Агломерация рудных материалов. Научное издание - Фролов Ю.А., Коротич В.И., Бездежский Г.Н.

Author: Фролов Ю.А. Коротич В.И. Бездежский Г.Н.

Tags: металлургия черных металлов железо, чугун и сталь маркшейдерское дело разведка доразведка разработка месторождений отдельных видов полезных ископаемых полезные ископаемые

ISBN: 5-321-00336-Х

Year: 2003

Similar

Металлургия чугуна

Справочник рабочего-агломератчика

Краткий справочник доменщика

Машины и агрегаты металлургических заводов. Т.1. Машины и агрегаты доменных цехов

Text

АГЛОМЕРАЦИЯ

рудных материалов
Авторы посвящают свой труд светлой памяти видного
отечественного ученого-металлурга С. Т. Ростовцева — одного из
пионеров в области развития теории и практики агломерации.
Многие положения этой книги основаны на тех взглядах,
догадках, предположениях, утверждениях, которые высказывал
С. Т. Ростовцев в далекие 30-е годы прошлого столетия

Ростовцев Сергей Тихонович, профессор
доктор технических наук (1898-1978)

В 1930 г. окончил Днепропетровский металлургический
институт и был оставлен в качестве ассистента кафедры
металлургии чугуна. В 1937 г. успешно защитил кандидатскую
диссертацию на тему: «Физико-химические основы теории
процесса агломерации железных руд».

С. Т. Ростовцев является автором одного из первых в стране
учебников по теории металлургических процессов (1944 г.).

В 1948 г. защитил докторскую диссертацию.

Второе переработанное издание учебника «Теория
металлургических процессов» вышло в свет в 1956 г. Учебник
использовался не только в вузах СССР, но и в ряде других стран:
Китае, Югославии, ГДР, Болгарии и др. (был переведен на
национальные языки этих стран).
В. И. Коротич, Ю. А. Фролов, Г. Н. Бездежский

АГЛОМЕРАЦИЯ

РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Екатеринбург
УДК 669.1:622.18

ББК 33.3

А 24

Рецензент д-р техн, наук проф. Н.С. Шумаков.

А 24 Агломерация рудных материалов. Научное издание / Коро-
тич В. И., Фролов Ю. А., Бездежский Г. Н.

Екатеринбург: ГОУ ВПО «УГТУ-УПИ», 2003. 400 с.

ISBN 5-321-00336-Х

Изложены теоретические основы важнейших процессов, протека-
ющих при агломерации железорудных материалов; рассмотрены глав-
ные элементы технологической схемы производства агломератов; про-
анализированы технологические мероприятия по повышению произво-
дительности агломерационных машин, улучшению качества агломера-
тов и снижению энергозатрат.

Книга предназначена для инженерно-технических работников аг-
ломерационных фабрик и специалистов проектно-исследовательских
институтов и фирм, работающих в области агломерации. Может быть
полезна студентам, обучающимся по специальностям, связанным с про-
изводством агломератов и их использованием в плавке.

Ответственный редактор
доктор технических наук В. И. Коротич

УДК 669.1:622.18

ББК 33.3

ISBN 5-321-00336-Х

© ГОУ ВПО «Уральский государст-
венный технический университет-УПИ»,
2003 г.
Коротич Владимир Иванович
(1929 г. р.), профессор
доктор технических наук

В 1952 г. окончил металлургический факультет Уральского
политехнического института. С 1958 по 1987 гг. читал для студен-
тов специальности «металлургия черных металлов» спецкурсы по
теории, технологии, устройствам и оборудованию агломерацион-
ного производства. По материалам этих курсов подготовлен и
издан в 1978 г. первый в стране учебник для вузов «Основы теории
и технологии подготовки сырья к доменной плавке».

С 1970 по 1981 гг. трижды направлялся МВиССО СССР в
Гвинейскую республику в качестве советника ректора Конакрий-
ского политехнического института и руководителя группы совет-
ских преподавателей. Одновременно для гвинейских студентов
читал лекции по курсам «Подготовка руд к металлургическому
переделу» и «Принципы металлургии».

По приглашению читал цикл лекций по металлургии в вузах
Болгарии и Чехословакии.

Автор научных монографий и учебников: «Теоретические ос-
новы окомкованйя железорудных материалов», 1966 г.; «Газоди-
намика агломерационного процесса» (совместно с В. П. Пузано-
вым), 1969; «Металлургия черных металлов» (совместно с С. Г. Брат-
чиковым), 1987; «Горение топлива и окислительно-восстановитель-
ные процессы при агломерации железорудных материалов», 1996;
учебник «Начала металлургии» (с соавторами), 2000.
Фролов Юрий Андреевич
(1939 г. р.), старший научный
сотрудник кандидат
технических наук,
заслуженный
изобретатель РФ

После окончания в 1961 г. металлургического факультета
Уральского политехнического института в течение 5 лег работал ма-
стером, начальником смены и шихтоподготовки на агломерацион-
ной фабрике Орско-Халиловского металлургического комбината.

С 1966 по 1993 гг. Ю. А. Фролов — старший научный со-
трудник, заведующий сектором, лабораторией теплотехники аг-
ломерации, директор Всесоюзного НИИ металлургической теп-
лотехники (ВНИИМТ).

В 1988 - 1989 гг. — консультант по агломерации в Науч-
но-исследовательском Центре Министерства стали Индии, в
1993 - 1995 гг. — там же руководитель экспертов стран СНГ,
1995 - 1996 гг. — эксперт Тяжпромэкспорта в Индии.

С 1997 г. — руководитель научного центра и технический
директор ФГУП «ПКБ «Энергоцветмет».

Под руководством и при непосредственном участии Ю. А. Фро-
лова разработаны типовые устройства для комбинированного на-
грева агломерационной шихты, устройства для загрузки шихты на
агломашины, основные технические решения по реконструкции пло-
щадей спекания и палет агломашин, газоотводящих трактов и охла-
дителей агломерата. Разработки и изобретения Ю. А. Фролова вне-
дрены на 32 аглофабриках, в т. ч. 14 зарубежных.

Ю. А. Фролов награжден медалью «За трудовую доблесть»,
шестью медалями ВДНХ, в т. ч. тремя золотыми.

Автор 180 печатных работ, в т. ч. двух монографий и 70 изо-
бретений и патентов.
Бездежский Григорий Наумо-
вич (1950 г. р.), кандидат
технических наук, заслужен-
ный изобретатель РФ, член-
корреспондент Российской
инженерной академии

После окончания металлургического факультета Уральско-
го политехнического института в 1972 г. в течение трех лет рабо-
тал на Кировградском медеплавильном комбинате; последняя дол-
жность — заведующий лабораторией.

С 1975 по 1992 гг. работал в институте «ВНИИЭнергоцвет-
мет». где в последние годы возглавлял теплотехническую лабора-
торию.

С 1992 г. — директор государственного предприятия ПКБ
«Э н ерго цв етм ет».

Серьезные научные разработки выполнены Г. Н. Бездежс-
ким по направлениям: поиск рациональных способов замены ме-
таллургического кокса в теплотехнических агрегатах другими ви-
дами топлив; совершенствование технологии извлечения цинка из
цинксодержащих материалов.

Достижения Г. Н. Бездежского в области науки и техники
отмечены двумя медалями ВДНХ. Награжден медалью «За трудо-
вое отличие».

Автор 120 научных трудов, в т. ч. 32 изобретений.
СОДЕРЖАНИЕ

Предисловие.........................................12

Введение.......................................... 14

Цель агломерации................................ 14

Из истории возникновения и развития агломерации. 16

Общая схема агломерации методом просасывания.....28

Раздел I

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССОВ, ПРОТЕКАЮЩИХ
ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ

1.1. Основные закономерности поведения влаги при
агломерации.....................................35

1.1.1. Сушка агломерационной шихты...............35

1.1.2. Переувлажнение агломерационной шихты.......44

1.1.3. Неустановившийся характер процессов сушки
и переувлажнения шихты в начальный период
агломерации...................................47

1.2. Удельный расход воздуха на агломерацию и
удельный выход агломерационного газа............50

1.2.1. Способы определения удельного расхода воздуха на
аглопроцесс и выхода агломерационного газа.....54

1.2.2. Влияние различных факторов агломерационного про-
цесса на величины удельного расхода воздуха

и выхода агломерационного газа...............56

1.3. Горение твердого топлива в агломерируемом слое. 62

1.3.1. Некоторые общие положения горения углерода.62

1.3.2. Особенности горения углерода топлива в агломе-
. рируемом слое..................................64

1.3.3. Состав продуктов горения топлива при
агломерации...................................69

1.3.4. Расчет состава продуктов горения..........75

1.4. Химические процессы и минералогические
превращения при агломерации железорудных
материалов......................................87
1.4.1. Разложение гидратных соединений.........87

1.4.2. Диссоциация карбонатов..................89

1.4.3. Поведение серы и других элементов..... 92

1.4.4. Окислительно-восстановительные процессы...97

1.4.5. Процессы, протекающие между твердыми вещест-
вами (в твердых фазах)........................ 113

1.4.6. Процессы, протекающие при плавлении шихты. 115

1.4.7. Процессы, протекающие при кристаллизации
расплаьа — формирование конечной минералогичес-
кой структуры аглоспека....................... 122

1.5. Формирование макроструктуры агломерационного
спека............................................127

1.5.1. Физико-химические свойства агломерационных
расплавов..................................... 128

1.5.2. Неоднородность агломерационных шихт... 132

1.5.3. Схема формирования макроструктуры агломера-
ционного спека............................... 136

1.6. Теплообмен в агломерируемом слое... ........147

1.6.1. Распределение температур по высоте агломери-
руемого слоя...................................147

1.6.2. Зональные тепловые балансы агломерационного
процесса..................................... 156

1.6.3. Расчет удельного выхода агломерационного газа ... 163

1.6.4. Вертикальная скорость спекания............ 166

1.6.5. Скорости перемещения «фронта горения» и «фронта
теплопередачи»................................ 171

1.7. Газодинамика агломерационного процесса .....174

1.7.1. Общие закономерности газодинамики пористого
слоя...........................................174

1.7.2. Особенности газодинамики агломерируемого слоя.. 181

1.7.3. Методика расчета газодинамического сопротивления
агломерируемого слоя........................ 192

Раздел 2

ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ АГЛОМЕРАЦИОННОГО
ПРОИЗВОДСТВА

2.1. Приемка и складирование сырья............. 202

2.1.1. Устройства для приема на аглофабрике шихтовых
материалов................................ 202
2.1.2. Усреднительные склады..................203

2.2. Подготовка компонентов шихты к спеканию......206

2.2.1. Подготовка известняка..................207

2.2.2. Подготовка твердого топлива............208

2.3. Составление агломерационной шихты............211

2.3.1. Расчет агломерационной шихты...........211

2.3.2. Работа дозировочного отделения.........215

2.4. Смешивание и окомкование шихт...............223

2.4.1. Закономерности движения сыпучего материала
в поперечном сечении вращающихся барабанов......223

2.4.2. Движение сыпучего материала вдоль оси вращения
барабана.......................................228

2.4.3. Смешивание агломерационной шихты.......230

2.4.4. Окомкование агломерационной шихты......232

2.5. Укладка постели и шихты на агломерационную
машину............................................253

2.5.1. Назначение и эффективность применения постели.. 253

2.5.2. Устройства для загрузки шихты на агломерацион-
ную машину.....................................256

2.6. Зажигание агломерационной шихты.............261

2.7. Обработка агломерационного спека............271

2.7.1. Дробление агломерационного спека.......272

2.7.2. Грохочение горячего агломерата.........273

2.7.3. Охлаждение агломерата..................274

2.8. Технологические приемы повышения качества
агломератов и экономической эффективности
процесса...........................................276

2.8.1. Качество железорудных агломератов и мероприятия
по повышению качества ..........................277

2.8.2. Некоторые приемы повышения технико-экономи-
ческой эффективности агломерационного
процесса.......................................310

2.9. Работа газоотсосного тракта агломерационной
машины............................................233

2.9.1. Элементы газоотсосного тракта..........233

2.2.2. Устройство и работа нагнетателя........335

2.9.3. Газодинамическая характеристика сети агломера-
ционной установки..............................340
2.9.4. Определение газодинамических параметров сов-
местной работы нагнетателя и агломерационной
машины........................................343

2.9.5. Расчет производительности агломерационных
машин.........................................344

2.10. Материальный и тепловой балансы
агломерационного процесса........................349

2.10.1. Материальный баланс..................349

2.10.2. Тепловой баланс......................351

2.11. Экономическая эффективность агломерационного
производства.....................................355

Приложения......................................358

Литература......................................387
ПРЕДИСЛОВИЕ

Результаты многочисленных исследований агломерационно-
го процесса, которые активно велись в течение всего времени ис-
пользования агломерации как метода окускования рудного сырья,
обобщались и издавались в СССР в виде отдельных книг через
определенные промежутки времени. Вот далеко неполный хроно-
логический перечень этих книг:

1935 г. — П. П. Демчук. Основы агломерации железных руд;

1937 г. — Г. Вендеборн. Спекание и обжиг методом проса-
сывания (пер. с нем.);

1954 г. —А. М. Парфенов. Агломерация железных руд;

1959 г. — В. Люйкен. Подготовка сырых материалов к до-
менной плавке (пер. с нем.);

1963 г. — Е. Ф. Вегман. Процесс агломерации;

1967 г. — С. В. Базилевич, Е. Ф. Вегман. Агломерация;

1968 г. — Е. Ф. Вегман. Окускование руд и концентратов
(переиздана в 1976 и 1984 гг.);

1969 г. —А. А. Сигов, В.А. Шурхал. Агломерационный про-
цесс;

1978 г. — В. И. Коротич. Основы теории и технологии под-
готовки сырья к доменной плавке.

За прошедшие почти 20 лет со времени издания последней
книги Е. Ф. Вегмана практически полностью сменился персонал
на агломерационных фабриках. Значительное количество рабо-
тающих в настоящее время на аглофабриках специалистов не об-
ладает в полной мере знаниями, необходимыми для организации
высокоэффективной технологии производства качественного аг-
ломерата.

Авторы считают, что изложенный в настоящей книге мате-
риал окажет существенную помощь инженерно-техническим ра-
ботникам агломерационных фабрик в повышении уровня профес-
сиональных знаний.

В книге не только обобщены результаты выполненных ра-
нее исследований по теории и технологии агломерационного про-
цесса, излагавшиеся в предыдущих книгах, но и включены науч-
ные данные и практические приемы совершенствования агломе-
рационного процесса, полученные авторами и другими исследо-
вателями за последние 20 лет.

Еще одной особенностью книги является приведенное в ней
большое количество расчетов, позволяющих делать анализ той или
другой стороны агломерационного процесса и намечать научно
обоснованные мероприятия по совершенствованию технологии
производства агломерата в данных конкретных условиях метал-
лургического предприятия. Считаем необходимым особо отме-
тить, что большая часть расчетов впервые выполнена с использо-
ванием характеристических показателей агломерационного про-
цесса: удельного выхода агломерационного газа и удельного рас-
хода воздуха на процесс. Благодаря применению этих показате-
лей удалось существенно упростить одни расчеты и разработать
методики других, которые раньше без использования данных по
удельному выходу газа и удельному расходу воздуха выполнить
было невозможно.

Хотя книга написана на основе исследований и практики ра-
боты агломерационных фабрик черной металлургии, многие за-
кономерности процесса и рекомендации по совершенствованию
технологии могут быть с успехом использованы при спекании руд
цветных металлов.
ВВЕДЕНИЕ

Цель агломерации

Агломерация является заключительной операцией в комп-
лексе мероприятий по подготовке железных руд к доменной плав-
ке. Главная цель этой операции состоит в том, чтобы превратить
мелкий рудный концентрат в более крупные куски — агломерат,
использование которого в доменной плавке обеспечивает форми-
рование слоя шихты хорошей газопроницаемости, что является
непременным условием высокопроизводительной работы домен-
ной печи.

Доменная плавка высокой интенсивности возможна при
большом количестве сгорающего в горне доменной печи кокса,
что, с одной стороны, ведет в выделению большого количества
тепла, а с другой — к образованию в нижней части печи свобод-
ного пространства (благодаря газификации твердого кокса), куда
опускается столб доменной шихты. Хорошая газопроницаемость
шихты нужна для того, чтобы большой объем образующихся при
горении кокса газов успевал проходить через межкусковые кана-
лы слоя при относительно небольших перепадах давления газа
между горном и колошником (150—200 кПа на высоте слоя ших-
ты 20—25 м).

Зависимость между потерями давления газа в слое (Др) и ко-
личеством движущегося в печи газа (для удобства анализа выра-
женного через скорость — wr, м3/м2 • с), а также другими парамет-
рами газа и слоя определяется формулой

Здесь Н — высота столба шихты; d3KB — эквивалентный (средний)
размер кусков шихты; 8 — межкусковая пористость слоя (пороз-
ность); рг — плотность газа; X -— эмпирический коэффициент.
Из формулы следует, что повышение wr при сохранении по-
стоянным Др возможно при увеличении размеров кусков шихто-
вых материалов d3KB. Между тем концентраты, получающиеся в
настоящее время при обогащении железных руд, представлены
частицами 0,1 мм и меньше. Такие мелкие рудные материалы не-
пригодны для непосредственного использования в плавке. Столб
шихты высотой 20 м, сложенный из частиц такой крупности, прак-
тически непроницаем для газа. А если подобные пылевидные час-
тицы и попадают в печь, то уже при скорости 0,5 м/с выносятся из
нее потоком восходящего газа.

Из изложенного с очевидностью вытекает необходимость
предварительного окускования мелких рудных материалов. По
данным практики, оптимальные размеры кусков шихты составля-
ют 20—40 мм, что удовлетворяет как требованиям газодинамики
доменной плавки, так и условиям высокой скорости теплопереда-
чи между газом и шихтой и интенсивному развитию гетерогенных
процессов восстановления оксидов железа.

Из трех возможных способов окускования: а) брикетирова-
ния; б) агломерации и в) производства окатышей наиболее рас-
пространена агломерация, обладающая рядом существенных пре-
имуществ перед двумя другими.

Агломерация (от лат. agglomerare — присоединять, прибав-
лять) в широком смысле — объединение в единое целое однород-
ных частей. В более узком значении — применительно к метал-
лургии — это процесс формирования агломерата* — закристал-
лизовавшейся пористой массы из рудных частиц в результате их
частичного плавления и последующего быстрого охлаждения.

Наряду с окускованием как главной целью при агломера-
ции, протекающей при относительно высоких температурах
(1300— 1400°С), идут и другие физико-химические процессы, улуч-
шающие качество железорудного сырья:

- разложение гидратных и карбонатных соединений;

- удаление из руд большей части серы (окислением до SO2 и
SO3).

Агломерация позволяет вовлечь в металлургическую пере-
работку отходы других производств, содержащие повышенное
количество железа: окалину прокатных и кузнечных цехов, колош-
никовую пыль доменного цеха, красные шламы глиноземных за-
водов, пиритные огарки сернокислотных заводов и др.

* В противоположность конгломерату — бессистемному соедине-
нию разнородных частей или предметов.
Из истории возникновения и развития
агломерации

Агломерация как способ окускования был открыт случайно
в 1887 г. английскими исследователями Ф. Геберлейном и Т. Ха-
тингтоном в ходе опытов по десульфурирующему обжигу руд цвет-
ных металлов на колосниковой решетке. Обжиг проводили следу-
ющим образом. На колосниковую решетку насыпали слой горя-
щих кусков кокса или угля, на который затем укладывали слой
сульфидной руды. Снизу через решетку подавали воздух от возду-.
ходувки. Проходя через слой топлива, воздух обеспечивал его ин-
тенсивное горение. Горячие продукты горения, двигаясь дальше,
нагревали расположенный выше слой руды. При температурах
400—500°С происходило воспламенение сульфидов. В результате
их горения выделялось дополнительное тепло, которое потоком
газа переносилось в слой руды, расположенный еще выше. Таким
образом, зона горения сульфидов перемещалась в направлении
движения газа, проходя последовательно весь слой руды, распо-
ложенный на решетке. Обжиг руды осуществлялся без подвода теп-
ла извне — только за счет тепла, выделявшегося при горении суль-
фидов. «Запальное» топливо (куски раскаленного кокса или угля),
расположенное вначале на колосниковой решетке, служило толь-
ко для воспламенения сульфидов руды самого нижнего слоя.

В ходе исследований выяснилось, что при обжиге руд с вы-
соким содержанием серы выделялось так много тепла и темпера-
тура поднималась до такого уровня, что происходило приплавле-
ние обожженных кусков руды друг к другу. После окончания про-
цесса слой руды превращался в закристаллизовавшуюся пористую
массу •— спек. Куски раздробленного спека, которые назвали аг-
ломерат, оказались вполне пригодными по своим физико-хими-
ческим свойствам для шахтной плавки.

Сравнительная простота технологии и высокая тепловая эф-
фективность слоевого окислительного обжига сульфидных руд
привлекли внимание специалистов черной металлургии. Появи-
лась идея разработать термический способ окускования железо-
рудных материалов на базе подобной технологии. Отсутствие в
железных рудах серы как источника тепла предполагалось ком-
пенсировать добавкой к руде мелких частиц углеродистого топлива:
угля или кокса. Железорудный агломерат по такой технологии в ла-
боратории впервые был получен в Германии в 1902—1905 гг.

Первой промышленной установкой для производства агло-
мерата был котел Геберлейна—коническая стальная чаша, на не-
16
котором расстоянии от днища которой была закреплена колосни-
ковая решетка, а в днище имелся патрубок для подвода дутья от
воздуходувки. Процесс осуществлялся по схеме, аналогичной опи-
санной выше для окислительного обжига сульфидных руд, с той
только разницей, что в данном случае источником тепла для раз-
мягчения и частичного плавления рудных зерен были горящие
частички угля или кокса. На находящийся на колосниковой ре-
шетке слой из кусков раскаленного твердого топлива засыпали
тонким слоем агломерационную шихту — смесь мелкой влажной
руды с частичками коксика. После этого включали дутье, и подо-
гретый в слое горящего на колосниковой решетке топлива газ под-
нимался вверх, воспламеняя и сжигая содержащееся в шихте топ-
ливо в нижнем слое спекаемого материала. Когда зона горения
доходила до поверхности (а это замечалось прямым наблюдением
— поверхность раскалялась) загружался следующий слой агломе-
рационной шихты. Таким образом процесс продолжался до тех
пор, пока вся чаша не заполнялась готовым агломератом (котел
емкостью 15 т заполнялся в течение 12 ч.). После этого выключа-
ли вентилятор, опрокидывали котел и вручную разбивали полу-
ченную глыбу агломерата на более мелкие куски.

В России первые 6 котлов Геберлейна были введены в эксп-
луатацию в 1906 г. на Таганрогском заводе, а в 1914 г. — еще 5
чаш на Днепровском металлургическом заводе.

Одновременно в эти же годы велись работы по созданию аль-
тернативных аглоустановок, лишенных серьезных недостатков
котлов Геберлейна: низкой производительности, тяжелого физи-
ческого труда рабочих. Были разработаны конструкции агломе-
рационных чаш со значительно лучшими технологическими ха-
рактеристиками. Эти установки находились в эксплуатации на ме-
таллургических заводах несколько десятков лет. В 1914—1918 гг. на
Днепровском заводе была построена аглофабрика с прямоуголь-
ными (стационарными) чашами системы Гриневальта, а в 1925 г.
на Гороблагодатском руднике (на Урале) — фабрика с 28 круглы-
ми чашами (диаметром 2,3 м) шведской фирмы AIB. Принципи-
ально агломерационный процесс в чашах шел так же, как и в кот-
лах Геберлейна. Отличие состояло в том, что была уменьшена тол-
щина спекаемого слоя до 250—300 мм, а самое главное, дутьевой
режим был заменен на вакуумный •— воздух в слой засасывался
сверху благодаря создаваемому вентиляторами разрежению под
колосниковой решеткой. Поэтому зажигание (воспламенение ча-
стичек твердого топлива шихты) также производилось сверху. В
круглых чашах для этого на поверхность уложенной в чашу ших-
ты засыпался слой «запального топлива» (смесь древесной струж-
ки, опилок, частичек угля или коксика). В прямоугольных чашах
зажигание осуществляли с помощью передвижных зажигательных
горнов с газовыми горелками.

Для полноты картины следует упомянуть, что в 20-30 гг. XX
столетия агломерацию железных руд осуществляли еще на одном
типе установок — в трубчатых вращающихся печах (Полизиуса).
Подробнее об устройстве и работе агломерационных чаш и вра-
щающихся печей можно познакомиться в [1-3].

Поскольку каждая из упомянутых агломерационных уста-
новок обладала теми или другими существенными недостатками
(один из самых серьезных — низкая производительность), ни чаши,
ни трубчатые печи не получили широкого распространения в ме-
таллургии. Прорыв в области окускования руд был сделан двумя
американскими инженерами А. Дуайтом и Р. Ллойдом, которые в
1906 г. разработали конструкцию, а в 1911 г. ввели в эксплуата-
цию первую конвейерную агломерационную машину непрерыв-
ного действия. Процесс спекания руд шел по тому же принципу,
что и в котлах Геберлейна или в чашах — тепло, необходимое для
оплавления рудных зерен, выделялось при слоевом сжигании час-
тичек твердого топлива в результате просасывания воздуха через
шихту, уложенную на колосниковую решетку. Успех в быстром и
широком распространении агломерации как главного способа
окускования железорудных материалов был предопределен очень
удачной конструкцией агломерационой машины. Площадь спе-
кания первой агломерационной машины Дуайта-Ллойда была 8,1
м2 (при ширине ленты 1,05 и длине 7,7 м); суточная производи-
тельность 140 т агломерата при спекании колошниковой пыли. За
прошедшие 90 лет неизмеримо выросли размеры агломерацион-
ных машин — площадь спекания увеличилась до 600 м2 и более;
суточная производительность достигла 15000-18000 т агломера-
та. Изменились марки сталей, из которых изготовляются различ-
ные детали машин, но принципиальное устройство машин оста-
лось без изменения.

Конвейерная агломерационная машина (рис. 1) состоит из сле-
дующих основных частей: спекательных тележек — палет (днище
которых представляет колосниковую решетку с зазорами 5-6 мм),
перемещающихся по направляющим — стальным рельсам; ваку-
ум-камер (обеспечивающих вакуум под колосниками палет); при-
вода (состоящего из большого зубчатого колеса диаметром 4-6 м,
приводимого во вращение электродвигателем).
5

Рис. 1. Схема конвейерной агломерационной машины:

2 — спекательные тележки — палеты; 1 — вакуум-камера;
3 — хвостовая часть машины; 4 — привод; 5 — загрузочное устройство;

6 — зажигательный горн; 7 — дробилка агломерата;

8 — пылеуловитель; 9 — вентилятор-эксгаустер; 10 — труба

Работает машина следующим образом. Медленно вращающе-
еся колесо в головной части машины захватывает зубцами подка-
тившуюся внизу тележку и поднимает ее на верхнюю ветвь направ-
ляющих, где она прижимается к предыдущей, толкает ее и через нее
— все остальные палеты, находящиеся на рабочей ветви машины.
При этом последняя тележка в хвостовой части машины переходит
на круговой участок направляющих и далее — на «холостую» ветвь
машины, имеющую небольшой уклон к головной ее части. Тележка
подхватывается зубчатым колесом, поднимается вверх, и цикл по-
вторяется. При подходе к загрузочному устройству палета заполня-
ется шихтой и проходит под зажигательным горном, где осущест-
вляется воспламенение топлива шихты в поверхностном слое. В те-
чение времени, пока тележка находится на рабочей ветви машины,
через слой шихты непрерывно просасывается воздух (под действием
разрежения в вакуум-камерах, который создает эксгаустер). Скорость
движения палет подбирается такой, чтобы за время перемещения
тележки от зажигательного горна до последней вакуум-камеры зона
горения — формирования агломерата — прошла сверху вниз весь
слой (толщиной 200-400 мм) — см. рис. 5. При опрокидывании
палеты в конце машины происходит ее освобождение от образо-
вавшегося агломерационного спека.

Руководство металлургической промышленностью в Советс-
ком Союзе уделяло серьезное внимание развитию агломерации. Го-
ловной организацией по координации работ в области агломерации
был определен Ленинградский институт «Механобр». В 1925 г. была
проведена I Всесоюзная конференция по обогащению и агломера-
ции железных руд; в 1932 г. — II конференция, на которой было
принято решение о строительстве агломерационных фабрик с ис-
пользованием машин Дуайта-Ллойда. Первые отечественные лен-
точные агломерационные машины имели площадь спекания 18 м2.
Но в качестве типовой была принята машина площадью спекания
50 м2. Первая фабрика с ленточными машинами была построена
на Керченском металлургическом заводе в 1930 г. Затем в 1932—
1936 гг. были введены в эксплуатацию аглофабрики: Мундыбаш-
ская (в Сибири), Камыш-Бурунская (в Керчи), Макеевская (в Дон-
бассе), Магнитогорская (на Урале). После Великой отечественной
войны продолжалось интенсивное строительство агломерацион-
ных фабрик—почти каждый доменный цех страны снабжался агло-
мератом со своей аглофабрики. Начиная с 50-х гг. агломерацион-
ные фабрики комплектуются машинами площадью спекания 75 м2.
В 60-х гг. началось производство агломерационных машин пло-
щадью спекания 312 м2 (см. табл.).

Таблица

Техническая характеристика агломерационных
машин СССР

Параметр Тип машины
КЗ-50 АКМ- 75 АКМЗ- 85/160 АКМ7 -312
Ширина палеты, м 2,0 2,5 2,5 4,0
Длина рабочей части, м 25 30 64 78
Площадь просасывания, м2 50 75 85 (75) 312
Количество вакуум-камер 13 15 17(15) 26
Число палет 70 80 151 130
Мощность эл. двигателя привода, кВт 11 13 32 85
Скорость движения палет, м/мин 1,4-4,4 1,5-4,5 1,5-6,0 1,5-7,5

Примечания. Максимальная высота спекаемого слоя 0,3-0,35 м;
разрежение, создаваемое эксгаустерами, 10-12 кПа; для машины
АКМ3-85/160 общая площадь просасывания 160м2, в том числе на уча-
стке охлаждения спека — 75м2 (15 вакуум-камер).
Начавшаяся на УЗТМ в 80-х гг. разработка проекта агломе-
рационной машины площадью спекания 600 м2, к сожалению, так и
не была закончена.

Одновременно с увеличением мощности агломерационных
машин совершенствовалась технология агломерации на основе ис-
следований советских и зарубежных ученых-агломератчиков. Боль-
шой вклад в развитие теории агломерационного процесса внесли
немецкий ученый Г. Вендеборн (впервые правильно изложил прин-
ципиальную схему теплообмена в слое при агломерации просасы-
ванием); украинский ученый С. Т. Ростовцев (вопросы зажигания,
газодинамики слоя, химико-минералогических превращений в спе-
каемом материале); уральский проф. В. Я. Миллер (один из пио-
неров разработки теории и технологии производства офлюсован-
ных агломератов, впервые раскрыл зональную структуру спекае-
мого слоя и связал ее с распределением температур по высоте слоя;
исследовал поведение при агломерации сульфидной, сульфатной
серы; занимался вопросами формирования макроструктуры опе-
ка, кинетики химико-минералогических процессов в агломериру-
емом слое). Н. М. Бабушкиным в соавторстве с В. Н. Тимофеевым
и Ф. Р. Шкляром впервые разработана математическая формули-
ровка и решена комплексная задача тепло- и массообмена в слое
агломерируемой шихты, а также в сплошном и насыпном слое
охлаждающегося агломерата. Существенно расширили и углуби-
ли представления об агломерационном процессе работы Е. Ф. Вег-
мана и Т. Я. Малышевой (химико-минералогические превраще-
ния); А. А. Сигова (раскрывшего закономерности поведения вла-
ги при агломерации; много внимания уделившего изучению про-
цессов горения топлива, теплообмена, окислительно-восстанови-
тельных процессов; впервые получившего истинный состав продук-
тов горения твердого топлива в агломерируемом слое); В. М. Витю-
гина (исследовавшего механизм и кинетику грануляции тонкодис-
персных материалов); Е. Войса и С. Г. Братчикова (изучавших за-
кономерности горения твердого топлива и теплообмена в слое);
С. В. Базилевича (показавшего влияние разнообразных факторов
на прочность агломерационного спека и гранулометрический со-
став агломерата); Г. В. Коршикова (одного из наиболее активных
исследователей агломерационного процесса второй половины про-
шлого века).

Изучением агломерационного процесса в СССР занимались
коллективы многих научных лабораторий: Днепропетровского
металлургического института (в 30-е гг. под рук. С. Т. Ростовцева,
а в 60-70-е гг. под рук. Г. Г. Ефименко); Ленинградского институ-
та «Механобр» (А. М. Парфенов); Московского института стали
и сплавов (под рук. Е. Ф. Вегмана и Ю. С. Карабасова); Липецко-
го политехнического института (Г. В. Коршиков); Киевского
«Института газа» (под. рук. А. А. Сигова); института «ДонНИИЧЕР-
МЕТ» (Ф. Ф. Колесанов). Особенно большая концентрация науч-
ных сил была на Урале—в г. Свердловске: Институт черных метал-
лов (рук. В. Я. Миллер); институт «Уралмеханобр» (рук. Д. Г. Хох-
лов); ВНИИМТ (Н. М. Бабушкин); Уральский политехнический ин-
ститут (рук. В. И. Коротич). Имея ввиду, что работы велись также в
лабораториях Нижне-Тагильского и Магнитогорского металлурги-
ческих комбинатов, можно утверждать, что к 70-м гг. XX века сло-
жилась «уральская школа агломератчиков», особенностью которой
был научный подход к изучению процесса агломерации.

В последние годы особенно заметный вклад в раскрытие
фундаментальных основ агломерации внесли представители этой
школы В. И. Пузанов и Л. И. Каплун.

Наиболее значительные результаты многолетних экспери-
ментальных и теоретических разработок В. П. Пузанова нашли
отражение в двух монографиях: «Газодинамика агломерационно-
го процесса» (в которой приведена наиболее совершенная на на-
стоящее время методика расчета газодинамических параметров
спекаемого слоя и аглоустановки) и «Структурообразование из
мелких материалов с участием жидких фаз» (2002), где предприня-
та попытка поставить на глубокую научную основу отдельные
вопросы большой проблемы — образование искусственных струк-
тур из мелких материалов: смешивание и окомкование шихт, уп-
лотнение гранул, формирование пористых агломерационных спе-
ков, а также окатышей — процессов, идущих при активном учас-
тии жидких фаз (воды или расплавов).

Блестящий экспериментатор Л. И. Каплун с помощью ори-
гинальных установок и методик сумел получить уникальные
данные и вскрыть или уточнить закономерности процессов по
важнейшим проблемам агломерации: горения топлива, хими-
ко-минералогических превращений в твердых фазах, плавления
агломерационной шихты; изучить физико-химические свойства
железистых агломерационных расплавов и определить их роль
в формировании химико-минералогической и физической
структуры агломератов, детально изучить характер окислитель-
но-восстановительных процессов при агломерации железоруд-
ных материалов.
Определенный вклад в развитие науки и практики агломе-
рации внесли и авторы настоящей книги.

Успехи современного агломерационного производства были
бы невозможны без использования в практике предложений ряда
отечественных инженеров и ученых по совершенствованию тех-
нологии производства агломерата.

Одним из серьезных достижений советских специалистов-аг-
ломератчиков была разработка технологии производства офлю-
сованного агломерата высокого качества.

Использование в доменной плавке в качестве флюса «сыро-
го» (необожженного) известняка требует повышенного расхода
кокса — для компенсации значительного эндотермического эф-
фекта диссоциации карбоната СаСО3 = СаО + СО2 - Q. Поэтому
доменщики с давних пор искали способ вынести из доменной печи
этот процесс.

Первые упоминания об использовании в доменной плавке
обожженной извести взамен известняка относятся к началу XIX в.
В «Горном журнале», 1836 г., т. III, с. 195, имеется сообщение о
неудовлетворительной работе доменной печи уральского (Камен-
ского) завода при использовании в шихте извести. Это было свя-
зано не только с сильным пылением при загрузке и тяжелыми ус-
ловиями труда рабочих и с большим уносом извести из печи с ко-
лошниковым газом, но и с тем, что при такой замене экономичес-
кого эффекта практически не добились. Дело в том, что в верхних
частях печи СаО извести взаимодействует с СО2 газа (появляю-
щимся в результате восстановления оксидов железа), и вновь об-
разуется карбонат СаСО3.

Принципиально проблема была решена в 1935 г. работами
Н. Н. Круглова и И. В. Распопова, которые отмечали [4], что «если
вести речь об употреблении в доменной печи обожженной извес-
ти, то надо предложить такой способ ее приготовления, который
удовлетворял бы следующим основным требованиям:

1) обожженная известь должна храниться на открытом воз-
духе без того, чтобы происходило ее гашение и рассыпание в по-
рошок;

2) обожженная известь не должна в верхних горизонтах до-
менной печи насыщаться углекислотой.

Представляется весьма вероятным, что этим требованиям
можно будет удовлетворить, если обжиг известняка вести в агло-
мерационной чаше, смешав его предварительно с мелкой желез-
ной рудой. В этом случае, образующаяся при высоких температу-
pax окись кальция будет давать химические соединения с кремне-
кислотой, глиноземом и окислами железа, в результате чего полу-
чится агломерат с основной пустой породой». Эта идея производ-
ства «ожелезненной извести» путем агломерирующего обжига
была подтверждена лабораторными опытами. Авторы получили
агломерат с основностью 7 хорошего качества.

Первые промышленные опыты по производству офлюсо-
ванного агломерата и его проплавки в доменной печи были про-
ведены в 1936 г. на Днепродзержинском металлургическом за-
воде по инициативе С.Т. Ростовцева. Из-за очень плохого ка-
чества агломерата (содержавшего более 50% мелочи), обуслов-
ленного использованием в агломерационном процессе очень
крупного известняка (до 25 мм), результаты этой непродолжи-
тельной опытной плавки оказались неудовлетворительными:
ход доменной печи был крайне неустойчивым, с частыми под-
висаниями и осадками.

Руководство металлургической промышленностью СССР
после этой неудачной плавки поручило группе исследователей
разработать технологию производства качественного «самоплав-
кого» — офлюсованного с основностью 1,2—1,4 агломерата. В ка-
честве опытной базы был выбран лучший в то время Магнитогор-
ский металлургический комбинат.

Как полагали исследователи [5], в результате плавки такого
агломерата удастся

- улучшить процесс шлакообразования в доменной печи;

- уменьшить удельный объем шихтовых материалов, м3/т
чугуна;

- увеличить скорость восстановления за счет уменьшения
содержания в доменном газе СО2 (от разложения известняка);

- уменьшить потери тепла с колошниковым газом (благода-
ря снижению его количества);

- в конечном счете получить экономию горючего (кокса).

В 1939 г. сначала лабораторные исследования, а затем рабо-
та на промышленных агломерационных лентах показали принци-
пиальную возможность получения офлюсованного агломерата I
и II сортов. Одним из главных условий технологии было ограни-
чение верхнего предела крупности кусочков известняка 6 мм.

Опытная плавка полученного агломерата (50% агломерата
в рудной части шихты) в июле-августе 1939 г. дала положитель-
ный результат: ход доменной печи был ровным; уменьшились ко-
лебания химического состава чугуна; увеличилась производитель-
ность печи и снизился расход кокса. Такие же положительные ре-
зультаты были получены в ходе второй опытной плавки в 1941 г.

Работы по совершенствованию технологии производства
офлюсованного агломерата и использованию его в доменной плав-
ке были возобновлены на ММК после Великой Отечественной
войны, что иллюстрируется рис. 2 [6].

Рис. 2. Динамика развития производства офлюсованного
агломерата и его использования в доменной плавке на ММК

С 50-х гг. прошлого столетия офлюсованный агломерат на-
чали производить и другие металлургические заводы СССР, а за-
тем и аглофабрики зарубежных стран.

В этот же период на агломерационных фабриках СССР на-
шел широкое распространение способ интенсификации процесса
спекания путем подачи на машины предварительно подогретой
до 6О...7О°С шихты. Этот способ, предложенный В.В. Виноградо-
вым [7], оказался весьма эффективным: производительность агло-
машин возрастала на 20-50%.

С 60-х гг. прошлого века на аглофабриках СССР, и в первую
очередь Украины, с успехом начали применять еще один способ ин-
тенсификации аглопроцесса—введение в шихту обожженной извес-
ти (до 3-5%). Активную роль в этом сыграл Н. 3. Плоткин, который
разработал несколько конструкций обжиговых установок.
С 1955 г. в мировой металлургии в промышленных масшта-
бах начали использовать новый метод окускования тонких желе-
зорудных концентратов— производство окатышей. При проплав-
ке окатышей в доменных печах США удельный расход кокса со-
кратился, а производительность печей увеличилась почти вдвое.
Благодаря активной рекламной кампании, которую развернули
фирмы-разработчики технологии и изготовители оборудования
фабрик по производству окатышей, у многих металлургов, в том
числе и у руководителей Министерства черной металлургии СССР,
сложилось впечатление, что окатыши обладают неоспоримыми
преимуществами перед агломератом. В МЧМ СССР было приня-
то решение, что стратегическим направлением развития подотрас-
ли подготовки железорудного сырья к доменной плавке является
интенсивное строительство фабрик по производству окатышей с
постепенным сокращением, а в конечном счете с полной ликвида-
цией агломерационного производства. Любые попытки ученых и
производственников в 60-х гг. прошлого века дать объективную
оценку новому способу окускования решительно пресекались. За-
малчивались результаты лучшей работы ряда доменных печей
Японии на хорошо подготовленном офлюсованном агломерате по
сравнению с проплавкой окатышей (неофлюсованных). Из текста
статьи [8] одного из авторов настоящей книги, опубликованной в
1964 г. редакцией журнала, подведомственного МЧМ, были ис-
ключены ссылки на результаты экспериментов, согласно которым
окатыши в ходе восстановления разрушались почти в два раза
сильнее, чем агломераты. Результаты такой тенденциозной тех-
нической политики не замедлили сказаться. Вскоре после начала
использования в доменной плавке на ММК окатышей ССГОК при-
шлось аварийно останавливать доменные печи по причине интен-
сивного износа засыпных аппаратов и огнеупорной кладки, обус-
ловленного значительным повышением содержания пыли в домен-
ном газе из-за сильного разрушения окатышей в ходе доменной
плавки.

Последовавший за этими событиями объективный анализ по-
казал, что окатыши не являются «абсолютно» лучшим видом окус-
кованного рудного сырья. Они обладают рядом существенных
недостатков по сравнению с агломератом: во-первых, окатыши
невозможно получать из относительно грубых концентратов, а
дополнительное измельчение до необходимой крупности (-0,05 мм)
значительно удорожает концентрат; во-вторых, как уже отмеча-
лось, окатыши сильнее агломерата разрушались в ходе восстано-
вительных процессов; в-третьих, чрезвычайно трудно технологи-
чески получать окатыши повышенной (до 1,4-1,5) основности; в-
четвертых, при работе доменных печей только на окатышах воз-
никают определенные затруднения из-за ухудшения газопроница-
емости слоя и развития процессов шлакообразования.

Главным достоинством агломерации является универсаль-
ность — процесс спекания идет достаточно успешно с использо-
ванием рудных материалов в широком диапазоне по крупности
(от 0 до 10 мм); допустимы некоторые отклонения от оптималь-
ных параметров по влажности шихты, содержания в ней твердого
топлива и др.

Несомненным преимуществом окатышей перед агломератом
является их хорошая «транспортабельность»: они мало разруша-
ются в ходе железнодорожных или морских перевозок. Таким об-
разом, целесообразно окускование тонкого рудного концентрата
производить путем производства окатышей в том случае, когда
горно-рудный комбинат (с обогатительной фабрикой) находятся
на значительном удалении от металлургического завода.

К настоящему времени у металлургов сформировалось твер-
дое мнение, что агломерация и производство окатышей — не кон-
курирующие, а дополняющие друг друга методы окускования. При
этом преимущество по масштабам производства и применения в
плавке остается за агломерацией — 60-70%. На рис. 3 представле-
на динамика развития производства агломерата и окатышей в
СССР и России.

Рис. 3. Динамика развития производства агломерата
в СССР, России, США, Японии;

пунктирной кривой показано развитие производства окатышей
Общая схема агломерационного процесса методом
просасывания

Типичная шихта, идущая на производство железорудного аг-
ломерата, состоит из следующих компонентов:

1) мелкий железорудный материал, как правило, концентрат;

2) измельченное топливо — кокс (фр. 0-3 мм), содержание в
шихте 4-6%;

3) измельченный известняк (фр. 0-3 мм), содержание до 8-
10%;

4) возврат — некондиционный агломерат от предыдущего
спекания (фр. 0-8 мм), содержание 25-30%;

5) железосодержащие добавки — колошниковая пыль из до-
менных печей, окалина прокатных цехов, пиритные огарки серно-
кислотного производства и др. (фр. 0-3 мм), содержание до 5%.

Отдозированные в заданном, заранее рассчитанном соот-
ношении компоненты перемешивают, увлажняют (для улучше-
ния окомкования) и после окомкования без уплотнения загру-
жают на колосниковую решетку слоем 300-400 мм. Затем вклю-
чают нагнетатель — вентилятор, работающий на отсос. Под
колосниковой решеткой создается разрежение, благодаря ко-
торому в слой вначале засасывается поток горячих горновых
газов, обеспечивающих «зажигание» шихты, т. е. нагрев повер-
хностного слоя примерно до 1200°С (в течение 1,5-2,0 мин). По-
ступающий затем в слой в остальное время, процесса атмосфер-
ный воздух обеспечивает интенсивное горение частиц кокса
шихты. В зоне максимальных температур (1400... 1450°С) про-
исходит частичное плавление рудных зерен, их слипание, а за-
тем в ходе последующей кристаллизации образуется пористая
структура — агломерационный спек.

В каждый момент времени происходит воспламенение на-
гретых до 700...800 °C частичек топлива в слое шихты, примыкаю-
щем к нижней границе зоны горения. Одновременно заканчивает-
ся горение частиц топлива на верхней границе зоны горения. В
результате этого зона горения, совмещенная с зоной плавления,
непрерывно перемещается вниз, в направлении движения газово-
го потока, как бы «внедряясь» в слой исходной шихты и оставляя
за собой зону охлаждающегося агломерата.

Структура агломерируемого слоя, существо протекающих в
отдельных зонах процессов могут быть определены более деталь-
но из рис. 4, на котором представлены результаты прерванного
примерно на середине спекания.
Рис. 4. Структура агломерируемого слоя и распределение
температур в отдельных его зонах

Как видно, определяющей зоной является горизонт с макси-
мальной температурой —зона плавления — зона формирования агло-
мерата (2). Выше этой зоны находится слой пористого агломераци-
онного спека (1). В расположенной ниже зоне интенсивного нагрева
(3) происходит быстрый нагрев спекаемого материала — со скорос-
тью до 800 град/мин. и такое же быстрое охлаждение продуктов го-
рения. Выходя из этой зоны, газ с температурой 300...400 °C попада-
ет во влажную шихту — образуется зона сушки (4). В этой зоне газ
охлаждается до 50...60 °C и покидает ее насыщенным парами воды. В
расположенной ниже холодной шихте (15...20°С) газ охлаждается,
становится пересыщенным, и часть паров воды в этой зоне конденса-
ции (6) в виде капелек осаждается на комочках шихты, увеличивая их
влагосодержание. Так как скорость движения зоны конденсации в
несколько раз больше скорости перемещения по слою зоны сушки,
между этими зонами со временем образуется слой переувлажненной
шихты (5). При этом быстро уменьшается толщина слоя исходной
шихты (7)*.

«Развертка агломерационного процесса во времени»—по дли-
не машины представлена на рис. 5.

”В зависимости от характера рассматриваемого явления деление
слоя назоны может быть осуществлено по другим признакам; например,
при изучении окислительно-восстановительных процессов выделяют зоны
окисления и восстановления.
Рис. 5. Схема расположения отдельных зон в продольном
сечении агломерируемого слоя:

1г — температура отсасываемого газа; 1-7 — зоны в слое (см. рис. 4)

Как видно, общее время агломерации можно разбить на три
периода: начальный, когда формируются основные зоны спекае-
мого слоя (в этот период осуществляется зажигание аглошихты,
примерно за это же время происходит переувлажнение всего слоя
шихты); основной период, когда тепловой и газодинамический ре-
жимы стабилизировались, и происходит перемещение по слою зон
формирования агломерата, интенсивного нагрева, сушки; заклю-
чительный, в течение которого последовательно «выклинивают-
ся» все зоны спекаемого слоя, на ленте остается только охлажда-
ющийся агломерационный спек. Процесс считается закончен-
ным, когда зона формирования агломерата дойдет до колосни-
ков спекательных тележек. При вертикальной скорости спека-
ния 20 мм/мин слой шихты толщиной 300 мм превращается в
агломерат за 15 мин.

Современный агломерационный процесс относится к типу
слоевых, когда проходящий через слой спекаемых рудных мате-
риалов воздух выполняет две главные функции: поставляет кис-
лород для обеспечения горения частичек твердого топлива ших-
ты и осуществляет перенос тепла из одного элементарного слоя в
другой. В связи с этим высокие технико-экономические показате-
ли агломерационного процесса могут быть достигнуты только при
интенсивном поступлении воздуха в спекаемый слой. Между тем,
агломерационные шихты, содержащие пылевидные железорудные
концентраты (с размером частиц менее 0,1 мм) обладают очень
высоким газодинамичесим сопротивлением. Поэтому обязатель-
ной подготовительной операцией является «окомкование» шихт
— процесс формирования гранул размером 2-8 мм. Слой такой
окомкованной, хорошо газопроницаемой, шихты позволяет дос-
тичь высоких скоростей движения газового потока (до 0,5-0,6 м/с)
при относительно небольших перепадах давлений над и под сло-
ем (10-15 кПа).

Одной из характерных особенностей агломерации железо-
рудных материалов является интенсивный тепло- и массообмен в
слое шихты благодаря ее высокой удельной поверхности (30-
50 см2/см3). Именно этим объясняется относительно небольшая вы-
сота (по 15-40 мм) зон плавления, интенсивного нагрева, сушки,
конденсации. Следствием этой особенности процесса является не-
большое время пребывания каждого элементарного объема спе-
каемого материала при высоких температурах — 1,5-2,0 мин. По-
этому технологи должны обеспечить такие условия процесса (круп-
ность частиц компонентов шихты, скорость движения газа в слое
и др.), чтобы за это небольшое время успели пройти основные хи-
мико-минералогические и физические процессы, обеспечивающие
получение агломерата требуемого качества: выгорание углерода
и серы, диссоциация карбонатов, нагрев рудных частиц до темпе-
ратур плавления, их слипание и др.

Второй особенностью процесса агломерации является воз-
никновение неоднородного температурного поля в объеме спека-
емого материала. Из-за точечного распределения частичек топли-
ва в шихте очаги горения-плавления чередуются с участками ма-
териала (шихты или спека), находящимися в твердом состоянии.
В результате локальной усадки расплавленного материала в оча-
ге горения образуются поры размером 3-10 мм. Благодаря этой
особенности сохраняется пористая достаточно газопроницаемая
структура слоя в зоне существования расплавов. Дополнительные
поры возникают при выделении газов от горения углерода, серы,
диссоциации карбонатов, восстановления оксидов железа и др.

Третья особенность агломерации заключается в том, что го-
рение частиц топлива в слое происходит в условиях двойной реге-
нерации тепла: воздух, поступающий в зону горения, предвари-
тельно подогревается до 1000... 1100°С в слое охлаждающегося спе-
ка, а топливо (и остальная часть шихты) перед воспламенением
нагреваются до 700...800 °C потоком горячих газов, выходящих из
зоны горения. В течение примерно 80% времени спекания выходя-
щий из слоя газ имеет температуру 5О...6О°С. Это значит, что ос-
новное количество тепла от зажигания и горения углерода твер-
дого топлива шихты остается внутри слоя и участвует в теплооб-
менных процессах.

Еще одна положительная особенность агломерации железо-
рудных материалов состоит в том, что в результате частичного
восстановления оксидов железа в зоне умеренных температур зна-
чительно снижаются температуры плавления таких восстановлен-
ных материалов — на 150...200°С, благодаря чему существенно
сокращается потребность в тепле на процесс — это позволяет сни-
зить содержание топлива в шихте при сохранении достаточно
высокой прочности агломерата. Указанное выше делает агломе-
рацию методом просасывания исключительно эффективным про-
цессом с точки зрения теплотехнических показателей: при содер-
жании углерода в шихте всего 3-5% удается нагревать спекаемый
материал до 1400...1450 °C.
Раздел первый

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССОВ,
ПРОТЕКАЮЩИХ ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ

ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Журнал «ДОМЕЗ», 1934, № 11-12

«Настоящую работу в ее теоретической час-
ти следует рассматривать лишь как первую
попытку дать, на основе современной теории
металлургических процессов, комплексный ана-
лиз процессов спекания... и построить ряд те-
оретических обобщений, которые позволили бы
глубже вникнуть в сущность процесса агломе-
рации руд... Конечно, такая попытка не мо-
жет обойтись без условностей, допущений и
неточностей. Однако даже такая попытка
показывает, что подобный путь — благодар-
ный путь, что он дает важные практические
выводы, что он ведет к цели лучше и быстрее,
чем «слепое» экспериментирование.

Только самое тесное совмещение теоретической
и экспериментальной работы, только широкое
использование физики и физической химии в ис-
следовании процесса спекания помогут по-насто-
ящему овладеть процессом».

С. Т. Ростовцев
Уложенная на палеты агломерационной машины шихта при
последующем высокотемпературном нагреве подвергается слож-
ному комплексу разнообразных физических процессов и химико-
минералогических превращений, последовательность протекания
которых можно представить в виде следующей схемы.
1.1. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПОВЕДЕНИЯ ВЛАГИ
ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ

1.1.1. Сушка агломерационной шихты

Сразу же после попадания палеты с влажной шихтой под за-
жигательный горн в результате движения через нее горячих гор-
новых газов на поверхности шихты образуется определенной тол-
щины (10-15 мм) зона сушки. Со временем, по мере испарения вла-
ги из поверхностных слоев зона сушки перемещается на более низ-
кие горизонты.

По своему существу испарение влаги из агломерируемого
слоя является изобарно-адиабатическим процессом, при котором
тепло, необходимое для испарения воды, отнимается от проходя-
щего через зону сушки газа, вследствие чего температура после-
днего падает.

На рис. 1.1 показана схема изменения параметров газа при
его движении через зону сушки. На входе в зону сушки он имеет
температуру t и начальное влагосодержание хо (т. А).

Рис. 1.1. Изменение температуры и влагосодержания газа
при его движении через зону сушки
При движении газа через влажную шихту одновременно идут
два процесса: охлаждение его и насыщение водяными парами. Газ
покидает зону сушки с параметрами т. Б: с температурой t — рав-
новесной температурой испарения и насыщенным при этой темпе-
ратуре парами воды — xJJac. Благодаря хорошему контакту газа с
большой удельной поверхностью шихты испарение из нее влаги
идет весьма интенсивно и заканчивается в слое небольшой тол-
щины, во много раз меньшей общей высоты агломерируемого слоя.
Таким образом в течение основного времени агломерации испарение
влаги из шихты является завершенным с точки зрения тепло-имас-
сообмена.

Зона сушки имеет вполне определенные границы. На верх-
ней — А (рис. 1.2) влагосодержание шихты (вш) близко к 0; на-
чальное влагосодержание газа (х0) чуть ниже влагосодержания воз-
духа, поступающего в спекаемый слой; температура шихты (1ш) не-
много выше равновесной температуры испарения.

Рис. 1.2. Изменение параметров газа и шихты по высоте
зоны сушки

На нижней границе — Б влагосодержание шихты исходное
— (ви) при подогретой шихте или после переувлажнения — (вп)
при спекании холодной шихты; влагосодержание газа—насыщен-
ное при t ; температура шихты равна равновесной температуре ис-
парения.

Из различных способов оценки содержания пара в газе для
анализа агломерационного процесса наиболее удобно пользовать-
ся влагосодержанием, измеряемым в килограммах пара в расчете
на 1 кг сухого газа — х = Мп/Мсг.
Несложно получить выражение для расчета влагосодержа-
ния парогазовой смеси (х), используя законы идеальных газов.

Масса газа Мсг = цг PcrV/RT,

где: цг — молекулярная масса газа; R — универсальная газовая
постоянная; Т — температура.

Аналогично записывается масса пара. Если пар и сухой газ
образуют смесь, находящуюся в объеме V под общим давлением
Ро = Рп + Рсг (Рп и Рсг — парциальные давления пара и газа), то
отношение масс пара и сухого газа будет равно

мп = PnPnVRT = цп Рп = цп Рп

Мсг RTpcrPcrV цсг Рсг цсг Ро — Рп

Представив Рп как фРнас (Рнас—давление насыщенного пара
при данной температуре, а<р — относительная влажность —
Рп/Рнас)’ ПОЛУЧИМ

х = Ьь фРнас

ц Р -юР ' '

Нсг х о Vх нас

Давление насыщенного пара определяют эксперименталь-
но. Значения Рнас можно найти в физических справочниках. На
рис. 1.3 представлена зависимость Рнас от температуры в гра-
фической форме.

Рис. 1.3. Давление насыщенного водяного пара в равновесии с водой
Данные рис. 1.3 позволяют вычислить (по формуле 1.1) на-
сыщенное влагосодержание при различных условиях процессов.
В табл. 1.1 приведены значения хнас для горнового газа при атмо-
сферном давлении (101,3 кПа) и для агломерационного газа (при
вакууме 700 мм вод. ст. — 94 кПа).

Таблица 1.1

Насыщенное влагосодержание горнового газа (числитель)
и агломерационного газа (знаменатель); рсг—1,35 кг/м3

t °C Хнас t °C Хнас t °C Хнас
0 0,004/0,004 30 0,028/0,027 60 0,161/0,152
5 0,006/0,005 35 0,040/0,037 65 0,229/0,204
10 0,008/0,008 40 0,051/0,049 70 0,298/0,276
15 0,012/0,011 45 0,068/0,065 75 0,423/0,382
20 0,015/0,015 50 0,091/0,086 80 0,609/0,545
25 0,022/0,020 55 0,125/0,114 85 1,200/0,828

Следует иметь в виду еще одно очень важное для агломе-
рации обстоятельство: при насыщении газа водяными парами
существенно увеличивается объем влажного газа. Относитель-
ное увеличение его объема (условно приведенного к 0°С) вы-
числяется по формуле

Вег

V/V = а = 1 + (1.2.)

В.Г. С.Г. ВЛ v '

Увеличение объема влажного газа при использовании в
расчете данных табл. 1.1. (числитель) представлено на рис. 1.4.

Завершенность тепло- и массообмена при испарении влаги
из агломерационной шихты позволяет относительно просто, ис-
пользуя метод теплового баланса, определять ряд важных пара-
метров процесса сушки: удельный расход газа, температурные гра-
ницы зоны сушки, скорость перемещения ее по слою.
Рис. 1.4. Относительное
увеличение объема газа при
насыщении его водяным паром:
сц — при соответствующей
температуре; а.о — условно
приведенного к 0°С

2,0

Тепловой баланс зоны сушки

Единственная статья прихода — тепло, отнимаемое от газа,
поступающего из зоны интенсивного нагрева, — AQr. Это тепло
расходуется на нагрев шихты до температуры испарения влаги -
и на собственно процесс парообразования — Qnap-

Следовательно, AQr = AQui + Qnap. (1.3)

Количество тепла, которое отдает газ при прохождении че-
рез 1 кг шихты в зоне сушки, равно

АО = L с (t -1 ),
г V вх р7’

где L = Мг/ Мщ — удельный расход газа (кг) на испарение воды из
1 кг шихты; сг — удельная теплоемкость газа.

Количество тепла, которое получает 1 кг шихты при нагре-

вании от tH до t , равно

AQuT сш (tp-Q;

здесь сш — удельная теплоемкость шихты.

Количество тепла, расходуемое на испарение воды из 1 кг
шихты,

Qnap (Хнас' Хо> Рпар’
где рпар — удельная теплота парообразования,
Рпар “ 2490 ‘ 2’3 Ч’ КДж/кГ ВОДЫ.
Таким образом, тепловой баланс зоны сушки

ЬсЛх- 9 = cm(tp -1„) + L(xPac - xo) рпар. (1.4)

Следует иметь в виду, что записанный таким образом теп-
ловой баланс справедлив только при спекании холодной шихты и
то только в первые секунды процесса. Через очень короткое вре-
мя, когда расположенная под зоной сушки исходная шихта будет
переувлажнена, ее температура поднимется до t и статья расхода
тепла на нагрев шихты в зоне сушки исчезнет. В течение основно-
го времени спекания все тепло, которое оставляет газ в зоне суш-
ки, идет на испарение воды:

Cr(tBX-tp) = (xPac-X0) Рпар.

При более точной записи это уравнение получает вид:

(с“ + ХЛ- (с’ + с S СЛ= (Се- Хо) (249() - 2-39

(1.5)

Как видно, результаты процесса испарения влаги шихты не
зависят от свойств шихты, а определяются только параметрами
газа (температурой, удельной теплоемкостью, влажностью).

Полученное выражение (1.5), к сожалению, непригодно для
прямого расчета t по tBX или наоборот, потому что в уравнении
есть еще неизвестные (удельная теплоемкость газа, его влагосо-
держание при соответствующих температурах). Для удобства ре-
шения каких-то инженерных задач, связанных с необходимостью
получения численных значений t и tBX, целесообразно использо-
вать графические зависимости, представленные на рис. 1.5. Для
их построения уравнение (1.5) решали относительно tBX при выб-
ранных значениях t = 40; 50... 80°С методом последовательного
приближения: при определении удельной теплоемкости газа на
входе в зону сушки (с®х ) приходилось задаваться величиной tBX.
Расчет считался законченным, когда вычисленное значение tBX не
очень сильно отличалось от принятого.

Экспериментально измерить температуру газа на входе в зону
сушки невозможно. Однако легко измерить температуру газа на
выходе из зоны сушки. Для обычных условий агломерации она
составляет 50...60 °C. Из рис. 1.5 видно, что этим значениям соот-
ветствует величина tBX, равная 300...400 °C.
Температура газа на входе в зону сушки, С

Рис. 1.5. Зависимость между tex и t при агломерации:

1 — для типичного агломерационного газа в основной период:

2 — в период зажигания; 3 — при спекании бурого железняка

(содержащего гидратную влагу); числа на кривых — влагосодержание
газа на входе в зону сушки (хJ

Удельный расход газа на испарение влаги определяется следу-

ющим образом. Если разность влагосодержаний х£ас - хо показы-
вает, какое количество влаги в виде пара может унести с собой
1 кг газа, то обратная величина представляет собой потребный
расход газа на испарение 1 кг воды:

кгс.г./кг воды

Удельный расход газа на сушку 1 кг шихты равен

Ь = /-ВШ=^—,кгс.г./кгс.ш. (16)

^нас Хо

где вш - влагосодержание шихты, кг воды/кг с.ш.

Удельный расход газа на сушку для типичных условий агло-
мерации железорудных материалов при вш = 0,07 кг воды/кг с. ш.
(~ 7%); хо = 0,006 кг пара/кг с. г. будет равен

0,07

при tp= 55 °C L = q Ц4-0 006 = кг ст-^кг сш-

(0,114— х” из табл. 1.1 —знаменатель);
при tp= 60 °C

0,07

0,152 -0,006

= 0,48 кг с.г./кг с.ш.

L =

Необходимо обратить внимание на два момента в отноше-
нии формулы (1.6).

Во-первых, при расчете L в случае спекания подогретой ших-
ты (с температурой, равной или выше tp) в числитель нужно ста-
вить исходную влажность шихты; в случае спекания холодной
шихты в расчете следует использовать влажность шихты после ее
переувлажнения (на 1-2 абс.% выше исходной).

Во-вторых, вывод о том, что удельный расход газа на сушку

прямо пропорционален содержанию влаги в шихте, как это каза-
лось бы следует из формулы (1.6), может оказаться ошибочен.
Характер зависимости «вш — tp», а следовательно — «вш— L».
в принципе, может дать анализ экспериментальных данных с по-
мощью рис. 1.6.

0,02 0,04 0,06 0,08 0,10

Влагосодержание шихты после
переувлажнения, кг/кг с.ш.

Рис. 1.6. Теоретическая зависимость между t^u вш при условии,
что L — const, т.е. не зависит от в ; числа на кривых — удельный
расход газа на сушку, кг с.г./кг с.ш.

Если вш и tp, по данным серии экспериментов, изменяются в
соответствии с какой-то кривой (0,5; 0,6; 0,7), то это свидетель-
ствует о том, что содержание влаги в шихте не влияет на величину
удельного расхода газа на сушку. Если же при изменении влажно-
сти шихты tp = const, т. е. опытные точки ложатся на горизонталь-
ную прямую (пунктирная на рис.), то зависимость L = f (вш) будет
прямо пропорциональна.
Можно полагать, что на фактическую зависимость L = f (вш)
должен накладывать влияние еще один фактор — содержание уг-
лерода топлива в шихте. К сожалению, экспериментальные взаи-
мозависимости между вш; t и Ст отсутствуют. Нами обнаружена
лишь одна серия опытов [9], результаты которых на рис. 1.6 пред-
ставлены в виде кривой «эксп». Эти данные показывают, что вла-
га, находящаяся в шихте, хотя и не в прямо пропорциональной
зависимости, увеличивает удельный расход газа на сушку: при уве-
личении влажности шихты с 5,5 до 10,0% (на 80%) удельный вы-
ход агломерационного газа вырос с 0,50 до 0,65 кг/кг с.ш. (на 30%).
Хотя имеются и прямо противоположные данные [10]: расчет по-
казал, что при спекании влажной шихты удельный выход агломе-
рационного газа был 0,46, а при спекании этой же шихты, но пред-
варительно высушенной, удельный выход агломерационного газа
вырос до 0,52 кг/кг. Таким образом, для окончательных выводов
требуются дополнительные исследования.

Скорость перемещения зоны сушки по слою можно вычис-
лить с помощью формулы

ис = (w/L)(Pr7YHac), м/с, (1.7)

где унас — насыпная масса шихты, кг/м3.

При определении толщины зоны сушки балансовые уравне-
ния уже не годятся, для этого нужно использовать кинетические
закономерности. Анализ полученной теоретической зависимости
[11] показал, что на толщину зоны сушки решающее влияние ока-
зывают два фактора: скорость движения газа в слое и удельная
поверхность шихты, выраженная через средний диаметр комоч-
ков. Обработка результатов большого количества расчетных дан-
ных позволила получить полуэмпирическое уравнение, более удоб-
ное в инженерных расчетах:

hc= 168 w0'5 d1'5. (1.8)

Результаты расчетов приведены на рис. 1.7.

Рис. 1.7. Зависимость
толщины зоны сушки
в агломерируемом слое
при различных скоростях
движения газа и различных
размерах комочков
(числа на кривых, мм)
1.1.2. Переувлажнение агломерационной шихты

Если выходящий из зоны сушки насыщенный влагой газ с
температурой t попадает в лежащую ниже шихту с более низкой
температурой, то газ будет охлаждаться; он станет пересыщенным
(рис. 1.8), и часть влаги, которая уже не может быть в парообраз-
ном состоянии, конденсируется и в виде мелких капелек осажда-
ется на поверхности комочков агломерационной шихты. Влаго-
содержание шихты становится избыточным по сравнению с опти-
мальным — это явление называют переувлажнением шихты.

Рис. 1.8. Изменение параметров
влажного газа в процессе
конденсации

Охлаждение газа и соответ-
ственно конденсация избыточного ко-
личества влаги происходят в зоне кон-
денсации. Подобно другим зонам (ин-
тенсивного нагрева, сушки, формиро-
вания агломерата), зона конденсации
обладает определенными размерами
40-50 мм и перемещается по агломе-

рируемому слою в направлении движения газового потока. Изме-

нение отдельных параметров газа и шихты в зоне конденсации схе-
матично представлено на рис. 1.9.

Рис. 1.9. Изменение параметров газа и шихты по высоте
зоны конденсации
В зоне конденсации происходит охлаждение газа от t до tH и
соответствующее снижение его влагосодержания от храс до х”ас.
Наоборот, шихта нагревается от 1И до tp, в ней увеличивается со-
держание влаги от ви до вп.

После выравнивания температур газа и шихты на верхней
границе зоны конденсации процесс переувлажнения шихты пере-
мещается в расположенный ниже горизонт. Таким образом, зона
конденсации, подобно зоне сушки, перемещается по слою шихты,
пока не достигнет колосниковой решетки. После этого выходя-
щий из зоны сушки влажный газ с температурой t транзитом про-
ходит через слой переувлажненной шихты с такой же температу-
рой без охлаждения — дальнейшей конденсации влаги в шихте не
происходит.

Завершенность процессов тепло- и массообмена в зоне кон-
денсации позволяет так же просто, как и для зоны сушки, нахо-
дить наиболее важные параметры переувлажнения с помощью
метода тепловых балансов.

Тепловой баланс зоны конденсации содержит две статьи при-
хода тепла: убыль теплосодержания газа AQr и теплота конденса-
ции влаги Q и одну расходную статью — тепло, идущее на на-
грев шихты AQm:

AQr + Qrara=AQ»- ('•’)

Тепло, отданное газом 1 кг шихты в зоне конденсации, вы-
числяется по формуле

AQ г = G к (ccpr + хр ср )t - G (с" + х"асс" )tH • (1.10)

1 К у VI HdV Н / р К у VI riaV 11 у И

Здесь GK — удельный расход газа на переувлажнение шихты,
кг газа/кг шихты.

Теплота, выделяющаяся при конденсации влаги в 1 кг шихты,

О — Ст (“ хи Р
^-конд к улнас лнас/-'конд

(1.11)

где рконд — удельная теплота конденсации, численно равная удель-
ной теплоте парообразования.

Тепло, полученное 1 кг шихты в зоне конденсации,

AQ„ = (cEu. +в„с,)'р-(с™+'вс.р)'»- 0-12)
После постановки (1.10-1.12) в формулу (1.9) и преобразо-
ваний получается выражение для расчета удельного расхода газа
на образование зоны переувлажнения

[(Ссрш + Впсв)4 - (СсШ + BX)t„ ]: [(Ссрг + x₽accp)tp -

-(4 +ХнасСпЛи +Рк(хнас "Хнас)]’ Кг с- Г’/кг С'Ш' О13)

Как видно из формулы (1.13), величину удельного расхода
газа на образование зоны переувлажнения определяет разность
температур между равновесной температурой испарения и исход-
ной температурой шихты t - tH. Заметное влияние оказывает так-
же удельная теплоемкость шихты, в существенной степени завися-
щая от ее влажности. Результаты некоторых расчетов приведены
на рис. 1.10.

Рис. 1.10. Удельный расход газа на образование зоны
переувлажнения (G )и количество конденсирующейся влаги (Двк)
при различных значениях

исходная температура шихты 15 °C; цифры на кривых — исходная
влажность шихты, %

Количество конденсирующейся в шихте влаги прямо пропор-
ционально удельному расходу газа на переувлажнение и вычисля-
ется по формуле

Двк = GK(xpac- х”ас), кг воды / кг с.ш. (1.14)
Если равновесная температура испарения при агломера-
ции шихты с 7% влаги составляет 55 °C, удельный расход газа
на переувлажнение (из рис. 1.10) — 0,17 кг/кг с.ш. насыщенное
влагосодержание газа при 55 и 15°С соответственно 0,114 и 0,012
кг воды/кг с.г., то количество конденсирующейся влаги соста-
вит: Двк = 0,17- (0,114 - 0,012) = 0,0173 кг/кг с. ш., или примерно
1,73 абс. %; т. е. шихта в зоне переувлажнения будет содержать
влаги 7,0 + 1,73 = 8,73%.

По аналогии с выражением (1.7) скорость перемещения зоны
конденсации по слою составит:

^-£4 М/с.

Тнас

(1-15)

Так как удельный расход газа на переувлажнение (GK) в не-
сколько раз меньше, чем удельный расход газа на сушку (L), то
скорость перемещения зоны конденсации в слое шихты во столько
же раз больше скорости движения зоны сушки (см. рис. 5).

Время образования зоны переувлажнения (время, за которое зона
конденсации дойдет до колосников) можно найти по формуле:

hGj/Уняс

_ ____К » ПДУ

(116)

Например, при высоте слоя шихты 300 мм, плотности газа
1,35 кг/м3, насыпной массе сухой шихты 1800 кг/м3, скорости дви-
жения газа в слое 0,35 м/с время образования зоны переувлажне-
ния составит

0,3-0,15-1800

т"= 0,351,35 =|7|с-и™' 2-8

1.1.3. Неустановившийся характер процессов сушки
и переувлажнения шихты в начальный период
агломерации

В первые же мгновения пребывания шихты под зажигатель-
ным горном на ее поверхности образуется зона сушки. При по-
ступлении во влажную шихту горнового газа с температурой
1200°С равновесная температура испарения составит 82°С
(см. рис. 1.5). Из табл. 1.1 насыщенное влагосодержание х^с будет
около 0,65 кг пара/кг с. г. Удельный расход газа для образования
зоны переувлажения (npnt^ = 15°С) в эти мгновения непосред-
ственно под зоной сушки оказывается равным примерно
0,06 кг с.г./кг с.ш. (экстраполяция кривой на рис. 1.10). Коли-
чество конденсирующейся влаги в шихте на этом горизонте со-
ставит

Двк - 0,06 (0,650 - 0,012) = 0,038 кг воды/кг с.ш., или около 4%.

Через некоторое время зона сушки опустится на определен-
ное расстояние от поверхности шихты. Над ней появится слой вы-
сушенной шихты. Часть тепла горнового газа будет оставаться в
этом слое, и в зону сушки будет поступать газ с более низкой тем-
пературой, чем 1200°С. Соответственно снизится равновесная тем-
пература испарения, уменьшится количество конденсирующейся
влаги. Это явление иллюстрирует рис. 1.11.

Рис. 1.11. Схема изменения
температур в слое влажной шихты
в последовательные моменты
времени начального периода
агломерации

Непрерывное снижение темпе-
ратуры в зоне сушки, а следователь-
но, и в расположенных ниже участ-
ках шихты идет до тех пор, пока не
будут сформированы основные

зоны агломерируемого слоя: охлаждающегося агломерата, плав-
ления, интенсивного нагрева. С этого момента происходит отно-
сительная стабилизация теплообмена в этих зонах и в располо-
женных ниже зонах сушки и переувлажнения. В последующий, ос-
новной период процесса агломерации равновесная температура
испарения не зависит от температуры газа на входе в агломериру-
емый слой и остается практически неизменной — стабилизирован-
ной (tCT). К началу основного периода агломерации температура
по высоте слоя влажной шихты оказывается одинаковой. Одина-
ковым оказывается и содержание влаги, соответствующее разно-
сти температур t£T -t“ . Обнаруженное в некоторых опытах более
высокое содержание влаги в нижних слоях шихты объясняется не
теплофизическими факторами, а простым переносом капелек скон-
денсировавшейся воды за счет энергии газового потока. Наблю-
дение за процессом спекания в чаше со стеклянной стенкой пока-
зало, что такое явление имеет место. Степень механического пере-
носа воды газом неодинакова для различных шихт.
1.2. УДЕЛЬНЫЙ РАСХОД ВОЗДУХА НА АГЛОМЕРАЦИЮ
И УДЕЛЬНЫЙ ВЫХОД АГЛОМЕРАЦИОННОГО ГАЗА

Агломерация просасыванием относится к типу слоевых ме-
таллургических процессов, когда через пористый слой рудного
материала движется поток горячего газа, осуществляющий теп-
ловую и химическую обработку материала. В основной период
агломерации (после стабилизации массо- и теплообменных про-
цессов) автоматически устанавливается определенное соотноше-
ние между количествами взаимодействующих между собой мате-
риала и газа. Это соотношение целесообразно представить в виде
таких показателей, как «удельный расход воздуха» и «удельный
выход агломерационного газа». С помощью этих показателей ста-
новится возможным осуществлять значительно более полный и
точный анализ агломерационного процесса. Без знания удельно-
го расхода воздуха и выхода агломерационного газа невозможен
расчет теплообмена, газодинамических параметров, процессов го-
рения твердого топлива и окислительно-восстановительных про-
цессов при агломерации. Наконец, величины удельного расхода
воздуха и выхода агломерационного газа требуются для расчета
производительности агломашины, а также для составления мате-
риального и теплового балансов агломерационного процесса.

Формально удельный расход воздуха можно определить как
количество воздуха, достаточное для обработки 1 кг агломераци-
онной шихты (или для получения 1 кг агломерационного спека). При
этом между количествами обрабатываемого материала и движу-
щегося через слой газа существует прямо пропорциональная за-
висимость

g = —!—w в, кг с.ш./(м2 с) (1-17)

V в

(V — удельный расход воздуха, м3/кг с.ш., wB — количество дви-
жущегося через слой воздуха, м3/(м2-с).

Следует подчеркнуть, что существование таких параметров
как удельный расход воздуха и удельный выход агломерационно-
го газа возможно только при условии, что в определяющей зоне
процессы тепло- и массобмена достигают состояния равновесия.
Причем, высота этой активной зоны должна быть значительно
меньше общей толщины слоя на машине.

Анализ показывает, что при установившемся режиме агломе-
рации процессы массообмена достигают равновесия в двух зонах:

1) в высокотемпературной, включающей зоны формирова-
ния агломерата и интенсивного нагрева - до температуры при-
мерно 400 °C;

2) в зоне сушки — с температурами газа от 300...400 до
5О...6О°С.

В высокотемпературной зоне наряду с «чистым» теплообме-
ном (передачей тепла от горячего газа более холодной шихте) идут
эндо- и экзотермические процессы, оказывающие существенное
влияние на результаты теплообмена и величину требуемого для
этого удельного расхода газа: окисление кислородом воздуха час-
ти FeO спека; окисление углерода с образованием СО и СО2; вос-
становление части Fe2O3 шихты до FeO; окисление определенного
количества Ре3О4до Fe2O3 (в нижней зоне окисления); диссоциа-
ция карбонатов; разложение гидратных соединений, плавление
шихты. Некоторые из этих процессов (разложение гидратов и кар-
бонатов) успевают пройти полностью; другие (горение углерода
и СО, окислительно-восстановительные процессы) из-за быстро-
го охлаждения газа не успевают дойти до конца и прекращаются
— наступает состояние «квази-равновесия».

Что касается второй зоны, то в ней процесс сушки шихты
является завершенным с точки зрения как массообмена, так и теп-
лообмена.

Из двух рассмотренных зон определяющей является зона
высоких температур. Именно теплообменными процессами в этой
зоне устанавливается требуемое для нормального хода агломера-
ции потребное количество газа. Зона сушки «подстраивается» к
высокотемпературной зоне таким образом, чтобы удельные рас-
ходы газа в обеих зонах были одинаковыми Gr= L. Если, напри-
мер, при установившемся удельном выходе газа в верхней зоне
требуется высушить шихту с более высоким содержанием влаги,
верхняя граница зоны сушки как бы приближается к высокотем-
пературной зоне—увеличивается температура газа на входе в зону
сушки, и то же количество сухого газа испаряет больше влаги (бла-
годаря увеличению х£ас).
Поступающий в агломерируемый слой воздух одновремен-
но выполняет две функции: 1) доставляет в зону горения кисло-
род; 2) осуществляет конвективный теплообмен в слое — перенос
тепла из верхних горизонтов в нижние. И для теории, и для прак-
тики очень важно знать не только численное значение удельного
расхода воздуха на агломерационный процесс, но и установить,
какая из указанных выше функций является главной.

Одним из первых исследователей — агломератчиков, попы-
тавшихся решить эти задачи, был Е. Войс. Ниже приведены ре-
зультаты нескольких очень простых, но весьма показательных
опытов Е. Войса [12-15].

Опыт 1. Сопоставление скоростей перемещения по порис-
торму слою «тепловой волны» а) для случая, когда в слое нет твер-
дого топлива и б) при наличии в шихте топлива. В обоих опытах
поддерживалась одна и та же скорость засасывания воздуха в слой.

Опыты проводились следующим образом. На поверхность
расположенного в агломерационной чаше слоя зернистого огне-
упорного материала укладывался крупнопористый керамический
диск, нагретый предварительно в печи до определенной
(1100...1200°С) температуры. Засасываемый в слой атмосферный
воздух нагревался при прохождении через диск и затем передавал
аккумулированное тепло поверхностному слою засыпки. После
чего происходило волнообразное перемещение этого количества
тепла по слою. Скорость перемещения «тепловой волны» контро-
лировалась с помощью термопар, помещенных в слой на несколь-
Для обоих опытов практически одинаковыми оказались и удельные
расходы воздуха — около 1000 м3/т материала.

Опыт 2. Определение удельных расходов различных газов
на теплопередачу в пористом слое. Опыты проводились так же,
как и для случая, описанного выше — при постоянной скорости
засасывания газа в слой сыпуче го огнеупорного материала без
топлива измерялась скорость перемещения максимумов тепловой
волны (по термограммам) — табл. 1.2.

Таблица 1.2

Газ Сг, кДж/(м3'°С) Ucn, мм/мин vr, м3/т wr, МДж/(Т°С)
Воздух 1,38 50 1030 1,42
Диоксид углерода 2,16 73 715 1,54
Аргон 0,92 32 1510 1,39
Гелий 0,92 32 1470 1,35

Примечание: сг—удельная теплоемкость газа; Ucn—скорость
перемещения тепловой волны; Уг—удельный расход газа; Wg—теп-
ловой эквивалент потока газа.

Как следует из результатов опытов, скорости перемещения
тепловой волны оказались прямо пропорциональными удельной
теплоемкости газов, а удельные расходы газов — обратно про-
порциональными удельной теплоемкости газов; теплоемкости
потоков газа оказались практически одинаковыми.

Опыт 3. Идея опыта заключалась в том, чтобы установить
имеется ли зависимость между количеством воздуха, потребного
для горения топлива шихты, и удельным расходом воздуха на аг-
ломерацию.

Как и в предыдущих опытах, «агломерации» подвергался
слой из зернистого огнеупорного материала с добавкой твердого
топлива. В первом опыте использовался мелкий коксик. Во вто-
ром — в шихту вводился порошкообразный титан, в количестве,
обеспечивающем при горении то же количество тепла, что и при
горении 4% коксика в первом опыте. В соответствии со стехио-
метрическими уравнениями количество воздуха, потребного для
горения титана (125 м3/т шихты), в 3 раза меньше, чем при горе-
нии углерода (400 м3/т шихты).

Результаты опытов показали, что фактические удельные рас-
ходы воздуха для обоих вариантов оказались значительно выше,
53
чем требовалось для горения топлива, и практически одинаковы-
ми — около 1000 м3/т шихты. То есть действительный удельный
расход воздуха на агломерацию прямо не связан с процессом го-
рения твердого топлива шихты.

Хотя, как показано далее, Е. Войс делает существенную
ошибку в определении удельного расхода воздуха (газов) —
в 2,0-2,5 раза, но поскольку эта ошибка систематическая, т. е. оди-
накова для всех опытов, она не мешает установлению основной
закономерности: все три серии опытов убедительно показывают,
что потребность в воздухе на агломерационный процесс (при обыч-
ных содержаниях углерода в шихте — не выше 5%) определяется
условиями теплообмена — на теплообмен воздуха нужно больше,
чем для обеспечения горения топлива шихты.

1.2.1. Способы определения удельного расхода воздуха
на аглопроцесс и выхода агломерационного газа

Наиболее целесообразной единицей измерения удельного
расхода воздуха и выхода агломерационного газа следует считать
кубический метр (или килограмм) в расчете на 1 кг сухой шихты.
При необходимости эту величину можно легко пересчитать на еди-
ницу массы спека или годного агломерата.

Удельный выход агломерационного газа и удельный расход
воздуха на процесс можно определить несколькими способами.

1. Из уравнения горения твердого топлива шихты (см. 1.3.4)

Vr= l,867SMrCT; м3/кгс.ш. (1.18)

где SMr—сумма молей газообразных компонентов продуктов го-
рения на один моль углерода; Ст — содержание углерода топлива
в шихте, кг/кг с.ш.

Пересчет удельного выхода агломерационного газа на удель-
ный расход воздуха может быть сделан с помощью выражения:

VB= Vr(N2/N2); М3/КГС.Ш. (1.19)

2. Из баланса углерода шихты и газа:

Уг = 1,867 —_т - * ; м3/кгС.ш. (1-20)

LUILU2

Ст, Сф (содержание углерода флюса в шихте) и СО и СО2 в аглога-
зе берутся в процентах.
3. Удельный расход газа на сушку (см. 1.1.1)

4. Через экспериментально определенные вертикальную ско-
рость спекания (Ucn) и скорость засасывания воздуха в слой (wB)

VB= 6104 wB/(Ucn унас); м3/кг с.ш. (1.21)

где Ucn— в мм/мин; унас — насыпная масса сухой шихты, кг/м3.

5. Графо-аналитический способ — с помощью номограмм
[16]—рис. 1.13. Методика построения номограмм показана в При-
ложении I.

Рис. 1.13. Номограммы для определения удельного расхода воздуха
на агломерацию:

а — хромомагнезита (точками показаны результаты, вычисленные по
экспериментальным данным при трех содержаниях углерода): б —
гематитовой руды; числа на прямых —удельный расход воздуха, кг/кг с. ш.

Наиболее удобно расчет Vr вести по способу 2. Ниже приве-
ден численный пример расчета.

Исходные данные: содержание в шихте коксика 4,85%; мела
— 10,2%; содержание углерода в коксике 87,95%; СаО во флюсе —
50,45%; - содержание в пробе агломерационного газа, взятой из
нижних слоев шихты: О2= 2,53%; СО = 5,52%; СО2= 21,73%.
Так как в публикациях и отчетах по НИР данные по содер-
жанию паров воды в атмосферном воздухе (идущем на агломера-
цию) никогда не приводятся, примем содержание водяных паров
в воздухе 1,7% (более точно можно определить по способу, приве-
денному на с. 79).

Сумма О2 + N2= 100 - 1,7 = 98,3%.

Содержание N® = 79 • 0,983 = 77,7%.

Объем агломерационного газа на 10-15% больше объема воз-
духа; тогда содержание в газе Н2О + Н2 при Vr/VB = 1,12 равно 1,7
: 1,12 = 1,5%.

Содержание азота в агломерационном газе

N® = ЮО - (2,53 + 5,52 + 21,73 + 1,50) = 68,7%.

Содержание в шихте углерода топлива

Ст= 4,85-0,8795 = 4,26 %.

Содержание углерода флюса

Сф= 10,2-0,5045 (12/56) = 1,10 %;

лг 1 одп 4,26 + 1,10 n з .

Vr = 1,867---------= 0,37м / кг с.ш.

г 5,52+21,73

Удельный расход воздуха на агломерацию

68,7

V„ = 0,37 = 0,32 м3/кг с.ш.

в / /,/

Определение удельного расхода воздуха на аглопроцесс с помощью
номограммы по исходным данным приведенного выше примера
(рис. 1.13, б) дало практически тот же результат — 0,41 кг/кг с.ш.;
при плотности воздуха 1,275 кг/м3 VB = 0,321 м3/кг с.ш.

1.2.2. Влияние различных факторов агломерационного
процесса на величины удельного расхода воздуха
и удельного выхода агломерационного газа

Некоторые результаты расчетов Vr и VB по формулам (1.20
и 1.19) по экспериментальным данным А. А. Сигова и В. А. Шур-
хала [10], а также других исследователей приведены на рис. 1.14-
1.16.
Рис. 1.14. Удельный расход воздухе на агломерацию по
экспериментальным данным [10]

Рис. 1.15. Удельный расход воздуха на агломерацию магнетитовых
материалов по экспериментальным данным:

а, б —ДМЕТИ;о —обычная технология; А:—подача топлива

в конце окомкования; V — коксик фр. 0,5-3,0 мм; в, г — ВНИИМТ;

о — конц. фр. 0-0,2 мм; х — мартит, руда фр. 1,7-3 мм; -л.—тоже
фр. 0-3 мм; все шихты, кроме г, офлюсованные; д —магнезит

Анализ полученных расчетных данных позволяет сделать
следующие выводы.

1. Величины удельных расходов воздуха на агломерацион-
ный процесс различных железорудных материалов не очень силь-
но различаются и колеблются в пределах 0,5-0,6 кг/кг с. ш. или
0,35-0,45 м3/кг с. ш.
Следует отметить, что найденные значения практически тож-
дественны полученным в работах [17,18], но в два-три раза мень-
ше тех величин, которые фигурируют в опубликованных работах
зарубежных исследователей [12, 19]. К сожалению, невозможно
найти причину такого расхождения, так как в указанных статьях
не приводятся методы определения удельного расхода воздуха.
Можно предположить, что в эти величины входят расходы газа
на зажигание и дополнительные подсосы. Возможны ошибки в ме-
тодиках проведения экспериментов.

2. Неоднозначной оказалась зависимость удельного расхо-
да воздуха от содержания углерода топлива в шихте.

Как видно из рис. 1.16, различные варианты агломерации в
зависимости от содержания углерода топлива в шихте делятся на
две группы; границей между ними является содержание углерода
5-6% (вертикальная пунктирная линия на рис. 1.16).

Рис. 1.16. Удельный расход воздуха при сжигании углерода в слое
кварцевого песка по экспериментальным данным [10]

При содержании углерода в шихте выше предельного (5-6%)
удельный расход воздуха на агломерационный процесс определя-
ется условиями горения топлива — определяющей функцией воз-
духа является доставка кислорода в зону горения. Потребный для
агломерации расход воздуха для этих условий рассчитывается по
формуле

GB= gB 'С? , кг/кг сух. шихты (1.22)

здесь С^1 — содержание углерода топлива в шихте, кг/кг с.ш.;
gC — удельный расход воздуха на сжигание 1 кг С, величина ко-
торого зависит от отношения СО/СО2 в продуктах горения и для
условий агломерации железорудных материалов может принимать
значения от 11 (СО/СО2 = 0,4) До 6 кг/кг С (СО/СО2 = 4).

Например, при Ст= 17,6 % при отношении СО/СО2в продук-
тах горения 3,5, при 8 = 1,06 gB оказался равным 7,4 кг возд./кг С, а
удельный расход воздуха — GB = 7,4-0,176 = 1,3 кг возд./кг с.ш.

Однако в практике агломерации железорудных материа-
лов в подавляющем большинстве случаев содержание углеро-
да в шихте не достигает 5%, и удельный расход воздуха при измене-
нии содержания углерода остается практически одинаковым: 0,4-
0,5 кг/кг с.ш. или 0,35-0,45 м3/кг с. ш. На рис. 1.16 этот участок
выделен штриховкой.

Об этом же свидетельствуют результаты , представленные
на рис. 1.19, a (GB = const = 0,55 кг/кг с. ш.).

На первый взгляд, полученный вывод может показаться про-
тиворечащим структуре формул (1.18), (1.20), в которых удельный
выход газа прямо пропорционален содержанию углерода в ших-
те. Противоречие снимается, если учесть, что в этом диапазоне со-
держаний углерода в шихте (2-5%) главной функцией поступаю-
щего в слой воздуха является перенос тепла с одного горизонта
слоя на другой. Для этого воздуха требуется больше, чем для сжи-
гания топлива. Повышение содержания Ст в шихте компенсирует-
ся соответствующим увеличением концентраций СО и СО2 в газе.
При более точных измерениях выяснилось, что при повышении
содержания Ст в шихте в диапазоне от 2 до 4 % происходит умень-
шение удельного выхода газа и удельного расхода воздуха (см. рис.
1.70). Этот эффект объясняется снижением удельной кажущейся
теплоемкости спекаемого материала (1.6.3)

3. Установлено, что наличие в агломерационной шихте кар-
бонатов (известняка) ведет к увеличению удельного выхода агло-
мерационного газа (и удельного расхода воздуха):

Содержание известняка в шихте, %

Удельный выход агломерационного
газа, м3/кг с.ш.

Удельный расход воздуха, м3/кг с.ш.

0 10 20
0,356 0,406 0,514
0,323 0,366 0,450

(по экспериментальным данным [10] при содержании в шихте
Ст = 4%).
Аналогичное влияние оказывает и наличие в шихте гидрат-
ных соединений. Таким образом, удельный расход воздуха для ти-
пичных условий агломерации определяется в основном теплофизи-
ческими свойствами спекаемой шихты. Этот тезис подтверждается
также результатами опытов, в которых на спекание подавался воз-
дух, обогащенный кислородом до 45% [20]. При агломерации ших-
ты с содержанием 4,5% углерода топлива получался газ, содержа-
щий, %: СО2 = 18,8-20,2; СО = 4,8-5,0; О2 = 21,1-22,2; Н2 = 0,7-1,0.
Удельный выход газа составил: 1,867-4,5/(19 + 5) = 0,35 м3/кг с.ш.,
т. е. практически такой же, что и при использовании обычного
воздуха.

Более подробно о влиянии теплофизических параметров
шихты на величину удельного выхода агломерационного газа по-
казано в 1.6.3.

4. Поскольку процессы массообмена, в которых участвует
газ в высокотемпературной зоне (горение углерода, серы, окисли-
тельно-восстановительные процессы и др.) прекращаются не в ре-
зультате достижения истинного равновесия (газ еще не израсхо-
довал свой термодинамический потенциал), а из-за резкого сни-
жения температуры, то на положение этого «условного равнове-
сия», а, следовательно, на величину выхода агломерационного газа
будут оказывать некоторое влияние параметры, определяющие
кинетику процессов теплообмена и горения углерода: фракцион-
ный состав шихты, скорость фильтрации через слой газа, круп-
ность топливных частиц и условия их горения. Анализ экспери-
ментальных данных показывает, что:

- удельный расход воздуха уменьшается в результате улуч-
шения условий горения топлива шихты: а) при замене обычно-
го коксика (фр. 0-3 мм) коксиком фр. 0,5-3 мм; б) при исполь-
зовании технологии подачи коксика в шихту в конце процесса
окомкования;

- возрастает удельный расход воздуха при увеличении круп-
ности комочков шихты, повышении скорости движения газа в слое
(рис. 1.17).

Расчеты, выполненные по экспериментальным данным [21],
показали, что удельный выход агломерационного газа (и удель-
ный расход воздуха) увеличивается с ростом крупности агломера-
ционного топлива:

Фракция топлива, мм 0-0,5 1-2 3-3,5 0-5

Vr, м3/кг с.ш. 0,38 0,43 0,55 0,43
Рис. 1.17. Зависимость удельного расхода воздуха
на агломерацию от скорости фильтрации воздуха в слое
кварцевого песка по экспериментальным данным [10]

5. Более неопределенным оказывается влияние на удельный
расход воздуха содержания в шихте гигроскопической влаги - по
одним опубликованным работам удельный расход воздуха на аг-
ломерацию при увеличении влажности шихты несколько возрас-
тает: по другим данным — даже снижается (см. 1.1.1).
1.3. ГОРЕНИЕ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА
В АГЛОМЕРИРУЕМОМ СЛОЕ

В соответствии с закономерностями конвективного тепло-
обмена при перемещении потоком газа по пористому слою без топ-
лива «разовой порции тепла» максимальные температуры «теп-
ловой волны» на каждом последующем горизонте слоя, как это
видно из экспериментальных данных (см. рис. 1.12 — сплошные
линии), непрерывно снижаются. Поэтому, даже если поверхность
слоя шихты нагрета до температур спекания, в расположенных
ниже слоях железорудного материала агломерат не формируется.
Таким образом, агломерация возможна только при добавке к руд-
ному материалу определенного количества твердого топлива, теп-
ло от горения которого позволит сохранять на каждом горизонте
слоя высокие температуры.

При изучении горения топлива наибольший интерес для спе-
циалистов-агломератчиков представляют следующие параметры:

- температура воспламенения топлива;

- время горения топливных частиц;

- состав образующейся газовой фазы;

- количество выделяющегося тепла.

В подавляющем большинстве случаев в качестве агломера-
ционного топлива используется измельченный кокс, горючая часть
которого состоит из углерода (> 80%). В состав кокса входят так-
же минеральные примеси, при горении образующие золу (10-20%),
и летучие вещества (1-9%).

1.3.1. Некоторые общие положения горения углерода

Процессу непосредственного горения углерода топлива пред-
шествует термическое разложение топлива, при котором проис-
ходит выделение летучих веществ в интервале температур
300...500°С. Можно полагать, что значительная часть выделяю-
щихся летучих веществ уносится из агломерируемого слоя не вос-
пламенившись. Учитывая также относительно небольшое содер-
жание летучих, при рассмотрении процесса горения основных ви-
дов агломерационного топлива — кокса и антрацита—достаточ-
но ограничиться только анализом взаимодействия твердого угле-
рода с кислородом воздуха.

Первичными продуктами такого взаимодействия являются
одновременно и СО и СО2. Этот процесс для простоты можно за-
писать в виде двух одновременно идущих реакций:

С + О2 = СО2 + 410 МДж/кмоль С; (1-23)

С + 0,5О2 = СО + 124 МДж/кмоль С. (1.24)

На отношение содержаний СО : СО2 в продуктах сгорания
влияют температура и давление. С повышением температуры со-
здаются более благоприятные термодинамические условия для
реакции (1.24), т. е. в продуктах сгорания отношение содержаний
СО : СО2 должно возрастать. Для условий равновесия эта зависи-
мость представлена на рис. 1.18.

Рис. 1.18. Равновесные составы газовой фазы системы:

С—СО—СО2 (Р = 101,3 кПа);

заштрихованная область показывает интервал температур
воспламенения коксика при агломерации

Процесс собственно горения, т. е. бурное реагирование кис-
лорода с углеродом с выделением большого количества тепла, на-
чинается с воспламенения топлива. Температурой воспламенения
называется температура, выше которой реагирующая система спо-
собна к самоускорению реакции. Решающее влияние на этот про-
цесс оказывают условия отвода тепла — тепловые потери, кото-
рые возрастают с увеличением скорости движения газового пото-
ка. Заметное влияние на температуру воспламенения оказывает
также концентрация кислорода в газовой среде. Температуры вос-
пламенения некоторых видов топлива в атмосфере воздуха приве-

дены ниже, °C:

водород 530...590

оксид углерода 650...660

каменный уголь Д, Т 400...500

антрацит 600...700

кокс 650...700

Значительно сложнее оказывается механизм процесса при
слоевом сжигании топлива, когда идет горение массы частиц топ-
лива в слое, через который движется воздух. Если слой нагретого
топлива имеет достаточную толщину, то кроме кислородной (или
окислительной) зоны, в которой расходуется кислород на окисление
углерода до СО и СО2 (рис. 1.19), появляется восстановительная зона,
в которой интенсивное развитие получает реакция

СО2 + С = 2СО — 165,8 МДж/кмоль. (1-25)

Рис. 1.19. Изменение состава
газовой фазы по высоте
зоны горения;

I—кислородная зона, II—
восстановительная зона

В реальных условиях на горение идет воздух, содержащий
некоторое количество паров воды. Поэтому в зоне горения воз-
можно частичное разложение водяных паров

Н2О + СО = Н2 + СО2 + 41,3 МДж/кмоль; (1.26)

Н2О + С = Н2 + СО - 124,5 МДж/кмоль. (1.27)

1.3.2.Особенности горения углерода топлива
в агломерируемом слое

Основные отличия горения топлива при агломерации от го-
рения в других топливосжигающих устройствах состоят в следу-
ющем.
1. Твердое топливо агломерационной шихты воспламеняет-
ся не в атмосфере воздуха, а в газе с небольшой концентрацией
кислорода — до 1—3%. Экспериментально установлена следую-
щая зависимость температуры воспламенения кузнецкого кокса
от содержания кислорода в газе [22]

tB = 934- 161 {lgO2},°C. (1.28)

Необходимо отметить, что выражение (1.28) дает лишь при-
ближенное значение температуры воспламенения, так как в нем
не отмечены другие факторы, влияющие на эту температуру (круп-
ность частиц топлива, скорость движения газового потока в слое
и др.). В ряде случаев удобнее определять температуру воспламе-
нения через другой параметр — содержание углерода топлива в
шихте. Как видно из рис. 1.13, существует вполне определенная
зависимость между концентрацией свободного кислорода в про-
дуктах горения (агломерационном газе) и содержанием углерода
топлива в шихте. Для случая ДО = 3% и отношения СО/СО2 в про-
дуктах горения 1,4 эта зависимость может быть описана выраже-
нием {О2} = 18 - (Ст/ 0,3). После подстановки этого выражения в
формулу (1.28) и упрощения получается уравнение

tB= 94Ст + 454, °C. (1.29)

При увеличении содержания Ст с 3 до 5% tB растет с 740
до 925°С.

2. Горение углерода топлива в агломерируемом материале
проходит в относительно небольшом по высоте слое. Для различ-
ных условий агломерации толщина зоны горения изменяется от
15 до 40 мм. Исследования показали [23], что главным фактором,
влияющим на толщину зоны горения, является размер частичек
твердого топлива (рис. 1.20). Для коксика фракции 0-3 мм толщи-

на зоны горения составляет
20-30 мм.

Рис. 1.20. Зависимость толщины
зоны горения от размера частиц
коксовой мелочи;
содержание углерода в шихте 3,5%,
скорость фильтрации газа
в слое 0,595 м/с
Причина такой «концентрации» процесса горения в ограни-
ченном по высоте слое заключается в исключительно высокой ин-
тенсивности теплообмена между газом и шихтой. Вследствие вы-
соких удельной поверхности и «эффективной» теплоемкости ших-
ты продукты горения очень быстро (в течение 0,01-0,02 с) охлаж-
даются до температур 800°С, ниже которых горение углерода ста-
новится невозможно даже при наличии в газе относительно боль-
шого содержания кислорода.

3. Горение топлива в агломерируемом слое имеет двойствен-
ный характер. С одной стороны, из-за небольшой концентрации
(3-6% по массе, или 12-20% по объему) частицы топлива разобще-
ны негорючими материалами (рудой, возвратом, известняком); в
результате этого процесс можно рассматривать как горение оди-
ночных изолированных частиц топлива в потоке газа с непрерыв-
но увеличивающимися температурой и содержанием кислорода.
Можно полагать, что в момент воспламенения, при относитель-
но низких температурах, горящая частичка будет окружена га-
зовой фазой с отношением СО:СО2 примерно равным 2 (см. рис.
1.18). В то же время на верхних горизонтах зоны горения (в об-
ласти высоких температур, на поверхности горящей частицы
коксика превышающих 1600°С [24]), первичные продукты го-
рения будут состоять преимущественно из СО, при минималь-
ном содержании СО2.

С другой стороны, горение углерода при агломерации —
слоевой процесс. Об этом свидетельствуют непрерывное сниже-
ние количества кислорода в газе в направлении его движения по
зоне горения и соответствующее увеличение в нем концентраций
СО и СО2 (см. рис. 1.25). Есть все основания полагать, что первич-
ные продукты горения при движении в высокотемпературном слое
«корректируют» свой состав в результате протекания вторичной
реакции догорания СО*:

СО + 0,5О2 = СО2 + 285 МДж/кмоль. (1.30)

Учитывая, что в большинстве случаев на практике в агломе-
рационном газе содержится значительное количество кислорода

‘Гипотеза о том, что в верхней части зоны горения углерод горит
преимущественно до СО, а при последующем движении газа в слое вниз
идет окисление части СО до СО2, подтверждается экспериментально [25]:
при одновременном отсосе газа из слоя через фарфоровую и медную во-
доохлаждаемую трубки в первом случае отношение СО/СО2 было мень-
ше — шло догорание СО в самой трубке.
(4-8%), можно с уверенностью говорить об отсутствии при агло-
мерации восстановительной зоны (по отношению к углероду), и
поэтому реакции (1.25) и (1.27) не имеют заметного развития.

4. Одна из особенностей горения твердого топлива при аг-
ломерации состоит в том, что в продуктах горения одновременно
присутствуют и О2 и СО. Обусловлено это разобщенностью в слое
частиц топлива (микронеоднородностью шихты). В высокотемпе-
ратурной зоне потоки газа с СО и О2 могут проходить раздельно,
по соседним каналам. По выходе из зоны горения молекулы СО и
О2, соприкасаясь, уже не могут реагировать друг с другом из-за
низкой температуры.

5. Поскольку горение топливных частиц при агломерации
идет в нестационарных условиях, то, начавшись в кинетическом
режиме, горение переходит к смешанный и заканчивается в диф-
фузионном режиме. В связи с этим на характер горения будут ока-
зывать влияние все возможные факторы: концентрация кисло-
рода в газе, температура газа, тип и крупность углеродистых
частиц сгорающего топлива, скорость движения в слое газово-
го потока и др.

6. Одна из принципиальных особенностей горения твердого
топлива в агломерируемом слое заключается в том, что соотно-
шение между количествами сгорающего топлива и воздуха, по-
ступающего в зону горения, не поддается оперативному регули-
рованию со стороны обслуживающего персонала. Это соотноше-
ние устанавливается автоматически и, как показано, в предыду-
щей главе, определяется условиями теплообмена.

7. Горение твердого топлива при агломерации всегда идет с
избытком воздуха; поэтому в продуктах горения всегда есть сво-
бодный кислород, количество которого уменьшается по мере уве-
личения содержания топлива (углерода) в шихте.

Очень важной технологической характеристикой агломера-
ционного процесса является время горения топливной частички. Его
можно вычислить из отношения толщины зоны горения h3r к ско-
рости ее перемещения по слою U3r

< = Ч/и,г. (1.31)

При установившемся режиме агломерации U3r равна так называе-
мой «вертикальной скорости спекания» Ucn — скорости переме-
щения по слою зоны максимальных температур. С достаточной
для инженерных расчетов точностью можно считать, что Ucn прямо
пропорциональна скорости фильтрации газа в слое (wo) и обратно
пропорциональна удельному выходу агломерационного газа (Vr):

w 1

U 0

сп V у ’ (1-32)

г /нас

где Унас— насыпная масса сухой агломерационной шихты.

Уравнение (1.32) идентично уравнению (1.17). После подста-
новки (1.32) в (1.31) получаем

Т -Ibr-V v

W гУнас‘ с1-33)

Еще одна особенность процесса горения твердого топлива
при агломерации заключается в том, что скорость горения части-
чек топлива связана со скоростью перемещения по слою «тепло-
вой волны». Для достижения наибольшей эффективности процес-
са горения — получения максимального значения температуры на
каждом горизонте слоя при минимально необходимом расходе топ-
лива — нужно добиваться равенства скоростей перемещения по
слою «фронта теплопередачи» (горизонта с максимумом темпера-
туры ) и «фронта горения» (горизонта с температурой воспламе-
нения топлива 700°С). Этот принцип высказал в 1957 г. Е. Войс.

Если скорость перемещения фронта теплопередачи не под-
дается оперативному регулированию (она определяется теплофи-
зическими свойствами агломерационной шихты), то на скорость
перемещения зоны горения оператор-агломератчик может воздей-
ствовать изменением крупности топливных частиц (меняется удель-
ная поверхность топлива) или заменой топлива одной реакцион-
ной способности топливом другой реакционной способности.
Многочисленными исследованиями и многолетней практикой ра-
боты агломерационных фабрик установлено, что при использо-
вании в процессе коксика наилучшие результаты получаются при
его крупности 0-3 мм. В таком коксике основное количество час-
тиц имеет размер 1,5-2,0 мм. Из рис. 1.20 высота зоны горения со-
ставляет для таких частиц 25-30 мм. Для типичных условий агло-
мерации железорудных материалов: w0 = 0,30 м/с; Vr = 0,41 м3/кг;
7Нас = 1800 кг с-ш-/м3 время горения частичек кокса равно

г = одзо 1800 =74 с

0,30
Вертикальная скорость спекания

U = —-2—— = 0,000406 м/с, или 24,2 мм/мин.
0,41-1800

Для случая, когда при агломерации приходится применять другие
виды топлив — с другой реакционной способностью, ориентиро-
вочный размер топливных частиц, имеющих то же время горения,
можно определить с помощью рис. 1.21 [20].

Рис. 1.21. Кинетические кривые
выгорания частиц различных
видов топлив:

1 — антрацит; 2 — кокс; 3 —
продукт из неспекающихся углей;

4 — продукт из слабо спекающихся
углей; 5 — буроуголъный полукокс

Например, если оптимальный размер частиц коксика составляет
2,0 мм, то при использовании менее реакционноспособного топ-
лива — антрацита — оптимальный размер частичек его должен
составлять около 1,5 мм, а при высокореакционном топливе —
буроугольном полукоксе — средний размер частиц должен состав-
лять 3 мм. При этих условиях будет сохранено равенство скорос-
тей перемещения фронтов горения и теплопередачи.

1.3.3.Состав продуктов горения топлива при агломерации

При исследовании процесса горения топлива агломераци-
онной шихты наиболее сложным оказалось определить действи-
тельный состав газообразных продуктов горения. Исходя из ти-
пичного состава агломерационного газа, выходящего из-под ко-
лосников: СО = 4—5%; СО2 = 15—22%; О2 = 3—5%, остальное азот,
водород и пары воды (см. рис. 1.22), многие технологи, да и неко-
торые ученые долгое время считали этот газ продуктами горения
углерода шихты, т. е. полагали, что углерод при агломерации го-
рит примерно на 80% до СО2 и на 20% до СО. При этом как-то
упускали из виду, что отходящий агломерационный газ является
продуктом одновременно протекающих по меньшей мере пяти хи-
мических процессов: горения углерода, диссоциации карбонатов,
разложения паров воды, восстановления оксидов железа и после-
дующего окисления низших оксидов железа до высшего.

Впервые близкий к истинному состав продуктов горения уг-
лерода топлива был получен А. А. Сиговым и В. А. Шурхалом в
1958 г. [25], которые в опытах вместо железорудной аглошихты
использовали инертный сыпучий материал (кварцевый песок), сме-
шанный с топливом. В последующем еще несколько групп ученых
в нашей стране повторили эти эксперименты.

Как показывает сопоставление данных таблицы 1.3 и
рис. 1.22, главным отличием составов газа, полученных при сжи-
гании углерода в слое зернистых инертных материалов, от обыч-
ного агломерационного газа, полученного при спекании железо-
рудных концентратов, является более высокое отношение
СО/СО2 = 1,0-1,5 (против 0,2-0,4 в агломерационных газах).

Таблица 1.3

Состав продуктов горения кокса в слое инертных материалов

Материал, фракция, мм Ст, % Содержание, % СО со2 Авторы
о2 СО СО2
Кварцевый песок 3,5 2,4 11,4 11,4 1,0 А.А. Сигов В. А. Шурхал [10]
Кварцевый песок 3,8 3,5 11,2 9,1 1,23 Те же
Кварцевый песок 5,0 1,2 14,7 10,9 1,35 Те же
Магнезит 0,84—1,68 2,2 14 6 4 1,5 Н.М. Бабушкин, В. Н. Тимофеев [26]
Магнезит 1,68—3,36 2,0 12 6 6 1,0 Те же

Основная причина этого различия, как правильно отмечали
и А. А. Сигов и повторивший эти опыты в 1962 г. Н. М. Бабуш-
кин, заключается в том, что значительное количество СО, образо-
вавшегося при горении углерода топлива шихты, участвует затем в
восстановлении оксидов железа спекаемого материала—за счет этого
и происходит снижение количества СО и увеличение количества СО2
в агломерационных газах. Упомянутая выше путаница в понятиях
«агломерационный газ» и «продукты горения» в определенной сте-
пени объясняется некорректными высказываниями самого А. А. Си-
гова (а затем Н. М. Бабушкина и Е. Ф. Вегмана).
Гематитовая руда [10]

25.

Ст = 3,8 %

Ст = 4,1 %; мел = 10,2%

20 -

15 -

СО2

• • СО

СО

со

о
м
rt
Я

S
о
я

Магнетитовый концентрат [23]

и
о
Я
К
сЗ
К

20]-

151-

10 -

20|-

151-

10 -

С =2,0 %

со2

СО

о2

Ст = 5,0 %

п-в-(,------

со2

J-

со

тг ° и д—2.

.°2 ♦

Инертный материал - магнезит [10]

Ст = 4,4%

со

1Пг » 2

со2

А---*

______%

Основной
период
спекания

С =4,7%; изв.= 19,3%
т

j со2

- о-е ° ц п

СО

О2

Время

Основной
период
спекания

о
о

и
о
О

5 -

X
* \

Рис. 1.22. Составы отсасываемых из агломерируемого слоя
газов в основной период спекания различных типов
агломерационных шихт

Несмотря на полученные в собственных экспериментах ре-
зультаты, А. А. Сигов продолжал считать отходящий из агломе-
рируемого слоя газ при спекании железорудных материалов так-
же продуктами горения, но образующимися при участии не толь-
ко газообразного кислорода воздуха (как это имеет место в случае
сжигания топлива в слое дробленых инертных материалов), но и
«твердого» кислорода оксидов железа шихты.

С последним утверждением согласиться нельзя. Если рас-
сматривать горение как химический процесс, то это реакция взаи-
модействия какого-то активного (горючего)компонента с элемен-
том-окислителем (в данном случае с кислородом). Еще одним при-
знаком «горения» является экзотермический характер реакции.
Взаимодействие углерода топлива агломерационной шихты или
СО газа с твердыми оксидами железа не соответствует эти поло-
жениям. Получение молекулярного кислорода при агломерации
за счет диссоциации Fe3O4 и FeO невозможно по термодинамичес-
ким условиям, а за счет диссоциации Fe2O3 (как установлено экс-
периментами) — по кинетическим. Взаимодействие СО с Fe3O4 (ос-
новным оксидом магнетитовых концентратов) является эндотер-
мическим процессом. И вообще эти взаимодействия С или СО с
оксидами железа носят вполне определенное название — «восста-
новление». Таким образом, кислород рудного материала перехо-
дит в агломерационный газ не в результате горения углерода, а в
ходе восстановительных процессов.

Отождествление понятий «продукты горения» и «агломера-
ционный газ» приводит не только к терминологической путани-
це. Применение на практике идеи, что агломерационный газ —
это продукты горения углерода шихты ведет к серьезным ошиб-
кам при теплотехнических расчетах. Так, горение единицы массы
углерода агломерационного топлива до получения в газообраз-
ных продуктах реакции отношения СО/СО2 = 0,25 дает одно ко-
личество тепла, а в случае горения углерода до получения отно-
шения СО/СО2 = 1,0-1,5 и последующего участия СО в восстанов-
лении Fe3O4 с получением в конечном счете в аглогазе того же
отношения СО/СО, = 0,25 дает совершенно другое количество теп-
ла — в 1,5 раза меньше.

Определение истинного значения отношения СО/СО2 в про-
дуктах горения твердого топлива шихты позволяет не только вы-
числять достоверное значение теплоотдачи углерода в зоне горе-
ния (см. рис. 1.27), но и рассчитывать реальную степень развития
окислительно-восстановительных процессов.

Прямые эксперименты по сжиганию частиц твердого топ-
лива в слое инертного материала (в условиях, подобных обычной
агломерации железорудных материалов) показали, что отноше-
ние СО/СО2 в продуктах горения возрастает при

- увеличении содержания в шихте углерода,
- уменьшении крупности частичек топлива и комочков шихты,
- снижении влажности воздуха.

Из этих факторов главным является содержание топлива в
шихте — рис. 1.23 [10].

по нашему мнению, заключа-

Рис. 1.23. Зависимость

отношения СО/СО2 в
продуктах горения углерода в
слое кварца от содержания в
шихте углерода топлива;
числа на прямых — скорость
фильтрации газа в слое, м/с; О, —
содержание кислорода
в продуктах горения

(из рис. 1.13)

Причина роста отноше-
ния СО/СО2 в газе с увеличением С

ется не в повышении температуры горения, как это считали А. А.
Сигов и В. А. Шурхал [10], а в уменьшении концентрации кисло-
рода в газе. При практически неизменном количестве воздуха,
идущем на агломерацию, при увеличении Ст в шихте растет по-
требность в кислороде на его окисление, соответственно все мень-
ше остается кислорода на дожигание СО до СО2 (рис. 1.23).

Заметное влияние на отношение СО/СО, оказывает размер
топливных частиц [27]. Л.И. Каплун [28] на основании экспери-
ментальных данных описал эту зависимость (при wo = 0,2 - 0,4 м/с)
следующим выражением:

СО/СО2 = 0,393 + Ст (0,148 - 0,031 dT).

Так, при dT = 1 мм и Ст = 4% величина СО/СО2 = 0,86.

Исследования показывают, что отношение СО/СО2 в про-
дуктах горения углерода при агломерации, зависит еще от одного
фактора — скорости движения газового потока через зону горе-
ния (wo). Известны две работы, касающиеся этого вопроса. Резуль-
таты их прямо противоположны. Если по данным А. А. Сигова и
В. А. Шурхала [10] отношение СО/СО2 по мере увеличения wo сни-
жается (см. рис. 1.23), то по более поздним (и по нашему мнению,
более достоверным) исследованиям А. В. Александрова и
Л. И. Каплуна [29] зависимость получилась обратной: при росте
wo с 0,2 до 0,4 м/с отношение СО/СО2 увеличилось с 0,393 до 0,611.
Многочисленные исследования показывают, что по мере
увеличения содержания углерода в агломерационной шихте сни-
жается концентрация свободного кислорода в агломерационном
газе [23,26]. Установленная теоретически в 1992 г. [16] связь меж-
ду этими параметрами на рис. 1.13 выражается в виде прямых, каж-
дая из которых характеризует зависимость между О, в газе от Ст в
шихте для своих условий процесса — для своего значения удель-
ного расхода воздуха (VB). Обоснованность такого подхода к ана-
лизу агломерационного процесса подтверждают эксперименталь-
ные данные, представленные на рис. 1.24, на котором линиями НФ
и ОФЛ показаны найденные в опытах А.А. Сигова и В.А. Шурха-
ла [10] зависимости между О2 газа от Ст шихты для случаев агло-
мерации шихты на основе гематитовой руды неофлюсованной и с

“/о известняка.
20г

0,40

0,35

О
13

0,30

Рис. 1.24. Зависимость концентрации
свободного кислорода в агломерационном
газе от содержания углерода

о,5О топлива в шихте;

X НФ — неофлюсованные шихты;

wX0,45 ОФЛ — офлюсованные; числа на
С \ХХ прямых — удельный расход воздуха

\\\ ОФЛ на агломерационный процесс,
м3/кг ели., рассчитанные при

\Х\ ДО = 3%; СО/СО, = 1,0
нф 'ЛА

---1--1___।____।___\ \ ,\ \ \.
01234___________5 678

Ст,%

Как видно, для первой серии опытов VB = 0,30-0,35 м3/кг с.ш.,
а при спекании офлюсованной шихты VB = 0,42-0,43 м3/кг с.ш.

Небольшое количество паров воды в атмосферном воздухе
также принимает участие в процессах горения углерода — разла-
гается с образованием Н9. Почему-то априори ряд исследователей
[10, 26] посчитал, что единственной реакцией разложения воды
является Н2О + С = Н2+ СО. Для успешного протекания этой ре-
акции требуются, во-первых, высокие температуры (выше 1000°С)
и, во-вторых, восстановительная (безокислительная) газовая сре-
да. В реальных условиях агломерации эти два требования не соче-
таются: в зоне с высокими температурами газ содержит много кис-
лорода. При агломерации с обычным содержанием углерода топ-
лива в шихте (не выше 5-6%) более вероятно разложение воды с
помощью СО: Н2О + СО = Н2 + СО2. Процесс идет в зоне умерен-
ных температур (800...400°С). Ориентировочные термодинамичес-
кие расчеты показали, что максимальная степень разложения па-
ров воды в этих условиях может составлять 50%. Практически раз-
лагается 20-30%. Достоверность схемы разложения Н2Опар в усло-
виях агломерации с помощью СО подтверждают результаты экс-
периментов [29, 30].

1.3.4. Расчет состава продуктов горения

Состав продуктов горения при спекании реальных железо-
рудных шихт экспериментально определить невозможно, так как
образующийся в результате горения монооксид углерода СО не-
медленно вступает во взаимодействие с оксидами железа Fe2O3 и
Fe3O4, и в ходе восстановления превращается в СО2.

Вместе с тем существует метод расчета содержания СО и СО2
в продуктах горения, по составу отходящего из слоя агломераци-
онного газа. Идея этого метода, впервые примененного А. А. Си-
говым и В. А. Шурхалом [10], состоите том, что каждому отноше-
нию СО:СО2 в продуктах горения соответствует строго опреде-
ленная концентрация азота. А последующее превращение СО в СО,
в ходе восстановления Fe2O3 или Fe3O4 не изменяет общего объе-
ма газа, и следовательно, концентрация азота остается той же, что
и в продуктах горения — появляется возможность «реконструи-
ровать» состав агломерационного газа в состав продуктов горе-
ния. По этой методике процессы горения углерода и восстановле-
ния оксидов железа условно разделены во времени: вначале определя-
ют состав продуктов горения, что позволяет затем рассчитать
степень развития восстановительных процессов.

Основные расчетные формулы получаются из уравнения горе-
ния углерода в агломерируемом слое. Ниже показана эта методика
расчета для нескольких последовательно усложняющихся случаев.

Случай А. На агломерацию идет такое количество сухого
воздуха, которое точно соответствует стехиометрическим соотно-
шениям реакций горения.

При горении углерода до СО:

С + 0,5 (О2 + yN2 ) = СО + 0,5yN2
Реакция горения С до СО2:

С + 1(О2+ yn2) = CO2+ 1-yN2

При сжигании углерода в атмосфере сухого воздуха в слое
инертного материала (дробленного кварца, магнезита) у = 79/21 =
= 3,762. В реальных условиях агломерации железорудных матери-
алов на горение углерода шихты идет воздух, обедненный кисло-
родом: часть его ДО =1—2 абс. % расходуется на окисление
FeO спекаемого материала в слое, расположенном выше зоны го-
рения (см. 1.4.4). Например, для случая, когда ДО = 2%, содержа-
ние кислорода в «воздухе», поступающем в зону горения углерода
шихты, равно 21-2 = 19%, а коэффициент у = 79/19 = 4,148.

Поскольку в агломерационном процессе при горении угле-
рода одновременно образуются и СО и СО2, то реакция горения
имеет вид

С + к(О, + yN2) = mCO + nCO2 + RyN2
Как видно, коэффициент «к» в этом уравнении определяет отно-
шение СО : СО2 = m : п и изменяется в пределах от 0,5 до 1.

Из балансов в уравнении кислорода 2 к = m + 2п и углерода
1 = m + п. Решая эту систему уравнений, получаем

m = 2(1 - к) , п = 2к - 1

Таким образом, реакция горения для случая А получает вид
С + к (О2 + yN2) - 2(1- к)СО + (2к - 1)СО2 + KyN2

Случай Б. На агломерацию воздуха идет больше, чем его
требуется для горения углерода шихты. Это превышение можно
количественно выразить с помощью коэффициента расхода воздуха
— 5, представляющего собой отношение количества воздуха, прошед-
шего на агломерацию, к количеству воздуха, пошедшему на горение*.

‘Считаем необходимым подчеркнуть, что «коэффициент расхода
воздуха» (J) принципиально отличается от понятия «коэффициент избыт-
ка воздуха», который применяют при регулировании горения в топливо-
сжигающих устройствах (печах, горнах и т. п.), и который представляет от-
ношение количества фактически идущего на горение воздуха к теоретичес-
ки необходимому. Теоретически необходимый расход воздуха определяет-
ся по стехиометрическим уравнениям горения С и Н2, при их полном окис-
лении до СО2 и Н2О); при этом в продуктах горения не должно оставаться
свободного кислорода. Поскольку при горении углерода в агломерируе-
мом слое не существует «теоретически необходимого расхода воздуха», то
применение показателя «коэффициент избытка воздуха» к анализу процес-
са горения топлива при агломерации является бессмысленным.
Для этого случая уравнение горения получает вид

С + бк(О2 + YN2) = 2(1- к)СО + (2к-1)СО2 + к(5 -1)О2+ 5 кг^

(1-34)

Объем продуктов горения в молях равен

ЕМГ = 2(1-к) + (2к -1)+ к(5-1) + оку = 1 + к[8(1 + у)-1].

(1.35)

Сейчас несложно рассчитать содержание в продуктах горе-
ния СО, СО2, О2 и N2:

со = 2(1 к)1°°; (1.36) ХМГ СО2 = (2к 1)100; (1.37) 2 Шг
к(8-1)-100 2 ZMr v 7 N бку400_ 2 ZMr

для этого нужно только знать численные значения 5 и к.

5 = ^2 (1.40) N^-yO^ К=1ЛШ,Х • (L41)

здесь: и О2 — концентрации азота и кислорода в отходящем

агломерационном газе.

Случай В. В шихте отечественных агломерационных фабрик
почти всегда есть определенное количество карбонатов (извест-
няка), диссоциация которого изменяет состав газа. С учетом это-
го процесса уравнение горения углерода шихты записывается сле-
дующим образом:

С + бк(О2 + yN2) + РСО2 = 2(1- к)СО + (2к - 1)СО2 + к(6-1)О2+

+ 5ку N2+ рсо2, (1.42)

здесь Р — отношение концентраций углерода карбонатов и твер-
дого топлива агломерационной шихты; следует отметить, что
РСО 2 в левой части уравнения находится в твердом состоянии, а
в правой — в газообразном.
Для этого случая расчетные формулы получают вид:

£МГ= 1 +Р+ к[б(1 + у)-1]; (1.43)

________1 + Р________

0)-1]' (L44)

N 2Г

Количество СО2, которое выделяют в газ карбонаты, нахо-
дится из выражения

CO^Jj-lOO. (1.45)

Случай Г. В воздухе, идущем на агломерацию, всегда содер-
жится некоторое количество паров воды. Для этого случая состав
воздуха записывается следующим образом: О2 + yN2+ гН2О, где
г—относительное количество паров воды (в расчете на один объем
кислорода воздуха). Горение углерода шихты во влажном воздухе
описывается уравнением:

С + 5к(О, + yN2 + гН2О) + РСО2= 2(1- к)СО + (2к - 1)СО2 +

+ к(8-1)О2+ 5kyN2+ 5кгН2О + рСО> (1.46)

Формулы для расчета ХМГ и «к» после корректировки по-
лучают вид

£МГ =1 + Р + к[5(1 + у + г)-1} (1-47)

к_ 1 + Р

122А._[б(1 + у + г)-1] (1.48)

Для лучшего усвоения изложенного материала приведем
пример расчета состава продуктов горения углерода топлива в
процессе агломерации.

Пример расчета основных показателей горения углерода топ-
лива при агломерации красного железняка. Исходные данные:

- содержание, %: в шихте коксика — 4,85; мела — 10,2; FeO
— 5,68; в коксике углерода — 87,95; во флюсе СаО — 50,45; в газе
О2 — 2,46; СО — 5,37; СО2 — 21,70;
- влажность воздуха — 51% при 25°С;

- атмосферное давление — 740 мм рт. ст.;

- на окисление FeO расходуется 1,5 абс. % кислорода воздуха;

- анализ газа производился при 25°С.

Решение

1. Определение состава влажного воздуха.

Процентное содержание водяных паров в газе (воздухе) вы-
числяется по формуле

н2ов = ^^юо,%.

Ро

Из справочных данных:

РнаС = 3,277 кПа; РНг0 = 3,277 • 0,51 = 1,67 кПа.

740

Общее давление воздуха Ро= 101,3-^у = 98,6 кПа.
Содержание водяных паров в воздухе:

НОВ=—100 =1,7%.

2 98,6

Содержание во влажном воздуха О2 + N2 = 100 - 1,7 = 98,3%
Содержание О2 = 21 0,983 = 20,6%; N2 = 79 • 0,983 = 77,7%.

2. Корректировка состава агломерационного газа.

Необходимо иметь в виду, что содержания СО, СО2 и О2,
определенные анализом в пробах агломерационного газа, несколь-
ко занижены по сравнению с их концентрацией в газе на входе в
зону сушки — при прохождении через нее газ насыщается парами
воды (рис. 1.25).

Для получения более достоверных результатов расчетов ко-
личество воды, поступившее в газ из влажной шихты (Н2О11) сле-
дует исключить и скорректировать содержание остальных компо-
нентов.

Объем продуктов горения превышает объем поступившего
в слой воздуха в 1,03-1,08 раз для неофлюсованных шихт ив 1,10—
1,15 раз — для офлюсованных.

Примем Vr:VB = 1,13, тогда Н2ОГ+ Н^= 1,7 : 1,13 = 1,50%.
Рис. 1.25. Изменение количества и состава газа по высоте
агломерируемого слоя;

1 — окислительная зона; 2 — восстановительная зона; 3 — зона сушки;

’ 4 — зона переувлажнения; 5 — колосниковая решетка; 6 — проба газа

Полагаем, что при агломерации разлагается 1 абс.% паров
воды, т. е. образуется 1% Н2. Количество неразложившихся паров
воды

Н2ОГ= 1,5- 1,0 = 0,5%

Насыщенное содержание паров воды в пробе газа

Н2О^С =^100 = 332%.

2 нас 98,6

Количество в пробе газа паров воды, поступивших из влаж-
ной шихты, Н,ОШ = 3,32 - 0,50 = 2,82%.

Относительный объем продуктов горения в сравнении с объ-
емом газа в пробе Vnr = 100 - 2,82 = 97,18%

Таким образом, истинное содержание в агломерационном
газе О9; СО; СО2 будет примерно на 3 отн. % больше, чем в пробе:

О2= 2,46 : 0,9718 = 2,53%; СО = 5,37 : 0,9718 = 5,52%;

СО2 = 21,12 : 0,9718 = 21,73%; Н2 = 1,00%; Н2О = 0,50%;
N2 = 100 - (2,53 + 5,52 + 21,73 + 1,00 + 0,50) = 68,72%.
3. Определение содержания в продуктах горения СО и СО2.
Содержание в шихте углерода топлива

Ст = 4,85 • 0,8795 = 4,26%.

Содержание углерода флюса:

С. =10,2-0,5045 • -—=1,103 %.

ф 56

Расчет коэффициентов:

1,103

4,26

77 7

= 0,259; у =—----------= 4,068;

20,6-1,5

1,70

Г ”20,6-1,5

= 0,089; 5 =

68,72

68,72-4,068-2,53

= 1,176;

(1 + у + г) = 1 + 4,068 + 0,089 = 5,157;

к =

1 + 0,259

100-4,068-1,176

68,72

-(1,176-5,157 -1)

= 0,661;

ЕМГ = 1 + 0,259 + 0,661(1,176 5,157 -1) = 4,61.
Содержание в продуктах горения:

со= 2(1-0^61)100^ = (2.0,661-1)100 =

4,61 2 4,61

Существенное влияние на результаты расчетов оказывает пра-
вильный выбор значения ДО. Так, при ДО = 0,5% расчет по тем же
исходным данным дает: СО = 12,81%; СО2= 8,83%; СО/СО2 = 1,45.

К сожалению, проблема более обоснованного выбора ДО для
расчетов процесса горения еще требует своего решения.

В табл. 1.4 в качестве примера приведены составы продук-
тов горения углерода в агломерируемом слое, полученные расче-
том на основе составов агломерационного газа, найденных из эк-
спериментов.
Таблица 1.4

Составы газа, выходящего из агломерируемого слоя (числитель),
и рассчитанные на их основе составы газа в зоне горения
(знаменатель)

Агломери- руемый материал С % АО, % Сод ержание, % СО СО2 vr, м3 КГС1П.
о2 СО со2
Кварцевый песок 4,4 0 4,06 4,06 12,09 14Д8 925 8,00 131 1,77 0,370
Хромомагнезит 3,66 0 8,31 8,31 6,06 6Д1 8,71 8,65 0,69 0,71 0,463
Красный желез- няк, ЕеОш= 8,2% 4,3 1,5 4,87 4,87 3,63 11,47 19,32 6,74 0Д9 1,70 0,442
Бурый железняк БеОш= 7,2% 5,12 1,0 123 123 6,34 13,62 17,58 10,44 0,36 4,30 0,397
Магнитный же- лезняк FeOm = 18,5% 3,2 4,0 4,93 4,93 3,08 8,83 17,67 6,19 0,17 1,43 • 0,40

При агломерации железорудных материалов, как и следова-
ло ожидать, отношение СО/СО, в продуктах горения значительно
больше, чем в конечном агломерационном газе.

Результаты расчетов показывают также, что не совпадают
опытные и расчетные значения концентраций СО и СО2 и в случае
сжигания углерода в слое инертных материалов. Фактическое со-
держание СО оказывается меньше расчетного, а СО2 — наоборот.
Можно считать это доказательством некоторого развития процес-
са разложения паров воды воздуха с помощью СО:

Н2О + СО =Н2 + СО2.

Рассмотренная выше методика дает возможность рассчитать
теоретический состав продуктов горения (без влияния побочных
реакций). Естественно, решающим параметром процесса горения
является содержание углерода топлива в шихте Ст [31]. Результа-
ты расчета представлены на рис. 1.26. Расчеты для вариантов «а»,
Высота слоя Высота слоя Высота слоя Высота слоя

О 5 10 15 20 25

Содержание О2; СО; СО2, %

Ст = 2%, СО/СО2= 1,0;

Qo = 445 кДж/кг с.ш.;

qc = 22,25 МДж/кг С

Ст = 4%, СО/СО2= 1,5;

Qo = 795 кДж/кг с.ш.;

qc = 19,97 МДж/кг С

С = 6,2%, СО/СО = 2,0;

Qo = 1134 кДж/кг с.ш.;

qc = 18,3 МДж/кг С

Ст = 17%, СО/СО2 = 3,5;

Qo - 2650 кДж/кг с.ш.;

qc = 15,6 МДж/кг С

Рис. 1.26. Изменение содержания в продуктах горения О2; СО и
СО2 в зависимости от содержания в шихте углерода;
распределение температур в зоне горения (заштрихована);

tB — температура воспламенения
«б» и «в» выполнены при условии сохранения постоянным удель-
ного выхода агломерационного газа, равного 0,41 м3/кг ш (опре-
деленного условиями теплообмена).

Как видно, по мере роста количества углерода топлива в ших-
те концентрация СО и СО2 в продуктах горения постоянно увели-
чивается. Так же постоянно падает концентрация оставшегося не-
использованным кислорода.

Несложно найти ту предельную концентрацию углерода в
шихте, при которой должен использоваться весь кислород* — ва-
риант «в».

Из выражения (1.18) следует

_ Уг-100

пред 1,867 -SMr’

(1-49)

При отношении в продуктах горения 8 = 1 и СО:СО2 = 2,
ЕМГ =3,57

С
пред

0,41-100

1,867-3,57

= 6,2%.

Если содержание Ст в шихте выше предельного, то горение
углерода переходит в качественно новый режим. В отличие от пре-
дыдущих вариантов, удельный расход воздуха будет прямо про-
порционален содержанию углерода в шихте (см. 1.2.2).

Высота зоны горения при увеличении концентрации угле-
рода в шихте вначале практически не изменяется, а при прибли-
жении к предельному значению Спред начинает увеличиваться.

С ростом содержания твердого топлива в шихте, естествен-
но, растет количество выделяющегося при его горении тепла. Од-
нако эта зависимость не является прямо пропорциональной. По
мере повышения содержания углерода топлива в шихте, снижает-
ся концентрация свободного кислорода в газе —• в продуктах го-
рения непрерывно растет отношение СО/СО2, в результате чего
падает количество тепла, выделяющегося при сгорании единицы
углерода — теплоотдача углерода qc, кДж/кг С (рис. 1.27).

’Такой вариант (при 5 = 1) в действительности невозможен. В лю-
бых условиях агломерации в продуктах горения должно оставаться ка-
кое-то минимальное (0,8—1,0%) количество кислорода — для обеспече-
ния воспламенения топлива в следующем элементарном слое шихты
(см. рис. 1.24).
30

Рис. 1.27. Зависимость количества выделяющегося при горении
углерода тепла от отношения СО/СО2 в продуктах горения

Соответственно этому изменяются и максимальные темпе-
ратуры в зоне горения: вначале они растут, затем достигают како-
го-то предельного значения и, далее несмотря на увеличение со-
держания топлива в шихте, остаются практически одинаковыми.
Объясняется это тремя причинами: 1) уменьшением «теплоотда-
чи» углерода, 2) расширением зоны высоких температур и 3) в слу-
чае агломерации железорудных материалов — увеличением рас-
хода тепла на плавление все большего количества агломерацион-
ной шихты.

Интересна еще одна закономерность: с увеличением содер-
жания углерода в шихте происходит не только рост температуры
воспламенения топлива (вследствие снижения концентрации О2 в
газе), но и непрерывное смещение в область высоких температур
нижней границы зоны горения. Причем при содержании углеро-
да, равном и более Спред, интенсивное горение топлива начинает-
ся при температуре, значительно превышающей температуру вос-
пламенения. Ниже этого горизонта появляется слой шихты, в ко-
тором углерод находится в раскаленном состоянии, но скорость
его окисления очень мала из-за низкой концентрации кислорода в
газе (1,0-1,5%). В этом слое создаются условия для протекания ре-
акции СО2 + С = 2СО.

Определение истинного состава продуктов горения дает воз-
можность вычислить достоверное значение количества тепла, вы-
деляющегося при горении углерода в агломерируемом материале.
Так, для приведенного выше примера

- масса углерода, сгоревшего до СО, равна

14,71

------------0,0426 = 0,0289 кг/кг с.ш.;

14,71 + 6,98

- масса углерода, сгоревшего до СО2, составляет
0,0426 - 0,0289 = 0,0137 кг/кг с.ш.;

- количество тепла, выделяющееся при сжигании 1 кг С до
СО и СО2, составляет соответственно: 124 : 12 = 10,33 и 410 : 12 =
34,17 МДж.

Таким образом, для условий данного примера выделилось
тепла:

0,0289 10,33 + 0,0137 34,17 = 0,767 МДж/кг с.ш.;

1 кг углерода, сгорающего в агломерируемом слое, выделя-
ет тепла— 0,767:0,0426 = 18,0 МДж.

Учитывая эти соображения, нельзя считать достоверными
результаты всех теплотехнических расчетов, приведенных в [10,
32, 33 и др.], — там, где количество выделяющегося тепла опреде-
лялось из условия, что 80% углерода сгорает до СО2 и 20% — до
СО. В этом случае теплоотдача углерода составляла бы

0,8 34,17+ 0,2 • 10,33 = 29,41 МДж/кг С,
что более чем на 60% превышает действительное значение
(18-20 МДж/кг С).
1.4. ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
И МИНЕРАЛОГИЧЕСКИЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ
ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Исследования показывают, что исходная агломерационная
шихта и полученный из нее агломерат сильно различаются по хи-
мико-минералогическим составам. Это свидетельствует о проте-
кании в ходе агломерации разнообразных химических процессов
и глубоких минералогических превращений.

В зависимости от температурного интервала протекания все
эти процессы* целесообразно разделить на три группы:

- химико-минералогические превращения в твердых фазах;

- процессы, идущие при плавлении спекаемого материала;

- минералогические процессы, протекающие в период зат-
вердевания (кристаллизации) расплава.

Процессы, протекающие в твердых фазах (в интервале
500...1100°С): а) химические процессы, протекающие между твер-
дыми компонентами шихты и газом; б) химико-минералогичес-
кие превращения, происходящие между твердыми веществами.

1.4.1. Разложение гидратных соединений

В некоторых случаях компоненты агломерационной шихты
содержат «твердую» воду, входящую в кристаллические решетки
определенных минералов в виде молекул Н2О или групп ОН'. Та-
кая вода связана с материалами значительно прочнее, чем гигрос-
копическая и адсорбированная. Для разложения гидратных соеди-
нений требуются большие затраты энергии — процессы диссоци-
ации протекают при более высоких температурах по сравнению с
испарением гигроскопической влаги шихты. Температура начала
разложения [34]

- турьита 2Fe2O3 H2O — 150...200°С;

- лимонита 2Fe2O3 3H2O — 12О...14О°С;

’Более детально эти процессы рассмотрены Е. Ф. Вегманом [32,33].
- гетита Fe2O3 Н2О — 190...300°С;

- портландита Са(ОН)2 — 450°С.

Основное количество влаги, как показывают термографи-
ческие анализы, гидроксиды железа выделяют при температуре
около 300°С [35]. В условиях реального агломерационного про-
цесса — при высоких скоростях нагрева материала разложение
гидратов сдвигается в область более высоких температур — до
1000°С(рис. 1.28).

Рис. 1.28. Кинетика разложения
гидратов ЛГМК (лисаковский
гравитационно-магнитный
концентрат) при различной
интенсивности нагрева:

------ 750;---------850 “С/мин.;
цифры у кривых — размеры
образцов, мм

Наличие гидратной влаги в аг-
ломерационной шихте существенно
изменяет ряд важных параметров про-
цесса спекания: удельную эффектив-

ную теплоемкость шихты, удельный выход агломерационного газа,
параметры процесса испарения гигроскопической влаги. Покажем

это на примере.

При агломерации керченского бурого железняка с 12% гид-
ратной влаги, при содержании в шихте 5,75% углерода, в пробе
агломерационного газа было СО—4,69; СО2— 17,22 и О2—3,46%.
Содержание насыщенного водяного пара при 25°С — 3,3%; пусть
Н2 будет 1%, тогда N2 — 70,33%.

Удельный выход газа

5 75

V =1,867 - ’—=0,49м7кгс.ш.
г 4,69+17,22

Объем сухого газа

Угсух = 0,490(1 - 0,033) = 0,474 м3 /кг с.ш.
Удельный расход воздуха

VB = 0,490 = 0,443 м3 / кг с.ш.

77,7

Масса гидратной влаги в шихте (70% руды в шихте)

ёгидр “ 0,70 0,12 = 0,084 кг/кг с.ш.

Масса прокаленной шихты 1,0 - 0,084 = 0,916 кг/кг с.ш.

Масса сухого газа (при р0 = 1,36 кг/м3)

0,474-1,36 = 0,645 кг/кг с.ш.

Масса газа на входе в зону сушки

0,645 + 0,084 = 0,729 кг/кг с.ш.

Влагосодержание газа на входе в зону сушки:

х0 = (0,004 + 0,084): 0,645 = 0,136 кг воды/кг с.г.

Удельный расход тепла на разложение гидроксидов железа
и последующее испарение влаги по данным [35] принимаем рав-
ным 5000 кДж/кг Н2О.

Удельная эффективная теплоемкость гидратной влаги, услов-
но приведенная к 1000°С, равна

Сгидр = 4,19 + (5000/1000) = 9,19 кДж/(кг Н2О°С)

Если принять физическую теплоемкость шихты 1 кДж/(кг °C),
то удельная эффективная теплоемкость шихты, содержащей гид-
ратные соединения, будет равна

Сш =0,916 1,0 + 0,084 9,19 = 1,688 кДж/(кг ш.-°C).

Повышенная теплопотребность шихты, содержащей бурый
железняк, вынуждает увеличивать расход топлива на спекание и
несмотря на это максимальные температуры в зоне формирова-
ния агломерата на 100...200° ниже, чем при спекании гематитовых
или магнетитовых шихт.

1.4.2. Диссоциация карбонатов

Основным флюсующим компонентом при спекании желез-
ных руд и концентратов является известняк, содержание которого
в шихте может достигать 10% и более. В последнее время многие
доменные печи работают на шлаках с повышенным содержанием
89
MgO. С этой целью в агломерационную шихту вводят доломити-
зированный известняк. Кроме того, в рудах ряда месторождений
содержатся карбонаты железа и марганца. Таким образом, в ком-
понентах агломерационной шихты могут находиться: СаСО3;
MgCO3; FeCO3 и МпСО3.

Диссоциация карбонатов является эндотермическим процес-
сом, который характеризуется следующими показателями:

Реакция разложения

СаСО3 = СаО+СО2;

MgCO3 = MgO + СО2;

МпСОз = МпО + СО2;

РеСОз = FeO + СО2;

Энтальпия,
МДж/кмоль

А Н,= 177,8

АН2= 117,5

А Н3 = 116,6

А Н4= 88,0

Тепловой эффект

-1778 кДж/кг СаСОз;

-1395 кДж/кг MgCO3;

-1015 кДж/кг МпСОз;

-758 кДж/кг РеСОз.

Химическая прочность того или иного карбоната характе-
ризуется также его упругостью диссоциации (равновесным давле-
нием СО2) при данной температуре (рис. 1.29).

Рис. 1.29. Упругость диссоциации
некоторых карбонатов:

1 — FeCO3;2 —МпСО3;

3 —MgCO3;4 —СаСО3;

Из приведенных данных вид-
но, что наиболее прочным является
СаСО3.

Как известно, термодинами-
ческим условием возможности про-
текания реакции диссоциации явля-
ется выполнение неравенства:
Рсо, >^002 — упругость диссоциа-

ции карбоната при данной температуре должна быть больше пар-
циального давления СО2 в окружающей газовой среде. В обыч-
ных условиях агломерационного процесса Псо = 0,19 ат (0,95 ат
— общее давление газа в слое; содержание СО2 в газе около 20%).
Из рис. 1.29 следует, что этому давлению для СаСО3 соответству-
ет температура 790°С. Бурное разложение известняка («химичес-
кое кипение») начинается, когда упругость диссоциации достиг-
нет давления 0,95 ат — это будет при 910°С.

Проблема диссоциации карбонатов при агломерации услож-

няется тем, что этот процесс должен успеть завершиться всего за
1,5-2,5 мин, в течение которых существуют благоприятные тер-
модинамические и кинетические условия: в интервале температур
800 — tmax — 600°С. Исследования (рис. 1.30) и практика показы-
вают, что известняк при агломерации успевает полностью разло-
житься, если крупность кусочков не
превышает 3 мм.

Рис. 1.30. Кинетика диссоциации
кусочков известняка при различной
интенсивности нагрева [34]:
-------20 "С/мин;--750 "С/мин;
- — 850 “С/мин.; цифры у кривых —
размеры образцов, мм

Успешному течению этого
процесса способствует активное
взаимодействие при высоких тем-
пературах образующейся пленки
СаО с Fe2O3 и SiO2 рудных матери-
алов:

СаСО3 + Fe2O3 = СаО Fe2O3 + СО2;

СаСО3 + SiO2 — СаО SiO2 + СО2.

Благодаря такому взаимодействию улучшаются как кинетические
условия процесса (разрушается пленка СаО), так и термодинами-

ческие — снижается активность аСа0.

Разложение карбонатов — процесс сильно эндотермический.
Это одна из причин, по которой при получении офлюсованных

агломератов происходит значительное снижение максимальных
температур (на 200...300°С) по сравнению с агломерацией неофлю-
сованной шихты.
Подобно агломерации бурых железняков, спекание офлю-
сованных известняком шихт приводит к увеличению удельной эф-
фективной теплоемкости шихт, к возрастанию удельного выхода
агломерационного газа и удельного расхода воздуха.

1.4.3. Поведение серы и других элементов

В природных железных рудах и концентратах сера находит-
ся в форме

- сульфидов: пирита — FeS2, реже сернистого железа (пир-
ротина) — FeS или

- сульфатов: сернокислого кальция — CaSO4 или сернокис-
лого бария — BaSO4

Свойства этих соединений значительно различаются, в ре-
зультате чего при агломерации они ведут себя по-разному.

Поведение сульфидной серы. Удаление части серы, находящей-
ся в железорудных материалах в виде пирита, в принципе возмож-
но в результате термической диссоциации:

2FeS2 = 2FeS + {S2} - 145,8 МДж/кмоль FeS.

Упругость паров серы, равная 1 атм, достигается при темпе-
ратуре 690°С. Так как температура кипения серы составляет
444,6°С, то образующаяся сера в парообразном состоянии может
быть удалена из высокотемпературной зоны с газом. В действи-
тельности же в парообразном состоянии при агломерации удаля-
ется лишь незначительная ее часть в заключительный период спе-
кания. Остальная сера конденсируется в нижележащих более хо-
лодных слоях шихты и может затем вступать в химические реак-
ции с компонентами шихты.

Основное количество сульфидной серы удаляется из руд в
результате окисления до SO2* и перехода газообразного диоксида
серы в агломерационный газ.

Эксперименты показали, что воспламенение сульфидов про-
исходит при температурах 350...400°С. При температурах ниже
600...700°С горение пирита идет по реакции

2FeS2 + 5,5О2 = Fe2O3 + 4SO2 + 1657 МДж/кмоль Fe2O3.

При более высоких температурах процессы диссоциации пирита,
его окисления и окисления продуктов диссоциации протекают па-
раллельно:

0,5S2 + О2 = SO2 + 298 МДж/кмоль SO2;

*В условиях агломерации 90% серы горит до SO2 и лишь 10%—до SO3.
3FeS + 50 2 = Fe3O4 + 3SO2 + 1726 МДж/кмоль Fe3O4.

На скорость (и полноту) окисления сульфидной серы оказы-
вают влияние следующие факторы:

а) крупность зерен руды: в одинаковых условиях степень де-
сульфурации кусочков -10 мм составила 88%, а кусочков -2 мм —
95%;

б) скорость окисления сульфидов, как и любой другой хими-
ческой реакции, значительно растет с температурой; при этом же-
лательно не доводить процесс до образования больших количеств
расплава, препятствующего свободному доступу кислорода газа

внутрь кусочков руды;

в) максимально возможное содержание кислорода в газовой
фазе. Необходимо, однако, отметить, что условия достижения двух
последних требований противоречат друг другу: при увеличении
расхода топлива в шихте (для повышения температуры спекаемо-
го материала) неизбежно снижается концентрация свободного
кислорода в агломерационном газе (углерод имеет большее срод-
ство к кислороду по сравнению с серой, и кислород воздуха в пер-
вую очередь пойдет на сжигание углерода топлива). Это неодноз-

начное влияние содержания углерода в шихте на степень десуль-
фации иллюстрируется рис. 1.31: при содержании углерода ниже
3% интенсивность горения серы мала из-за невысоких температур,
а при содержании Ст > 4,0% степень десульфации падает из-за не-

хватки кислорода на окисление серы.

Рис. 1.31. Влияние содержания
топлива в аглошихте на степень
удаления сульфидной серы при
агломерации

Поведение при агломерации сульфатной серы. Для удаления
сульфатной серы требуются совершенно иные условия. Разложе-
ние CaSO4 в целях выделения SO2 и перевода и его в газ требует
высоких температур — выше 1100°С:

2CaSO4 -> 2СаО + 2SO2 + О2 - Q]
Как видно, наличие в окружающей газовой фазе кислорода пре-
пятствует разложению сульфатов — не позволяет достичь высо-
ких значений константы равновесия реакции. Влияние температу-
ры и концентрации кислорода в окружающей газовой среде на
степень десульфации (через равновесное давление PSq2 ) хорошо
иллюстрируют данные В.Г. Болдвина и Л.Ф. Бургесса, приведен-
ные на рис. 1.32 и 1.33.

Рис. 1.32. Зависимость
равновесного давления SO2 при
диссоциации CaSO4 от
температуры:

1 — при парциальном давлении
кислорода в газе 1&3 ат;

2 —1&2 ати 3 — 21(Р ат

Рис. 1.33. Влияние
коцентрации кислорода
в газе и активности СаО на
равновесное давление SO2 при
диссоциации CaSO4,
числа у кривых — аСаО

Диссоциация сульфатов значительно полнее идет в слабо восста-
новительной среде:

CaSO4 + С = СаО + SO2 + СО - Q2
(в сильно восстановительной среде возможно образование проч-
ных сульфидов CaS или BaS).

Снижение активности образующегося СаО позволит достичь
еще большей степени разложения CaSO4 (см. рис. 1.33). Этот фак-
тор хорошо проявляется в случае образования в зоне реакции оп-
ределенного количества расплавов, в которых интенсифицирует-
ся взаимодействие СаО с Fe2O3, SiO2 и А12О3 рудного материала,
благодаря чему и снижается аСа0:

CaSO4 + Fe2O3 + С — СаО • Fe2O3 + SO2 + СО;

2CaSO4 + SiO2 + 2С = 2СаО • SiO2 + 2SO2 + 2СО.
В результате такого взаи модействия заметно снижаются темпе-
ратуры начала разложения CaSO4 (рис. 1.34)

Рис. 1.34. Влияние добавок на процесс разложения сульфата
кальция при продолжительности обжига 30 мин в токе азота:
1 — CaSO4; 2 — 90% CaSO4 + 10% Fe,O3; 3 — 70% CaSO4 + 30% Fe,O3;

4 — 50% CaSO4 + 50% Fe,O3; 5 — 70% CaSO4 + 30% SiO,;

6 — 70% CaSO4 + 30% A1,O3

Таким образом, для удаления серы в процессе агломерации
требуются следующие условия:

Технологический фактор Сульфидная сера Сульфатная сера
Расход топлива в шихте Г азовая среда Количество расплава Степень удаления Умеренный (3-4%) Окислительная Минимальное 85-95% Высокий (5-6%) Слабо восстано- вительная Умеренное 60-70%

Поведение серы при производстве офлюсованного агломерата.
Введение в состав агломерационной шихты СаСО3, СаО, Са(ОН)2
существенно ухудшает показатели удаления сульфидной серы.
Причина этого заключается в том, что SO2, уже перешедший в газ
в результате окисления сульфидов, «захватывается» известьсодер-
жащими материалами в расположенных ниже слоях шихты с об-
разованием сульфитов

СаО + SO2 = CaSO3;

Са(ОН)2 + SO2 = CaSO3 + Н2О и др.
Способствуют образованию сульфитов и сульфатов окисли-
тельная газовая среда.

Значительно облегчает «захват» диоксида серы из газовой
фазы и последующее образование сульфата кальция наличие вла-
ги на поверхности частиц известняка и других материалов. Пове-
дение серы при этом можно представить в виде следующей схемы:

1) растворение SO2 в воде;

2) образование H2SO3:

SO2 + Н2О = H2SO3;

3) образование водного сульфита кальция:

H2SO3 + СаСО3 = CaSO3 пН2О + СО2.

4) образование безводного сульфита кальция (при темпера-
туре более 150°С):

CaSO3 пН2О =- CaSO3 + пН2О.

Эксперименты и практика показали, что замена части оксида
кальция на оксид магния заметно улучшает степень десульфации, так
как сульфат магния является менее прочным соединением и начина-
ет разлагаться при более низких температурах — около 950°С.

Поведение других элементов

Мышьяк. Один из элементов, ухудшающих качество сталей,
встречается в железных рудах относительно редко. Присутствует
в рудах в виде следующих соединений: As2S3; As2O3; AsS; FeAsS;
FeAsO4 2H2O; FeHAsO3 nH2O и др. В условиях агломерации мы-
шьяк может удаляться с газом в виде As2O3 (при температурах выше
275...320°С) и AsH3. Перевод пятивалентного мышьяка в трехва-
лентный, который может удаляться при агломерации, требует вос-
становительной атмосферы, т. е. повышенного расхода топлива в
шихте. Степень удаления мышьяка при агломерации в лучшем
случае достигает 50%. Присутствие в шихте известняка резко сни-
жает степень удаления мышьяка.

В лабораторных условиях опробовано несколько способов,
повышающих степень удаления мышьяка: введение в состав ших-
ты хлорирующих добавок (СаС12; NaCl; НО и др.), обработка аг-
ломерата водяным паром при 1000°С и др.). Однако все эти спосо-
бы дороги и в практике агломерации не используются.

Фосфор содержится в железных рудах в виде вивианита
Fe3(PO4)2-8H2O; фтор- и хлорапатита 3(3CaOP2O5)CaF2;
3(ЗСаО7Р205) • СаС12. При агломерации фосфор не удаляется и пол-
ностью переходит в агломерат.
Свинец, цинк присутствуют в рудах в виде либо оксидов, либо
сульфидов. При обычных условиях агломерации практически не
удаляются. Однако в случае необходимости можно использовать
хлорирующие добавки — при содержании в шихте 2-3% СаС12 уда-
лилось до 90% свинца и до 65% цинка.

1.4.4. Окислительно-восстановительные процессы

Изучая минералогическую структуру железорудных агломе-
ратов, полученных из гематитовой руды, многие отечественные и
зарубежные исследователи еще в 30-х гг. прошлого века отмечали
наличие в них, с одной стороны, значительного количества фая-
лита (Fe2SiO4) и даже небольшого количества металлического же-
леза—это свидетельствовало о протекании при агломерации вос-
становительных процессов, а сдругой, — находили признаки окис-
ления зерен магнетита (до гематита), что указывало на развитие
окислительных процессов. Вероятно, первым, кто попытался пред-
ставить общую схему развития восстановительных и окислитель-
ных процессов при агломерации, был С.Т. Ростовцев. В 1934 г. он
писал [36]: «...спекаемый материал в момент достижения наивыс-
шей температуры должен содержать FeO или Fe3O4 больше, чем
показывает анализ агломерата» и далее: «...выходящий из зоны
горения слой агломерата подвергается окислению с обратным пе-
реходом части Fe3O4 в Fe2O3». К сожалению, эти в общем-то пра-
вильные взгляды не получили дальнейшего развития, и в 50-70-е гг.
XX в. специалисты-агломератчики придерживались другой точки
зрения, которую наиболее четко сформулировал Е. Ф. Вегман [33]
— агломерационный процесс может быть либо восстановитель-
ным, либо окислительным в зависимости от условий спекания. При
спекании окисленных руд (красных и бурых железняков) процесс
всегда восстановительный, так как в агломерационном спеке со-
держание FeO всегда больше, чем в исходной шихте. Это же ха-
рактерно и для агломерации магнетитовых рудных материалов при
нормальном и повышенном содержании углерода в шихте. И толь-
ко при небольшом содержании углерода агломерационный про-
цесс является окислительным. Этой же точки зрения придержи-
вался и С. Г. Братчиков — в 1970'г. он писал [23]: «Содержание
углерода в шихте 3,3% гарантирует невозможность развития вос-
становительных процессов при агломерации магнетитовых кон-
центратов». Так же считали А. А. Сигов и В. А. Шурхал [10].
Для оценки степени развития окислительно-восстановительных
процессов — ОВпр — они предложили использовать показатель
AZO = IO. -ZOT, где IO. и ZOT— содержание суммарного кислоро-
да (ZO = O2 + CO2 + 0,5CO) соответственно в агломерационном
газе и в продуктах горения. При АХО > 0 идут только восстанови-
тельные процесс ы, а при отрицательном значении AZO < 0—толь-
ко окислительные. Если же AZO = 0, то ни восстановительные, ни
окислительные процессы не получают развития.

Вместе с тем в это время уже были опубликованы эксперимен-
тальные данные, не соответствующие изложенной схеме. В 1958 г.
сотрудники института металлургии АН УкрССР 3. И. Некрасов,
Н. А. Гладков и В. В. Чекин опубликовали статью [37], в которой
приведены результаты измерения магнитных свойств агломе-
рационной шихты по ходу спекания. Типичная кривая показа-
на на рис. 1.35.

Рис. 1.35. Изменение во времени дифференциальной магнитной
восприимчивочти элементарного слоя спекаемого материала
(магнитная восприимчивочть исходной шихты принята за 0)

Через четыре года появляется еще одна публикация [38], в
которой авторы Р. Шлютер и Г. Битсианис приводят данные, по-
лученные по методу «прерванного эксперимента», когда пример-
но в середине процесса в слой вместо воздуха начинали подавать
газообразный агент, который не поддерживал горения и быстро
охлаждал материал (азот, аргон, взвесь «сухого льда» — СО2). При
этом фиксировался истинный химико-минералогический состав
железорудного материала в высокотемпературной части агломе-
рируемого слоя. Затем определяли содержание FeO и углерода в
послойно отобранных пробах шихты и спека. Результаты этих из-
мерений показаны на рис. 1.36.
Рис. 1.36. Изменение
содержания FeO
и углерода топлива
(С) по высоте
высокотемпературной
части агломерируемого
слоя по данным [38];
содержание углерода
в шихте: 1— 6,0; 2 — 4,85;

3 — 3,85%

К сожалению, ни первая, ни вторая группы ученых не
смогли увязать полученные результаты со схемой развития
ОВпр при агломерации. Это было сделано в 1968-1970 гг. ра-
ботами сотрудников кафедры металлургии чугуна УПИ под рук.
проф. В. И. Коротича. В качестве отправной точки были исполь-
зованы результаты опытов А. А. Сигова [25] и Н. М. Бабушкина
[26], которые получили истинный состав продуктов горения углеро-
да топлива при агломерации, — с отношением СО/СО2 > 1. Такой
газ обладает достаточно высоким восстановительным потенциалом
— он способен восстанавливать не только Fe2O3, но и Fe3O4. Совме-
стный анализ приведенных выше опытных данных позволил пред-
ложить схему развития ОВпр, согласно которой при любых усло-
виях агломерационный процесс является восстановительно-окис-
лительным. Рассмотрим более подробно схему протекания процесса
горения углерода топлива в спекаемом слое — рис. 1.37.

Как уже отмечалось, для агломерационного процесса харак-
терно точечное расположение очагов горения частичек топлива,
которые могут быть удалены друг от друга на расстояние от не-
скольких миллиметров до 1 см. Горящие частички углерода окру-
жены оболочками газа, в которых высокая концентрация СО.
Поэтому в тех микрообъемах, где горит топливо, идут восстано-
вительные процессы, а в тех, где топлива нет, сохраняется окисли-
тельная атмосфера, и возможно окисление серы, двухвалентного
железа.

Схема выгорания частиц твердого топлива в агломерируе-
мом слое представлена на рис. 1.37.

Рис. 1.37. Схема развития процессов в высокотемпературной
части агломерируемого слоя;

пунктирными линиями показаны возможные изменения содержания СО
в газе в зависимости от соотношения скоростей реакций горения
углерода (СО выделяется) и восстановления оксидов железа

(СО расходуется)

Хотя микрообъемы материала, где идут либо восстанови-
тельные, либо окислительные процессы, имеются во всем высоко-
температурном слое, соотношение их на каждом горизонте не-
одинаково. Очевидно, что в верхней части зоны формирования
агломерата, где происходит догорание частичек топлива и начи-
нается кристаллизация расплава и куда поступает горячий воздух
с высоким содержанием кислорода, должны идти в основном окис-
лительные процессы. В расположенной ниже зоне агломерацион-
ной шихты, где идет интенсивное горение углерода твердого топ-
лива и образуется много СО, в среднем по массе преобладают вос-
становительные процессы. Таким образом, высокотемпературную
часть агломерируемого слоя по высоте можно разделить на две
зоны, примерной границей между которыми является горизонт с
максимальной температурой. Верхняя зона, куда поступает горя-
чий воздух,—зона окисления, а нижняя, где идет горение углерода
топлива шихты, —зона восстановления. В связи с изложенным оп-
ределение агломерационного процесса только как окислительно-
го или только как восстановительного ошибочно — при любых
условиях агломерации, для любых типов спекаемых материалов в
одно и то же время идут и восстановительные и окислительные
процессы на разных горизонтах слоя: каждый объем спекаемого
материала вначале подвергается частичному восстановлению, а за-
тем — окислению.

Описанный выше механизм протекания восстановительных
и окислительных процессов в полной мере подтверждается резуль-
татами экспериментов, приведенных на рис. 1.35 и 1.36. При под-
ходе зоны высоких температур к данному горизонту начинается
интенсивное восстановление магнетита до FeO, не обладающего
магнитными свойствами — об этом свидетельствует нисходящая
часть кривой на рис. 1.35. После выгорания углерода из шихты
начинается окисление FeO до Fe3O4 — магнитные свойства мате-
риала растут. И наконец, при окислении Fe3O4 до Fe2O3 магнит-
ные свойства аглоспека вновь начинают падать. Что касается ри-
сунка 1.36, то там четко видно деление высокотемпературной зоны
на две части: восстановительной, совмещенной с зоной горения, в
которой резко увеличивается содержание FeO в спекаемом мате-
риале — на 15-30абс.% (в зависимости от содержания углерода в
шихте); и окислительной, в которой содержание FeO снижается
на 10-12%; при этом объем окислительной работы практически
не связан с содержанием углерода в шихте.

В заключение считаем необходимым еще раз отметить не
соответствующее действительности утверждение [32,33] о суще-
ственном влиянии диссоциации оксидов железа на ход протека-
ния процесса горения углерода шихты и химико-минералогичес-
ких превращений при спекании железорудных материалов. Дис-
социация оксидов Fe3O4 и FeO при агломерации невозможна из-
за недостаточно высоких температур. Что касается диссоциации
Fe2O3, то она может начаться по условиям термодинамики только
с температур выше 1370°С. Однако, как показывают эксперимен-
ты [39], при больших скоростях нагрева и малом времени пребы-
вания агломерируемого материала при высоких температурах сте-
пень диссоциации оказывается крайне низкой. В связи с изложен-
ным при анализе агломерационного процесса диссоциацию окси-
дов железа вообще не следует принимать во внимание. Превра-
щения Fe3+ 7^- Fe2+ протекают только в результате восстанови-
тельных и окислительных процессов (реакций).

Расчет степени развития окислительно-восстановительных
процессов

Расчет количества FeO, образующегося в зоне восстановле-
ния, состоиз из следующих этапов*:

- расчета состава продуктов горения (по методике, приведенной
в предыдущей главе);

- определения количества СО, пошедшего на восстановление ок-
сидов железа;

- пересчета этого количества СО на количество образовавшего-
ся FeO.

Количество FeO, исчезающее в зоне окисления, получается
после пересчета количества кислорода, пошедшего на этот про-
цесс. Методически удобно в расчете задаться количеством кисло-
рода на окисление FeO, выраженным абсолютными процентами
кислорода воздуха — ДО. Многочисленными расчетами установ-
лено, что эта величина для различных условий агломерации желе-
зорудных материалов изменяется в пределах 0,5—4,0 абс. % кис-
лорода воздуха.

Пример расчета количества FeO, образовавшегося в процес-
се восстановления (+AFeO), и исчезнувшего в зоне окисления
(-ДР'еО) по результатам расчета примера на с. 81.

Решение

1. Количество FeO, образовавшееся в восстановительной зоне
Количество СО, пошедшее на восстановление оксидов же-
леза, равно

ДСОВ =СО„, -СО„!О-СО„ ;%, (1.50)

где СОП г — содержание СО в продуктах горения, СОН о — коли-
чество СО, пошедшее на разложение паров воды, СОаг — содер-
жание СО в агломерационном газе.

*Хотя в действительности процессы горения углерода шихты и вос-
становления оксидов железа идут практически одновременно, для удоб-
ства расчета условно разделим эти реакции во времени. Такое допуще-
ние не снижает достоверность конечного результата расчета, т. к. в каче-
стве исходных данных принимается фактический состав отходящего из
слоя агломерационного газа.
Количество CQj 0 равно количеству Н2, образовавшемуся при
разложении паров воды; для данного примера Н2 = 1.0%. Тогда

ДСОВ = 14,71 -1,0 - 5,52 = 8,19%

Расчетная формула для определения количества вновь об-
разующегося FeO в зоне восстановления*

4-AFeO = 0,12 АСО8 ХМ; Ст, абс %, (1.51)

где Мг — количество молей образующихся продуктов горения на
моль С; Ст — содержание углерода топлива в шихте, %.

Для данного примера

+AFeO = 0,12 8,19 4,61 • 4,26 = 19,3%.

Расчетная формула для определения количества исчезающе-
го FeO в окислительной зоне

- AFeO = 0,24 • АО • ЕМ; Ст, абс %, (1.52)

где ХМВ = 8к(1 + у + г)—количество молей влажного воздуха в ре-
акции горения на моль Ст.

Для настоящего примера

-AFeO = 0,241,5 [1,176 • 0,661 (1+4,068 + 0,089)] 4,26 = 6,15% .

Таким образом, при содержании в шихте FeO = 5,68%

- содержание FeO в железорудном материале в зоне форми-
рования агломерата: 5,68 + 19,3 = 24,98%;

- содержание FeO в спеке: 24,98 - 6,15 = 18,83% по отноше-
нию к массе сухой шихты.

Поскольку масса спека примерно на 10% меньше массы су-
хой шихты (в результате удаления с газом при агломерации угле-
рода, серы, СО2 карбонатов, некоторого количества кислорода
оксидов железа), то действительное содержание FeO в аглоспеке

FeO = 18,33:0,9 = 20,9%.

Расчет количеств +AFeO и - AFeO может быть выполнен с
помощью Vr и VB:

+AFeO = 0,0643Vr - ДСОВ, кг/кг с.ш. (1.53)

-AFeO = 0,1286VB-ДО, кг/кгс.ш. (1-54)

*В соответствии с реакцией Fe2O3 + СО = 2FeO + СО, при расходо-
вании 1 моля СО получается 2 моля FeO.
Для данного примера

тг _ 1 огт 4,26 + 1,10 „

V —1,867------------— 0,367, м3/кг с тп

5,52 + 21,73 ’М/кю.ш.,

VB = 0,367 = 0,325 , м3/кгс.ш.

77,7

+AFeO = 0,0643 • 0.367 8,19 = 0,193 кг/кг с.ш.

-AFeO = 0,1286 0,325 1,5 = 0,0627, кг/кг с.ш.

Найденные выше численные результаты расчета получены
при значении ДО = 1,5%. Если задаться другим значением АО, то
получим примерно то же содержание FeO в агломерате, но значе-
ния +AFeO и -AFeO существенно изменятся. Таким образом, для
получения достоверных результатов по определению глубины про-
текания восстановительных и окислительных процессов требует-
ся задаться правильным значением ДО. В качестве отправной точ-
ки для решения этой задачи можно воспользоваться следующим
соображением: величину ДО нужно взять такой, чтобы при расче-
те состава продуктов горения углерода топлива шихты получи-
лось то же значение отношения СО/СО2, что и в опытах с инерт-
ным материалом, т. е. в интервале 1,0—1,6 (с увеличением содер-
жания углерода в шихте отношение СО/СО2 должно возрастать).

Влияние различных факторов на развитие окислительно-
восстановительных процессов

Хотя в целом принципиальная схема развития ОВпр для лю-
бых условий агломерации остается одинаковой, количественные
показатели (степень восстановления и степень окисления) суще-
ственно изменяются в зависимости от состава аглошихты: мине-
ралогического типа железорудного материала, содержания в шихте
топлива и флюсов.

Понятно, что в восстановительной зоне результаты процес-
са восстановления существенно зависят от типа спекаемого руд-
ного материала, от содержания топлива и др. Однако все эти раз-
личия при «подходе» агломерируемого слоя к зоне окисления в
значительной мере нивелируются, и следует ожидать примерно
одинаковых результатов по объему окислительной работы — по
количеству окислившегося FeO в ходе кристаллизации расплава и
охлаждения агломерата. Вместе с тем анализ расчетных данных
показал, что объем окислительной работы при агломерации маг-
нетитовых материалов в два раза превышает объем окислитель-
ной работы при спекании окисленных руд — красных и бурых же-
лезняков: разумные результаты расчета для последних получают-
ся при величине ДО = 1-2 абс.% , в то время как в расчетах по
агломерации магнетитов приходится брать ДО равным 3—4%.
Причина такого различия, как показал тщательный анализ про-
цесса, состоит в том, что при агломерации магнетитовых матери-
алов кроме верхней зоны окисления в спекаемом слое появляется
еще одна зона окисления — нижняя, расположенная под зоной
горения, на горизонте с температурами 700...300°С. Впервые это
обнаружил своими опытами Г. М. Дроздов [40] в 1968 г., но науч-
ное объяснение этому феномену дал Л. И. Каплун, который в 1976 г.
экспериментами показал, что просасываемый через слой газ прекра-
щает восстанавливать магнетит на горизонте с температурой око-
ло 700°С (рис. 1.38,0). Но оставшийся в газе кислород (после взаи-
модействия с углеродом топлива) продолжает окислять магнетит
руды до горизонта с температурой 300°С (рис. 1.38, М).

Рис. 1.38. Изменение содержания FeO (%) по высоте
высокотемпературной части слоя при агломерации гематитовой
(О) и магнетитовой (М) руды;

----нормальный расход топлива в шихте;-----высокий расход
топлива; I— верхняя зона окисления; II — зона восстановления;
III — нижняя зона окисления; IV—зона горения

Идущий на окисление Fe2+ кислород воздуха (3-4 абс.%) рас-
пределяется примерно поровну между верхней и нижней зонами
окисления. При этом глубина окисления Fe2+ в нижней зоне в силь-
ной степени будет определяться содержанием углерода в шихте:
чем больше углерода, тем меньше останется неиспользованного
кислорода в продуктах горения, тем в меньшем объеме будет идти
окисление магнетита шихты. Таким образом, в случае агломера-
ции магнетитовых руд при изменении расхода топлива в шихте
будет меняться объем не только восстановительной работы, но и
окислительной — рис. 1.39 и табл. 1.5.

Рис. 1.39. Изменение содержания FeO по высоте
высокотемпературной части спекаемого слоя гематитовой (Г),
бурожелезняковой (БЖ) и магнетитовой (М) шихт по
экспериментальным данным Л. И. Каплуна [28];

цифры у кривых — содержание углерода в шихте
Таблица 1.5

Некоторые характеристики исходных шихт и процесса спекания; содержание
FeO в зонах окисления и восстановления «замороженных» спеков [28]

Аглофабрика (материал шихты) с % СаО SiO2 ’ hcn> мм ^тах> °C - AFeOK, % + AFeO % FeO3B, % -△FeO’, % FeO ар,, , %
КачГОКа (магнетит) 3,2 1,27 280 ' 1390 -7,59 +6,71 20,32 -9,75 10,57
КачГОКа (магнетит) 3,5 1,49 300 1420 -7,37 +7,82 21,16 -7,79 12,37
КачГОКа (магнетит) 4,0 1,27 280 1450 -6,24 +9,14 23,90 -8,77 15,13
ЧерМКа (магиетит) 3,1 1,22 260 1370 -7,38 +7,61 20,63 -9,19 11,54
ЧерМКа (магнетит) 3,6 1,22 260 1430 -7,01 +9,16 23,15 -9,93 14,22
ОМК ЛГОКа (магнетит) 5,1 1,01 400 1500 -4,78 +16,66 41,92 -10,22 31,70
ОМК ЛГОКа (магнетит) 6,2 1,01 400 1540 -2,13 +21,87 50,71 -11,89 38,82
Криворожская руда (гематит) 3,0 н. оф. 400 1310 - +12,25 12,66 -6,35 5,90
Криворожская руда (гематит) 3,6 1,41 450 1360 - +16,99 19,98 -9,77 10,21
Криворожская руда (гематит) 3,8 1,41 450 1370 - +18,83 21,87 -10,23 11,64
КарМКа (бурый железняк) 3,6 1,13 450 1320 - +15,42 18,92 -9,98 8,94
КарМКа (бурый железняк) 3,6 1,13 450 1320 - +16,34 19,74 -9,45 10,29
КарМКа (бурый железняк) 4,3 1,12 450 1350 - +21,38 26,28 -9,21 17,07
КарМКа (бурый железняк) 4,3 1,13 450 1340 - +21,92 26,84 -8,57 18,27
КарМКа (бурый железняк) 5,2 1,13 450 1370 - +27,86 33,56 -9,44 24,12
КарМКа (бурый железняк) 5,2 1,13 450 1380 - +28,99 33,99 -10,53 23,46
КарМКа (бурый железняк) 5,2 1,13 450 1380 - +27,19 32,19 -9,92 22,27
КарМКа (бурый железняк) 6,3 1,13 450 1430 - +31,96 38,48 -8,34 30,14
КарМКа (бурый железняк) 6,3 1,13 450 1460 - +32,17 39,03 -8,58 30,45

Примечание (см. с. 105).
Примечание к табл. 1.5:

1) содержание FeO в исходных офлюсованных шихтах КачГОКа и
ЧерМКа 20,4-21,3%, на основе ЛОМКа — 30,0-30,5%> и КарМКа 3,5-7,0%.

2) + AFeO -— количество FeO, образующегося в восстановительной
зоне;-75РеО" и-дРъО&—количество FeO, исчезающего соответственно в
нижней и верхней зонах окисления.

При агломерации окисленных руд и при нормальном, и при
повышенном расходе топлива в шихте объем восстановительной
работы всегда будет превышать объем окислительной и содержа-
ние FeO в агломерате всегда будет больше FeO шихты. При агло-
мерации магнетитовых руд в зависимости от содержания углеро-
да в шихте соотношение объемов восстановительной и окислитель-
ной работы будет меняться в довольно широких пределах, и со-
держание FeO в агломерате может быть меньше, больше или рав-
но содержанию FeO в шихте (см. рис. 1.38, М и 1.39, М).

Еще одно отличие между агломерацией окисленных и маг-
нетитовых руд состоит в том, что окисление FeO сопровождается'
выделением значительного количества тепла, которое добавляет-
ся к теплу от горения углерода. Поэтому одной и той же темпера-
туры в зоне формирования агломерата при спекании магнетито-
вых руд можно достичь при меньшем на 0,6—0,9 абс. % расходе
топлива, чем в случае агломерации окисленных. Следовательно,
при агломерации магнетитовых руд имеются более благоприят-

ные условия для получения низкозакисного агломерата удовлет-

ворительной прочности.

Парис. 1.40 и 1.41 приведены резуль-
таты большого количества расчетов разви-
тия ОВпр при агломерации железорудных
материалов.

Рис. 1.40. Зависимость количества
FeO, образующегося в зоне восстановления
(4-AFeO) и исчезающего в зоне окисления
(-AFeO)от содержания углерода топлива
в шихте:

а. — неофлюсованная гематитовая шихта;
А — офлюсованная гематитовая шихта;

ф — бурый железняк
Рис. 1.41. Зависимость суммарного результата ОВпр при
агломерации окисленных руд (О) и магнетитовых концентратов
(М) от содержания углерода в шихте;

Г— гематитовые руды; БЖ — бурый железняк

Несмотря на значительный разброс полученных данных из-за
погрешностей экспериментов различных исследователей, можно сде-
лать вполне определенные выводы.

Главным фактором, определяющим результаты развития
ОВпр, является содержание топлива в агломерационной шихте. С
увеличением концентрации-углерода в шихте значительно возра-
стает количество восстанавливающегося FeO. Это обусловлено все
увеличивающимся количеством образующегося при горении уг-
лерода СО: от 0,03 м3/кг с.ш. при Ст = 2,5% до 0,12 м3/кг с.ш. при
Ст=7,0%.

Обращает на себя внимание факт, что при одних и тех же
содержаниях Ст бурый железняк восстанавливается хуже, чем ге-
матитовая руда.

Как видно из рис. 1.41, при агломерации окисленных руд ве-
личина AAFeO = +AFeO - AFeO всегда имеет положительное зна-
чение, т. е. объем восстановительной работы всегда превышает
объем идущих затем процессов окисления FeO в кристаллизую-
щемся расплаве и в охлаждающемся агломерате.

Что касается агломерации магнетитовых руд, то при содер-
жании Ст в шихте менее 3-4% степень развития окислительных
процессов превышает развитие восстановительных — агломера-
ционный спек будет содержать FeO меньше, чем шихта.

Анализ результатов расчетов показал, что введение в агло-
мерационную шихту известняка значительно изменяет степень
развития ОВпр: степень восстановления снижается, а степень окис-
ления, наоборот, увеличивается. Так, установлено, что при увели-
чении в шихте количества мела с 0 до 20% (при постоянном содер-
жании топлива в шихте 4%) количество СО, пошедшее на восста-
новление, для случая спекания окисленных руд (рис. 1.42, О) умень-
шилось с 8,5 до 4,5%; содержание FeO в агломерационном спеке
снизилось соответственно с 23 до 11-14%.

Рис. 1.42. Зависимость АСО® от содержания углерода
в агломерационной шихте при спекании — окисленных руд (О)
и магнетитовых концентратов (М*):
числа на прямых — содержание известняка в шихте

О существенном преобладании окислительных процессов
при производстве офлюсованных агломератов свидетельствуют

*К сожалению, из-за небольшого количества опубликованных экс-
периментальных данных не удалось выявить зависимость АСО® от со-
держания карбонатов в шихте при спекании магнетитовых рудных мате-
риалов.
результаты еще одного исследования [41]:

Основность 0,57 1,17 1,24 2,33 3,10 4,66 5,48 7,90
Отношение Fe3+/Fe2+B агломерате 1,77 1,95 2,32 2,63 3,17 4,83 5,54 4,30

Так, если при основности 0,57 содержание FeO в аглоспеке
составляло 26,2%, то при основности 7,90—5,8%, а абсолютное
количество оксида Fe2O3 выросло при этом с 0 до 27% (входящего,
естественно, в состав ферритов кальция).

Упрощенный метод расчета развития ОВпр

Для ориентиров очного определения значений +ДРеО и
-AFeO можно воспользоваться формулами (1.52) и (1.53).

Численные значения параметров, входящих в эти формулы:
VB, ДО и ДСОВ, принимаем, исходя из следующих соображений.

Наиболее вероятные величины удельного расхода воздуха
на агломерацию неофлюсованных шихт, м3/кг ш.

при спекании гематитовых руд — 0,35;

при спекании магнетитовых концентратов — 0,40;

при спекании бурого железняка — 0,45.

При введении в состав шихты известняка удельный расход
воздуха возрастает на 0,5% на каждый дополнительный процент
флюса:

v* = vfi+

0,5-Ф

100

, м3/кгс.ш.

ДСОВ — расход СО на восстановление оксидов железа ших-
ты, находится с помощью графиков на рис. 1.42.

V r= VB (1,10-1,15), м3/кг с.ш.; большие значения принимают-
ся при высоком содержании Ст.

ДО — количество кислорода воздуха, идущего на окисление
Fe+2 принимается при агломерации, абс. %

- окисленных руд 1,0-2,0;

- магнетитовых концентратов 2,0-4,0 (растет при сниже-
нии Ст в шихте).

Порядок пользования этой методикой поясним на уже рас-
смотренном примере (условия на с. 78).

Принимаем: Ст = 4,26%; ДО = 1,5%; Ф = 10,2%; COJ = 4,04%;

VB= 0,35 м3/кг с.ш.
V*=0,35-

0,5-10^

I 100 J

= 0,368 m3 / кг с.ш.;

Vr = 1,11VB= 1,11 0,368 = 0,408 м3/кгс.ш.;

ДСОВ из рис. 1.42 — 7,5%;

+ AFeO = 0,0643- 7,5 - 0,408 = 0,197 кг/кг с.ш. или 19,7 %;

- AFeO = 0,1286 1,5 • 0,368 = 0,071кг/кг с.ш. или 7,1 %.

Содержание FeO в зоне формирования агломерата;

FeOnjl = 5,68 + 19,7 = 25,4% (по отношению к массе шихты).
Содержание FeO в агломерационном спеке

FeO^ = 25,4 -7,1 = 18,3% (по отношению к массе шихты).

Убыль кислорода шихты в зоне восстановления

АОВ = 19,7 (16/272) = 2,19%.

Количество кислорода воздуха, пошедшие на окисление FeO в вер-
хней зоне окисления

АО0К = 7,1 (16/2-72) = 0,79%.

Масса спека по отношению к массе сухой шихты

Мсп = 100 - (4,26 + 4,04 + 2,19 -0,79) = 90,3 %.

Содержание FeO в агломерационном спеке

FeOcn = 18,3 : 0,903 = 20,26% (в полном расчете — 20,9%).

Важнейший вывод из рассмотренного выше заключается в
том, что формирование химико-минералогической и физической
структуры агломерата начинается из восстановленного железо-
рудного материала, среднее содержание FeO в котором в зоне вос-
становления может достигать 40% и более. Такой материал об-
ладает значительно более низкой температурой плавления. В этих
условиях облегчается образование железистых расплавов, обеспе-
чивающих высокую скорость перестройки структуры слоя шихты
в структуру агломерационного спека и способствующих достиже-
нию необходимой прочности агломерата.
1.4.5. Процессы, протекающие между твердыми
веществами (в твердых фазах)

Эти процессы протекают в шихте в период ее нагрева от 500
до 1200° С.

Хотя из-за кратковременности периода (40-50 с.) новые со-
единения образуются в малых количествах, именно они и эвтекти-
ческие смеси на их основе, характеризующиеся невысокими тем-
пературами плавления, дают первые порции жидкой фазы — пер-
вичного агломерационного расплава.

Следует отметить ряд специфических особенностей твердо-
фазных процессов.

Во-первых, из-за ограниченной подвижности реагирующих
частиц, вынужденных диффундировать в кристаллических решет-
ках твердых тел скорость химико-минералогических превращений
во много раз меньше, чем скорость процессов в жидких или газо-
вых фазах.

Во-вторых, в твердых фазах могут идти только такие реак-
ции, которые сопровождаются уменьшением свободной энергии
системы, т. е. экзотермические.

В-третьих, если в смеси нескольких веществ могут идти раз-
личные реакции, то массовая скорость накопления продуктов вза-
имодействия будет определяться не химическим сродством реаги-
рующих веществ, а величиной поверхности контактов.

При проведении экспериментов по твердофазному минера-
лообразованию при скоростном нагреве (характерном для агло-
мерационного процесса) обнаружена еще одна особенность — в
таких условиях заметно интенсифицируются химико-минералоги-
ческие превращения. Ускорение процессов можно объяснить рез-
ким ростом концентрации активных несовершенств кристалличес-
ких решеток при быстром подъеме температуры.

Отмеченные особенности твердофазного спекания, а также
рассмотренные ранее закономерности ОВпр позволяют сделать
ориентировочный прогноз развития твердофазных взаимодей-
ствий в ходе агломерации железорудных материалов.

Рассмотрим существо протекающих химико-минералоги-
ческих процессов при производстве офлюсованных агломера-
тов обычной основности из магнетитовых концентратов. Из-
менение химико-минералогического состава спекаемого мате-
риала по ходу агломерации (при повышении температуры) по-
казано на рис. 1.43.
300 600 900 1200 1200
Температура,°C

Рис. 1.43. Последовательность
химико-минералогических
превращений по ходу
агломерации магнетитового
концентрата;

FeCa— ферриты кальция;
FeCaSi — железно-калъциевые
оливины; SiCa — силикаты кальция

При нагреве концентрата до 300°С начинается окисление маг-
нетита с превращением его в гематит (нижняя зона окисления). В
результате этого процесса содержание гематита может достигать
20—25%. Начиная с 700°С, спекаемый материал «входит» в вос-
становительную зону, где значительное количество Fe3+ восста-
навливается до Fe2+, при этом не только снижается содержание
гематита, но и появляется в отдельных микрообъемах шихты вю-
стит (Fe3O4 + СО = 3FeO + СО2).

Таким образом, спекаемый материал в области температур
500...700°С содержит все возможные оксиды. Учитывая их хими-
ческую природу, следует ожидать взаимодействий:

Fe^CFepj СаО(СаСОз)

7 7

СаО(СаСО3) SiO^

SiO2 FeO(Fe3O4)

(в скобках указано соединение, из которого получен оксид).
Продуктами этих взаимодействий могут быть только ферриты и
силикаты кальция и силикаты железа. Свойства образующихся
химических соединений приведены в табл. 1.6.

Несмотря на то, что химическое сродство СаО к SiO
(ДН= -823) значительно выше, чем к Fe2O3 (ДН = -106), преиму-
щественно идет процесс ферритообразования, поскольку контак-
тно-реакционная поверхность частиц СаО и Fe2O3 намного боль-
ше, чем Fe2O3 и SiO2. По опытам Д. Г. Хохлова [42], при темпера-
туре 1200°С в течение 1 мин. образуется 100% ферритов и только
65% силиката кальция. Тщательно поставленные эксперименты
Таблица 1.6

Некоторые характеристики соединений, образующихся в ходе
твердофазных взаимодействий

Реагирующие вещества Продукт реакции AH, кДж/кг Температура, °C
образова- ния плавле- ния
СаО + Fe О 2 3 CaFe О 2 4 -106 500...600 1216
2СаО + Ре?Оз Са Fe О 2 2 5 -121 400...500 1449
2СаО + SiO 2 Ca2SiO4 -823 500...700 2130
2FeO + SiO 2 Fe SiO 2 4 -168 970...990 1205

показали [34], что в условиях непрерывного подъема температуры
(до 1150°С) идет образование не одного (как это считалось ранее),
а нескольких ферритов: 2СаО Fe2O3; СаО Fe2O3; СаО 2Fe2O3.

Еще одна особенность этих процессов состоит в том, что
содержащиеся в рудном материале оксиды А12О3 и MgO могут вхо-
дить в состав ферритов, образуя алюмоферриты и магнезиофер-
риты переменного состава [43].

Если при производстве неофлюсованного агломерата одной
из ведущих реакций является образование силиката железа — фа-
ялита:

2FeO + SiO2 = Fe2SiO4,
то при наличии в шихте СаО фаялит практически не образуется; вме-
сто него появляются железокальциевые оливины: СаОх FeO2 х SiO2
или при более высоком содержании оксида кальция — ферриты
кальция.

Как видно из табл. 1.6, продукты твердофазных реакций (за
исключением ортосиликата кальция 2СаО SiO2) имеют невысокие
температуры плавления. Образующиеся на их основе эвтектики
имеют еще более низкие температуры плавления (до 1150°С).

1.4.6. Процессы, протекающие при плавлении шихты
(от 1200°С — до максимальных температур)

Это главный период агломерации — жидкофазного спекания,
когда формируется физическая структура агломерационного спека.

Для анализа процессов плавления (а в последующем и крис-
таллизации) целесообразно использовать диаграммы плавкости.
Для случая агломерации железорудных материалов — это диаг-
раммы тройных систем: FeO — Fe2O3 — SiO2 (рис. 1.44);
СаО — SiO2 — РеО(рис. 1.45); СаО — SiO2 — Fe2O3 (рис. 1.46).
Овалом на этих диаграммах обозначены области составов, наи-
более типичных для агломерации железорудных материалов.

Рис. 1.44. Диаграмма состояния системы FeO — Fe2O3 — SiO2
Частный разрез:
Са SiO— Fe,SiO.

2 4 2 4

Содержание FeO, мас.%

Рис. 1.45. Диаграмма состояния системы СаО — SiO2— FeO
Рис. 1.46. Диаграмма состояния системы СаО — SiO2— Fe7O3

Из рассмотрения указанных систем следует, что наиболее
важными параметрами, влияющими на порядок плавления, явля-
ются отношения в спекаемом материале CaO/SiO2 и Fe3+/Fe2+ (от-
ношение определяется степенью развития окислительно-восстано-
вительных процессов).

В качестве примера рассмотрим самый простой случай —
получение неофлюсованного агломерата из рудного материала с
кремнеземистой пустой породой при достаточно высоком расхо-
де топлива в шихту [32]. Перед плавлением спекаемый материал
будет состоять из магнетита, некоторого количества вюстита, свя-
занного с SiO2 пустой породы в фаялит. Для определения поведе-
ния этих минералов при плавлении используем диаграмму
Fe3O4—2FeO SiO2*, (рис. 1.47), являющуюся частным сечением ди-
аграммы состояния FeO — SiO2— Fe2O3 (см. рис. 1.44).

Впервые анализ этой системы провел С. Т. Ростовцев в 1934 г. [36].
Рис. 1.47. Диаграмма состояния системы Fe3O4 — 2FeO SiO2

Как следует из диаграммы, исходные вещества Fe3O4 и
Fe2SiO4 нерастворимы друг в друге в твердом состоянии (ниже тем-
пературы эвтектики — 1142°С) и обладают неограниченной вза-
имной растворимостью в жидком виде.

Образовавшийся в ходе твердофазных процессов фаялит при
нагревании выше 1205°С плавится. С дальнейшим повышением
температуры он начинает растворять в себе зерна магнетита. При
этом состояние системы (температура и химический состав рас-
плава) изменяется в соответствии с пунктирной линией СД на
рис. 1.47. Если температура материала растет, то процесс ра-
створения магнетита может продолжаться до полного перехода
его в расплав. Расчеты показывают, что 1 единица фаялита может
растворить при 1400°С до 10 единиц магнетита.

При производстве офлюсованных агломератов этап плав-
ления шихты, естественно, будет протекать более сложно. На
рис. 1.48 приведена схема последовательности различных про-
цессов для случая спекания магнетитовой офлюсованной шихты
с нормальным расходом топлива.

Как уже отмечалось, на этапе твердофазного минералооб-
разования происходит частичное окисление магнетита концент-
рата, в результате чего увеличивается содержание гематита. При
дальнейшем повышении температуры (до 800...1000°С) идет час-
тичное восстановление Fe2O3 до Fe3O4 и Fe3O4 до FeO. Итогом твер-
дофазного минералообразования является появление ферритов
кальция nCaO- mFe2O3, небольшого количества силикатов каль-
ция nCaO mSiO2; в отдельных микрообъемах может образовывать-
ся фаялит 2FeOSiO2. Первые порции расплава появляются при тем-
пературах выше 1200°С на основе ферритов, алюмоферритов, маг-
незиоферритов кальция (см. рис. 1.46). В этом расплаве растворя-
ются все остальные, более тугоплавкие составляющие шихты.

Кристаллизация Зона максимальных Реакции в твердых фазах

Исходная шихта

Рис. 1.48. Схема химико-минералогических превращений
при производстве офлюсованных агломератов
из магнетитовых концентратов
Как известно, оксидные расплавы обладают ионной приро-
дой, т.е. состоят из различных положительных и отрицательных
ионов, образующихся в результате электролитической диссоциа-
ции перешедших в жидкое состояние соединений. Измерения по-
казывают, однако, что степень диссоциации разных соединений
неодинакова. Косвенным показателем, характеризующим склон-
ность данного химического соединения к диссоциации (распаду),
может служить форма ликвидуса на диаграмме плавкости систе-
мы: чем острее пик ликвидуса у данного химического соединения,
тем оно прочнее. Примером такого прочного соединения может
служить двухкальциевый силикат (рис. 1.49).

Содержание СаО, мас.%

Рис. 1.49. Диаграмма состояния системы СаО — SiO2

Можно предположить, что в расплаве частицы 2CaOSiO2
будут образовывать какие-то скопления, характеризующиеся
ближним порядком.

Противоположными свойствами обладают ферриты кальция,
которые распадаются инконгруэнтно еще до плавления (см. рис. 1.50).
При максимальных температурах агломерации (1400...1450°С) прак-
тически все образовавшиеся в ходе твердофазного минералообразо-
вания ферриты кальция исчезают — разрушаются.
t,°G
/700 Г

Магнетит т.р.

Магнетит- т.р. +gtc

1500

1300

1100

900

i СпО

| 2570 °C

GoO+ЗС
~W38°C

2СоОРег03 + М

1449.

СаО - Fe2O3
СаО - 2Fe203
2Сс0 • Fe203
ЕсО • Fe,O7

2СаО- Faz03
1216* +Ж

1353С

Гематит т.р.

+ ЛС /225*

1205BC 1155'С
ol—o^ —-
СпС • 2 Fe203 + гематит

СЬО • fe20j + гематит

-if----р-1—

О /БО

СаО 2Go0-Fe203

70 \ 80 / 50

СаО • Ге203 CaO-2Fe203

—о

100

Fc203

Содержание Ге203, мае. °Д

Рис. 1.50. Диаграмма состояния системы СаО — Fe2O3

Промежуточное положение (по прочности) занимает фаялит,
который при плавлении диссоциирует частично.

1.4.7. Процессы, протекающие при кристаллизации
расплава — формирование конечной минералогической
структуры железорудных агломератов

(от максимальной температуры —до 1200°С)

При нормальном ходе агломерационного процесса большая
часть шихты проходит через плавление. Железорудный агломе-
рат с этой точки зрения можно рассматривать как продукт крис-
таллизации железистого силикатного расплава различной основ-
ности. Принципиальной особенностью этого периода является зна-
чительно более высокая подвижность ионов в расплаве, в резуль-
тате чего в большей степени проявляется фактор химического срод-
ства компонентов расплава.

Для простейшего случая, представленного на рис. 1.47, поря-
док кристаллизации будет следующим. При охлаждении расплава
(заштрихованная область) до температуры ликвидуса появляются
первые кристаллы тугоплавкой фазы — магнетита (tnj] = 1597°С). По
мере дальнейшего охлаждения масса закристаллизовавшегося маг-
нетита будет расти, а расплав будет обогащаться фаялитом. Тео-
ретически закристаллизовавшаяся структура должна состоять
только из двух фаз: кристаллов магнетита, между которыми будет
эвтектика (мелкокристаллическая смесь магнетита и фаялита в со-
отношении 17:83). На самом деле из-за быстрого охлаждения пос-
ледние порции расплава не успевают раскристаллизоваться и зас-
тывают в виде аморфного стекла. Таким образом, неофлюсован-
ный агломерат состоит из магнетита, фаялита и стекла.

Решающее влияние на соотношение двух- и трехвалентного
железа в агломерате оказывает содержание углерода топлива в
шихте. На рис. 1.51 приведена зависимость фазового состава аг-
ломерата от содержания Ст.

100

'х

Рис. 1.51. Изменение °-

$60
минералогического состава •&

неофлюсованного агломерата к

из гематитовой руды 40

с кремнеземистой пустой породой при g-
изменении содержания углерода 20

топлива в шихте (по Е.Ф. Вегману)

Ст, %

Фазовый состав офлюсованных агломератов также суще-
ственно зависит от развития окислительно-восстановительных
процессов. Интересные данные в этом отношении получены в ра-
боте [41]. На рис. 1.52, а представлены результаты расчетов по оп-
ределению содержания оксидов железа в агломератах различной ос-
новности. Эти данные дают основание для правильного построения
фазового состояния офлюсованных агломератов — рис. 1.52, б —
содержание вюстита, магнетита и гематита определено по данным
таблицы на с. 111 (теоретически при отношении Fe3+/Fe2+ = 2 все
железо находится в форме магнетита). Принципиальная достовер-
ность подобного построения подтверждается экспериментальными
исследованиями С. В. Базилевича и др. [44] (рис. 1.53).

Таким образом, можно сформулировать следующее прави-
ло очередности формирования отдельных фаз офлюсованных аг-
ломератов. Первой кристаллизуется наиболее тугоплавкая_фаза
Основность агломерата

Рис. 1.52. Принципиальная схема изменения фазового состава
железорудных агломератов с увеличением основности (б),
построенная по экспериментальным данным [41] изменения
содержания оксидов железа (а);

FeSi— фаялит; FeCaSi — железокальциевые оливины; SiCa — силикаты
кальция; FeCa — ферриты кальция; Fe,O3 — гематит;

Fe,0. — магнетит

— магнетит. В этот период в результате окисления Fe3O4 кислоро-
дом воздуха образуется некоторое количество гематита. По мере
увеличения основности, СаО шихты расходуется в следующем
порядке: вначале идет на образование железо-кальциевых оливи-
нов; при достижении предельной концентрации оксида кальция в
оливинах Са, [-FeO09-SiO2 оставшееся количество СаО расходует-
ся на образование силикатов кальция, вначале 2CaOSiO2, а затем
3CaO SiO2. После того, как весь кремнезем будет связан в силика-
ты, избыток СаО вступает во взаимодействие с Fe2O3 с образова-
нием ферритов кальция различного состава.
Рис. 1.53. Изменение фазового состава агломератов
из Лебединской магнетитовой руды в зависимости от основности
по исследованиям [44];

Э-эвтетика; AlFeCa — алюмоферриты кальция; остальные обозначения
те же, что и на рис. 1.52

На конечную минералогическую структуру агломерата су-
щественное влияние оказывает микронеоднородность* процесса аг-
ломерации, обусловленная микронеоднородностью агломераци-
онной шихты. Связано это с тем, что небольшое количество флю-
са (известняка) и топлива (коксика), находящихся к тому же в от-
носительно больших кусочках (до 3 мм), принципиально невоз-
можно равномерно распределить в объеме железорудной части
шихты даже при самом совершенном смешивании. Поэтому в лю-
бых двух соседних микрообъемах оказывается разное сочетание
минералов исходной шихты, различное содержание топлива. Все
это создает неоднородное температурное поле в агломерируемом
слое, обусловливает различное развитие процессов диссоциации, вос-
становления, окисления и, в конечном счете, ведет к получению раз-
нообразных минералов и структур. Поэтому в любом типе агломе-
ратов можно найти участки, содержащие те или иные, но почти все
ранее перечисленные минералы. Например, во всех типах железоруд-
ных агломератов наряду с магнетитом присутствуют вюстит и гема-
тит. Рассмотренная выше классификация дает лишь статистически
преобладающий тип структуры. С помощью диаграмм состояния

‘Для данного случая понятие «микронеоднородность» имеет не-
сколько условный смысл, т.к. речь идет о расстояниях в объеме шихты и
спека, измеряемых миллиметрами.
можно лишь наметить наиболее вероятные направления процес-
сов кристаллизации.

Присутствие в агломерационной шихте А12О3 и MgO значи-
тельно усложняет картину формирования конечной структуры же-
лезорудных агломератов. Так, при спекании руд с глиноземистой
пустой породой, кроме отмеченных минералов, в агломерате при-
сутствуют герценит (FeO'Al2O3), геленит (2СаО Al2O3-SiO2) и его
твердые растворы с оккерманитом (2CaO MgO 2SiO2). Наличие в
расплаве А12О3 задерживает образование силикатов кальция, ко-
торые появляются в агломератах при значительно более высоких
степенях основности (выше 1), что обусловлено расходом СаО на
образование геленита. Кроме того, А12О3 повышает склонность
расплава к стеклообразованию.

Агломерация шихт с повышенным содержанием MgO харак-
теризуется образованием дополнительно твердых растворов маг-
нетита и вюстита с MgO, а также твердых растворов в силикатной
связке между форстеритом (2MgO’SiO2), фаялитом, двухкальцие-
вым силикатом с получением соединений, близких к оливину
(MgO-FeO-SiO2) или монтичеллиту (MgO CaO-SiO2).
1.5. Ф0РМИР0ВАНИЕ МАКРОСТРУКТУРЫ
АГЛОМЕРАЦИОННОГО СПЕКА

Агломерационные шихты, содержащие мелкие железорудные
концентраты с большой удельной поверхностью, представляют со-
бой термодинамически неустойчивые системы с большим запасом
свободной энергии. Однако стремление системы уменьшить ее за
счет сокращения удельной поверхности —• путем объединения ча-
стичек — может быть реализовано только при повышенных тем-
пературах материала. Процесс сращивания минеральных части-
чек путем твердофазного спекания становится заметным при
0,5Тпл. Для железных руд это 900... 1000 К, или 600...700°С.

В условиях агломерации, когда каждый элементарный объем
материала находится в области высоких (>1000°С) температур не
более 3 мин (см. рис. 1.62), твердофазное спекание не играет сколь-
ко-нибудь существенной роли в обеспечении прочности соедине-
ния частиц. Для увеличения скорости перестройки структуры слоя,
состоящего из свободно насыпанных рудных частиц или гранул, в
прочный пористый агломерационный спек материал нагревают
до таких температур, при которых часть шихты плавится
(1300... 1400°С) — процессы переноса вещества с участием жидких
фаз ускоряются многократно.

Основными силами в объеме сыпучего материала, в кото-
ром между частичками находится жидкая фаза, являются капил-
лярные. На характер межчастичного взаимодействия в такой сис-
теме, кроме количества жидкой фазы — расплава, будут оказы-
вать влияние его физико-химические свойства: поверхностное на-
тяжение, вязкость, способность смачивать твердые оксиды железа
или другие рудные минералы. Все указанные свойства определя-
ются в первую очередь химическим составом расплава и его тем-
пературой. При агломерации следует стремиться получать распла-
вы, обладающие невысокой вязкостью, повышенным коэффици-
ентом поверхностного натяжения и хорошей смачивающей спо-
собностью.
1.5.1. Физико-химические свойства агломерационных
расплавов

Первые порции агломерационного расплава состоят, как по-
казано в разделе 1.4.6, из относительно легкоплавких соединений:
фаялита 2FeOSiO2; оливинов — CaOx FeO2x-SiO2; ферритов каль-
ция — CaOFe2O3; 2CaOFe2O3.

Наиболее полно свойства железистых агломерационных рас-
плавов были изучены Л.И. Каплуном [34]. Ниже приведены неко-
торые результаты этих экспериментальных исследований.

Как уже отмечалось (1.4.5), в результате восстановления ок-
сидов железа в восстановительной зоне слоя существенно снижа-
ются температуры начала появления расплавов (и полного плав-
ления спекаемых железорудных материалов) — рис. 1.54.

1500

1400

1300

1200

О
°-1100

§.1500
О

1 1400
О
н

1300

1200

1100

0 5 10 15 20 25 5 10 15 20 25 30 35

Содержание FeO, %

Рис. 1.54. Зависимость температурных характеристик плавления
шихт некоторых аглофабрик от содержания FeO:

t t — соответственно температуры начала и конца плавления

В таблице 1.7 приведены некоторые физико-химические
свойства железистых расплавов, близких по составу к агломе-
рационным.
Установлено, что начальные скорости смачивания и растека-
ния составляют (3-4)-104град/с и 0.7-1.7 м/с. С очень высокой на-
чальной скоростью (1.43-1.53 м/с) растекается по поверхности маг-
нетита расплав оливина FeO, 75’СаО0 25SiO2.

Таблица 1.7

Поверхностное натяжение агломерационных расплавов (о)
и смачивание ими поверхности рудных минералов
(0 — краевой угол смачивания) [28]

Расплав t°,C tflO3, Н/м Смачивание
Подложка 0» град
Фаялит 1220 440 Магнетит 0
Фаялит 1320 416 Магнетит 0
Фаялит 1220 440 Титаномагнетит 5
Фаялит 1220 440 Гематит 7
Фаялит+магнетит 1250 478 Магнетит 40
Фаялит+магнетит 1280 467 Магнетит 10
FeOi 75 СаОо.25 SiOz 1200 437 Магнетит 10
FeOi .75 СаО0 25 SiO2 1350 400 Магнетит 0
FeOCaOSiO2 1190 419 Магнетит 10
FeOCaOSiOz 1220 420 Магнетит 5
FeOCaOSiOz 1260 422 Магнетит 0
FeOCaOSiOz 1320 430 Магнетит 0
FeOCaOSiOz 1190 419 Титаномагнетит И
FeOCaOSiOz 1190 419 Гематит 5
FeOCaOSiOz 1220 420 Известняк 20
Феррит кальция 1270 503 Магнетит 45
Феррит кальция 1320 520 Магнетит 20

Оплавление поверхности твердых компонентов и растворение
их в расплаве способствует росту начальной скорости растекания.

Расчеты, выполненные для условий неизотермической капил-
лярной пропитки, показали, что быстрее других 4-миллиметро-
вые гранулы окомкованной шихты ( е ~ 30°/) пропитывает расплав
фаялита (0,13 м/с). Несмотря на меньшую вязкость ферритного рас-
плава, скорость пропитки, в силу худшей его смачивающей спо-
собности, оказывается в 1,5 раза ниже. Однако и в этом случае,
как показывают эксперименты, капиллярная пропитка гранул
шихты успевает закончиться до достижения максимальной темпе-
ратуры в слое.

Плотность большинства железистых расплавов при тем-
пературах, близких к температурам плавления, составляет 3,40,-
3,70 г/см3. Наибольшая плотность в интервале температур
1200... 1400°С характерна для расплава фаялита, обогащенного маг-
нетитом (3,65 -3,77 г/см3), и феррита кальция (3,64-3,55 г/см3).

Поверхностное натяжение исследованных расплавов нахо-
дится в интервале от 0,355 до 0,470 Н/м. Самые высокие значения
о (0,480-0,520 Н/м) в области 1200...1400°С зафиксированы у ча-
стично продиссоциировавших ферритов кальция и фаялита, обо-
гащенного магнетитом. Окисление расплавов в трехкомпонентной
системе FeO — Fe2O3 — SiO2 приводит к значительному снижени-
ю о. В четырехкомпонентной системе FeO — Fe2O3 — СаО — SiO2
(промежуточные расплавы) зависимость о от СаО носит экстре-
мальный характер, достигая максимума при 13%. Как и в трой-
ной системе, рост концентрации Fe2O3 в расплаве снижает о. Ра-
створение в четырехкомпонентом расплаве до 5% А12О3 практи-
чески не влияет на поверхностное натяжение.

Благодаря хорошей смачиваемости (краевой угол смачива-
ния для большинства контактирующих фаз близок к 0) образую-
щийся первичный расплав за счет капиллярных сил втягивается в
поры между мелкими частичками шихты и растворяет их. Экспе-
риментами установлено, что для типичных условий агломерации
практически все частички шихты размером до 3 мм успевают пе-
рейти в расплав. По мнению Л. И. Каплуна, через стадию полного
расплавления проходит 55-75% массы шихты.

В результате растворения в первичном расплаве рудных фаз
(прежде всего магнетита) меняется состав, а следовательно, и свой-
ства расплава.

Вязкость различных агломерационных расплавов при раз-
ных температурах приведена в табл. 1.8.

Первичные агломерационные расплавы как при температу-
рах Тпл, так и при максимальных (1350...1400°С) в спекаемом слое
имеют самую низкую вязкость (0,015-0,001 Па с). Растворение в
фаялитном расплаве магнетита в интервале 1300...1400°С увели-
130
Таблица 1.8

Вязкость железистых расплавов, близких по составу к агломерационным

Содержание в расплаве, % Вязкость расплава (Па-с) при температуре, °C
FeO Fe^ Оз SiO2 СаО А120з MgO 1200 1300 1400 1500
74,8 8,8 16,4 - - - - 0,0089 0,0066 0,0038
67,5 3,1 29,5 - - - - 0,0067 0,0020 0,0006
67,0 4,6 28,4 О - - - 0,0074 0,0020 0,0006
. г -i- 57,1 6,6 30,4 5,9 - - 0,091 - - -
0 1& 36,8 27,3 28,4 7,5 - - 0,142 0,0460 0,0328 0,0243
Г T-Q 34,8 15,1 28,0 22,1 - - 0,035 0,0250 0,0150 0,0089
Q. 30,4 24,3 30,7 14,6 - - 0,051 0,0365 0,0290 -
15,7 22,3 31,2 30,7 - - 0,066 0,0300 0,0150 0,0066
14,5 67,8 - 17,7 - - 0,036 0,0040 0,0008 0,0002
36,2 13,4 25,4 20,4 4,6 - 0,009 0,0045 0,0020 0,0013
33,4 14,5 26,9 21,2 4,0 - 0,007 0,0049 0,0034 0,0024
32,0 13,9 25,8 20,3 8,0 - 0,042 0,028 0,0200 0,015
33,9 12,6 24,8 19,6 9,1 - 0,049 0,0310 0,0190 0,0160
29,8 34,0 14,2 13,5 5,7 1,8 *> - 0,2800 0,0205
48,3 22,7 9,8 7,9 8,4 1,3 - - 0,6000 0,0201
36,3 27,1 13,3 13,6 5,7 2,3 - - 0,2620 0,0190
чивает вязкость в среднем в 2,5 раза. При переходе от фаялита к
оливину FeO] 75-СаО0 25'SiO2 вязкость возрастает примерно на по-
рядок. При дальнейшем увеличении СаО она снижается во всем
исследованном интервале температур. Среди прочих расплавов,
близких по составу к промежуточным, самой низкой вязкостью
обладает оливин FeOCaO SiO2. Для рассмотренных 3-, 4-, 5-ком-
понентных систем увеличение концентрации FeO, как правило,
снижает вязкость расплава. Конечные агломерационные распла-
вы (последние три из табл. 1.8) при температурах, близких к крис-
таллизации, имеют на порядок более высокую вязкость (из-за их
гетерогенности), чем любые промежуточные расплавы. Гомоген-
ными они становятся при t > 1400°С.

1.5.2. Неоднородность агломерационных шихт

При изучении механизма формирования структуры аглос-
пека (и химико-минералогической и физической) нельзя не учи-
тывать такую специфическую особенность агломерационного про-
цесса как его микро- и макронеоднородность. На эту особенность
впервые обратил внимание С.Т. Ростовцев [45]: «Агломерат явля-
ется неоднородным продуктом и представляет собой сумму огром-
ного множества элементарных объемов, прошедших различные
диапазоны физико-химических превращений».

Главной причиной этой неоднородности является неодно-
родность агломерационной шихты, что связано с содержанием
в ней компонентов с резко различающимися химико-минера-
логическими и теплофизическими свойствами: коксовой мело-
чи (тепловыделяющий материал), известняка (теплопоглоща-
ющий компонент). Небольшое количество (3-10%) и относи-
тельно крупный размер частиц этих материалов (до 3 мм) ве-
дут к тому, что даже при самом совершенном смешивании час-
тички указанных материалов окажутся на некотором удалении
друг от друга. Это же относится и к крупным зернам возврата.
Идеально смешанную агломерационную шихту мысленно мож-
но представить как совокупность вложенных одна в другую про-
странственных (кубических) решеток, в узлах которых нахо-
дятся частицы данного материала выбранной фракции
(рис. 1.55).

Пространство внутри каждой элементарной ячейки такой ре-
шетки заполнено основной массой мелкого железорудного мате-
риала и другими частицами. «Параметр решетки» или размер ребра
132
Рис. 1.55. Схема, поясняющая возникновение микронеоднородности
агломерационной шихты

куба элементарной ячейки, выбранной для материала х, фракции
у, равен:

где V — объем некоторого количества шихты; Nxy — число частиц
материала х крупностью у в этом объеме шихты.

Расчетная формула имеет вид

= d з

ху ху -I

Рху'Ю4

------------- см

у К -Ф

I нас х х

(1.55)

где dxy — средний размер частиц выбранной фракции (у) данно-
го материала (х), см; рху — кажущаяся плотность этих частиц,
г/см3; Кх — содержание данного материала в шихте, %; Фх — со-
держание выбранной фракции в данном материале, %; унас— на-
сыпная масса шихты, т/м3 (или г/см3).

Пример', рассчитать расстояние между соседними частичками
возврата фракции 3-6 мм в слое шихты; содержание возврата в ших-
те 26%; содержание фракции 3-6 мм в возврате 30,2%; плотность зе-
рен возврата 3,5 г/см3; насыпная масса шихты унас = 1,8 т/м3 (г/см3).

к(З-б)

= 0,45з

3,5-10*

1,8-26-30,2

= 1,31 см.

В табл. 1.9 приведены рассчитанные таким образом рассто-
яния между различными частичками компонентов типичной аг-
ломерационной шихты при условии идеально равномерного их
Таблица 1.9

Расстояние между однородными частицами в объеме Лебяжинской
агломерационной шихты (Z , см) при идеально равномерном
их распределении

Компонент шихты (плотность и содержание в шихте) Фракция, мм d, см Фх, % 1, см
12-8 1,0 8,7 4,19
8-6 0,7 6,4 3,25
Рудная мелочь 6-3 0,45 14,2 1,60
(4,5 г/см3, 39%) 3-1,6 0,23 6,8 1,05
1,6-0,8 0,12 7,8 0,52
0/8-0,4 0,06 7,9 0,20
Концентрат 1,6-0,8 0,12 0,3 11,92
(4,7 г/см3, 24,4%) 0,8-0,4 0,06 1,7 0,85
6-3 0,45 4,1 3,60
Известняк 3-1,6 0,23 11,0 1,27
(2,65 г/см3, 7,0%) 1,6-0,8 0,12 21,0 0,56
0,8-0,4 0,06 17,7 0,30
6-3 0,45 4,6 3,66
Коксик 3-1,6 0,23 17,4 1,20
(1,6 г/см3, 3,6%) 1,6-0,8 0,12 25,9 0,55
0,8-0,4 0,06 16,7 0,32
16-8 1,2 27,4 3,61
8-6 0,7 13,8 2,65
Возврат 6-3 0,45 30,2 1,31
(3,5 г/см3, 26%) 3-1,6 0,23 9,9 0,97
1,6-0,8 0,12 8,9 0,53
0,8-0,4 0,06 3,9 0,35

Примечание: d— размер частиц, Фх —• содержание данной фракции в ком-
поненте шихты; насыпная масса шихты 1800 кг/м3 (1,8 х/м3).

распределения в шихте. Как видно, расстояния между различны-
ми частицами колеблются в широких пределах. Однако для опре-
деляющих фракций 0,4-3,0 мм наиболее важных компонентов —
коксика и известняка размеры элементарных ячеек изменяются от
0,3 до 1,3 мм. Выбрав худший вариант (крупные частицы) и при-
няв во внимание несовершенный характер смешивания в практи-
ческих условиях, можно считать, что размеры элементарной ячей-
ки будут в пределах 2 см. Из рис. 1.55 видно, что внутри ячейки
указанных размеров практически любая точка шихты отличается
от других, соседних по соотношению тепловыделяющих и тепло-
поглощающих компонентов, по крупности зерен отдельных мате-
риалов. Соответственно, агломерационный процесс в каждой точ-
ке внутри элементарной ячейки будет идти в своих, отличных от
других точек условиях.

Необходимо иметь в виду, что приведенные в табл. 1.9 ре-
зультаты относятся только к тщательно перемешанной, но не оком-
кованной шихте. В ходе окомкования неоднородность шихты бу-
дет менять свой характер — значительно увеличивается количе-
ство относительно крупных гранул в результате накатывания мел-
ких (комкуемых) фракций -0,4 мм на зародыши (фр. +2 мм). Гра-
нулометрический состав шихты из табл. 1.9 после окомкования
будет характеризоваться следующими данными, %

Фракция, мм 12-8 8-5 5-2 2-0,4 -0,4
Исходная шихта 10,5 10,0 15,0 16,7 48,3
После окомкования 30.0 21,0 25.0 16.7 7.3

(методика расчета гранулометрического состава шихты после окомкова-
ния по гранулометрическому составу исходной приведена в Приложении III).

Расчет расстояний между комочками шихты различных
фракций можно выполнить по формуле, аналогичной формуле
(1.55):

ld = dcp

1 Pd-io2

I нас d

CM,

(1.56)

где dcp— средний диаметр комочков фракции, см; Фё— содержа-
ние фракции в шихте, %; pd — плотность комочка, г/см3.

При кажущейся плотности гранул pd = 3,27 г/см3 расстояние
между комочками со средним диаметром 10 мм будет равно

l.o =W-3

3,27-102

1,8-30

= 1,85-2,0 см

Рассчитанные расстояния между комочками других фракций
165 = 1,4 и 135= 0,7 см.

Схема распределения комочков в объеме шихты по получен-
ным расчетным данным приведена на рис. 1.56.
Рис. 1.56. Схема взаимного
расположения гранул
агломерационной шихты в объеме
слоя

Как видно, и в данном слу-
чае «параметр»элементарной
ячейки шихты (по самым круп-
ным комочкам) оказался равным
примерно 2 см. Оставшаяся нео-

комкованная мелкая часть шихты (фр. 0-2 мм) может располагать-
ся только в зазорах между комочками шихты размером от 12 до 2
мм. В связи с этим большая часть частичек коксика 1-2 мм, напри-
мер, будет находиться на удалении друг от друга не на расстоянии
0,55 см, как это следует из расчета по формуле (1.55), а на значи-
тельно большем, соизмеримом с размерами комочков шихты. По
этой причине в зазорах между ними будут располагаться группы

из нескольких коксовых частичек.

1.5.3. Схема формирования макроструктуры
агломерационного спека

Как показано выше, идеально перемешанную и окомкованную
шихту в слое можно представить как совокупность примыкающих
друг к другу элементарных ячеек размером примерно 2x2x2 см с
одинаковыми свойствами каждой ячейки в среднем. Очевидно, что
такая структура слоя шихты должна обеспечить периодически
повторяющуюся структуру агломерационного спека. Это положе-
ние подтверждается сопоставлением рис. 1.56 и 1.57. Как видно,

Рис. 1.57. Макроструктура агломерационного спека
закристаллизовавшийся агломерационный спек, расположенный
на колосниковой решетке, представляет собой структуру, состоя-
щую из уплотненных объемов железорудного материала размером
от 5 до 25 мм, соединенных друг с другом небольшой толщины
перегородками. Такие уплотненные объемы чередуются с порами
размером 5-10 мм. Проф. Е. Ф. Вегман назвал уплотненные объе-
мы, или «сгустки вещества», «блоками», а такую макроструктуру
спека — блочной текстурой [46, 47].

Проблема, каким образом свободно насыпанный слой ших-
ты превращается при агломерации в пористый закристаллизовав-
шийся спек, всегда занимала умы исследователей. Но, пожалуй,
впервые попытку смоделировать последовательность и ход хими-
ческих реакций, минералогических и физических превращений, ве-
дущих к образованию агломерата, предпринял Е. Ф. Вегман [46,
47]. Он правильно отметил, что главной причиной возникновения
«блочной текстуры» (которую, по нашему мнению, целесообраз-
но называть «макроструктурой агломерационного спека») явля-
ется неоднородное температурное поле в зоне формирования аг-
ломерата, обусловленное точечным расположением частиц топ-
лива в шихте — очаги горения частичек топлива удалены друг от
друга на расстояние от 5 до 10-15 мм.

Существо предложенной Е. Ф. Вегманом «теории» форми-
рования «блочной текстуры» агломерата основывалось на утвер-
ждении, что образующийся вокруг горящей частички топлива рас-
плав натекает на нее и постепенно заполняет пространство, кото-
рое занимала эта частица. После полного выгорания на ее месте
образуется «блок». Большинство специалистов-агломератчиков
считают предложенный механизм формирования блоков неправ-
доподобным. Наряду с нелепым утверждением об интенсивном го-
рении частички топлива, окруженной со всех сторон расплавом, в
обосновании «теории» блочной текстуры имеется еще ряд бездо-
казательных, а то и просто неверных утверждений [48].

Изложенные ранее основы теории некоторых процессов аг-
ломерации, анализ особенностей структуры агломерационной
шихты и агломерационного спека позволяют представить более
достоверную схему процессов, протекающих в зоне формирова-
ния агломерата.

Процессам, идущим в высокотемпературной зоне спекаемо-
го материала и определяющим формирование физической струк-
туры агломерационного спека (плавлению рудного материала,
капиллярной пропитки, сплавлению рудных частиц и др.), пред-
шествует «подготовительный» период в области умеренных тем-
ператур (300...1100°С), в котором совершается ряд химико-мине-
ралогических превращений, способствующих появлению желези-
стых расплавов при относительно невысоких температурах —
11ОО...12ОО°С. Наиболее интенсивно все эти процессы идут в по-
ровом пространстве между комочками шихты, заполненном
мелким железорудным концентратом, известняком и коксиком
фр. 0,4-1,6 мм. Именно по этим порам-каналам с большой ско-
ростью движется газовый поток, обеспечивающий прежде все-
го интенсивное горение топливных частичек.

При получении агломерата из магнетитовых концентратов
первым процессом, начинающимся с температур 300°С, является
окисление Fe3O4. Образующийся при этом гематит при 500...600°С
вступает во взаимодействие с кальцитом, в результате чего обра-
зуются кальциевые оливины, ферриты кальция. В области более
высоких температур, начиная с 800°С, идет интенсивное горение
углерода топлива, сопровождающееся выделением тепла и СО. В
этой зоне одновременно идут два процесса: вблизи горящих час-
тичек коксика происходит восстановление оксидов железа с обра-
зованием FeO; а в удаленных от очага горения точках интенсифи-
цируется образование оливинов и ферритов кальция, а также и
силикатов железа — соединений, имеющих невысокие температу-
ры плавления. Ориентировочные расчеты показывают, что в меж-
комочковом поровом пространстве находится материал, содержа-
щий, %: Fe — 41,СаО— 12, SiO2 — 8, С — 13. В момент, когда эта
часть шихты будет нагрета до температур выше 1000°С, основное
количество железа будет восстановлено до FeO. Материал такого
состава попадает на диаграмме состояния системы СаО—SiO2—
FeO в область, отмеченную овалом на рис. 1.45, с температурами
плавления 1100...1200°С.

Первые порции расплава появляются, естественно, вблизи
горящих частичек коксика, имеющих температуру на поверхнос-
ти выше 1600°С (основную роль здесь играет лучистый теплооб-
мен). Образовавшийся расплав, по химико-минералогическому
составу представляющий собой железо-кальциевый оливин, не
только не натекает на горящую частичку топлива, а наоборот, уда-
ляется от нее, втягиваясь капиллярными силами в поры еще не рас-
плавившейся шихты (энергия взаимодействия первичного агломе-
рационного расплава с железорудными минералами на порядок
величины выше, чем с углеродом кокса). Со временем простран-
ство вокруг горящей частички коксика увеличивается — именно
оно и становится в итоге крупной порой, разделяющей блоки.
Необходимые данные для оценки общего объема пор в ших-
те и их распределения по размерам могут дать приведенные ниже
простейшие расчеты.

Средняя плотность смеси компонентов агломерационной
шихты, состоящей из 50% железорудного концентрата (плотность
рк = 4,5 г/см3), 30% возврата (рв= 3,5 г/см3), 10% известняка
(рн = 2,7 г/см3), 5% коксика (рс = 1,0 г/см3) и 5% колошниковой
пыли (рп = 2,5 г/см3):

рш = 0,50-4,5 + 0,30-3,5 + 0,10-2,7 + 0,05-1,0 + 0,05-2,5 = 3,75 г/см3.
При насыпной массе сухой шихты 1,80 т/м3 (или г/см3) общая по-
ристость слоя шихты равна

Е° = 1 _ Кас. = 1 _ h80 = 0 52 или 52О/о
рш 3,75

Истинная плотность материала, образующего накатанный
на зародыши слой, равна 4,12 г/см3. Отношение массы накатанно-
го слоя к массе зародышей для данной шихты равно примерно 2.
Тогда истинная плотность комочка

. р”" = (1-3,5 + 2-4,12): 3 = 3,91 г/см3.

Кажущаяся плотность накатанного слоя 3,16 г/см3, кажуща-
яся плотность комочка: Рком = (1-3,5 + 2-3,16): 3 = 3,27 г/см3. Пори-
стость комочков: Еком = 1 - (3,27/3,91) = 0,164, или 16,4%.

Считают, что размер пор в слое сыпучего материала ра-
вен примерно 1/3 среднего размера зерна; т. е. для слоя нака-
танного материала (со средним размером частичек 0,2 мм) это
будет 0,06-0,07 мм. Толщина накатанного слоя в зависимости
от состава агломерационной шихты и размера комочка состав-
ляет в среднем 1-2 мм.

Межкомочковая пористость шихты М .КОМ — 1 -(1,8/3,27) =
= 45%, значительно больше пористости самих комочков. Размер
пор между комочками шихты будет составлять 1-4 мм. Эти поры
заполнены некомкующейся частью шихты (0,4-1,6 мм). В эту же
часть шихты следует включить и фракцию кокса 0,4-3,0 мм.

После превращения слоя агломерационной шихты в агло-
мерационный спек, как показывают экспериментальные исследо-
вания С. В. Базилевича [49], сохраняются, во-первых, высокая об-
Таблица 1.10

Пористость агломерационных спеков и кусков агломерата (блоков) при производстве агломератов
на некоторых аглофабриках России [49]

Рудная часть шихты Содержание, % Ос- нов- ность Плотность, кг/дм Пористость, %
ст ших- ты Fe0/FeO агломе- рата Кажущаяся Ис- тинная агло- мерата Об- щая Меж блоч ная Бло- ка
спе- ка бло- ка
Высокогорский концентрат, -0,2 мм 3,2 55,7/12,2 1,18 1,76 3,34 4,25 58,6 47,3 21,4
Концентрат КМА, - 0,1 мм 2,8 61,3/17,4 0,04 1,72 3,15 4,76 63,4 45,4 33,8
Концентрат КМА, - 0,1 мм 3,0 57,8/16,6 0,39 1,71 3,17 4,85 64,7 46,1 34,6
Концентрат КМА, - 0,1 мм 5,3 52,0/27,4 1,15 1,43 3,79 4,75 69,9 62,3 20,2
Лебединская руда, 12-0 мм 5,0 63,3/27,4 0,20 1,68 3,15 4,87 65,5 46,7 35,3
Лебединская руда, 12-0 мм 4,7 51,0/22,8 1,79 1,31 3,73 4,50 70,9 64,9 17,1
Лебединская руда, 12-0 мм 7,0 38,1/12,4 4,70 1,13 3,05 3,85 70,6 62,9 20,8
щая пористость спеков — 60-70%, и, во-вторых, неравномерное
распределение пор в спеке — см. табл. 1.10 и рис. 1.58 [50].

Основной объем пор — от 45 до 50% — это крупные (5-15
мм) поры между блоками; а пористость собственно блоков состав-
ляет всего 17-30%.

20 40 60 80 100 120

Линейный размер, мм

Рис. 1.58. Кажущаяся плотность и пористость фрагментов
аглоспека различных размеров

На распределение пористости существенное влияние оказы-
вает основность агломерационной шихты: чем она выше, тем боль-
ше межблочная пористость (доходит до 60%) и ниже пористость
блоков (17-20%). Вероятно, это связано с лучшей жидкоподвиж-
ностью агломерационных расплавов повышенной основности.

Блоки имеют не только меньшую пористость, но и сами поры
в основной своей части мелкие: 70—90% пор имеет размер не более
0,5 мм . Микроскопический анализ показывает, что эти

поры в основном имеют сферическую форму и образованы, веро-
ятнее всего, при выделении СО, получающегося при прямом вос-
становлении оксидов железа с помощью углерода топлива, зака-
танного в оболочку комочков.

При формировании агломерационного спека, обеспечиваю-
щего получение прочных кусков агломерата, большая часть ших-
ты проходит через плавление. Может возникнуть законный воп-
рос — почему в ходе агломерации не происходит уплотнения слоя
спекаемого материала? Более того, как показывает практика, об-
щая пористость агломерационного спека даже возрастает по срав-
нению со слоем агломерационной шихты (за счет газификации
кокса и диссоциации известняка) с 50 до 65%. Причина заключа-
ется в высокой температурной неоднородности агломерируемого
слоя: очаги горения — участки образования расплавов удалены
друг от друга на расстояние 6-10 мм. Перераспределение расплав-
ленного рудного материала происходит локально — в изолиро-
ванных ограниченных объемах (15-20 мм) между которыми име-
ются своеобразные «поддерживающие колонны» из твердого ма-
териала: либо еще не расплавившиеся крупные комочки шихты,
либо уже закристаллизовавшиеся блоки (рис. 1.59).

Рис. 1.59. Схема расположения в высокотемпературной части
агломерируемого слоя участков плавления (черный цвет)

Зона формирования агломерата представляет собой не го-
ризонтальную прямую, а зигзагообразную линию непрерывно
меняющейся формы. Схематично распределение в слое зон плав-
ления и кристаллизации приведено на рис. 1.59: горизонт 1 — ох-
лаждающийся агломерат; в слое II участки расплава чередуются с
участками агломерата (только что закристаллизовавшегося рас-
плава); в слое III участки расплава чередуются с еще не распла-
вившейся шихтой и, наконец, слой IV — шихта.

Как показано выше, параметром, определяющим размер эле-
ментарной ячейки хорошо окомкованной шихты является рассто-
яние между соседними крупными комочками. Для приведенного
выше примера это 2 см (для комочков размером 10 мм). В такой
элементарной ячейке (8 см3) будет находиться 450-500 частичек
коксика крупностью 1,5 мм. Если представить элементарную ячей-
ку шихты в форме куба или шара, в центре которого находится
комочек диаметром 10 мм, то имеющиеся в этом объеме шихты
450 топливных частичек будут располагаться вокруг комочка в
сфере диаметром около 2 см среди других, более мелких комочков
(см. рис. 1.56) компактными группами по 20-30 штук. В соответ-
ствии с рассматриваемой схемой центром блока становится комо-
чек шихты (4-10 мм), к которому приплавляются окружающие его
частички неокомковавшейся шихты. Как видно, для данного при-
мера из одной элементарной ячейки шихты получается один блок
размером 18-20 мм и пора объемом 3-4 см3. Таким образом, по
нашему мнению, блоки формируются в пространстве между не-
сколькими очагами горения частиц топлива, где находится круп-
ный комочек шихты.

Приведенная схема дает лишь общий принцип формирова-
ния блочной структуры агломерационного спека. Процессы, про-
текающие в высокотемпературной зоне слоя настолько сложны,
что вряд ли можно утверждать о каком-то едином механизме фор-
мирования блоков и об одной единственной закономерной струк-
туре (текстуре) самих блоков. Даже соседние блоки из-за неодно-
родности агломерационной шихты могут образовываться в раз-
ных условиях и будут иметь различное строение.

Вместе с тем на среднестатистический характер макрострук-
туры агломерационного спека будут оказывать влияние следую-
щие технологические факторы:

- содержание топлива в агломерационной шихте;

- крупность частичек топлива;

- гранулометрический состав шихты;

- основность шихты.

В зависимости от сочетания этих факторов возможно получение
различных по макроструктуре железорудных агломератов. Проф.
В. Я. Миллер [51] предложил все их подразделять на три типа: аг-
ломераты с

1) мелкопористой губчатой структурой,

2) крупнопористой (кавернозной) структурой,

3) монолитной структурой.

По мнению В. Я. Миллера, агломераты первого типа полу-
чаются при спекании шихт с небольшим эквивалентным диамет-
ром комочков, имеющих высокую насыпную массу, малые потери
при спекании, широкий диапазон 1емператур плавления и повы-
шенную вязкость расплавов. Таким условиям отвечают обычно
неофлюсованные или малоосновные шихты, содержащие плохо
комкующиеся магнетитовые концентраты (повышенной крупно-
сти — до 0,2-0,4 мм), или плохо окомкованные шихты (при пони-
женной влажности).

Параметр элементарной ячейки подобных шихт будут опреде-
лять частички кокса крупностью 0,5-1,5 мм. Как видно из табл. 1.10,
размеры этих элементарных ячеек невелики, не превышают 1 см. При
агломерации подобных шихт образуется большое количество оча-
гов горения коксика, относительно равномерно распределенных
в спекаемом материале в зоне формирования агломерата. Для со-
единения (сплавления) соседних рудных частичек или мелких ко-
мочков в этих условиях не требуется большого количества рас-
плава. Поэтому процесс ведется при минимальном содержании
углерода в шихте — 2,5-3,5%. Поскольку основным связующим
элементом в структуре спека является манжета агломерационного
расплава, защемленная между соседними элементами шихты (ко-
мочками), то такую структуру спека иногда называют «манжет-
ной». Одной из характерных особенностей процесса при получе-
нии подобного типа аглоспека является отсутствие перемещения
жидких фаз (расплава) по высоте в объеме спекаемого материала.
Полученный агломерат обладает достаточно высокой прочностью.
Главным недостатком технологии получения агломератов подоб-
ной структуры является низкая производительность процесса (из-
за плохой газопроницаемости слоя шихты).

Наиболее типичной структурой железорудных агломераци-
онных спеков является, по определению В. Я. Миллера, «крупно-
пористая, кавернозная», а по определению Е. Ф. Вегмана, «блоч-
ная». Принципиальная схема формирования блочной структуры
спека изложена на предыдущих страницах. Агломерационный спек
с блочной структурой получается обычно при спекании шихт с
повышенным эквивалентным диаметром комочков—до 10-12 мм.
Для этих условий параметром, определяющим размер элементар-
ной ячейки, является расстояние между крупными комочками
шихты. Из приведенного примера размер элементарной ячейки
составил 2 см. Наличие в шихте относительно крупных комочков
раздвигает очаги горения коксика на значительные расстояния —
5-10 мм. Температурное поле в зоне формирования агломерата
становится более неоднородным. Для достижения достаточно пол-
ного сплавления крупных комочков шихты требуется более про-
должительное воздействие высоких температур, что требует при-
менения более крупных кусочков коксика — 1,5-3,0 мм, а также
большего расхода топлива (до 5,0-5,5%).

Характерной особенностью агломерации с получением блоч-
ной макроструктуры является образование значительного коли-
чества расплавов. Вблизи очагов горения он может быть значи-
тельно перегрет (по сравнению с температурой плавления), что
значительно повышает его жидкоподвижность. Как уже отмеча-
ли, первые порции расплава, образованного из некомкующейся
части шихты, расположенной в пространстве между комочками,
интенсивно впитываются в поры накатанных оболочек комочков.
При этом идет растворение мелких рудных частичек «наката». Об-
разующаяся таким образом расплавленная масса сплавляется с
зародышем комочка (чаще всего это кусочек возврата) в единое
целое, которое после кристаллизации становится либо блоком,
либо частью большого блока. Очевидно, что в результате такого
процесса происходит уплотнение блока.

Оставшаяся после завершения капиллярной пропитки ших-
ты часть расплава уже не может больше удерживаться в крупной
«выплавленной» поре вокруг очага горения и под действием силы
тяжести и динамического воздействия газового потока перемеща-
ется вниз и пропитывает какой-то объем еще не расплавившейся
шихты следующего элементарного слоя, образуя таким образом
еще один блок. При этом в верхнем элементарном слое на месте
группы сгоревших частиц образуется крупная пора (до 10-12 мм).

Таким образом, формирование блочной структуры агломера-
та обязательно сопровождается довольно интенсивной миграцией
расплавов. Специально разработанная методика улавливания пере-
текающих расплавов [52, 53] позволяет определять их количество и
состав. Очевидно, что главным фактором, от которого зависит ко-
личество перетекающих расплавов, является содержание углерода
топлива в шихте (табл. 1.11), а также крупность его частиц.

Таблица 1.11

Некоторые параметры перетока агломерационного расплава при
спекании агломерата КарМК: состав агломерата (числитель),
состав перетекающего расплава (знаменатель); Нсл = 400 мм [34]

Содержа- ние топли- ва в ших- те, % Количество перетекаю- щего рас- плава, г/см2 Содержание, %
Р^общ FeO СаО SiO2 А120з
4,0 0,21 46,94 11,34 13,84 12,02 4,81
47,12 21,10 13,66 13,02 5,66
5,0 0,45 47,52 18,27 13,90 12,32 4,70
47,64 26,84 13,79 12,94 5,68
6,0 0,94 48,31 23,46 13,74 12,28 4,60
48,39 36,22 13,53 13,27 5,48
7,5 1,07 48,52 30,83 13,68 12,29 4,90
47,95 37,45 13,46 13,31 5,64
6,0 1,58 56,31 31,70 6,65 6,60 5,22
55,30 46,97 6,42 6,64 7,10

Примечание. Последняя строка относится к агломерату из
лисаковского обжиг-магнитного концентрата
Существенное влияние на динамику перемещения расплавов
в объеме спекаемой шихты оказывает содержание в них FeO и СаО
(через вязкость) — из табл. 1.10 видно, что наиболее плотные бло-
ки получаются при производстве высокоосновных агломератов.
Более детально механизм формирования блочной макрострукту-
ры агломерационных спеков рассмотрен в книге В. П. Пузанова и
В. А. Кобелева [50].

Монолитная структура агломерационного спека образу-
ется при высоких расходах твердого топлива в шихте, а также
при ее высокой основности. Для такого типа структуры харак-
терны сильно оплавленные участки рудного материала, чере-
дующиеся с крупными тоже оплавленными порами. В резуль-
тате получения более однородного температурного поля спе-
каемого слоя процесс агломерации в этих условиях сопровож-
дается значительной усадкой. Железорудные агломераты с мо-
нолитной структурой можно рассматривать как некондицион-
ные из-за низкой восстановимости.
1.6. ТЕПЛООБМЕН В АГЛОМЕРИРУЕМОМ СЛОЕ

Агломерация является термическим способом окускования,
когда годный продукт — агломерационный спек — образуется в
результате взаимного слипания нагретых до полурасплавленного
состояния мелких зерен железорудного материала.

Как уже отмечалось, первоначальный импульс для нагрева
агломерируемого материала дает операция «зажигание». Находя-
щаяся на спекательной тележке шихта после выхода из-под зажи-
гательного горна имеет на поверхности слой толщиной 20-30 мм,
нагретый до высоких (более 1000°С) температур. Запас тепла, ак-
кумулированного 1 м2 поверхности спекаемого материала, состав-
ляет 20-25 МДж. Просасываемый через такой слой поток атмос-
ферного воздуха нагревается и переносит тепло в расположенный
ниже слой шихты. Закономерности теплопередачи в слоевых про-
цессах, а в особенности в агломерационном, весьма сложны, и для
создания математических моделей применяются особые методы,
описание которых можно найти в специальной литературе. В на-
стоящей главе даются лишь общие представления об особеннос-
тях теплообмена при агломерации просасыванием.

1.6.1. Распределение температур по высоте
агломерируемого слоя

Первым, кто пытался выявить принципиальные особеннос-
ти теплообмена агломерационного процесса как слоевого, был не-
мецкий исследователь Г. Вендеборн [54], который применил для
этого следующую упрощенную схему расчета распределения тем-
ператур в слое [55].

Вариант 1. Расчет ведется для слоя «инертного» материала,
когда отсутствуют физические и химические процессы, сопровож-
дающиеся выделением или поглощением тепла. В целях упроще-
ния расчета принимается также, что

- отсутствуют тепловые потери;

- теплообмен осуществляется только путем конвекции;
- выравнивание температур между газом и материалом осу-
ществляется мгновенно; температура системы «газ — шихта» пос-
ле установления теплового равновесия (из уравнения теплового
баланса) равна:

_ тш сш 1Ш + тг • сг tr

тш ' Сш + тг сг

Здесь тщ и тг— массы шихты и газа, участвующие в теплообмене,
сш; сг> *-ш и V—удельные теплоемкости и температуры шихты и газа.

Полагаем, что тепловые эквиваленты потоков газа
Wr = тг • сг и шихты Wm = тш • сш равны. Тогда температура
системы после завершения теплообмена будет равна средней ариф-
метической: t = (1ш + tr)/2.

Представим весь слой агломерируемого материала разделен-
ным на отдельные элементарные слои небольшой толщины: а, б,
в, г, д, е и т. д. Пусть в начальный момент (после зажигания) верх-
ний элементарный слой материала «а», а также порция воздуха,
находящаяся в поровом пространстве этого слоя нагреты до
1000°С; остальной материал и поступающий в слой воздух имеют
температуру 0°С (см. рис. 1.60, Б).

Расчет. В момент времени 1 порция воздуха из слоя «а»
поступает во второй слой «б». После завершения теплообмена
температуры воздуха и материала второго слоя будут равны
t = (1000 + 0)/2 = 500°С.

В это же время в слой «а» поступает холодный атмосферный
воздух, и после завершения теплообмена температуры материала
и газа будут равны t = (0 + 1000)/2 = 500°С.

В это же самое время происходит перемещение воздуха из
слоя «б» в слой «в»; из слоя «в» в слой «г»; из слоя «г» в слой «д» и
т.д. Поскольку температуры воздуха и материала в этих слоях оди-
наковы и равны 0°С, теплообмен не происходит. Для удобства
расчет ведем в табл. 1.12.

Аналогично производим расчет для момента времени 2: в
слой «а» поступает порция воздуха с температурой 0°С — после
установления теплового равновесия температура системы станет
равной: t = (0 + 500)/2 = 250°С. Воздух из слоя «а» (500°С) поступа-
ет в слой «б» (500°С) — теплообмен отсутствует; воздух из слоя
«б» поступает в слой «в» — равновесная температура системы «газ
— материал» будет равна t = (500 + 0)/2 = 250°С. В остальных сло-
ях температуры не изменяются.
Точно так же рассчитывается распределение температур в
материале в последующие моменты времени: 2; 3; 4; 5; 6; 7. Резуль-
таты расчетов сведены в табл. 1.12.

Таблица 1.12

Расчет теплообмена в слое инертного сыпучего
материала (без топлива)

Слои М омент времени, т
0 1 2 3 4 5 6 7
а 1000 500 250 125 62 31 16 8
б 0 500 500 375 250 156 94 55
в 0 0 250 375 375 312 234 164
г 0 0 0 125 250 312 312 273
Д 0 0 0 0 62 156 234 273
е 0 0 0 0 0 31 94 164

Графическая интерпретация полученных результатов может
быть сделана по двум вариантам: рис. 1.60, А и Б.

Рис. 1.60. Изменение
температуры во времени на
отдельных горизонтах слоя:
а; б; ...е (А) и распределение
температур по высоте слоя в
последовательные моменты
времени: 1, 2, ...7 (Б)

1000

900

800

700

600

0 500

ГО

£400

|зоо

| 200

100

1 2 3 4 5 6 7

Моменты времени, т
Несмотря на то, что примененная методика является весьма
приближенной и, конечно, не годится для получения каких-то до-
стоверных количественных данных, результаты расчета качествен-
но хорошо соответствуют прямым экспериментальным измерени-
ям (см., например, рис. 1.12, сплошные линии).

Полученные данные дают основание сделать следующие
выводы:

- в слоевом процессе «разовой порцией тепла» конвектив-
ным теплообменом (потоком газа) можно последовательно про-
греть весь слой;

- однако при перемещении по слою «тепловой волны» (при
сохранении одного и того же количества тепла) максимальные
температуры в каждом последующем элементарном слое снижа-
ются (из-за увеличения количества слоев, которые участвуют в
теплообмене). Таким образом, если поверхностный слой материа-
ла и был нагрет до требуемых температур, то в расположенных
ниже горизонтах из-за низких температур получение агломерата
невозможно. Поэтому для сохранения максимальных температур
на требуемом уровне процесс ведут в слое материала, содержащем
некоторое количество твердого топлива.

Вариант II. Инертный материал содержит строго определен-
ное количество топлива, благодаря выделению тепла при его сго-
рании на каждом горизонте сохраняется максимальная темпера-
тура 1000°С. Так, в момент времени 1 воздух с температурой 1000°С
из слоя «а» поступает в слой «б». В результате физического тепло-
обмена, как было показано в варианте I, температура материала и
воздуха становится равной 500°С. Одновременно с теплообменом
идет горение углерода слоя «б», и температура в конечном счете
поднимается до 1000°С. Так происходит в последующие моменты
времени 2; 3; 4; 5 на горизонтах слоя «в», «г», «д», «е». Температу-
ры в лежащих выше элементарных слоях шихты рассчитываются
подобно тому, как это сделано в варианте I. Результаты расчетов
приведены в табл. 1.13 и на рис. 1.61.

Как видно, подбором строго определенного количества топ-
лива в шихте можно получить одинаковые максимальные темпе-
ратуры на всех горизонтах слоя. Однако, как и в первом случае,
происходит увеличение времени воздействия высоких температур
на материал, расположенный в нижних горизонтах слоя.

Главный вывод, который можно сделать из результатов вы-
полненных расчетов, заключается в том, что в соответствии с за-
кономерностями слоевого теплообмена тепло (сложенное из теп-
Таблица 1.13

Расчет теплообмена в слое материала с топливом

Слои Момент времени (т)
0 1 2 3 4 5 6 7
а 1000 500 250 125 62 31 16 8
б 0 500+q =1000 750 500 312 187 109 62
в 0 0 500+q =1000 875 678 495 341 225
г 0 0 0 500+q =1000 937 808 652 497
Д 0 0 0 0 500+q =1000 969 884 770
е 0 0 0 0 0 500+q =1000 984 936

ла зажигания и тепла от горения твердого топлива в соответству-
ющем элементарном слое шихты) «концентрируется» в сравнитель-
но узком по высоте слое — в форме своеобразной тепловой вол-
ны, перемещающейся по ходу процесса по слою в направлениии
движения газового потока. При таком распределении тепла для
нагрева материала до высоких температур требуется очень неболь-
шой расход топлива.

1000

900

800

700

о 600

>1500

ф 400

2 300

200

100

Моменты времени

Рис. 1.61. Изменение
температуры на отдельных
горизонтах слоя (а, б, в, г, д, е)
во времени;

шихта содержит топливо

Специалисты-теплотехники
располагают более точными (более
сложными) методами расчета рас-
пределения температур в слое, учи-
тывающими нестационарность про-
цесса, кинетические характеристики
материала слоя, газодинамический
режим,влияние теплообмена теп-
лопроводностью, величины экзо- и эндотермических эффектов
отдельных процессов, протекающих одновременно с «чистым»
теплообменом [56-58].

Для решения практических задач, связанных с теплообме-
ном, используют более простой способ: при выполнении экспери-
ментов в стенке лабораторной агломерационной чаши устанав-
ливают на определенном расстоянии от колосниковой решетки
несколько термопар, с помощью которых непрерывно фиксируют
температуры на каждом горизонте слоя. Эти данные обычно пред-
ставляют графически в виде термограмм — кривых, характеризу-
ющих изменение температур на каждом горизонте во времени (по-
добно рис. 1.60, А и 1.61). В качестве примера на рис. 1.62 пред-
ставлены термограммы для одного из опытных спеканий.

Рис. 1.62. Изменение температуры на отдельных горизонтах
спекаемого слоя по ходу опыта;

h = 300 мм; Др = 13,6 кПа; расстояние горизонтов измерения от
поверхности слоя, мм: 1 — 30; 2 — 70; 3 — 110; 4 — 150; 5 — 190;

6 — 240; 7—280

Анализ термограмм позволяет получить важную информа-
цию о различных сторонах агломерационного процесса.
Во-первых, видно, до каких максимальных температур на-
гревается спекаемый материал.

Во-вторых, становится известно время воздействия высоких
температур. Если принять 1100°С как температуру, при которой
появляется первичный агломерационный расплав и происходит
затвердевание агломерационного спека, то материал на 1-м гори-
зонте (30 мм от поверхности слоя) находится под воздействием
высоких температур т(= 1,5 мин, а материал на 3-м горизонте т3—
уже 2,5 мин.

В-третьих, данные рис. 1.62 позволяют определить скорость
процесса агломерации — вертикальную скорость «спекания» —
скорость перемещения по слою максимума температур. В экспе-
рименте вертикальная скорость спекания между горизонтами 2 и
6 составила 170 : 8 = 21 мм/мин.

В-четвертых, с помощью термограмм можно найти распреде-
ление температур по высоте слоя в любой момент. Так, на рис. 1.83
показано распределение температур на 12,5 мин опыта по термограм-
мам рис. 1.62.

И наконец, в-пятых, по форме термограмм можно оценить
интенсивность теплообмена в различных участках слоя. Интен-
сивность конвективного теплообмена между газом и пористым
материалом может быть оценена по «крутизне» линий на рис. 1.60:
либо скоростью изменения температуры материала во времени
dt/dx (рис. 1.60, А), либо градиентом температур в слое — dt/dh
(рис. 1.60, Б) — чем круче поднимаются (или опускаются) линии,
тем интенсивнее идет теплообмен. Основные факторы, влияющие
на скорость теплопередачи в условиях агломерационного процес-
са, хорошо видны из формулы:

dt
dh

gFF(tr-tM)vr

CMWr

, град /м,

(1-57)

где aF — коэффициент теплопередачи, Дж/(м2 ч °С); F — удельная
поверхность материала в слое, м2/м3; (tr - tM) — разность температур
газа и материала — «температурный напор», °C; см — удельная теп-
лоемкость материала, Дж/(кг°С); wr— скорость фильтрации газа в
слое, м/с; Vr — удельный выход газа, м3/кг с.ш.

Одним из главных факторов, влияющих на интенсивность
теплообмена, является удельная поверхность материала (F), кото-
рая теоретически обратно пропорциональна квадрату диаметра
частиц, слагающих слой: чем меньше d, тем больше F и тем боль-
ше dt/dh.
В приведенных выше расчетах по методу Вендеборна услов-
но считали, что теплообмен совершается мгновенно и получен-
ные температуры одинаковы и для материала и для газа.

В действительности из-за высокой скорости движения газа в
пористом слое теплообмен не достигает равновесия, и на большей
части высокотемпературной зоны всегда имеется разность темпе-
ратур между газом и материалом (рис. 1.63).

Температура, °C

Рис. 1.63. Изменение температуры материала (сплошные линии)
и температуры газа (пунктирная) по высоте спекаемого слоя
на 12,5 минуте опыта (из рис. 1.62)

Полученные в экспериментах термограммы могут показывать
температуры либо материала, либо газового потока в зависимости
от того, какое устройство имеет измерительная термопара.

Как видно, спекаемый слой в зависимости от соотношения
температур газа и материала делится по высоте на две части, гра-
ницей между которыми является горизонт с максимальными тем-
пературами. В верхней зоне теплообмена тепло от охлаждающе-
гося агломерационного спека передается проходящему через него
воздуху. В нижней зоне, наоборот, тепло от газового потока пере-
дается агломерационной шихте. Представление об абсолютной
разности температур в конце нижней ступени теплообмена дают
результаты расчета зоны сушки: на верхней границе температура
материала около 60°С, а температура газа — около 350°С, т. е.
разность составляет примерно300°С.

Обращает на себя внимание асимметричность формы «теп-
ловой волны» в агломерационном слое: быстрый нагрев шихты и
медленное охлаждение агломерационного спека (см. рис. 1.62,1.63).
Неодинаковая интенсивность теплообмена в этих зонах обуслов-
лена в первую очередь различной величиной удельной поверхнос-
ти агломерационной шихты и агломерационного спека (в соот-
ветствии с формулой 1.57). При величине удельной поверхности
агломерационной шихты порядка 3000 м2/м3 температура продук-
тов горения с максимальной (13О0...14ОО°С) до 300...400°С снижа-
ется на высоте всего 30 мм (градиент температур в зоне интенсив-
ного нагрева At/Ah составляет 300-350°С/см). Удельная поверх-

ность оплавленного агломерацион-
ного спека во много раз меньше, во
столько же раз ниже и скорость ох-
лаждения спека (меньше градиенты
температур воздуха и спека).

Имеется еще одна причина, по
которой теплообмен в нижней сту-
пени оказывается более интенсив-
ным, — это испарение влаги из ших-
ты. Очевидно, что пока основное ко-
личество воды не испарится из ших-
ты, температура последней не может
подняться выше равновесной темпе-
ратуры испарения (примерно 60°С),
и лишь после этого начинается рез-
кий рост температуры сухой шихты.
Различие в интенсивности теплооб-
мена в нижней ступени теплообме-
на, обусловленное влиянием этого
фактора — эндотермическим про-
цессом испарения влаги из шихты,
наглядно иллюстрируется рис. 1.64,
на котором представлены формы
термограмм в обычном аглопроцес-
се и при спекании предварительно
высушенной шихты [10].

Рис. 1.64. Термограммы
процессов агломерации
обычной (влажной) шихты
— 1 и высушенной — 2
1.6.2. Зональные тепловые балансы агломерационного
процесса

Важную информацию о некоторых параметрах теплообме-
на при агломерации могут дать тепловые балансы отдельных зон
агломерируемого слоя.

Теплообмен в верхней ступени — в слое охлаждающегося
агломерата — в течение 1/3-1/2 периода спекания является не-
стационарным. В связи с этим для определения скорости ох-
лаждения аглоспека, распределения температур воздуха и ма-
териала по слою приходится применять довольно сложную схе-
му расчета. Значительно проще вести расчеты для нижней сту-
пени теплообмена, где в течение практически всего времени
спекания процессы тепло- и массообмена протекают в стацио-
нарных условиях. Для этого с успехом можно использовать
метод «зональных тепловых балансов».

В этой части слоя можно выделить 4 отдельных зоны тепло-
обмена: 1) зона горения твердого топлива шихты; 2) нижняя часть
зоны интенсивного нагрева; 3) зона сушки и 4) зона конденсации.
Последняя существенного интереса, с точки зрения теплообмена,
не представляет. Взаимное расположение остальных трех зон по-
казано на рис. 1.65.

Рис. 1.65. Схема расположения температурных границ трех зон
нижней ступени теплообмена

Тепловой баланс зоны сушки описывается уравнением (1. 4).
В основной период агломерации тепло поступающего во влажную
шихту газа тратится только на испарение влаги:

ДО =0 ,

^пар’
ЧСЛх - 9 = РпарВШ = <2490 - 2’39ВШ > кДж/кг Ш.,
где Qnap — удельная теплота парообразования, кДж/кг воды;
a t — равновесная температура испарения, °C.

Пример расчета параметров зоны сушки при следующих ис-
ходных данных: влагосодержание шихты вш = 0,075 кг/кг с.ш.
(7,5%); плотность агломерационного газа — 1,4 кг/м3; удельный
выход газа — 0,41 м3/кг с.ш. (вычислен по составу отобранного из
слоя газа); начальное влагосодержание хо = 0,007 кг/кг с.г.

Удельный массовый выход газа

Gr = 0,41 1,4 = 0,574 кг с.г./кг с.ш.

Удельный расход газа на сушку по уравнению (1.6)

Lc=Gr =

Вш

0,075
хР-0,007
HciL '

=0,574кг/кгс.ш.;

отсюда X £ас =0,138 кг/кг с.г.

Из табл. 1.1 этому влагосодержанию соответствует t = 58°С,
а из рис. 1.5 — tBX = 360°С.

Разность температур газа и шихты на верхней границе зоны
сушки Atc= 360 — 58 = 302°С.

Удельный расход тепла на испарение влаги шихты:

Qnap = (2490 - 2,3 58)0,075 = 177 кДж/кг с.ш.

Тепловой баланс зоны интенсивного нагрева

В этой зоне сухая шихта нагревается от t до температуры
воспламенения топлива — около 750°С.

При спекании магнетитовых концентратов именно в этом
слое располагается нижняя зона окисления Fe3O4.

Таким образом, тепловой баланс этой зоны получает вид:
AQ, + Qокисл = AQm ИЛИ

VA(tBb.x - tBX) + Чокисл {°2} = 1сШ С750 - 9
где tBbIX — температура газа на выходе из зоны горения; tBX •— тем-
пература газа на входе в зону сушки; q0KHCJ1 = 14440 кДж/кг О2—
экзотермический эффект окисления магнетита; {О2} —количество
кислорода, пошедшее на окисление магнетита, кг/кг с.ш.

Выполним расчет при следующих исходных данных:
удельный расход воздуха на аглопроцесс — 0,37 м3/кг с.ш.;
удельные теплоемкости шихты — 0,8 кДж/(кг • °C); газа — 1,4
кДж/(м3 оС); примем, что на окисление магнетита шихты расхо-
дуется 2 абс. % кислорода воздуха: 0,37 • 0,02 = 0,0074 м3/кг с.ш.;
температуры газа и шихты на нижней границе 360 и 58°С соот-
ветственно.

Тепловой баланс зоны

О,41 • 1,4(tBbIX - 360) + 14440 0,0074 (32/22,4) = 1 • 0,8 (750 - 58).
Отсюда tBbIX = 1060 °C.

В этой зоне

- шихта получает тепла AQLU = 1 0,8 -(750 - 58) = 554 кДж/кг с.ш.;

- газ отдает тепла AQr = 0,41-1,4(1060 - 360) = 402 кДж/кг с.ш.

Разность температур газа и шихты на выходе из зоны горе-
ния Atr = 1060 - 750 = 310°С.

Наибольший интерес представляет тепловой баланс зоны го-
рения, в которой спекаемый рудный материал нагревается от 750°С
до t
max

Как следует из рис. 1.65, к числу приходных статей баланса,
кроме тепла горения углерода шихты и тепла других экзотерми-
ческих реакций (горения серы, окисления FeO, тепла образования
новых минералов и др.), следует отнести тепло, выделяющееся при
охлаждении газа от tmax до tBbIX (AQr). К числу расходных статей,
кроме тепла эндотермических реакций и процессов, относятся рас-
ход тепла на нагрев поступающего в зону горения воздуха до
tmax(AQB) и расход тепла на нагрев спекаемого материала от 750°С
до 1тах(А(2ш). Полагаем, что на верхней границе зоны горения мак-
симальные температуры газа и материала одинаковы.

Таким образом, тепловой баланс этой зоны имеет следую-
щую структуру:

Qc + Q.„ + Л<2, = Q„„+ AQ.+ (*)

Q,«Z = Qk^ + Q„,

Изменение энтальпии:

- агломерационного газа AQr = Vrcr(tmax - tBbIX); (**)

- воздуха, поступающего в зону горения из слоя охлаждаю-
щегося спека AQB = VBCB(tmax - t“); (**)

- спекаемого материала AQm = 0,9 сш (tmax - 750); (**)

(считаем, что на горизонте максимальных температур 1 кг шихты
дает 0,9 кг аглоспека).

*В настоящем расчете из-за малости (20-30 кДж/кг с.ш.) пренебре-

гаем еще одной эндотермической реакцией: Fe3O4 + СО = 3FeO +СО2 - Q.
Из этого баланса можно определить максимальную темпе-
ратуру, до которой будут нагреваться спекаемый материал и газ.
После подстановки выражений (**) в уравнение (*) и решения пос-
леднего относительно tmax получаем

t _ Qc + Q3K3 + 0,9 • Сш • 750 + VB • Св • tB Qrm Qi<ap6 ’ ^вых
таХ 0,9-сш + V -с -Vr-сг

(***)

Вычислим максимальную температуру при следующих ис-
ходных данных: содержание коксика в шихте 4,8% (Сн = 83%); теп-
ловой эффект горения углерода qc= 21 МДж/кг С (при отношении
СО/СО2 = 1,2); содержание известняка в шихте 9% (97% СаСО3);
примем, что в зоне максимальных температур плавится 50% ших-
ты с эндотермическим эффектом 580 кДж/кг расплава; примем тем-
пературу воздуха на входе в зону горения 1000°С; удельные тепло-
емкости: шихты— 1,1 кДж/(кг-°С); газа— 1,4 кДж/(м3-°С); возду-
ха — 1,4 кДж/(м3 • °C).

1. Тепло горения углерода шихты Qc = 1- 0,048- 0,83 21000 =
= 837 кДж/кг с.ш.

2. Примем тепло от других экзотермических процессов 10%
от Qc; Q3K3 - 837 -0,1 = 84 кДж/кг с.ш.

3. Тепло плавления шихты QnjI= 0,9-0,5-580 = 261 кДж/кг с.ш.

4. Тепло диссоциации известняка QKap6 = 1 • 0,09 • 0,97 • 1785 =
= 145 кДж/кг с.ш.

После подстановки значений в (***) имеем

= 837+84+0,9-1,1-750+0,37-1,4-1000-261-145-0,41-1,4-1060_
тах~ 0,9-Ц+0,37-1,4-0,41-1,4

Интересные результаты получились при использовании «ме-
тода трех балансов» при расчете распределения температур мате-
риала и газа по высоте нижней ступени теплообмена для случая
агломерации бурых железняков. Для полного покрытия теплопот-
ребности процессов во второй зоне (для нагрева шихты от 70 до
750°С и компенсации эндотермического эффекта разложения гид-
ратов) требуется, чтобы температура газа на входе в эту зону была
равна 1950°С. Таких температур при агломерации не бывает. Ба-
ланс удается свести при двух условиях: 1) в зоне интенсивного на-
грева разлагается только 30 отн. % гидратных соединений, а ос-
тальные 70% разлагаются в высокотемпературной зоне; 2) на ниж-
ней границе зоны горения (где температура топлива достигла
750°С) температура рудной части шихты составляет только 450°С*
(из экспериментальных данных — см. рис. 1.28).

Более наглядным и более понятным становится характер
теплообмена при агломерации, если для анализа использовать теп-
ловой баланс зоны горения, схему которого предложил в свое
время Г. Вендеборн [55]:

J +J+Q+Q — Q + Q - + J+ J
ш в ^-с ^экз. ^пл ~карб г сп

1. Энтальпия шихты 1ш = 1 1,1-750 = 825 кДж/кг с.ш.;

2. Энтальпия воздуха JB = 0,37 • 1,4 • 1000 = 518 кДж/кг с.ш.;

3. Тепло горения углерода шихты Qc = 1 0,048 0, 83 21000 =
= 837 кДж/кг с.ш.;

4. Тепло экзотермических процессов Q3K3 = 837 0,1 =
= 84 кДж/кг с.ш.

5. Тепло плавления шихты Qnj] = 0,9 0,5 580 = 261 кДж/кг с.ш.

6. Тепло диссоциации карбонатов: QKap6 = 1- 0,09 • 0,97 1785 =
= 145 кДж/кг с.ш.

7. Энтальпия газа Jr = 0,41 • 1,4 • tmax;

8. Энтальпия агломерационного спека Jcn = 0,9 1,1 • tmax
Для удобства анализа все данные сведем в табл. 1.14.

Сумма энтальпий газа и спека равна

Jr + Jcn = 2264 - 261 - 145 = 1858 кДж/кг с.ш.

Из баланса

0,411,4 • tmax + 0,9 1,1 • tmax = tmax-1,564 = 1858кДж/кг с.ш.,

tmax = 1858/ 1,564= 1188°С.

Энтальпия газа J = 0,41 • 1,4 -1188 = 682 кДж/кг с.ш.
Энтальпия агломерационного спека

Jcn = 0,9 !,1 • 1188 = 1176 кДж/кг с.ш.

*По мнению Л.И. Каплуна [28]. в зоне интенсивного нагрева ком-
поненты агломерационной шихты нагреваются с различной скоростью
в зависимости от их природы — теплопроводности и удельной эффек-
тивной теплоемкости: наиболее быстро нагреваются топливные (углерод-
содержащие) частички; с меньшей интенсивностью — зерна возврата; с
еще меньшей скоростью — известняк; особенно низкая скорость нагрева
характерна для бурых железняков (содержащих гидратную влагу).
Тепловой баланс зоны горения

Таблица 1.14

Статья кДж КГ С.Ш. %% Статья гДж кг с.ш. %%
Приход тепла Расход тепла
1. Энталышя шихты 825 36,4 5. Наплав- ление шихты 261 11,6
2. Энтальпия воздуха 518 22,9 6. На диссо- циацию кар- бонатов 145 6,4
3. Тепло горе- ния углерода топлива шихты 837 37,0 7. Энтальпия газа 682 30,1
4. Тепло других экзотермич. реакций 84 3,7 8. Энтальпия агломераци- онного спека 1176 51,9
Итого 2264 100 Итого 2264 100

Несмотря на приближенный характер расчета (поскольку
некоторые исходные данные взяты ориентировочно: температура
воздуха на входе в зону горения; теплота горения углерода топли-
ва шихты; удельные теплоемкости шихты и газа; количество об-
разующегося расплава и удельная теплота плавления шихты) он
правильно отражает принципиальные особенности теплообмена
в агломерируемом слое и позволяет определить количественный
«вклад» каждой статьи в общий баланс.

Два примера.

Если вывести известняк из шихты, то

Jr + Jcn = 2264 - 261 - 2003 кДж/кг с.ш.,

at = 2003/ 1,564= 1281 °C;

ГП ЭХ

максимальная температура возрастает почти на 100 °C.

Исследователям-экспериментаторам хорошо известно, что
при сжигании топлива в слое зернистого инертного материала
максимальные температуры в зоне горения значительно выше, чем
tmax при спекании железных руд с теми же расходами твердого топ-
лива в шихте. Причина заключается в том, что в слое инертного
материала нет процесса плавления и все тепло, которое поступает
в зону теплообмена, тратится только на нагрев материала

J+J =2264 кДж/кг с.ш., a t ,= 2264 / 1,56 = 1451 °C.
I Cl I ITlciA

Из этих данных видно, что плавление шихты является силь-
но эндотермическим процессом.

Одним из наиболее сильно действующих переменных фак-
торов следует считать температуру воздуха, поступающего в зону
горения. Очевидно, что эта температура непрерывно растет по мере
увеличения толщины охлаждающего спека. Так, расчеты показы-
вают, что воздух имеет температуру 800°С в момент, когда толщи-
на охлаждающегося спека составляет 40-50 мм. При опускании
зоны горения на глубину 70-80 мм температура поступающего в
зону горения воздуха будет составлять 1100°С, а максимальные
температуры в слое — около 1300°С. Теплообмен в слое охлажда-
ющегося аглоспека становится завершенным при толщине его бо-
лее 120-150 мм.

Именно структура теплового баланса зоны горения раскры-
вает принципиальную особенность теплообмена в агломерируе-
мом слое — решающий вклад в нагрев спекаемого материала до
высоких (135О...145О°С) температур вносят две статьи — энталь-
пия воздуха и энтальпия шихты. Их суммарная доля составляет
55-60%. Иногда специалисты-агломератчики называют это тепло
«теплом регенерации». Эту особенность теплообмена в спекаемом
слое впервые отметил Г. Вендеборн [55].

Графическое отображение теплового баланса, форма кото-
рого также предложена Г. Вендеборном (рис. 1.66), позволяет на-
глядно представить, каким образом происходит двойная регене-
рация тепла при агломерации. Основное количество тепла отхо-
дящих газов (7) идет на нагрев лежащего ниже элементарного слоя
шихты и возвращается в агломерационный процесс в виде энталь-
пии шихты — 1 (небольшое количество тепла расходуется на ис-
парение влаги шихты — 71). Часть тепла аглоспека (8) идет на на-
грев движущегося через него воздуха и выступает в виде энталь-
пии воздуха (2) в тепловом балансе следующего элементарного
слоя спекаемого материала.

Тепло зажигания и от горения топлива шихты, сконцентри-
рованное в сравнительно узкой по толщине зоне, за счет конвек-
тивного переноса потоком газа многократно участвует в нагреве
нижних слоев агломерируемого материала. Именно в этом состо-
Рис. 1.66. Структура зонального теплового баланса
агломерационного процесса; обозначения статей — из табл. 1.14
(Р — тепло от окисления Fe3O4)

ит «секрет» особо высокой эффективности теплообмена при агло-
мерации, когда для нагрева железорудного материала до плавле-
ния (1300...1400°С) оказывается достаточно тепла, выделившего-
ся при горении всего 3,5-4,5% углерода в шихте.

1.6.3. Расчет удельного выхода агломерационного газа

Анализ закономерностей слоевого теплообмена позволяет
подойти к расчету удельного расхода воздуха на агломерацион-
ный процесс с позиций теплопотребности спекаемой шихты.

Теплообмен в расположенном на агломерационной машине
спекаемом слое можно рассматривать и рассчитывать по-разно-
му: как в неподвижном слое; как перекрестный теплообмен; с дос-
таточным основанием его можно считать противоточным. В са-
мом деле, если начало системы координат поместить на горизон-
те максимальных температур, т. е. считать его неподвижным, то
сверху вниз, пересекая ось абсцисс, будет двигаться поток газа, а
снизу вверх — «подниматься» нагреваемая шихта.

Важнейшим параметром противоточного теплообмена яв-
ляется отношение тепловых эквивалентов — Wr/WM — отношение
теплоемкости потока газа к теплоемкости «потока» материала
Vr сг/тм см. Если расчет вести на 1 кг сухой шихты, то отношение
теплоемкостей потоков для нижней ступени теплообмена равно:

Vr’C/CM ,
где Vr— удельный выход агломерационного газа, м3/кг с.ш.; сг —
удельная теплоемкость газа (кДж/м3оС); сГм — удельная кажущая-
ся теплоемкость спекаемого материала с учетом тепловых эффек-
тов реакций и процессов, протекающих в нижней ступени тепло-
обмена, кДж/(кг°С).

Хотя экспериментальные данные о распределении темпе-
ратур газа и шихты в этой зоне отсутствуют, с большой долей
вероятности можно полагать, что градиенты температур газа
и шихты по высоте слоя одинаковы, согласно расчету разность
температур газа и шихты по высоте зоны интенсивного нагрева
практически одинакова (рис. 1.65). Это значит, что здесь Wr = W ,
т. е. Vrcr = 1- сш . Отсюда

Vr = сш /с., м3/кг с.ш. (1.58)

Как известно, кажущаяся удельная теплоемкость может быть
вычислена по формуле

См Сфиз + ’

где СфИз— истинная удельная теплоемкость материала; SQ — ал-
гебраическая сумма тепловых эффектов процессов, идущих в рас-
сматриваемом температурном диапазоне At, в расчете на 1 кг ма-
териала (для экзотермических процессов берется со знаком минус,
для эндотермических — со знаком плюс).

Удельная кажущаяся теплоемкость спекаемого материала в
интервале температур 300... 1400°С (At = 1100°С) для условий при-
веденного выше примера расчета теплового баланса (табл. 1.14)
равна

сш сфиз + Спл + скарб "Сс "СЭКЗ (1-59)
или в числах сш = 1,1 + 261 + 14^-837-150 = 0,57 кДж/(кг о С)
(150 кДж/кг — тепло других экзотермических реакций, включая
окисление Fe3O4).

При средней удельной теплоемкости газа 1,45 кДж/(м3-°С) удель-
ный выход агломерационного газа из формулы (1.58)
Vr = 0,57/1,45 = 0,39 м3/кг с.ш., что оказалось достаточно близко к
значению удельного выхода агломерационного газа, вычисленного
из экспериментальных данных—по балансу углерода (0,41 м3/кг с.ш.).
Для условий агломерации бурого железняка

сш = 1,1 +-----------= 0,705 кДж/(кг • С)

(455 — расход тепла на разложение гидратных соединений и испа-
рение влаги; 260 — расход тепла на плавление 50% шихты; 1149 —
количество тепла, выделившееся при сжигании 7% коксика ших-
ты, кДж/кг с.ш.).

Удельный выход газа (для условий примера приложения II)
равен

Vr = 0,705/1,45 = 0,486 м3/кг с.ш.

Удельный выход газа, вычисленный по балансу углерода, оказал-
ся равным 0,491 м3/кг с.ш.

Результаты подобных расчетов, приведенные на рис. 1.67,
согласно которым удельный выход агломерационного газа, а следо-
вательно, и удельный расход воздуха оказывается прямо пропорци-
ональным удельной эффективной теплоемкости спекаемого мате-
риала, можно считать убедительным доказательством определяю-
щей роли теплообмена.

Удельная эффективная теплоемкость шихты,
кДж/(кг°С)

Рис. 1.67. Зависимость удельного выхода агломерационного газа
от удельной эффективной теплоемкости спекаемого материала;

— V рассчитаны по удельной эффективной теплоемкости
материала; о, Д, V — F определены по балансу углерода (из
экспериментов); увеличение эффективной теплоемкости достигалось
путем введения в шихту гидратных соединений и карбонатов (до 20%)

Влияние других (кроме экзотермических и эндотермических
процессов: горения углерода, серы, окисления FeO, диссоциации
карбонатов, плавления шихты и др.) «кинетических» факторов аг-
ломерационного процесса на удельный выход газа (удельный рас-
ход воздуха): скорости движения газового потока в слое, измене-
ния грансостава топлива, накатывания топлива на поверхность
гранул шихты и других, проявляется также через эффективную теп-
лоемкость шихты. Указанные факторы влияют на Vr через изме-
нение теплоотдачи углерода при его горении: с ростом wr увели-
чивается отношение СО/СО2 в продуктах горения — уменьшается
количество выделяющегося тепла — увеличивается с"ш • Для слу-
чая технологии с накатыванием топлива на поверхность комоч-
ков все обстоит наоборот: увеличивается теплоотдача углерода
— снижается ту .

v ш

К сожалению, описанный выше способ расчета удельного
выхода агломерационного газа (формула (1.59)) не гарантирует
получение достоверных значений Vr из-за приближенного опре-
деления с"ш (по формуле (1.58)).

Этот способ интересен, в первую очередь, с принципиальной
стороны—для анализа процесса: он показывает, какие факторы и в
какой степени влияют на характер теплообмена между газом и агло-
мерационной шихтой.

1.6.4. Вертикальная скорость спекания

Большое значение для практики агломерации имеет величи-
на вертикальной скорости спекания, определяющая производи-
тельность агломерационной установки. Формула для определения
вертикальной скорости спекания может быть получена из тепло-
вого баланса элементарного слоя шихты в нижней ступени тепло-
обмена.

При прохождении потока горячего газа через слой материала
толщиной Ah м, площадью 1 м2 в течение Ат с температура газа умень-
шится на At град. Теплосодержание газа изменится на

AQr = wrAtcrAtr.

При этом слой получит тепла AQin = Ah- 1 • у„ • с,„ • Atin.

Так как в элементарном слое нижней ступени теплообмен идетв
стационарных условиях, то AQr = AQm и

△h YHac- CUI Atin = wr- At -Cr-Atr.
Откуда

Ah _ _ wr сг Atr

At Y нас Сщ

Полагая, что Atr = Atm, имеем

ТI — Wr Ср

СП’тмесш • 0 60)

Достоверность полученной теоретической формулы (1.60)*
убедительно подтверждается экспериментально (рис. 1.68-1.70):
вертикальная скорость спекания прямо пропорциональна скоро-
сти фильтрации газа в слое wr и удельной теплоемкости газа сг
(табл. 1.2), и обратно пропорциональна удельной (эффектив-

ной) теплоемкости спекаемого материала сш (см. рис. 1.70).

Рис. 1.68. Зависимость вертикальной скорости спекания
Коршуновского концентрата (а) и смеси концентрата с рудой
(б) от средней скорости засасывания воздуха в слой в основной
период агломерации [59];

спекались шихты холодные и подогретые с изменениями содержания
по влаге от 2,7 до 6,4% и по углероду от 2,02 до 5,36%.

Так как сг/сш = 1/Vr (из формулы (1.58)), вертикальная ско-
рость спекания может быть выражена также через удельный вы-
ход агломерационного газа

и =-------—

сп Vy

г I нас

WB ,

——, м/с.

в I нас

(1-61)

‘Впервые формула подобной структуры была получена Н.М. Ба-
бушкиным и В.Н. Тимофеевым в 1962 г. [26].
0,25 0,50 0,75 1,00 1,25 1,50
Скорость фильтрации воздуха,
м/сек

Рис. 1.69. Зависимость скорости
перемещения тепловой волны от
скорости фильтрации воздуха:
1 — кварц; 2 — хромомагнезит
крупностью 5-8 мм;

3 — хромомагнезит крупностью
0,84-1,68 мм; 4 — высокогорская
магнетитовая руда
неофлюсованная;

5 — михайловская мартитовая
аглоруда, основность 1,1

Кажущаяся теплоемкость
материала, кДж/(м3-°О

Рис. 1.70. Зависимость скорости
перемещения тепловой волны в слое
материалов, не содержащих
топлива, от эффективной
теплоемкости материала
(при W = const)

Анализ формул (1.60,1.61) позволяет сделать интересные вы-
воды о влиянии тех или иных факторов на результаты процесса
агломерации. Так, например, становится понятно, почему скорость
перемещения по слою «тепловой волны» (вертикальная скорость
спекания) в случае введения в шихту топлива становится больше,
чем в том же слое, но без топлива) при сохранении постоянной
скорости фильтрации газа. Это хорошо видно в опытах Е. Войса
(см. рис. 1.12). Подобное явление отмечал в своих экспериментах
С.Г. Братчиков [23]—при увеличении содержания углерода в дроб-
содержание углерода в шихте, % 0

вертикальная скорость

18,1

100

мм/мин
спекания,-----—

леном хромомагнезите вертикальная скорость спекания изменя-
лась следующим образом:

0,5 1,1 1,5

18,8 24,0 28,0

104 133 155

Более полные данные по этому вопросу получил В. Г. Котов
[18]. Используя в качестве исходных данных составы агломерацион-
ного газа при «спекании» дробленого шамота с различным расхо-
дом топлива (см. рис. 1.71, а), В. Г. Котов рассчитал значение удель-
ных выходов газа и вертикальную скорость спекания (рис. 1.71, б).

Рис. 1.71. Зависимость
некоторых технологических
параметров агломерации от
содержания в шихте
углерода;

а — составы агломерационных
газов; б — удельные выходы газа
( VJ и вертикальная скорость
спекания (U сп) при = const;

сплошные линии — вычислены
В. Г. Котовым, пунктирные —
В. И. Коротичем по формулам
(1.20) и (1.61)

Как видно, и для удельного выхода агломерационного газа
и для вертикальной скорости спекания зависимости от содержа-
ния углерода в шихте экстремальные. Вначале удельный выход аг-
ломерационного газа уменьшается, а вертикальная скорость спе-
кания растет. При концентрациях углерода в шихте более 3-4%
зависимости Vr и Ucn от содержания углерода меняются на обрат-
ные: Vr растет, a Ucn снижается.

Причиной роста вертикальной скорости спекания при
увеличении расхода топлива на процесс (при Ст < 3%) является
снижение удельной эффективной теплоемкости аглошихты из-
за выделяющегося все большего количества тепла от горения
все большего количества углерода (см. формулы (1.59) и (1.60)).

Аналогичная закономерность — увеличение вертикальной
скорости спекания с ростом содержания углерода в шихте (при
небольших расходах топлива) наблюдается и при агломерации же-
лезорудных материалов (см. например рис. 1.24 — спекание не-
офлюсованных шихт). Только в этом случае увеличение вертикаль-
ной скорости спекания не так ярко выражено, как для «агломера-
ции» инертных материалов. Эффект снижения удельной кажущейся
теплоемкости за счет выделяющегося при горении углерода тепла
в существенной степени компенсируется увеличивающимися зат-
ратами тепла на плавление все большего количества шихты.

Что же касается снижения вертикальной скорости спекания
с ростом содержания углерода в шихте сверх 4%, то причина этой
зависимости еще требует своего объяснения.

Анализ выражения (1.60) позволяет понять причину еще
одной особенности теплообмена при агломерации просасыва-
нием — непрерывное расширение зоны высоких температур по
мере перемещения зоны формирования агломерата в нижние
горизонты слоя, за счет большей скорости перемещения ниж-
него «фронта теплопередачи» в шихте по сравнению со скоро-
стью передвижения верхнего «фронта теплопередачи» в слое
агломерата. Различие в скоростях обусловлено, во-первых, бо-
лее высокой скоростью фильтрации газа в слое шихты по срав-
нению со скоростью фильтрации воздуха в агломерационном
спеке (примерно на 10-12%); во-вторых, более высокой (при-
мерно на 12-15%) удельной теплоемкостью агломерационного
газа (за счет наличия в нем повышенной концентрации СО2).
Но главной причиной отставания фронта теплопередачи в вер-
хней ступени теплообмена является значительно более высокая
удельная теплоемкость агломерационного спека по сравнению
удельной эффективной теплоемкостью шихты — на горизонте
с температурами 500...700°Св 0,85/0,57 = 1,47 раза. Во столько
же раз удельный расход воздуха на охлаждение аглоспека боль-
ше удельного расхода газа на спекание аглошихты. В самом
деле, учитывая параллельность политерм воздуха и спека в сред-
ней части слоя охлаждающегося агломерата (рис. 1.63), Wa= WB;
1-0,85= VBa -1,4. Отсюда, VBa = 0,61 м3/кг спека.
1.6.5. Скорости перемещения «фронта горения»
и «фронта теплопередачи»

При агломерации процессы теплообмена и горения топлива
тесно увязаны. Действительно, горение топлива на данном гори-
зонте не может начаться до тех пор, пока оно не будет нагрето до
температуры воспламенения, а дальнейшая скорость горения топ-
лива в значительной степени будет зависеть от температуры по-
ступающего сверху горячего воздуха. Вместе с тем на условия теп-
лообмена в агломерируемом слое и, в частности, на величину мак-
симальных температур будут оказывать существенное влияние ус-
ловия горения топлива: скорость выделения тепла и его абсолют-
ное количество.

Для учета влияния этих процессов на агломерацию Войсом
предложено использовать два показателя: скорость перемещения
фронта горения (момент резкого повышения температуры в ре-
зультате начала горения топлива) и скорость перемещения «фронта
теплопередачи» (можно использовать скорость перемещения по
слою максимальных температур).

На основании экспериментальных данных Войсом сделан
очень важный вывод: наилучшее качество агломерата и максималь-
ная производительность процесса агломерации достигаются толь-
ко в том случае, когда скорости перемещения фронтов горения и
теплопередачи равны. При этом термограммы имеют ярко выра-
женный острый максимум с крутым подъемом и быстрым падени-
ем температуры в слое агломерата. Рассогласование скоростей
приводит к рассредоточению тепла на большое число элементар-
ных слоев, что снижает скорости горения и теплопередачи. След-
ствием этого является падение максимальных температур в агло-
мерируемом слое и ухудшение качества агломерата. О справедли-
вости этой мысли свидетельствуют экспериментальные данные
Войса (рис. 1.72).

При использовании в качестве агломерационного топлива
высокореакционного древесного угля равенство скоростей фрон-
тов горения и теплопередачи получается при 9% кислорода в ду-
тье. При концентрации кислорода меньше оптимальной снижает-
ся скорость горения топлива. При концентрациях кислорода в воз-
духе выше оптимальной происходит значительное увеличение ско-
рости перемещения фронта горения по шихте благодаря сниже-
нию температуры воспламенения топлива и более высокой скоро-
сти горения углерода. Основное количество тепла в слое «не по-
спевает» за быстро «убегающим» фронтом горения, что ведет к
171
Рис. 1.72. Распределение
температур в слое кварцевого
песка при сжигании в качестве
топлива древесного угля;
числа на кривых — содержание
кислорода в поступающем
в слой дутье

растягиванию зоны повышенных температур и соответственно к
падению максимальных температур. Исследования, проведенные
с использованием в качестве топлива коксика фр. 0-3 мм, дали ана-
логичный результат с одним отличием — оптимальная концент-
рация кислорода оказалась 21%, т. е. наилучшие результаты полу-
чились при применении в агломерационном процессе обычного
воздуха.

Еще одним примером рассогласования скоростей движения
фронтов горения и теплопередачи может быть агломерация с ис-
пользованием в качестве твердого топлива дробленного антраци-
та. Как показывают термограммы (пунктирные линии на рис. 1.73),

Рис. 1.73. Термограммы агломерационного процесса при
использовании в качестве твердого топлива антрацита
(пунктирные линии) и кокса (сплошные);
термопары расположены от поверхности спекаемого слоя
на расстоянии 1 —100 и 2 — 200 мм [60]
из-за малой скорости горения частиц низкореакционного антра-
цита зона высоких температур распространяется на большое чис-
ло элементарных слоев спекаемого материала. С одной стороны,
это приводит к снижению максимальных температур (в зоне фор-
мирования агломерата), а с другой, из-за высокого газодинами-
ческого сопротивления этой растянутой зоны, к значительному
падению интенсивности агломерационного процесса.

Агломератчик не располагает оперативными технологичес-
кими рычагами воздействия на скорость перемещения тепловой
волны — «фронта теплопередачи». Но он имеет возможность уп-
равлять скоростью перемещения по слою зоны горения, изменяя
крупность топливных частиц, применяя топливо с различной ре-
акционной способностью, наконец, обогащая кислородом воздух,
поступающий в слой. Для того чтобы увеличить скорость переме-
щения «фронта горения», нужно применять топливо высокой ре-
акционной способности, уменьшать крупность частиц топлива, по-
вышать концентрацию кислорода в воздухе. И наоборот.
1.7. ГАЗОДИНАМИКА АГЛОМЕРАЦИОННОГО ПРОЦЕССА

Как показано выше, вертикальная скорость спекания, а сле-
довательно и производительность агломерационной установки
прямо пропорциональны скорости движения газа в слое. Поэто-
му одной из главных задач агломератчиков-технологов является
создание условий, обеспечивающих поступление в спекаемый слой
большого количества воздуха. .

Подробно закономерности движения газа в агломерируемом
слое изложены в монографии [61]. Здесь рассмотрены лишь прин-
ципиальные положения.

1.7.1.Общие закономерности газодинамики
пористого слоя

Для обеспечения необходимой скорости движения газа в по-
ристом слое требуется создать определенную разность давлений
газа на входе в слой и на выходе из него — Др = рвх - рвых, величина
которой будет определяться как количеством проходящего газа,
так и тем газодинамическим сопротивлением, которое оказывает
слой проходящему газовому потоку.

Специалистов-металлургов интересует в первую очередь
энергетический характер взаимодействия движущег ося газа с
пористым слоем: требуется найти численную зависимость между ко-
личеством газа, проходящего через данный агрегат (V, м3/с), и необ-
ходимыми затратами энергии, выраженными через разность давле-
ний газа. Для получения более универсальной зависимости проходя-
щий объем газа относят к 1 м2 поперечного сечения слоя, т. е. выра-
жают в виде скорости (w, м3/(м2с). Таким образом, задача сводится к
определению вида функции Др = f(w). С ее помощью становится воз-
можным выбрать требуемый типоразмер газодувного устройства:
вентилятора, дымососа, нагнетателя.

Относительно просто теоретически выводится уравнение,
связывающее потери напора газа со скоростью его движения в ци-
линдрической трубе:
где I — длина трубы, d — внутренний диаметр, рг — плотность
газа; w— скорость движения газа; X, — коэффициент гидравличес-
кого сопротивления (определяется экспериментально).

Для приложения этого уравнения к пористому слою, после-
дний представляют как совокупность параллельных трубок оди-
наковой длины, равной высоте слоя и какого-то одинакового ус-
акан

экв .В практических рас-
четах удобно использовать условную скорость газа — на полное
сечение установки — w0, которая связана с истинной скоростью
движения газа в каналах через межкусковую пористость слоя:
обычно принимают wH = w0/e. Величина 8 зависит от грануло-
метрического состава материала и способа укладки слоя и изме-
няется на практике от 0,25 до 0,55.

Таким образом, потери напора газа при его движении в по-
ристом слое описываются уравнением (Дарси-Вейсбаха):

Ap = Xrd“f^?W”' О-62)

Здесь Хг — коэффициент гидравлического сопротивления, учи-
тывающий и трение и местные сопротивления.

К сожалению, использовать эту формулу для практических
расчетов не представляется возможным из-за сложности опреде-
ления значений А,г и невозможности получения достоверных зна-
чений d““ в слое сыпучих материалов. Существует, однако, тео-
ретическая взаимосвязь (через поверхность кусочков) между эк-
вивалентным диаметром каналов в слое и эквивалентным диамет-
ром кусков слоя

d кан = d кус‘ • Ф

иЭКВ. иЭКВ. Т Ч 5

1-8

(1.63)

гдещ—коэффициент формы кусков (для шара Щ =2/3), 8 и d^j
измерить значительно проще.
После подстановки (1.61) в (1.62) получается уравнение, вы-
раженное через эквивалентный диаметр кусков слоя и его по-
ристость

Н р, 21-е

г dKyc 2 W° г3 (1-64)

Наибольшую сложность в практическом пользовании ука-
занным выше уравнением представляет определение значения ко-
эффициента гидравлического сопротивления. Этот параметр за-
висит от многих факторов: свойств слоя и газа, режима движения
газа. В настоящее время он находится экспериментально.

Наиболее полно связь между условиями движения газа в слое
и коэффициентом % отражается через критерий Рейнольдса

Re = . На рис. 1.74 приведена типичная зависимость между % и

Re, выраженная графически в логарифмических координатах.

Рис. 1.74. Зависимость коэффициента X от Re
для пористого слоя

Как видно, в широком диапазоне чисел Re можно выделить
три области.

В первой, при малых числах Re — в области ламинарного
А

режима X = — (на рис. 1.74 — нисходящая прямая; А — эмпири-
Re

ческии коэффициент).
В третьей области, когда движение переходит в турбулентный
режим, коэффициент гидравлического сопротивления не зависит от
Re, остается постоянным - X = В (В—эмпирический коэффициент).

Как выяснилось, зависимость между X и Re для самого слож-
ного участка — области переходного режима (II), в котором обыч-
но движется агломерационный газ в спекаемом слое, достаточно
хорошо описывается выражением*

Х = ^- + В (1.65)

(для каждого слоя коэффициенты А2 и В находят из опыта).

После соответствующих подстановок уравнение газодина-
мического сопротивления пористого слоя принимает вид:

. А 2(1 - е) 2 В(1—е) , 2

Ар = —у--------—— hpvw +-------z-^-hpw2. (1.66)

йэ23 2 е2Т2 н йэ32е3Т

Важным достоинством полученного выражения (1.66) явля-
ется отсутствие в нем параметров, зависящих от режима движения
газа, а также разделение параметров газа и слоя, влияющих на его
газодинамическое сопротивление. В самом деле, свойства газа
(определяемые химическим составом и температурой) влияют на
газодинамику через его плотность и вязкость, а свойства пористо-
го слоя — через пористость, эквивалентный диаметр зерен, коэф-
фициент формы зерен, постоянные коэффициенты А2 и В. Учиты-
вая необходимость экспериментального определения большого
числа перечисленных выше параметров слоя, целесообразно все
их представить в виде обобщающих эмпирических коэффициен-

А2(1-е)2 „ „ В(1-е)

тов: выражение 2 2 чеРез Ki ’выРажение “j--—

через "к2".

‘Часто цитируемые в технической литературе формулы типа
Ар = AHWn (с двумя эмпирическими коэффициентами А и п) непригодны
для получения достоверных расчетных результатов. В основе этих фор-
мул лежит выражение Х = A/Rem, которое принципиально не может от-
ражать криволинейную зависимость IgX - f(IgRe) в переходной облас-
ти, поскольку выражение X = A/Rem в логарифмических координатах
является прямой.
После подстановки К] и к2 в (1.66) получается следующее рас-
четное уравнение

Др = hpvk,wo + hpk2w^

(1-67)

Коэффициенты газодинамического сопротивления К] и к2
легко находятся из опыта, в котором снимается газодинамичес-
кая характеристика пористого слоя Др = f(wo). Схема установки
приведена на рис. 1.75.

Рис. 1.75. Схема экспериментальной
установки для определения
газодинамической характеристики
пористого слоя:

1 — исследуемый материал;

2 — измерительная диаграмма;

3 — микроманометр для измерения
количества воздуха; 4 — манометр для
измерения потерь напора Ь.р

Через загруженный в чашу на колосниковую решетку слой
сыпучего материала толщиной йсл продувается (или просасывает-
ся) атмосферный воздух с различными скоростями. Количество
воздуха измеряется с помощью измерительной диафрагмы или
какого-то другого устройства. При каждом значении скорости
фиксируется соответствующий перепад давления газа в слое. Ре-
зультаты измерений отражаются в виде кривой (1.76)

Для определения коэффициентов К] и к2 нужно взять на этой
кривой произвольно две точки 1 и 2 — скорости воздуха Wj и w2 и
соответствующие им потери напора Др] и Др2. Эти значения два
раза подставляют в уравнение (1.67). При решении системы этих
двух уравнений вычисляются значения

_ Ap,w2-Ap2w? .

К] ' 5

hpvw1w2(w2 - Wj)

(1.68
„ _ APiW2-Ap2w,

К 2 '

hpw1w2(w1 - w2)

(1-69)

Рис. 1.76. Газодинамическая
характеристика слоя окомкованной
агломерационной шихты толщиной 330 мм
при просасывании через нее атмосферного
воздуха (20°С): плотность —1,205 кг/м3;
вязкость —1,5'1 О'5 м2/с

Рассчитаем коэффициенты газодинамического сопротивле-
ния для опыта, результаты которого приведены на рис. 1.76.

Выбираем на кривой точки 1 и 2.

w, = 0,48 м/с; Ар( = 7,0 кПа;

w2 = 0,23 м/с; Др2 = 2,0 кПа;

7,0-0,232 - 2,0-0,482

0,33 • 1,205 -1,5-10’5 • 0,48 • 0,23(0,23 - 0,48)

7,0-0,23-2,0-0,48

к, =----------------------------------= 59 ,2, м .

0,33-1,205-0,48-0,23(0,48 - 0,23)

Специально поставленные опыты подтвердили [61], что ко-
эффициенты К! и к2 действительно характеризуют только газоди-
намические свойства пористого слоя и не зависят ни от свойств
газа, ни от режима движения газового потока.

Наиболее простым типом пористого слоя является однород-
ный, физическая структура которого в пространстве и во времени
остается неизменной. Однородный слой во всем объеме характе-
ризуется постоянными коэффициентами газодинамического сопро-
тивления К] и к2.

Изотермический слой. Для определения потерь напора при про-
хождении нагретого газа через слой пористых материалов необхо-
димо параметры газового потока: объем (скорость), плотность и
вязкость подставить в уравнение (1.67) при данной температуре Т:
Др = hpTwT(vTKj + k2wt) (1-70)

Так как рт = ро(То/Т)), a wT = wo(T/To);

где То — нормальная температура, выражение получает вид:

Др - hpowovTK, + hpow^(T/To). (1.71)

Для условий агломерации характерно неравномерное рас-
пределение температуры в слое в направлении движения газового
потока — слой является неизотермическим. Расчет газодинамичес-
кого сопротивления такого слоя может быть выполнен по двум
вариантам:

а) с помощью уравнения (1.71), в котором используется ус-
редненная температура Тср;

б) решением дифференциального уравнения

dAp = р0 wovTK,dh + poWpK2(T/To)dh,
в котором вязкость представляется как функция температуры, а
температура — как функция высоты слоя (см. [61]).

На потери напора газа в слое, кроме температуры и Состава
влияет и давление газа. Этот фактор в уравнении (1.67) учитыва-
ется через изменение параметров газа:

РР=Ро(р/Ро); WP = wo • (Ро/Р); vp=v0(Po/P)

После соответствующих подстановок получаем:

( Т Р

△P = hpowo v^+w^— (1.72)

здесь Ро иР—давление газа соответственно нормальное 101,3 кПа
и фактическое.

В обычных условиях агломерации железорудных материа-
лов среднее давление газа в слое (около 96 кПа) мало отличается
от нормального, и в инженерных расчетах этой разницей можно
пренебречь. Однако в особых случаях, например при спекании с
применением высокого вакуума или под давлением, влияние дав-
ления газа на потери напора в слое необходимо учитывать.

Следует обратить внимание еще на одно достоинство урав-
нения (1.67). Как известно, при изменении условий движения газа
в слое (при изменении величины критерия Рейнольдса) изменяет-
ся режим движения газа. Так, повышение его температуры сдви-
гает режим движения в сторону ламинарного, а при увеличении
скорости движения газа — в сторону турбулентного. Уравнение
(1.67) автоматически учитывает эти влияния. Если первый член
уравнения условно считать ламинарной составляющей потерь на-
пора, а второй — турбулентной составляющей, то отношение вто-
рого к первому можно использовать в качестве показателя режи-
ма движения. Изменение последнего при увеличении скорости дви-
жения газа можно показать на примере опыта, результаты кото-
рого приведены на рис. 1.76.

При wo = 0,15 м/с; Др = hp0w0(5,5-1,5 + 59,20,15) отношение тур-
булентной составляющей к ламинарной (59,2-0,15)/(5,5-1,5) = 1,08.

При wo = 0,50 м/с; Др = h р0 w0(5,5 -1,5 + 59,2 • 0,50) отношение
турбулентной составляющей к ламинарной (59,2 • 0,50) / (5,5 • 1,5)=
= 3,59.

Таким образом, степень кривизны линии на рис. 1.76 непре-
рывно с увеличением скорости движения газа в слое растет от пря-
мой (вблизи начала системы координат) до квадратичной пара-
болы — при больших скоростях движения газа. Именно поэтому,
как уже отмечалось, уравнения типа Др = Awn дают в этих случа-
ях большие ошибки, так как авторы расчетов принимают «степень
турбулентности» газового потока при различных скоростях дви-
жения газа одинаковой: n = const.

1.7.2. Особенности газодинамики
агломерируемого слоя

Газодинамика агломерируемого слоя отличается от газоди-
намики рассмотренного выше однородного слоя двумя принци-
пиальными особенностями. Во-первых, с самого начала агломе-
рации в слое спекаемого материала образуется несколько зон, раз-
личающихся по структуре и обладающих вследствие этого разным
газодинамическим сопротивлением. Агломерируемый слоя явля-
ется типично неоднородным. Во-вторых, в результате протекания
различных химических реакций и физических процессов изменя-
ются количество, состав и температура газа при переходе его из
одной зоны в другую.

Газодинамическая структура отдельных зон
агломерируемого слоя

Слой исходной подготовленной (смешанной и окомкованной)
и уложенной на колосниковую решетку агломерационной шихты
с некоторыми допущениями можно рассматривать как однород-
ный изотермический, сложенный из частичек компонентов шихты и
комочков различных размеров. В качестве примера можно привести
шихту Лебяжинской аглофабрики из главы 1.5. На рис. 1.77 линией I
показан гранулометрический состав исходной сухой шихты.

Рис. 1. П. Кумулятивные
кривые гранулометрического
состава агломерационной
шихты:

1 — неокомкованной;

2 , 3 — окомкованной

Эквивалентный (среднегармонический) диаметр зерен слоя
равен

Йэкв 10,5 10,0 15,0 16,7 48,3 °’38мм‘ (1.73)

——+——+——+——+——
10 6,5 3,5 1,2 0,2

Линией 2 показан гранулометрический состав «идеально
окомкованной» шихты, когда все мелкие «комкуемые» частич-
ки (0-0,4 мм) накатаны на комочки. Эквивалентный диаметр ко-
мочков такой шихты равен 3,44 мм. Действительный грануломет-
рический состав окомкованной на аглофабрике шихты будет ха-
рактеризоваться какой-то кривой, лежащей между линиями 1 и 2.
При степени окомкования 85% (линия 3) эквивалентный диаметр
комочков шихты будет равен 1,57 мм.

Газодинамическая структура окомкованной шихты в первую
очередь будет определяться исходным гранулометрическим соста-
вом (соотношением количеств зародышевых и комкуемых фрак-
ций — см. 2.4.4), наличием связующих компонентов (обожженной
извести), а также режимом окомкования. В табл. 1.15 приведены
Коэффициенты газодинамического сопротивления шихт некото-
рых агломерационных фабрик, окомкованных в лабораторных
условиях.
Таблица 1.15

Газодинамическая характеристика агломерационных шихт

Шихта агломера- ционной фабрики К, 10~5 К2 f—] \ h /0,5 Шихта агломе- рационной фаб- рики К,-10~5 к2 1 h /05
Лебяжинский 3/35 13,3 Ново-Липецкой 6/54 21,7
Череповецкой 12/45 24,3 Магнитогорской 4/46 17,3
Череповецкой 21/38 30,4 Качканарской 1/15 5,3
Зап. сиб. МК 5/55 22,7 То же, окомко- ванной в непре- рывном режиме В барабане D = 3,2 м В барабане D = 0,6 м 20/60 6/40 36,0 17,3
Камыш-Бурунс- кой (бурый жел.) 6/18 10,0
Карагандинской (ЛГМК) 22/125 57,3

Для более наглядной оценки газопроницаемкости агломе-
рационных шихт можно рекомендовать использовать показатель
—удельное газодинамическое сопротивление слоя при какой-то задан-
ной скорости движения газа, например, w = 0,5 м/с. При просасыва-
нии через слой атмосферного воздуха при 20°С (рв = 1,205 кг/м3; V =
1,510’5, м2/с)

(△p/h)0 5 = pw(vK] + wk2 ) = 1,205 • 0,5 (1,5Kj + 0,5к2) -

= 0,3(3К! + к2), кПа/м.

Значения этого показателя для различных шихт приведены
в табл. 1.15.

Степень окомкования оказывает влияние не только на вели-
чину d3KB комочков, но и на такое свойство шихты, как «структур-
ная устойчивость», т.е. способность сохранять полученный в ре-
зультате окомкования гранулометрический состав.

Слой плохо окомкованной шихты является неоднородным —
имеет неодинаковый градиент давлений газа по высоте — нижние
слои шихты под действием динамических нагрузок при укладке на
палеты и под действием веса лежащих выше слоев более уплотнены
и оказывают большее газодинамическое сопротивление. Указанное
свойство шихты легко определяется опытом, в котором измеряются
потери напора газа в нескольких расположенных по высоте слоя
шихты точках при просасывании через слой воздуха.
Результаты подобных опытов для двух групп шихт приведе-
ны на рис. 1.78.

н
о

S
й
о
н

Потери напора газа, кПа

Рис. 1.78. Распределение потерь напора воздуха по высоте
слоя шихты (гг = 0,3-0,4 м/с):

а) структурно-устойчивой; б) структурно-неустойчивой

1 — хорошо окомкованная шихта НЛМК;

2 — практически некомкующаяся шихта ЛГМК; 3 — плохо
окомкованная шихта ЧерМК

Переувлажнение шихты, которое всегда происходит при спе-
кании холодных шихт, сопровождается значительным ухудшени-
ем газопроницаемости слоя. Происходит это по двум причинам:
а) конденсирующаяся влага заполняет пространство между час-
тичками и комочками, вследствие чего снижается пористость слоя;
б) в результате переувлажнения комочков уменьшается их проч-
ность; под действием веса вышележащих слоев шихты происхо-
дит деформация комочков — в какой-то мере снижается их экви-
валентный диаметр, что сопровождается усадкой, ведущей к до-
полнительному снижению пористости слоя и к повышению его
газодинамического сопротивления.

Степень влияния первого фактора ориентировочно можно
оценить следующим образом. По расчетам (гл. 1.5.2) межкомоч-
ковая пористость окомкованной шихты равна примерно 35%. При
насыпной массе шихты 1800 г/дм31 кг занимает объем 1000/1800 =
= 0,555 дм3. Объем пор между комочками — 0,555-0,35 = 0,19 дм3.
Объем сконденсированной в 1 кг шихты влаги (Дв = 2абс.%) •—
1 0,02 = 0,02 кг или 20 г или 20 см3 или 0,02 дм3. В результате
конденсации влаги межкомочковая пористость уменьшится до
(0,19 - 0,02) / 0,555 = 0,31.
В исходной шихте структурный параметр (из формулы (1.64))

О35=15Д5
е3 0,353

_ 1-е 1-0,31

После переувлажнения —у- = ~~р ~= 23,0.

Таким образом, потери напора газа в слое при сохранении
постоянной скорости фильтрации газа возрастут в 23 /15,15 = 1,52
раза или скорость фильтрации при сохранении Др = const умень-
шится в д/1,52 = 1,25 раза.

О существенном воздействии второго фактора на ухудше-
ние газопроницаемости переувлажненной шихты (деформация ко-
мочков с определенным снижением эффективного диаметра) сви-
детельствуют результаты экспериментов, представленные на рис.
1.79. Опыты проводились следующим образом [62]. Проба оком-
кованной в промышленном барабане-окомкователе шихты разде-
лялась на три фракции по размерам комочков. Одна часть комоч-
ков каждой фракции испытывалась на прочность, а комочки дру-
гой части дополнительно увлажнялись, и затем определялась их
прочность. Как видно из рис. 1.79, при

увеличении влажности прочность ко-
мочков снижалась и особенно сильно —
для самых мелких (5-9 мм).

Рис. 1.79. Снижение прочности гранул
агломерационной шихты
в результате переувлажнения;
числа на прямых — размеры комочков, мм

Влажность, %

Хотя количество конденсирующейся влаги для различных
типлов шихт приблизительно одинаково — 1,0-1,5% (см.гл. 1.1),
газопроницаемость их после переувлажнения снижается по-разно-
му: на 20-30% для хорошо окомкованных, структурно-устойчи-
вых шихт и на 80-100% — для плохо окомкованных. Введение в
состав шихты связующих веществ, безусловно, должно уменьшать
отрицательный эффект переувлажнения. Сказанное наглядно ил-
люстрируется опытными данными рис. 1.80.
Рис. 1.80. Газодинамические характеристики шихт исходных
(сплошные линии) и переувлажненных (пунктриные);

1 — хорошо окомкованная шихта ММК; 2 — плохо окомкованная
шихта Лебяжинской а.ф.; 3 — шихта Лебяжинской а.ф. с добавкой
4% обожженной извести

Введение в состав шихты 4% обожженой извести не только
значительно улучшило ее газопроницаемость, но и существенно
уменьшило отрицательное влияние образования зоны переувлаж-
нения: скорость просасывания воздуха при этом снизилась толь-
ко на 30%. Единственным способом, позволяющим сохранять ис-
ходную газопроницаемость спекаемого слоя, является агломера-
ция предварительно нагретой (до укладки на агломерационную
машину) шихты (температура нагрева до 80°С).

В зоне сушки протекает ряд процессов, оказывающих замет-
ное и разнообразное влияние на изменение структуры слоя ших-
ты. Среди специалистов по агломерации отсутствует единая точ-
ка зрения на роль этих процессов. Одни считают, что интенсивное
испарение влаги, сопровождаясь выделением значительного ко-
личества водяного пара, может разрушать комочки и соответствен-
но ухудшать газопроницаемость шихты. По мнению других, на-
личие тонких коллоидных составляющих в компонентах шихты
(особенно их много в бурых железняках и окисленных рудах) и
извести сообщает комочкам прочность, достаточную для проти-
водействия различным нагрузкам. В результате удаления влаги из
шихты увеличивается пористость слоя, материал в зоне сушки
может иметь более высокую газопроницаемость по сравнению с
влажной шихтой.
Вероятно, справедливы обе точки зрения, каждая для своего
типа шихт: первая—для плохо комкующихся, а вторая —для хоро-
шо комкующихся. Можно в заключение отметить, что и в том и дру-
гом случае изменения структуры шихты в зоне сушки невелики.

Зона интенсивного нагрева в отношении изменения структу-
ры слоя исследована в еще меньшей степени, чем зона сушки. Мож-
но предположить и увеличение межкусковой пористости слоя в
результате выгорания топлива и диссоциации карбонатов и ее сни-
жение из-за спекания частичек и частичного плавления.

Наиболее значительное изменение структуры слоя происхо-
дит в зоне плавления (формирования агломерата) при размягчении
и плавлении шихты.

Измерения показывают, что в процессе агломерации общая
пористость слоя почти не уменьшается и вместе с тем происходит
уплотнение материала в отдельных объемах. Конечным результа-
том такого сложного характера процессов является увеличение
эквивалентного диаметра каналов слоя в зоне формирования аг-
ломерата — улучшение его газодинамической структуры. Слой аг-
ломерата всегда обладает лучшей газопроницаемостью (в холод-
ном состоянии), чем шихта, из которой он получен.

На рис. 1.81 приведены газодинамические характеристики
двух шихт, изменяющих свои структуры по ходу агломерации, а
также полученных из них агломерационных спеков.

Рис. 1.81. Газодинамическая характеристика шихт на различных
стадиях агломерационного процесса (высота слоя 300 мм ):
а) плохо комкующаяся шихта КарМК из ЛГМК; б) хорошо
комкующаяся шихта НЛМК; исходная шихта (1), переувлажненная
(2), высушенная (3), аглоспек (4)
Газодинамическое сопротивление спекаемого слоя

Экспериментальные данные, приведенные на рис. 1.80 и 1.81,
характеризуют только одну сторону газопроницаемости — газо-
динамическую структуру слоя. Между тем, потери напора газа в
слое зависят и от его свойств (плотности и вязкости). Чтобы иметь
возможность сопоставлять газопроницаемость пористых сред с
учетом всех параметров газа и слоя, целесообразно основное урав-
нение газодинамики (1.67) представить в следующей форме

Др = Р w + S w2,
г сл СЛ О сл о ’

(1-74)

в котором Рсл и Scji —• обобщающие эмпирические коэффициенты.

В некоторых случаях для оценки газопроницаемости порис-
того слоя удобнее пользоваться другой записью уравнения (1.67):

Ap/h=powo VKj+K2w0

т ( ч , K2 Т

— =(vtp0Kjw0 1 + -^-—Wo ;

То J I vtK] То )

Др/h =rc w0 (1 + mw0), кПа/м, (1-75)

где коэффициент rc = vtp0K] характеризует газодинамическое со-

к2 Т

противление слоя, a m =----———степень турбулентности га-

vtKi То

зового потока. При изменении условий движения газа величины
гс и m меняются вполне определенным образом: чем лучше усло-
вия движения газового потока, тем меньше гс и больше т. На рис.
П-З Приложения II приведено семейство кривых, характеризую-
щих удельное газодинамическое сопротивление пористых слоев в
широком диапазоне изменения параметров слоя и газа.

Насколько сильное влияние оказывают свойства газового
потока на газопроницаемость пористого слоя, показывают резуль-
таты следующих расчетов.

Удельное газодинамическое сопротивление слоя шихты с ко-
эффициентами = 6 • 105 м’1 и к2 = 40 м-2 при просасывании через
него атмосферного воздуха (20°С) р0 = 1,205 кг/м3, v20 =1,5-1 (Г5 м2/с:

Др/h =(1,5 -10 '5 -1,205 • 6• 105)wo 1 +

40 293

1,5 -6 273
Ap/h =10,84w0(l + 4,77w0), кПа/м,

Показатель удельного газодинамического сопротивления

(Ap/h)05 =36,7 кПа/м.

При просасывании через этот же слой воздуха с температу-
рой 1000°С (1273К): v1000 = 17,4-10’5, м2/с:

Ap/h =(17,4-10'5 -1,205- 6 • 105)w0

40 1273

----------wo

17,4-6 273

1 +

Ap/h =125,8w0(l+2,O6wo), кПа/м, (Ap/h)05 =127,6, кПа/м

Таким образом, для того чтобы обеспечить движение через тот
же пористый слой того же количества горячего газа (w0 = 0,5 м/с),
нужно увеличить перепад давлений над и под слоем более чем в три
раза.

Применительно к агломерации теоретически невозможно
рассчитать ни численные значения Рсл и SCJI (в 1.74), ни гс и m (в
1.75) — они могут быть найдены только с помощью эксперимен-
тальных данных.

Для получения их нужно провести опытное спекание в лабо-
раторной чаше. В качестве примера рассмотрим эксперимент по
агломерации шихты из ЛГМК. Термограммы этого опыта приведе-
ны на рис. 1.62. На рис. 1.82 приведены результаты измерения потерь
напора газа в спекаемом слое на семи горизонтах; здесь же показано
изменение скорости засасываемого воздуха в слой по ходу опыта.

На рис. 1.83, а, показано «температурное поле» спекаемого
слоя — распределение изотерм в слое во времени (построенное по
экспериментальным данным рис. 1.62).

С помощью этих данных, а также рис. 1.82 появляется воз-
можность определить распределение температур и потерь напора
газа по высоте слоя в любой выбранный момент. На рис. 1.83, б,
показано такое распределение на 12,5 минуте опыта.

Приведенные на рис. 1.82 и 1.83 данные дают возможность ко-
личественно оценить газодинамическое сопротивление отдельных
зон, всего слоя в любой момент и в целом за все время опыта.
Рис. 1.82. Изменение потерь напора газа (Ар) на отдельных
горизонтах слоя и скорости засасываемого
в слой воздуха (wo) по ходу спекания

Задавшись температурами на границах зон, с помощью тем-
пературной кривой на рис. 1.83, б, можно найти высоты отдельных
зон и их газодинамическое сопротивление. Как видно из рис. 1.83,6,
максимальным удельным сопротивлением — максимальным
градиентом потерь напора в слое — обладают зоны плавления
(максимальных температур) и интенсивного нагрева. Из этого,
однако, не следует, что газопроницаемость зон сушки и пере-
увлажнения не оказывает существенного влияния на газопро-
ницаемость зон интенсивного нагрева, плавления и всего слоя
в целом, так как материал в зоне интенсивного нагрева в зна-
чительной степени сохраняет структуру зоны сушки, а структу-
ра последней зависит от структуры зоны переувлажнения, т. е.
для этих трех зон структура предыдущей определяет структуру
последующей зоны. Следовательно, получение хорошо окомко-
ванной шихты с комочками, сохраняющими свою прочность при
переувлажнении, сушке и высокотемпературном нагреве, явля-
ется основной задачей для получения высокой газопроницаемос-
ти спекаемого слоя.
Рис. 1.83. Температурно-вакуумная характеристика процесса спекания шихты ЛГМК: а —
распределение изотерм в спекаемом слое по ходу опыта; б — распределение по высоте слоя
температуры и потерь напора газа на 12,5 минуте опыта; зоны:

I — переувлажнения; II — сушки; III — интенсивного нагрева; IV — формирования агломерата;
V — аглоспек; Др /h — градиент потерь напора газа в слое
1.7.3. Методика расчета газодинамического
сопротивления агломерируемого слоя

Цель расчета состоит в определении уравнения, связываю-
щего вакуум под колосниками с количеством (или скоростью) за-
сасываемого в агломерируемый слой воздуха. При этом располо-
женный на машине слой должен быть представлен как единое га-
зодинамическое сопротивление. Это довольно сложная задача, так
как в любом вертикальном сечении слой является неоднородным
и неизотермическим; при переходе из одной зоны в другую коли-
чество и свойства газового потока меняются. Кроме того, со вре-
менем происходит перемещение отдельных зон по высоте.

Исходными данными для расчета являются результаты опыт-
ного спекания, в котором непрерывно (с интервалом 10-30 с) из-
меряются температуры и вакуум на нескольких горизонтах спека-
емого слоя; скорость засасывания воздуха в слой. Желательно про-
извести отбор из нижней части слоя (шихты) нескольких (4-5) проб
для определения в нем концентрации О2, СО2 и СО. Необходимо
знать содержание в шихте углерода и карбонатов. Лабораторная
установка должна быть оборудована устройством для автомати-
ческого поддержания вакуума по ходу опыта.

Методика расчета подробно изложена в [61]. Многолетняя
практика ее применения показала, что она может быть существен-
но упрощена без потери точности. Во-первых, нет необходимости
определять газодинамические характеристики всех зон спекаемо-
го слоя, достаточно ограничиться тремя: 1) исходной (или переув-
лажненной) шихтой; 2) перемещающейся по слою высокотемпе-
ратурной зоной, включающей зоны плавления, интенсивного на-
грева и сушки; 3) зоной охлаждающегося агломерата. Во-вторых,
существенно упрощает расчет использование усредненных темпе-
ратур в зонах охлаждающегося агломерата и высокотемператур-
ной. В-третьих, имеющиеся экспериментальные данные позволя-
ют определять коэффициенты газодинамического сопротивления
(к, и к2) указанных выше трех зон из одного опыта (без проведе-
ния дополнительных, как это было необходимо по прежней мето-
дике).

Идущее во времени опытное спекание в чаше можно развер-
нуть по длине рабочей части агломерационной машины; при этом
время спекания должно быть равно времени перемещения палеты
от горна до последней вакуум-камеры (рис. 1.84).
Рис. 1.84. Развертка опытного спекания в лабораторной
агломерационной чаше по длине агломерационной машины

Порядок расчета

1. Расположенный на агломерационной машине спекаемый
слой разбивается на несколько одинаковых по длине (времени)
участков. Для рассматриваемого опыта общая длина располо-
женного на агломашине спекаемого слоя разбита на шесть участ-
ков со временем пребывания материала на каждом участке 3 мин
(рис. 1.83, 1.84).

2. С помощью данных рис. 1.83, а, дня каждого участка нахо-
дится распределение температур по высоте слоя, которое позволяет
находить высоты отдельных зон на различных участках (рис. П-2). В
настоящем расчете приняты следующие температурные границы зон:

- агломерата — от поверхности слоя до максимальной тем-
пературы;

- высокотемпературной — от максимальной температуры до
изотермы 5О...7О°С;

- слоя шихты — от колосниковой решетки до изотермы
5О...7О°С.

3. По фактическим (опытным) данным распределения тем-
ператур, давления, скорости движения воздуха в слое в какой-то
момент времени (например на 12,5 мин) с помощью специальной
номограммы П-3 Приложения II вычисляются значения к(и к2 для
трех указанных выше зон.

4. С помощью уравнения (1.71) по известным значениям кр
к2, pr, v, т, а также а — коэффициента, учитывающего отношение
объема (скорости) газа в зоне к объему (скорости) поступающего
в слой воздуха, рассчитывают газодинамическое сопротивление
каждой зоны на данном участке. Результаты расчета представля-
ются в виде уравнения

Др = Р>0+8>*

5. Так как каждый участок представляет собой систему с пос-
ледовательно расположенными участками газодинамического со-
противления, то суммарное сопротивление слоя на этом участке
равно

дРсл =(spi)wo+(ssi)w?=pi Wo+SjwJ. (1.76)

6. Разбитый на отдельные участки спекаемый слой (рис. 1.84)
можно рассматривать как газодинамическую систему с параллель-
но расположенными участками сопротивления, находящимися под
воздействием одного и того же вакуума под колосниками Др. За-
давшись произвольно двумя значениями Др можно вычислить два
значения w0 для каждого участка по формуле

Р,
2s;

(1-77)

7. По полученным данным находятся средние по длине аг-
ломашины скорости засасывания воздуха в спекаемый слой при
двух значениях Др. Суммарные коэффициенты газодинамическо-
го сопротивления всего расположенного на агломерационной ма-
шине слоя находятся решением системы уравнений:

△Pl = PcnWcp+ScnWcp.

" ___ ”7

ДР2 = PcnWcp+ScnWcp

По полученным значениям Рсл и SCJ1 записывается уравнение
(1.74). Именно это уравнение является основным при расчете про-
изводительности агломерационной машины, спекающей данный
тип шихты.
Пример расчета приведен в Приложении II.

Для рассматриваемого примера спекания агломерационной
шихты из ЛГМК уравнение газодинамического сопротивления
спекаемого слоя оказалось равным

ДРсл = 34,3w0 + 70,8 w2 (*)

Так, если при вакууме под колосниками ДРсл = 13,6 кПа
средняя скорость засасывания воздуха на участке спекания со-
ставила 0,258 м/с, а удельная производительность по сухой
шихте gm = 1,840 т/(м2-ч), то при других значениях Др средняя
скорость w0 (числитель получен из выражения*) и удельная про-
изводительность составят

Дрсл., кПа 10 13,6 15 18

w, м/с 0,205/0,208 0,258/0,258 0,278/0,277 0,317/0,313

дш, т/(м2ч) 1,461 1,840 1,981 2,259

С помощью изложенного метода расчета можно проанали-
зировать влияние на производительность таких факторов, как
подогрев шихты, изменение высоты слоя и др.

Если технологов-агломератчиков интересуют другие вопро-
сы, не связанные со строением спекаемого слоя: влияние на произ-
водительность количества вредных прососов, размеров агломаши-
ны и типа (характеристики) нагнетателей, влияние реконструкции
газового тракта и пылеуловителей и др., то расчет газодинами-
ческого сопротивления слоя может быть выполнен значительно
проще.

Для получения уравнения газодинамического сопротивления
расположенного на машине слоя (1.74) нужно измерить скорость за-
сасывания воздуха в слой при двух режимах работы нагнетателя: при
высоком и низком вакууме. Количество воздуха, поступающего в
расположенный на агломерационной машине слой, можно измерить
с помощью специального колпака, который устанавливают на по-
верхность спекаемого слоя после выхода из-под горна (рис. 1.85).
Схема такого колпака приведена в [61, с. 161].

По аналогии с выражением (1.75) уравнение (1.74) может
быть представлено следующим образом

f S 1

АРсл =Rcwo 1+^w0 , кПа. (1.78)
< сл у
Рис. 1.85. Измерение количества (скорости) засасываемого
в спекаемый слой воздуха с помощью колпака

Анализ показывает, что в уравнении (1.78) для различных
условий спекания (различных шихт, разных высот) отношение
коэффициентов 8СЛ/РСЛ изменяется в сравнительно узких пределах:
от 2 до 5. Это обстоятельство позволяет сделать методику расчета
еще более простой. Если принять среднее отношение SCJ1/PCJ1 = 3,
то уравнение (1.78) запишется следующим образом:

ДРсл = RCW (1 + 3w). (1.79)

Здесь имеется только один эмпирический коэффициент Rc — ко-
эффициент сопротивления спекаемого слоя. Для его определения
требуется знать среднюю скорость засасывания воздуха в слой
только при одном значении вакуума под колосниками

(1.80)

Скорость засасывания воздуха в слой при любом значении
Дрсл вычисляется по формуле

w = 0,167

(1-81)

Для приведенного выше примера, при Дрсл = 13,6 кПа

R 13,6

с 0,258-(1 + 3-0,258)

= 29,7.
Скорость засасывания воздуха слой при вакууме, например
10 кПа

w - 0,167

- 0,208 м/с.

Результаты расчетов по формуле (1.81) для различных зна-
чений Дрсл приведены на с. 195 — знаменатель. Как видно, наблю-
дается практически полное совпадение результатов расчетов по
формулам (1.77) и (1.81).

Если принять SCJ1/PCJ1 = 5, то формула (1.81) получает вид

w = 0,1

20-ДРсл
Re

+1 -1 , м/с.

(1.82)
Раздел второй

ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ
АГЛОМЕРАЦИОННОГО ПРОИЗВОДСТВА
На рис. 2.1 и 2.2 приведены типовая технологическая схема

производства железорудного агломерата и структурная схема оте-
чественной агломерационной фабрики.

Возврат из

Концентрат Кокс Известняк Добавки доменного цеха

Увлажнение

Окомкование шихты

Укладка постели I

Горячий возврат
в шихту

Загрузка шихты на машину

Зажигание

Агломерация

Очистка газа

Дробление спека

Эксгаустер

Пыль (шлам) Грохочение спека

Труба

Охлаждение агломерата

Возврат (постель)

_____- __________ Грохочение агломерата

_________Ж_________

Товарный агломерат

'' Возврат в шихту

Рис. 2.1. Технологическая схема производства агломерата
Рис. 2.2. Структурная схема агломерационной фабрики
Участки аглоцеха: 1 — приемки сырья, II— усреднительный
склад, III — подготовки топлива и известняка, IV— дозировочное
отделение, V — смешивания и окомкования шихты,
VI — спекателъное отделение, VII— обработки агломерата;
1 — вагоноопрокидыватель, 2 — приемный бункер, 3 — питатель,
4 — конвейер, 5 — самосбрасывающая тележка,
б — формируемый штабель, 7 — штабель под разгрузкой,
8—роторный экскаватор, 9 — 4-валковая дробилка,
10 — молотковая дробилка, 11 — виброгрохот, 12 — шихтовые
бункеры, 13 — питатели-дозаторы, 14 — барабанный смеситель,
15 — окомкователь, 16 — водовод, 17 — барабанный питатель
шихты, 18 — агломерационная машина, 19 — зажигательный
горн, 20 — сборный газовый коллектор, 21 — пылеуловитель,
22 — эксгаустер, 23 — труба, 24 — зубчатая дробилка
агломерата, 25 — грохот горячего агломерата, 26 — барабанный
охладитель возврата, 27— чашевый охладитиель агломерата,
28 — дымосос, 29 — виброгрохот холодного агломерата,
30 — конвейер уловленной пыли и холодного возврата, 31 —
виброгрохот для выделения постели
2.1. ПРИЕМКА И СКЛАДИРОВАНИЕ СЫРЬЯ

2.1.1. Устройства для приема на аглофабрике шихтовых
материалов

Компоненты агломерационной шихты (руда, концентрат, топ-
ливо, флюсы, добавки) поступают на агломерационные фабрики, как
правило, железнодорожным транспортом и разгружаются в специ-
альные приемные бункеры, откуда затем системой конвейеров пода-
ются на усреднительные склады. Количество и емкость приемных
бункеров выбираются из расчета разгрузки железнодорожных соста-
вов в установленные нормами МПС сроки.

Обычно приемные бункеры заглублены в землю на 10-12 м,
закрыты сверху металлическими решетками 100x100 или 200x200
мм (во избежание попадания негабаритных кусков). Для защиты
от осадков над бункерами сооружают здания легкого типа. При-
емные бункеры на агломерационных фабриках часто разбиты на
три группы, одна из которых служит для приема руды и концент-
ратов, другая — топлива и добавок и третья — флюсов. Целесо-
образно эти группы бункеров располагать на различных желез-
нодорожных путях для ускорения разгрузки составов. Разгрузка ма-
териалов из гондол и хлопперов производится путем открытия лю-
ков. На больших фабриках для разгрузки используют роторные ва-
гоноопрокидыватели большой производительности (до 1500 т/ч).

При строительстве агломерационных фабрик в районах с
суровой зимой необходимо предусматривать специальные уста-
новки для размораживания железнодорожных вагонов, так как
различные способы предупреждения смерзания материалов в пути
следования (добавление поваренной соли, хлорной или негаше-
ной извести, опилок, соломы, торфа и др.) трудоемки и малоэф-
фективны, а сушка влажного концентрата является дорогой опе-
рацией. Наилучшим способом считается размораживание матери-
алов в специальных гаражах-тепляках, куда входит железнодорож-
ный состав. Вагоны размораживают в течение 12 ч, подогрев воз-
духа до 100...150°С осуществляют газовыми горелками. Некото-
рые фирмы США для разогрева смерзшихся материалов исполь-
зуют батареи с инфракрасными излучателями.

Если обогатительная фабрика расположена в непосредствен-
ной близости от фабрики окускования, то усреднительный склад
находится на обогатительной фабрике, поэтому концентрат на
аглофабрику подается ленточными конвейерами сразу в бункеры
шихтового отделения.

В том случае, когда агломерационная фабрика входит в со-
став металлургического комбината, относительно небольшие ко-
личества колошниковой пыли из доменного цеха и окалины из
прокатных цехов из приемных бункеров также направляются не-
посредственно в шихтовое отделение агломерационной фабрики.

2.1.2. Усреднительные склады

Склады на агломерационных фабриках выполняют две фун-
кции:

1) обеспечивают резервный запас шихтовых материалов (и в
первую очередь железорудного концентрата) для бесперебойной ра-
боты фабрики в течение 4-6 дней в случае возникновения аварийной
ситуации на железной дороге или на обогатительной фабрике;

2) усреднение поступающих материалов ,'[ля получения ми-
нимальных колебаний по содержанию основных составляющих:
железа; СаО; SiO2.

Для оценки степени однородности материала применяют ме-
тоды математической статистики. На практике часто пользуются
более простым показателем—долей проб, укладывающихся в пре-
делы колебаний от среднего содержания какого-то элемента (ком-

понента): ± 0,5;±1; ± 2; ± 3%. В соответ-
ствии с данными рис. 2.3 в результате
усреднения железорудного концентрата
количество проб, укладывающихся в
пределы колебаний ±1%, увеличилось с
42 до 90%.

Рис. 2.3. Графическая характеристика
однородности железной руды по Fe
Как известно, главным способом усреднения компонентов
агломерационных шихт является штабельный, при котором уклад-
ка материала тонкими горизонтальными слоями осуществляется ав-
тостеллами — саморазгружающимися тележками, работающими
автоматически в челночном режиме. Забор материалов из штабеля
производится либо снизу через люки самотеком, либо с помощью

питателей (для сухих материалов)
(рис. 2.4.), либо с помощью мно-
гоковшевых роторных экскава-

Рис. 2.4. Закрытый
усреднительный склад со
свободным выпуском руды через
разгрузочные люки

торов (через все вертикальное сечение штабеля). Схематичное ус-
тройство одного из них приведено на рис. 2.5. Отечественный ана-
лог подобного экскаватора—заборно-усреднительная машина —
У2Р-600 имеет два ротора, вращающихся со скоростью 3,57 об/
мин; производительность до 600 м3/ч; перемещается со скоростью
0,2 м/мин; масса машины 240 т.

Рис. 2.5. Роторный экскаватор со специальным усреднительным
устройством

На отечественных агломерационных фабриках наибольшее
распространение получили закрытые склады для защиты от снега
и дождей в условиях сурового климата России. Схема подобного
склада приведена на рис. 2.6.
Рис. 2.6. Схема усреднителъного склада:

1 — конвейеры, формирующие штабеля; 2 — конвейеры, убирающие
усредненный материал; 3 — саморазгружающиеся тележки; 4 —
заборно-усреднительная машина (ЗУМ); 5 — платформа для
перемещения ЗУМ
2.2. ПОДГОТОВКА КОМПОНЕНТОВ ШИХТЫ К СПЕКАНИЮ

Агломерационный процесс может быть высокопроизводи-
тельным и давать качественный агломерат только при условии со-
ответствующей подготовки компонентов шихты к спеканию. В пер-
вую очередь это касается их гранулометрического состава. Если
по минимальному размеру частиц шихты ограничений не имеется
(за исключением твердого топлива), то по условиям теплообмена
существует предельный максимальный размер кусочков компонен-
тов шихты: для рудного материала и возврата это 6-8 мм, а для
флюса-известняка — 3 мм; частицы большего размера за 2,0-
2,5 мин воздействия высоких температур не успевают прогреть-
ся и усвоиться расплавом и останутся в виде отдельных вклю-
чений в кусках агломерата, снижая их прочность.

Таким образом, железорудные концентраты (состоящие в ос-
новном из частичек менее 0,1 мм) не требуют какой-либо специ-
альной подготовки к спеканию. Единственным затруднением при
их использовании может быть чрезмерно высокая влажность —
до 10-12% (из-за неудовлетворительной работы вакуум-фильтров
на обогатительных фабриках). На некоторых агломерационных
фабриках в этих случаях производят «известкование» концентра-
тов, т.е. добавляют к влажному концентрату некоторое количе-
ство обожженной извести и после смешивания укладывают в шта-
бель на несколько суток. Главная проблема при этой операции —
равномерное распределение извести в концентрате.

Поступающий в агломерационную шихту возврат на неко-
торых фабриках имеет кусочки размером до 12-15 мм, что, есте-
ственно, отрицательно сказывается на качестве производимого
агломерата. К сожалению, в практике отечественной металлургии
дробление возврата до 6-8 мм не применяется.

Поступающие на агломерационные фабрики твердое топли-
во — кокс и флюс — известняк также не удовлетворяют требова-
ниям агломерационного процесса: их нужно измельчать.
2.2.1. Подготовка известняка

Исследованиями и многолетней практикой установлено, что
максимальный размер частичек известнякам, агломерационной шихте
не должен превышать 3 мм. В этом случае происходит полная диссо-
циация СаСО3 и усвоение образующегося СаО расплавом.

На ряде агломерационных фабрик измельчение известняка
осуществляют в стержневых мельницах. Но лучшие технико-эко-
номические показатели получаются при использовании молотко-
вых дробилок. Дробление осуществляют в замкнутом цикле: дроб-
ление до 8-10 мм с последующим контрольным грохочением на
грохотах с ячейками на ситах 3 мм. Фракция 3-10 мм возвращает-
ся на повторное дробление. Ситовый состав дробленого известня-
ка приведен в табл. 1.9 и на рис. 2.24.

Исследованиями, проведенными в 50-е гг. прошедшего сто-
летия, показано, что использование в агломерационной шихте обо-
жженной извести (до 5-8%) приводит к существенному улучше-
нию окомкования агломерационной шихты и к значительному
повышению производительности агломерационных установок —
на 30-60%. Н. 3. Плоткин сконструировал два типа машин для об-
жига известняка (крупной фракции после дробления в молотко-
вой дробилке) — ОПР и ПОР [63]. Процесс обжига на этих маши-
нах осуществлялся подобно агломерационному: на колосниковую
решетку загружалась слоем 150-200 мм смесь кусочков известняка
3-10 мм с 10-12%коксика. После «зажигания» шихты начинались
горение частичек коксика 5-8 мм в слое известняка и его диссоци-
ация. Процесс продолжался около 10 мин. Степень обжига состав-
ляла 45-75%. Нельзя признать удачным подобный способ обжига
известняка — из-за относительно невысокой удельной поверхнос-
ти слоя и низкой температуры горения углерода (не выше 1000°С
вследствие больших затрат тепла на диссоциацию СаСО3) зона
горения распространяется почти на всю высоту слоя, т.е. исчезает
главное достоинство нормального агломерационного процесса —
«концентрация» тепла в узкой зоне. Это ведет к снижению коэф-
фициента использования тепла—к повышению расхода топлива.
Другим серьезным недостатком обжига известняка при горении
топлива в слое является получение так называемого’«мертвого
обжига», когда поверхность обожженных кусочков извести покры-
вается шлаковой пленкой, образующейся в результате взаимодей-
ствия СаО с SiO2 и А12О3 золы кокса. Такие частички не взаимо-
действуют с водой с образованием Са(ОН)2, т. е. не выполняют
своего предназначения.
Наилучшие перспективы имеет обжиг известняка для нужд
агломерационного производства в многозонных печах кипящего
слоя.

2.2.2. Подготовка твердого топлива

Основными технологическими требованиями к агломераци-
онному топливу являются:

- минимально возможное содержание золы;

- минимально возможная влажность;

- ограниченное (не более 15%) содержание летучих веществ;

- ограниченное (не более 5-10%) содержание фракции + 3 мм
в готовом продукте для коксового топлива и антрацита и фрак-
ции + 5 мм — для тощих углей;

- минимально возможное содержание фракции - 0,5 (0,63) мм в
готовом топливе;

- стабильность значений указанных характеристик.

Увеличение на 1% содержания золы в топливе сопровожда-
ется ростом его расхода на агломерацию на 1,4-1,6% как непо-
средственно за счет уменьшения содержания горючего углерода в
топливе, так и в результате дополнительного расхода оснований
на офлюсование оксида кремния золы топлива.

Увеличение на 1% содержания летучих в топливе приводит
к росту его расхода примерно на 0,6%, так как летучие имеют бо-
лее низкую, чем углерод, теплоту сгорания, а полнота их сгорания
при агломерации составляет около 50%. При содержании летучих
в топливе более 15% начинается устойчивое отложение смолы в
элементах газоотводящего тракта агломерационной машины и на
роторе нагнетателя. Коксовое топливо и антрациты содержат 1-3%
летучих, а тощие кузнецкие угли — до 15%.

Наиболее широко применяемым (и наиболее эффективным)
видом твердого агломерационного топлива является мелкий кокс.
Поэтому в дальнейшем анализе проблем рационального исполь-
зования твердого топлива в аглопроцессе ограничимся только
коксом. С результатами использования других видов топлива —
угля, антрацита, полукоксов — читатель может ознакомиться в
специальной литературе, например [20].

Технологи-агломератчики не имеют возможности как-то
воздействовать на химический состав и физико-химические свой-
ства кокса, определяемые природой углей, из которых он был по-
лучен, и режимом коксования. Единственного приемом управле-
ния условиями горения кокса является изменение его грануломет-
208
рического состава. Ниже рассмотрены результаты работ ряда ис-
следователей, занимавшихся этой проблемой.

По-видимому, первым, кто обратил внимание на влияние
гранулометрического состава кокса на ход и результаты агло-
мерационного процесса, был С. Т. Ростовцев [45]. Он писал:
«Чем больше зерно горючего, тем больше его период горения
и тем больше восстановительное и тепловое воздействие ока-
зывает оно на окружающие рудные частицы. Правда, повышен-
ная крупность ведет к более редкому расположению зерен го-
рючего в шихтовой массе. Однако во всех наших исследовани-
ях увеличение крупности горючего (при постоянстве его содер-
жания в шихте) давало более «горячий» агломерат и повышало
эффект минералообразования». И далее: «Вообще не следует
допускать крупности выше 3 мм. Нежелательно также слиш-
ком высокое содержание топливной пыли (ниже 0,5 мм и осо-
бенно 0,1 мм)».

Таким образом, в отличие от известняка, для которого чем
мельче частички, тем быстрее они диссоциируют и усваиваются аг-
ломерационным расплавом, частички топлива — коксика должны
иметь оптимальные размеры — 1-2 мм (как показано в гл. 1.6).

На отечественных агломерационных фабриках дробление
кокса осуществляют в двух последовательно установленных двух-
валковых дробилках: на первой стадии — до 8-10 мм, на второй
— до 3 мм.

Длительное время единственным показателем, характери-
зующим качество дробления кокса, было содержание класса +3 мм,
которое не должно было превышать 5-7%. С этой целью предпри-
нимались специальные меры: загрузка дробилок велась с по-
мощью ленточных питателей, которые распределяли поток кок-
са, поступающего в дробилку равномерно по длине валков; осо-
бое внимание уделялось работе нижней пары валков: строго
следили за величиной зазора между поверхностями валков (1,5—
2,0 мм), определяющего содержание фр. +3 мм в дробленом про-
дукте. Для этого через 2-3 суток работы производилась про-
точка бандажей валков, восстанавливающая гладкую, ровную
их поверхность. Результаты работы 4-валковых дробилок ха-
рактеризуются данными рис. 2.7 — при заданной производи-
тельности дробилки со временем, по мере износа поверхности
валков увеличивалось содержание крупных фракций в дробле-
ном коксике.
Содержание фр. +3 мм, %

Рис. 2.7. Влияние исходной крупности кусков кокса и времени
работы нижних валков на производительность 4-валковой
дробилки и содержание в дробленом коксе фр. + 3 мм;
числа на прямых — крупность кусков исходного кокса (а) и число суток
работы дробилки после проточки нижних валков (б)

Более подробно проблема рациональной подготовки кокса
к агломерации рассмотрена в 2.8.2.

Подготовка к агломерации колошниковой пыли, окалины и
других мелких добавок сводится к удалению из них грохочением
посторонних предметов (битых кирпичей, палок, тряпок и т.п.).
2.3. СОСТАВЛЕНИЕ АГЛОМЕРАЦИОННОЙ ШИХТЫ

2.3.1. Расчет агломерационной шихты

С целью получения агломерата заданного качества (в пер-
вую очередь заданного химико-минералогического состава) пред-
варительно производят расчет шихты. В некоторых случаях - в
проектных проработках — расчет выполняют для того, чтобы оп-
ределить, какой химический состав агломерата можно получить
из железорудных материалов данного типа. Обычно расчетом ших-
ты преследуется цель подобрать такое соотношение железорудных
материалов и флюсов, чтобы получить окускованный продукт с
заданными содержанием железа и основностью СаО : SiO2.

Расходы основных железорудных компонентов и флюсов (за
исключением твердого топлива, содержание которого выбирают по
практическим данным, и добавок, количеством которых задаются)
определяют решением системы уравнений, соответственно: баланс
по железу; уравнение по основности и материальный баланс:

z(Fem -т,)= Fe •

г(СаОч т,)/фЮ2|П( m,)=(CaO/SiO2)m;

Em. - Д] ± А2 = 1,

где пт— удельные расходы компонентов шихты (концентратов, флю-
са, топлива, добавок), т/т агломерата, СаС^, SiQm , Fq^ — содержа-
ние соответствующих соединений в компонентах шихты, т/т; СаОагл,
Feani — содержание этих соединений в агломерате, т/т; Д! — поте-
ри массы шихты в результате выгорания углерода, серы, удаления
с газом гидратной влаги, СО2 карбонатов, т/т, Д2 — изменение
массы шихты в результате окисления (+) или восстановления (-)
оксидов железа, т/т. Требуемая основность агломерата получает-
ся вводом в шихту нужного количества флюса (известняка).
В расчетах агломерационных шихт обычно не учитывается та-
кой компонент, как возврат, поскольку предполагают, что его хими-
ческий состав соответствует составу годного агломерата, а его коли-
чество не меняется при установившейся работе аглофабрики.

В практических условиях на действующих фабриках произ-
водят упрощенный расчет шихты для текущей корректировки ос-
новности и содержания железа в агломерате при изменении соста-
ва пустой породы железорудных материалов или изменении в
шихте количества добавок (колошниковой пыли, окалины).

Пример расчета агломерационной шихты на 100 кг агломерата.
Исходные данные.

Состав агломерационной шихты:

- концентрат Оленегорского месторождения,

- коксик (из углей Печорского бассейна) — задаем 6,2 кг,

- колошниковая пыль доменного цеха — задаем 3,8 кг,

- известняк Пикалевского месторождения;

(химический состав компонентов приведен в табл. 2.1);

- основность агломерата (Мо) — 1,28 (задаем);

- содержание FeO в агломерате — 12% (задаем).

Удельные расходы концентрата (Р) и известняка (Ф) опреде-
ляются решением системы балансовых уравнений

1) материальный баланс;

2) баланс по основности,

Р+Ф+К+П-Д1-Д2 =100; (2.1)

< Р СаО 4-Ф-СаОх+К СаОк+П-СаОп

-----2--------*----------------- = Мо. (2.2)

Р • SiO2 + Ф • SiO2(b + К • SiO, + П • SiO2n

Здесь Д]— потери массы шихты в результате улетучивания С
(100%), S (90%), п.п.п. (Н2О гидр и СО2кар6 - 100%); Д2 - убыль
массы шихты в результате протекания окислительно-восстанови-
тельных процессов.

Определение Дг

Уменьшение массы компонентов шихты составляет, кг/100 кг агл.

- концентрат: Р( 0,0005 • 0,9 + 0,0024) = 0,0028Р;

- известняк: Ф 0,4378;

- колошниковая пыль: 3,8 (0,0022 • 0,9 + 0,1048 + 0,0394) = 0,5555;

- коксик: 6,2 (0,0055 • 0,9 + 0,7879 + 0,022) = 5,0521.

Итого в сумме: Д, = 0,0028 Р + 0,4378Ф + 5,6076.
Определение Д2.

В 100 кг агломерата содержится 12 кг FeO (из условия).

В исходной шихте, из которой получается 100 кг агломера-
та, содержится FeO:

FeOm = Р-0,2239 + 3,8-0,1180 = 0,2239Р + 0,4484.

Количество образовавшегося после агломерации FeO:

+ AFeO - 12 - (0,2239Р + 0,4484) = 11,5516 - 0,2239Р.

Из уравнения Fe2O3 + СО = 2FeO + СО2 при образовании 2
молей FeO удаляется с газом 0,5 моля О2, или 16 : (2-72) = 0,11 кг
кислорода/кг FeO; т. е. масса удалившегося из шихты кислорода
составляет 0,11- AFeO, кг.

Таким образом, Д2 = 0,11(11,5516 - 0,2239Р) = 1,2707 - 0,0246Р.

Уравнение материального баланса:

Р + Ф +3,8 + 6,2 - (0,0028Р + 0,4378 Ф + 5,6076) -

- (1,2707- 0,0246Р) = 100.

После упрощений

1,0218Р + 0,5622Ф = 96,8783.

Уравнение по основности:

Р • 0,0016+Ф-0,5300 +3,8-0,1520 +6,2-0,0120 _

Р -0,0870 + Ф -0,0140 +3,8 -0,1658 +6,2 -0,0820 ” ’

После упрощений

0,1098Р - 0,5121Ф = - 0,7672

Решение этой системы дает, кг/100 кг агломерата:

Р = 84,07, Ф= 19,52.

Расчет химического состава агломерата ведется в табл 2.1.

Пояснения к таблице. Расчет содержания Fe2O3 в агломера-
те: по условию FeOa? = 12%; Fe2+ = 12,0(56/72) = 9,33%>; содержа-
ние Fe3+ = 56,41 -9,33 = 47,08, содержание Fe2O3 = 47,08 (160/112) =
= 67,25°%.

Расчет содержания серы в агломерате: по условию удаляется
90%о серы: 0,08 0,9 = 0,07 кг; остается серы в агломерате:
0,08 - 0,07 = 0,01 кг - %.

Удельный расход сухих компонентов, кг/т агломерата:

-концентрата— 840,7; известняка— 195,2;

-коксика— 62,0; колошниковой пыли— 38,0.
Расчет химического состава железорудного агломерата

Таблица 2.1

Материал Расход, кг/100 кг Fe Fe 20з FeO СаО SiO2
% кг % кг % кг % кг % кг
Концентрат 84,07 65,16 54,78 68,22 57,35 22,39 18,82 0,16 0,13 8,70 7,31
Известняк 19,52 0,35 0,07 0,50 0,10 - - 53,00 10,34 1,40 0,27
Колошнико- вая пыль 3,8 35,67 1,35 37,65 1,43 11,80 0,45 15,20 0,58 16,58 0,63
Коксик 6,2 3,36 0,21 4,80 0,30 - - 1,20 0,07 8,20 0,51
Итого: 113,55 56,41 59,18 19,27 11,12 8,72
Улетучива- ется 13,58
Агломерат 99,97 56,41 67,25 12,00 11,12 8,72

Материал Расход, кг/100 кг А120з MgO S Сн П.п.п.
% кг % кг % кг % кг % кг
Концентрат 84,07 0,09 0,07 0,15 0,13 0,05 0,04 - - 0,24 0,20
Известняк 19,52 0,20 0,04 1,10 0,21 0,02 - - - 43,78 8,54
Колошнико- вая пыль 3,8 3,21 0,12 0,92 0,03 0,22 0,01 10,48 0,40 3,94 0,15
Коксик 6,2 4,00 0,25 0,26 0,02 0,55 0,03 78,79 4,88 2,20 0,14
Итого: 113,55 0,48 0,39 0,08 5,28 9,03
Улетучива- ется 13,58 0,07 5,28 9,03
Агломерат 99,97 0,48 0,39 0,01 - -
С учетом 1% потерь и 6% влажности концентрата и извест-
няка и 3% влажности кокса и колошниковой пыли удельный рас-
ход составляет, кг/т:

- концентрата 840,7 • 1,01 1,06 = 900,0 ;

- известняка 195,2 1,01 1,06 = 209,0 ;

- коксика 62,0 • 1,01 • 1,03 = 64,5 ;

- колошниковой пыли 38,0 1,01 • 1,03 = 39,5.

2.3.2. Работа дозировочного отделения

Шихтовое отделение — это самостоятельный участок фаб-
рики, где производится составление шихты, т.е. выдача подготов-
ленных к спеканию компонентов в заданном соотношении (в со-
ответствии с требуемым качеством агломерата и наличием исход-
ного сырья). Кроме того, бункеры шихтового отделения позволя-
ют создать определенный буферный запас материалов на случай
неравномерной работы участков подготовки сырья к спеканию или
перебоев в подаче компонентов шихты на фабрику окускования.

На большинстве фабрик шихтовое отделение располагается
в отдельном здании в непосредственной близости от корпуса спе-
кания. Оно состоит из трех участков: загрузки шихтовых бунке-
ров; шихтовых бункеров; дозировки компонентов шихты.

Обычно каждый компонент шихты подается в корпус ших-
тового отделения по своему тракту в специально закрепленные за
компонентом бункеры. В зависимости от производственной мощ-
ности фабрики шихтовое отделение состоит из одного, двух или
нескольких одинаковых технологических цепочек — несколько ря-
дов бункеров, каждый из которых содержит полный набор ком-
понентов шихты.

Устройства для загрузки шихтовых бункеров. Участок заг-
рузки шихтовых бункеров представляет собой систему ленточных
транспортеров и сбрасывающих устройств, расположенных над
каждым рядом бункеров.

На отечественных фабриках окускования наибольшее рас-
пространение для загрузки шихтовых бункеров нашли ленточные
резиновые транспортеры либо с саморазгружающейся тележкой
(при загрузке большого числа бункеров однородным материалом),
либо в виде реверсивных челноковых транспортеров (при загруз-
ке двух-четырех бункеров). При загрузке небольшого количества
материала в два бункера иногда применяют течки с регулирую-
щей заслонкой, направляющей материал в тот или иной бункер.
Схематично все эти устройства приведены на рис. 2.8.
Рис. 2.8. Продольный разрез корпуса шихтового отделения:
1 — саморазгружающаяся тележка; 2 — реверсивный челноковый
конвейер; 3 —распределитель с регулирующим шибером;

4 — шихтовые бункеры; 5 — дозировочные устройства;

6 — сборный конвейер шихты

Основные понятия о сыпучем материале

Шихты для производства агломерата и окатышей относят-
ся к категории сыпучих материалов. Под сыпучим материалом
понимают совокупность мелких по сравнению с занимаемым объе-
мом твердых частиц, между которыми существует трение, а иног-
да и небольшое сцепление (во влажных материалах). По свойствам
сыпучие материалы занимают промежуточное положение между
твердыми телами и жидкостями. От твердых тел сыпучие матери-
алы отличаются отсутствием сопротивления растягивающим уси-
лиям. Подобно жидкости, сыпучий материал при загрузке в ка-
кой-либо сосуд (бункер) принимает его форму. В то же время от
жидкости сыпучие материалы отличаются ограниченной подвиж-
ностью частиц вследствие значительных сил трения и сцепления.
При сдвиге одной части сыпучего тела относительно другой воз-
никают внутренние силы сопротивления сдвигу, природа которых
различна. Один тип сил — сцепление — представляет собой так
называемое «начальное» сопротивление сдвигу при отсутствии
нормальных напряжений. Силы сцепления отдельных частичек сы-
пучего материала обусловлены главным образом наличием на по-
верхности зерен пленок воды или другого клеящего вещества.

Другим типом сил, препятствующим взаимному перемеще-
нию отдельных слоев сыпучего материала, является внутреннее
трение. В отличие от сцепления величина внутреннего трения сы-
пучего материала зависит от нормального давления.

Внешне подвижность частиц сыпучего материала характе-
ризуется углом естественного откоса. Для идеально сыпучих ма-
териалов он совпадает с углом внутреннего трения.

Одним из специфических свойств сыпучего материала явля-
ется возможность слеживания. Слеживаемостью называется свой-
ство некоторых материалов терять сыпучесть после длительного
хранения в результате уплотнения их структуры. Опасность сле-
живания увеличивается с повышением влажности, времени хране-
ния и высоты слоя материала.

Истечение сыпучего материала из бункера является процес-
сом сложным и малоизученным. По существующим представле-
ниям, общая схема истечения сыпучего материала из бункеров
может быть представлена следующим образом.

Начиная с момента открытия разгрузочного отверстия и до
конца выпуска истечение последовательно проходит через три
принципиально различные фазы (рис. 2.9). Фаза I начинается от
момента открытия выпускного отверстия и существует относитель-
но небольшое время. В начальный период в выпускное отверстие

Рис. 2.9. Схема движения сыпучего материала в бункере при его
опорожнении

поступают частицы из объема материала, расположенного непос-
редственно над отверстием. Этот объем материала переходит в
разрыхленное состояние. С течением времени разрыхленная зона
увеличивается в размерах (соответственно 1-5), особенно сильно
вытягиваясь в высоту. По форме разрыхленный объем напомина-
ет эллипсоид вращения. В течение фазы I из бункера выходит ма-
териал, расположенный в области эллипсоида разрыхления. Ос-
тальной материал в бункере остается неподвижным.
Фаза II истечения характеризуется постоянством размеров
эллипсоида разрыхления. Материал, выходящий из отверстия бун-
кера в фазе И, как и ранее, поступает в него из эллипсоида разрых-
ления, а в последний — из расположенных выше слоев материала
1-5. При этом материал в бункере выше эллипсоида разрыхления
опускается по всему сечению бункера с несколько повышенной
скоростью над эллипсоидом разрыхления.

Фаза II продолжается до момента подхода поверхности ма-
териала к вершине эллипсоида разрыхления. С этого момента ис-
течение материала переходит в фазу III. На поверхности материал
ла образуется воронка выпуска с углом наклона конической по-
верхности, близким к углу естественного откоса. По поверхности
воронки материал от стенок бункера ссыпается в зону разрыхле-
ния, расположенную над выпускным отверстием.

Шихтовые бункеры. Шихтовые бункеры агломерационных
фабрик, как правило, комбинированные: в верхней части бункера
стенки вертикальные, в нижней части они наклонены под некото-
рым углом к горизонту. В горизонтальном сечении бункеры име-
ют квадратную или круглую форму.

Основным технологическим требованиям к конструкуции
бункеров является обеспечение равномерного, устойчивого выхо-
да из них сыпучего материала.

Процесс истечения материала из бункера зависит, во-первых,
от правильного выбора формы бункера, в частности от углов на-
клона его стенок, во-вторых, от размеров и формы выпускного
отверстия и, в-третьих, от тщательности изготовления и монтажа
бункера, от степени шероховатости внутренней поверхности. Вся-
кие площадки в местах перехода одной части бункера в другую,
швы электросварки, выступающие головки болтов облегчают об-
разование сводов и затрудняют выход материала.

С точки зрения максимального использования объема зда-
ния шихтового отделения, углы наклона стенок бункеров к гори-
зонту следует стремиться делать минимально возможными. Одна-
ко применение малых углов наклона стенок бункеров ухудшает
условия ровного схода сыпучего материала. На зарубежных фаб-
риках окускования углы наклона стенок бункера составляют 60°.

Бункеры прямоугольного (квадратного) сечения при одина-
ковых габаритах имеют больший геометрический объем по срав-
нению с бункерами круглого сечения. Однако последние имеют
меньшую поверхность стенок при одинаковом объеме, благодаря
чему величина сил трения, препятствующих опусканию материа-
ла, меньше.
Таким образом, с точки зрения эксплуатауции предпочте-
ние следует отдать бункерам круглого сечения, а именно коничес-
кой форме.

При выборе емкости бункеров шихтового отделения исхо-
дят из мощности агломерационной фабрики и наличия усредни-
тельных складов. Емкость бункеров должна обеспечить пример-
но четырехчасовую работу спекательного отделения. Запасы ма-
териалов, дозируемых в шихту в небольшом количестве, особен-
но материалов, поступающих издалека, должно быть больше и мо-
гут составлять суточную потребность фабрики окускования. В на-
стоящее время объемы шихтовых бункеров отечественных фабрик
окускования находятся в пределах 50-200 м3.

Наибольшие затруднения в эксплуатации дозировочных ус-
тройств шихтиового отделения создают зависания сыпучего ма-
териала в бункерах, нарушающие нормальное его истечение.

Основным средством борьбы со сводообразованием в бун-
керах является правильный выбор размеров выпускного отверстия.
Так, сторона квадратного или диаметр круглого отверстия не дол-
жны быть меньше значения А, представляющего собой отноше-
ние А = 4(1 + sin<p)-K 0 т0/унас, гДе(Р — угол внутреннего трения

материала; т0— начальное сопротивление сдвигу; У Нас — насып-
ная масса материала; к0 —коэффициент запаса, равный 1,5-2.

Практика показывает, что при эксплуатации бункеров с раз-
мерами выпускного отверстия, рассчитанными по приведенным
выше формулам, не исключена возможность зависаний материа-
ла. В связи с этим шихтовые бункеры оборудуются специальными
устройствами для разрушения образовавшихся сводов.

В качестве обрушителей шихты в настоящее время широкое
распространение нашли различные вибрационные устройства.
Принцип их работы заключается в том, что благодаря вибрациям
стенок бункера или специальных металлических листов, укреплен-
ных внутри бункера, происходит нарушение равновесия свода и
его обрушение.

Шихтовые бункеры фабрик окускования оборудованы в ос-
новном электромеханическими и электромагнитными вибратора-
ми. Работа вибраторов должна быть включена в общую схему ав-
томатики дозирования. Так, вибропобудители следует включать
только при работе питателя. В противном случае под действием
вибраций материал уплотнится в плохо сыпучую массу. Включе-
ние вибропобудителей обычно производится от следящих щупов,
219
установленных в месте выхода материала из бункера или пита-
теля.

Применение указанных типов вибропобудителей хотя и дает
определенный эффект, имеет существенный недостаток — вибра-
ции передаются на несущие конструкции, сообщая им вредные
динамические нагрузки. С этой точки зрения более совершенным
и достаточно эффективным является способ разрушения сводов
путем отдувки материала от стенок сжатым воздухом (600-800 кПа)
в течение небольшого времени через специально устроенные для
этой цели отверстия в бункере.

Хорошая работа шихтового отделения невозможна без при-
менения специальных приборов, определяющих количество сыпу-
чего материала в бункере: уровнемеров. В бункерах фабрик окус-
кования устанавливают обычно уровнемеры, определяющие мак-
симальное и минимальное заполнение. В отечественной и зарубеж-
ной практике используют разнообразные типы уровнемеров: вер-
тикальные металлические штыри для электропроводных матери-
алов (рис. 2.10, а); приборы с у-излучением (б); датчики с прогиба-
ющейся мембраной (в) и др.

0 0

Рис. 2.10. Устройства для измерения уровня сыпучего материала
в бункерах

Дозирование компонентов тихт. Выдача материалов из бун-
керов шихтового отделения на сборный конвейер осуществляется
обычно тарельчатыми питателями-дозаторами. Наибольшее рас-
пространение в практике получил тарельчатый питатель с цилин-
дрическим закрытым телескопом (рис. 2.11, б), обладающий дос-
таточно хорошей стабильностью дозировки. На ряде фабрик с
успехом используют питатели с электромагнитными вибратора-
ми, обладающих рядом существенных преимуществ по сравнению
с тарельчатыми или ленточными (рис. 2.12).
Рис. 2.11. Схемы тарельчатых
питателей:

а — с открытым цилиндрическим
телескопом; б — с закрытым
цилиндрическим телескопом

Рис. 2.12. Схема дозировочного устройства с системой

автоматического регулирования:

1 — бункер; 2 — вибропитателъ; 3 — ленточные весы: 4 — датчик веса;

5 — блок сравнения; 6 — исполнительный механизм

Технологической характеристикой работы дозирующих ус-
тройств является точность, стабильность дозирования, которая оп-
ределяется характером схода материала в бункере и работой пи-
тателей. Для оценки стабильности дозирования можно использо-
вать коэффициент

К" = (аср+Даср)’

(2.3)

где кст— коэффициент стабильности дозирования; аср — расход
дозируемого материала, кг/с; Даср — среднее абсолютное откло-
нение расхода дозируемого материала, кг/с.
На ряде отечественных агломерационных фабрик качество
дозирования оценивают, определяя вручную массу порции матери-
ала, высыпавшегося с питателя на лоток (длиной обычно 0,5 м), ус-
танавливаемый на движущийся сборный конвейер перед питате-
лем. На рис. 2.13, а показано изменение массы разовых проб при

Рис. 2.13. Колебания в дозировке коксика, определенные с помощью
проб различного размера, взятых в течение 0,3 (а) и 6,0 с (б)

дозировке кокса [64]. Коэффициент стабильности дозировки, оп-
ределенный по формуле (2.3), оказался равным 0,812 (81,2%). Од-
нако в действительности распределение кокса в шихте будет бо-
лее равномерным. Дело в том, что отмеченные колебания разо-
вых проб являются случайными — знакопеременными, и при пос-
ледующем смешивании шихты во вращающемся барабане эти «вы-
сокочастотные» колебания (с интервалом 0,3 с) взаимно компен-
сируются. Специально проведенные исследования [64] показали,
что при движении сыпучего материала вдоль оси вращающегося
барабана происходит перераспределение отдельных объемов в
этом потоке — объемы шихты, поступающие в барабан с интерва-
лом менее 10 с, могут перемешиваться. Если оценить степень ко-
леблемости масс разовых проб кокса, выдаваемых питателем в
течение 6 с (рис. 2.13, б), то коэффициент стабильности дозировки
возрастает до 0,94 (94%).

В последние годы для повышения качества (однородности)
шихт при производстве агломерата объемную дозировку сопро-
вождают непрерывным весовым контролем с помощью ленточных
весоизмерителей, включенных в систему автоматического регули-
рования процесса дозирования (рис. 2.12).
2.4. СМЕШИВАНИЕ И ОКОМКОВАНИЕ ШИХТ

В основе процессов смешивания и окомкования лежит вза-
имное перемещение частичек в объеме шихты, поэтому результа-
ты обоих процессов, кроме свойств сыпучих материалов, будут
определяться режимами работы аппаратов-смесителей и окомко-
вателей.

Повсеместно на агломерационных фабриках операции сме-
шивания и окомкования шихты выполняют с помощью вращаю-
щихся барабанов, простых по устройству и в эксплуатации и об-
ладающих достаточно высокой производительностью.

Общая схема движения сыпучего материала во вращающих-
ся барабанах, работающих в непрерывном режиме, может быть
представлена следующим образом. Сыпучий материал поднима-
ется на некоторую высоту и затем под действием силы тяжести
падает — ссыпается вниз. Благодаря наличию разности уровней
материала на концах барабана падающая шихта одновременно пе-
ремещается на некоторое расстояние вдоль его оси к разгрузочно-
му концу. Каждый объем шихты совершает множество подобных
циклов и по истечении определенного времени (нескольких ми-
нут) от момента загрузки выходит из барабана, пройдя в нем опе-
рацию смешивания или окомкования.

Движение в поперечном сечении барабана влияет на режим
обработки шихты, а движение вдоль оси вращения определяет
производительность барабана.

2.4.1.Закономерности движения сыпучего материала
в поперечном сечении вращающихся барабанов

Из различных типов движения сыпучего материала в попе-
речном сечении вращающихся барабанов наибольший интерес для
технологов-агломератчиков представляет движение в режимах пе-
реката и водопадном — рис. 2.14, б и в, 2.16.
Рис. 2.14. Режимы движения сыпучего материала:
а — челночный; б — переката; в — водопадный; г — циклический

Режим переката возникает в барабанах с шероховатой внут-
ренней поверхностью, вращающихся с относительно невысокой
скоростью. При вращении барабана находящийся в нем материал
за счет силы трения поднимается вверх; при этом непрерывно уве-
личивается угол наклона поверхности материала к горизонту (ю).
Как только этот угол превысит угол естественного откоса — ф
(рис. 2.15), верхняя часть слоя (в форме трехгранной призмы —
заштрихована) оказывается в неравновесном состоянии и ссыпа-
ется, стремясь восстановить первоначальный угол естественного
откоса. Но на место ссыпавшейся поднимается новая порция ма-

Рис. 2.15. Схема, поясняющая механизм
возникновения режима переката

териала, и цикл повторяется. При этом
центр тяжести загрузки остается на одном
месте, а вокруг него «вращается» загруженный материал — у
стенки барабана он поднимается вверх, а по свободной повер-
хности, расположенной ближе к оси вращения, ссыпается вниз.
В таком режиме материал как бы перекатывается по внутрен-
ней поверхности барабана, одновременно «вращаясь» вокруг
своеобразного центра — «почки». Характерной особенностью
этого режима переката является наличие двух участков траек-
тории частичек — после кругового участка пути частички ма-
териала переходят на участок ссыпания. Эпюра скоростей дви-
жения отдельных элементарных слоев материала относитель-
но внешней системы координат изображена на рис. 2.17.
п = 50 об/мин — В = 0,417

п = 30 об/мин — В - 0,150

режим «переката»

п — 65 об/мин — В - 0,706
«водопадный» режим

Рис. 2.16. Режимы движения сыпучего материала во вращающемся барабане:
D = 300 мм; степень заполнения 15%; В — кинематический критерий подобия (n2R/900)
Рис. 2.17. Эпюра скоростей
движения отдельных
потоков материала при
движении его в режиме
переката

Одной из важных ха-
рактеристик режима перека-
та является толщина ссыпа-
ющегося слоя*. Эксперимен-
ты, проведенные в барабане
со стеклянной боковой стен-
кой [65], показали, что она

практически не зависит от скорости вращения барабана, но зави-

сит от сыпучести материала и растет с увеличением степени за-
полнения барабана материалом.

Два замечания относительно ссыпающегося слоя.

1. Эксперименты показали, что при движении хорошо сыпу-
чего материала в барабане в режиме переката происходит сегрега-
ция материала по крупности — мелкие фракции сосредотачиваются
вблизи « почки».

2. Ссыпающийся поток материала состоит из нескольких эле-
ментарных слоев толщиной, равной среднему диаметру комочков.
Как видно из эпюры скоростей (рис. 2.17), чем ниже в ссыпающемся
потоке расположен элементарный слой, тем меньшей скоростью
поступательного движения вниз он обладает. Если выделить из

Рис. 2.18. Фрагмент
эпюры скоростей

потока комочек такого элементарного
слоя (рис. 2.18), то видно, что на верх-
ней поверхности его скорость выше,
чем на нижней. Из этого следует, что
такой комочек не только движется вниз
с определенной скоростью, но еще и
вращается. Таким образом, в фазе ссы-
пания существуют благоприятные ус-
ловия для окомкования агломерацион-
ных шихт по всей толщине ссыпаю-

щегося потока материала.

‘Для большей универсальности зависимости толщина ссыпающег-
лося слоя характеризуется величиной инварианта hc/D.
Водопадный режим, возникающий при более высоких ско-
ростях вращения барабана, имеет три участка траектории движу-
щихся частичек сыпучего материала. После кругового участка пути
(рис. 2.19) материал отрывается от внутренней поверхности бара-
бана и движется в воздухе по параболической траектории, затем
ссыпается вниз по наклонной поверхности, образованной осталь-
ным объемом материала и, наконец,
вновь переходит на круговой участок
пути. Чем выше скорость вращения ба-
рабана, тем больше размеры получаемой
параболы.

Рис. 2.19. Схема действия сил на тело,
находящееся во втором квадранте
вращающегося барабана

Водопадный режим может возникнуть только в случае пере-
хода материала во второй квадрант барабана. Кроме скорости вра-
щения барабана, оказывающей решающее влияние, переход мате-
риала во второй квадрант будет зависеть и от степени заполнения
барабана. При малой степени заполнения (около 5%) водопадный
режим, как правило, не возникает.

Как видно из рис. 2.19, момент отрыва от поверхности бара-
бана определяется равенством центробежной силы Рц и составля-
ющей веса GB, т.е. mv2/R = mgcos а, где m — масса тела; g — уско-
рение силы тяжести; R — радиус вращения (радиус барабана);
а — угол отрыва тела; v — линейная скорость вращения тела (при
отсутствии проскальзывания равна окружной скорости вращения ба-
рабана). Так как v = TiRn/ЗО, то после упрощений cos а = n2R/900
(здесь и — скорость, об/мин; R — радиус, м).

Из полученного выражения следует, что точка отрыва тела
от поверхности барабана определяется только скоростью враще-
ния барабана и его радиусом и не зависит от массы движущихся
тел, т.е. траектории падения частичек, разнородных по размерам
и плотности, будут одинаковы.

При сопоставлении работы барабанов различных диамет-
ров в качестве определяющего параметра иногда используют либо
окружную, либо угловую (об/мин) скорость вращения барабана.
И то, и другое неверно, так как на режим движения материала в
227
барабане влияют и угловая скорость вращения, и абсолютные раз-
меры диаметра барабана. Более правильно режим движения мате-
риала характеризует безразмерный критерий кинематического по-
добия

В = n2R/900 = cos а, (2.4)

учитывающий комплекс воздействия всех сил на тело во вращаю-
щемся барабане.

Теоретический анализ показывает, что для сухих сыпучих
материалов значение критерия В, разделяющее режимы переката
и водопадный, находится в пределах 0,30-0,45 (в зависимости от
сыпучести материала и степени заполнения барабана) — рис. 2.16.

Для получения одинакового режима движения сыпучего ма-
териала в поперечном сечении в барабанах различных диаметров
следует сохранять одно и то же значение критерия «В»

п2 = П] .JR] ZR2 . (2-5)

При соблюдении этого условия числа оборотов барабанов
различных диаметров (об/мин) будут соотноситься следующим
образом:

барабан диаметром 3 м 4 6 8 10 12

барабан диаметром 0,6 м 8,8 13,4 17,9 22,4 26,8

2.4.2. Движение сыпучего материала вдоль оси
вращения барабана

Весь объем сыпучего материала, находящегося в барабане,
можно разделить на две части, одна из которых движется по кру-
говым траекториям вверх, а другая ссыпается вниз по скату, обра-
зованному поднимающимся материалом и наклонным к горизон-
ту в плоскости вращения под углом со, причем эта плоскость ссы-
пания одновременно наклонена к горизонту и в сторону разгру-
зочного конца барабана, в результате чего каждый элементарный
поток материала перемещается на некоторое расстояние вдоль оси
барабана.

Упрощенная модель движения сыпучего материала может
быть представлена как «скольжение» по внутренней поверхности
барабана по винтовой линии полоски материала толщиной, рав-
ной толщине ссыпающегося слоя, и длиной, соответствующей сте-
пени заполнения барабана в данном сечении. Каждый объем ма-
териала движется по внутренней поверхности барабана по спира-
ли (винтовой линии) с углом подъема у — рис. 2.20.
Рис. 2.20. Схема для вывода формулы расчета
производительности вращающихся барабанов

Если мысленно пересечь барабан плоскостью, перпендику-
лярной оси вращения, то в сечении окажется полоска «скользяще-
го» слоя длиной ш и толщиной Ьсл, м. За 1 мин эта полоска переме-
стится по окружности барабана на расстояние nDn (м) и вдоль его
оси на расстояние nDn tg у (м) (рис. 2.20), т. е. через поперечное
сечение барабана в единицу времени пройдет Qv м3 материала, что
и является объемной производительностью барабана, м3/мин:
Qv= nDn-tgymhcJ].TaK как m = X(D/2) (если X в рад), или
m = X (D/2)-(2n/360) (если X в град) и Ьсл = (-0,0053 + 0,000636X)D,
то после подстановки и учета насыпной массы унас получаем

Qm = (л2 унас/360) • hD3X(0,00063X - 0, 0053)- tg у. (2.6)

Уместно подчеркнуть специфичность понятия «производи-
тельность» по отношению к вращающимся барабанам, работаю-
щим в непрерывном режиме в качестве смесителей и окомковате-
лей на агломерационных фабриках. Если рассматривать произво-
дительность как количество материала, проходящего в единицу
времени через агрегат, то производительность одного и того же
барабана может меняться в широких пределах и достигать боль-
ших значений. Однако вращающийся барабан является не просто
транспортирующим органом, а аппаратом, в котором должны
пройти определенные технологические процессы, поэтому важна
производительность при заданных параметрах: времени пребыва-
ния или длины пути, который проходит материал в барабане. На
практике обычно решают обратную задачу: находят длину пути
потока материала или время пребывания его в барабане при за-
данной производительности.

Как видно из рис. 2.20, длина пути представляет собой гипо-
тенузу прямоугольника

S = L/sin у.

(2.7)
Как нам кажется, более предпочтительным является опреде-
ление производительности барабанного смесителя или окомкова-
теля при заданном времени пребывания материала в нем, равном
отношению массы материала в барабане (М, кг) к минутной пода-
че материала (gM, кг/мин):

т = M/gM, мин. (2.8)

Решение задачи сводится к определению величины М. Из-за
большого количества воздействующих факторов (D, n, a, L) ре-
шение оказывается сложным — многоступенчатым [65].

2.4.3. Смешивание агломерационной шихты

Как известно, агломерационная шихта состоит из несколь-
ких компонентов, различающихся по своим физико-химическим
свойствам. Очевидно, что нормальный ход процесса агломерации
и получение качественного агломерата возможны при подаче на
спекание шихты высокой степени однородности, т. е. при равно-
мерном распределении в объеме железорудного концентрата час-
тичек топлива (кокса), флюсов, возврата. Это достигается тща-
тельным перемешиванием шихты, идущей из дозировочного от-
деления.

Процесс смешивания сыпучих материалов сложен и мало-
изучен. Здесь мы остановимся только на некоторых наиболее об-
щих моментах.

По своему существу смешивание сыпучих материалов пред-
ставляет процесс взаимного перемещения частиц одних материа-
лов относительно других. При этом в соприкосновение вводятся
все новые и новые поверхности соседних потоков. Естественно,
чем выше градиент скоростей отдельных потоков в массе переме-
щаемого материала, тем интенсивнее идет смешивание и более
однородной получается смесь.

Наряду с процессом равномерного распределения одних ча-
стиц в объеме других при смешивании сыпучего материала идет
обратный процесс — разусреднение смеси, обусловленное опре-
деленным взаимодействием разнородных частиц. Поэтому при лю-
бом времени обработки невозможно получить абсолютно одно-
родную смесь. Предельная степень однородности будет зависеть
рт физико-химических свойств, соотношения количеств компонен-
тов смеси и характера движения материала в смесителе.

Для получения объективной, достоверной количественной
оценки степени однородности агломерационной шихты должны
быть учтены и регламентированы следующие параметры: размер
разовой пробы (масса, объем); количество проб; способ их отбо-
ра; способ обработки полученных данных.

Смешивание сыпучего материала характеризуется большим
количеством случайных контактов отдельных частиц или элемен-
тарных объемов материала. Поэтому для оценки его результатов
должны быть применены методы математической статистики. В
основе большинства методик оценки однородности смесей лежит
определение среднеквадратичных отклонений. Однако в практи-
ке работы агломерационных фабрик без большого ущерба для
достоверности можно использовать более простой показатель —
среднее абсолютное отклонение

где с; — концентрация данного компонента (элемента) в разовых
пробах, %; сср— среднеарифметическое содержание этого компо-
нента в шихте, %; п — число проб.

В этом случае степень однородности шихты можно оцени-
вать «коэффициентом однородности», представляющим отноше-
ние среднего минимального значения содержания компонента в
смеси к среднему максимальному

„ е1р-Дс

" с +Дс' <2-9>

ср

Как видно, численная величина этого показателя изменяет-
ся от 0 до 1 (или от 0 до 100%).

Объем разовой пробы должен быть равен объему элементар-
ной ячейки агломерационной шихты (см. 1.5) — от 10 до 15 см3
(чем больше в шихте крупных кусочков возврата, тем больше мо-
жет быть объем пробы). Использование проб меньшего объема не
соответствует природе агломерационного процесса, а пробы боль-
шего объема будут сглаживать фактическую неравномерность.

Минимальное количество разовых проб для достоверной
оценки степени однородности агломерационной шихты не долж-
но быть меньше 30 [64].

Изменение степени однородности агломерационной ших-
ты на различных участках технологической цепочки показано
в табл. 2.2.
Таблица 2.2

Степень однородности агломерационной шихты на различных
участках технологической цепи Лебяжинской аглофабрики [62]

Место отбора проб По углероду По СаО
Сер Ас Ко Сер Ас Ко
До смесителя 4,55 1,14 60,0 8,06 1,72 64,8
После смесителя 4,02 0,43 80,6 7,99 0,69 84,2
После окомкователя 3,90 0,41 80,9 7,61 0,66 83,9

Как видно, в барабане-смесителе происходит существенное
повышение однородности агломерационной шихты. В то же вре-
мя во втором барабане в ходе окомкования степень однородности
практически не увеличивается.

Практика показывает, что наилучшие результаты по каче-
ству смешивания получаются при влажности шихты 3-4%. При
меньшей или большей влажности материала степень однороднос-
ти оказывается ниже. Аналогичные результаты получены в рабо-
те [66].

Как уже отмечали в 2.4.1, при движении материала во вра-
щающемся барабане в водопадном режиме траектории падения
частиц на параболическом участке пути не зависят ни от плотнос-
ти, ни от размеров их, т. е. сегрегации материала по указанным
свойствам не происходит (в отличие от поведения сыпучего мате-
риала при его движении во вращающемся барабане в режиме пе-
реката). Это обстоятельство, а также то, что падающий поток ча-
стиц пересекает ссыпающийся поток материала (на третьем учас-
тке пути) делает водопадный режим наилучшим для смешивания
сыпучих материалов. Лабораторные эксперименты подтверждают
это заключение. К сожалению, многократные попытки добиться во-
допадного режима в промышленных барабанах диаметром 3 м не
увенчались успехом — при скоростях вращения 12-15 об/мин ба-
рабаны испытывают настолько большие вибрации, что их экс-
плуатация невозможна.

2.4.4. Окомкование агломерационной шихты

Как известно, для достижения высокой производительнос-
ти агломерационного процесса требуется интенсивное поступле-
ние воздуха в спекаемый слой. Между тем отдозированная агло-
мерационная шихта, составленная на основе железорудных кон-
центратов, имеет очень маленький эквивалентный диаметр зерна
232
(0,2-0,3 мм), и слой такой шихты обладает низкой газопроницае-
мостью.

Считаем необходимым отметить неверное утверждение, ко-
торое довольно часто встречается в технической литературе, о том,
что введение крупных зерен возврата в шихту «разрыхляет» ее, т.е.
улучшает газопроницаемость. Дело обстоит как раз наоборот. Еще
в 30-е гг. прошлого столетия С. Фурнасом [67] было отмечено, что
пористость двухкомпонентной смеси твердых кусков снижается не

При этом, чем больше по размерам зерен отличаются круп-
ная и мелкая фракция, тем сильнее эффект снижения межкусковой
пористости.

Оценить влияние добавки возврата к мелкой части агломе-
рационной шихты можно с помощью следующего простейшего
расчета. В табл. 2.3 приведен типичный состав агломерационной
шихты, гранулометрический состав концентрата, известняка, кек-
сика и колошниковой пыли и их смеси .

Таблица 2.3.

Гранулометрический состав компонентов агломерационной
шихты и их смеси

Материал Расход, % Фракции, мм
8,0-5,0 5,0-1,5 1,5-0,3 -0,3
Концентрат 83 - - - 100,0
Известняк 9 - 26,0 42,4 31,6
Коксик 5 3,5 39,1 39,5 17,9
Колошник.пыль 3 - - 24,4 75,6
Смесь 100 0,2 4,2 6,5 89,0
Эквивалентный диаметр указанной шихты (неокомкован-
ной), вычисленный по формуле (1.73), равен d3KB = 0,166 мм.

Если пористость смеси принять за 40%, то коэффициент в вы-

1—8
ражении (1.64), учитывающий пористость слоя КЕ =—равен
8

К е = 1Q 0^40 -9,37. При добавке к этой смеси 20 % возврата со сред-
ним диаметром кусочков 6 мм (D : d = 6,0 : 0,166 = 36) пористость
вновь образованной смеси (рис. 2.21) g" = 35,0%—0,35, а эквивален-
тный диаметр зерен смеси d”KB = 0,198 мм. Коэффициент, учиты-
вающий пористость слоя, к" =-—= 13,30. Отношение потерь
0,353

напора газа в слое шихты с возвратом Др к потерям напора этого
же количества газа в слое смеси без возврата (Ар ) будет равно

Ар'0,166 13,30. |1у

Др 0,198 9,37 ’

Таким образом, газодинамическое сопротивление слоя аг-
ломерационной шихты при добавлении к смеси мелких фракций
крупнозернистого возврата увеличится примерно на 20%.

Повысить газопроницаемость агломерационной шихты
можно единственным способом — превратить мелкие частич-
ки в результате их объединения в более крупные агрегаты —
комочки.

На практике увеличение количества возврата в шихте дей-
ствительно улучшает ее газопроницаемость, но только после гра-
нуляции шихты. В этом случае присутствие крупных зерен
(2-6 мм) не только ускоряет окомкование, но в результате этого
процесса многократно увеличивается эквивалентный диаметр зе-
рен — комочков шихты (сравни кривые 1 и 2 на рис. 2.22). Если в
исходной шихте было более 50% фракции 0-1 мм, то после оком-
кования ее осталось только 15%.
Рис. 2.22. Кумулятивные
кривые гранулометрического
состава агломерационной
шихты:

1 — исходной, неокомкованной;
2 — окомкованной (опытной);

3 — окомкованной — по расчету

Размер зерен, комочков, мм

Для более детального изучения механизма окомкования
были проведены специальные эксперименты [68]. Окомкованную
шихту осторожно рассеяли на ситах с ячейками 10; 6; 3 и 1 мм.
Затем каждая выделенная фракция (+10; 10-6; 6-3 и 3-1 мм) раз-
мывалась в воде для полного разрушения комочков. После высу-
шивания определяли ситовый состав материалов, составляющих
каждую фракцию комочков. Результаты измерений приведены на

Рис. 2.23. Кумулятивные кривые гранулометрического состава
отдельных фракций окомкованной шихты;

из-за малого количества (1,5%) фракция +10 мм не показана

Как видно, кривые гранулометрического состава отдельных
монофракций комочков имеют весьма специфический вид — с
практически горизонтальной площадкой в середине кривых. Та-
ким образом, комочки каждой фракции состоят из двух групп ча-
стиц: мелких (0-0,3 мм) и крупных (более 2-3 мм), а промежуточ-
ные классы отсутствуют.
Полученные результаты подтверждают заключение, что гра-
нуляция агломерационной шихты идет путем последовательного
накатывания мелких частичек материала на поверхность катящих-
ся кусочков возврата или руды.

Итак, в ходе окомкования агломерационная шихта делится
на следующие части [65]:

а) комкующая часть, куда относятся зерна шихты крупнее
1,5-2,0 мм — они выполняют роль зародышевых центров;

б) комкуемая часть — мелкие частички 0-0,4 мм, которые
накатываются на поверхность зародышей, образуя оболочку тол-
щиной 0,5-1,5 мм;

в) промежуточная часть — фракция 0,4-1,5 мм, которая
практически не участвует в окомковании: частички слишком круп-
ные, чтобы накатываться, и в то же время слишком мелкие, чтобы
служить зародышевыми центрами.

Разумеется, указанный диапазон 0,4-1,5 мм не является аб-
солютно строгим и постоянным; с одной стороны при окомкова-
нии некоторых шихт частички крупнее 0,4 мм поглощаются нака-
танным на крупные зародыши слоем, а с другой, даже при доста-
точно длительном окомковании в промежуточном классе всегда
имеется некоторое количество частиц 0-0,4 мм.

Наиболее логично и удобно завершенность процесса оком-
кования характеризовать долей мелких частиц, пошедших на об-
разование оболочек комочков агломерационной шихты. Этот по-
казатель характеризует степень окомкования. Если в качестве пре-
дельного (максимального) размера частиц комкуемой фракции
принять 0,4 мм, то степень окомкования будет равна доле мелких
частиц шихты, пошедших на формирование гранул:

(2.Ю)

Здесь т?0 4 — количество класса 0-0,4 мм в агломерационной ших-
те; mto 4 —количество класса 0-0,4 мм в комочках, за минималь-
ный размер которых принят 1,6 мм.

Для вычисления степени окомкования нужно сделать следу-
ющие операции: 1) определить содержание класса 0-0,4 мм в ис-
ходной неокомкованной шихте — Фх0 4 (%); 2) определить в оком-
кованной шихте содержание фракции +1,6 мм — Ф°, 6 (%); 3) раз-
мыть в воде фракцию +1,6 мм (разрушить комочки) и после высу-
шивания определить в ней содержание фракции 0-0,4 мм — 4 (%).

Расчетная формула имеет вид

Сок

+ 1,6

(2.Н)

Так, при окомковании череповецкой шихты были получены
следующие данные:

Ф!о,4 = 46%, Ф™ 6 = 73%, Ф1’06>4 = 43%,

73-43
г =-2-21 = 68%.

ок 46

При окомковании относительно грубозернистых агломера-
ционных шихт возможно лишь одно состояние «равновесно оком-
кованной» шихты, когда вся комкуемая часть накатана на заро-
дыши, а число комочков равно числу зародышевых центров. При-
няв за основу механизм такой «идеальной» грануляции, можно по
гранулометрическому составу исходной шихты рассчитать увели-
чение размеров комочков и изменение их массы в результате гра-
нуляции, т. е. определить гранулометрический состав окомкован-
ной шихты [69]:

d° =df + 25, m° =m3+m“,
где d? — диаметр зародыша комочка, мм; d® — диаметр комочка,
получающегося из этого зародыша; 8 — толщина накатанного
слоя, мм; т?— масса комочка; т — масса зародыша комочка;
т[л — масса накатанного слоя из мелких частичек.

Если обозначить ггфл /mf = ср , то расчетные формулы полу-
чают вид:

d°=d3 1 +

P^tpi

Р 3
г СЛ

, мм (2.12); т° = т3(1+<рД% (2.13)

где р3 —кажущаяся плотность зародышей комочков, г/см3; рсл
— плотность накатанного слоя, г/см3 (при упрощенном расчете
можно принять рсл » р3 « 4,0 г/см3).
Пример расчета гранулометрического состава окомкован-
ной шихты приведен в Приложении III. Результаты расчета для
шихты, исходный гран состав которой представлен кривой 1 на
рис. 2.22, характеризуются кривой 3 (пунктирной).

Анализ основных факторов, влияющих на окомкование
агломерационных шихт

Гранулометрический состав исходной тихты. Компоненты
шихт при производстве железорудных агломератов существенно
различаются по гранулометрическому составу (рис. 2.24). Поэто-
му агломерационные шихты являются полидисперсными, содер-
жащими всю гамму частиц и зерен от 0 до 10-12 мм.

Рис. 2.24. Гранулометрические составы компонентов
агломерационных шихт;

железорудные концентраты: ЛГМК и ЛОМК — лисаковские
гравитационно-магнитный и обжиг-магнитный;

КачГОК — качканарский

Исходя из схемы, по которой образование гранул происхо-
дит в результате накатывания мелких частичек комкуемой части
агломерационной шихты на поверхность крупных кусочков (бо-
лее 1,5-2,0 мм), очевидно, чем больше в шихте доля комкующей
части, тем лучшей способностью гранулироваться она обладает.
Потенциальная способность агломерационных шихт комко-
ваться, с точки зрения их гранулометрического состава, может
быть оценена с помощью специального показателя — коэффици-
ента скорости грануляции, представляющего отношение величи-
ны поверхности комкующей части шихты (SKp) к объему комкуе-
мой (V )

v М'

Kcr = SKp/VM (2.14)

Чем больше это отношение, тем быстрее мелочь будет нака-
тана на крупные зерна. По своему физическому смыслу Ксг пред-
ставляет собой величину, обратную толщине слоя, накатываемо-
го на поверхность зародышей мелких частичек (5).

Расчетная формула имеет вид

Kcr=6-^mi/di^, (2.15)

тм Рз

где т; и dj — масса и диаметр частиц i-й фракции комкующей час-
ти шихты; тм — масса комкуемой части (поскольку количества
отдельных частей шихты в формуле представлены отношением,
то их можно брать в процентах).

Для шихты, состав которой приведен на рис. 1.77 (содержа-
ние фракций 0-0,4; 1,5-4,0; 4-8 и 8-12 мм равно соответственно:
45; 10; 15 и 10%), коэффициент скорости грануляции равен

Ксг=6-

10/2,7+15/6+10/10 4,0 ппг ч

—=0,96 мм ;

4,0

5 = 1,04мм.

В современных условиях, когда в агломерационных шихтах
постоянно сокращается количество зернистых железных руд, ос-
новным поставщиком зародышевых центров становится возврат.
На рис. 2.25 представлены результаты лабораторных опытов по
окомкованию качканарской шихты с различным содержанием
возврата. Как следует из этих данных, при малом количестве воз-
врата в шихте (20-25%) процесс окомкования идет замедленно -
не завершается даже в течение 6-8 мин. Напротив, при содержа-

нии возврата в шихте 40% и более (Ксг > 1,75) грануляция закан-
чивается в основном за 2 мин. Дальнейшая обработка шихты в
барабане практически не изменяет ее гранулометрический состав,
остается постоянной и ее газопроницаемость — шихта достигла
своего предельно возможного состояния грануляции.
Рис. 2.25. Динамика изменения гранулометрического состава (А)
и удельного газодинамического сопротивления (Б) шихт
с различным содержанием возврата (20; 30; 40%);

цифры на графике — размер фракций, мм) [70]

Еще более наглядно роль возврата в окомковании, а затем и
в аглопроцессе видна из рис. 2.26 [68]

Рис. 2.26. Влияние количества крупных фракций (возврата)
в шихте на ее газопроницаемость (а) и удельную
производительность (б) при спекании шихты
Череповецкой аглофабрики;

скорость просасывания воздуха (при Ар = 9 кПа): 1 — через исходную
холодную шихту; 2 — через переувлажненную шихту, 3 — средняя
скорость просасывается за период спекания; удельная
производительность: 4 — по всему спеку; 5 — по годному агломерату
. Обработка этих данных позволяет найти оптимальное со-
держание возврата в агломерационной шихте. Для условий опыт-
ных спеканий наибольший прирост газопроницаемости и верти-
кальной скорости спекания (производительности по спеку) наблю-
дается при введении в шихту 40-60% возврата (в расчете на прока-
ленную шихту). Однако производительность аглоустановки по год-
ному агломерату будет меньше — для обеспечения непрерывной
работы агломерационной машины следует сохранять баланс по
возврату, и по мере увеличения количества возврата, вводимого в
шихту, следует увеличивать выход возврата из спека. Оптималь-
ное содержание возврата в шихте (по условиям достижения мак-
симальной производительности по годному агломерату) рассчи-
тывается по методике, приведенной в [68]. Можно использовать и
более простой способ. На основании экспериментальных данных
из рис. 2.26, б, рассчитаем кривую выхода годного агломерата при
условии сохранения баланса по возврату. Так, при доле возврата
в шихте 0,3 (30%) удельная производительность по спеку состави-
ла 1,60 т/(м2‘ч)—кривая 4. Значит выход годного агломерата дол-
жен составлять 1,60 • (1 - 0,3) =1,12 т/(м2,ч). При доле возврата в
шихте 0,4; 0,5; 0,6 и 0,7 удельная производительность по годному
агломерату должна быть равна соответственно: 1,20; 1,25; 1,20 и
0,96 т/(м2 ч). Как видно из полученных данных, оптимальное со-
держание возврата в прокаленной шихте для данной серии опытов
составляет 50%, а в исходной шихте — 50 • (0,85-0,90) = 42-45%.

При определении оптимального количества возврата в шихте
нужно оценивать и его гранулометрический состав—лучшей фрак-
цией следует считать 3-6 мм; более мелкие классы (до 1,5 мм) сла-
бо участвуют в окомковании, а крупные фракции имеют меньшую
удельную поверхность.

Следует иметь в виду, что величина Ксг не дает однозначной
характеристики комкующих свойств данной аглошихты, так как
этот показатель не включает в себя еще один параметр, существен-
но влияющий на процесс окомкования, — наличие в комкующем-
ся материале мельчайших —коллоидных частичек (менее 0,01 мм).
Магнетитовые концентраты обычно содержат мало подобных ча-
стиц, основная часть которых вымывается при мокром обогаще-
нии. Седиментационный анализ [65] показал, что в концентратах
мокрого магнитного обогащения (фр. -0,05 мм) содержание класса
-0,03 мм составляет всего 15%. Не случайно, при производстве ока-
тышей из магнетитовых концентратов обязательной добавкой в
241
шихту является бентонит — высокодисперсная глина. Иллюстра-
цией сказанному могут служить опыты, когда газопроницаемость
аглошихты Серовской аглофабрики, содержащей природные же-
лезные руды, окомкованной после отмывки из нее пылевидных
классов ухудшилась в 3 раза [68]. И наоборот, при добавке к маг-
нетитовому концентрату некоторого количества природных руд,
содержащих глинистую пустую породу, существенно улучшается
окомкование таких агломерационных шихт. По эксперименталь-
ным данным [71] при добавке к ЛОМК 25% алюмогематитовой
руды вертикальная скорость спекания выросла более чем на 50%
— с 13 до 20 мм/мин. Причиной положительного эффекта этого
технологического приема является улучшение комкуемости ших-
ты благодаря образованию геля при взаимодействии тончайших
частиц А1 (ОН) с водой.

Сильное отрицательное влияние на результаты окомкования
оказывает промежуточная фракция шихты: 0,4-2,0 мм. Распола-
гаясь между комочками шихты, такие частички, снижают порис-
тость слоя шихты и соответственно — газопроницаемость. Спе-
циально поставленные опыты показали, что слой шихты, окомко-
ванной после предварительного удаления из нее фракции 0,4-1,5 мм,
снизил газодинамическое сопротивление примерно в 2 раза. К со-
жалению, этот прием неприменим в практике агломерации, так
как именно в этот диапазон крупности попадают зерна кокса, из-
вестняка, колошниковой пыли (см. рис. 2.24). Наиболее эффектив-
но устранить отрицательное влияние промежуточной фракции аг-
лошихты можно введением в ее состав каких-то связующих доба-
вок (обычно обожженной извести); в этом случае происходит объе-
динение мелких зерен в более крупные агрегаты, которые уже мо-
гут выполнить функции зародышевых центров.

Режим увлажнения. Под режимом увлажнения понимают,
во-первых, оптимальную влажность шихты при окомковании и,
во-вторых, способ подачи воды в шихту в ходе окомкования.

Как уже отмечалось [65], вода в слое мелких железорудных
материалов благодаря некоторым особым свойствам выполняет
роль клеющей жидкой фазы, обеспечивая взаимное сцепление ми-
неральных частичек в комочке. Основным типом сил, обусловли-
вающим достаточную прочность влажного комочка, являются
капиллярные. В технической литературе имеется ряд серьезных
работ, в которых рассматриваются закономерности капиллярно-
го взаимодействия в слое мелких зернистых материалов [72-76,50].
Однако применять эти закономерности в полной мере для разра-
бртки рациональной технологии окомкования реальных агломе-
рационных шихт затруднительно. И в частности, определение ко-
личества влаги в сыпучем материале, обеспечивающем наилучшие
условия окомкования, может быть сделано только опытным путем.

В свое время предлагалось находить эту влажность по мини-
муму ее насыпной массы [77, 78]. Последующие исследования по-

казали, что влажность, соответствую-
щая минимуму насыпной массы (ву),
всегда ниже той, при которой получа-
ется максимальная газопроницаемость
слоя, (Bw) (рис. 2.27).

Рис. 2.27. Типичный характер влияния
влажности шихты на ее насыпную
массу ч, скорость фильтрации воздуха
через слой w и вертикальную скорость
спекания U
СП

Связано это с тем, что в данном диапазоне влажности по мере

увеличения содержания воды в шихте происходит изменение типа
структуры слоя — из рыхлого, вспушенного состояния шихта пре-
вращается в слой, состоящий из совокупности хорошо сформиро-
ванных гранул-комочков. И хотя его пористость несколько сни-
жается, газопроницаемость слоя окомкованной шихты в целом

улучшается за счет более быстрого
увеличения размеров гранул.

Влияние влажности шихты на
качество ее окомкования показано на
рис. 2.28 [79].

Рис. 2.28. Зависимость степени
окомкования качканарской
агломерационной шихты от
влажности

Абсолютное значение оптимальной влажности агломераци-
онных шихт определяется в первую очередь величиной удельной
243
поверхности железорудных материалов, (S, см2/г); так, для

- шихт, содержащих кусковые руды (S менее 500), — 5,5-6,0%;

- шихт, содержащих грубозернистые концентраты (S = 500—
1000), —6,0-7,0%;

- шихт, содержащих тонкоизмельченные концентраты
(S = 1500-2000), — 8,0-8,5%;

- шихт, содержащих бурожелезняковые рудные материалы
(S более 6000),— 10-12%.

Иллюстрацией к сказанному выше могут служить данные,
приведенные на рис. 2.29.

Рис. 2.29. Зависимость скорости спекания от влажности шихты:
1 — шихта ММК; 2 —магнетитовый концентрат НТМК;

3 — концентрат 'КМА; 4— оленегорский концентрат; 5 — шихта
Высокогорской аглофабрики; 6 — концентрат керченской табачной
руды; 7 — английские бурые железняки

Существенное влияние на ход окомкования оказывает способ
подачи воды в агломерационную шихту, особенно содержащую по-
вышенное количество тонких концентратов. Прежде всего вода дол-
жна подаваться в шихту не струями через отверстия в водоводе, а с
помощью специальных форсунок, обеспечивающих тонкое распы-
ление. Такой способ позволяет избежать образования крупных ком-
ков (15-30 мм) из одного концентрата, не пропекающихся в ходе про-
цесса и являющихся очагами разрушения агломерата.
Важное значение для разработки рациональной технологии
окомкования имеет определение предельного значения интенсив-
ности увлажнения шихты. С одной стороны, чем с большей ско-
ростью подается вода в шихту, тем интенсивнее идет окомкова-
ние — меньше потребная длина барабана-окомкователя, меньше
расход энергии на окомкование. Но с другой стороны, для такого
режима характерно неравномерное распределение воды в объеме
шихты, что, естественно, ухудшает качество окомкования. Особо
важное значение имеет это обстоятельство при агломерации тон-
коизмельченных концентратов.

Чтобы ответить на вопрос о влиянии интенсивности увлаж-
нения на качество окомкования, были проведены специальные ла-
бораторные эксперименты по окомкованию шихты, содержащей
качканарский концентрат с исходной влажностью 4%. В первый
период окомкования в течение строго определенного времени: 30,
60 и 90 с подавалось недостающее до оптимального (8,3%) коли-
чество воды. После этого измерялась газопроницаемость слоя
окомкованной шихты. Затем шихта возвращалась в барабан и еще
дополнительно окомковывалась в течение 90; 60 и 30 с без подачи
воды (общее время обработки составляло 2 мин). Из приведенных
ниже результатов этих опытов [79]

режим окомкования 30+90 60+60 90+30

(Др/Ь)05, кПа/м 6,0/3,0 5,272,8 4,472,0

(числитель—после увлажнения; знаменатель—после 2 мин обработки),
следуют два важных вывода: во-первых, дополнительная обработ-
ка увлажненной до оптимальной величины шихты существенно
улучшает качество окомкования; во-вторых, наилучшим соотно-
шением времени подачи воды в окомкователь и временем дооком-
кования является 3:1.

Использование связующих добавок при окомковании агло-
мерационных шихт. По мере увеличения добычи бедных желез-
ных руд, требующих обогащения, в агломерационных шихтах
отечественных агломерационных фабрик в последние десяти-
летия неуклонно повышается доля тонких железорудных кон-
центратов. Удельная производительность агломерационных
машин при спекании таких материалов, как показывает прак-
тика, постоянно снижается. Это обусловлено в первую очередь
неудовлетворительным окомкованием шихт — на большинстве
агломерационных фабрик России степень окомкования агло-
мерационных шихт не превышает 50%.
Различными исследователями и практиками неоднократно
предпринимались попытки повысить эффективность окомкования
агломерационных шихт путем ввода небольшого количества свя-
зующих добавок: водных растворов полиакриламида (до 1,5 кг/т ших-
ты); гумата натрия (до 70 кг/т шихты); поливинилацетата (50 кг/т);
жидкого стекла; сульфитного щелока; железного купороса; подо-
гретого до 6О...7О°С мазута (0,25-1% от массы шихты). Использо-
валась также в процессе окомкования вода после специальной маг-
нитной обработки и предварительно намагниченная шихта. Од-
нако все эти и другие добавки и обработки не получили широкого
распространения из-за сравнительно небольшой эффективности,
усложнения технологической схемы; некоторые добавки доволь-
но дороги.

Единственной добавкой, доказавшей свою технологическую
и экономическую эффективность, оказалась обожженная известь.
Гидрат Са(ОН)2, образующийся при взаимодействии СаО с водой,
обладает хорошими вяжущими свойствами, благодаря чему суще-
ственно повышаются и скорость грануляции и прочность образу-
ющихся комочков. Все это в конечном счете улучшает газопрони-
цаемость спекаемого слоя.

По-видимому, первые опыты применения СаО для оком-
кования шихт были выполнены в 30-е гг. уральскими учеными
А.П. Квасковым, ГО.В. Климко, Л.С. Шуголем. В журнале «Ураль-
ская металлургия» они отмечали: «добавки от 3 до 5% гашеной
извести в виде пушонки или известкового молока при агломера-
ции шихты в 50-кг опытной чаше сопровождались повышением
производительности спекания по шихте на 63-78%, а по годному
агломерату на 70-116%. Высокую эффективность применения обо-
жженной извести при агломерации мелких железных руд подтвер-
дили позднее (1943 г.) немецкие исследователи [80]. Инициатором
широкого промышленного применения обожженной извести в аг-
ломерационном производстве в целях его интенсификации стал в
50-е гг. прошлого века Н.З. Плоткин. Необходимость в этом ока-
залась особенно острой в связи с непрерывным увеличением в аг-
ломерационной шихте украинских аглофабрик доли тонких маг-
нетитовых концентратов.

Как выяснилось, введение извести в агломерационную ших-
ту всегда дает положительный результат. Однако величина эффек-
та оказывается неодинаковой в зависимости от конкретных усло-
вий работы аглофабрики (гранулометрического состава и темпе-
ратуры шихты, качества обожженного известняка и др.). Это вид-
246
но из рис. 2.30, согласно которому введение 8% извести в шихту
без возврата повышает скорость спекания в 1,6 раза, а при 40%
возврата — только на 10%.

Рис. 2.30. Изменение скорости
спекания офлюсованной до
основности 1,2 смеси 65% аглоруды
КМ А и 35%> концентрата КМ А
в зависимости от присадки
обожженной извести и
содержания возврата в шихте
(5,0%> коксика в шихте);
цифры у кривых — содержание
в tuuxme возврата

По мнению одного из авто-
ров работы С. В. Базилевича, из-
весть и возврат являются альтерна-
тивными вариантами повышения
вертикальной скорости спекания.

Содержание извести в
рудной части шихты, %

Он пишет [49]: «При увеличении содержания возврата в шихте до
40% введение в шихту извести становится нецелесообразным».
Нельзя признать полностью обоснованным такое утверждение.
Оно справедливо только для условий проведения опытов на ших-
те, содержащей много аглоруды, в состав которой входит и опре-
деленное количество коллоидных частиц. Такая шихта вполне
удовлетворительно может спекаться и без возврата, и без извести.

Значительно больший эффект получается в случае примене-

ния извести при агломерации тонкоизмельченных концентратов.

Наконец, в практике имеются случаи, когда окомкование
рудных материалов затруднительно или вообще невозможно. Пос-
леднее относится к спеканию лисаковского обжиг-магнитного кон-
центрата (ЛОМК), который практически не содержит коллоид-
ных частиц. Образующиеся в ходе окомкования гранулы агломе-
рационной шихты крайне непрочны и под действием переувлаж-
нения разрушаются. Для этого случая известь является единствен-
ным эффективным способом организации успешной агломерации.
К таким же материалам можно отнести оленегорский магнетито-
вый концентрат. Таким образом, известь является особенно эф-
фективным средством компенсации недостатка или отсутствия
коллоидных частичек в рудных материалах. В этом качестве известь
способна вовлечь в процесс грануляции промежуточную фракцию
шихты (0,4-1,5 мм), благодаря чему окомкование интенсифицирует-
ся, а качество шихты улучшается—растет газопроницаемость слоя,
повышается прочность гранул при переувлажнении и сушке.

Все свои положительные функции известь может выполнять
только при условии хорошего обжига известняка, когда образую-
щийся оксид кальция химически активен и легко вступает в реак-
цию с водой шихты.

Обожженная известь стоит, естественно, значительно дороже,
чем дробленый известняк. Поэтому на каждой агломерационной
фабрике определяют рациональное соотношение между этими мате-
риалами. Обычно содержание извести в шихте не превышает 4%.

На разных фабриках известь в шихту вводят различным об-
разом: на усреднительных складах—в штабеля концентрата (бла-
годаря чему снижается влажность концентрата, значительно улуч-
шается его сыпучесть и повышается точность дозирования); с об-
жиговых установок — на сборный конвейер шихты в дозировоч-
ном отделении — перед смесителем; отмечается существенное по-
вышение качества окомкованной шихты в случае подачи некото-
рого количества мелкой извести в конечной части барабана-оком-
кователя. Кстати, положительный эффект в агломерационном про-
цессе получается при такой же подаче части коксика — в конце
окомкователя

Серьезным затруднением при использовании извести в аг-
ломерационном производстве является ее пыление — ухудшаются
санитарно-гигиенические условия на некоторых участках аглофаб-
рики. Это требует принятия особых мер защиты атмосферы на ра-
бочих местах.

Режим работы окомкователей. Высокая потенциальная спо-
собность агломерационных шихт комковаться может быть реали-
зована только в том случае, если работающие на агломерацион-
ных фабриках окомковательные установки (а это практически все-
гда вращающиеся цилиндрические барабаны) обеспечивают наи-
лучшие условия движения в них шихты, когда по наклонной по-
верхности из слоя агломерационной шихты перекатываются круп-
ные кусочки-зародыши и мелкие влажные частички налипают на
их поверхность.

Между тем практика работы агломерационных фабрик по-
казывает, что такие условия соблюдаются не всегда. Более того,
установлено, что чем лучшими комкующимися свойствами обла-
дает агломерационная шихта (чем больше в ней мельчайших час-
тичек, чем большей связностью обладает увлажненный матери-
ал), тем хуже качество окомкования в установленных на фабриках
барабанах-окомкователях (диаметром 3-4 м). В то же время, ших-
ты, содержащие тонкие концентраты, прекрасно комкуются в ла-
бораторных условиях (в барабанах меньшего диаметра). Разгадка
этого парадокса заключается в том, что в промышленных бараба-
нах окомкование ведут при влажности шихты значительно ниже
оптимальной — на 1,5—2,0 абс. %. Окомковатсли больших диамет-
ров (2,5-4,0 м) оказались непригодны для окомкования шихт, об-
ладающих высокой «связностью», т. е. состоящих из мелких час-
тичек при необходимой влажности (8,0-9,0%). Соотношение сил
внутри перемещающейся в барабане массы пластичного материа-
ла таково, что в верхней точке подъема не происходит разделения
материала на отдельные ссыпающиеся слои — некоторый объем
влажного материала отрывается от остальной шихты и падает вниз
сплошным влажным комом—ни о какой грануляции не может быть
и речи. Именно поэтому вынуждены окомковывать шихту при зани-
женной влажности, когда она еще способна пересыпаться.

Решающее влияние диаметра окомкователя на качество оком-
кования шихт, содержащих тонкоизмельченные концентраты, под-
тверждают эксперименты на агломерационной фабрике КачГОК [79],
где в линию подачи шихты в окомкователь 0 3,2 м был параллель-
но установлен барабанный окомкователь диаметром 0,6 и длиной
1,5 м; скорость вращения составляла 20 об/мин; нагрузка 10 т/ч; за
время пребывания шихты в барабане менее 1 мин степень окомкова-
ния достигала 90-95%. Качество
окомкования одной и той же аг- Е
ломерационной шихты (Кач-
ГОК) при различных режимах
процесса грануляции показано 10
на рис. 2.31 и в табл. 2.4.

я 8
‘з

Рис. 2.31. Газодинамическая < 6

характеристика окомкованных 4
агломерационных шихт

Качканарской аглофабрики 2

(ксл = 250мм);

1-4 — варианты окомкования О

из табл. 2.4
Таблица 2.4

Условия и результаты окомкования агломерационных шихт
из тонкоизмельченных концентратов

Ва- риант Параметры окомкования Результаты окомкования
0,м т, мин вш, % г '-'ОК, % Kfl05/K2 (△P/h)o.5> кПа/м
1 3,2 3,5 7,0-7,2 50 18/50 31
2 0,6 0,8 7,0-7,2 90 6/40 17
3 0,7 1,5 8,5 100 0,8/10 4
4 0,7 1,5+0,5 8,5 100 0,3/9 3

Примечание: 0— диаметр окомкователя;\— время окомко-
вания; в — влажность шихты; С — степень окомкования;

(Др/Ь)05— показатель удельного газодинамического сопротивления
(при W =0,5 м/с); в варианте 4 после 1,5 мин подачи воды в ходе оком-
кования шихта еще дополнительно окомковывалась в течение 0,5 мин.

Из изложенного следует, что во-первых, процесс окомкова-
ния агломерационных шихт не поддается полному моделирова-
нию, и результаты по их окомкованию, полученные в лаборатор-
ных барабанах (малого диаметра), не могут быть полностью пе-
ренесены на промышленные барабаны больших размеров. Во-вто-
рых, барабанные грануляторы малого диаметра (не более 1,5 м)
способны успешно окомковывать любые типы агломерационных
шихт.

Что касается времени, необходимого для осуществления ка-
чественного окомкования, то для этого достаточно 2 мин (как по-
казали приведенные выше результаты экспериментов). Стремле-
ние некоторых работников аглофабрик улучшить окомкование пу-
тем увеличения времени обработки шихты в барабанах до 5-7 мин,
удлинняя их до 15-20 м, следует считать бесперспективным. Если
в промышленных условиях шихта плохо комкуется, нужно в пер-
вую очередь решить задачу обеспечения нормального режима ее
движения в поперечном сечении барабана (естественно, при опти-
мальной влажности).

Ряд специалистов предлагает использовать еще один вари-
ант подготовки к спеканию шихт, содержащих тонкие концентра-
ты: отдозированный отдельно от других компонентов железоруд-
ный концентрат подвергнуть окомкованию с получением мелких
гранул 3-5 мм (на тарельчатом грануляторе) и затем смешать с
остальными (зернистыми) компонентами шихты. К сожалению,
полупромышленные опыты (которые показали принципиаль-
ную возможность получения микрогранул) не дают ответа на
вопрос о стойкости гранул при смешивании и последующих
перегрузках. Таким образом, эта технология требует еще под-
тверждения технико-экономической целесообразности при про-
мышленных испытаниях.

Важно не только хорошо окомковать шихту, но и сохранить
полученные гранулы при транспортировке до агломашины, при
укладке шихты на палеты, а также в ходе процесса агломерации.
Представление о степени разрушения комочков шихты на различ-
ных участках ее движения, а также в результате переувлажнения
дают приведенные на рис. 2.32 результаты определения измене-
ния гранулометрического состава шихты [62].

Рис. 2.32. Изменение
гранулометрического состава
агломерационной шихты после
окомкования (1); загрузки на
агломерационную машину (2)
и после переувлажнения (3);
на рисунке показаны также
эквивалентные диаметры
комочков для указанных
состояний шихты

Основной причиной существенного разрушения комочков
аглошихты при ее загрузке на палеты, при переувлажнении, а так-
же при интенсивных сушке и нагреве и последующем уплотнении
слоя является плохое окомкование шихты из-за недостатка в ней

- твердых кусочков — зародышевых центров;

- коллоидных частиц, в том числе и отсутствие обожженной
извести;

- влаги, особенно при окомковании тонких концентратов.

Как известно (см. 1.1.2), кардинальным способом устранить
переувлажнение шихты и сохранить ее исходную газопроницае-
мость является предварительный (перед укладкой на агломераци-
251
онную машину) подогрев шихты до 6О...8О°С. На рис, 2.33 показа-
ны результаты влияния предварительного подогрева шихты на вер-
тикальную скорость спекания для трех типов шихт.

Рис. 2.33. Зависимость скорости
спекания от начальной
температуры шихты;
агломерируемые материалы: 1 — руда
фр. 1-12 мм; 2 — смесь концентрата
и руды (40:60); 3 — тонкий
концентрат

Наиболее распространенным способом подогрева шихты до

60.. .80°С является добавка в нее горячего возврата, выделенного гро-

хочением из раздробленного аглоспека после схода его с машины.

Достоинством этого способа является использование вторичного теп-
ла. Недостаток заключается в том, что при контакте раскаленных
частиц возврата с влажной шихтой часть тепла идет на испарение
влаги шихты, поэтому в атмосфере над конвейером шихты после сме-
сителя образуется зона высокой влажности. В холодное время года
идет интенсивная конденсация паров воды в воздухе. В таких гале-
реях создаются условия, недопустимые для нормальной работы об-
служивающего персонала. Для предупреждения конденсации паров
воды эта цепочка конвейерных галерей зимой должна отапливаться.

Второй способ, который иногда используют для подогрева
шихты, — установка в барабанах-смесителях или окомкователях
горелок, в которых сжигается газообразное топливо; топливный
факел направлен на поверхность пересыпающегося материала.
Этот способ увеличивает удельный расход энергозатрат.

Необходимо еще раз напомнить, что периодически повто-
ряющиеся в статьях и даже в справочниках [81] рекомендации на-
гревать уложенную на агломерационную машину шихту (в целях
предупреждения ее переувлажнения) путем просасывания через нее
горячего газа являются грубой ошибкой — при таком варианте
шихта будет нагреваться именно за счет переувлажнения.

Что касается сохранения прочности комочков шихты при

сушке и в зоне интенсивного нагрева, то здесь решающую роль
играет наличие в шихте коллоидных (глинистых) составляющих
или образующегося при взаимодействии с водой гидрата Са(ОН)2.
2.5. УКЛАДКА ПОСТЕЛИ И ШИХТЫ
НА АГЛОМЕРАЦИОННУЮ МАШИНУ

2.5.1. Назначение и эффективность применения постели

Как известно, «постелью» называют тонкий слой зернисто-
го материала, уложенного на колосники тележек агломерацион-
ной машины и предназначенного для

I) уменьшения просыпания под машину мелких фракций аг-
ломерационной шихты;

2) предохранения колосников и рамы тележек агломераци-
онной машины от чрезмерного нагрева для повышения срока их
службы;

3) предупреждения приплавления пирога агломерата к палете.

Для того чтобы постель успешно выполняла свои функции,
она не должна содержать топлива; минимальный размер кусоч-
ков должен быть больше зазора между колосниками, т. е. больше
6-8 мм. Кроме того, материал должен быть термически стойким и
не разрушаться при нагреве. Таким условиям более всего соответ-
ствует постель из кусочков возврата крупностью 6-12 (15) мм.

На первых отечественных агломерационных фабриках был
предусмотрен цикл выделения постели из агломерационного спе-
ка. К сожалению, со временем для упрощения технологической
схемы практически на всех аглофабриках СССР этот цикл был лик-
видирован, и постель пытались получить грохочением готовой
агломерационной шихты, а на большинстве фабрик постель вы-
делялась в результате сегрегации шихты при ссыпании ее по на-
клонному листу на палету. Исследования [82] и практика показа-
ли, что постель, полученная таким образом, совершенно не отве-
чает своему назначению. В нижнем слое, прилегающем к колосни-
кам, наряду с повышенным содержанием крупных фракций оста-
ется много мелких (0-5 мм) частичек (до 60%), которые могут про-
валиваться в зазоры между колосниками. В практических услови-
253
ях через колосниковую решетку просыпается до 7% шихты, при-
чем наибольшее количество — в месте загрузки (рис. 2.34).

Рис. 2.34. Относительное количество улавливаемой пыли на
различных участках газоотсосного тракта агломерационных
машин четырех агломерационных фабрик

В такой постели оставалось довольно много углерода, горе-
ние которого крайне неблагоприятно сказывается на стойкости
колосников. При этом развиваются температуры, достаточные для
образования расплавов, вызывающих приплавление пирога агло-
мерата к палетам.

Высокая запыленность отсасываемых газов вынуждала ус-
танавливать сложные системы пылеулавливания — мультицикло-
ны, на преодоление газодинамического сопротивления которых
тратится до 20% энергии нагнетателей. Остающаяся в газе тонкая
пыль интенсивно изнашивает металлические детали пылеулови-
телей и лопатки нагнетателей.

Отрицательные последствия работы агломерационных ма-
шин без специального цикла постели стали усиливаться по мере
увеличения в шихтах агломерационных фабрик доли тонких кон-
центратов. Это вынудило в 80-е гг. прошлого столетия восстано-
вить на большинстве агломерационных фабрик циклы выделения
постели из агломерационного спека и транспортировки его к аг-
ломерационным машинам. Эффективность этого мероприятия не
замедлила сказаться. На рис. 2.35 показано влияние количества
постели на количество просыпи и производительность агломера-
ционной машины. Как видно, при увеличении количества посте-
ли происходит не только значительное уменьшение просыпи ших-
ты под машину, снижение запыленности агломерационного газа
Рис. 2.35. Влияние количества
постели на удельную
производительность
агломерационной машины
и величину просыпи шихты

(а следовательно, повышение
срока службы нагнетателя), но
и заметное повышение произ-
водительности агломерацион-

ной машины. Причина более плохой работы агломашин без по-

стели заключалась, по-видимому, в снижении газопроницаемости
слоя в результате забивания живого сечения колосниковой решет-
ки влажной шихтой в момент ее загрузки на палеты.

Таким образом, для успешной работы агломерационной
машины перед загрузкой окомкованной шихты необходимо уло-
жить на колосники слой постели из кусочков возврата крупностью
6-12 мм, толщиной 15-20 мм в количестве 25-30 кг/м2.

При использовании такой постели в несколько раз повыша-
ется стойкость колосников (так как примерно на 300°С снижается
температура проходящего через них газа), а пирог агломерата сво-
бодно, без встряхивания (ударов) палет сходит с машины. При аг-
ломерации в высоком (500 мм) слое целесообразно увеличить тол-
щину слоя постели до 50-60 мм.

Постель из бункера постели вытягивается движущимися па-
летами (рис. 2.36). Толщина слоя постели регулируется положени-

Рис. 2.36. Схема устройств для загрузки постели и шихты
на агломерационную машину:

I — палеты; 2 — бункер постели; 3 — бункер шихты; 4 — барабанный
питатель; 5 — наклонный лист
2.5.2. Устройства для загрузки шихты
на агломерационную машину

Система загрузки шихты на агломашину должна:

1) не допускать сильного разрушения комочков шихты на
пути ее движения от окомкователя до палет;

2) производить укладку шихты на машину таким образом,
чтобы обеспечивать одинаковую скорость фильтрации газа по
ширине палеты;

3) не допускать значительного уплотнения загруженной на
палеты шихты;

4) осуществлять рациональную сегрегацию шихты по угле-
роду по высоте слоя.

На отечественных аглофабриках принята комбинированная
система укладки шихты на машину: на палеты шихта загружается
барабанным питателем (рис. 2.36), а в бункер над ним раньше (на
малых машинах)
загружалась ма-
ятниковым пита-
телем, а на совре-
менных фабри- ,{4^
ках — челноко- 3
вым распредели-
телем (рис. 2.37).

=4~

Рис. 2.37. Схема взаимного
расположения устройств
для укладки шихты на
агломерационную машину:

1 — челноковый распределитель;
2 — шихта из окомкователя;

3 — шихта в бункере над
барабанным питателем: 4 —
барабанный питатель; 5 —
отражательный лист, б —
палета; 7 — вакуум-камера

Челноковый распределитель представляет собой короткий
транспортер с резиновой лентой, рама которого установлена на
катки и совершает возвратно-поступательные движения над бун-
кером барабанного питателя.
Анализ и практика показывают, однако, что челноковые пи-
татели даже при постоянной скорости движения не могут давать
равномерной загрузки шихты по ширине бункера, что обусловле-
но неодинаковой скоростью движения ленты челнокового распре-
делителя относительно носка течки, через которую он загружает-
ся шихтой из барабана-окомкователя. При движении тележки впе-
ред скорость ленты относительно носка v ® равна сумме скорос-
тей ленты относительно тележки (vj и самой тележки (vT); при дви-
жении тележки назад скорость ленты относительно носка течки
равна разности этих величин: v" = ул-ут .Такое различие скорос-
тей неизбежно приводит к периодическому изменению толщины
слоя шихты на ленте: при движении челнока вперед на ленте полу-
чается более тонкий слой, чем при движении его назад. Непосто-
янная толщина слоя материала на ленте транспортера приводит к
неравномерной загрузке шихты по ширине бункера (рис. 2.37). Для
данного типа челнокового распределителя это явление принци-
пиально устранить невозможно, но отрицательный эффект мож-
но уменьшить путем а) увеличения отношения vn / vT; б) останов-
ки на некоторое время транспортера в крайнем переднем положе-
нии для компенсации недостающего материала; в) смещения то-
чек реверса тележки на некоторое расстояние вперед (верхнюю
часть предней стенки бункера сделать наклонной). Загрузка бун-
кера шихтой с помощью челнокового распределителя хорошо под-
дается расчету [83].

Неравномерная загрузка по ширине машины полностью уст-
раняется при использовании челнокового питателя с установленным
неподвижно (на рабочей площадке) приводом ленты (рис. 2.38).

Рис. 2.38. Челноковым. распределитель с неподвижным
приводом ленты:

1 — окомкователь; 2 — челноковый распределитель; 3 — бункер над
барабанным питателем; 4 — барабан привода ленты
При эксплуатации агломерационных машин большой площа-
ди спекания целесообразно проработать вариант загрузки спарен-
ным распределителем, представляющим собой два обычных челно-
ковых питателя, укрепленных на одной раме-тележке (рис. 2.39).

Рис. 2.39. Спаренный челноковый распределитель шихты:
1 — шихта из окомкователя; 2 — челноковый распределитель;

3 — бункер над барабанным питателем; 4 — палета

При подаче шихты на машину двумя одинаковыми потоками
такое загрузочное устройство обеспечивает ее равномерное распре-
деление по ширине машины при следующих параметрах: скорость
движения тележки должна быть в два раза меньше скорости движе-
ния ленты; расстояние между головными барабанами составляет 1/3
ширины машины, а ход тележки 2/3 ширины машины.

Основным достоинством барабанных питателей является то,
что выдача шихты производится одновременно и равномерно по всей
ширине палеты. Количество загружаемой шихты можно регулиро-
вать изменением либо числа оборотов барабана, либо размеров окна
выдачи (заслонкой).

При рассмотрении требований к работе загрузочных уст-
ройств нужно иметь в виду одну особенность процесса спекания
шихты на агломерационной машине — скорость движения возду-
ха через слой у бортов палет всегда выше, чем в средней части.
Первопричиной является «пристенный эффект»: большая пороз-
ность шихты, а также прямые каналы в слое, примыкающем к плос-
ким бортам спекательных тележек. По ходу процесса неравномер-
ность в распределении скоростей воздуха по ширине палеты не-
прерывно усиливается. Газопроницаемость прибортового слоя
улучшается (по сравнению с газопроницаемостью средней части
слоя) из-за более низких температур (вследствие охлаждающего
эффекта стальных бортов палет), но самое главное — из-за воз-
никновения щели между образующимся спеком и бортами палет,
в результате горизонтальной усадки спека при его формировании
из полурасплавленной шихты. Через какое-то время периферий-
ный слой пропекается до колосников, и дальше идущий здесь с
большой скоростью воздух расходуется не на спекание, а на ох-
лаждение образовавшегося пористого слоя агломерата. При этом
непрерывно растет ширина периферийной зоны слоя, где спека-
ние уже закончилось. В результате этих процессов снижается ва-
куум под колосниками и падает скорость просасывания воздуха
— в средней части машины — снижается скорость спекания. Из-
мерения показывают, что потери производительности агломера-
ционной машины по этой причине могут достигать 11-14% [84].
Из различных вариантов мероприятий, направленных на вырав-
нивание скоростей движения воздуха через слой по ширине пале-
ты (снижение до минимума бортовых прососов), по нашему мне-
нию, наиболее эффективно увеличение толщины слоя шихты в при-
бортовых зонах. Этот метод, примененный на агломашинах с ши-
риной палет 2500 мм Бхилайского меткомбината в Индии [85], до-
казал свою эффективность: при увеличении толщины слоя шихты
на 70 мм в периферийных областях тележек (шириной по 500 мм с
каждой стороны) производительность агломашин выросла на
7,2%. На агломашинах с шириной тележек 4000 мм эффект будет
меньше.

Обязательным комплектующим элементом барабанного пи-
тателя является наклонный отражательный лист, который снижает
скорость движения потока шихты и обеспечивает ее загрузку на
поверхность палеты под углом, благодаря чему уменьшаются ди-
намические воздействия на окомкованную шихту. Характерной
особенностью такой загрузки является сегрегация шихты по круп-
ности по высоте слоя: у колосников шихта содержит повышенное
количество крупных фракций, а в верхней части слоя сосредота-
чиваются мелкие частички (рис. 2.40).

Рис. 2.40. Влияние сегрегации при загрузке шихты на палеты
на распределение по высоте слоя фр. О -3 мм; углерода и
основности
Сегрегация по крупности неизбежно сопровождается сегре-
гацией качественной — содержание СаО и углерода непрерывно
повышается в направлении к поверхности слоя (рис. 2.40).

Такое неравномерное распределение твердого топлива способ-
ствует выравниванию температурно-тепловой неравномерности про-
цесса по высоте слоя. Изменяя угол наклона отражательного листа
(вращая вокруг точки подвеса), можно усиливать или наоборот сни-
жать степень сегрегации—чем больше угол наклона листа, тем мень-
ше сегрегация.

В том случае, когда естественная сегрегация по углероду при
ссыпании шихты по наклонной плоскости не дает желательного ре-
зультата, целесообразно применить двухслойную загрузку. Опира-
ясь на результаты теплотехнических расчетов, рациональным мож-
но считать вариант, когда нижний «толстый» слой шихты с неболь-
шим содержанием топлива загружается при минимальной сегрега-
ции по углероду, а верхний «тонкий» (с повышенным содержанием
топлива) — наоборот с максимальной сегрегацией.

В. Я. Миллер отмечал, что одним из условий получения проч-
ного агломерата является формирование слоя шихты повышенной
насыпной массы. Между тем измерения показывают, что при уклад-
ке шихты на машину плотность ее оказывается неодинаковой по вы-
соте слоя: на аглофабрике ОХМК насыпная масса шихты увеличи-
вается сверху вниз с 1700 до 1900 кг/м3, а на аглофабрике НЛМК —
с 2060 до 2230 кг/м3. И это является одной из причин пониженной
прочности агломерата верхней половины слоя. Используя рациональ-
ную конструкцию «гладилки» (закрепленной за наклонным листом)
можно уплотнить верхний слой шихты и тем самым повысить каче-
ство агломерата.
2.6. ЗАЖИГАНИЕ АГЛОМЕРАЦИОННОЙ ШИХТЫ

Среди некоторых специалистов, к сожалению, бытует оши-
бочное мнение, что роль «зажигания» сводится только к воспла-
менению твердого топлива шихты в поверхностном слое (для это-
го достаточно нагреть топливные частички только до 700...900°С).
Между тем, исследования и многолетняя практика показывают,
что наилучшие результаты агломерации (по вертикальной скоро-
сти спекания, выходу годного и прочности агломерата) достига-
ется при условии хорошо организованного зажигания, в результа-
те которого на поверхности спекаемого слоя формируется полно-
ценная зона горения: толщиной 25-30 мм, со средними температура-
ми материала 1000... 1100°С — с запасом тепла 40-50 МДж/м2. Обра-
зование такой зоны может быть осуществлено только конвективным
теплообменом — путем просасывния через слой шихты в течение
примерно 1 мин горячего (1200... 1400°С) газа*.

На практике зажигание осуществляют с помощью специаль-
ных тепловых установок — зажигательных горнов, расположен-
ных над рабочей ветвью агломашины непосредственно за загру-
зочным устройством. Нагрев поверхностного слоя шихты проис-
ходит в результате засасывания в спекаемый материал горячих
газов, образующихся при сжигании топлива в горне. Хотя в прак-
тике агломерации для зажигания применялось и твердое (кокс) и
жидкое (мазут) топливо, наиболее удобно газообразное топливо.

Процесс зажигания характеризуется комплексом нескольких
технологических показателей.

Одним из важнейших является температура зажигания. С
одной стороны, следует стремиться повышать температурный ре-
жим зажигания, поскольку при этом существенно ускоряются фи-

*В связи с изложенным предложение заменить этот способ зажига-
ния плазменным или лазерным [86] неприемлемо, так как в этом случае
главным видом теплопередачи является лучистый, осуществляющий толь-
ко поверхностный нагрев (на глубину не более 2 мм ).

261
зико-химические процессы: испарение влаги, диссоциация карбо-
натов, горение углерода и др. Вместе с тем существуют предель-
ные значения температур, превышение которых ведет к сильному
оплавлению поверхностного слоя шихты и в связи с этим к резко-
му снижению его газопроницаемости. Предельные температуры
определяются в первую очередь природой (минералогическим со-
ставом) спекаемых железорудных материалов и, как правило, не
превышают 1300°С.

Следует иметь в виду, что понятие «температура зажигания»
в значительной степени условно. Одни специалисты понимают под
этим температуру продуктов горения в горне, поступающих в слой,
другие— температуру поверхности спекаемого материала. Слож-
ность состоит в том, что невозможно характеризовать какими-то
точными численными значениями ни температуру потока газа, ни
температуру спекаемого слоя подгорном, так как в различных точ-
ках горна и слоя эти температуры существенно различаются. На
практике обычно за температуру зажигания принимают показа-
ния термопары, установленной в своде или в стенке горна.

Другим важным параметром зажигания является количество
тепла, которое требуется сообщить 1 м2 поверхности слоя ших-
ты для того, чтобы сформировать зону горения определенной вы-
соты с заданными температурами.

Наконец, имеется еще один параметр, оказывающий суще-
ственное влияние на результаты зажигания, — время зажигания.

Порядок величин, характеризующих потребное для зажига-
ния количество тепла и время зажигания, можно определить с по-
мощью следующих простейших (приближенных) расчетов.

Вполне удовлетворительные результаты получаются, если
сформированная зона горения на поверхности слоя будет иметь
высоту 20 мм со средней температурой 1000°С.

Пример расчета. Спекается шихта, содержащая, %: бурого
железняка — 65, влаги — 7, известняка (СаСО3) — 10; гидратной
влаги в руде — 13%; насыпная масса влажной шихты 1800 кг/м3;
удельная теплоемкость 1 кДж/(кг-°С).

Общее количество тепла, потребное для зажигания, склады-
вается из двух частей: расхода тепла на компенсацию тепловых
эффектов эндотермических процессов и расхода тепла на собствен-
но нагрев шихты до 1000°С.

- Масса влажной шихты 1 0,02 • 1800 =; 36,0 кг;

- масса влаги шихты 36,0 • 0,07 = 2,52 кг;

- масса гидратной влаги 36,0 0,65 • 0,13 = 3,04 кг;
- масса известняка 36 • 0,10 = 3,60 кг;

- масса СО2 известняка 3,6 -(44/100) = 1,58 кг;

- масса прокаленной шихты 36,0 - (2,52 + 3,04 + 1,58) = 28,86 кг.

Расход тепла на испарение влаги шихты 2,52-2370 = 5970 кДж
(2370 — удельная теплота парообразования, кДж/кг воды).

Расход тепла на разложение гидратов и на испарение вла-
ги гидратов 3,04 • 6000 = 18252 кДж/кг с. ш. (6000 — тепловой
эффект разложения гидратов и испарения выделившейся вла-
ги, кДж/кг гидр. вл.).

Расход тепла на диссоциацию кальцита (известняка)
3,6-1778 = 6400 кДж/кг СаСО3 (1778 — удельная теплота диссо-
циации, кДж/кг СаСО3).

Расход тепла на плавление 30% шихты: 28,86 • 0,3 580 =
5022 кДж/кг с.ш. (580 — удельная теплота плавления, кДж/кг с.ш.).

Расход тепла на нагрев шихты до 1000°С

28,86-1,0-1000 = 28860 кДж.

Итак, общее количество потребного тепла

5970 + 18252 + 6400 + 5022 + 28860 = 64500 кДж или
64,5 МДж/м2 ш.

Если в шихте нет гидратных соединений, то потребное ко-
личество тепла сокращается до 46,2 МДж/м2 шихты. Получен-
ная величина хорошо согласуется с практическими данными:
50-70 МДж/м2.

Время зажигания можно определить следующим образом.

При температуре горнового газа 1250°С энтальпия его бу-
дет равна 1-1,52 1250 = 1900 кДж/м3. Для осуществления нормаль-
ного зажигания через поверхностный слой шихты нужно пропус-
тить 46200: 1900 = 24,3 м3/м2 горнового газа. При средней скорос-
ти движения газа в слое w$ = 0,35 м/с время зажигания должно
составить 24,3/0,35 = 70 с, или 1,16 мин.

В некоторых случаях требуется знать удельный расход тепла
на зажигание в расчете на 1 т тихты или 1 т агломерата. Эта
величина, кроме теплопотребности шихты, будет зависеть еще
и от высоты спекаемого слоя. Так, при высоте слоя 0,25 м и
насыпной массе сухой шихты 1700 кг/м3 масса шихты на маши-
не площадью 1 м2, которую нужно проагломерировать, будет
равна 1700 • 0,25 = 425 кг, или 0,425 т. Удельный расход тепла
на зажигание 46.2/0,425 = 108,7 МДж/т с.ш., или 108,7/(0,9-0,7)=
= 172,5 МДж/т годного агломерата. При высоте слоя шихты
500 мм тепла потребуется в два раза меньше — 86,3 МДж/т аг-
ломерата.
Колебания потребных расходов тепла на зажигание (SO-
VO МДж/м2), которые приводятся в различных публикациях, оп-
ределяются не только различными физико-химическими свой-
ствами спекаемых агломерационных шихт, но и неодинаковы-
ми составами горновых газов и прежде всего содержанием в них
кислорода. С этих позиций различают три типа режимов зажи-
гания: «нейтральное», «восстановительное» и «окислительное».

При нейтральном зажигании сжигание топлива ведут при
коэффициенте избытка воздуха а = 1. В этом случае продуктами
горения являются Н2О и СО2 при отсутствии свободного кисло-
рода. Хотя при нейтральном зажигании образуется минимальное
количество продуктов горения при максимальной температуре,
этот режим имеет серьезный недостаток, заключающийся в том,
что в области высоких температур будет происходить химическое
взаимодействие Н2О и СО2 горнового газа с углеродом шихты.
Обе реакции эндотермические. Поэтому будут бесполезно расхо-
доваться углерод и падать температуры в слое. Эти процессы от-
сутствуют при восстановительном зажигании, когда сжигание топ-
лива ведут при а < 1. Однако в этом случае будет недоиспользо-
ваться химическая энергия топлива. Наилучшим вариантом для
условий агломерации является окислительное зажигание, идущее
с высоким значением а — в этом случае в продуктах горения со-
храняется много свободного кислорода. При его взаимодействии
с углеродом шихты выделяется дополнительное количество тепла
— быстрее образуется зона формирования агломерата. Для полу-
чения такого режима зажигания следует использовать топливо с
высокой теплотворной способностью. Положительное влияние
оказывает также подача в зажигательный горн подогретого воз-
духа. Некоторые расчетные параметры горения топлива в зажи-
гательных горнах приведены в табл. 2.5. В приложении IV приве-
ден пример расчета.

Приведенный на с. 262-263 расчет выполнен при условии,
что зона горения образуется только за счет внешнего тепла (гор-
новых газов). На самом деле некоторое его количество выделя-
ется в слое от горения углерода шихты. Количество сгорающе-
го углерода зависит в первую очередь от концентрации кисло-
рода в горновом газе. Исследования показали [87], что при 8%
кислорода в газе в период зажигания сгорает 12-15 отн.% угле-
рода поверхностного слоя шихты. Эффект от этого процесса
можно оценить следующим образом (продолжение расчета со
с. 263).
Таблица 2.5

Параметры процесса зажигания

Газ - топ- ливо QpH 3 МДж/м3 а Содержание в газе, % Удель- ный рас- ход газа, м3/м2 ш.
о2 СО2 Н2О
П 36,3 1,51/1,82 6,5/8,9 6,6/5,5 13,0/10,8 1,23/1,04
п+д (1:1) 20,3 1,40/1,70 5,2/7,7 9,3/7,9 13,6/11,5 2,20/1,88
К + Д (1:1) 11,0 1,42 5,0 10,0 15,0 4,04

Примечание. Расчеты выполнены для условия получения тео-
ретической температуры горения 1500°С — фактической темпе-
ратуры 125(УС; П, Д, К — газы соответственно: природный, до-
менный, коксовый; числитель — для температуры воздуха 20°С; зна-
менатель — 300° С.

При содержании углерода в шихте 3,5% его количество в
поверхностном слое (толщиной 20 мм) равно 36,0 • 0,93 • 0,035 =
= 1,17 кг/м2 (0,93 —доля сухой шихты/

Количество сгоревшего углерода 1,17 0,12 = 0,14 кг.

Количество выделившегося тепла 0,14 18000 = 2530 кДж
(при отношении в продуктах горения СО/СО2 = 2 тепловой эф-
фект горения углерода равен 18000 кДж/кг С).

Это тепло пойдет на нагрев 36 • 0,93 = 33,5 кг сухой шихты и
24 м3 горнового газа. Тепловой баланс этого процесса:

2530 = (33,5 • 1,0 + 24 l,4)At; отсюда At = 38°С.

Таким образом, если температура поверхности агломераци-
онной шихты под горном была равна 1250°С, то с учетом тепла
горения углерода шихты температура материала поднимется до
1290°С. При большей концентрации кислорода в горновом газе
количество тепла, дополнительно выделяющееся от горения угле-
рода шихты, будет увеличиваться. Если получающиеся темпера-
туры материала будут чрезмерно высокими, то появляется возмож-
ность сократить либо содержание углерода в шихте, либо несколь-
ко уменьшить расход газообразного топлива на зажигание.

Для обеспечения нормальной работы агломерационной ма-
шины газы, образующиеся в зажигательном горне, должны успе-
вать пройти через спекаемую шихту, т. е. каждой интенсивности
265
зажигания должно соответствовать свое определенное разреже-
ние под колосниками палет. Если вакуум ниже необходимого, то
часть образующихся продуктов сгорания «выбивается» из-под
горна. При чрезмерно высоком вакууме в зажигательный горн за-
сасывается наружный воздух (через зазор между нижней кромкой
горна и бортами палет), который затем проходит через шихту глав-
ным образом у бортов палет, охлаждая эту часть слоя и усиливая
неоднородность спекания по ширине машины.

К сожалению, обычный — «классический» режим зажига-
ния имеет серьезный недостаток, заключающийся в том, что вы-
ходящий из-под горна спекаемый материал с только что сформи-
рованной на поверхности зоной горения подвергается резкому
«термическому удару» при поступлении в слой атмосферного (хо-
лодного) воздуха.

Несложно вычислить, до какой величины упадет температу-
ра в зоне горения при просасывании через нее холодного воздуха.
Тепловой баланс:

33,5 • 1250 • 1,1 + 0,35 • 33,5 • 20 • 1,3 = (33,5 -1,1 + 0,35 • 33,5 • 1,3) • t.

Отсюда t = 890°С,

(0,35 — удельный расход воздуха, м3/кг с.ш.; 1250 и 20°С — темпе-
ратуры аглоспека и воздуха; 1,1 и 1,3 — удельные теплоемкости
агломерата и воздуха, соответственно: кДж/(кг°С) и кДж/(м3,0С)).

В результате охлаждения (на 350°С) не только прекращают-
ся процессы формирования физической и минералогической струк-
туры агломерата в поверхностном слое, но и из-за возникающих
больших термических напряжений разрушаются уже возникшие
кристаллические сростки. Измерения показывают, что поверхно-
стный слой агломерационного спека почти весь «уходит в возврат».

Со временем, по мере опускания зоны горения температуры
спекаемого материала начинают расти в результате непрерывно-
го повышения температуры поступающего в зону горения возду-
ха, а также благодаря теплу, выделяющемуся от горения углерода
шихты. Типичная схема изменения максимальных температур по
высоте спекаемого слоя показана на рис. 2.41.

Как видно, при обычной технологии агломерации верхние
слои материала имеют максимальные температуры ниже оптималь-
ных, что приводит к получению непрочного агломерата, а ниж-
ние имеют температуры выше оптимальных, что ведет к получе-
нию переоплавленного агломерата.
Рис. 2.41. Схема изменения
температуры спекаемого материала в
зоне формирования агломерата на
различных горизонтах слоя:
А СДЕ — фактическая; АВ — оптимальная
(для получения максимального
выхода годного)

Напрашивается естественный метод устранения отмеченно-
го недостатка: необходимо несколько уменьшить содержание твер-
дого топлива в шихте и одновременно продолжить (после собствен-
но зажигания) подачу в слой горячих газов для того, чтобы лик-
видировать дефицит тепла в поверхностных слоях спекаемого ма-
териала. Лабораторными опытами в 1954 г. И.В. Распопов под-
твердил целесообразность этой идеи [88]: при подаче в агломери-
руемый слой в течение первой трети процесса горячего воздуха
удалось получить экономию 20% твердого топлива.

Первая промышленная установка по подаче нагретого воз-
духа в агломерируемый слой была введена в эксплуатацию в ФРГ
в 1959 г. [89]. Нагрев воздуха осуществлялся в кауперах. При рас-
ходе воздуха 213 м3/т агломерата с температурой 840°С расход твер-
дого топлива шихты был снижен на 24%; производительность аг-
ломашин выросла на 8,3%. На других аглофабриках для получе-
ния горячих газов использовались топливосжигающие устройства,
установленные непосредственно за зажигательным горном над сло-
ем спекаемого материала. Вариант агломерации с дополнитель-
ной подачей в слой горячих газов получил название «комбиниро-
ванный нагрев шихты» — КНШ. Обзор литературы по использо-
ванию КНШ приведен в [90].

Различные способы получения и подачи в агломерируемый
слой горячих газов показаны на рис. 2.42.

КНШ наряду с достоинствами (смягчением или полным уст-
ранением «теплового удара» по верхней части аглоспека и сниже-
нием расходов твердого топлива) имеет и принципиальный недо-
статок — уменьшение вертикальной скорости спекания. Первой
причиной этого является ухудшение газопроницаемости слоя в
результате расширения зоны высоких температур, ведущее к сни-
жению скорости фильтрации газа (см. расчет на с. 189). Если на
дополнительный нагрев шихты (за зажигательным горном) идут
продукты горения с низким содержанием кислорода, то появляет-
267
Q Газ
1Y>dLL*4

Горячий воздух

Газ Подогретый воздух
| 1 .

Рис. 2.42. Способы
нагрева верхней части
агломерируемого слоя:

1 — загрузочное устройство; 2 — зажигательный горн;

3 — дополнительный горн; 4 — газогорелочные устройства;

5 — воздухонагреватели; 6 — охладитель агломерата

ся еще один негативный фактор — повышенный удельный расход
подобного «воздуха» на агломерационный процесс. Это можно
показать следующим расчетом.

При сжигании газообразного топлива над слоем с малым ко-
эффициентом избытка воздуха получаются продукты горения с
небольшой концентрацией свободного кислорода. При поступле-
нии в зону горения газа с содержанием кислорода, равным, на-
пример, 6% (остальные 94% составляет сумма других компонен-
тов: N2 + СО2 + Н2О = R), уравнение горения углерода шихты за-
писывается следующим образом:

ЗС + 2(О2 + 94/6R) = 2СО + СО2 + ...

(полагаем, что в продуктах горения отношение СО/СО2 = 2). На
сжигание трех молей углерода требуется 2 • (1 + 94/6) = 33,4 молей
газа — «воздуха». При содержании в шихте 3,5% углерода топли-
ва удельный расход «воздуха» на горение составит

. 334-224

= ^,ч_0 = 7 мз/кгс

в 3-12

т. е. примерно в два раза больше, чем требуется газа на агломераци-
онный процесс по условиям теплообмена (примерно 0,38 м3/кг ш.).

В этом случае происходит значительное рассогласование ско-
ростей перемещения «тепловой волны» и зоны горения. Вычислен-
ный аналогичным образом удельный расход «воздуха» на процесс
при содержании в нем 8; 10; 12 и 14 % свободного кислорода оказал-
ся равным:

содержание кислорода

в «воздухе», % 6 8 10 12 14

расход «воздуха»

на горение 3,5% Ст, м3 0,727 0,544 0,435 0,363 0,311
По мере снижения содержания кислорода в «воздухе» его
потребное количество на горение углерода возрастает и при опре-
деленной величине концентрации (о2)удельный расход «воздуха»
на горение уравнивается с удельным расходом газа на теплооб-
мен. Это граничное содержание кислорода можно назвать «пре-
дельным». Для данных условий расчета предельная концентрация
{о2) оказалась равной 12%. При содержании кислорода в «возду-
хе» выше предельного его удельный расход определяется услови-
ями теплообмена и составляет примерно 0,36-0,38 м3/кг с.ш. При
содержании {о2} ниже предельного удельный расход «воздуха»
на агломерационный процесс будет определяться потребностью на
горение углерода шихты. Эта закономерность хорошо подтвержда-
ется опытами Е. Войса [13] - см. рис. 2.43, а.

Величины предельного содержания кислорода в продуктах
горения, полученные расчетом, хорошо подтверждаются практи-
кой КНШ [91,92]. Поскольку вертикальная скорость спекания об-
ратно пропорциональна удельному расходу воздуха на процесс,
то с уменьшением содержания кислорода в «воздухе» должна про-
порционально снижаться вертикальная скорость спекания. Эта за-
висимость подтверждается результатами всех исследований КНШ.
Зависимость скорости перемещения максимума тепловой волны в
слое от концентрации кислорода в поступающем в слой газе по
опытным данным Е. Войса приведена на рис. 2.43, б.

Рис. 2.43. Зависимость
«вертикальной скорости
спекания» от
содержания кислорода в
«воздухе», поступающем
в слой по опытным
данным Е. Войса

На этом же рисунке
прямой линией (т—п) по-
казана эта зависимость,
полученная расчетом с ис-
пользованием вычислен-
ных значений удельных
расходов «воздуха».
Главный вывод, который можно сделать на основании при-
веденного анализа, заключается в том, что горячий газ, поступаю-
щий в спекаемый слой из дополнительного нагревательного устрой-
ства, должен иметь содержание кислорода не ниже предельного зна-
чения (12-14 %). В противном случае резко снижается скорость
перемещения зоны горения углерода в агломерируемом слое.

Повышенную концентрацию кислорода в продуктах горе-
ния (при сохранении высоких температур горения) можно полу-
чить

- либо при сжигании с большим коэффициентом избытка воз-
духа (а = 1,5-1,8) газов с высокой теплотворной способностью
(природного, коксового) или при использовании в газогорелоч-
ных устройствах подогретого воздуха,

- либо при подаче в продукты горения технического кисло-
рода.
2.7. ОБРАБОТКА АГЛОМЕРАЦИОННОГО СПЕКА

Обладающий относительно невысокой прочностью пористый
агломерационный спек при сходе с машины разделяется на крупные
фрагменты размером до полуметра. Такие большие куски агломера-
та в доменной печи медленно нагреваются и плохо восстанавлива-
ются, что ведет к ухудшению экономических показателей доменной
плавки. Отсюда вытекает необходимость дробления агломерацион-
ного спека до кусков размером не более 60-80 мм. В ходе этой опера-
ции «агломерационный спек» превращается в «агломерат».

При дроблении спека наряду с кусками оптимальных разме-
ров (20-40 мм) образуется значительное количество мелких кусоч-
ков агломерата (0-5 мм). Наличие их в доменной шихте существен-
но повышает ее газодинамическое сопротивление и не позволяет
достичь высокой производительности печи. Поэтому раздроблен-
ный агломерационный спек подвергают грохочению — для отсе-
ва фракции -5 мм. Мелкие некондиционные кусочки агломерата
возвращают на начальные этапы технологической схемы и под-
вергают вторичной агломерации.

Для удобства транспортировки в доменный цех и последую-
щей загрузки в печь агломерат охлаждают.

При перегрузках агломерата с грохота в охладитель, из ох-
ладителя на конвейер, а также в ходе охлаждения происходит до-
полнительное разрушение непрочных кусков агломерата. Поэто-
му перед транспортировкой в доменный цех холодный агломерат
подвергают вторичному грохочению с отсевом мелочи. На боль-
шинстве отечественных металлургических заводов агломерат пе-
ред загрузкой в доменную печь (в скип или на конвейер) подверга-
ют грохочению третий раз для удаления максимально возможно-
го количества фр. 0-5 мм. Выделенный отсев также направляется
на аглофабрику на повторную агломерацию. Суммарное количе-
ство возврата на разных металлургических предприятиях изменя-
ется от 25 до 45% от массы спека. Следовательно, выход годного
агломерата изменяется от 75 до 55%.
На каждой агломерационной фабрике имеется участок, где
осуществляют разделение возврата на два класса: 0-6 мм и 6-12(15)
мм; первый класс идет в шихту, второй — на постель.

Типичная схема обработки аглоспека на металлургическом
заводе [93] приведена на рис. 2.44.

Спек

100

Возврат

у = 42,99

у = 21,09

? Дробление
у = 100

Р = 26,02
Грохочение
-----------у = 78,91

IР = 9,82
Охлаждение

у = 0.79

-----|у = 78.12

|Р = 21,93
Г рохочение

у = 62,37

у = 15,75

Транспортировка

у = 62,37
Р= 11,30

Грохочение

у - 5,36

у = 57.01

Р = 4,8

Транспортировка

у = 57,01

Р = 6,5

Агломерат в ДП

Рис. 2.44. Схема обработки агломерационного спека
(у - выход продукта после операции, %; Р — массовая доля мелочи
5-0 мм (%) в агломерате

2.7.1. Дробление агломерационного спека

На подавляющем большинстве наших аглофабрик для дроб-
ления агломерационного спека применяют одновалковые зубчатые
дробилки. Наиболее серьезным недостатком их является переиз-
мельчение агломерата, в результате чего наряду с крупными кус-
ками требуемых размеров образуется много мелких зерен —
0-5 мм, что снижает выход годного агломерата.
Из числа альтернативных конструкций дробилок, не нашед-
ших пока широкого распространения, можно отметить две: ро-
торную и щековую.

Принцип работы роторной дробилки (рис. 2.45) [94] заклю-
чается в том, что сползающий по наклонному листу пирог агло-
мерата как бы срезается ударами пластин ротора, вращающегося
со скоростью 150-250 об/мин. Часть энергии удара расходуется
на дробление спека, а остальная превращается в кинетическую
энергию летящих в направлении удара кусков агломерата. При
столкновении с броневыми плитами происходит их дополни-

тельное разрушение.

Рис. 2.45. Роторная дробилка
для дробления и стабилизации
агломерационного спека:

1 — каркас машины; 2 — ротор;

3 — броневые плиты; 4 — водяные
форсунки; 5 — вал

Среди специалистов-агломератчиков не существует единой точ-
ки зрения по поводу целесообразности применения дробилок этого
типа. Одни считают, что такие дробилки значительно переизмель-
чают агломерат. Другие утверждают, что наряду с дроблением в этом
случае идет так называемая «стабилизация» гранулометрического
состава агломерата — при дальнейшем движении до доменной печи
такие «стабилизированные» куски агломерата разрушаются в мини-
мальной степени. Если же применять «мягкие» дробление, то при
последующих перегрузках и в самой доменной печи будет происхо-
дить дополнительное разрушение крупных кусков с образованием
значительного количества вредных для плавки мелких фракций.

Щековая дробилка показала-вполне удовлетворительные ре-
зультаты на агломерационных машинах с шириной тележки до
2,5 м. При разработке конструкции щековых дробилок для боль-
ших машин возникли определенные затруднения.

2.7.2. Грохочение горячего агломерата

Грохочение горячего агломерата применяют главным обра-
зом для того, чтобы сделать более эффективным последующее ох-
лаждение крупных кусков агломерата. Кроме того, получающий-
273 1
ся при грохочении горячий возврат может использоваться для по-
догрева агломерационной шихты перед спеканием.

Главная технологическая проблема работы грохота на этой
операции — относительно невысокая эффективность грохочения
даже при достаточно высокой крупности выделяемого возврата
— иногда до 12-15 мм, что обусловлено малой суммарной площа-
дью отверстий в стальном листе, выполняющем роль сита. Боль-
шая масса грохота (до 40 т), требующая установки мощного элек-
тродвигателя; небольшая стойкость (до 12-15 суток) делают же-
лательным дальнейшую конструктивную доработку грохота го-
рячего агломерата.

2.7.3. Охлаждение агломерата

Охлаждение агломерата осуществляют для обеспечения воз-
можности применения наиболее удобного вида транспорта—лен-
точных резиновых конвейеров для перемещения отсортированно-
го агломерата до доменных печей.

У неподготовленного читателя может возникнуть вопрос:
зачем охлаждать агломератперед загрузкой в доменную печь? Ведь
там его снова нужно нагревать. Использование в доменной плав-
ке горячего агломерата могло бы сэкономить большое количество
тепла (топлива) подобно тому, как подача в горн доменной печи
горячего дутья позволяет снизить удельный расход кокса.

Считаем необходимым отметить ошибочность этой точки
зрения. Дело в том, что экономить кокс (в соответствии с законо-
мерностями теплообмена в доменной печи) могут только те ме-
роприятия, которые непосредственно касаются нижней ступени
теплообмена, а горячий агломерат попадает в верхнюю.

Практика работы отечественных аглофабрик 30-40-х гг. про-
шлого столетия показала непригодность способа охлаждения аг-
ломерата, сходящего с агломашины, поливкой его водой — из-за
чрезмерной интенсивности охлаждения происходит сильное раз-
рушение кусков агломерата с образованием большого количества
мелочи. Усилия производственников и проектировщиков в после-
дующие годы были направлены на совершенствование способов
слоевого охлаждения горячего агломерата путем продувки (или
просасывания) через него атмосферного (холодного) воздуха. Ра-
боты шли по двум направлениям: охлаждение спека на самой аг-
ломерационной машине (удлиненной, со специально выделенной
зоной охлаждения в хвостовой части) и охлаждение раздроблен-
ного агломерата в специальных аппаратах — охладителях. Каж-
дый из этих вариантов имел свои достоинства и недостатки. На
основании анализа многолетней практики охлаждения спека на
агломашинах и в отдельных охладительных установках специа-
листы отдают предпочтение второму варианту. При этом способе
раздробленный и отсортированный агломерат в кусках до 200 мм
загружается в установленный непосредственно за агломерацион-
ной машиной охладитель непрерывного действия слоем толщи-
ной 300-800 мм, через который продувается или просасывается
воздух.

На отечественных агломерационных фабриках применяют два
типа охладителей агломерата: чашевые и ленточные. Технико-эко-
номическая эффективность их работы примерно одинакова.

При разработке охладительных систем в аглопроизводстве
следует предусматривать возможность использования тепла ох-
лаждающегося агломерата. Наиболее простым вариантом явля-
ется подача потока нагретого волздуха, выходящего из охладите-
лей, в зажигательный горн. При использовании в зажигательном
горне воздуха с температурой 300°С (вместо 20°С) расход топлива
на зажигание согласно данным табл. 2.5 сокращается на 17-18%.

Более детально вопросы теории и практики охлаждения аг-
ломерата изложены в [58].

Что касается сортировки охлажденного агломерата, то она
особых трудностей не представляет. Для этого применяют грохо-
ты легкого типа.
2.8. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРИЕМЫ ПОВЫШЕНИЯ
КАЧЕСТВА АГЛОМЕРАТОВ И ЭКОНОМИЧЕСКОЙ
ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА

Агломерат как основной железорудный компонент домен-
ной плавки должен обладать таким комплексом свойств, чтобы в
максимальной степени удовлетворять требованиям доменного
процесса. Он должен иметь

- высокое содержание железа (низкое содержание пустой по-
роды);

- минимальное содержание вредных примесей;

- основность, достаточную для полного вывода из домен-
ной шихты сырого известняка;

- хорошую восстановимость;

- однородный гранулометрический состав — наибольшее
количество кусков должно иметь размеры в пределах 20-60 мм (при
минимальном содержании мелочи -5 мм);

- высокую температуру размягчения и малый интервал тем-
ператур плавления.

Сложность проблемы производства высококачественно-
го агломерата заключается в том, что условия для получения
тех или иных свойств агломерата часто оказываются противо-
положными. Кроме того, стремление достичь максимальной
производительности агломерационных машин также часто не
соответствует условиям получения агломерата высокого каче-
ства. В связи с этим на каждой агломерационной фабрике под-
бирают такой компромиссный режим технологии процесса, ко-
торый, с одной стороны, позволял бы иметь достаточно высо-
кую производительность агломерационных машин, а с другой
— давал бы возможность получать агломерат пригодного для
доменной плавки качества.
2.8.1. Качество железорудных агломератов
и мероприятия по его улучшению

Качество железорудных агломератов оценивают по химичес-
кому составу, механическим (прочности) и физико-химическим
свойствам.

Химический состав железорудных агломератов

Наибольший интерес для технологов доменщиков и агломе-
ратчиков представляет содержание в агломератах железа общего
и двухвалентного, серы, основности.

Чем больше железа в агломерате, тем, естественно, выше его
качество, так как при этом снижается количество шлака, а следо-
вательно, и удельный расход кокса в доменной плавке.

Поскольку содержание железа в агломерате определяется его
содержанием в концентрате, то технологи-агломератчики практи-
чески не в состоянии влиять на этот показатель. При оценке каче-
ства агломерата с точки зрения содержания железа следует учиты-
вать основность агломерата. Если снижение содержания железа обус-
ловлено введением в состав агломерационной шихты известняка (для
повышения основности), то такой агломерат имеет большую метал-
лургическую ценность, чем более богатый по Fe агломерат из этого
железорудного концентрата, но неофлюсованный.

Существенное влияние на качество агломерата оказывает со-
держание в нем серы. В 1.4.3 показаны условия, способствующие
удалению в процессе агломерации сульфидной и сульфатной серы.
Как уже отмечали, степень десульфурации при производстве оф-
люсованного агломерата снижается по сравнению с производством
неофлюсованного. Следует однако иметь в виду, что конечный ре-
зультат доменной плавки — содержание серы в чугуне — при ис-
пользовании в плавке офлюсованного агломерата со все увеличи-
вающейся основностью может не расти, поскольку такая плавка
сопровождается снижением удельного расхода кокса — главного
«поставщика» серы в доменную печь.

Содержание других вредных элементов — фосфора, мышья-
ка, цинка — в железорудных агломератах интересует специалис-
тов-агломератчиков в меньшей степени, так как эти элементы в
агломерационном процессе практически не удаляются.

Для достижения высоких технико-экономических показате-
лей доменной плавки целесообразно использовать офлюсованный
агломерат с выводом из шихты максимально возможного количе-
ства «сырого» (необожженного) известняка. Основность такого
агломерата составляет 1,3-1,4. Положительные и отрицательные
стороны производства офлюсованных железорудных агломератов,
в том числе и его качество, рассмотрены в 2.8.3.

Что касается содержания FeO, то этот параметр используют
в качестве косвенного показателя прочности и восстановимости
агломерата. Содержание FeO в спеке определяется в первую оче-
редь концентрацией в агломерационной шихте углерода (см. 1.4.4).
Чем больше расход топлива, тем больше выделяется в процессе
агломерации тепла, тем больше образуется FeO и расплава, более
прочным оказывается аглоспек (рис. 2.46, а). Вместе с тем, этот

более оплавленный агломерат (с по-
вышенным содержанием FeO) будет
иметь меньшую восстановимость
(рис. 2.46, б).

Рис. 2.46. Влияние содержания
углерода в шихте (СТ) на прочность
(а); содержание FeO и
восстановимость агломератов (б);

НФ — неофлюсованный агломерат;

числа на прямых — основность
(CaO/SiOJ, по данным различных
исследователей

При этом необходимо иметь в виду, что связь между содер-
жанием FeO и прочностью агломерата не однозначна. Так, при
проведении агломерации в высоком слое (при пониженном содер-
жании углерода в шихте) благодаря повышению концентрации
кислорода в газе, а также в результате расширения зоны высоких
температур — увеличения времени их воздействия—времени окис-
ления спека, несмотря на уменьшение содержания FeO, прочность
агломерационного спека увеличивается.

Обязательным требованием к качеству агломератов являет-
ся стабильность во времени химических составов. Постоянство со-
става агломерата определяется, с одной стороны, результатами ус-
реднения отдельных компонентов агломерационной шихты, а с
другой,—точностью их дозирования в шихтовом отделении и пос-
ледующим тщательным смешиванием шихты.

Химический состав железорудных агломератов некоторых
аглофабрик России приведен в табл. 2.6.
Химический состав железорудных агломератов России [81]

279

Таблица 2.6

Агломер ацион- ная фабрика Содержание, % Количество проб (%), укла- дывающихся в пределы коле- баний + 0,5/±1,0%
Fe FeO СаО SiO2 СаО SiO2 А12О3 MgO S По Fe По основности
ММК№3 53,2 14,4 11,6 9,0 1,29 1,8 2,1 0,047 -/87,7 95/-
Высокогорская 52,4 14,4 11,3 9,1 1,24 0,074 -/95,2 84,5/-
Абагурская №2 53,2 15,3 5,6 9,2 0,61 5,9 0,012 70,3/93,0 77,2/89,9
Новолипецкая 50,8 15,9 12,8 9,6 1,33 2,3 3,3 - /77,5 66,4/94,1
ЗСМК 56,3 15,2 7,4 6,8 1,09 2,7 2,8 0,020 80,7/- 63,4/ -
Череповецкая 57,6 15,1 8,4 6,7 1,09 1,1 2,5 0,016 62,6/90,7 55,4/83,3
Качканарская 56,6 13,4 6,7 5,2 1,29 86,5/- 80,4/98,4
Бакальская 42,0 13,8 12,5 13,2 0,95 5,2 7,9 0,098 - /87,7 -
охмк 49,2 12,4 17,1 10,3 1,66 1,3 0,8 0,062 54,4/83,5 45,7/82,4
Прочность агломератов

Одной из центральных проблем агломерации рудных мате-
риалов во все времена была разработка технологии получения
прочного агломерата. Из широкого круга специалистов, изучав-
ших влияние различных факторов на прочность агломератов, мож-
но выделить С. В. Базилевича (50-70 гг. XX в.). В последние годы
этой проблеме уделял повышенное внимание А.В. Малыгин.

Одна из особенностей агломерационного производства со-
стоит в том, что сходящий с машины спек — «агломерационный
пирог» является только «полупродуктом», который превращает-
ся в конечный продукт — годный агломерат после определенной
обработки: дробления, охлаждения, грохочения. В ходе этой об-
работки наряду с кусками кондиционного агломерата размером
5-80 мм неизбежно образуется определенное количество мелкой
фракции (0-5 мм), которая по условиям газодинамики непригод-
на для доменной плавки и требует повторной агломерации.

Понятие «прочность» по отношению к агломерату как к ком-
поненту доменной шихты несколько отличается от «прочности»
применительно к деталям машин, изделиям из металлов, дерева,
пластмассы, строительным конструкциям. Если последние вооб-
ще не должны разрушаться, чтобы обеспечить успешную работу
машин, службу зданий, сооружений в течение длительного време-
ни, то «прочный агломерат» — это такой, когда сходящий с агло-
машины спек при перегрузках и дроблении превращается в год-
ные для доменной плавки куски 10-80 мм при минимальном коли-
честве образующейся мелочи 0-5 мм. Куски прочного агломерата
при последующих механических воздействиях (в ходе транспор-
тировки в доменный цех и при загрузке в доменные печи) должны
давать минимальное количество фракции 0-5 мм.

Прочностные характеристики агломерационного спека и
кусков агломерата и гранулометрический состав последнего зави-
сят от двух факторов: от условий агломерационного процесса (при-
роды спекаемого материала и технологического режима) и от ве-
личины динамических нагрузок, которым подвергается аглоспек
при его обработке и при перегрузках на различных участках пути
его движения до доменной печи. Из рис. 2.47 видно, что под дей-
ствием указанных нагрузок происходит значительное разрушение
малопрочных кусков агломерата с постоянным увеличением со-
держания мелкой фракции -5 мм. Для удаления максимально воз-
можного количества ее агломерат подвергается обычно трехкрат-
ному грохочению: 1) после дробления горячего аглоспека; 2) пос-
ле охлаждения; 3) перед загрузкой в скип. Для условий ЗСМК
(см. рис. 2.47) в доменную печь поступает только 60% от сошедше-
го с агломашин спека, а почти 40% возвращается на повторную
агломерацию.

Охлаждение 11

На аглофабрику

Дробление

100

60,9

49,4

79,:

Транспорти-
ровка
к доменной
печи

В доменную
печь

68,2

55Д

12,5

Грохочение

60,9

Грохочение

Рис. 2.47. Качественно-количественная схема обработки
агломерата на ЗСМК [95];

числа на рисунке — доля (%) кускового агломерата и мелочи (-5 мм)
на отдельных этапах обработки агломерационного спека

Таким образом, проблема прочности имеет не только тех-
нологический аспект — получение малоразрушающегося агломе-
рата, но и экономический — сокращение до минимально возмож-
ного количества возврата, благодаря чему достигается высокая
производительность по годному агломерату и пониженный удель-
ный расход твердого топлива на процесс, в конечном счете, сни-
жение себестоимости агломерата.

Механизм и кинетика разрушения агломерата. Как известно
(см. 1.5), образующийся на агломерационной машине спек пред-
ставляет собой пористый (60-70%) слой закристаллизовавшегося
железистого расплава, в котором уплотненные «сгустки вещества»
— блоки — чередуются с крупными (до 10-15 мм) неправильной
формы порами. Сами блоки соединены друг с другом относитель-
но тонкими (малопрочными) перегородками, образованными из
этого же агломерационного расплава.

Агломерационный спек обладает невысокой прочностью и
легко под действием сил относительно небольшой величины раз-
деляется на фрагменты, куски различных размеров: от 500 до 100—
200 и до 0-5 мм. Подобное поведение пирога агломерата связано с
особенностями его структуры. Хорошо известно, что твердое тело,
пронизанное каналами, с большим количеством пор обладает по-
ниженной прочностью. Это обусловлено, с одной стороны, сокра-
щением площади твердой фазы, сопротивляющейся воздействую-
щим нагрузкам, а с другой — тем, что поры являются концентра-
торами (усилителями) напряжений.

Дополнительным фактором, облегчающим разрушение аг-
ломерационного спека, является наличие в нем внутренних напря-
жений. В некоторых объемах спека они достигают такой величи-
ны, что происходит местное разрушение аглоспека уже на агломе-
рационной машине (без воздействия внешних сил).

Различают три вида внутренних напряжений в агломераци-
онном спеке: термические, межфазные, или структурные, и
фазовые. Действующим фактором напряжений первого и второго
типов является тепловое расширение твердых тел.

Термические напряжения возникают в заключительный пе-
риод формирования агломерата, когда через раскаленный закри-
сталлизовавшийся слой аглоспека проходит поток относительно
холодного воздуха, в результате чего возникает значительная раз-
ность температур в поверхностном слое какого-то объема рудно-
го материала и в центре этого объема (блока, перемычки). Более
низкие температуры в поверхностных слоях вызывают там боль-
шую степень тепловой усадки по сравнению с усадкой в централь-
ных областях объема материала — это и является причиной воз-
никновения термических напряжений. Чем больше интенсивность
охлаждения аглоспека, тем больше градиент температур в куске
агломерата, тем больше оказываются термические напряжения.

Межфазные напряжения не зависят от скорости охлаждения
спека. Они возникают из-за различия коэффициентов термичес-
кого расширения разных фаз, слагающих данный элемент спека
(блок или перемычку). Размеры кристаллов различных фаз, сфор-
мировавшихся при высоких температурах, при охлаждении умень-
шаются в разной степени, что и вызывает возникновение напря-
жений на поверхностях контактов этих фаз.

Фазовые напряжения возникают внутри кристаллов некото-
рых фаз, испытывающих модификационные превращения при оп-
ределенных температурах. Для железорудных агломератов наи-
большее значение имеет переход модификации P-Ca2SiO4 в
y-Ca2SiO4, начинающийся при 675°С. В результате этого превра-
щения увеличивается объем новой фазы на 11%, что и вызывает
появление напряжений внутри кристаллов.

Исследования показывают, что агломерационный спек, име-
ющий блочную структуру, при последующей механической обра-
ботке разделяется на отдельные куски агломерата вполне опреде-
ленным образом. Первичное разрушение происходит еще на спе-
кательной тележке под действием только внутренних напряжений
— агломерационный пирог раскалывается на отдельные фрагмен-
ты размером до 0,5 м. После схода с палеты идет разрушение фраг-
ментов на более мелкие куски в дробилке, при грохочении и ох-
лаждении. Разрушение агломерата продолжается и дальше при его
движении по тракту от аглофабрики до доменной печи на пере-
грузочных узлах, при прохождении через бункера.

Для прогнозирования характера изменения гранулометри-
ческого состава агломерата (в результате разрушения) на пути от

агломерационной машины до доменной печи и в ходе плавки в
лабораторных условиях проводят опыты, результаты которых
представляют, как правило, графически в виде зависимости «си-
товый состав агломерата — количество затраченной на его обра-

ботку энергии «Дж». На
практике, для простоты
величину приложенной
к агломерату работы за-
меняют либо числом
сбрасываний пробы аг-
ломерата, либо числом
оборотов барабана (Ру-
бина или стандартно-
го). Типичный характер
изменения грануломет-
рического состава агло-
мерата в ходе таких ис-
пытаний представлен
на рис. 2.48 или в более

Число оборотов барабана

Рис. 2.48. Динамика изменения
фракционного состава агломерата при
обработке в барабане Рубина [96];
числа на рисунке — размеры фракций в мм
Рис. 2.49. Динамика изменения
фракционного состава агломерата
по ходу его разрушения [97];
числа у кривых — размеры
фракций,мм

обобщенном виде на рис. 2.49. Как видно, все время механической
обработки спека четко делится на два периода. На первом при срав-
нительно небольших затратах энергии (до примерно 30 оборотов)
идет интенсивное «объемное» разрушение крупных кусков агло-
мерата (+40 мм), по наиболее крупным порам с образованием пре-
имущественно промежуточных фракций: 40-25 и 25-10 мм. Этот
этап в технической литературе называют «этап ликвидации мак-
ропор», или «этап индивидуализации блоков».

При продолжении динамических воздействий на агломерат
происходит смена режима разрушения, который на втором этапе
переходит в режим «истирания», характеризующийся в соответ-
ствии с законом Риттингера меньшей интенсивностью разруше-
ния и большим удельным расходом энергии. На этом этапе в ос-
новном образуются мелкие фракции (0-5 мм) за счет скалывания
выступов, сглаживания поверхности кусочков агломерата 10-40 мм
— происходит «сфероидизация блоков».

Приведенный на рис. 2.48 и 2.49 характер изменения грану-
лометрического состава агломерационного спека под воздействием
динамических нагрузок является практически всеобщим: для раз-
личных агломератов меняются лишь процентные содержания от-
дельных фракций*.

’Исключение составляют лишь агломераты со слабо выраженной
блочной макроструктурой (по классификации В. Я. Миллера, губчатой,
мелкопористой). Для таких агломератов переход типа разрушения от
первого (раскалыванием) ко второму (истиранием) происходит более
плавно — в интервале 20-50 оборотов барабана.
Отмеченная закономерность, когда разрушение кусков аг-
ломерата почти прекращается после приложения к нему опреде-
ленного количества работы, навела специалистов-агломератчиков
на мысль, что «мягкий» режим обработки и транспортировки аг-
ломерата до доменного цеха, предусматривающий сведение до ми-
нимума различных динамических воздействий на агломерат во
избежание образования излишнего количества мелочи, нельзя счи-
тать оптимальным. Непрочные куски агломерата, которые были
сохранены при транспортировке в доменный цех, будут продол-
жать разрушаться при высыпании в скип, при прохождении через
засыпной аппарат доменной печи и в ходе самой плавки, ухудшая
ее показатели.

По предложению Л. Р. Мигуцкого [98], наоборот нужно под-
вергнуть агломерат интенсивной механической обработке, чтобы
все непрочные куски были разрушены, а образовавшаяся мелочь
должна быть отсеяна из агломерата до его загрузки в доменную
печь. Такая обработка, получившая название «стабилизация», пре-
дупреждает образование большого количества мелких фракций в
ходе плавки и позволит значительно повысить технико-экономи-
ческие показатели работы доменных печей. При этом следует иметь
в виду, что образующееся повышенное количество возврата сни-
жает экономическую эффективность агломерации.

В качестве аппаратов-«стабилизаторов» агломерата было
предложено использовать вращающиеся барабаны, цилиндричес-
кая поверхность которых была выполнена в виде колосниковой
решетки. Таким образом, барабаны-стабилизаторы одновремен-
но выполняли и роль грохотов.

Другим вариантом аппарата-стабилизатора может быть ротор-
ная дробилка ударно-инерционного действия ([94] — см. 2. 7.1).

Методы определения прочности агломератов. Очевидно, что
результаты исследований представляют наибольший интерес, если
используются одинаковые приемы и условия проведения экспери-
ментов и одинаковые методы обработки и оценки полученных дан-
ных. Применительно к изучению проблемы прочности агломератов
целесообразно унифицировать величину и способ приложения раз-
рушающей работы к агломерационному спеку, а также выработать
количественные показатели, характеризующие качество дроблено-
го агломерата и технико-экономические параметры агломерации, свя-
занные с его разрушением.

Как уже отмечали, одним из важнейших свойств агломерата
с точки зрения его потребителей — доменщиков является его гра-
нулометрический состав. С одной стороны, он определяет скорос-
ти протекания реакций восстановления оксидов железа и тепло-
обмена между доменной шихтой и газовым потоком. С этих пози-
ций рудный материал должен иметь максимально возможную по-
верхность, т. е. минимальный размер кусков. С другой стороны,
по условиям газодинамики слоя шихтовых материалов необходи-
мо иметь максимальный размер кусков. Практика работы домен-
ных печей показала, что оптимальным размером кусков агломе-
рата с учетом отмеченных выше противоречивых требований яв-
ляется фракция 20-40 мм. В реальных условиях диапазон разме-
ров более широкий — 5-80 мм.

Обобщающим показателем, характеризующим грануломет-
рический состав агломератов, может быть эквивалентный, усред-
ненный размер кусков — d3KB. С точки зрения газодинамики, наибо-
лее целесообразно dgKB определять как среднее гармоническое (фор-
мула 1.73). Так, для агломерата А1, ситовый состав которого при-
веден в табл. 2.7, эквивалентный диаметр равен

^экв

100

3 35 27 14 21

70 + 37,5 +18,5 + 8,5 + 2,5

= 8,0 мм.

Таблица 2.7

Фракционный состав агломератов

Агломерат Содержание фракций, %% ^ЭКВЭ^М
+50 25-50 12-25 5-12 -5
А1 3 35 27 14 21 8,0
А2 3,6 41,7 32,1 16,7 5,8 13,8

Определяющее влияние на величину эквивалентного диамет-
ра кусков полидисперсного агломерата оказывает содержание в
нем наиболее мелкой фракции 0-5 мм. Если из агломерата А1 от-
сеять, к примеру, 16% фр. 0-5 мм, то эквивалентный диаметр агло-
мерата А2 увеличится до 13,8 мм — более чем в полтора раза. По-
этому доменщики в практической деятельности для оценки каче-
ства агломерата вместо dgKB обычно используют содержание в аг-
ломерате определяющего класса 0-5 мм. На различных металлур-
гических заводах содержание этой фракции в скиповом агломера-
те изменяется от 5 до 25%.

При разработке стандартных методов определения прочно-
сти агломератов стремились подобрать такие условия проведения
опытов, которые бы в максимальной степени имитировали пове-
дение агломерата в производственных условиях. Один из первых
стандартов, который широко применялся на аглофабриках США
в 30-е гг., предусматривал разрушение пробы агломерата массой
40 кг путем 4-кратного сбрасывания с высоты 1830 мм на сталь-
ную плиту. Это должно было соответствовать ударным нагруз-
кам, которым подвергался агломерат при транспортировке от аг-
лофабрики до доменной печи: падение пирога агломерата с ма-
шины в агловоз — разгрузка в бункеры доменного цеха — паде-
ние в скип — загрузка в доменную печь. Прочность агломерата
характеризовалась изменением среднего диаметра кусков агломе-
рата до и после испытания.

Однако на отечественных агломерационных фабриках основ-
ным стал более простой и дающий более достоверные результаты
метод определения степени разрушения кусков агломерата во вра-
щающемся вокруг горизонтальной оси барабане конструкции П.
Г. Рубина. Основные параметры методики: диаметр барабана 1000,
длина образующей 600 мм; барабан имеет внутри три полки длиной
по 250 мм, расположенные под углом 120°; в барабан загружается
проба агломерата массой 20 кг в кусках +40 мм; частота вращения
барабана 25 об/мин; продолжительность вращения 4 мин. За показа-
тель прочности П. Г. Рубин предложил использовать процентное со-
держание класса -5 мм после испытания.

Как показали исследования [49], характер динамических воз-
действий на агломерат во вращающемся барабане достаточно хо-
рошо отражает результаты действия реальных нагрузок на агло-
мерат на тракте его движения от агломашины до доменной печи
(пунктирные линии на рис. 2.50).

Рис. 2.50. Динамика
изменения выхода
отдельных фракций
в барабане и на
промышленном тракте
НТМЗ; А — после грохота
горячего агломерата; Б —
после охладителя; Б — при
перегрузке в бункеры доменного
цеха; Г—перед вторичным
грохочением у доменной печи
Применяющаяся в настоящее время в качестве стандартной
(ГОСТ 15137-69) методика определения прочности железорудных
агломератов представляет собой несколько измененную методи-
ку Рубина: испытание проводят в барабане диаметром 1000 и дли-
ной образующей 500 мм с двумя полками высотой 50 мм; масса
пробы 15 кг; размер кусков агломерата 5-40 мм; частота враще-
ния барабана 25 об/мин; время испытания 8 мин. Качество агло-
мерата оценивается двумя показателями: процентным содержани-
ем фракций +5 мм (испытание на удар) и -0,5 мм (испытание на
истирание).

В табл. 2.8. приведены данные по прочности железорудных
агломератов некоторых агломерационных фабрик России.

Еще в XIX в. было установлено, что в ходе доменной плавки
происходит разрушение кусков железных руд, причиной которо-
го является не воздействие внешних механических сил, а внутрен-
ние напряжения, возникающие в результате кристаллохимических
превращений в процессе восстановления оксидов железа.

Таблица 2.8

«Холодная» прочность железорудных агломератов некоторых
агломерационных фабрик России

Барабанная проба, % Агломерационная фабрика
ММК Вы- соко- гор- ская Аба- ГУР- ская Чере по- вец- кая Но- во- Липе цкая Запад- но-Си- бир- ская Кач- ка- нар- ская
Барабан Ру- бина -5 мм 26,0 22,0 27,2
ГОСТ 15137- -69 +5,0 мм 67,5 60,0 62,4 65,4 68,4
-0,5 мм 5,6 6,5 7,4 5,7 7,8

Поставленные специальные эксперименты позволили уста-
новить следующее: а) определяющим в этом являются восстано-
вительные процессы; б) максимальное разупрочнение наблюдает-
ся при степени восстановления 25-40%, т.е. на этапе восстановле-
ния Fe2O3 Fe3O4, что соответствует температуре 500°С [99] (при

более высоких температурах разупрочнение замедляется, а затем
288
при температурах > 900°С прочность даже увеличивается); в) ра-
зупрочнение материалов при восстановлении оксидом углерода
происходит в большей мере, чем при восстановлении водородом.

Главной причиной снижения прочности железорудных ма-
териалов являются затруднения, связанные с перестройкой крис-
таллических решеток оксидов железа в ходе восстановления. По-
добная перестройка, протекающая при умеренных температурах,
когда подвижность частиц в узлах кристаллических решеток не-
велика, создает в объеме куска значительные внутренние напря-
жения с образованием трещин и последующим его разрушением.

Во многих случаях отсутствует четкая связь между «холодной»
прочностью железорудных материалов и их прочностью в процессе
восстановления. Поэтому для более полной характеристики метал-
лургических свойств агломератов и окатышей в последние годы оп-
ределяют их прочность при нагреве и восстановлении.

Для этого часто используют установку, предложенную Р. Лин-
дером [100], который стремился в максимально возможной степени
воспроизвести условия доменной плавки: восстановление ведется при
непрерывно повышающейся температуре и увеличении по ходу
опыта содержания СО в газе-реагенте. Процесс восстановления
идет во вращающейся горизонтальной трубчатой печи диаметром
160 мм, где навеска железорудного материала массой 500 г под-
вергается небольшим динамическим воздействиям. Общее время
опыта 5 ч. Прочность агломерата оценивается по количеству об-
разующейся мелочи.

Позднее, в 1964 г., факт значительной потери прочности кус-
ков в результате восстановления был подтвержден и для окаты-
шей [8]. Опыты проводились по значительно более простой схеме,
чем у Линдера. Основным элементом установки была трубчатая
вертикальная печь, внутри которой на штоке была подвешена кор-
зинка с 500-граммовой навеской. В течение 2,5 ч опыта через печь
пропускался газ СО, а температура навески постепенно повыша-
лась до 950°С. Небольшие динамические нагрузки создавались в
результате встряхивания корзинки, когда отдельные кусочки про-
бы ударялись друг о друга, имитируя взаимодействие кусков до-
менной шихты в ходе ее опускания в печи.

Из рис. 2.51, на котором приведены некоторые данные по
«холодной» и «горячей» прочности нескольких типов железоруд-
ных агломератов, можно сделать два важных вывода:

- восстановительные процессы приводят к существенному
снижению прочности железорудных агломератов — выход класса
0-5 мм увеличивается примерно вдвое;
50

80,2%

Рис. 2.51. «Холодная»
(заштриховано) и
«горячая» прочность
некоторых типов
железорудных агломератов:
4 — агломерат
с основностью 4,75; 6 —
качканарские (опытные)
окатыши

- между холодной и горячей прочностью агломератов пол-
ного соответствия не наблюдается; это значит, что для получения
более достоверной информации о поведении агломерата в домен-
ной печи кроме определения обычной «барабанной пробы» (при
температуре 2О...25°С) необходимо проведение опытов по опреде-

лению прочности при нагреве и восстановлении.

В последующие годы различными исследователями было

предложено еще несколько вариантов установок для определения
«горячей» прочности железорудных материалов. Минчермет
СССР рекомендовал в качестве стандартной несколько видоизме-
ненную установку Линдера — ГОСТ 19575-74. Для опыта исполь-
зуется вращающаяся горизонтальная трубчатая печь (диаметром
145 и длиной 500 мм), частота вращения 10 об/мин. Навеска агло-
мерата 500 г крупностью 10-15 мм обрабатывается газом-восста-
новителем (32-34% СО, 3-5% СО2 и остальное N2) при непрерыв-
ном подъеме температуры до 800°С в течение 185 мин. Прочность
агломерата оценивается по выходу фракций +10; 5-0,5 и -0,5 мм.

В мировой практике для определения «горячей» прочности
агломератов широко используется стандарт JIS М8713, разрабо-
танный в 1987 г. японской фирмой «Yahagi Engineering». Вначале
пробу агломерата массой 500 г (фр. 15-20 мм) восстанавливают в
течение 30 мин при 500°С газом состава: 20% СО, 20% СО2 и 60%
N2. Затем охлажденную в токе N2 навеску подвергают динамичес-
ким воздействиям во вращающемся со скоростью 30 об/мин бара-
бане диаметром 130 и длиной 200 мм в течение 30 мин. Прочность
восстановленного агломерата оценивают по относительному вы-
ходу фракции -3,15 мм — индекс RDI.
Одним из факторов экономической эффективности агломе-
рационного производства является показатель, характеризующий
распределение массы спека между возвратом и пригодным к до-
менной плавке агломератом. Показатель назвали выход годного
агломерата. Полагая, что после обработки спека не остается слиш-
ком крупных кусков, «годный агломерат» ограничили только ниж-
ней границей по крупности — чаще всего это 5 мм. Показатель
«выход годного агломерата» широко используется при анализе ла-
бораторных опытов по агломерации. Он определялся следующим
образом. Агломерационный спек, извлеченный из чаши, сбрасы-
вают на стальную плиту (один, два или четыре раза), после чего из
раздробленной массы кусков отсеивают мелкую фракцию, кото-
рую считают возвратом. Доля оставшихся крупных кусков по от-
ношению к массе первоначального спека и считают выходом год-
ного. Для практики отечественной агломерации величина выхода
годного колеблется в пределах от 50 до 75%.

Необходимо отметить неопределенность и неоднозначность
получаемых результатов из-за разнобоя условий получения этого
показателя. Каждый исследователь применяет свою методику опы-
тов и обработки получающихся данных: одни относят к «годному
агломерату» фр. + 5 мм, другие + 6, + 7, + 10, + 12 и даже + 15 мм;
в различных лабораториях применяются неодинаковые способы раз-
рушения агломерационного спека. Поэтому получающиеся числен-
ные величины имеют относительный характер и могут быть исполь-
зованы для анализа результатов только данной серии опытов.

Влияние на прочность агломератов их фазового состава. Если
прочность агломерационного спека определяется в основном его
макроструктурой, то прочность кусков агломерата (блоков) дол-
жна зависеть и от прочности фаз, слагающих блок.

Как показано ранее (гл. 1.4.7), железорудные агломераты
состоят из большого числа фаз, обладающих различными физи-
ко-химическими характеристиками. По данным работы [101] проч-
ность отдельных фаз железорудных агломератов имеет следующие
значения (табл. 2.9).

Из приведенных данных следует, что наиболее прочными
фазами из числа изучавшихся являются гематит, магнетит, оливи-
ны (до х = 1) и ферриты кальция. Наименее прочные фазы пред-
ставлены оливинами, приближающимися по составу к двухкаль-
циевому силикату (при х > 1,5), а также стеклом. Вместе с тем ряд
исследователей [102-104] утверждает, что между относительным
количеством тех или иных фаз в агломерате и его прочностью не
наблюдается прямой и однозначной зависимости.
Таблица 2.9

Прочность (а) и восстановимость (В) фаз, входящих
в состав железорудных агломератов

Материал а, кН/см2 В, %
Гематит Fe2O3 26,2 49,9
Магнетит Fe3O4 36,2 26,7
Фаялит 2FeO SiO2 19,9 1,0
Оливины CaOx FeO2.x SiO2:
х = 0,25 26,0 2,1
х = 0,50 55,6 2,7
х= 1,0 22,9 6,6
х = 1,0 (стекло) 3,9 3,1
х - 1,5 10,0
Ферриты кальция СаОу Fe2O3:
у = 1 (однокальциевый) 13,9 40,1
у = 2 (двухкальциевый) 36,3 28,5

Новейшие исследования прочности железорудных агломе-
ратов с использованием современных экспериментальных мето-
дов (метода синхронной регистрации параметров силового нагру-
жения исследуемого образца и акустической эмиссии, возникаю-
щей при появлении трещин) ставят под сомнение справедливость
казавшееся ранее бесспорным мнение, что прочность агломера-
тов в существенной степени зависит от содержания в них стекла.
Как отмечает А. В. Малыгин [102], «Несмотря на различие упру-
гих и прочностных свойств акустограммы трещинообразования
для одноименных минеральных фаз аглоспеков разного химичес-
кого состава близки. Их анализ показывает, что наибольшей стой-
костью к зарождению и развитию трещин в реальных аглоспеках
обладает шлаковая связка (стекло)».

Оценивая роль минерального состава железорудных агло-
мератов во влиянии на прочность их кусков, А.В. Малыгин на ос-
новании данных регрессионного анализа приходит к заключению,
что доля этого фактора не превышает 10-15%. Автор отмечает:
«Установлено, что на выход мелких фракций при разрушении и
показатели механической прочности агломерата доминирующее
влияние оказывают параметры макроструктуры» (около 90%).
«Химический и минеральный состав агломерата оказывает влия-
ние на разрушаемость аглоспека, в основном через количество и
292
свойства жидкой фазы, определяющей формирование параметров
макроструктуры и строения макроблоков...».

Можно отметить лишь одну твердо установленную лаборатор-
ными экспериментами и на практике зависимость между прочнос-
тью агломерата и содержанием в нем СаО: при основности 1,2 — 1,5
наблюдается «провал» прочности агломерата — рис. 2.52 (более
подробно см. 2.8 .2).

Рис. 2.52. Изменение
прочности агломерата
(после сбрасывания) из
керченского концентрата
в зависимости от
основности:

1 — охлаждение на воздухе;
2 — заливка горячего
агломерата водой

Что касается природы спекаемого рудного материала, то
наиболее слабый по прочности агломерат получается из бурых
железняков или концентратов гравитационного обогащения. При
агломерации очень рыхлой шихты (при насыпной массе около
1300 кг/м3 суммарная пористость $лоя превышает 70%) образу-
ется крупнопористый очень хрупкий спек, после обработки ко-
торого получается малый выход годного. А сами кусочки агломе-
рата ноздреватые, ветвистой формы не обладают необходимой
прочностью.

Агломераты из магнетитовых концентратов характеризуют-
ся значительно более высокой прочностью, что обусловлено боль-
шой насыпной массой окомкованной шихты—до 2200 кг/м3; сум-
марная пористость такого слоя составляет примерно 50%. Спек
получается более плотным и соответственно более прочным.

Из технологических факторов на первое место по эффектив-
ности воздействия на прочность агломерационного спека следует
поставить температурно-тепловые условия процесса, определяю-
щие количество и физико-химические свойства образующихся рас-
плавов, а также время взаимодействия жидкой и твердой фаз в зоне
формирования агломерата.

Зажигание агломерационной шихты. Температурные условия
зажигания в первую очередь будут влиять на формирование по-
верхностного слоя агломерационного спека толщиной 30-40 мм.
При обычных условиях зажигания агломерационный спек на по-
верхности слоя формируется из-за недостатка тепла при относи-
тельно низких температурах, а также при интенсивном последую-
щем охлаждении. Это обусловлено отсутствием верхней ступени
теплообмена в начальный период агломерации, когда в поверх-
ностный полурасплавленный слой материала, выходящего из-под
горна, поступает холодный атмосферный воздух. Измерения по-
казали, что большая часть образующегося на поверхности слоя
спека разрушается и переходит в возврат. Очевидно, чем больше
высота агломерируемого слоя, тем меньшую долю от общей мас-
сы составляет непрочный поверхностный слой спека, тем больше
выход годного.

Содержание углерода топлива в агломерационной шихте. С
увеличением содержания углерода твердого топлива в шихте рас-
тет количество тепла, выделяющегося при его горении, что, есте-
ственно, приводит к увеличению максимальных температур в слое
[23] (рис. 2.53) и увеличению времени воздействия высоких темпе-
ратур на спекаемый материал. Исследования показали, что в этом
случае, как правило, повышается прочность агломерационного
спека (рис. 2.54).

Рис. 2.53. Изменение максимальных температур по высоте слоя
при агломерации магнетитового концентрата крупностью:
а) 3-5 мм; б) 0,84-1,68 мм; продолжительность зажигания 1,5 мин;
скорость засасывания воздуха в слой 0,757 м/с
Считаем необходимым отметить, что данные рис. 2.53 пока-
зывают лишь общую тенденцию изменения температур. На агло-
фабриках, где реальные скорости фильтрации воздуха в слое зна-
чительно ниже—0,3-0,4 м/с, максимальные температуры при этих

расходах топлива будут выше.

Рис. 2.54. Зависимость прочности
агломератов, полученных при

спекании магнетитовых
концентратов от расхода
топлива в шихте [49]:

1 — высокогорского (фр. -0,2 мм);

2 — оленегорского (фр. -0,5 мм);

3 — криворожского (фр. -0,1 мм) ;

4 — аглоруда высокогорская
(фр.0-12 мм); 5 — аглоруда
соколовская (фр. 0—12 мм)

Особенно четко это прояв-
ляется при агломерации крупно-
зернистых железорудных матери-

Содержание углерода в шихте, %

алов (кривые 4 и 5 на рис. 2. 54). Можно полагать, что такая же

явная зависимость окажется и в случае агломерации хорошо оком-
кованной шихты, содержащей тонкие концентраты.

Более сложная связь между содержанием углерода топлива
в шихте и прочностью аглоспека и кусков агломерата оказывает-
ся при спекании плохо окомкованных мелкозернистых концент-
ратов (кривые 1; 2 и 3).

Существенное влияние содержания углерода в шихте на
прочность железорудных агломератов можно подтвердить также
данными, представленными на рис. 2.55, 2.56 и 2.58.

Одним из наиболее распространенных способов повышения
прочности агломерационного спека является комбинированный на-
грев шихты — КНШ, сущность которого изложена в гл. 2.6: бла-
годаря подаче в вышедший из-под горна раскаленный слой агло-
мерационного спека еще некоторое время нагретых газов (или воз-
50

Содержание углерода в шихте, %

Рис. 2.55. Зависимость выхода
мелочи при испытании
агломератов в барабане Рубина
от содержания углерода в шихте
при различных температурах
внешнего нагрева
(числа на кривых ) [105]

духа) верхняя часть аглоспека не испытывает больших термичес-
ких напряжений, что в итоге повышает выход годного агломера-
та. Поскольку на результаты агломерационного процесса с при-
менением КНШ воздействует большое количество факторов (тем-
пература и время подачи в спекаемый слой горячих газов, их хи-
мический состав, распределение углерода топлива по высоте слоя
и др.) технико-экономическая эффективность КНШ в различных
исследованиях получилась неодинаковой (см. книгу В. А. Шурха-
ла [90]). В табл. 2.10 и на рис. 2.55 представлены результаты неко-
торых исследований.

Таблица 2.10

Влияние комбинированного нагрева на гранулометрический
состав агломератов [106]

Размер зерен, мм Выход класса, %
Обычная технология Комбинированный нагрев
+12 25-32 49-56
-5 27-32 22-23

Одной из разновидностей КНШ является подача в спекае-
мый слой горячего (около 1000°С) воздуха [107, 108]. По данным
последней публикации, при подаче в слой в течение 1/3 времени
агломерации воздуха с температурой 1000°С выход годного уве-
личился с 56 до 74%; барабанная проба (-5 мм) снизилась с 41 до
33%; уменьшилось содержание FeO (с 19 до 10%) с соответствую-
щим увеличением восстановимости агломерата (с 44 до 52%). При
этом оптимальное содержание углерода в шихте сократилось в два
раза (с 3,50 до 1,75%). Вертикальная скорость спекания снизилась
с 22 до 19 мм/мин. Несмотря на отмеченные положительные ре-
зультаты технико-экономическая целесообразность этого варианта
технологии агломерации остается под вопросом, поскольку авто-
ры работы не привели данных об изменении суммарного расхода
тепла на процесс. Кроме того, нельзя считать приведенные выше
положительные результаты опытов показательными из-за низкой вы-
соты агломерируемого слоя (200 мм). Подача горячего воздуха в слой
толщиной 300-400 мм будет сопровождаться существенно меньшим
положительным эффектом.

Целесообразность использования КНШ в практике агломера-
ции железорудных материалов очевидна только в том случае, если

падение производительности агломерационных машин за счет сни-
жения вертикальной скорости спекания перекрывается более высо-
ким выходом годного. Для этого должны быть подобраны оптималь-
ные параметры КНШ: температура поступающего в слой газа; со-
держание в нем кислорода и время подачи горячего газа (при чрез-
мерно длительном внешнем нагреве значительно снижается верти-
кальная скорость спекания).

Термообработка железорудных агломератов. В опубликован-
ной в 1964 г. работе Е. Ф. Вегмана показано значительное улуч-

шение качества железорудных агломератов и прежде всего их проч-
ности после термической обработки — повторного нагрева до
1О5О...11ОО°С и выдержки при этой температуре в течение 1-2 ч
[109]. Позже более детальное исследование применительно к агло-
мератам из руд КМА [110] подтвердило высокую эффективность
этого способа обработки агломерата. «Установлено, что терми-
ческая обработка агломерата при оптимальной температуре уже
за первые 5 мин позволяет уменьшить количество стекла в его
структуре на 15-20%. Отжиг в течение 1 ч полностью устраняет

стекло из агломерата, превращая его в
полнокристаллическую техническую по-
роду». Эти превращения сопровождают-
ся существенным повышением прочнос-
ти агломератов (рис. 2.56).

Рис. 2.56. Выход мелочи из обычного (а)
и термически обработанного
в течение 1 ч (б) агломератов
после 4-кратного сбрасывания на
стальную плиту с высоты 1,8 м
Наряду с повышением прочности улучшаются и другие свой-
ства железорудных агломератов: происходит дополнительное уда-
ление серы (окисляется); увеличивается микропористость, благо-
даря чему заметно повышается восстановимость.

Несмотря на отмеченные положительные результаты, этот
способ улучшения качества агломератов вряд ли может быть ре-
комендован для широкого промышленного распространения —
выдержка агломерата в течение 1 ч при 1100°С, во-первых, требу-
ет значительного увеличения тепловых затрат (что повышает се-
бестоимость агломерата), а во-вторых, этот вариант технологии
нереализуем на современных агломерационных фабриках, укомп-
лектованных мощными агломерационными машинами (площадью
просасывания 312 м2).

Нельзя признать целесообразным и предложенный Е. Ф. Вег-
маном вариант кратковременного температурно-теплового воздей-
ствия на агломерат путем установки на хвостовой части агломе-
рационной машины газовых горелок, которые должны нагревать
поверхность спека до 1 000... 1100°С. Небольшой эффект от этого
мероприятия — снятие некоторой доли термических и структур-
но-фазовых напряжений в аглоспеке — с успехом достигается при
агломерации в высоком слое.

Скорость движения газового потока в спекаемом слое должна
иметь оптимальное значение. При слишком низкой скорости поступ-
ления воздуха в слой агломерационный процесс идет вяло — снижа-
ются максимальные температуры, оказывается мало жидких фаз —
агломерат получается плохо сформированным, малопрочным.

Вредным, с точки зрения достижения высокой прочности аг-
ломерата, оказывается и слишком интенсивное поступление воз-
духа в зону формирования агломерата. В этом случае из-за сокра-
щения времени воздействия высоких температур на материал воз-
растает степень незавершенности химико-минералогических про-
цессов, а чрезмерно быстрое охлаждение закристаллизовавшего-
ся спека приводит к возникновению в нем больших термических и
межфазовых напряжений. Эти соображения подтверждаются дан-
ными экспериментальных исследований (рис. 2.57 и 2.58).

При охлаждении агломерата НКГОК на линейном охлади-
теле дополнительно образуется 13% мелочи [93].

Из рассмотренных выше данных следует вывод, что чрезмер-
ная интенсификация агломерационного процесса (в целях дости-
жения высокой производительности агломерационных машин)
сопровождается ухудшением показателей процесса: уменьшается
Рис. 2.57. Изменение выхода
годного агломерата в зависимости
от вертикальной скорости
спекания [111]

U , мм/мин
СП

Рис. 2.58. Результаты
испытания спеков, полученных из
магнетитовой шихты при
различных расходах углерода и
воздуха [49]

выход годного и снижается прочность кусков агломерата. Пара-
метром, характеризующим интенсивность агломерационного про-
цесса, может служить скорость засасывания воздуха в спекаемый
слой (wo). Очевидно, что для каждого типа железорудных материа-
лов оптимальная величина wo будет своя. Но среднее значение, исхо-
дя из многочисленных практических данных, должно составлять 0,3—
0,4 м/с (имеется в виду скорость, приведенная к нормальным услови-
ям, и в расчете на полное сечение площади просасывания).

Ферритные смеси. В 60-х гг. XX в. группа исследователей ла-
боратории агломерации ДМЕТИ (Днепропетровск) под руковод-
ством Г. Г. Ефименко активно изучала метод упрочнения агломе-
рата (с одновременной интенсификацией агломерационного про-
цесса) путем ввода в агломерационную шихту тонкоизмельчен-
ной смеси богатой гематитовой руды с известью в соотноше-
нии, соответствующем их доле в соединении CaO Fe2O3 [112,
113]. По мнению авторов, образующийся легкоплавкий расплав
с хорошей смачивающей способностью и относительно высоким
значением поверхностного натяжения благоприятствует протеканию
физических процессов и минералогических превращений, способству-
ющих улучшению качества агломератов. При введении в шихту
299
10% ферритной смеси барабанная проба агломератов снизилась с 26,3
до 18,2%. Удельная производительность выросла на 20%—с 1,32 до
1,60 т/м2 ч. Аналогично действует добавка в шихту тонкоизмельчен-
ной смеси богатой гематитовой руды и известняка, правда, с мень-
шим эффектом, чем смесь с известью.

Позднее И. С. Лысенко предложил богатую гематитовую
руду заменить возвратом. Как выяснилось, тонкоизмельченный
возврат офлюсованного агломерата обладает определенными вя-
жущими свойствами. Автор рекомендует готовить смесь «возврат
-— известняк» в соотношении — 2:1.

Необходимо отметить еще один положительный момент в тех-
нологии подготовки смеси путем совместного помола компонентов
(руды или возврата с известью или известняком): при интенсивном
механическом воздействии на кристаллические вещества происхо-
дит их «активация», т. е. значительное снижение «энергетических
барьеров», и химическое взаимодействие между компонентами идет
при более низких температурах и с большей скоростью.

Восстановимость железорудных агломератов

Впервые на такое свойство рудных материалов, как «восста-
новимость», обратил внимание И. А. Соколов, опубликовавший в
1909 г. работу «О восстановимости железных руд». В 30-40-е гг.
прошлого века по проблеме влияния восстановимости железоруд-
ных материалов на показатели доменной плавки возникла науч-
ная дискуссия между И.А. Соколовым, отмечавшим определяю-
щее влияние восстановимости на удельный расход кокса при до-
менной плавке, и М. А. Павловым, который считал важнейшим па-
раметром агломерата его прочность, даже в ущерб восстановимо-
сти. Особенно много работ отечественных исследователей, посвя-
щенных изучению восстановимости железных руд и агломератов,
появилось в 50-60 гг. прошлого столетия.

Под «восстановимостью» следует понимать способность же-
лезорудных материалов легко или трудно — с большей или мень-
шей скоростью — отдавать кислород оксидов железа реагенту-вос-
становителю. Для количественной оценки интенсивности восста-
новительного процесса используют показатель «степень восста-
новления», представляющий собой отношение количества отня-
того при восстановлении кислорода ко всему кислороду, связан-
ному с оксидами железа:

(2.16)

Fe
Обычно результаты опытов по определению восстанови-
мости руд представляют графически в виде кривых изменения

степени восстановления во времени
(рис. 2.59). Угол наклона этих кри-
вых к оси абсцисс характеризует
скорость восстановительного про-
цесса.

Рис. 2.59. Кинетика восстановления
железорудных агломератов;
числа на кривых — основность;

НФ — неофлюсованный агломерат

Методы определения восстановимости агломератов. Очевид-
но, что результаты определения «восстановимости» железорудных
материалов будут зависеть не только от физико-химических
свойств исследуемого материала (химико-минералогического со-
става, величины реакционной поверхности), но и от условий про-
ведения опыта: температуры, состава газа-восстановителя, соот-
ношения количеств газ — восстанавливаемый материал, характе-
ра движения газа (над слоем или через слой) и др. К сожалению,
разные исследователи проводили опыты по сильно различающим-
ся методикам (по температуре, времени, количестве и составе газа-
восстановителя, крупности испытуемых образцов и т. п.). Поэто-
му результаты большинства исследований по восстановимости
рудных материалов не представляют существенной ценности, по
ним нельзя делать каких-то серьезных обобщающих выводов, со-
поставлять восстановимость отдельных рудных материалов.

На рис. 2.60-2.62 представлены несколько типов лаборатор-
ных установок, применявшихся для определения восстановимос-
ти железорудных агломератов.

Первый государственный стандарт на лабораторную уста-
новку (рис. 2.61) и методику определения восстановимости желе-
зорудных материалов был принят в 1971 г. Условия проведения
опыта: навеску агломерата массой 500 г (крупность кусков 10—15
мм) помещают в печь, герметизируют ее и в течение 50 мин нагре-
вают пробу до 800°С в токе азота (или аргона) для удаления из нее
летучих веществ. Восстановление ведут водородом (с расходом 6
л/мин при 800°С в течение 60 мин.
Рис. 2.60. Установка для определения восстановимости
агломерата генераторным газом (СО + NJ [ 114]:
1 — электропечи-генераторы; 2 — щелочной поглотитель для СО,;
3 — фильтр из шнурового асбеста для очистки газа от пыли; 4 — подвод
газа в газгольдеры; 5 — газгольдеры с водомерными стеклами;

6 — подача газа из газгольдеров; 7 — место отбора пробы газа;

8 — манометры; 9 — подвод воды в газгольдеры; 10 — отвод воды из
газгольдеров; 11 — серная кислота для поглощения Н,О; 12 — печь для
восстановления; 13 — железный тигель для агломерата;

14 — гальванометр с термопарой

восстановимости железорудных материалов;

1 — электрическая печь; 2 — испытуемая навеска; 3 —

весоизмерительное устройство; 4 — термопсра; 5, б — баллоны с
инертным газом и газом-восстановителем; все остальные устройства
служат для удаления из газов О„ СО, и паров воды
В 1984 г. Госстандарт СССР утвердил новую методику опре-
деления восстановимости железорудных материалов — ГОСТ
17212-84, по которой в качестве реагента-восстановителя исполь-

зовался газ 33%СО + 65 %N2 + 2% примеси. Схе-
ма установки приведена на рис. 2.62.

Рис. 2.62. Схема установки для определения
восстановимости агломератов:

1 — электропечь; 2 —реакиионная камера;

3 — взвешивающее устройство; 4 — термопара;

5 — испытуемая навеска; ГВ — газ-
восстановитель

Из-за неоправданно усложненных режимов
проведения опытов и методики расчета их резуль-
татов новый стандарт не получил широкого при-
знания среди отечественных металлургов.

В настоящее время в мире наиболее распро-

странена методика определения восстановимости агломератов, раз-
работанная японской фирмой «Yahagi Engineering». Исследованию
подвергается проба массой 500 г (с крупностью кусочков 20 мм), по-
мещенная в вертикальную трубчатую печь (диаметром 75 мм), снаб-
женную взвешивающим устройством. Режим обработки представ-
лен на рис. 2.63. 9оо

Индекс восстановления опре-
деляется по формуле
° .600

RI = —------------------ Ю", I

g,(0,43Feo-0,UFeO)

где gj, g2, g3 — массы исходной пробы S
агломерата, после нагрева в инертной
газовой атмосфере и после восстанов-
ления, г; Feo и FeO — содержание же-

леза и монооксида железа в исходной Рис. 2.63. Режим проведения
пробе агломерата, %. опытов по определению

Количество удалившегося при восстановимости

восстановлении кислорода можно железорудных агломератов;
найти по сопоставлению масс иссле- расход газа 15 j4/muh

дуемой пробы агломерата, а также

содержания Fe и FeO в агломерате до и после опыта [115]. Методи-
ка такого экспресс-расчета приведена в Приложении V.
Определение индекса восстановимости по описанной выше
методике позволяет сравнивать восстановимость различных агло-
мератов в одинаковых (стандартизированных) условиях. Однако,
получаемые при этом результаты трудно использовать для управ-
ления доменным процессом в целях достижения наилучших пока-
зателей и, прежде всего, минимального удельного расхода кокса.
Решение указанной задачи может быть найдено с учетом следую-
щих соображений.

Восстановление оксидов железа в доменной плавке идет прак-
тически по всей высоте печи. Но влияние этих процессов на ход плавки
и ее результаты в существенной степени зависят от того, в какой ча-
сти печи идет восстановление. Необходимо иметь в виду, что домен-
ный газ, проходящий через шихту верхней зоны (до температур при-
мерно 900°С), термодинамичеси имеет большой резерв, с точки зре-
ния способности восстанавливать оксиды Fe2O3 и Fe3O4. Поэтому
удаление первых порций кислорода из агломерата (до 30-40%) идет
без каких-либо затруднений и на конечных результатах плавки не
сказывается. Существенное влияние на удельный расход кокса ока-
зывает количество кислорода оксидов железа агломерата, поступа-
ющего в нижнюю зону — прямого восстановления. Степень восста-
новления такого агломерата составляет 60-70%. Еще 50 лет назад
металлурги ММК сумели подобрать такие условия проведения опы-
тов по определению восстановимости агломератов, результаты ко-
торых коррелировались с тепловым состоянием горна и с удельным
расходом кокса. В технологической инструкции по ведению домен-
ной плавки была рекомендация, на какую величину необходимо из-
менить расход кокса в подачу при изменении восстановимости агло-
мерата на 1%. Считаем, что текущий контроль восстановимости аг-
ломерата для данных условий доменной плавки следует проводить
таким образом, чтобы численное значение индекса восстановимос-
ти соответствовало степени косвенного восстановления. Наиболее
целесообразно это сделать в случае использования японской мето-
дики подбором времени восстановления.

Факторы, влияющие на восстановимость железорудных аг-
ломератов. Это свойство рудного сырья оказывает влияние на эко-
номику доменной плавки через изменение соотношения степеней
косвенного и прямого восстановления. На данном уровне разви-
тия доменного производства для снижения удельного расхода кок-
са необходимо всегда стремиться увеличивать степень косвенного
восстановления, т. е. повышать восстановимость железорудных ма-
териалов.
На восстановимость как свойство железорудных материалов
оказывают влияние два основных параметра: а) восстановимость
отдельных рудных фаз, слагающих агломерат; б) поверхность хи-
мического взаимодействия газовой фазы с рудным материалом;
здесь на первый план выходит микропористость кусков агломера-
та (с размером пор 500-30 нм).

Относительная восстановимость некоторых железосодержа-
щих фаз приведена в табл. 2.9. Из этих данных следует, что к чис-
лу хорошо восстанавливающихся минералов можно отнести чис-
тые оксиды Fe2O3; Fe3O4, а также ферриты кальция. Значительно
хуже восстанавливаются железокальциевые оливины. Плохо вос-
станавливается стекло и особенно фаялит Fe2SiO4.

Многолетней практикой работы агломерационных фабрик
установлено, что «окисные» агломераты — с повышенным содер-
жанием Fe2O3 (и соответственно — с пониженным FeO — до 5-
8%) обладают лучшей восстановимостью, чем «закисные» (FeO =
= 18-22%). Очевидно, что для получения окисных агломератов
спекание нужно вести так, чтобы в минимальной степени развива-
лись восстановительные процессы и в максимальной — окисли-
тельные. Из 1.4.4 следует, что такие условия получаются при не-
больших содержаниях твердого топлива в шихте. В этих случаях
не происходит переоплавления агломерата — сохраняется доста-
точно высокая микропористость блоков, а газовая атмосфера с
повышенной концентрацией кислорода способствует получению
легковосстановимых рудных фаз. Сказанное подтверждается экс-
периментальными данными табл. 2.11.

Таблица 2.11

Восстановимость порошка (< 0,075 мм) криворожского
неофлюсованного агломерата в токе водорода
при 800°С за 21 мин [49]

Содержание углерода топлива в шихте, % Содержание фаялита в агломерате, % Степень восстановления, %
3 0,80 95,6
4 2,00 92,5
6 10,20 77,2
И 16,50 65,3
15 25,40 62,1
Получению низкозакисных агломератов благоприятствует так-
же повышение основности (до 1,5-2,0) — см. рис. 2.59 и 2.76.

Из сказанного следует, что условия получения легковосста-
новимых агломератов (по расходу твердого топлива на процесс)
прямо противоположны условиям получения прочных агломера-
тов. В случае необходимости выбора из двух вариантов техноло-
гии агломерации: I) получения прочного агломерата, но понижен-
ной восстановимости или 2) хорошо восстановимого, но невысо-
кой прочности — приоритет следует отдать первому. Это обус-
ловлено следующими соображениями. При использовании в до-
менной плавке хорошо восстановимого, но малопрочного агло-
мерата из-за большого количества образующейся при его разру-
шении мелочи приходится создавать резко выраженный «перифе-
рийный ход» печи (чтобы не допустить существенного падения ее
производительности). В этом случае большая часть газа идет по
периферийному кольцу шихты, содержащей много кокса и мало
агломерата, химическая энергия газового потока используется не-
удовлетворительно. Если же доменная печь загружается прочным
агломератом (слой которого из-за отсутствия мелочи обладает
хорошей газопроницаемостью), то возможно рациональное рав-
номерное распределение по горизонтальному сечению доменной
печи компонентов шихты и газового потока. Такой режим рабо-
ты печи обеспечивает значительно более высокую скорость вос-
становительных процессов (даже при пониженной восстановимо-
сти агломерата) и соответственно, более высокую степень косвен-
ного восстановления. В определенной степени удается преодолеть
противоречивые требования получения и легковосстановимых аг-
ломератов (при пониженных содержаниях углерода топлива в ших-
те) и прочных агломератов (при сохранении необходимых темпе-
ратурно-тепловых условий формирования агломерационного спе-
ка) при использовании комбинированного нагрева шихты и, осо-
бенно, при агломерации в высоком слое.

Размягчаемость железорудных агломератов

Если в верхней части доменной печи идет разрушение кус-
ков агломерата за счет статических и динамических сил, возника-
ющих при опускании шихты вниз, и это разрушение усугубляется
восстановительными процессами, то при подходе шихты к гори-
зонту с температурами около 1100°С куски агломерата теряют
прочность и начинают деформироваться в результате плавления.
Как показано в 1.4.7, железорудные агломераты состоят из
большого числа различных минералов, каждый из которых имеет
свою температуру плавления: фаялит — 1205°С; эвтектики «фая-
лит — магнетит» — 1142°С; «фаялит— вюстит» — 1177°С и т. д.
Вследствие этого агломерат плавится в интервале температур. В
области температур 1100... 1300°С одни минералы находятся в рас-
плавленном, а другие — в твердом состоянии, а сам кусок агломе-
рата переходит в размягченное пластичное состояние.

Область доменной печи, где агломерат находится в таком
состоянии, называют зоной шлакообразования. Здесь куски агло-
мерата, деформируясь, заполняют пустоты между твердыми кус-
ками кокса, снижая пористость слоя. Зона шлакообразования ха-
рактеризуется наибольшим удельным газодинамическим сопро-
тивлением, что сильно ограничивает интенсивность доменной
плавки. Именно поэтому «размягчаемость» — способность агло-
мератов быстро или медленно (в широком диапазоне температур)
переходить в расплавленное состояние, оказывая существенное
влияние на «фильтрующую» способность зоны шлакообразования,
представляет значительный интерес для технологов-доменщиков.

Температурные параметры процесса размягчения железоруд-
ных материалов определяются на специальных установках. Прин-
цип работы таких установок, созданных различными исследова-
телями, одинаков: в огнеупорный тигель диаметром 20-30 мм слоем
толщиной 20-40 мм засыпают мелкие зерна железорудного мате-
риала. Помещают этот тигель в печь и при медленном нагревании
измеряют изменение высоты слоя испытуемой пробы (или глуби-
ну погружения в нее штока). Результат опыта представляют в виде
графической зависимости «относительная усадка — температура»

Рис. 2.64. Типичная форма кривой размягчения железорудного
материала (при повышении температуры до момента начала
размягчения высота слоя материала растет за счет термического
расширения материала навески и штока)
Размягчаемость материала характеризуется двумя показате-
лями: температурой начала усадки tH и интервалом температур раз-
мягчения (при достижении заданной величины усадки 30-40%).

В технической литературе можно найти достаточно большое
количество публикаций, посвященных изучению размягчения же-
лезных руд, агломератов, окатышей, например, [116-121].

На рис. 2.65 представлена одна из таких установок.

Рис. 2.65. Схема установки для исследования размягчения
железорудных агломератов:

1—реохорд для измерения усадки материала; 2 —шихта; 3, 7 —
электроды; 4 — груз; 5 — масштабная рейка; б — скользящий контакт
реохорда; 8 — печь графитового сопротивления; 9 — термопара

Ее особенностью является запись на одном приборе темпе-
ратуры, усадки и электрического сопротивления слоя исследуемо-
го материала; последний параметр позволяет более точно опреде-
лить температуру начала размягчения (рис. 2.66).

Основные параметры опытов:

- крупность материала 1-2 мм;

- удельное давление на испытуемый образец 200 кПа (2 кГ/см2)

- скорость нагрева 5-10 °С/мин;

- внутренний диаметр тигля 20 мм; высота слоя агломера-
та 25 мм.
ГОСТ 26517-85. Основные параметры: навеска материала 3-5 мм
засыпается в тигель диаметром 30 мм на высоту 50 мм; давление
100 кПа; скорость нагрева 10 град/мин; конечное погружение штока
диаметром 16 мм — 40% от высоты пробы.

Параметры размягчения (tH и Atp) определяются химико-ми-
нералогическим составом железорудного материала и в первую
очередь содержанием FeO и основностью CaO/SiO2. В зону шла-
кообразования железорудные материалы приходят уже частично
восстановленными — с повышенным по сравнению с начальным
содержанием FeO. Размягчение таких материалов протекает при
более низких температурах [122] (рис. 2.67). Влияние основности
агломератов на параметры размягчения оказывается более слож-
ным (см. рис. 2.77).

Рис. 2.67. Кривые размягчения железорудных агломератов:
числа на рис. а — обозначают степень восстановления; на рис. б —
основность агломератов (пунктирные линии — невосстановленные
агломераты, сплошные — частично восстановленные)

Регулировка технологического режима процесса в целях полу-
чения агломератов с заданными температурными характеристика-
ми размягчения на отечественных фабриках не производится.
2.8.2. Некоторые приемы повышения технико-
экономической эффективности агломерационного
процесса

Повышение эффективности использования твердого
топлива при агломерации

Как отмечено в 2.2.2, главным требованием к дробленому
коксу, как агломерационному топливу, было сведение к миниму-
му количества крупных частиц — содержание фр. +3 мм не долж-
но превышать 5-7%. Однако позднейшие исследования показали,
что существенно ухудшает показатели процесса и качество агло-
мерата использование топлива с большим содержанием класса

0-0,5 мм. Из рис. 2.68 видно, что
содержание этого класса в кок-
сике составляет 30-40%.

Рис. 2.68. Кумулятивные кривые
гранулометрического состава
подготовленного к агломерации
коксика (на различных
агломерационных фабриках)

Фракция шихты, мм
Рис. 2.69. Распределение
углерода топлива по
фракциям окомкованной
шихты

£ 20
х 30
я
* 40
&
«50
х
СО 60
*
S-70
ч
<3 80

0,1 0,2 0,5 1,0 2 3 5 7 10
Крупность частиц, мм

В ходе окомкования шихты ча-
стички коксика различной крупности
ведут себя по-разному. Основная
часть твердого топлива (фр. + 0,5 мм)
в соответствии с закономерностями
грануляции агломерационных шихт в
окомковании не участвует, и в подго-
товленной шихте частички коксика
располагаются в зазорах между ко-
мочками. Мелкие классы (-0,5 мм) мо-
гут закатываться в концентрат, обра-
зующий оболочку гранул. На рис. 2.69
представлено расчетное распределение
углерода в различных фракциях оком-
кованной шихты. Эти результаты хорошо подтверждаются экспери-
ментальными данными [123-125].

В соответствии с изложенным следует ожидать различной
эффективности использования крупных и пылевидных частичек в
ходе агломерации, что и подтверждается данными большой груп-
пы исследований [126] — рис. 2.70, [127] — рис. 2.71, [128] — табл.
2.12, [129] — табл. 2.13 и др.

Рис. 2.70. Некоторые показатели
процесса агломерации при
использовании кокса различных
фракций:
wi/i— начальная скорость фильтрации
воздуха в окомкованной шихте;

Ucn — вертикальная скорость спекания;
Б 5 — барабанная проба агломерата;
числа на графиках — относительное
изменение величины параметра по
отношению к показателям спекания
с фр. 1-2 мм, условно принятым
за 100%

Как видно, наиболее низкие по-
казатели по газопроницаемости, вер-
тикальной скорости спекания, проч-
ности и выходу годного характерны

для агломерации с использованием коксика фр. 0-0,5 мм. С одной
стороны, пылевидное топливо (обладая худшей гидрофильностью,
чем рудный концентрат) препятствует хорошему окомкованию аг-
ломерационной шихты, в результате чего слой такой шихты обла-
дает пониженной газопроницаемостью (рис. 2.70). С другой сто-
роны, значительная часть мелкого топлива закатывается в комоч-
ки концентрата, что ухудшает кинетические условия горения это-
го топлива. Процесс идет неровно, остаются гнезда «слабо пропе-
ченного» агломерата с повышенным содержанием несгоревшего
углерода:
крупность частиц топлива, мм 0-0,5 1-2 3-3,5 0-5
содержание остаточного углерода, %
- в возврате 0,91 0,24 1,17 0,58
- в агломерате 0,21 0,15 0,54 0,19

Рис. 2.71. Изменение
параметров
агломерационного
процесса (Ucn —
вертикальной скорости
спекания; ga—удельной
производительности
установки по годному
агломерату) и свойств
агломератов

(по содержанию FeO
и прочности, оцениваемой
выходом фр. -5 мм после
сбрасывания), полученных
с использованием коксика
различного фракционного
состава

Повышенное содержание углерода в агломерате, получен-
ном при использовании топлива крупностью 3-3.5 мм, также
свидетельствует о неоптимальных условиях агломерационно-
го процесса, когда скорость передвижения зоны горения отста-
ет от скорости перемещения фронта теплопередачи и в аглос-
пеке остаются недогоревшие слишком крупные кусочки кокса
(+3 мм).
Слой спекаемого материала с повышенным содержанием
мелких топливных частиц обладает пониженной газопроницаемо-
стью и в ходе самого агломерационного процесса. В работе [128]
установлено, что по мере увеличения в шихте фр. 0-0,5 мм твердо-
го топлива снижаются максимальные температуры (см. табл. 2.12),

Таблица 2.12

Показатели агломерации при использовании коксов, полученных
из слабоспекающихся и газовых углей, при различном
содержании в них фр. 0-0,5 мм; Ст= 4,4%

Показатель Содержание в топливе фр. - 0,5 мм
100 60 40 20 0
Средний диаметр топливных частиц, мм 0,25 0,36 0,48 0,70 1.26
Вертикальная скорость спе- кания, мм/мин 20,0 22,0 24,0 26,2 28,0
Производительность по год- ному агломерату, т^м2 ч) 0,90 1,25 1,47 1,67 1,83
Выход годного, % 60 66 70 73 77
Содержание FeO в агломера- те, % 14,10 18,65 25,70
Выход фр. -5 мм после сбра- сывания, % 18,0 15,4 13,1 12,9 12,8
Максимальная температура ’ в слое, °C 1080 1180 1230 1300 1320

в результате чего процесс формирования аглоспека идет при ма-
лом развитии жидких фаз (расплавов). Получающийся спек обла-
дает мелкопористой структурой, характеризующейся повышенным
газодинамическим сопротивлением. Все это ведет к снижению вер-
тикальной скорости спекания и к уменьшению выхода годного.

Можно полагать, что отрицательное влияние фракции 0-0,5
мм заключается не только в том, что значительная часть этого
топлива не участвует в горении (как это видно из данных на
с. 322.), но при температурах выше 1000°С благодаря хорошему кон-
такту с мелкими рудными частичками в накатанном на поверх-
ность комочка слое идет прямое восстановление оксидов желе-
за, сопровождающееся поглощением тепла. Этот процесс сни-
жает эффективную теплоотдачу углерода при его горении.
О достоверности подобной точки зрения свидетельствуют
данные работы [129] — табл. 2.13.

Таблица 2.13

Влияние крупности частиц коксовой мелочи на показатели
агломерационного процесса

Показатель Фракция кокса, мм
0-3 0,5-3,0
Содержание углерода в шихте, % 3,95 3,95 3,75 3,35
Содержание FeO в агломерате, % 19,0 20,0 17,5 17,2
Удельная производительность, т/м2 ч 1,60 1,52 1,71 1.80
Содержание О2 в агломер. газе, % 3,11 2,87 4,34 5,03
Отношение СО/СО2 в агломерационном газе в продуктах горения 0,13 1,00 0,12 0,95 0,12 0,89 0,12 0,82

Авторы отмечают, что при переходе с топлива фр. 0-3 мм на
топливо фр. 0,5-3,0 мм при сохранении расхода топлива
(Ст = 3,95%) агломерат получился переоплавленным. Для фрак-
ции коксика 0,5-3 мм оптимальным содержанием углерода в ших-
те оказалось 3,5%. Таким образом, экономия составила примерно
15%. Поданным японских исследователей [130], сужение диапазо-
на крупности твердого топлива до 1-2 мм в сравнении с обычным
0-3 мм позволило на одной из аглофабрик снизить расход твердо-
го топлива с 57,9 до 46,2 кг/т (на 20,2%).

При выборе оптимального размера частиц агломерацион-
ного топлива следует иметь в виду высказанное 50 лет назад мне-
ние [131], что определенной крупности кусочков или комочков
шихты должна соответствовать определенная крупность топли-
ва. Так при спекании шихты с более крупными комочками или
кусочками руды (до 10-12 мм), требующими большего времени
воздействия высоких температур для доведения этих комочков до
расплавления, следует использовать и более крупные частицы топ-
лива, имеющие более продолжительный период горения.

Возможны следующие направления оптимизации грануло-
метрического состава агломерационного топлива и способов его
использования:

- рациональный способ введения измельченного топлива в
шихту;

- совершенствование схемы дробления твердого топлива.
Наиболее простым вариантом решения проблемы повыше-
ния эффективности использования твердого топлива при агломе-
рации является изменение способа подачи измельченного топли-
ва в агломерационную шихту. Вместо введения его в шихту во вре-
мя дозирования компонентов перед смешиванием, предлагается
вводить до 80-100% топлива в конце операции окомкования в ба-
рабаны-грануляторы. При этом мелкие фракции коксика (и ант-
рацита) будут накатываться на влажную поверхность уже сфор-
мировавшихся комочков рудной части шихты и будут доступны
для интенсивного взаимодействия с кислородом проходящего че-
рез зону горения воздуха.

Исследования [125, 132-135] показали достаточно высокий
технологический и экономический эффект этого мероприятия —
повышаются температуры в слое при одновременном снижении
удельного расхода твердого топлива на агломерационный процесс.

По данным А. Е. Лебедева [132], по-видимому, первого при-
менившего прием подачи топлива в конце барабана-окомковате-
ля, благодаря улучшению газопроницаемости слоя окомкованной
шихты выросла и вертикальная скорость спекания:

Скорость засасываемого воздуха, м/с

- начальная 0,50/0,57

- средняя на процесс 0,53/0,60

Вертикальная скорость спекания, мм/мин 20,6/25,0

(числитель — обычная технология; знаменатель — подача кокса в
окомкованную шихту).

Анализ более поздних исследований [9] показал, что при

подаче мелкого коксика на поверхность комочков шихты интен-
сифицируется не только процесс горения топлива, но и теплопе-
редачи. Как следует из данных рис. 2.72, свидетельствующих о бо-

лее полном использовании кислорода воздуха в зоне горения при

новой технологии, одновременно существенно уменьшается удель-

ный расход воздуха на процесс: примерно с 0,55 до 0,45 кг/кг с.ш.

(или с 0,43 до 0,35 м3/кг с.ш.).

Рис. 2.72. Зависимость содержания
кислорода в газе от содержания
углерода в шихте;

о — обычная технология;

А — подача коксика в конце окомкования
Этот эффект является дополнительным (к улучшению газо-
проницаемости слоя) фактором, повышающим вертикальную ско-
рость спекания.

По данным [125] подача коксика на предварительно оком-
кованную шихту увеличивает скорость спекания на 12-34%, а
производительность установки на 22%. По данным еще одного
исследования [133], при подаче 80-100% коксика в конце оком-
кования производительность увеличилась на 17%, «барабанная
проба» (фр. -5 мм) снизилась с 23,6 до 20,5%; экономия кокса
при этом достигала 25%.

Как показывает работа [135], особенно хорошие показатели
агломерационного процесса получаются при подаче в концевую
часть барабана-окомкователя вместе с коксиком обожженной из-
вести (2-3%). Технологический эффект в результате накатывания
извести заключается в увеличении скорости спекания (на 25%), а
накатывания топлива — в повышении прочности агломерата.

Из работы Ю. А. Фролова, Г. Н. Бездежского и А. В. Малы-
гина [136], в которой дано сопоставление технико-экономических
показателей работы трех типов дробилок кокса: молотковых, вал-
ковых и мельниц, вытекает, что предпочтение следует отдать вал-
ковым дробилкам, работа которых характеризуется меньшим удель-
ным расходом электроэнергии, меньшим износом металлических
деталей; они меньше переизмельчают кокс.

Учитывая, что в коксовых отходах, поступающих на агло-
мерационные фабрики, уже содержится значительное количество
фр. -3 мм — 30-45% (см. рис. 2.68) целесообразно в рациональной
схеме подготовки твердого топлива к агломерации уже на первой
стадии дробления предусмотреть отсев из него фр. -3 мм. Благода-
ря этому не только снизится удельный расход электроэнергии, но
и уменьшится переизмельчение кокса — сократится содержание
класса -0,5 мм. К сожалению, попытки применить для этого обыч-
ные вибрационные грохоты оказались неудачными: отверстия про-
волочной сетки быстро забивались мелкими частичками коксика, и
грохот переставал работать. Вместе с тем имеется положительный
опыт применения для этой цели грохотов, работающих по принци-
пу «Flip-Flop» (прыгающий поток), в котором в качестве рабочего
элемента используется полиуретановый перфорированный мат, со-
вершающий особые движения. Производительность грохота при
отсеве фр. 0-3 мм—90 т/ч при эффективности грохочения 90%; стой-
кость полотна грохота достигает нескольких месяцев.
Порядок операций по подготовке твердого топлива к агло-
мерации можно представить в виде схемы (рис. 2.73).

Рис. 2.73. Принципиальная схема подготовки твердого топлива
к агломерационному процесс)

Аппаратурное оформление этой схемы предложено ГО. С. Ка-
рабасовым и В. С. Валавиным (рис. 2.74) [20].

Рис. 2.74. Рациональная схема подготовки аглотоплива:
1 — пневматические классификаторы: 2-4-валковая коксодробилка;

3 — смеситель; 4 — окомкователь со взвешенным слоем
Особенностями этой схемы являются следующие предложения:

- для разделения классов топлива применять воздушные ко-
нусные классификаторы;

- выделяемую фракцию топлива -0,5 мм использовать в аг-
ломерационном процессе после предварительной грануляции (со
связующими добавками).

К сожалению, о работоспособности этой схемы и экономи-
ческой эффективности судить трудно, так как она не прошла про-
изводственные испытания.

Вместе с тем имеются промышленные аппараты, которые до-
казали свою эффективность при разделении на классы сыпучих
материалов (рис. 2.75, А и Б).

Рис. 2.75. Принципиальная схема работы пневмоклассификаторов:
А — поперечно-поточного и Б—многорядного каскадного;

1 — классификатор; 2 — циклоны; 3 — рукавный фильтр;

4 — вентилятор
Для отделения от дробленого кокса класса -0,5 мм с успехом
можно использовать один из пневматических классификаторов,
разработанных на кафедре «Оборудование и автоматизация си-
ликатных производств» Уральского государственного техничес-
кого университета — У1ТУ-УПИ, которые уже много лет успеш-
но работают в различных отраслях промышленности.

Для данного случая — классификации кокса целесообразно
рассмотреть возможность применения двух типов классификато-
ров (рис. 2.75, А и Б).

Выделенная фракция кокса -0,5 мм может быть использова-
на в других производствах, например в цехах анодной массы алю-
миниевых заводов.

Главными достоинствами подобных пневмоклассификато-
ров являются

- высокая степень разделения 70-80% по заданному классу;

- отсутствие пылевыбросов в атмосферу, так как система ра-
ботает под разрежением.

Ориентировочный удельный расход электроэнергии —
1-2 кВтч/т.

Подробнее с принципами пневмоклассификации и технико-
экономическими характеристиками различных типов классифика-
торов можно ознакомиться в [137,138].

Производство офлюсованного агломерата

Как уже отмечалось во Введении, первоначальной целью
производства офлюсованных агломератов было стремление повы-
сить экономическую эффективность доменной плавки путем вы-
вода из нее процесса разложения карбоната кальция, идущего со
значительными затратами тепла. На первый взгляд может пока-
заться, что никакой экономической целесообразности переноса
реакции СаСО3 = СаО + СО2 - Q( из доменной печи на агломера-
ционную машину нет, так как и там и там величина эндотермичес-
кого эффекта реакции одинакова. В действительности для разло-
жения известняка в ходе доменной плавки тепла требуется почти
в два раза больше, чем при агломерации. Дело в том, что разложе-
ние карбоната кальция в доменной печи идет в области высоких
температур (900... 1100°С), где интенсивно протекает реакция
СО2 + С = 2СО - Q2 практически с таким же эндотермическим эф-
фектом, что и Qr Разложение известняка на агломерационной
машине значительно дешевле еще и потому, что в качестве топли-
ва в агломерационной процессе используются второсортные от-
ходы коксохимического производства, стоимость которых в два-
три раза ниже, чем металлургического кокса.

Большой вклад в развитие теории и практики производства
офлюсованного агломерата внесли работы В.Я. Миллера и
Д. Г. Хохлова. Были изучены механизм и кинетика процессов ми-
нералообразования при получении офлюсованных агломератов
[139-142].

Наличие в агломерационной шихте известняка — материа-
ла, потребляющего много тепла в ходе спекания, не могло не ска-
заться на температурном уровне процесса. Как показали измере-
ния, максимальные температуры в зоне формирования агломера-
та на 200...250°С ниже, чем при спекании этого же материала при
том же расходе топлива в шихте, но без известняка. Однако во
многих случаях хорошего качества офлюсованный авгломерат ос-
новностью до 1,1-1,3 (с хорошо сформированной блочной струк-
турой) получается даже при этих более низких температурах. Это
объясняется тем, что еще в твердых фазах (при 700...1100°С) идет
интенсивное взаимодействие оксидов железа с СаО флюса с обра-
зованием легкоплавких оливинов и ферритов кальция, что под-
тверждается экспериментами Д. Г. Хохлова [42] — как видно из
рис. 2.76, температуры размягчения оксидов железа с добавками 10%
СаО снижаются на 250...300°С. Образующиеся при этом жидкие рас-
плавы имеют узкий температурный интервал плавления и при не-
большом перегреве приобретают повышенную жидкоподвижность.
Поэтому офлюсованные агломераты обычно более оплавлены, с
пониженной внутриблочной пористостью (см. табл. 1.10).

Рис. 2.76. Температуры размягчения чистых оксидов железа 1
и с добавками: 2 —10% СаО; 3 — 10% СаО + 10%> SiO2;

4—10% MgO
Изменение некоторых параметров агломерации и свойств
агломератов по мере увеличения ос новно сти показано в табл. 2.14
и на рис. 2.77.

Таблица 2.14

Показатели процесса спекания и качества офлюсованных
агломератов из смеси магнетитового концентрата (70%)
и соколовско-сарбайской руды (30%) [139]

Показатель Основность
0,25 0,70 1,10 1,25 1,90
Содержание топлива в шихте 3,5 4,0 4,5 4,5 5,5
Вертикальная скорость спекания, мм/мин 14,0 18,4 21,1 22,5 25,0
Выход годного (+10 мм), % 71,8 69,4 74,5 46,1 72,7
Пористость в пироге, % 47,1 50,8 54,8 60,0 65,1
Удельная производитель- ность, т/(м2ч) 1,10 1,зз; 1,38 1,41 1,29
Восстановимость, % 35,5 42,1 42,0 44,0
Сод. фракции - 5 мм после испытания в барабане, % 23,7 22,6. 18,0 26,4 21,6

Из общей закономерности изменения: свойств выпадает проч-
ность агломератов — при основности 1,2—1/5 наблюдается резкое
снижение ее (низкий выход годного и повышенное значение бара-
банной пробы).

Однозначного ответа на вопрос о причинах возникновения
«прочностной ямы» до сих пор нет. Многие исследователи утвер-
ждают, что все дело в модификационном превращении
Р Ca2SiO4 -9- у Ca2SiO4 , происходящем при охлаждении аглоспе-
ка, начиная с температур 675°С. Превращение идет с увеличением
объема новой кристаллической фазы, чт о и приводит к возникно-
вению разрушающих внутренних напряжений.

Не лишена оснований и другая то чка зрения — потеря проч-
ности обусловлена структурными — межфазными напряжениями,
величина которых становится максимальной при наибольшем
количестве фаз агломерата, образующихся в этом диапазоне ос-
новностей (рис. 2.77, Г).

Для полного вывода сырого известняка из доменной шихты
основность железорудных агломератов должна быть в пределах
s 70
X
» SO 60 аЛ-5о
4,5 40
° + 30

>0
со
х©

;..бо
Л X 50
К лэ £ R 40 К и
о о Ь g 30
О ri
& 20
О
и ю

& 1250
£ 1200
g 115С
сз

1100

1050

1000

70 е|

о Р«

60 S'©*
r« X

500 R

40 И

Основность

Рис. 2.77. Зависимость свойств офлюсованных агломератов
от основности:

А — прочности [49], Б — восстановимости [49], десульфурации [144],
В — температур размягчения [143], Г — фазового состава [44]

сЧ ° /+7 — А
— ——о

е- ——- —

Л- Б
4» я

1,2—1,4, т. е. как раз в области резкого снижения их прочности (рис.
2.77, А). Чтобы устранить этот недостаток, было предложено про-
изводить два сорта агломератов, обладающих более высокой проч-
ностью, низкоосновного (0,6-0,8) и высокоосновного (2 и более),
а для получения доменного шлака требуемой основности загру-
жать их в печь в определенном соотношении. Опытные плавки,
322
проведенные на НТМК и некоторых других металлургических за-
водах, дали положительный результат: выросла производительность
доменных печей, снизился расход кокса; на 5-9% повысилась также
производительность агломерационных машин [139,145].

Первое промышленное получение и использование высокоос-
новного агломерата в доменной плавке было осуществлено в 1950—
1953 гг. Н. А. Ярхо, Н. М. Якубцинером, В. Е. Иоффе [146]. Много
внимания проблемам производства и использования высокооснов-
ных агломератов уделял В. Я. Миллер вместе с В.А. Утковым. Не-
которые особенности производства высокоосновных железоруд-
ных агломератов (в частности при спекании руд с глиноземной,
магнезиальной пустой породой; при агломерации бокситов, при
спекании железорудных материалов с добавкой металлической
стружки) рассмотрены в книге В. А. Уткова [144].

Высокоосновные агломераты с большим успехом можно ис-
пользовать в качестве «твердых окислителей» в мартеновских и
конверторных плавках стали [147].

Интересным является предложение использовать мелкораз-
дробленный высокоосновной агломерат в качестве флюсующей
добавки при производстве железорудных агломератов обычной
основности (1,2-1,4). Этот вариант технологии производства оф-
люсованных агломератов, предложенный в 1950 г. Н. А. Ярхо, при
последующей лабораторной и промышленной проверке дал по-
ложительный результат. Благодаря исключению из агломераци-
онной шихты кусочков известняка, являющихся своеобразными
«химическими холодильниками», температурное поле в зоне фор-
мирования агломерата становится более однородным. Равномер-
нее распределяются в объеме шихты силикаты и ферриты каль-
ция. Насыпная масса шихты увеличивается, что ведет к получе-
нию более плотного агломерационного спека. Все перечисленные
факторы способствуют повышению прочности аглоспека (увели-
чивается выход годного) и прочности кусков агломерата.

Необходимо иметь в виду и следующее обстоятельство. Для
получения агломерата с основностью 1,3 соотношение масс руд-
ного концентрата и высокоосновного агломерата (с основностью
4-5) должно быть примерно 9:1. Таким образом, при добавке око-
ло 10% раздробленного железофлюса (0-5 или 0-8 мм) в шихте
заметно увеличивается количество зародышевых центров, способ-
ствующих повышению качества окомкования.

К этому следует добавить, что эффективная теплоемкость
шихты с железофлюсом существенно ниже, чем шихты с известня-
ком. Это ведет к уменьшению удельного расхода воздуха на аг-
лопроцесс и соответственно к повышению вертикальной скорос-
ти спекания.

По данным исследований В. А. Уткова и японских метал-

лургов увеличение производительности агломашин при исполь-
зовании дуплекс-процесса составляет 7-10%. Поэтому применение
высокоосновных агломератов в качестве флюсов взамен извест-
няка не только улучшает качество агломерата, но и позволяет по-
высить производительность агломерационных машин. Сказанное
можно проиллюстрировать следующими данными.

По результатам лабораторных экспериментов [49] выход год-
ного составил (%) при получении агломерата из

концентрата КМА 59,2/53,5

концентрата ЮГОК 68,0/42,0

Лебединской руды 58,3/47,6

(в числителе — при использовании железофлюса, в знаменателе
— известняка).

По данным В.Я. Миллера, С.В. Базилевича и др. [148] про-
мышленные исследования на Гороблаго датской аглофабрике ха-
рактеризовались следующими показателями (в числителе — же-
лезофлюс, в знаменателе — известняк):

- удельная производительность, т/(м2 ч) 1,5971,44

- выход годного, % 77,4/61,9

- суммарный расход топлива, кг/т 88,6/84,0

- содержание фр. - 5 мм в бункерах дом. цеха, % 10,5/14,6

* Примечание. С учетом времени, затраченного на производ-
ство железофлюса.

Как видно, единственным недостатком рассматриваемой тех-
нологии агломерации является увеличение удельного расхода теп-
ла. Окончательное заключение о целесообразности производства
агломерата с использованием железофлюса (дуплекс-процесс) мо-
жет быть принято после детального технико-экономического ана-
лиза на данной аглофабрике.

В 1970 г. Г.Г. Ефименко, А. И. Каракашем и Д.А. Ковале-
вым был предложен способ одновременного производства агло-
мератов двух основностей путем спекания двухслойной шихты,
верхний слой которой имел основность 0,7-0,8, а нижний — 2,5
[149]. Лабораторные эксперименты показали, что при такой тех-
нологии повышается не только прочность агломератов - барабан-
ная проба уменьшилась на 19 отн.% (с 24,5 до 21,1%), но и на 14%
увеличилась производительность (с 1,25 до 1,34 т/м2-ч). Этот вари-
ант технологии производства разноосновных агломератов был
реализован на практике на аглофабрике НЛМКв 1987 г. По опуб-
ликованным данным [150, 151] при спекании двухслойной шихты
(в верхнем слое основностью 0,85 содержание топлива было 4,3-
5,3%, а в нижнем, основностью 2,0-2,2 содержание топлива — 4,0-
4,4%) механическая прочность агломератов, полученных таким
образом, повысилась на 3,6 абс.%, содержание мелочи в скиповом
агломерате снизилось на 2,5%, на 4-7% повысилась восстанови-
мость. Авторы отмечают, что при производстве такого двухоснов-
ного агломерата улучшаются и технологические параметры агло-
мерационного процесса.

Исследования и практика показали, что введение в состав
шихты доломита или доломитизированного известняка (с це-
лью повысить содержание MgO) в ряде случаев дает заметный
положительный эффект [152-154]: повышается степень удале-
ния серы, улучшается восстановимость и растет прочность аг-
ломерата (табл. 2.15).

Таблица 2.15

Механическая прочность магнезиальных агломератов [154]

(в числителе — основность 1,5, в знаменателе — 2,5)

Тип агломерата Вертикальная скорость спекания, мм/мин Содержание фракций после испытания агломерата в барабане,%
0-5 мм +10 мм
Обычный (MgO < 1%) 28/18 29/10 62/78
Магнезиальный (MgO = 7%) 25/30 20/12 72/82

Аналогичные результаты получены Д. Г. Хохловым при аг-
ломерации серовских руд: при увеличении содержания MgO с 1,0
до 3,4% (для получения в доменном шлаке 9% MgO) прочность
агломерата увеличилась на 5,4%, удельный расход кокса в домен-
ной плавке сократился на 4,0% [153]. Замена части СаО на MgO
улучшает удаление серы как в агломерационном процессе, так и в
доменной плавке.

Агломерация в высоком слое

В соответствии с закономерностями слоевого теплообмена
(1.6.2) по мере перемещения высокотемпературной зоны вниз, с
одной стороны, растут максимальные температуры в зоне форми-
рования агломерата, а с другой — происходит расширение «теп-
ловой волны»: увеличение времени воздействия высоких темпера-
тур на спекаемый материал. Благодаря этому, чем ниже от повер-
хности расположен слой полученного агломерата, тем большей
прочностью он обладает.

Еще в ЗО-е гг. прошлого столетия С.Т. Ростовцев указы-
вал [45] на целесообразность повышения толщины спекаемого
слоя. Эксперименты и практика последующего времени полно-
стью подтвердили положительный эффект такого варианта тех-
нологии агломерации: увеличение прочности агломерата, по-
вышение выхода годного при одновременном снижении удель-
ных энергетических затрат. В табл. 2.16, а также на рис. 2.78 и
2.79 показаны результаты агломерации в высоком слое.

Таблица 2.16

Гранулометрический состав аглоспека из керченского
концентрата после сбрасывания

Высота слоя, мм Средний диаметр куска, мм Выход кусков размером >10 мм, %
200 8,7 70,1
300 10,7 80,3
350 11,5 82,0

Рис. 2.78. Зависимость
прочности агломерата
из лотарингских руд
от высоты слоя [ 155]

Рис. 2.79. Повышение прочности
агломерата комбината
«Запорожсталь» при увеличении
высоты спекаемого слоя [90]
Аналогичные результаты получены при спекании криворож-
ской руды [156]: при увеличении высоты слоя с 200 до 280 мм сред-
ний размер куска агломерата после испытания в барабане увели-
чился с 6,6 до 7,1 мм, а выход фр. +10 мм — с 54,0 до 56,5 %.

Увеличение высоты спекаемого слоя на аглофабрике ЗСМК
с 287 до 400 мм дало следующие результаты [157]:

- выход годного увеличился с 62-64 до 71-73%;

- содержание топлива в шихте снизилось с 4,25 до 3,2%;

- уменьшилось содержание FeO в агломерате с 18-20 до
12-15% с соответствующим улучшением восстановимости.

Исследования Л. И. Каплуна [28] показали (рис. 2.80), что
одной из причин повышения прочности агломерата, полученного
по технологии агломерации в высоком слое, является увеличение
количества расплава в зоне формирования агломерата. Другой
причиной можно считать большую степень завершенности хими-
ко-минералогических превращений, а замедленная скорость охлаж-
дения спека способствует снятию значительной доли термических
и структурных напряжений в закристаллизовавшемся спеке. Аг-
ломерация в высоком слое делает ненужным применение специ-
альной термообработки спека (о чем упоминалось ранее).

Рис. 2.80. Зависимость количества образующегося расплава
(% от массы шихты) по высоте спекаемого слоя от содержания
углерода в шихте (а) и прочности агломерата от количества
образующегося расплава при различной высоте спекаемого слоя (б)

На многих зарубежных фабриках, в шихте которых содер-
жится значительное количество зернистых руд, технология агло-
мерации в высоком слое применяется давно.
Широкому распространению этой технологии на отечествен-
ных агломерационных фабриках препятствует низкая газопрони-
цаемость плохо окомкованных агломерационных шихт из-за на-
личия в них значительного количества тонких концентратов.

Еще одна проблема, которая должна быть решена для того,
чтобы получить максимальный эффект от агломерации в высо-
ком слое, — это расчет рационального распределения углерода
топлива по высоте слоя (его содержание должно определенным
образом снижаться сверху вниз), а также разработка способа заг-
рузки шихты на палеты с такой контролируемой сегрегацией.

Работа агломерационных машин с рециркуляцией газов

Известно, что агломерационное производство является ис-
точником сильного загрязнения окружающей среды, особенно
воздушного бассейна. В процессе агломерации в атмосферу выб-
расываются большие количества оксидов серы, азота, моноокси-
да углерода и пыли.

В середине 70-х годов XX в. специалистами-агломератчика-
ми разных стран были высказаны предложения уменьшить коли-
чество вредных выбросов путем применения технологии возвра-
щения в агломерационный процесс части отходящего газа — спо-
соб агломерации с «рециркуляцией газа» РГ [158-160]. Одним из
достаточно простых и эффективных является вариант отбора не-
которого количества, агломерационного газа (20-30% от общего
количества) из газопровода между эксгаустером и трубой. С по-
мощью дополнительного дымососа отобранный газ по специаль-
ному газопроводу подается в колпак, установленный над рабочей
частью агломерационной машины за зажигательным горном. В
этот газ предварительно вводится строго рассчитанное количество
атмосферного воздуха.

Технологические схемы работы агломерационных машин с
РГ были опробованы на ряде зарубежных и отечественных фаб-
рик. Примером успешной реализации агломерации с РГ может
быть работа агломерационных машин по технологии EOS на за-
воде Эймуйден фирмы Хооговенс труп в Нидерландах. Как следу-
ет из опубликованных материалов, производительность машины
по технологии EOS с РГ осталась прежней; несколько снизился
расход кокса на процесс; примерно наполовину сократился выб-
рос вредных составляющих агломерационного газа в атмосферу.
Вместе с тем, уменьшение содержания кислорода и увеличение во-
дяных паров во всасываемой в слой смеси воздуха и рециркулянта
требует квалифицированного подхода к выбору количества и схе-
мы отбора газа.

Разработанная в УГТУ-УПИ методика расчета позволяет
проанализировать результаты различных вариантов работы аг-
ломерационной машины с РГ, не прибегая к трудоемким и доро-
гим промышленным исследованиям. Сущность методики заклю-
чается в определении количества и состава газовой фазы в раз-
личных зонах по высоте агломерируемого слоя.

Исходными данными для расчета являются параметры ра-
боты агломерационной машины в обычном варианте (с исполь-
зованием атмосферного воздуха): состав агломерационной ших-
ты, ее влажность и температура, состав агломерационного газа,
отобранного из нижней части слоя спекаемой шихты (без подсо-
сов воздуха), производительность агломерационной машины.
Сопоставление расчетных показателей агломерации при исполь-
зовании обычного воздуха и различных вариантов с рециркуля-
цией агломерационного газа приведено в табл. 2.17 (варианты:
1 — агломерация с использованием чистого воздуха; 2 — с 25%
РГ; 3 — с 35% РГ; 4 — с 35% РГ + кислород).

Состав «воздуха», идущего на агломерацию. Главное отличие
агломерации с РГ от обычной технологии состоит в том, что в
агломерируемый слой подается смесь атмосферного воздуха и ре-
циркулянта, содержащая пониженное количество О2 и повышен-
ное количество Н2О. Такой «воздух» содержит также значитель-
ное количество СО2 и небольшие концентрации горючих состав-
ляющих СО и Н2.

Предельное содержание углерода топлива в шихте. При агло-
мерации железорудных материалов с использованием обычного
воздуха в продуктах горения (и в агломерационном газе) практичес-
ки всегда содержится значительное количество неиспользованного
кислорода — 3-6%. Этот факт свидетельствует о том, что зона горе-
ния углерода шихты для этих условий состоит только из окислитель-
ной области, а восстановительная подзона (по отношению к СО2)
отсутствует. По мере увеличения содержания топлива в шихте удель-
ный расход воздуха на процесс остается постоянным, а количество
свободного кислорода в газе, естественно, уменьшается. Наконец,
при определенном содержании углерода в шихте кислород воздуха
должен использоваться на горение полностью.

В случаях, когда содержание углерода в шихте превышает
это критическое содержание, происходят принципиальные изме-
нения в процессе и результатах. Во-первых, в зоне горения углеро-
да кроме окислительной появляется восстановительная подзона,
где возможно протекание реакций:

СО2 + С = 2СО - Q, и Н2О + С = СО + Н2- Q2.
Во-вторых, в этих условиях снижается теплоотдача углерода шихты,
поскольку в продуктах горения растет отношение СО/СО2.
В-третьих, возрастает удельный расход воздуха на агломерацию —
прямо пропорционально концентрации углерода топлива в шихте.

Такое критическое содержание углерода топлива, при кото-
ром практически полностью используется кислород воздуха, мож-
но назвать предельным.

В связи с тем, что при агломерации в режиме с РГ на горение
идет обедненный кислородом «воздух», при горении существенно
увеличивается ZMr, и значение Спред для этих условий агломерации
снижается — появляется большая вероятность того, что в слое горя-
щих частичек топлива появится восстановительная подзона с соот-
ветствующими отрицательными последствиями. Полученные резуль-
таты расчетов можно проиллюстрировать рис. 2.81, из которого сле-
дует, что при уменьшении концентрации кислорода в «воздухе» сни-
жается предельная концентрация углерода топлива в шихте.

Содержание кислорода в “воздухе”, %

Рис. 2.81. Зависимость величины предельного содержания углерода
топлива в шихте от концентрации кислорода в «воздухе»:

(расчет сделан при И = 0,408 м3/кг с.ш.)

После перевода спекания на режим с РГ производительность
агломерационной машины может не измениться, а может значи-
тельно снизиться в зависимости от того, больше или меньше фак-
тическое содержание углерода в шихте предельного содержания.
Таблица 2.17

Сопоставление показателей различных вариантов
агломерации с РГ

Показатели Варианты
1 2 3 4
1. Компоненты «воздуха», м7кг с.ш. чистый воздух 0,544 0,286 0,150 0,031
рециркуляционный газ - 0,403 0,666 0,472
кислород - - - 0,041
Всего: 0,544 0,689 0,816 0,544
2. Состав «воздуха» на входе в агло- мерируемый слой, % СО - 0,41 0,60 0,83
со2 - 5,92 8,72 12,55
о2 20,64 15,09 12,51 18,14
н2 - 0,10 0,15 0,22
Н2О 1,70 5,66 7,32 9,60
n2 77,66 72,83 70,74 58,66
Удельный расход «воздуха» на агломе- рацию в основной период, м7кг с.ш. 0,396 0,486 0,594 0,396
3. Состав агломерационного газа из- под палет агломерационной машины (без подсосов воздуха), % СО 2,07 1,41 1,34 1,88
со2 17,58 20.17 21,30 29,29
о2 3,29 1,68 0,76 1,07
н2 0,16 0,33 0,40 0,48
Н2О 14,12 15,19 15,31 20,22
n2 62,81 61,19 60,92 47,12
4. Удельный выход агломерационного газа (за весь период агломерации), м3/кг с.ш. 0,675 0,801 0,951 0,681
5. Относительная производительность аглоустановки, % 100 84 71 100
6. Количество выбрасываемого в ат- 14,0 8,53 8,28 8,76
мосферу СО (м3/т с.ш.)/(отн. %) 100 61 59 62
7. Предельное содержание углерода в шихте, % 4,83 3,26 2,69 3,91
8. Степень развития ОВпр, % H-AFeO 19,00 20,02 19,91 19,28
-AFeO 19,50 18,13 18,61 14,81
AAFeO -0,50 +1,89 +1,30 +4,47
Если C$ < Спред, вертикальная скорость спекания и производи-
тельность не изменятся. При обратном соотношении производи-
тельность упадет.

Возвращение в агломерационный процесс отходящего газа
приводит к значительному увеличению концентрации паров воды
в «воздухе». Максимальное количество агломерационного газа, ко-
торое может быть использовано для рециркуляции, определяется
из условия, при котором выбрасываемый в атмосферу агломера-
ционный газ должен содержать количество водяных паров, рав-
ное количеству воды в шихте. При меньшем количестве паров Воды
в выбрасываемом газе будет происходить непрерывное накопле-
ние их в засасываемом в слой «воздухе» и агломерационный про-
цесс станет невозможным. Расчеты показали, что для типичных
условий агломерации максимальное количество рециркуляцион-
ного газа равно 35%.

Как следует из табл. 2.17, при агломерации с 25% РГ в ат-
мосферу выбрасывается СО на 40% меньше, чем при обычной тех-
нологии. Примерно такой же выброс СО характерен и для других
вариантов агломерации с РГ.

Результаты выполненных теоретических расчетов доста-
точно хорошо согласуются с практикой работы аглофабрики
на заводе в Эймуйден [160]. Таким образом, анализ расчетных
данных показывает, что, пожалуй, единственным реальным по-
ложительным результатом применения технологии агломера-
ции с РГ является существенное (на 40%) снижение выбросов
СО в атмосферу. Другие показатели: удельный расход твердо-
го топлива, производительность, качество агломерата при спе-
кании с РГ либо не изменяются (по сравнению с обычной тех-
нологией), либо ухудшаются.
2.9. РАБОТА ГАЗООТСОСНОГО ТРАКТА
АГЛОМЕРАЦИОННОЙ МАШИНЫ

Газоотсосный тракт представляет собой цепочку последо-
вательно расположенных участков и аппаратов: вакуум-камеры
—> течки —> сборный газовый коллектор —> пылеуловитель —>
вентилятор - дымосос —> труба.

Газоотсосная система предназначена для создания вакуума
под колосниками агломерационной машины, под действием ко-
торого в спекаемый слой засасывается атмосферный воздух, и уда-
ления образующихся агломерационных газов. Она должна обес-
печивать максимально возможную очистку газа от пыли в целях
защиты окружающей среды (воздуха, земли, воды) от загрязнения
и ротора эксгаустера от преждевременного износа. Уловленная
пыль должна утилизироваться.

2.9.1. Элементы газоотсосного тракта

Для удобства эксплуатации пространство под агломераци-
онной машиной, где создается разрежение, разделено на ряд учас-
тков — вакуум-камер, число и размеры которых зависят от типа
агло машины:

для машины площадью

просасывания 50 м2 — 13 вакуум-камер, 2x2 м;

для машин площадью

просасывания 75 м2 — 15 вакуум-камер, 2x2,5 м;

для машин площадью

просасывания 312м2 —26 вакуум-камер 3x4 м.

Вакуум-камера представляет собой пирамидальный бункер
с расположенной внизу наклонной течкой. Угол наклона стенок
камеры должен быть больше угла трения пыли о материал брони
и составляет для отечественных машин 45-47°. В верхней части
вакуум-камеры имеются специальные уплотняющие устройства,
которые должны сократить до минимума подсосы атмосферного
333
воздуха в зазоры между вакуум-камерами и движущимися спека-
тельными тележками — палетами. Вакуум-камеры больших агло-
мерационных машин (шириной более 4 м) оборудованы двумя сим-
метрично расположенными течками (чтобы уменьшить расстоя-
ние между верхней и нижней ветвями агломерационной машины,
уменьшить высоту корпуса спекания).

В средней части течек вакуум-камер смонтированы дроссель-
ные заслонки, с помощью которых можно частично или полностью
перекрывать проход газа. В первых проектах отечественных агломе-
рационных машин дроссельные клапаны были предусмотрены для
нахождения оптимального режима работы агломерационных машин
путем регулирования вакуума по их длине. Однако уже в 30-е гг.
С. Т. Ростовцев показал, что любое дросселирование (перекрытие)
течек вакуум-камер ведет к некомпенсируемым потерям производи-
тельности нагнетателя—к потере производительности агломераци-
онной машины. В настоящее время дроссельными заслонками пользу-
ются только в периоды остановки и пуска в эксплуатацию агломера-
ционных машин, чтобы создать газодинамическое сопротивление в
сети агломерационной машины и не допустить работы эксгаустера
«в разнос». Целесообразно использовать дроссельное регулирование
вакуума под зажигательным горном. Своей нижней частью течки
входят в сборный газовый коллектор, по которому газ из всех ва-
куум-камер направляется к эксгаустеру.

Сборный газовый коллектор представляет собой трубопро-
вод обычно круглого сечения, в нижней части которого имеются
пылевые мешки и клапаны для выпуска уловленной пыли. По прин-
ципу ее улавливания коллектор относится к типу пылеосадитель-
ных камер, в которых крупные частички пыли под действием силы
тяжести опускаются и собираются в пылевых мешках. Для успеш-
ного осаждения пыли в сборном газовом коллекторе необходимо,
во-первых, чтобы режим движения газа был ламинарным, а, во-
вторых, чтобы время перемещения частички вниз до попадения в
пылевую камеру было меньше, чем время прохождения ею дли-
ны газового коллектора. Для этого сборный газовый коллек-
тор должен иметь достаточно большое сечение, чтобы скорость
движения газового потока не превышала определенного пре-
дела (10 м/с).

Основное количество пыли выделяется из газа в специаль-
ных устройствах — пылеуловителях. Главными требованиями к
пылеулавливающим устройствам являются:

- высокая степень очистки газа от пыли;
- минимальные энергетические затраты — минимально воз-
можные потери напора газа.

На машинах малой площади просасывания для улавливания
пыли применяются обычно мультициклоны. На машинах боль-
шой площади спекания, особенно если в шихте используется тон-
кий концентрат, очистку газа ведут с помощью электрофильтров.
В этом случае целесообразно также использование мокрых систем
очистки газа. Сведения об устройстве и работе пылеуловителей
можно найти в специальной литературе.

Считаем необходимым еще раз отметить, что одним из наи-
более эффективных способов снижения запыленности агломера-
ционного газа является загрузка на агломашину достаточного ко-
личества хорошей постели.

При спекании сернистых руд следует применять устройства
не только для очистки газа от пыли, но и от диоксида серы, напри-
мер известковым или магнезиальным способами:

Са(ОН)2 + SO2 -» CaSO3 + Н2О;

Mg(OH)2 + SO2 _> MgSO3 + Н2О.

2.9.2. Устройство и работа нагнетателя

Разрежение под колосниками спекательных тележек созда-
ется с помощью специального аппарата — нагнетателя . Знание
закономерностей работы нагнетателя позволяет часто расчетом,
без проведения трудоемких измерений, определять параметры его
работы, а после их пересчета — параметры работы агломераци-
онных машин. Привод нагнетателя потребляет основное количе-
ство электроэнергии, расходуемой на производство агломерата
(80-90%). В связи с этим установление оптимальных режимов ра-
боты нагнетателя позволит получать в данных условиях макси-
мальную производительность агломерационной установки и сни-
зить расходы по переделу.

Нагнетатель агломерационных машин по принципу работы
относится к типу центробежных вентиляторов (рис. 2.82), в кото-
рых давление (или разрежение) в перемещающейся газообразной
среде создается в результате вращения с большой скоростью ко-
леса с лопатками — ротора 2, помещенного в герметичный кор-
пус-коробку 1 улиткообразной формы.

* В литературе встречаются другие названия этого аппарата: экс-
гаустер, дымосос.
Ротор вентилятора представляет собой сплошной диск, жес-
тко закрепленный на вращающемся валу; между диском и коль-
цом приварены лопатки. При вращении ротора во всасывающем
патрубке создается разрежение, под действием которого и засасы-
вается в вентилятор газ.

Если газодинамическое сопротивление, на которое работа-
ет центробежный вентилятор, подсоединено к выхлопному пат-
рубку, то вентилятор будет создавать избыточное давление. Если
же газодинамическое сопротивление подсоединено к всасывающе-
му патрубку, вентилятор будет создавать разрежение.

Рис. 2.82. Схема центробежного вентилятора;

1 — корпус; 2 — ротор; 3 — всасывающий патрубок; 4 — выхлопной
патрубок; 5 — кольцо; 6 — диск; 7 — лопатки

Нагнетатель агломерационных машин (рис. 2.83) представ-
ляет собой два удачно скомбинированных на одном валу центро-
бежных вентилятора, имеющих один общий «глухой» диск.

Рис. 2.83. Устройство эксгаустера агломерационных машин
Основные технологические параметры работы нагнетателя

Работа нагнетателя характеризуется комплексом показате-
лей, важнейшими из которых являются создаваемый напор, про-
изводительность, потребляемая мощность, коэффициент полезно-
го действия.

На элементарный объем газа, находящегося между лопатка-
ми рабочего колеса, действуют две силы. Одна, возникающая на
передней (набегающей) поверхности лопатки, направленная в каж-
дый момент времени нормально к радиусу, сообщает этому объе-
му газа окружную скорость, заставляя его вращаться вместе с ро-
тором. От вращения возникает другая сила — центробежная, со-
общающая относительную скорость, под действием которой газ
отбрасывается к наружному диаметру рабочего колеса. Таким об-
разом, каждый элементарный объем газа, находящийся в межло-
паточном пространстве, движется по сложной траектории, кото-
рая относительно внешнего наблюдателя представляет собой рас-
кручивающуюся спираль.

По мере перемещения объема газа к наружному диаметру
ротора увеличивается его скорость и соответственно возрастает
кинетическая энергия газового потока. Разность количеств энер-
гий газа на входе в нагнетатель и на выходе из него и представляет
собой напор, развиваемый эксгаустером (Н). Еще в позапрошлом
веке Л. Эйлером было выведено уравнение, связывающее создава-
емый центробежным вентилятором напор с основными конструк-
тивными и рабочими параметрами:

Нт = 'Р-рг

лОп
"бсГ

(2.17)

Как видно, величина теоретического напора пропорциональ-
на плотности газа рг, диаметру ротора (D) и частоте его вращения
(п) в квадрате (у — коэффициент формы лопаток). Полученное

выражение свидетельствует также о том, что теоретический напор
не зависит от производительности вентилятора. Так, нагнетатель
Д-9000-11-2 с диаметром ротора 2,7 м; частотой вращения
1100 об/мин, просасывающий газ при температуре 150°С, плотно-
стью ро = 1,24 кг/м3 должен развивать напор:

( 2Т$ Y3 14-2 7-1100 Y

Н = Т 1,24——— = 19000у Па, или < 19кПа

I. 150+ 273 Л 60 )

(для агломерационных эксгаустеров, имеющих роторы с загнуты-
ми назад лопатками, у< 1).
В практических условиях часть энергии расходуется на об-
разование турбулентных завихрений в потоке газа и на преодоле-
ние гидравлических сопротивлений внутри самого вентилятора.
Выяснилось, что эти потери напора неодинаковы при различной
производительности вентиля! ора. На рис. 2.84 приведена типич-
ная зависимость рабочего напора от производительности венти-
лятора. Заштрихованная область показывает потери напора, а ли-
ния АВ — рабочую напорную характеристику центробежного вен-
тилятора— нагнетателя.

V, производительность, м3/с

Рис. 2.84. Напорная характеристика центробежного
вентилятора

В настоящее время теоретически невозможно рассчитать ра-
бочую напорную характеристику нагнетателя: она может быть по-
лучена только на опытном стенде, где измеряют развиваемый экс-
гаустером напор при постоянной скорости вращения ротора и пе-
ременной производительности вентилятора, которую регулируют
с помощью смонтированного на газопроводе дроссельного кла-
пана.

Необходимо иметь в виду, что нагнетатель может устойчи-
во работать только на правой (нисходящей) ветви рабочей харак-
теристики.

Из формулы (2.17) следует, что существенное влияние на ве-
личину развиваемого напора будет оказывать скорость вращения
ротора. Один и тот же нагнетатель при изменении числа оборо-
тов рабочего колеса будет иметь семейство напорных характерис-
тик, подобных показанной на рис. 2.84. При этом изменяются и
другие показатели работы нагнетателя (производительность—V,
напор — Н, потребляемая мощность — N):
v2 = vt—;

n2 = n,

Рабочие характеристики нагнетателя. Характеристики на-
гнетателя представляют собой графические зависимости развива-
емого напора, потребляемой мощности и кпд эксгаустера от его
производительности при постоянном числе оборотов в минуту и
данной плотности газа:

H=(P](V); N = cp2(V); т] = cp3(V).

На рис. 2.85 в качестве примера приведены рабочие характе-
ристики нагнетателя Д-9000-11-3.

Рис. 2.85. Рабочие характеристики нагнетателя Д-9000-11-3

Для осуществления расчетов целесообразно напорную ха-
рактеристику представить в виде математической зависимос-
ти, например:

Н = рт(а + bVT - eV2)=А + ВVT - CVT2. (2.18)

На отечественных агломерационных фабриках, где установ-
лены большие машины (АКМ-312), как правило, работают парал-
лельно два нагнетателя (2x9000 или 2x11000). Их совместная рабо-
та будет определяться суммарной напорной характеристикой. Для
ее получения нужно при нескольких выбранных напорах удвоить
производительности, и через полученные точки провести кривую
(рис. 2.86).
Объемная производительность

Рис. 2.86. Суммарная напорная
характеристика двух
одинаковых параллельно
работающих нагнетателей

При параллельной работе
нагнетателя и при постоянном на-
поре Н расходы газа и мощности
находят сложением. Тогда коэф-
фициент полезного действия:

т] = (Н • EV )/Е N.

2:9.3. Газодинамическая характеристика сети
агломерационной установки

Из рассмотрения характеристик эксгаустера следует, что
один и тот же эксгаустер при постоянной скорости вращения ро-
тора может засасывать различные количества газа и соответствен-
но развивать разные давления в зависимости от свойств газа и ха-
рактеристики сети (рис. 2.87).

Производительность эксгаустера, м3/с

Рис. 2.87. Область работы
эксгаустера при различных
плотностях газа
(Р а > Рб > Ра > Рг)
и газодинамических
сопротивлениях сети (1-4)

Например, при данной плот-

ности газа р 6 по мере снижения газодинамического сопротивле-
ния сети (в результате улучшения окомкования шихты или при
уменьшении высоты слоя) нагнетатель будет увеличивать свою
производительность (м3/с) с одновременным снижением вакуума
(Н) — рабочая точка на графике будет последовательно переме-
щаться вправо по кривой «б».
Необходимо особо подчеркнуть, что производительность на-
гнетателя и развиваемый им напор (вакуум) бессмысленно рассмат-
ривать изолированно от газовой сети, на которую он работает.

Расчет газодинамического сопротивления
агломерационной машины

Для последующего анализа совместной работы агломераци-
онной машины и нагнетателя, кроме напорной характеристики пос-
леднего (которая дается заводом-изготовителем), необходимо иметь
газодинамическую характеристику сети, на которую работает эксга-
устер. Это представляет центральную задачу при анализе газодина-
мических параметров работы агломерационной машины.

Характеристикой внешней сети нагнетателя называют гра-
фическую или аналитическую зависимость между потерями напо-
ра в газовом тракте и количеством движущегося в нем газа.

Общее сопротивление газовой сети складывается из сопро-
тивлений его отдельных последовательно расположенных участ-
ков. Так для газоотсосной сети агломерационной установки с ос-
новными участками (спекаемый на агломерационной ленте слой
шихты, вакуум-камеры, сборный газовый коллектор, пылеулови-
тели) общее сопротивление составит

ДРс = ДРМ + ДРв.к+ДРк +АРп- (2.19)

Измерения показывают, что основным газодинамическим
сопротивлением обладает слой спекаемого материала, находяще-
гося на ленте (Лрм )•

Общее газодинамическое сопротивление газоотсосной сети
агломерационной машины и ее отдельных участков можно найти
либо опытным путем, либо расчетами.

Определение рабочей точки нагнетателя требует получения
газодинамической характеристики агломерационной машины «по
газу», учитывающей увеличение объема газа по сравнению с объе-
мом засасываемого в слой воздуха, наличие дополнительных подсо-
сов и температуру отсасываемого газа, отличную от атмосферной.

Для этой цели можно использовать основное уравнение га-
зодинамики в следующем виде:

дРм =K1mPtVtVt+K2mPt Vt2> (2.20)

где К,ми К2м —коэффициенты газодинамического сопротивле-
ния агломерационной машины, а расход газа VT, его плотность и
341
вязкость берут при температуре отсасываемого газа, или в виде:

ДРм = K1mPoVtVO + K2mPoVO (2.21)

Уравнение, характеризующее газодинамические свойства
агломерационной машины, должно быть составлено по расходу с
учетом площади просасывания конкретной агломерационной ма-
шины.

Численные значения параметров отсасываемого газа, необ-
ходимые для расчетов, определяются из условия, что газ, прохо-
дящий через эксгаустер, представляет собой смесь газов, облада-
ющих различными теплофизическими характеристиками: 1) насы-
щенный влажный газ, отсасываемый из шихты в течение началь-
ного и основного периодов процесса; 2) «горячий газ», отсасыва-
емый в течение заключительного периода из высокотемператур-
ных зон спекаемого слоя, и 3) холодный воздух, дополнительно
подсосанный через неплотности агломерационной установки.
Агломерационная машина при этом представляется как сложная
система с тремя параллельными участками газодинамического со-
противления.

Основой для получения уравнения, характеризующего газо-
динамические свойства агломерационной машины, являются урав-
нения отдельных участков спекаемого слоя «по воздуху» (см. 1.7).
Порядок расчета подробно рассмотрен в [61].

После подстановки конкретных величин в выражение (2.20)
или (2.21) уравнение газодинамического сопротивления данной
агломерационной машины получает вид

ДР«=Р«У, + (s„+Sip X2. (2.22)

При изменении площади просасывания агломерационной
машины от F' до F" коэффициенты газодинамического сопротив-
ления К1м и К2м новой агломерационной машины получаются сле-
дующим образом:

к'1м=к1м

F”

(2.23)
Аналогично пересчитываются коэффициенты сопротивления Рм и SM

II I р If I

S„=SM
г

Суммарные потери напора газа на участках газового тракта
(от вакуум-камер до эксгаустера) составляют 10-15% и остаются
примерно одинаковыми на различных агломерационных маши-
нах. Целесообразно в первом приближении считать эти участки
единым газодинамическим сопротивлением, величина которого
связана со скоростью движения газа квадратичной зависимостью:

дРтР=хдР1- STpVT2. (2.25)

Тогда выражение (2.19) может быть записано в виде

△Рс=Рм+ДРтр>

или дРс = PMVT + (SM + )vt2. (2.26)

2.9.4. Определение газодинамических параметров
совместной работы нагнетателя и агломерационной
машины

Газодинамические параметры работы данного эксгаустера
однозначно определяются газодинамическими свойствами сети.

Установившийся режим или равновесие системы «нагнета-
тель-сеть» характеризуется материальным и энергетическим балан-
сами: Уэ = Vc и Уэ Нэ = Vc‘ Дрс из которых следует, что объемная
подача нагнетателя равна расходу газа в сети, а количество энер-
гии, вырабатываемой нагнетателем, равно количеству энергии, по-
требляемой сетью. Отсюда Нэ = Дрс, т.е. разрежение, развиваемое
эксгаустером, численно равно потерям напора газа в сети.

Рабочие параметры нагнетателя — производительность и
развиваемый напор (вакуум) — при аналитическом методе нахо-
дятся в результате совместного решения уравнений сети (2.26) и
нагнетателя (2.18):

где

А 1 В-Р
+— +--------

ES 2 ZS

SS = SM + STp + C.

(2.27)
После подстановки полученного значения Vt в уравнение
(2.26) или в (2.18) определяется создаваемое нагнетателем разре-
жение. Дальнейший расчет сводится к определению Дртр из урав-
нения (2.25) и вакуума под колосниками спекательных тележек:

Дрм= Дрс-Дртр

По найденному значению Дрм с помощью выражения (1.86)
вычисляют среднюю скорость засасывания воздуха в спекаемый
слой, которая необходима для расчета производительности агло-
мерационной машины.

Пример упрощенного расчета газодинамических показате-
лей совместной работы нагнетателя и агломерационной машины
приведен в Приложении VI.

Параметры работы нагнетателя и агломерационной маши-
ны могут быть найдены также графически методом наложения
характеристик. Если на напорную характеристику нагнетателя
наложить построенную в том же масштабе характеристику сети,
то точка пересечения кривых (при Нэ = Дрс) — рабочая точка —
определяет соответствующую производительность эксгаустера и
развиваемый им напор. Пример такого определения приведен на
рис. 2.88 по данным расчетов, выполненных в Приложении VI.

Рис. 2.88. Графическое
определение
производительности
нагнетателя и
развиваемого им напора

2.9.5. Расчет производительности агломерационной
машины

Важнейшей задачей при разработке проекта новой агломе-
рационной фабрики или при переходе действующей фабрики на
спекание нового типа железорудного материала или при установ-
ке нового нагнетателя является расчет производительности агло-
мерационной машины.
Обычно для этого используют формулу расчета производи-
тельности агломерационной машины как конвейерного транспор-
тирующего устройства

Gw = В ЬСл VM Унас’ Т ШИХТЫ/ч, (2.28)

здесь В — ширина спекательных тележек, м; Ьсл — высота спекае-
мого слоя, м; унас — насыпная масса сухой шихты, т/м3; VM — ско-
рость движения агломерационной машины, м/ч, которая может
быть найдена из пропорции

V4n=LM:VM,

составленной из условия, что время перемещения зоны формиро-
вания агломерата по спекаемому слою равно времени передвиже-
ния спекательной тележки на длину рабочей зоны машины (от пе-
редней стенки зажигательного горна до конца последней вакуум-
камеры) — LM, м

VM = (LM Цп)/Ьсл , (2.29)

где Ucn — вертикальная скорость спекания, м/ч.

Таким образом,

G =BL U -у =FU у , тш./ч.

ш м сп <нас сп <нас’

Если учесть потери массы шихты в ходе спекания (горение
углерода и серы, диссоциация карбонатов и др.), то относитель-
ный выход спека будет равен есп= 0,85 - 0,90 кг сп/кг с.ш.; если
учесть выход годного агломерата из спека (за вычетом возврата)
£ а = 0,65-0,70 кг агл/кг сп, то последнее выражение получит вид

G =U у F - £сп- £а . (2.30)

Необходимо отметить, что с помощью приведенных фор-
мул (2.28). (2.30) невозможно получить достоверное значение
производительности агломашины, так как в них есть парамет-
ры, которыми нужно задаваться: VM — скорость движения па-
лет агломашины или Ucn — вертикальная скорость спекания.
Между тем правильно задаться этими параметрами не представ-
ляется возможным, поскольку они зависят от многих перемен-
ных: газодинамических характеристик спекаемого слоя, его вы-
соты, вакуума под колосниками и др. Точность расчетов по ука-
занным формулам будет не выше, чем просто задаться удель-
ной производительностью машины — ga,T агл/(м2ч).
Производительность агломашины будет равна:

°агл = ёа F’ Т агл/(м2-4). (2.31)

Примерным ориентиром для выбора ga или Ucn могут служить дан-
ные табл. 2.18.

Расчет производительности агломерационной машины по-
лучается значительно точнее, если для этого использовать выра-
жение

gM = Wo/VB’ кг с.ш./(м2-с); (2.32)

w0 (средняя по длине агломашины скорость засасывания воздуха
в слой) и VB (удельный расход воздуха на агломерацию) определя-
ются на основании результатов экспериментов, полученных при
агломерации данного типа шихты (см. Приложение II).

Формула для расчета производительности агломерационной
машины по годному агломерату имеет вид

Ga =3’6TTFcn ‘Sen -еагл> т/ч (2.33)

v в

Возможны два варианта использования этой формулы.

А. Если считать, что в период зажигания происходит только
образование агломерационного спека на поверхности слоя, а пе-
ремещение зоны формирования агломерата начинается после вы-
хода слоя из-под горна, то за площадь спекания нужно принимать
общую площадь просасывания (над всеми вакуум-камерами) за
вычетом площади зажигательного горна.

Б. Если же считать, что агломерация идет на всей площади
просасывания, то величина VB должна быть скорректирована (не-
сколько увеличена). Следует иметь в виду, что VB, найденный в опы-
те по результатам разовой пробы газа, является «мгновенным» зна-
чением для какого-то момента основного периода агломерации и
не учитывает расход газа на зажигание или расход воздуха на «до-
пекание» рудного материала в хвостовой части агломашины.

Ниже приведены расчеты производительности агломераци-
онной машины площадью просасывания 312 м2 с использованием
данных выполненных ранее примеров расчетов — агломерация ли-
саковского гравитационно-магнитного концентрата (Приложения
II и VI):

- площадь зажигательного горна — 24 м2;

- удельный расход воздуха на агломерацию — 0,459 м3/кг с.ш.;
Таблица 2.18

Характеристика работы некоторых агломерационных фабрик

Аглофабрика завода Тип спе- каемого материала Содержание в шихте, кг/т агл. ga, Т/СМ2 Ч) исп м/мин Унас, т/м3 ^сп‘ ^агп кг/кг
Рудная смесь Концен- трат Из- весть
Завода им. А.К. Серова Магнетит 929 - - 2,47 0,030 1,90 0,72
Лебяжинская, НТМК Магнетит 548 482 - 1,47 0,021 2,10 0,56
Абагурская № 1, КМК Магнетит 170 816 1,18 0,019 2,05 0,50
Череповецко- го завода Магнетит 144 780 6 1,13 0,020 2,0 0,46
Качканарско- го ГОКа Магнетит - 1063 ‘ - 0,88 0,015 1,85 0,52
Завода им. Ильича Магнетит 106 812 12 1,45 0,022 1,74 0,62
Завода «За- порожсталь» Магнетит 258 672 87 1,87 0,026 1,90 0,64
Бакальского РУ Бурый же- лезняк 1145 - 1,02 0,024 1,40 0,51

Примечание: ga — удельная производительность агломашины; Ucn — вертикальная скорость спе-
кания; унас — насыпная масса шихты; есп' 8 а — выход годного агломерата из шихты.
- при вакууме под колосниками Дрм = 11,35 кПа средняя ско-
рость засасывания воздуха в слой 0,23 м/с.

Расчет по варианту А. Площадь спекания F = 312 - 24 = 288 м2;
выход спека из шихты — 0,85 (спекается бурый железняк); выход
годного агломерата из спека примем равным 0,70.

0 23

G =——288-0,85-0,70 = 86,4 кг/с,или 86,4-3,6 = 311 т/час.

агл 0,459 . ’

По варианту Б. Приведенная скорость движения газа в слое:
w^= 0,23'1,07 = 0,246 м/с; удельный выход газа с учетом за-
жигания (из Приложения VI):

Vr = 0,491 + 0,064 = 0,555 м3/кг с.ш.:

Производительность агломашины:

Ga п = 312 • 0,85 • 0,70 = 82,3 кг/с, ил и 296 т/ч.

0,555
2.10. МАТЕРИАЛЬНЫЙ И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНСЫ
АГЛОМЕРАЦИОННОГО ПРОЦЕССА

Материальный и тепловой балансы агломерационного про-
цесса дают важную информацию о работе данной агломерацион-
ной фабрики. Они могут быть полезны при разработке проектов
новых агломерационных фабрик.

Балансы можно составить в расчете на единицу времени ра-
боты агломерационной машины (час, сутки). Обычно балансы
составляют на единицу продукции — 1 т агломерата.

Исходными данными для составления балансов служат ре-
зультаты

- расчета агломерационной шихты;

- расчета горения газообразного топлива в зажигательном
горне;

- расчета горения углерода шихты в слое;

- вычисленные из экспериментально определенного состава
отсасываемого из слоя агломерационного газа удельный выход
газа и удельный расход воздуха.

Порядок составления балансов показан на приведенном
ниже примере.

2.10.1. Материальный баланс

Приходная часть

1. Из расчета агломерационной шихты (гл. 2.3.1, табл. 2.1)
для производства 1 т агломерата требуется израсходовать, кг:

концентрата — 841; известняка — 195; колошниковой пыли
— 38 и коксика — 62; итого — 1136 кг.

При содержании в шихте 30% возврата (принимаем), что
соответствует его расходу 487 кг, общий расход сухой шихты со-
ставит 1623 кг/1000 кг агл.

2. При влажности шихты 8% (принимаем) количество влаги
составит

1623 -0,08 = 130 кг/1000 кг агл.
3. Выход агломерационного газа и удельный расход воздуха
на процесс.

Проба газа, отобранная из нижних слоев шихты, содержала:

СО2 = 20,6%; СО = 3,8%; О2 = 2,8%; Н2О + Н2 = 1,5%;

N2 = 100 - (20,6 + 3,8 + 2,8 + 1,5) = 71,3%.
Содержание в шихте углерода:

- топлива — (62 / 1623) • 0,84 100 = 4,55% (0,84 — содержа-
ние углерода в коксе, кг/кг);

- углерода флюса — (195/1623)- 0,53- (12 / 56)- 100 = 1,36%.

Удельный выход агломерационного газа:

Ч = 1,867-4,55+1,36 = 0,452 м3 /кг с.ш.
в 20,6 + 3,8

При влажности атмосферного воздуха 1,7% (принимаем)
содержание кислорода составит 21 0,983 = 20,6%; азота — 77,7%.

Удельный расход воздуха на спекание

VB = 452(71,3/77,7) = 0,415 м3/кг-с.ш.

В расчете на 1 кг агломерата удельный выход аглогаза и рас-
ход воздуха составят соответственно:

V' = 0,452-1,623 = 0,734 м3 и Vi = 0,673 м3.

Таким образом, при получении 1000 кг агломерата будет
израсходовано воздуха: 0,673 • 1000 = 673 м3 или 673 • 1,27 =
= 855 кг/1000 кгагл. (1,27 — плотность атмосферного воздуха,
кг/м3).

4. Расход природного газа и воздуха на зажигание.

При удельном расходе тепла на зажигание 50000 кДж/м2, тол-
щине слоя шихты 300 мм и насыпной массе сухой шихты 1700 кг/м3
расход тепла на зажигание составит

Q3a)K- 50000 : (0,3 1 1700) = 98 кДж/кг с. ш., или

98-1623 = 1590 54 к Дж/1000 кгагл.

Из расчета процесса зажигания (Приложение IV) удельный
расход природного газа при использовании холодного воздуха

Vnr = 159054:36700 = 4,33 м3/1000 кг агл.
п.г. ’

(36700 — количество тепла, выделяемое при сжигании 1 м3 при-
родного газа — п.г.).

На сжигание 4,33 м3 газа расходуется воздуха
4,33 • 14,6 = 63,2 м3 или 63,2 1,27 = 80 кг/1000 кг агл.

Всего на получение 1 000 кг агломерата расходуется воздуха:

855 + 80 = 935 кг.

5. Расход постели.

При толщине постели 25 мм, высоте слоя шихты 300 мм и
насыпной массе постели 1800 кг/м3 удельный расход последней
составит

(1 • 0,025 1800): (0,3 • 1 1700) = 0,09 кг/кг с.ш. или

0,09 1623= 146 кг/1000 кг агл.

Расходная часть

6. При влажности агломерационного газа 1% количество
влаги в газе 0,734 1000 • 0,01 = 7,3 м3; при влажности горнового
газа 13% и выходе горнового газа 15,6 м3/м3 п. г. объем влаги в
горновом газе равен 4,33 • 15,6 0,13 = 8,8 м3.

Общий объем влаги газов

7,3+ 8,8= 16,1 м3, или 16,1 (18/22,4) = 13 кг.

Всего переходит влаги в газ 130 + 13 = 143 кг/1000 кг агл.

7. Сухого агломерационного газа 734 - 7,3 = 727 м3, или
727 1,39 = 1010 кг/1000 кг агл.

8. Сухого горнового газа (4,33-15,6) - 8,8 = 59 м3, или
59-1,3 = 76,4 кг.

Всего сухих газов 1010 + 76 = 1086 кг/1000 кг агл.

Для сохранения балансов возврата и постели их количества
в расходной части остаются теми же, что и в приходной.

Результаты расчетов сведены в табл. 2.19.

2.9.2. Тепловой баланс

Приходная часть

1. Приход тепла от горения углерода шихты

Расчет отношения СО/СО2 в продуктах горения углерода
шихты.

При агломерации магнетитового концентрата принимаем
количество израсходованного на окисление Fe2+ кислорода
ДО = 3,5 абс.% .

Коэффициенты

77,7 1,7

у =——— = 4,544; г = — = 0,099; 1 +у + г = 5,643;

20,6-3,5 17,1
Таблица 2.19

Материальный баланс агломерационного процесса

Статья приход- ной части кг % Статья расходной части кг %
Концентрат 841 29,4 Агломерат 1000 34,9
Известняк 195 6,8 Возврат 487 17,0
Колошниковая пыль 38 1Д Г аз сухой (аглом. + горновой) 1086 37,9
Коксик 62 2,2 Влага газа 143 5,0
Возврат 487 17,0 Постель 146 5,1
Влага шихты 130 4,5 Итого 2862 100
Природный газ 3 0,1
Воздух (на спе- кание и зажи- гание) 935 32,7
Постель 146 5,1
Итого 2837
Невязка: 2862-2830 25 0,9
Итого 2862 100
₽ =1^ = 0,299, 5 = — = 1,217; Н 5,45 71,3-4,544-2,8

К =-------------1 + 0,299------------= 0,688;

100-4,544-1,2П_(7, }

71,3 v

ЕМг = 1+0,299 + 0,688 (1,217 • 5,643 - 1) = 5,336;

СоЛ-^W со (20.688-l)10_0 = w/o.
5,336 2 5,336

Отношению СО/СО2 = 11,69 / 7,05 = 1,66 в продуктах горения
соответствует величина теплоотдачи углерода 19200 кДж/кг С
(см. рис. 1.27).

При сжигании 62 0,84 = 52,08 кг С выделится тепла

52,08 19200 = 1000000 кДж/1000 кг агл.
2. Тепло зажигания 159000 кДж/1000 кг агл.

3. Энтальпия воздуха 673 • 20 1,3 = 17500 кДж/1000 кг агл.

4. Энтальпией природного газа можно пренебречь из-за ма-
лости.

5. Энтальпия шихты (с температурой 55°С)

(1623- 1,0 + 130 -4,2) -55= 119300кДж/1000 кгагл.

6. Тепло окисления магнетита. На его окисление расходуется
кислорода: 673 0.035 = 23,550 м3. При окислении выделится тепла:
23,55 (32/22,4) • 14437 = 486000 кДж/1000 кг агл.

Итого приход тепла Eqt 6 = 1781800 кДж/1000 кг агл.

7. Тепло других экзотермических реакций минералообразо-
вания (принимаем 2%): 1781800 0,02 = 35640 кДж/1000 кг агл.

Расходная часть

8. На испарение влаги шихты

130 • 2490 = 323700 кДж/1000 кг агл.

9. На разложение известняка

195 • 0,96 • 1785 = 334200 кДж/1000 кг агл.

Значительно сложнее определить достоверное значение сле-
дующих расходных статей.

10. Энтальпия агломерационного газа. По данным практи-
ки температура проходящего через сеть аглогаза в зависимости от
режима спекания изменяется от 100 до 140°С с учетом примерно
100% подсосов атмосферного воздуха. Так как в настоящем расче-
те подсосы не учитываются, то температура будет примерно в два
раза выше — 240°С. Тогда энтальпия влажного газа

1086+143 240-1,4 = 308000 кДж/1000 кгагл.

11. Принимаем потери тепла на сторону 5%

1817 0,05 = 91000 кДж.

12. На долю энтальпии* агломерационного спека остается

1817 - (324 + 334 + 308 + 91) = 760 МДж/1000 кг агл.

*При агломерации есть еще один процесс, который потребляет зна-
чительное количество тепла — плавление спекаемого материала. Одно-
временно идет экзотермический процесс — кристаллизация расплава в
зоне ф ормирования агломерата. Так как теплота плавления и теплота
кристаллизации примерно одинаковы, для упрощения расчета они не
включаются в тепловой баланс.
Энтальпия аглоспека 760000 = 1487 1 • tcn; откуда tcn ~ 500°С.

Результаты расчетов теплового баланса сведены в табл. 2.20.

Таблица 2.20

Тепловой баланс агломерационного процесса

Статья приход- ной части МДж 1000 % Статья расходной части МДж %
1. Тепло горения Сн, 1000 55,0 8. Тепло испаре- ния влаги шихты 324 17,8
2. Тепло зажига- ния 159 8,8 9. Тепло диссо- циации СаСО3 334 18,4
3. Энтальпия воз- духа 18 1,0 10. Энтальпия аг- ломер. газа 308 17,0
5. Энтальпия шихты 119 6,5 11. Потери тепла на сторону 91 5,0
6. Тепло окисле- ния магнетита 486 26,7 12. Энтальпия аг- ломерационного спека 760 41,8
7. Тепло экзотер- мич. реакций ми- нерал ообразов. 35 1,9
Итого: 1817 100 Итого: 1817 100

Если балансы составляются на действующую агломераци-
онную машину, то в них нужно учитывать вредные подсосы, ко-
личество которых можно определить, например, по балансу СО2
(см. Приложение VI).
2.11. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
АГЛОМЕРАЦИОННОГО ПРОИЗВОДСТВА

В связи со сменой политической и экономической систем в
России в последнее десятилетие XX в. принципиально изменились
приоритеты развития народного хозяйства страны. Если при со-
ветской власти основным направлением развития металлургичес-
кой промышленности (как и остальных отраслей) было добивать-
ся максимального производства любыми способами (чаще всего
экстенсивными — увеличением размеров или количества техно-
логических агрегатов), то в настоящее время—в эпоху рыночных
отношений стоит иная задача — производить изделия высокого
качества при минимально возможных экономических затратах.
Проблемы повышения интенсивности технологического процес-
са должны решаться в рамках указанной выше задачи—без ущерба
для экономической эффективности.

Имеется простой и достаточно надежный показатель, харак-
теризующий экономическую эффективность производственного
процесса — себестоимость производимого продукта (требуемого
качества). Для агломерационного производства это себестоимость
агломерата. В отдельных случаях окончательное заключение о
целесообразности тех или иных мероприятий на аглофабрике мо-
жет дать изменение себестоимости чугуна в доменном цехе.

Если говорить об экономической эффективности собствен-
но агломерационного производства, то достаточно объективную
характеристику дает анализ той части калькуляции себестоимос-
ти, которая учитывает материальные, энергетические и трудовые
затраты, которые вкладывает коллектив фабрики в производство
1 т агломерата.

В 70-х гг. XX в. (период относительной стабильности эконо-
мики СССР) себестоимость железорудных агломератов на разных
агломерационных фабриках изменялась от 12 до 20 руб/т. При этом
расходы по переделу составляли 2-3 руб/т, т. е. 15-17% (основная
часть приходилась на стоимость железорудных концентратов). В
настоящее время различие экономических параметров работы раз-
ных аглофабрик стало еще больше. Себестоимость агломератов, про-
изводимых крупными фабриками, изменяется от 400 до 700 руб/т.

Расходы по переделу составляют при этом 70-130 руб/т, т.е.
18-20%. Ниже приведены ориентировочные значения затрат по от-
дельным статьям.

Расход на 1 т товарного агломерата

- твердого топлива в шихту 50-70 кг; стоимостью 16-55 руб. (при
цене коксовой мелочи 0,24-1,00 руб/кг);

- электроэнергии: 50-70 кВт- ч; стоимостью 20-35 руб. (при цене
электроэнергии 0,40—0,50 руб/(кВтч);

- затраты на содержание основных средств 10-15 руб.;

- ремонтный фонд 25 руб.;

- амортизация основных средств 2 руб.;

- транспортные расходы 1-6 руб.;

- фонд оплаты труда 10-20 руб.

Как видно, затраты на производство 1 т агломерата (расходы
по переделу) складываются примерно в равных долях (по 25-30%) из
трех статей: стоимости электроэнергии, стоимости твердого топли-
ва и расходов на содержание и ремонт основных средств. В общей
себестоимости агломерата доля расходов на технологическое топ-
ливо (кокс) и электроэнергию составляет в среднем по 4-5%.

Оценивая целесообразность проведенных у нас в стране на-
учных исследований с позиций экономической эффективности,
следует признать совершенно бесперспективными ряд работ, на
проведение которых в свое время были потрачены значительные
средства.

Производство металлизованного агломерата на агломераци-
онных машинах. Еще С. Т. Ростовцев много лет назад отмечал, что
по своей природе агломерационный процесс непригоден для «глу-
бокого» восстановления оксидов железа. В самом деле, в ряду пос-
ледовательных процессов, идущих при агломерации, заключитель-
ным является окислительный. Промышленные исследования, про-
веденные в 1970-1972 гг. [161] показали полную несостоятельность
этой идеи: производительность агломерационных машин упала по
сравнению с обычной в 2,5 раза; возникли серьезные затруднения
в ходе технологического процесса из-за очень большого количе-
ства агрессивного железистого расплава, приведшего практичес-
ки к выходу из строя агломерационной машины в результате зап-
лавления колосникового поля. При расходе твердого топлива 25%
в шихте получился агломерат со степенью металлизации 30%. При
таком же расходе кокса в доменной печи железо не только полно-
стью восстанавливается, но образующийся чугун переходит в рас-
плавленное состояние.

Создание агломерационных установок, работающих под дав-
лением. Несмотря на существенное повышение вертикальной ско-
рости спекания в результате увеличения перепада давлений над
спекаемым слоем и под ним в несколько раз (с 0,1 до 1-2 атм) и
соответствующего роста удельной производительности в ходе ла-
бораторных исследований, использование этого способа интен-
сификации аглопроцесса в промышленных масштабах на ближай-
шую перспективу нельзя признать целесообразным. При этом спо-
собе агломерации во много раз увеличиваются энергозатраты на
производство сжатого воздуха и значительно возрастут расходы
на амортизацию, содержание и ремонт значительно более слож-
ной агломерационной машины в сравнении с обычной.

К числу мероприятий, которые, по нашему мнению, нецеле-
сообразно рекомендовать к практическому использованию на аг-
ломерационных фабриках, следует отнести также применение тех-
нического кислорода, высокотемпературного нагрева воздуха для
КНШ, термообработку агломерата.

Наиболее перспективным направлением совершенствования
агломерационного производства в Росси является применение в
широких масштабах технологии спекания в высоком слое, кото-
рая сразу решает многие проблемы: снижение удельного расхода
топлива на процесс при получении агломерата хорошего качества
(прочного и легковосстановимого), увеличение выхода годного.
При этой технологии отпадает необходимость в КНШ и термооб-
работке агломерата.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Расчет номограммы для определения удельного расхода
воздуха на агломерационный процесс

Исходные данные для расчетов.

Спекается магнетитовый концентрат—для этого случая ко-
личество кислорода, пошедшее на окисление Fe2+, ДО = 3%; при-
мем отношение СО/СО2 в продуктах горения равным 2; влажность
воздуха, идущего на горение, равна 1,7%.

Состав атмосферного воздуха: при Н2ОВ = 1,7% сумма О2 +
+ N2 = 98,3%; содержание О2 = 21 0,983 = 20,6%; N2 = 77,7%.

Коэффициенты у = N2/O2 = 77,7/(20,6-3) = 4,415;
г = Н2О/О2= 1,7/17,6 = 0,097.

Составляем уравнение горения углерода шихты при полном
использовании кислорода воздуха 6 = 1,0:

ЗС + 2(О2 + 4,415N2 + 0,097Н20) =

= 2СО + СО2 + 2 • 4,415N2 + 2 0,097Н20.

При составлении уравнения необходимо иметь в виду, что
при отношении СО/СО2 = 2 в продуктах горения коэффициент при
С в левой части уравнения должен быть равен 3 (баланс по угле-
роду), а коэффициент перед скобками — «молекулой воздуха» —
2 (баланс по кислороду).

На сжигание 3 молей углерода расходуется воздуха

2(32 + 4,415-28 + 0,097 18) = 314,6 кг,
или удельный расход воздуха на горение равен
gc = 314,6 / (3 12) = 8,74 кг/кг С.

Если для сжигания 1 кг углерода требуется 8,74 кг воздуха,
то 1 кг воздуха может сжечь 1 : 8,74 = 0,1144 кг углерода, а напри-
мер, 0,35 кг воздуха — 0,1144.0,35 = 0,04 кг углерода. Таким обра-
зом, если содержание углерода топлива Ст в шихте будет 0,04 кг/кг,
или 4%, то 0,35 — это удельный расход воздуха на агломерацию
в расчете на 1 кг шихты. Для удельных расходов воздуха 0,45 и
0,55 кг/кг с.ш. количество сгорающего углерода составит соот-
ветственно 0,45/8,74 = 0,051 кг и 0,55/8,74 = 0,063 кг, т. е. пре-
дельное содержание Ст в шихте будет равно 5,1 и 6,3%.

Соединим прямыми точки на оси абсцисс 4,0; 5,1 и 6,3% с
точкой О2= 17,6% на оси ординат (17,6% — содержание О2 в «воз-
духе», поступающем в зону горения: 20,6 - 3,0) — см. рис. 1-1.
Рис. 1-1.

Числа на прямых—удельный расход воздуха на аглопроцесс,
кг/кг с.ш.

Например, при содержании кислорода в аглогазе 5% и
Ст - 3,5% удельный расход воздуха на агломерацию составит
0,44 кг/кг с. ш.

Несколько снижает достоверность расчетов то, что отно-
шением СО/СО2 приходится задаваться.

Если принять отношение СО/СО2 в продуктах горения
равным 1, то уравнение горения углерода будет иметь вид

2С + 1,5(О2 + 4,415N2 + 0,097Н20) =

= СО + СО2 + 1,5 -4,415N2 + 1,5 • 0,097Н20;

удельный расход воздуха на горение углерода составит 9,83 кг/кг С,
а предельные содержания Ст будут равны

GB, кгв/кг с.ш. 0,35 0,45 0,55
Спред, КГ 0,036 0,046 0,056
ст, % 3,6 4,6 5,6

Номограмма для этого случая показана рис. 1-1 пунктирными лини-
ями. При О2 = 5% и Ст = 3,5% GB = 0,48 кг/кг с. ш.

Аналогичным образом можно построить номограмму для
определения объемного удельного расхода воздуха — VB, м3/кг с.ш.
При СО/СО2 в продуктах горения = 1 (вторая реакция) удельный
расход воздуха в расчете на 1 кг С равен

Vc= 1,5(1 +4,415 + 0.097) 22,4/(2-12) = 7,717 м3/кг С.

Предельные величины сгорающего углерода и содержание
углерода в шихте для различныз значений VB равны

VB, м3/кг с.ш. 0,30 0,35 0,40 0,45
(-•пред, КГ 0,039 0,045 0,052 0,058
ст, % 3,90 4,5 5,2 5,8

Номограмма для этих параметров приведена на рис. 1-2.

Рис. 1-2.

Числа на прямых —удельный расход воздуха на аглопроцесс, м3/кг с.ш.

Для упомянутого примера: О2 в газе — 5%; Ст = 3,5%;
VB= 0,38 м3/кг с.ш.

Этими номограммами можно пользоваться и при производ-
стве офлюсованных агломератов. Нужно только несколько скор-
ректировать концентрацию кислорода (на диаграмме содержание
кислорода нужно брать на 0,2-0,3 абс.% больше, чем в пробе газа.

Необходимо отметить, что определенный таким образом
расход воздуха на 1-2% ниже того количества, которое поступает
в спекаемый слой (из-за расхода 1-2 абс. % О2 на окисление Fe2+ в
охлаждающемся аглоспеке).
Расчет уравнения газодинамического сопротивления
спекаемого слоя

Сущность методики расчета показана на примере агломера-
ции холодного ЛГМК.

Расчет количества и состава агломерационного газа
по высоте спекаемого слоя

Данные, необходимые для расчета, получены из опытного
спекания шихты, содержащей ЛГМК — 70%; коксика — 7%; вла-
ги — 7%; содержание гидратной влаги в концентрате — 13%; со-
держание азота во влажном воздухе (1,7%) — 77,7%. Проба агло-
мерационного газа после корректировки влажности* содержала,
%: СО2 — 16,17; СО — 6,45; О2 — 3,27; Н2 — 0,50 и Н2О — 1,0.
Остальное азот:

100 - (16,17 + 6,45 + 3,27 + 0,5 + 1,0) = 72,61% .

Удельный выход агломерационного газа (продуктов горе-
ния углерода в слое)

5 95

V = 1,867-----------= 0,491, м3/кг с.ш.

г 16,17+6,45

(содержание углерода в шихте Сш = Ст = 7-- 0,85 = 5,95%).

Удельный расход воздуха на агломерацию

VB = 0,491 (72,61/77,7) = 0,459 м3/кг с.ш.,
в том числе, м3/кг.с.ш.

= 0,459 • 0,777 = 0,357; Vq2 = 0,094 и УщО= 0,008.

Расчет состава продуктов горения. Примем ДО = 0,5 абс %.
Коэффициенты: у = 3,8657; г = 0,0846; (1 + у + г) = 4,950;

Я 72’61 -1710-

о =-----------------= 1/10,

72,61-3,866-3,27

К = inn J---------------------------= 0,6885 ’

100 -3,8657 -1,21 _ / 4 _

72,61 v 7

‘См. с. 79-80..
ЕМГ = 1 + 0,6885 -(1,21 -4,95 - 1) = 4,435.

Содержания в продуктах горения:

со = 2(1-0,6885)100 = (2-0,6885-1)100

4,435 2 4,435

= 8,50%.

Н2 + Н2О =

1,21-0,6885 -0,0846

4,435

•100 =1,60%;

в том числе Н2 = 1,60-0,3 = 0,48% и Н2О = 1,60 - 0,48 = 1,12%.

Расчет количества и состава газа в зоне сушки. Объем ком-
понентов агломерационного газа на входе в зону сушки, м3/кг с.ш.:

Vco2 = 0,491 0,162 = 0,079; Vq0 = 0,491 ’ 0,0645 = 0,032;

Vq2 = 0,016; Vn2 = 0,357; = 0,0025 и V^q = 0,005

Масса сухого газа, кг/кг с.ш.

22,4

G =

(0,079- 44+0,032- 28+0,016- 32+0,357- 28+0,0025 2) =

=0,66L

Масса гидратной влаги g = 0,13 • 0,7 = 0,091 кг/кг с.ш.

Масса влаги воздуха g = 0,005 -(18/22,4) = 0,004 кг/кг с.ш.

Всего влаги в газе на входе в зону сушки g = 0,091 + 0,004 =
= 0,095 кг/кг с.ш.; хо= 0,095 : 0,661 =0,144 кг/кг с.г.

При данных условиях агломерации в холодной (25°С) шихте
сконденсируется 2,0 абс % влаги; влагосодержание переувлажнен-
ной шихты вш = 0,070 + 0,020 = 0,090 кг/кг с.ш.

Насыщенное влагосодержание газа, выходящего из зоны
сушки,

нас

в +Gx в +g 0,090+0,095

_ _ш----t_o. _ _ш—от, _------------_ q 280 кг/кгс.г

Gr G 0,661

Этому влагосодержанию (из табл. 1.1) соответствует равно-
весная температура испарения 70°С, a tBx = 370°С (из рис. 1.5).

Объем влажного газа, выходящего из зоны сушки,

VBJ1 = 0,079 + 0,032 + 0,016 + 0,357 + 0,0025 +

*нас ’ ’ ’ ’ ’

+ 0,280 • 0,661 (22,4/18) = 0,487 + 0,230 = 0,717 м3/кг с.ш.
Изменение количества агломерационного газа и его состав-
ляющих по высоте спекаемого слоя приведено на рисунке II-1.

Рис. П-1. Изменение количества газа и его отдельных
составляющих по высоте слоя при спекании ЛГМК;

1 — окислительная зона; 2 — восстановительная зона; 3 — зона сушки;

4 — зона переувлажнения

Расчет газодинамического сопротивления спекаемого слоя
(«по воздуху»)

Поскольку зоны формирования агломерата, интенсивного
нагрева, а также зона сушки при перемещении по слою незначи-
тельно изменяют свои параметры (высоты, температуры), целесо-
образно объединить их в одну «высокотемпературную» зону с ка-
кими-то усредненными коэффициентами Kt и к2.

В этом случае находящийся на участке спекания слой будет
состоять из трех зон: шихты (исходной или переувлажненной),
охлаждающегося агломерата и «высокотемпературной».

Из рис. 1.82, а, построенного по экспериментальным данным,
видно, что за начало установившегося периода агломерации можно
принять 2-ю минуту, когда появилась зона максимальных темпера-
тур. За конец спекания следует принять 20-ю минуту, когда «выкли-
нивается» зона формирования агломерата. Таким образом, общее
время спекания (без учета времени зажигания) составляет 18 мин.
Разделим этот период на 6 участков по 3 мин. каждый (1-6).
На рис. И-2 показаны изменения высот слоев шихты и агло-

мерационного спека по ходу опыта —

Рис. П-2. Высоты зон шихты и
охлаждающегося агломерата
на различных участках
спекаемого слоя

Как известно (гл. 1.7), для
вычисления к, и к2 и последующе-
го определения уравнения газоди-
намического сопротивления дан-
ного пористого слоя требуется два
значения w, и ш2и соответствую-
щие им значения Ар( и Ар2. Для их
нахождения по применявшейся

на отдельных участках.

ранее методике [61] нужно было провести специальные экспери-

менты. Ниже приводится более простой способ расчета.

Для этой цели может быть использован рис. П-З , представ-
ляющий семейство кривых, характеризующих газодинамические
свойства слоя пористых материалов различной проницаемости.

Расчет уравнения газодинамического сопротивления высокотем-
пературной зоны. Выполним расчет для 12,5 мин опыта. Из рис. 1.82
следует, что скорость засасывания воздуха в слой в этот момент
равна 0,25 м/с. При коэффициенте увеличения объема газа (по срав-
нению с воздухом) в зоне горения at= = 0,491/0,459 = 1,07

приведенная скорость движения газа в этой зоне будет равна w t =

= 0,25 • 1,07 = 0.268 м/с. Из рис. И-4. видно, что в данный момент
высота высокотемпературной зоны (от резкого подъема темпера-
туры до максимума температуры) ht = 190 - 140 = 50 мм, а потери
напора газа в этой зоне Apt = 6,5 -1,2 = 5,3 кПа. Удельное газоди-
намическое сопротвление высокотемпературной зоны рав-
*

HoApt/ht = 5,3/5 = 1,06 кПа/см. На рис. II.3 найденным парамет-
рам соответствует точка «а». Проведем через эту точку дополни-
тельную кривую (пунктирная) и выберем на ней произвольно вто-
Рис. П-З. Зависимость удельного газодинамического
сопротивления от скорости фильтрации газа в пористых слоях
различной проницаемости;

1 — hp/h = 2,667w(l + l,25w); 2 — &p/h = 1,333 w (1 + 2w);

3 — dip/h = 0,800w(l + 2,5w); 4— &p/h = 0,447w(l + 3w);

5 — Ap/fc = 0,200w(l +5w); 6— &p/h = 0,107w(l + 6,25w);

7— Др/h = 0,053w(l + 7,87w)

рую точку «в» с параметрами w t = 0,15 м/с и Apt/ht = 0,57 кПа/см.
Среднюю температуру в высокотемпературной зоне в выбранный
момент времени примем равной 900°С; вязкость газа при этой темпе-
Потери напора ( Др), кПа

Рис. П-4. Распределение температуры и вакуума по высоте слоя
на 12,5 мин опыта (повторение рис. 1.83, б)

ратуре равна 15-10'5 м2/с, а плотность р0 = 1,40 кг/м3. По этим дан-
ным по формулам 1.68 и 1.69 вычислим и к2:

5,3-0,15!-2,83 0,272 .

к. =----------------;--------7---------г = 16,9 • 10 , м ;

0,05 1,40 • 15 • 10’5 • 0,27 • 0,15(0,15 - 0,27)

=___________5,3-0,15-2,83-0,27_____________= 256

2 0,05-1,40-(1173/273)-0,27-0,15-(0,27-0,15) ’

Уравнение газодинамического сопротивления зоны:

Apt = 0,05 1,4- 15 10'5- 16,9 105- 1,07 w0+

+ 0,05 1,4 • (1173/273) -25,6-1,072 • w J;
Расчет уравнения газодинамического сопротивления
расположенного на агломерационной машине слоя

Определение суммарных коэффициентов Рсл и SCJ1 на отдель-
ных участках приведено в табл. П-З.

ТаблицаП-З

Зона Участок
1 2 3
Р S Р S Р S
Аглоспека - - 1,63 1,80 2,70 2,63
Высокотем- пературная 19,0 8,813 19,0 8,813 . 19,0 8,813
Переувлажн. 43,4 102,6 35,1 82,9 28,4 67,1
Итого 62,4 111,41 55,73 93,51 50,1 78,54

Зона Участок
4 5 6
Р S Р S Р S
Аглоспека 3,45 4,47 4,58 6,16 4,82 6,38
Высокотем- пературная 19,0 8,813 19,0 8,813 16,4 8,1
Переувлажн. 18,4 43,4 8,4 19,7 - -
Итого 40,85 56,68 31,98 34,67 21,2 14,5

Для расчета скоростей засасывания в слой воздуха по участ-
кам выбираем два значения вакуума под колосниками: 14 и 8 кПа.

Расчет скоростей w[,4 и w$ на участке 1 (формула 1.77):

14 = И 62,4 У 14

° “ ^2-111,41) + 111,41

62,4
2-111,41

= 0,172 м/с;

wj =0,107 м/с.

Результаты расчетов сведены в табл. II.4.

Таблица П-4

Ар Участок
1 2 3 4 5 6 wcp
14 0,172 0,190 0,210 0,254 0,324 0,436 0,264
8 0,107 0,119 0,132 0,160 0,205 0,311 0,172
Коэффициенты газодинамического сопротивления спекаемо-
го слоя «Рсл» и «SC]1» находим решением системы уравнений

• 14 = Р 0,264 + S 0,2642

\ 8 = Рсл 0,172 + 8СЛ 0,1722.

Уравнение слоя «по воздуху» ДРСЛ = 34,3w0 +70,8 w*.

Вполне удовлетворительное совпадение значений скоростей
засасывания воздуха на отдельных участках спекаемого слоя —
фактических (рис. 1.85) и расчетных (табл. П-4) свидетельствует о
достаточной надежности примененного метода расчета.
Расчет гранулометрического состава окомкованной
агломерационной шихты по гранулометрическому
составу исходной

Исходные данные: гранулометрический состав исходной
(неокомкованной) шихты характеризуется кривой 1 на рис. 2.22;
кажущаяся плотность зародышей р3 = 4,3 г/см3, плотность нака-
танного слоя р = 1,76 г/см3.
г сл ’

Содержание отдельных классов в исходной шихте:
фракция, мм +10 10-6 6-3 3-1 1-0,25 -0,25

содержание,% 0,7 9,9 14,9 17,5 15,1 41,9

К комкуемой части отнесем фр. -0,4 мм; к комкующей
+ 1,3 мм. Содержание этих фракций находим из рис. 2.22:

фракция, мм +10 10-6 6-3 3-1,3 1,3-0,4 -0,4

содержание,% 0,7 9,9 14,9 14,5 15,0 45,0

Расчет ведем по формулам (2.12) и (2.13). Для упрощения рас-
чета величину <р примем одинаковой для всех фракций комочков.
Максимально возможное значение

фтах = 45/(0,7+9,9+14,9+14,5) =1,125.

Из рис. 2.22 видно, что на самом деле в окомкованной шихте
содержится около 5% класса -0,4 мм, т.е. на окомкование пошло толь-
ко 40% фр. -0,4 мм. Тогда действительное значение ср = 40/40 = 1.

Расчет (при <р = 1)

Фракция +10мм. Наибольший размер зародыша 12 мм. Наи-
больший размер комочка:

( 4 3 1 Л

d?2=12 1 + —•- =12-1,38 = 16,6 мм.

12 I. 3,76 3)

Массовая доля фракции комочков m°I0 = qj. 0 + 0-1,4%.

Фракция 10-6мм. d°0 = 10 • 1,38 = 13,8 мм; т°0_6= 9,9-2 = 19,8%;

Фракция 6-3 мм. dg - 6 • 1,38 = 8,3 мм; тб-з = 14.9 • 2 = 29,8%;

Фракция 3-1,3 мм. df = 3 • 1,38 = 4,1 мм; <1,3 = 14,5 • 2 = 29,0%.
Гранулометрический состав окомкованной шихты:
фракция, мм 16,6-13,8 13,8-8,3 8,3-4,1 4,1-1,3 1,3-0,4-0,4
содержание, % 1,4 19,8 29,8 29,0 15,0 5

Из рис. 2.22, на котором этот состав показан точками, на-
блюдается некоторое расхождение между действительным и рас-
считанным содержанием крупных фракций.

Более точный результат получается, если величину (р брать
своей для каждой фракции комочков. Фактическое значение ср ।
можно найти из рис. 2.23:

Фракция, мм 10-6 6-3 3-1 +10

<Р i 40/60 = 0,67 45/55 = 0,82 50/50 = 1 0,6

(принимаем)

Расчет, выполненный аналогично приведенному выше (но
со своим значением <Р j для каждой фракции комочков), дал сле-
дующий гранулометрический состав:
фракция, мм 14,7-12,7 12,7-7,8 7,8-4,4 4,4-1,3 1,3-0,4 -0,4
содержание, % 1,1 16,8 26,8 31,9 15,0 8,4

На рис. 2.22 этот состав показан пунктирной линией.
Упрощенный расчет параметров процесса зажигания

При заданной температуре зажигания — фактической тем-
пературе продуктов горения на входе в спекаемый слой требуется
определить

- расход топлива и воздуха на зажигание,

- количество и состав продуктов горения в горне,

- требуемый вакуум под зажигательным горном
при следующих исходных данных:

- в качестве топлива используется природный газ, содержа-
щий

СН4= 95,82%; С2Н6 = 2,04%; С3Н8 = 1,02%; С4Н10 = 0,41%;
СО2 = 9,2%; N2 = 0,51%;

- содержание влаги в газе - Ен2О = 15,55 г/м3 с.г.;

- температуры: газа — 20°С, воздуха — 300°С; продуктов го-
рения — фактической — 1250°С; теоретической — 1250 : 0,83 =
1500°С (0,83 — пирометрический коэффициент — принимаем);

- удельный расход тепла на зажигание—Q3a>K= 45 000 кДж/м2 ш;

- ширина палет агломашины — 4 м; длина горна — 3 м;

- скорость движения спекательных тележек — VM = 2,8 м/мин;

- коэффициенты газодинамического сопротивления агломе-
рационной шихты: К! = 11,78 105, м'1; к2 = 44,6 м’2.

Порядок расчета

1. Состав влажного газа:

СН4 = 95,82-------—--------- 95,82 0,981 = 94,0%,

4 100+0,1242-15,15

С2Н6 = 2,06 • 0,981 = 2,0%,

С3Н8 = 1,02 0,981 = 1,0%,

С4Н10= 0,41-0,981 =0,4%,

СО2 = 0,2 0,981 =0,2%;

N2 = 0,51 -0,981 =0,5%,

Н2О = 100 - (94,0 + 2,0 + 1,0 + 0,4 + 0,2 + 0,5) = 1,9%.

2. Расход кислорода на горение газа:

Vo 2 = 0,01 (2 • 94,0 + 3,5 • 2,0 + 5 • 1,0 + 6,5 • 0,4) = 2,03 м3/м3 г.

3. Теоретический расход воздуха (при коэффициенте избытка воз-
духа, равном 1): Lo = (1 + 3,76) • 2,03 = 9,66 м3/м3.
Требуемое для получения данной теоретической температуры
горения (1500°С) значение коэффициента избытка воздуха а можно
найти с помощью данных, представленных в таблице и на рисунке
IV-1.

Некоторые параметры процесса горения природного газа при
различных значениях a, tB = 300°С

a м’/м3 газа Qo, кДж м3г Cn.r. кДж м3К treop °C Содержание, %
La Va CO2 H2O n2 o2
1,1 10,63 11,65 49552 1,63 2135 8,84 17,34 72,10 1,72
1,2 11,59 12,62 40927 1,62 2002 8,16 16,01 72,58 3,25
1,3 12,56 13,59 41406 1,61 1904 7,58 14,86 73,03 4,49
1,4 13,52 14,55 41885 1,60 1788 7,08 13,88 73,47 5,57
1,5 14,49 15,53 42076 1,59 1704 6,64 13,02 73,82 6,51
1,6 15,46 16,49 42458 1,57 1640 6,24 12,24 74,06 7,39
1,7 16,42 17,64 42736 1,56 1553 5,91 11,59 74,35 8,15
1,8 17,39 18,42 43198 1,55 1513 5,59 10,97 74,61 8,82

Рис. IV-1. Зависимость
теоретической температуры
горения от коэффициента
избытка воздуха (а) и от
температуры воздуха

4. Из рис. IV-1 для получения tTeop = 1500°С при tB = 300°С коэффи-
циент а = 1,82. Действительный расход воздуха

L = 9,66-1,82 = 17,58 м3/м3г.

5. Объемы составляющих продуктов горения газа, м3/м3 г:

VCO2 = 0,01 (0,2 + 94,0 + 2-2,0 + 31,0 + 40,4) = 1,03;

VH2O = 0,01(1,9 + 2 94,0 + 3-2,0 + 41,0 + 50,4) = 2,02;

vn2= 0,01 0,5 + 1,823,762,03 = 13,89;

VO2 = (1,82- 1,0) -2,03 = 1,66.
6. Общий объем продуктов горения:

Vnr = Va = 1,03 + 2,02 + 13,89 + 1,66 = 18,61 м3/м3 г.

7 Г СП 1’03-100

7. Состав продуктов горения: СО2 = =5,53%;

Н2О = 10,85%; N2=74,64%; О2 = 8,92%.

8. Плотность продуктов горения

_ 0,01

Рпг “ 22,4

(5,53-44+10,85-18+74,64-28+8,92-32) = !,26 кг/м3.

9. Теплота горения газа

Qh = 358 94,0 + 636-2,0 + 913-1,0 + 1185,0,4 = 36311 кДж/м3 г.

10. Энтальпия воздуха JB= 17,58-1,32-300 = 6962 кДж/м3 г (1,32 —
удельная теплоемкость воздуха, кДж/(м3 °C).

11. Энтальпия газа Jr = 1,56-20 = 31,2 кДж/м3 г (1,56 — удельная
теплоемкость природного газа — СН4, кДж/(м3 оС).

12. Общее количество тепла

Qo= 36311 + 6962 + 31,2 = 43304 кДж/м3 г.

13. Удельная теплоемкость продуктов горения

спг =0,01 (5,53-2,33+ 10.85-1,85+74,64-1,45 + 8,92-1,53)=

= 1,548 кДж/(м3-°С).

14. Теоретическая температура горения

^теор

43304

18,61-1,548

= 1503°С.

15. Выход продуктов горения (при энтальпии продуктов горения
43304: 18,61= 2327 кДж/м3 п.г.),

Vnr = 45000 : 2327=19,34 м3/м2 ш.

16. Расход газа на зажигание Vr = 19,34 : 18,61 = 1,039 м3/м2ш.

17. Расход воздуха на зажигание VB = 1,039 -17,58 = 18,27 м3/м2ш.

18. Расход газа на зажигание всей шихты под горном

V г = 1,039-4-3= 12,47 м3г.

19. Расход воздуха на зажигание всей шихты под горном:

Vn° = 18,2 7-4-3 = 219,2 м3 в.

20. Общий объем продуктов горения = 19,34-4-3 = 232,1 м3 п.г.
21. Время зажигания при скорости движения палет VM = 2,8 м/мин
т3=3 : 2,8 = 1,071 мин.

22. Минутные расходы газа и воздуха на зажигание и минутный
выход продуктов горения

V^. = 12,47:1,071 = 11,64 м3;

Vg = 219,2:1,071 = 204,67 м3;

vnn.r. = 232,1:1,071 = 216,71 м3.

23. Условная скорость движения горнового газа на входе в слой
шихты должна быть равна

г 216,71 п_п .

w« =------------= 030 м / с.

0 60-4-2,8-1,071

24. Если температура испарения и шихты равны 72°С, то относи-
тельное увеличение объема газа составит 1,40. Тогда средняя
скорость движения газа в слое шихты

w0 = 0,301,4 = 0,42 м/с;

- абсолютная температура газа в слое Т = 273 + 72 = 345 К;

- кинематическая вязкость газа vt = 1,78 • 10’5, м2/с;

- условная плотность влажного газа (с учетом насыщения его
парами воды при 72°С) — рвл г = 1,15 кг/м3.

При высоте слоя шихты h = 0,30 м

( 345^

Др = 0,3-1,15-0,42 1,78-10’5-11,78-105+0,42-44,6-- =6,47 кПа.

k 273J

Итак, основные параметры зажигания:

- для осуществления процесса зажигания агломерационной
шихты (для нагрева ее поверхностного слоя толщиной 20 мм до
1000°С) необходимо тепла 45000 кДж/м2;

- при ширине машины 4 м, длине горна 3 м, скорости движе-
ния палет 2,8 м/мин время зажигания составит 1,071 мин;

- при температуре воздуха 300°С, идущего в горелки горна, в
минуту требуется подать в горн газа — 11,63 м3; воздуха—204,67 м3;
образуется продуктов горения — 216,71 м3/мин.

- температура горновых газов (фактическая) — 1250°С;
- в продуктах горения газа содержится О2 = 8,92%, Н,О =
10,85%;

- разрежение в вакуум-камере под горном должно составлять
6,5 кПа.

При высоте слоя шихты на палете 0,3 м удельный расход теп-
ла на зажигание составит

45000 : (1 0,3 1,7) = 88235 кДж/т сухой шихты, или

88235:(0,92 0,7) = 137000 кДж/т годного агломерата
(1,7 — насыпная масса сухой шихты, т/м3; 0,92 — выход спека из
сухой шихты; 0,7 — выход годного агломерата из спека, кг/кг).
Расчет степени восстановления железорудных
агломератов

В качестве исходных данных для выполнения расчетов
возьмем результаты двух экспериментов из работы [115] — см. таб-
лицу:

Агло ме- рат Содержание, % Степень восстановления
Fe0 FeO Fe 1 vMCT Из диаграм- мы С учетом анализа на Fe0, FeO и F ®мет По убы- ли массы в опыте
по Fe0 по FeO
Исходный
58,7 15,8 -
В осстановленные
в. 60,6 52,7 2,9 16,0 19,0 19,4 19,0
В2 70,6 39,8 38,4 71 62 60,0 66,5

Исходный агломерат

- Количество кислорода, связанного с FeO

О = 15,8(16/72) = 3,5%;

- содержание двухвалентного железа Fe2+ = 15,8 - 3,5 = 12,3%;

- содержание Fe3+ = 58,7 - 12,3 = 46,4%;

- количество кислорода, связанного с Fe3+

О = 46,4(316/2 56) = 19,9%;

- общее количество кислорода, связанного с железом

ХО = 3,5 + 19,9 = 23,4%.

Выполним расчет для идеального случая - «ступенчатого»
восстановления, когда Fe2O3 восстанавливается до Fe3O4, затем
Fe3O4восстанавливается до вюстита — FeO и лишь затем FeO вос-
станавливается до FeMeT. Таким образом, в любой момент в кусоч-
ках агломерата имеется только два вида железа: либо Fe3+ и Fe2+,
либо Fe2+ и FeMer.

Максимально возможное количество FeO - 58,7 • (72/56) = 75,5%.

С ним будет связано кислорода - 75,5 (16/72) = 16,8%.

Содержание железа в полностью восстановленном агломерате

58,7---^— = 76,6%.

100-23,4
По вычисленным данным становится возможным построить
диаграмму, характеризующую изменение содержания в нем FeO,
Fe„ и FwOT в зависимости от степени восстановления.

о мет

Расчет степени восстановления агломерата Bj

Количество кислорода, связанного с FeO: 52,7- (16/72) = 11,7%.

Содержание Fe2+ = 52,7 -11,7 = 41,0%.

Из соотношения количеств FeO, Feo следует, что по степени
восстановления агломерат В! находится слева от максимального
значения FeO на диаграмме. Это значит, что в агломерате кроме
FeO есть Fe2O3.

Содержание Fe3+ = 60,6 - 41,0 = 19,6%;

количество кислорода, связанного с Fe3+

О = 19,6(3 16)/(2 56) = 8,4%.

Общее количество кислорода оксидов железа

11,7 + 8,4=20,1%.

23 4-20 1

Степень восстановления в - —------—100 = 14,1%.

23,4

Из диаграммы степень восстановления по Feo — 16, а по
FeO — 19%.
Расчет степени восстановления агломерата В2

Из соотношения количеств FeO, Feo следует, что по степени
восстановления агломерат В2 находится справа от максимально-
го значения FeO на диаграмме. Это значит, что кислород в агло-
мерате находится только в FeO: 39,8 (16/72) = 8,8%.

Степень восстановления

В - -,4 ^100 = 62,2%.

23,4

Из диаграммы степень восстановления по Fe0 — 71, а по
FeO — 62%.

Приведенная схема расчета имеет определенную погреш-
ность, связанную с тем, что в действительности восстановление
кусков агломерата идет «зонально», т. е. в куске могут находиться
все три формы железа: Fe3+, Fe2+ и FeMeT.

Если учесть наличие в агломерате Bt 2,9%FeMeT, то несколько
уменьшится содержание Fe3+: 60,6 - 41,0 - 2,9 = 16,7%; уменьшится
содержание оставшегося кислорода: 11,7 + 16,7(3 16/2 • 56) = 18.9%;
увеличится степень восстановления:

Если составить баланс по железу для агломерата В2:

WvlLlUllllJ VLlJltlllV ZIW'JAV'JJ' J-kfJ 1/1 Cl± J 1V1 Cl x Cl

Fe0 - (Fepe0 + FeMeT) = 70,6 - [39,8 (56/72) + 38,4] = 1,2%, то оказыва-

ется, что в агломерате сохранилось 1,2% Fe3+. В этом случае об-
щее количество кислорода в агломерате будет равно

8,8+ 1,2(3-16/2-56) = 9,3%,

а степень восстановления снизилась до

23 4 - 9 3

В = е.?.4. -221. юо =60%.

23.4

При определении степени восстановления по изменению
массы образца следует использовать прямую АВ. Все расчеты удоб-
но вести на начальную массу пробы агломерата 100 г. В этом слу-
чае точка В соответствует массе испытуемого образца после пол-
ного удаления кислорода, связанного с оксидами железа. Для дан-
ного примера 100 - 23,4 = 76,6 г. Так, если в ходе опыта масса об-
разца уменьшилась до 88 г, степень восстановления равна 50%.
Упрощенный расчет газодинамических параметров
агломерационной установки

Исходными данными являются результаты расчетов Прило-
жения II. Из табл. П-4 следует, что средняя за опыт (по длине ма-
шины) скорость засасывания воздуха в спекаемый слой составила
0,264 м/с при вакууме под колосниками Др = 14 кПа и 0,172 м/с при
Др = 8 кПа; высота слоя 300 мм; исходная влажность шихты
вш = 0,07 кг/кг (7%); вычисленный по составу отходящего агломе-
рационного газа удельный выход газа (продуктов горения)
Vr = 0,491 м3/кг с.ш.; удельный расходвоздуха VB = 0,459 м3/кг с.ш.;
относительное увеличение выхода газа по сравнению с удельным
расходом воздуха составило а = 0,491: 0,459 = 1,07.

Расчет уравнения газодинамического сопротивления
агломерационной машины «по газу»

Расчет выполним для агломерационной машины АКМ-312,
у которой две первые вакуум-камеры площадью 4 х 3 х 2 = 24 м2
находятся под зажигательным горном. Для упрощения расчета бу-
дем считать, что подгорном зона плавления только формируется,
а ее перемещение по слою начинается после выхода из-под горна.
Таким образом, площадь спекания составляет 312 - 24 = 288 м2.

Расчет параметров процесса при Крк—14 кПа. Количество за-
сасываемого в слой воздуха на участке спекания

VB= 0,264288=76,0 м3/с.

Удельный выход горнового газа при зажигании шихты. При-
мем удельный расход тепла на зажигание 60 МДж/м2 поверхности
шихты. При толщине слоя 300 мм и насыпной массе сухой шихты
7нас= 1600 кг/м3

Цзаж- 60000 : (0,3 1600) = 125 кДж/кг с.ш.

Необходимое для нагрева поверхности шихты до 1250°С
количество горнового газа определится из выражения цзаж =125 =
Vrr 1250 1,56:

= 125 : (1250 1,56) = 0,064 м3/кг с.ш.

Общий за процесс удельный выход газа равен

Vr = 0,491 + 0,064 = 0,555 м3/кг с.ш.

Относительное увеличение объема газа за весь процесс (по
отношению к количеству засасываемого воздуха)

а = 0,555/0,459 = 1,21.
Секундный объем агломерационного газа (без насыщения
парами воды в зоне сушки):

Vr= 76,0 1,21 =91,9 м3/с.

Удельная производительность агломерационной машины по
0,264'1,21 _ //2 ч

шихте е,„ =----------= 0,578 кг с.ш./(м • с).

0,555

Общая производительность агломерационной машины

Мт = 0,578 • 288 = 166,5 кг с.ш./с.

В 1 с испаряется влаги шихты (при 7% влажности)

твл = 166,5 0,07 = 11,6 кг; или 11,6 (22,4/18) = 14,4 м3/с.

В 1 с выделяется гидратной влаги шихты

тгидр= 166,5 • 0,70,13 =15,1 кг/с, или 15,1 (22,4/18) = 18,8 м3/с.

Общий объем влажного газа

Увл.г. = 91’9+ 14’4+ 18’8= 125>! м3/с

Вредные подсосы. Количество вредных подсосов воздуха оп-
ределяется состоянием уплотняющих устройств агломерационной
машины и герметичностью других участков газового тракта. Ве-
личину вредных подсосов вычисляют по составу газов, отобран-
ных из спекаемого слоя и соответствующего участка газоотсосно-
го тракта. Наиболее удобно в качестве определяющего параметра
использовать изменение содержания СО2

V СПсл

¥подс _ _ *-^2 _ ।

Vcn со^

Здесь т] — доля подсосов по отношению к количеству сухого аг-
ломерационного газа (из слоя); СО2Л, СО2 — содержание СО2 со-
ответственно в пробе газа из слоя и перед эксгаустером.

Пусть для данного примера СО2Л = 16,2%; СО2 = 8,7%, тогда

16,2

г] = -^-7=—1 = 0,85, или 85%.

8, /

Объем подсосов воздуха Уподс= 91,9 0,85 = 78,1 м3/с.

Общее количество газа, проходящего через эксгаустер

Уэкс = 125,1 + 78,1 = 203,2 м3/с.
Проведем аналогичные расчеты при Дрк = 8 кПа:

VB = 0,172 -288 = 49,5 м3/с;

Vr= 49,5 1,21 = 60,0 м3/с;

8ш

0,172-1,21
0,555

= 0,38 кг/(м2 - с);

Мш = 0,38 • 288 = 108,4 кг с.ш./с;

твл= 10^,4 • 0,07 = 7,6 кг/с, или 7,6(22,4/18) = 9,4 м3/с;
тгиДр = 108-4 0,7 0,13 = 9,9 кг/с, или 9,9 (22,4/18) = 12,3 м3/с;

Увлг = 60,0 + 9,4 +12,3 = 81,6 м3/с;

Уподс= 60,0-0,85 = 51,0 м3/с;

V3KC = 81’6 + 51’0= 132’6 М’/с-

Уравнение газодинамического сопротивления агломераци-
онной машины «по газу» имеет вид

Температура газа, проходящего через сеть, определяется ре-
жимом агломерационного процесса: если скорость движения па-
лет велика и влажная шихта исчезает над последней вакуум-каме-
рой, то средняя температура агломерационного газа в сети будет
90...100°С; если же спекание заканчивается на предпоследней ва-
куум-камере или еще раньше, температура газа будет увеличивать-
ся до 11О...13О°С.

Наиболее вероятной температурой агломерационного газа,
проходящего через эксгаустер, будет 120°С. При этой температу-
ре вязкость газа v]20 = 2,3-10'5 м2/с. Условная плотность влажного
газа р0= 1,24 кг/м3.

Запишем уравнение газодинамического сопротивления аг-
ломерационной машины при двух значениях вакуума под колос-
никами — 14 и 8 кПа
(\ [ 4U4 А

1,24• 2,3-10’5-203,2 К, + 1,24 —203,22 К2 •

1 j 7 / 1м । 7 273 7 J 7

/ \ ( 393 3

8 = (1,24 • 2,3 • 10’5 132,6 К1М + 1,24-132,62 К2м.

\ 7 7 7 / IM I 7 ^^7 0 7 ZM

\ 2 /3 J

После упрощения:

14 = 0,00580 К1м + 73700 К2м;

8 = 0,00378 К. + 31390 К2.
1М ZM

Решение этой системы дает К1м= 1559; К2м = 0,000072.

Уравнение газодинамического сопротивления агломашины:

Др„ = (1,24-2,3-10-’

1559)vj0+ 1,24

393 1

----0,000072 V2;

273 J э0

или Др = 0,04446 V. + 0,000128 V2

Пересчитаем это уравнение с учетом действительного объе-
ма газа - с учетом фактической температуры газа:

Арм = 0,04446

393 (393 Y ,

—VT +0,000128 — V2

273 U73J т

или Дрм = 0,03076 VT+ 0,000062 V2.

Газодинамическое сопротивление газового тракта находится по
практическим данным - это разность статических давлений газа в
вакуум-камерах агломерационной машины и перед эксгаустером. Для
упрощения считаем режим движения газа в сети турбулентным

&P,=^,VT2=^o^V0!.

1 о

Пусть по практическим данным Дртр = 2,0 кПа,

2,0-273

1,24-393-203,22

= 0,000028 V2.

Др ф =0,000028-1,24

273

V2 = 0,000024 V2.
Уравнение газодинамического сопротивления всей сети аг-
ломерационной установки

Дрс = 0,03076VT+ (0,000062 + 0,000024) VT1 2.

Напорная характеристика эксгаустера Д-9000-11-2 в рабо-
чем диапазоне описывается уравнением

н9000= Рг (7,95 + 0,114VT- 0,000485 V2).

Напорная характеристика двух параллельно работающих
эксгаустеров при pt = 0,86 кг/м3 * *

Н2х9000 = 6’84 + 0,049 VT + 0,0001 V2.

Используя выражения (2.2?)

SS = SM+ STp + С = 0,000062 + 0,000024 + 0,0001 = 0,000186,

1 0,049-0,03076У 6,84 1 0,049-0,03076 „лп

^2 0,000186 J 0,000186 2 0,000186

Развиваемое эксгаустером разрежение

Нэ = Дрс= 0,03076-247 + (0,000062 + 0,000024) 2472 = 12,84. кПа.
Потери напора газа в тракте

Дртр = 0,000024-2472 = 1,46 кПа.

Вакуум под колосниками Дрк= 12,84 - 1,46 = 11,37 кПа.

Средняя по машине скорость засасывания воздуха в слой
(формула 1.81) для примера Приложения 10

w 0 =0,167

'12-11,37

29,7

= 0,228 м/с.

Полученное значение скорости используется для расчета
производительности агломерационной машины.

Удельная производительность агломашины по шихте:

0,228-1,21 л_л .. 2 .

g,„ =----------= 0,50 кг с.ш. /(м • с),

0,555

или 0,50 • 3,6 = 1,8 т с.ш./(м2 ч).
Список литературы

1. Похвиснев А. Н., Абрамов В. С. и др. Доменное произ-
водство. М.: Металлургиздат, 1951.

2. Парфенов А. М. Агломерация железных руд. М.: ГНТИ
лит. по черной и цвет, металлургии, 1954. 312 с.

3. Люйкен В. Подготовка сырых материалов к доменной
плавке / Пер-, с нем. М.: ГНТИ лит. по черной и цвет, металлур-
гии, 1959.412 с.

4. Круглов Н. Н., Распопов И. В. Влияние углекислой извес-
ти на работу доменной печи И Урал, металлургия. 1935. № 3.
С. 3-13.

5. Якубцинер Н., Горелик И. Изготовление из магнитогор-
ской руды самоплавкого агломерата и выплавка из него чугуна//
Сталь. 1940. №5-6. С. 1-13.

6. Якобсон А. П., Производство и применение офлюсован-
ного агломерата И Сталь, 1955. № 1. С. 11-18.

7. Виноградов В. В. Работа агломерационных машин при
повышенной начальной температуре шихты И Труды НТО ЧМ.
М., 1956. Т. VIII. С. 225-248.

8. Коротич В. И., Грузинов В. К. Разрушение железорудных
материалов в процессе нагрева и восстановления И Бюл. ЦНИИ
ЧМ. 1964. № 8 (484). С. 38-40.

9. Ефименко Г. Г., Ефимов С. П., Войтаник С. Т. и др. Раз-
работка способов интенсификации процесса агломерации: Науч,
отчет ДМЕТИ, 1970.

10. Сигов А. А., Шурхал В. А. Агломерационный процесс,
Киев, Техника. 1969. 232 с.

11. Коротич В. И. К вопросу о высоте зоны сушки при агло-
мерации И Изв. АН СССР. Металлы. 1965. № 4. С. 3-7.

12. Voice Е. W., Wild R. И Iron and coal trades review. 1957.
V. 175. P. 841-850.

13. Voice E. W., Wild R. II Second symp Inter, sur 1'agglomeration
des minerais defer. Paris. IRSID. 1957. P. 7-30.

14. Voice E. W., Wild R. How-can theory us to make more sinter?
Blast furnace, coke oven and raw materials proceeding I I AIME. 1957.
16. P. 121.

15. Voice E. W., Wild R. How theory can help make more sinter?
I I J. Metals. 1958. V.10, № 2. P. 105-110.

16. Нурмаганбетов Ж. О., Коротич В. И. Удельный расход
воздуха на агломерацию//Изв. вузов. ЧМ. 1992. №6. С. 1-3.
17. Теплотехнические расчеты агрегатов для окусования же-
лезорудных материалов. С. В. Базилевич, В.М. Бабошин, Я.Л.Бе-
лоцерковский и др. М.: Металлургия, 1979. 207 с.

18. Котов В. Г. Некоторые особенности горения топлива агло-
мерационной шихты И Изв. вузов. ЧМ. 1982. № 10. С. 14-17.

19. Wendeborn Н., Cappel F. Report on International Symposium
on Agglomeration, Industr. Heat., 1962. V. 29. № 4.

20. Карабасов Ю. С., Валавин В. С. Использование топлива
в агломерации, М.: Металлургия, 1976. 264 с.

21. Ефимов С. П., Ефименко Г. Г. Влияние крупности топли-
ва на величину коэффициента избытка воздуха при агломерации
И Изв. вузов. ЧМ. 1967. № 3. С. 23-28.

22. Котов В. Г., Шурхал В. А. Воспламенение твердого топ-
лива в условиях агломерационного процесса И Изв. вузов. ЧМ.
1973. № 12. С. 32-35.

23. Теплотехника окускования железорудного сырья.
С. Г. Братчиков, ГО.А. Берман, Я. Л. Белоцерковский и др. М.:
Металлургия, 1970. 344 с.

24. Братчиков С. Г. К расчету температуры поверхности го-
рящих кусочков твердого топлива при агломерации И Изв. вузов.
ЧМ. 1968. №8. С. 24-29.

25. Сигов А. А. , Шурхал В. А. Горение углерода при агло-
мерации И Изв. вузов. ЧМ. 1960. № 12. С. 23-30.

26. Бабушкин Н. М., Тимофеев В. Н. Экспериментальное изу-
чение процесса горения углерода в слое агломерационной шихты
И Науч. тр. ВНИИМТ. М.: Металлургиздат. 1962. № 7. С. 17-47.

27. Котов В. Г., Шурхал В. А., Лившиц Э. Я. Исследование
влияния некоторых параметров на полноту сгорания агломера-
ционного топлива И Изв. вузов. ЧМ. 1976. № 2. С. 39-42.

28. Каплун Л. И. Анализ процессов формирования агломе-
рата и совершенствование технологии его производства: Автореф.
дис... д. т. н. Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2000.

29. Александров А. В. Совершенствование метода расчета
окислительно-восстановительных процессов при агломерации
железорудных материалов на основе экспериментального изуче-
ния горения твердого топлива в слое: Автореф. дис... к. т. н. Ека-
теринбург: УГТУ-УПИ, 1993.

30. Котов В. Г. О показателе химической полноты сгорения
топлива агломерационной шихты И Изв. вузов. ЧМ. 1980.
№10. С. 24-27.
31. Коротич В. И. Горение топлива и окислительно-восста-
новительные процессы при агломерации железорудных материа-
лов. Екатеринбург: УГТУ УПИ, 1996. 64 с.

32. Вегман Е. Ф. Процесс агломерации. М.: Металлургиз-
дат, 1963. 152 с.

33. Вегман Е. Ф. Окускование руд и концентратов. М.: Ме-
таллургия, 1976. 224 с.

34. Каплун Л. И., Фролов ГО. А. Физико-химические про-
цессы при агломерации железных руд, Екатеринбург: УПИ,
1991. 63 с.

35. Каплун Л. И., Абзалов В. М. Теплофизические характе-
ристики шихтовых железорудных материалов, Екатеринбург:
УПИ, 1991. 124 с.

36. Ростовцев С. Т., Мееров С. М. Агломерация криворожс-
ких железных руд. ДОМЕЗ, 1934. № 11-12. С. 7-39.

37. Некрасов 3. И., Гладков Н. А., Чекин В.В. Новый метод
исследования процесса спекания концентрата обжиг-магнитного
обогащения керченской табачной руды И Бюл. ЦНИИ ЧМ. 1958.
№19(38). С. 11-16.

38. Schluter R., Bitsianes G. The Combustion Zone in the Jron
ore sintering Process, Agglomeration // First inter. Symp. an
Agglomeration in Philadelphia. N.-Y., L., 1962.

39. Каплун Л. И., Коротич В. И. О развитии процесса терми-
ческой диссоциации окиси железа при агломерации железорудных
материалов//Производство чугуна [Межвуз. сб. науч. тр.]. Маг-
нитогорск: МГМИ, 1974. № 8. С. 3-5.

40. Дроздов Г. М. Исследование минералогического со-
става, структуры и свойств богатого агломерата из криворож-
ских магнетитовых концентратов: Автореф. дис... к. х. н. Днеп-
ропетровск, 1968.

41. Лившиц Б. А., Васильев Г. С. Физические свойства высоко-
основных агломератов И Изв. вузов. ЧМ. 1965. № 12. С. 22-28.

42. Хохлов Д. Г. Скорость взаимодействия извести с компо-
нентами агломерационной шихты // Труды НИиПр Ин-та «Урал-
механобр». Свердловск, 1958. Вып. 2. С. 5-14.

43. Модель М. С., Лядова В. Я.. Чугунова Н. В. Ферритооб-
разование в железорудном сырье. М.: Наука, 1990. 152 с.

44. Базилевич С. В., Куценко В. Ф., Базилевич Т. Н. Проч-
ность агломерата из руд КМА И Сталь. 1965. № 5. С. 385-392.

45. Ростовцев С. Т. Физико-химические основы процесса аг-
ломерации криворожских руд И Теория и практика металлургии.
1938. №6. С. 3-9.
46. Похвиснев А. Н., Шаров С. И., Вегман Е. Ф. и др. Исследо-
вание текстуры железорудного агломерата И Сталь. 1969. № 10.
С. 873-877.

47. Вегман Е. Ф. Бюл. Ин-та «Черметинформация». 1966.
№ 23. С. 38-39.

48. Изв. вузов. ЧМ. 1983. № 9.

49. Базилевич С. В., Вегман Е. Ф. Агломерация. М.: Метал-
лургия, 1967. 368 с.

50. Пузанов В. Н., Кобелев В. А. Структурообразование из мел-
ких материалов с участием жидких фаз, Екатеринбург: УрО РАН.
2002.634 с.

51. Миллер В. Я., Базилевич С. В. и др. И Сталь. 1961. № 9.
С. 769-777.

52. Коротич В. И., Баранов В. Т. и др. Авт. свидетельство
№ 202184 от 29 июня 1967 на изобретение «Способ исследования
процесса агломерации».

53. Коротич В. И., Климова Н. С., Баранов В. Т. Экспери-
ментальное определение количества перетекающего расплава при
агломерации И Изв. вузов. ЧМ. 1969. № 7. С. 22-24.

54. Вендеборн Г. О физических и термических основах агло-
мерации, реф. ДОМЕЗ, 1934. № 6. С. 41-47.

55. Вендеборн Г. Спекание и обжиг методом просасывания.
Харьков: ОНТИ НКТП, 1937. 123 с.

56. Шкляр Ф. Р., Малкин В. М., Бабушкин Н. М. и др. Расчет
температурного поля в охлаждаемом пористом теле или слое И Теп-
лотехника процессов окускования и обжига металлургического сы-
рья [Сб. науч. тр.№ 25 ВНИИМТ]. Свердловск, 1971. С. 3-11.

57. Шкляр Ф. Р., Бабушкин Н. М., Раева М. В. и др. Темпе-
ратурное поле в слое с движущимся фронтом постоянной темпе-
ратуры И Там же. С. 12-21.

58. Охлаждение агломерата и окатышей. Н. М. Бабушкин,
С. Г. Братчиков, Г. Н. Намятов и др. М.: Металлургия, 1975. 208 с.

59. Быков М. С., Степанов А. И., Пыжов В. Г. Влияние коли-
чества просасываемого воздуха на показатели агломерационного
процесса И Изв. вузов. ЧМ. 1970. № 2. С. 39-42.

60. Карабасов Ю. С., Валавин В. С., Севрюгин В. П. Об эф-
фективной реакционной способности англомерационного топли-
ва и оптимальной высоте спекаемого слоя, Изв. вузов. ЧМ. 1975.
№ 3. С. *36-40.

61. Коротич В. И., Пузанов В. П. Газодинамика агломера-
ционного процесса. М.: Металлургия, 1969. 208 с.
62. Серебряник Г. Н., Мартыненко В. А., Авдеев В. Ф. и др.
Изменение гранулометрического состава шихты при агломерации
//Окускование железных руд и концентратов. [Темат. отрасл. сб.
«Уралмеханобр», № 2]. Свердловск, 1975. С. 42-46.

63. ОрешкинГ. Г., ПлоткинП. 3.,Рудков А. К.//Сталь. 1959.
№3. С. 197-203.

64. Коротич В. И., Бутивченко В. Н., Коморников Г. И. и др.
К вопросу об однородности агломерационной шихты И Сталь.
1970. №1. С. 1-7.

65. Коротич В. И. Теоретические основы окомкования желе-
зорудных материалов. М.: Металлургия, 1966. 151 с.

66. Коморников Г. И., Конев В. И., Бутивченко В. Н. и др.
Эффективность смешивания агломерационных шихт// Сталь. 1972.
№7. С. 580-582.

67. Фурнас С. Движение газов через слой кусковых материа-
лов //Домез. 1932. № 8. С. 74-87.

68. Коротич В. И. Механизм окомкования грубозернистых аг-
ломерационных шихт. Изв. вузов. ЧМ. 1966. № 3. С. 22-26.

69. Коротич В. И., Бамесбергер А. Г., Соколов Г. А. и др.
Методика расчета ситового состава гранулированных агломера-
ционных шихт И Изв. вузов. ЧМ, 1969. № 11. С. 23-27.

70. Коротич В. И., Трунов Г. 3., Гончаров С. С. и др. Оком-
кование агломерационных шихт с высоким содержанием тонких
концентратов И Сталь. 1969. № 11. С. 969-973.

71. Рахимов А. Р., Вегман Е. Ф., Акшанашев С. К. Техно-
логия получения агломератов из обжигомагнитного концент-
рата Лисаковского ГОКа с присадкой алюмогематитовых руд
Казахстана И Металлургическая переработка железных руд с гли-
норземистой пустой породой. М.: Металлургия, 1990. С. 151-162.

72. Витюгин В. М. Исследование процесса гранулирования
окатыванием с учетом свойств комкуемых дисперсий: Автореф.
дис... д. т. н. Томск: ТПИ, 1975. 50 с.

73. Исаев Е. А., Чернецкая И. Е., Крахт Л. Н. Современная
теория окомкования сыпучих материалов. Старый Оскол: Тонкие
наукоемкие технологии, 2001. 244 с.

74. Найдич И. В., Лавриенко И. А., Петрищев В. Я. Исследо-
вание капиллярных сил сцепления между твердыми частицами с
прослойкой жидкости на контакте И Порошковая металлургия.
1965. №2. С. 14-17.

75. Дерябин В. А. Капиллярные силы в дисперсных систе-
мах. Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 1997. 64 с.
76. Классен П. В., Гришаев И. Г. Основы техники гранули-
рования. М.: Химия, 1982. 272 с.

77. Волковицкий Г. И. Теория и практика металлургии, 1940.
№5-6. С. 11.

78. Никитин А. И., Арбузов В. А. Агломерация железных
руд, М.: Металлургиздат, 1957. 125 с.

79. Коморников Г. И., Коротич В. И., Малыгин А. В. и др.
Анализ работы барабанных окомкователей при окомковании тон-
козернистых шихт И Сталь. 1977. № 8. С. 685-688.

80. Wittenberg Н., Mejer К. Stahl und Eisen, 1943. № 45. S. 817—
824; № 46. S. 840-846.

81. Губанов В. И., Цейтлин А. М. Справочник рабочего-аг-
ломератчика. Челябинск: Металлургия, 1987. 207 с.

82. Коротич В. И. О выделении «постели» при агломерации
железных руд// Металлург. 1963. № 7. С. 6-8.

83. Коротич В. И., Гончаров С. С. Определение рациональ-
ного режима работы, челноковых распределителей агломераци-
онной шихты//Бюл. ЦИИН ЧМ. 1969. № 17 (613). С. 71-72.

84. Фролов ГО. А., Бездежский Г. Н., Баранбаев Б. М. Метод
газодинамического расчета сети агломерационной машины для
реконструкции и проектирования И Цвет, металлургия. 2002.
№ 8-9. С. 59-70.

85. Frolov Y. A., Das A. Moyalan eds (RDCIS SAIL) Rational
mix charging practice and fuel conservation in sintering process I I Inter.
Symp. Moscow, Okt, 1995. 16 p.

86. Вегман E. Ф., Жак A. P., Ромачиков E. А. и др. О возмож-
ности дальнейшего совершенствования конструкций агломераци-
онных лент И Сталь. 1994. № 3. С. 7-12.

87. Фролов ГО. А., Алексеев Л. И., Чистополов В. А. Приме-
нение комбинированного нагрева на агломерационных фабриках.
М.: ВНИИ ЧМ, 1979. 35 с. (Обзор, инфор. «Подготовка сырых
материалов к металлургическому переделу». Вып. 1).

88. Распопов И. В. //Труды НТО ЧМ. М.: Металлургиздат,
1956. Т. VIII. С. 143.

89. Heyden R. Stahl and Eisen, 1961. № 8. S. 43.

90. Шурхал В. А. Внешний нагрев при агломерации. Киев:
Наук, думка, 1985. 192 с.

91. Салыкин А. А., Грищенко Г. Б. Зависимость скорости
спекания и прочности агломерата от концентрации кислорода в
газовой фазе над слоем И Бюл. ЦНИИ и ТЭИ ЧМ. 1969. № 9 (605).
С. 30-32.
92. Шурхал В. А. Выбор оптимального варианта повыше-
ния концентрации кислорода в горновых газах агломерационных
машин // Сталь. 1979. № 8. С. 574-579.

93. Савельев С. Г., Чичиянц Г. А., Кучук В. Д. и др. Измене-
ние гранулометрического состава агломерационного спека в про-
цессе стабилизации // Сталь. 1989. № 10. С. 6-8.

94. Борискин И. К., Быков М. С., Губанов В. И. и др. Меха-
ническая обработка агломерата с помощью роторной дробилки
инерционно-ударного действия // Изв. вузов. ЧМ. 1982. № 4.
С. 20-24.

95. Баранбаев Б. М., Мельничук Ю. А., Арыков Г. А. и др.
Влияние режима механической обработки агломерата на показа-
тели процесса агломерации // Сталь. 1989. № 2. С. 17-21.

96. Александров Л. И., Колесанов Ф. Ф., Петухов А. П. и
др. Исследование технологии производства стабилизированного
агломерата для районной аглофабрики Донбасса // Окускование
железных руд и концентратов [Темат. отрасл. сб. «Уралмеханобр»,
№2]. Свердловск, 1975. С. 35-41.

97. Малыгин А. В., Шумаков Н. С., Хопунов Э. А. Законо-
мерности изменения гранулометрического состава железорудно-
го агломерата при механическом разрушении спека // Изв. вузов,
ЧМ. 1998. № 1. С, 10-15.

98. Мигуцкий Л. Р., Малюта Д. И. и др. // Бюл. ЦИИН ЧМ.
1965. №18. С. 25-27.

99. Гребе К., Кеддайнис X., Штриккер К. П. Технологичес-
кие и металлургические возможности уменьшения разрушения
агломерата // Черные металлы. 1984. № 20. С. 28-35.

100. Линдер Р. //Проблемы современной металлургии (Сб.
пер.). М.: Металлургиздат, 1958. № 6. С. 21-23.

101. Киссин Д. А., Литвинова Т. Н. // Сталь. 1960. № 5.
С. 397-409.

102. Малыгин А. В. Научные основы и практика совершен-
ствования процесса получения железорудного агломерата с высо-
кими потребительскими свойствами. Автореф. дис... д. т. н. Ека-
теринбург: УГТУ-УПИ, 1999.

103. Гребе К., Кеддайнис X., Штреккер К. П. Исследование
факторов, влияющих на гранулометрический состав и прочность
агломерата. Черные металлы, 1980. № 22. С. 3-8.

104. Пыриков А. Н., Невраев В. П., Жак А. Р. и др. Освоение
производства высокоосновного и доменного агломерата на Чере-
повецком металлургическом заводе И Сталь. 1989. № 8. С. 4-7.
105. Салыкин А. А. Оптимальный расход твердого топлива
в условиях комбинированного нагрева шихты // Окускование же-
лезных руд и концентратов. [Темат. отрасл. сб. «Уралмеханобр»
№ 1]. 1973. С. 38-44.

106. Хохлов Д.Г., Гырдымов Ю.А. // Сталь. 1959. №11.
С. 963-965.

107. Сидоров Н. Е., Антонов В. К. Мищенко Н. М. и др. При-
менение нагретого и обогащенного кислородом воздуха при спе-
кании железных руд // Сталь. 1960. №| 10. С. 878-883.

108. Соколов Г. А., Гультяй И. И. Влияние применения нагре-
того воздуха на показатели температурно-теплового режима агло-
мерационного процесса//Изв. вузов. ЧМ. 1968. № 10. С. 23-25.

109. Вегман Е. Ф. Термообработка агломерата // Бюл. ЦИИН
ЧМ, 1964. №11. С. 33-35.

110. Похвиснев А. Н., Вегман Е. Ф., Башков В. А. и др. Опы-
ты по термической обработке агломерата из руд КМА И Сталь.
1967. №3. С. 197-200.

111. Миллер В. Я., Базилевич С. В., Равикович И. М. и др.
Технология получения агломерата высокой основности // Сталь.
1961. № 11. С. 963-967.

112. Ефименко Г. Г., Ковалев Д. А. Управление процессом
формирования структуры агломерата с целью его упрочнения //
Изв. АН СССР. Металлы. 1966. № 6. С. 3-10.

113. Ефименко Г. Г., Ковалев Д. А., Каракаш А. И. и др.
Металлургия и коксохимия, 1971. № 24. С. 3-6.

114. Неясов А. Г. Рациональный метод производственного
контроля восстановимости агломерата // Доменное производство
[Приложение к журналу «Сталь»]. М.: Металлургиздат, 1958.

115. Коротич В. И. К вопросу о стандартной методике опре-
деления восстановимости железорудных агломератов И Изв. ву-
зов. ЧМ. 1963. №4. С. 20-26.

116. Гончаревский М. С. //Сб. реф. науч.-исслед. работ Днеп-
ропетровского НИТИ. 1939. № 6.

117. Потебня Ю. М. Исследование температур размягчения
сплавов и офлюсованных агломератов из богатых и бедных руд //
Изв. вузов. ЧМ. 1958. № 9.

118. Цылев Л. М. Температуры размягчения железных руд и
агломератов И Изв. АН СССР. ОТН. 1948. № 6. С. 889-898.

119. Гырдымов Ю. А. И Тр. науч.-исслед. и проект, ин-та
«Уралмеханобр». М.: Металлургиздат, 1958. Вып. 2. С. 63.
120. Воловик Г. А., Горштейн И. И. // Металлургия чугуна
[Науч. тр. ДМЕТИ]. 1952. Вып. 29. С. 105-134.

121. Коротич В. И., Пузанов В. П. О стандартизации метода
исследования и размягчения железорудных материалов // Изв. ву-
зов. ЧМ. 1963. № 8. С. 41-46.

122. Архипов О. А., Обыденова 3. А. Некоторые физико-хи-
мические свойства агломератов из красных шламов // Подготовка
сырья и теплотехника — резервы металлургии. М.: Металлургия,
1966. С. 77-80.

123. Кубышкин С.Н., Петрушов С.Н., Петрушов Д.С. К ме-
тодике оценки распределения химических компонентов в агломе-
рационной шихте// Изв. вузов. ЧМ. 1994. № 9. С. 4-5.

124. Ефименко Г. Г., Ефимов С. П. Распределение углерода
при окомковании агломерационной шихты //Изв. вузов. ЧМ. 1967.
№|4. С. 18-23.

125. Коршиков Г. В., Шаров С. И., Лукашев Г. Г. и др. Вли-
яние способа подачи топлива, его вида и крупности на показатели
процесса спекания концентрата КМА. Сообщен. 2 // Изв. вузов,
ЧМ. 1971. №7. С. 37-39.

126. Ефимов С. П., Ефименко Г. Г. Влияние крупности топ-
лива на процесс агломерации и качество агломерата // Изв. вузов.
ЧМ. 1970. №9. С. 21-24.

127. Ефименко Г. М., Власов В. Г., Колокольцев Б. И. и др.
Влияниекруности топлива на качество агломерата из тонкоизмель-
ченного концентрата И Металлург. 1970. № 10. С. 3-4.

128. ВалавинВ. С., Вегман Е. Ф., Карабасов Ю. С. и др. Топ-
ливо для агломерации железных руд И Тр. МИСиС. Вып. LXIX.
М.: Металлургия, 1971. С. 73-83.

129. Ефименко Г. Г., Ефимов С.П., Арделян А.А. и др. К воп-
росу о крупности агломерационного топлива И Изв. вузов. ЧМ.
1969. №4. С. 23-26.

130. Еремеева К. Н. Повышение производительности агломе-
рационных машин//Бюл. НТИ ЧМ. 1981. Вып. 15. С. 19-34.

131. Рудков А. К. //Тр. НТО ЧМ. М.: Металлургиздат, 1956.
Т. VIII. С. 134.

132. Лебедев А. Е. //Тр. НТО ЧМ. М.: Металлургиздат, 1958.
Т. XVII. С. 421-422.

133. Ефименко Г. Г., Ефимов С. П., Рудков А. К. и др. Влия-
ние способа подачи топлива разных видов на показатели процес-
са агломерации И Сталь. 1976. № 3. С. 200-204.
134. Коршиков Г. Г., Шаров С.И., Невмержицкий Е. В. и др.
//Бюл. ин-та «Черметинформация». 1975. № 10. С. 37-39.

135. Коршиков Г.Г., Невмержицкий Е.В., Хайков М.А. и др.
Пути повышения интенсивности агломерационного процесса и
улучшения качества агломерата при спекании тонкоизмельченных
концентратов И Сталь. 1974. № 8. С. 675-682.

136. Фролов Ю. А., Бездежский Г. Н., Малыгин А. В. Подго-
товка топлива к агломерации руд и концентратов на конвейерных
машинах // Цвет, металлургия. 2002. № 8-9. С. 10-15.

137. Барский М. Д. Фракционирование порошков. М.: Не-
дра, 1980. 327 с.

138. Барский М. Д., Ревнивцев В. И., Соколкин Ю. В. Гра-
витационная классификация зернистых материалов. М.: Недра,
1974. 232 с.

139. Миллер В. Я., Базилевич С. В., Равикович И. М. и др.
Технология получения агломерата высокой основности // Сталь.
1961. № 11. С. 963-967.

140. Хохлов Д. Г., Миллер В. Я. Теория и практика про-
изводства офлюсованного агломерата И Сталь, 1955. № 6.
С. 488-497.

141. Утков В. А., Миллер В. Я., Равикович И. М. и др. Вли-
яние технологических факторов на качество высокоосновного аг-
ломерата из тонкоизмельченного концентрата. Подготовка сы-
рья и теплотехника — резервы металлургии [Тр. Ин-та металлур-
гии, УФАН СССР]. М.: Металлургия, 1966. С. 5-12.

142. Хохлов Д. Г., Якобсон А. П. Производство офлюсован-
ного агломерата Свердловск: М.: Металлургиздат, 1959. 142 с.

143. Потебня Ю. М., Гарилко С. А., Строителев И. А. и др.
Влияние фазового состава и основности на температурный диапа-
зон размягчения агломератов И Сталь. 1973. № 10. С. 879-882.

144. Утков В. А. Высокоосновный агломерат. М.: Металлур-
гия. 1977. 156 с.

145. Фрейдензон Е. 3., Худорожков И. П., Базилевич С. В.
Выплавка ванадиевого чугуна с использованием агломерата по-
вышенной основности //Сталь. 1970. № 12. С. 1065-1069.

146. Ярхо Н. А., Якубцинер Н. М., Иоффе В. Е. Получение
агломерата с высоким содержанием оснований И Сталь. 1954.
№6. С. 501-507.

147. Утков В. А., Равикович И. М., Третьяков М. А. и др. Вы-
сокоосновные конвертерные агломераты И Сталь, 1968. № 1. С. 3-5.
148. Миллер В. Я., Базилевич С. В., И. М. Равикович и др.
Производство офлюсованного агломерата с применением агломе-
рата высокой основности в качестве флюса И Сталь. 1962. № 12.

149. Ефименко Г. Г., Каракаш А. И., Ковалев Д.А. Получе-
ние прочного агломерата путем изменения состава жидкой фазы по
высоте спекаемого слоя. Металлургическая горнорудная промыш-
ленность, 1970. № 6. С. 5-8.

150. Иноземцев Н. С., Коршиков Г. В., Хайков М. А. и др.
Структура и физико-химические свойства разноосновного агло-
мерата // Изв. вузов. ЧМ. 1989. № 12. С. 12-15.

151. Антипов Н. С., Зевин С. Л., Коршиков Г. В. и др. Про-
мышленное апробирование новой технологии спекания двухслой-
ной шихты И Сталь. 1987. № 5. С. 8-15.

152. Гамаюров А. И., Неясов А. Г. Офлюсованный агломерат с
повышенным содержанием магнезии //Сталь, 1957. № I. С. 20-24.

153. Хохлов Д. Г. Офлюсованный агломерат с повышенным
содержанием магнезии // Металлург. 1961. № 1. С. 4-5.

154. Утков В. А., Кашин В. В. Высокоосновные агломераты
с повышенным содержанием магнезии И Подготовка сырья и теп-
лотехника — резервы металлургии. М.: Металлургия, 1966.
С. 43-46.

155. Cappel F. Stahl und Eisen. 1964. N. 17. S. 1062-1070.

156. Носовицкий Б. M. Изв. вузов. ЧМ. 1960. № 43. С. 37-49.

157. Никитин Л. Д., Горбачев В. П., Шарига А. Д. и др. Про-
изводство и проплавка агломерата с пониженным содержанием
закиси железа // Сталь. 1990. № 6. С. 5-8.

158. Способ получения агломерата. Пат. Японии, заявка
№ 55-38412, кл 10 А 411 (С22 В 1/20), заявл. 25.02.77, № 52-20715,
опубл. 03.10.80.

159. Сакаба Кацу. Устройство для рециркуляции аглогаза
Япон. заявка № 55-38412, кл 10 А 511 (С22В 1/20), заявл. 16.07.76,
№ 51-71627, опубл.21.12.77.

160. Верц Г.Й., Отто Ю., Ренгерсем Я. Улучшение эколо-
гии при агломерации железных руд путем возврата отходящих
газов в процесс // Сб. Металлургический завод и технология.
1996. С. 88-92.

161. Похвистнев А. Н., Вегман Е. Ф., Ванников В. А. и др.
Промышленный опыт производства металлизованного агломерата
на стандартной агломерационной машине И Сталь. 1972. № 3.
С.199-202.
В развитие некоторых положений теории и практики агло-
мерации, изложенных в настоящей книге, авторы готовят к изда-
нию еще одну: ТЕПЛОТЕХНИКА АГЛОМЕРАЦИИ РУДНЫХ
МАТЕРИАЛОВ.

Предполагаемое содержание книги.

1. Теплотехнические и теплофизические характеристики аг-
ломератов, агломерационных шихт и их Компонентов (40 с.)

1.1. Химический и гранулометрический составы шихт, их
компонентов и агломератов некоторых агломерационных
фабрик; 1.2. Теплотехнические хаоактеристики агломера-
ционных топлив; 1.3. Теплотехнические характеристики
шихт и агломератов

2. Математическое описание процессов тепло- и массопереноса при
агломерации (40 с.)

2.1. Начальный период агломерации; 2.2. Слой спекаемой
шихты; 2.3. Насыпной слой агломерата; 2.4. Теплообмен в
спекательных тележках; 2.5. Теплообмен между агломера-
том и бортами охладителя агломерата

3. Технологические и теплотехнические операции производства
агломерата (270 с.)

3.1. Загрузка шихты на агломерационную машину (30 с.);

3.2. Внешний нагрев слоя спекаемой шихты (80 с.); 3.3. Спе-
кание шихты (100 с.); 3.4. Охлаждение агломерата (40 с.)

4. Тепловая и газодинамическая работа колосниковой решетки и
палеты (15 с.)

5. Способы снижения расхода тепла и топлива на агломерацию (30 с.)

5.1. Методика планирования расхода топлива при агломе-
рации; 5.2. Оценка факторов, влияющих на расход топли-
ва; 5.3. Теоретический и практически достижимый расход
топлива на агломерацию; 5.4. Комплексная теплотехничес-
кая оценка способа производства агломерата

6. Экологические аспекты производства агломерата (15 с.)

7. Управление процессом агломерации. Постановка задач (25 с.)

7.1. Контроль начальной газопроницаемости слоя; 7.2. Уп-
равление загрузкой шихты на агломерационную машину;
7.3. Управление внешним нагревом шихты; 7.4. Управле-
ние местом окончания процесса спекания; 7.5. Управление
режимом возврата; 7.6. Контроль выбросов вредных ве-
ществ в атмосферу
Научное издание

Владимир Иванович Коротич
Юрий Андреевич Фролов
Григорий Наумович Бездежский

АГЛОМЕРАЦИЯ
рудных материалов

Редактор Л. А. Урядова

Компьютерная верстка И.М. Семенкиной

ИД №06263 от 12.11.01 г.

Подписано в печать 25.04.03

Бумага офсетная

Плоская печать

Формат 60x90 1/16

Усл. печ. 25

Уч-изд. л. 22,7 Тираж 1000 экз. Заказ №1903 Цена «С»

Издательство УГТУ-УПИ,
620002, Екатеринбург, Мира, 19
Отпечатано с готового оригинал-макета в
типографии ООО ПТЦ «Яса»
624440, Свердловская обл., г. Краснотурьинск,
ул. Чкалова, 4