Современный человек привык пользоваться железом ежедневно, и можно сказать уже не представляет своей жизни без этого металла. Однако мало кто знает, какой путь должен пройти этот металл, что бы предстать перед человеком в привычном для нас виде.

Чистый вид

В чистом виде найти железо – невозможно. Еще миллионы лет назад, когда мельчайшие организмы начали выделять кислород, как продукты своей жизнедеятельности железо исчезло, а точнее окислилось и превратилось в руду. А вот железная руда – этот элемент и является главным для того, что бы получить железо.

Как это сделать?

Читать далее →

Парциального давления СО станет в y^ M /М = 1,25 раза

CO2 со

[7] [Hfнв/(COkohb + COfHB)](CO +CO2 + А)

100

[8]Паншиее Н. В. Разработка технологии термической обработки спеканШ агломерационной шихты в вакуумио-дутьевом режиме: Автореф. дис. канд. техИ наук. — M., 1979. — 24 с.

[9] + (afR/5X)

[10] -/1399,7 -/550 16,5/- 1966,2/100,0 ———————————————————— _____—

201

Жания H2O в газе 2,5 %: (504,9-ЛГ)/1995,8 = 0,025; X = 467 нм3/т.

Составим балансовые уравнения.

1528,5 - (X + Y) = 550 + 434 + 10 + 3 + 7 + 12,5;

218,9 — (X + 0Д43У) = (550 + 434 + 10 + 3 + 7)С02об-г,

Где 1528,5 — количество газа после газоочистки, нм3; 550 — количество оборотного газа на охлаждение, нм3; 434— количество оборотного газа на смешение, нм3; 10- количество оборотного газа, подаваемого на фурмы, нм3; 3 И 7 — потери газа при сбросе и очистке, нм3; 218,9 — ко­личество CO2 в газе после газоочистки, нм3; CO2O6Ir- со­держание CO2 в оборотном газе после МЭА-очистки, % (1,5%); 12,5- количество H2O оборотного газа, удаляемо­Го при компрессии (33 %), нм3; X = 151 нм3/т (МЭА — очистка); У = 371нм3/т (сброс) (табл.20).

Тепловой баланс зоны восстановления (на 1 т металли­зованных окатышей) (табл. 21). Приход тепла:

А) С окисленными окатышами: 1390 • 20 • 0,17 = = 4726 ккал (19755 кДж), где 0,17- теплоемкость окислен­Ных окатышей, ккал/(кг • °С);

Б) с газом из зоны охлаждения: 550 • 750 • 0,3260 = = 134475 ккал (562106 кДж);

204

Рис. 74. Схема нагрева дутья прн исполь­зовании тепла атомного реактора: 1— атомный реактор; 2— циркуляционный контур гелия; 3 — теплообменный гелий — жидкий свинец; 4 — циркуляционный контур жидкого свинца; 5 — теплообменный "сви­нец—воздух"; 6 — нагретый воздух; 7 — доменная печь

При вдувании в доменную печь горячих восстановительных газов, полученных из природного газа путем паровой или углекислотной конверсии, тепло атомного реактора исполь­зуется для нагрева реформера и конвертированного газа.

Тепло атомных реакторов, работающих с высокой темпера­турой охлаждающей среды, видимо, можно будет использовать также при агломерации железных руд, производстве окатышей и при коксовании угля.

38

Достигает равновесного состава. В этом случае скорость восстановления зависит только от скорости диффузии газа в порах.

[1]Рыжонков ДМ. Механизм и кинетика восстановительных процессов в слоевых и дисперсных окисных системах: Автореф. дис. д-ра техн. наук. M., 1977, 25 с.

ГМороз В. Ф. Физико-химические свойства и поведение в различных темперз — турно-газовых условиях окислов железа и твердых растворов на их основа Авторефдис. каид. техи. иаук. — Д непропетровск, 1979. — 24 с.

[3]KaKaeandu М. Р. Закономерности массопереноса в углеродистых материалах с

Различной пористой структурой и некоторые особенности кинетики окисления их углекислым газом: Автореф. каид. техн. наук. Л., 1979. 24 с.

[5]IIepmeee Д. И. Исследование влияния повышенного давления газовой фазы на кинетику и механизм спекания железорудных и рудоугольных окатышей: Антореф. дис. канд. техя. наук. M., 1980.

Рых имеются более мелкие поры, обладающие большой поверх­ностью. В агломератах обоих типов основная доля поверх­ности образовывалась из пор радиусом менее 100 нм.

Результаты исследований представлены в табл. 7, кото­рые подтверждают принципиально разное влияние водорода на агломераты с различной физической структурой. При вос­становлении агломерата Б действие добавок водорода во много раз больше, чем при восстановлении агломерата А. Например, скорость восстановления агломерата Б смесью с 49,5 % H2 в 2,4 раза больше, чем чистым оксидом углерода, в то время как для агломерата А эта величина равна 1,08. Ускоряющее влияние водорода для агломерата А примерно пропорционально его концентрации, для агломерата Б первые порции водорода влияют значительно более эффективно, чем последующие. Например, смесь с 0,7 % H2 восстанавливает агломерат Б в 1,2 раза скорее, чем чистый оксид углерода, т. е. в присутствии водорода ускоряется восстановление с СО.

При молярном течении компоненты газовой смеси диффун­дируют независимо друг от друга со скоростями, обратно пропорциональными квадратному корню из величин молярных масс, поэтому при прочих равных условиях в смеси двух газов (СО и CO2 или H2 и H2O) молекулы восстановителя диффундируют в поры скорее, чем газообразные продукты реакции в обратном направлении. В результате этого абсо­лютное давление в порах растет до тех пор, пока градиент

Первичным видом энергии атомного реактора является тепловая энергия, которая выделяется в результате расщеп­ления ядер. Вторичная энергия — электрическая получается преобразованием тепла, выделяющегося в реакторе. Преобра­зование осуществляется при помощи охлаждающей среды и сопровождается потерями энергии (до 60 %).

В черной металлургии для комбинированного производства тепла и электроэнергии должны найти применение высокотем­пературные газоохлаждаемые атомные реакторы. В качестве охладителя в таких реакторах используется гелий, конечная температура которого на выходе из реактора достигает 1050—1200 К. Повышение ее в промышленных реакторах до 1300-1500 К вполне осуществимо в ближайшие годы.

Тепло охладителя можно использовать для конверсии углеводородсодержащего топлива, нагретые продукты которой необходимы как для внедоменного восстановления железных руд с получением губчатого железа или металлизации желе­зорудных окатышей и агломерата, так и для жидкофазного восстановления железных руд. Электрическая энергия при этом будет потребляться в первом случае для проплавки губчатого железа или металлизованных окатышей и агломера­та в электрических печах, а во втором случае для питания плазменных генераторов.

На рис. 73 показана схема процесса прямого получения стали с использованием тепловой энергии атомного реактора для получения губчатого железа и электрической энергии — для переплава губчатого железа в электрической печи.

Рас. 73. Схемы прямого получе­ния стали с использованием тепла и электроэнергии атомно­го реактора:

Гелий1200"С Руда

Воссгпано витель

Природный газ

Т-

1 — атомный реактор (остальные обозначения в тексте)

Гелий в теплообменнике 2 нагревается до ISOO К и поступает для обогрева агрегата 3, где железорудный мате­риал восстанавливается, и реформера 4, где конвертируется углеводородсодержащее топливо. Нагретый восстановительный газ подается в агрегат для металлизации железорудного материала 3. Охлажденный до 1200 К гелий вращает газовую турбину 7 и генератор 6, и, охлаждаясь до 600 К, снова поступает в теплообменник 2. Металлизованный железорудный материал переплавляется в сталь в электропечи 5, которая питается от генератора 6.

Возможно использование отводящего тепла атомного реак­тора и в случае внедоменного получения железа с примене­нием твердого восстановителя. В такой установке получение восстановительного газа из твердого топлива и восстанов­ление железорудных материалов происходит в одном агрега­те. Охладителем атомного ректора в этом случае также слу — 318 жит гелий. Гелий выходит из атомного реактора с темпера­турой 1500 К и поступает в гелиевосвинцовый теплообмен­ник, в котором жидкий свинец нагревается до 1300 К. Из теплообменника жидкий свинец поступает в восстановитель­ный агрегат, в который загружается железорудный материал и твердое топливо. Из восстановительного агрегата жидкий свинец выходит с температурой 1100 К и снова направляется в теплообменник. Охлажденный в теплообменнике гелий поступает в газовую турбину, служащую приводом электро­генератора и гелиевых компрессоров, а затем в холодиль­ник, и направляется в атомный реактор в качестве охлаж­дающей среды. Полученное в восстановительном агрегате губчатое железо переплавляется в сталь.

Разработано несколько способов использования тепла атомных реакторов в доменном производстве. Для нагрева дутья можно использовать тепло атомного реактора с проме­жуточным теплообменным контуром (рис. 74). При этом охлаждающей средой атомного реактора служит гелий, поки­дающий реактор нагретым до 1500 К. Из реактора гелий поступает в промежуточный теплообменник 3, где нагревает жидкий свинец, и снова возвращается в реактор 1. Нагретый жидкий свинец направляется во второй теплообменник 5, где он нагревает воздух, поступающий в доменную печь. Охлаж­денный свинец поступает в первый теплообменник 3.

При одновременном вдувании нагретого восстановительно­го газа в фурмы, расположенные на горизонтах Ф1 и Ф2, на участке между ними создается изотермическая зона с задан­ной температурой, размер которой определяется взаимным расположением фурм, количеством и температурой подаваемо­го через них газа. Газ, подаваемый через фурмы Фг, обес­печивает нагрев железорудного материала от начальной до критической температуры (t™) (рис. 75, кривая 2), а через фурмы Ф1 компенсирует потери тепла через кожух шахты и поддерживает постоянную температуру шихты от уровня фурм Фг до зоны плавления. Условия теплообмена при подводе горячего восстановительного газа одновременно через фурмы Ф1 и Фг являются предпочтительными. При одновременном вдувании газа через оба ряда фурм достигаются оптимальные условия для протекания восстановительных процессов до начала плавления железорудных материалов.

Таким образом, для обеспечения максимальной степени восстановления в шахтной плазменной печи нагретый восста­новительный газ должен истекать из плазменных генераторов и двух рядов фурм. Общая высота печи

Я = h + A1 + Л2, м, (268)

Где Л — расстояние от оси плазменных генераторов до пер­вого ряда фурм; Л, — расстояние от первого до второго рядов фурм; Л2 — расстояние от второго ряда фурм до верха шахты.

Горизонт расположения первого ряда фурм определяется достижением железорудными материалами критической темпе­ратуры. При плавке железорудных окатышей расстояние от плазматронов до первого ряда фурм составляет 350—400 мм. Расстояние между первым и вторым рядами фурм определяется линейной скоростью движения железорудных материалов (и) и временем нахождения материалов в объеме шахты между ряда­ми фурм (т). Время нахождения материалов между рядами фурм зависит от крупности и восстановимости железорудного материала его металлизации при нагреве до критической температуры. Для агломерата и окатышей различной крупнос­ти и минералогического состава оно определено и имеется в литературе.

Расстояние от второго ряда фурм до верха шахты опреде — 316 ляется линейной скоростью движения материалов и временем нагрева материалов от начальной до критической температу­ры.

J ‘KPj ‘ s. ws.:—..’

- —J C„y„(l — е) ,

Т = ————————————— , (269)

- аК^м/^г) — 1] !

Где (кр, tr — температура железорудного материала и сред­няя температура газа на уровне фурм второго ряда, °С; а — коэффициент теплопередачи, Дж/(мг • с • К); Cm — тепло­емкость железорудного материала, кДж/(кг • К); — насыпная плотность материала, кг/м3; е— порозность слоя материалов; Wm и Wr — теплоемкость потоков материала и газа, кДж/(с • К).

§19. применение атомной энергии в металлургии

В последние годы все большее внимание уделяется проб­леме использования атомной энергии в черной металлургии.

В 1985 г. электрическая мощность атомных реакторов во всем мире достигала 250 млн. кВт, а к 2000 г. атомные электростанции будут вырабатывать >20% мирового произ­водства электроэнергии. Применение атомной энергии в чер­ной металлургии представит большую свободу выбора места строительства металлургического завода и сократит транс­портные издержки по перевозке топлива.

Рже. 72. Изменение температуры газа по высоте шахты при работе плазменных гене­раторов, одновременной подаче горячего газа через фурмы Ф, н Ф2: 1 — при работе только плазменных генера­торов (остальные обозначения в тексте)

Высоте шахты при подаче

FM fH 1IKf,) 1M

Газовые потоки, истекающие из плазменных генераторов и фурм <PV смешиваясь, образуют единый газовый поток со средней температурой. В зависимости от соотношения тепло­емкости потока газа (Ifr) и материала (Wm) конечная темпе­ратура смеси будет различна. При Wr = Wvi и WrKWvt шихта, дойдя до уровня фурм Ф1( недогреется до температуры (‘kp)i при которой скорость распространения тепла в слое 314

Меньше скорости плавления. При Wr > Wm температура мате­риала в результате теплообмена достигнет температуры теплоносителя, и газ будет уходить из реактора с высокой температурой. Если температура газа выше температуры плавления материала, то материал начинает плавится на уровне фурм Ф„ что приведет к увеличению толщины слоя размягчения материалов, и движение материалов прекратится (рис. 72, а, кривая 3), если же температура газового потока меньше критической температуры нагрева материала, то в этом случае температура шихты после теплообмена будет ниже, чем это позволяют условия движения материа­лов. При подводе дополнительного количества высоконагре­того восстановительного газа через фурмы Фоптимальные. условия теплообмена будут в случае, когда температура газового потока равна f?p (рис. 72, а, кривая 4).

Однако при подводе горного газа через фурмы Ф2> в любом рассмотренном случае не обеспечиваются необходимые условия тепломассопереноса, так как на значительном участке высоты шахты температура материалов низкая, и процессы восстановления при такой температуре идут медленно. При вдувании нагретого восстановительного газа через фурмы Ф2, расположенные на расстоянии h от оси плазматронов, характер изменения температуры показывает, что в слое шихты высоты Ii2 образуется зона интенсивного теплообмена (рис. 74, б, кривая 2). В зависимости от соотношения теплоемкостей потоков материала и газа (после его смешения с газом, вытекающим из плазменных генерато­ров) температура материала, выходящего из области интен­сивного теплообмена, может быть различной. При изменении высоты установки этого ряда фурм возможно добиться полу­чения заданной температуры материалов.

Допустим, что материал, пройдя участок шахты высотой h2, нагрелся до критической температуры ^p Опускаясь ниже, он будет охлаждаться газом, истекающим из плазмен­ных генераторов. На участке высоты шахты hv материал будет недостаточно нагрет, и скорость восстановления будет недостаточной (рис. 74, б, кривая 3). Для повышения температуры в шихте необходимо увеличить высоту h2 за счет уменьшения высоты A1, либо увеличения общей высоты шахты. Распределение температур в шахте для этого случая представлено на рис. 74, б, кривая 4.

I = ISJ S или I = G/SWkp. (266)

Диаметр верхней части шахты должен быть определен из условия, при котором не превышается критическая скорость газа в верхней части шахты. Диаметр верхней части шахты находится из уравнения

4G’/itW’KP, м, (267)

Где Wkр — критическая скорость газа на свободном сечении в верхней части шахты, м/с; G’ — количество газа, прохо­дящего через верхнюю часть шахты с учетом температуры газа, M3Zc.

Угол наклона шахты определяется из соотношения диамет­ров и высоты шахты. Ниже приведены результаты расчетов горизонтальных размеров шахтного плазменного реактора для прямого получения железа:

Производительность, т/сут. . 2000 3000 4000 5000 Оптимальное число плазменных ге­нераторов при заданной форме зон

TOC \o "1-3" \h \z плавления…………………………………………………… 16 16 16 16

Мощность одного плазменного гене­ратора, МВт 2,45 3,68 4,90 , 6,13

Расход газов (природный газ и кислород) через одни плазменный

Генератор, м3/ч …………………………………………. 391,7 587,5 783,3 972,2

Длина зон плавления, м…. 0,65 0,79 0,92 1,02 Ширина зон плавления, м… 0,32 0,40 0,46 0,51 Диаметр нижней части шахты на уровне установки плазменных гене­раторов, м 2,38 2,90 3,35 3,75

Диаметр верхней части, м… 2,19 2,69 3,10 3,46

В расчете принято: работа реактора на железорудных окатышах размером 5-20 мм; температура окатышей, приходя­щих в зону плавления, 850 0C: степень использования газа, тепловые потери реактора, к. п.д. плазматронов 40, 20 и 75 % соответственно; критическая скорость фильтрации газа через верхнюю часть шахты 56,9 м/с, нижнюю — 87,7 м/с; плотность газа соответственно 0,22 и 0,091 кг/м3.

Особенности теплообмена в шахтных плазменных печах, вызванные большими удельными тепловыми потоками, интен­сивной теплопередачей от газа к материалу в зонах плав­лениях и большой скоростью плавления, приводит к резкому снижению температур по высоте шахты. Это обусловливает минимальные размеры зоны, в которой железорудные материа­лы находятся в размягченном состоянии, но, с другой стороны, приводит к тому, что в значительной по высоте части шахты температура относительно низкая.

В шахте должен быть выполнен основной объем восстано­вительной работы, что становится невозможным из-за малого времени пребывания материалов в шахте до момента их плав­ления и относительно низкой их температуры. Для увеличе­ния скорости восстановления необходимо повысить темпера­туру в шахте, на горизонтах, находящихся выше области плавления. Температура в шахте может быть повышена пода­чей в нее горячего восстановительного газа.

На рис. 72 показано изменение температуры газа по

Горячего восстановительного газа на различных* горизонтах. При вдувании газа через фурмы <PV расположенные на расстоянии h от оси плазматронов, изменения температуры по высоте шахты показывает (74, а, кривая 2), что процесс теплообмена идет неравномерно: сначала интен­сивно, а затем медленно.

Диаметр нижней части шахты (на уровне установки плаз­матронов) рассчитывается из условия достижения максималь­ной величины соотношения суммарной площади сечения зон плавления IS3 к общей площади сечения нижней части шахты Sui. Суммарная площадь сечения зон плавления определяется не только числом плазматронов, но и их конструкцией и газоэлектрическими параметрами.

В связи с этим в каждом конкретном случае необходимо рассчитывать диаметр нижней части шахты с учетом касания отдельных зон плавления в горизонтальном сечении, что приведет к достижению максимальной величины TSjSlll. Оче­видно, что чем большее число зон плавления при их постоянных размерах необходимо разместить в шихте, тем меньше угол между горизонтальными осями соседних зон плавления, а следовательно, необходим больший диаметр нижней части шахты, и наоборот. При изменении и конструк­ции плазматрона и газоэлектрических параметров его работы (количество плазматронов постоянное) конфигурация зоны плавления изменяется, что также должно сопровождаться увеличением или уменьшением диаметра нижней части шахты. Таким образом, решая геометрическую задачу, представлен­ную на рис. 71, относительно радиуса нижней части шахты, можно рассчитать ее диаметр, обеспечивающий максимальное значение XS3ZSui.

При расчете диаметра нижней части шахты должна учиты­ваться и производительность агрегата, которая зависит от количества и газоэлектрических параметров плазматронов, : что в свою очередь определяет размеры и форму зон плавле — I ния. Для заданной производительности агрегата по формуле " (269) можно определить суммарную мощность плазменных генераторов.

Зная минимальную допустимую удельную мощность, можно 1 определить количество газа, необходимое для организации I 311

‘X (XP) ГДЛ

Рже. 71. Изменение температуры газа по высоте шахты:

А и б — при работе плазменных генераторов и подаче горячего газа через фурмы <Pj и Фг соответственно; 1 — при работе только плазменных генераторов (остальные обозначения в тексте)

Процессов плавления, восстановления и движения железоруд­ных материалов в шахте.

G = ZN/Nya,

Где G — количество газа, м3/с; EN и Nya — суммарная и удельная мощность, Вт.

При выходе газа из зоны плавления через свод его ско­рость не должна превышать критическую, при которой для данной порозности железорудных материалов величина подъемной силы газового потока приводит к подвисанмю материалов. Суммарная площадь горизонтального сечения зон плавления

253 = GZWkp, М2,

Где G — количество газа, проходящего через суммарное сечение зон плавления с учетом его температуры, м3/с; Wkp — критическая скорость газа, м/с.

Для заданной крупности железорудного материала опреде­ляется необходимая площадь сечения одной зоны плавления, которая равна площади эллиптического отверстия, обеспечи­вающего свободное истирание шихты. Зная суммарную площадь сечения зон плавления и сечение одной зоны, можно опреде — 312 лить число плазменных генераторов, которые необходимо установить в нижней части шахты:

2*Опл — ‘и)

Gmm= —;—————— nn^+ C»m*(t* " ® + ‘

‘i — h

+ m^ + КЗ/А) + (1/а) ДЖ/С’ ‘ 6 (262)

Часть тепла Qv выделяется при неполном горении природ­ного газа (плазмаобразующий газ— природный газ и кисло­род), остальное тепло должно быть получено при нагреве газа в плазменном генераторе. Следовательно, минимальная мощность плазматрона, обеспечивающая получение необходи­мого количества тепла, с учетом его к. п.д. (у),

Ntin mm

При заданной крупности железорудного материала и -вго теплофизических свойств производительность шахтной печи по расплаву при нагреве восстановительного газа в плаз­менном генераторе мощностью N определится как

Min

Р = —————————————————- т/ч (264)

Min KC1Om — f„) + 9уд + C2Oр — 1ПЛ)] ‘ _

Где C1 — теплоемкость железорудного материала, зависящая от вида материала и степени его восстановления до прихода в область плавления; C2- теплоемкость расплава; qya — удельная теплота плавления материала; tp — температура расплава.

Задавая производительность шахтной печи, из уравнений

309

(263) и (264) можно определить необходимую суммарную мощ­ность плазматронов:

+ qya + Cjtp — Гпл)] +

С.

(265)

Где P — заданная производительность. Методы расчета шахтных плазменных печей

При осуществлении технологических процессов в шахтных печах важное значение имеет правильный выбор параметров шахты (диаметров, высоты, количества и размеров зон горе­ния). Правильный выбор параметров печей определяет расп­ределение газового потока по горизонтальным сечениям шах­ты, движение материалов, эффективность тепло — и массооб — мена.

Соотношение размеров профиля доменных печей опреде­ляется по известным эмпирическим формулам, а количество и протяженность зон горения — количеством и размерами воз­душных фурм, параметрами комбинированного дутья. Мало­активная зона в центре печи с увеличением ее объема непрерывно возрастает. Даже при отсутствии в центральной области доменной печи железорудных материалов увеличение малоактивной зоны ухудшает ее работу.

Особое значение приобретает выбор размеров шахтных пе­чей, работающих в таком режиме, при котором в зоне плав­ления железорудных материалов твердая фаза— кокс отсут­ствует. В процессе прямого получения железа, в котором тепло и восстановитель получают в плазменных генераторах, благодаря наличию больших удельных тепловых потоков, интенсивное плавление железорудных материалов происходит в локальных объемах присопловой области плазматронов. Зоны плавления в этом случае выполняют функции отверстий истечения. За зонами плавления и между ними плавления не происходит. Железорудные материалы, лежащие между зонами плавления и ближе к центру печи, подвергаются воздействию восстановительных газов и нагреву, размягчаются, образуя слипшуюся массу, и их движение невозможно. Процессы, свя­занные с восстановлением материалов и теплопереносом, неодинаково развиваются по горизонтальному сечению шахты. Лучших условий для восстановления материалов и теплопере — носа можно достичь, когда горизонтальное сечение нижней части шихты максимально перекрыто зонами плавления. Это обеспечивается установкой такого числа плазменных генера­торов, которое делает возможным касание зон плавления в горизонтальной плоскости.

В доменной печи при относительно малом количестве теп­ла на единицу газа (2500 кДж/м3) и относительно низкой его температуре коэффициент теплоотдачи значительно мень­ше. В результате изменение температур по высоте печи невелико, и зона, в которой железорудный материал нахо­дится в размягченном состоянии (разность температур от температуры плавления), распространяется по высоте на 0,5 м и больше. Вот почему работа доменной печи невозмож­на без кокса, который обеспечивает фильтрацию газа в зене размягчения и плавления железорудных материалов. При на­греве газа в плазменном генераторе необходимый удельный тепловой поток и коэффициент теплоотдачи, обеспечивающие минимальную по высоте печи зону размягчения железорудных материалов, достигаются при определенной удельной мощнос­ти генератора.

В основу расчета мощности плазменного генератора поло­жен тепловой баланс шахтной печи. Для выплавленной у соп­ла плазматрона полости критического объема, при котором возможно опускание железорудного материала заданной круп­ности, необходимо в зону плавления подать в единицу вре­мени количество тепла Q = Q’ + Qnav где Q’- количество тепла, необходимое на нагрев материала от начальной тем­пературы до температуры плавления, на плавление и нагрев расплава, Дж/с; Qnox — потери тепла с охлаждающей водой, через огнеупорную кладку и с отходящим из печи газом, Дж/с. Можно записать, что

Q’ = qminF, Дж/с, (256)

Min „

Где q — минимально допустимый удельный тепловой поток,

Обеспечивающий плавление железорудных материалов и полу­чение минимальной толщины размягченного слоя; F — площадь поверхности выплавленной полости, м2.

При нагреве железорудного материала с начальной темпе­ратурой необходимо иметь удельный тепловой поток, который обеспечивал бы условия, при которых V1 > V2 при неизменной температуре центра куска, равной начальной температуре. В момент плавления температура поверхности равна температуре плавления fnjI. Тогда перепад температур между поверхностью и центром куска будет

M1 = f„л ~ f„- (257)

Зная размер куска железорудного материала (г— радиус) и теплофизические свойства, можно определить удельный тепловой поток (qKP), который обеспечивает перепад темпе­ратур Af,

QKP = IKLtJr = 2Лапл — g/r, (258)

Где Л — коэффициент теплопроводности железорудного мате­риала, Дж/(м • с • К).

Тепловой поток < qKP не сможет обеспечить нужного распределения температур в куске. Толщина куска, на кото­рой Af2 = tnn — fpa3M, при qKP представляет собой макси­мально допустимую толщину размягченного слоя, т. е.

5КР = IKLtJqyx, м. (259)

В зону плавления необходимо подвести такое количество тепла, чтобы даже при образовании выплавленной полости у сопла плазматрона с максимальной поверхностью удельный тепловой поток не был меньше qKP. Площадь поверхности выплавленной полости F = nn2d^ (dK — максимальный диаметр куска железорудных материалов). Подставив значения F и qKP в выражение (256), получили

TOC \o "1-3" \h \z Q1 = [2А(ГПЛ - fи)/г]ппЧ>, Дж/с. (260)

Потери тепла Qnox = Свп»в(‘! — fg) + InrCjtr + ч.

+ i(s/A)Va/a/’ Дж/С> (261)

Где Cb и Cr — теплоемкости воды и колошйикояого газа; 308 газа; fj и fg — начальная и конечная температура охлаж­дающей воды; tr — температура колошникового газа; f, и t2 7- температура внутренней и наружной поверхности огне­упорной кладки; 5 — толщина слоев материала, через кото­рые теряется тепло; А — коэффициент теплопроводности футеровки и кожуха; а — коэффициент теплопроводности при естественной конвекции; / — площадь поверхности, через которую теряется тепло.

Таким образом, минимальное количество тепла, необходи­мое на процесс, »