Оценка энергетических показателей электроплавки медно-никелевого сырья при переходе на брикетированную шихту
Оглавление
Введение
Глава 1. Современное
состояние переработки сульфидных медно-никелевых руд и концентратов
.1 Сведения о плавке
Сu-Ni сульфидной шихты в руднотермических печах
.1.1 Продукты
электроплавки сульфидных медно-никелевых руд и концентратов
.1.2 Конструкция
рудно-термических печей
.1.3 Электрический
режим работы печи
.1.4 Влияние высоты
шлакового и штейнового слоев на электрический режим электроплавки
.2
Технико-экономические показатели электроплавки
.2.1
Производительность электропечей
.2.2 Удельный расход
электроэнергии на электроплавку
Глава 2. Оценка
энергетических показателей электроплавки медно-никелевого сырья при переходе на
новый вид исходных материалов
.1 Модель энергетики
электроплавки брикетированного концентрата
Глава 3. Статистическое
определение корреляционных взаимосвязей
.1 Теория
статистического анализа
.2 Определение
удельного расхода электроэнергии по заводским данным
Глава 4. Определение
теплоты реакций
.1 Термодинамические
функции - энтальпия и теплота образования
.2 Основные методы
определения теплот образования соединений
.3 Экспериментальные
методы определения термодинамических характеристик
.3.1
Калориметрические методы
.4 Теплоты
образования
.5 Определение
тепловых эффектов реакций
Глава 5. Организация
производства
.1 Организации труда
.2 Организация
заработной платы и управления производством
.3 Расчет
технико-экономических показателей проектируемого отделения
.4 Расчет
экономической эффективности
.5
Технико-экономические показатели проектируемого электропечного отделения
Заключение
Введение
Планируемое радикальное изменение состава сырья, направляемого в
металлургическое производство в плавильный цех комбината «Печенганикель», -
переход на переработку брикетированного концентрата - неизбежно внесет весьма
существенные изменения в технологию цеха. Прежде всего эти изменения затронут
головной передел - рудную электроплавку. Главная составляющая будущей шихты
руднотермических печей (РТП) - высушенные брикеты, полученные из концентрата
обогатительной фабрики - как по своему химико-минералогическому составу, так и
по физическим характеристикам резко отличается от основных металлосодержащих
составляющих шихты, перерабатываемой в настоящее время, - смеси руды и
обожженных окатышей. Это потребует существенного изменения условий проведения
технологического процесса электроплавки. Физико-химические и энергетические
особенности переработки брикетированного концентрата прежде всего сводятся к
определению количества и состава продуктов плавки брикетов в РТП, их
характеристик, показателей извлечения цветных металлов, удельного расхода
электроэнергии на плавку, других электрических параметров работы РТП.
Исследование особенностей энергетики электроплаки медно-никелевого сырья при
переходе на брикетированную шихту являлось целью настоящей работы. Более
пристальное внимание было уделено определению одной из важнейших статей расхода
теплового баланса процесса - теплоты эндотермических реакций для условий
переработки, как брикетированного концентрата, так и руды и окатышей.
Глава 1. Современное состояние переработки сульфидных
медно-никелевых руд и концентратов
Медно-никелевая сульфидная руда служит полиметаллическим рудным сырьем,
так как, кроме никеля, меди и кобальта, в ней могут содержаться платиноиды,
золото, серебро, селен, теллур. При хорошо организованном производстве из руды
извлекают до четырнадцати ценных элементов.
Технологическая схема переработки сульфидных медно-никелевых руд
представляет собой цепь последовательных операций, в результате которых
исходное сырье претерпевает различные физико-химические превращения,
сопровождающиеся постепенным увеличением концентрации никеля и других металлов
в продуктах каждой технологической операции.
Основные технологические операции процесса получения никеля из сульфидных
медно-никелевых руд следующие: подготовка руды к плавке, плавка руды и
концентрата на медно-никелевый штейн, конвертирование штейна с получением
файнштейна, флотационное разделение медно-никелевого файнштейна на никелевый и
медный концентраты, обжиг никелевого концентрата до закиси никеля,
восстановительная электроплавка закиси никеля на анодный металл,
электролитическое рафинирование анодов.
В настоящее время богатые сплошные сульфидные медно-никелевые руды плавят
в электрических печах. Подготовка богатой руды к плавке состоит в дроблении ее
до соответствующей крупности, подсушке рудной мелочи и приготовлении такой
усредненной шихты (смеси) из руды, флюсов, восстановителя и т. д., которая
обеспечивала бы высокие технологические показатели плавки.
Вкрапленную и отсортированную бедную руду, содержащую более 50-60% пустой
породы, нецелесообразно перерабатывать без предварительной подготовки, так как
при ее плавке расходуется много электроэнергии или топлива (для получения одной
тонны металлического никеля). Поэтому бедные руды перед плавкой подвергают
обогащению.
Основным методом обогащения служит флотация. В результате флотации
получают коллективный (общий) медно-никелевый концентрат, в который извлекаются
сульфидные металлсодержащие минералы, и хвосты-пустая порода, направляемая в
отвал. Кроме этого, при необходимости коллективный концентрат можно разделить
флотацией на медный и никелевый.
На комбинате «Печенганикель» полученный концентрат подвергают окатыванию
с последующим окислительным обжигом окатышей на ленточных конвейерных машинах.
[6]
Состав концентратов, полученных при флотационном обогащении
медно-никелевых руд, приведен в таблице №1.1.
Таблица №1.1
Химический состав, %, медно-никелевых концентратов [6]
|
Предприятие
|
Ni
|
Cu
|
Co
|
Fe
|
S
|
SiO2
|
MgO
|
CaO
|
Al2O3
|
|
"Печенганикель":
фабрика 1
|
5,7
|
2,9
|
0,1
|
30
|
12,5
|
20
|
19
|
-
|
-
|
В процессе флотационного обогащения рудного сырья, содержащего 1 % Ni, удается избавиться от 80-85% пустой
породы. При обогащении бедных руд, содержащих 0,5% Ni, в хвосты сбрасывается
более 90% пустой породы.
Подготовленный концентрат плавят в электропечах. В результате плавки
получают штейн, шлак, пыль и газы. При плавке пустая порода рудного сырья
переходит в шлак, который транспортируется в отвал.
Штейн перерабатывают в конвертерах, чтобы удалить из него почти все
железо и часть серы.
В результате конвертирования получают следующие продукты: медно-никелевый
файнштейн, конвертерный шлак, пыль, газы. Медно-никелевый файнштейн
представляет собой в основном сплав сульфидов никеля и меди. Соотношение
содержания никеля и меди в файнштейне зависит от содержания этих металлов в
исходном сырье. Он содержит 33-50% Ni, 25-40% Cu, 0,6-1,2% Со, до 3% Fe и 23-24% S.
Конвертерный шлак содержит 22-26% SiO2, 50-55% Fe, 0,6-1,5% Ni, 0,5-1,5% Сu и 0,15-0,4% Со. Ввиду значительного
содержания никеля, меди и кобальта конвертерный шлак направляют на обеднение
или в рудные электропечи или в электропечи восстановительной плавки.
Конвертерные газы очищают от пыли в пылевых камерах и электрофильтрах,
после чего направляют в сернокислотное производство для получения из сернистого
ангидрида серной кислоты. Уловленную пыль перерабатывают в конвертерах (в виде
холодных присадок) или в рудных электропечах (после предварительного
окускования).
Медно-никелевый файнштейн разливают в изложницы и подвергают замедленному
охлаждению. Замедленное охлаждение файнштейна способствует укрупнению мелких
кристаллов сульфидов никеля и меди, что благоприятно влияет на качественные
показатели последующей операции - флотационного разделения файнштейна на медный
и никелевый концентраты. Медно-никелевый файнштейн является конечной продукцией
комбината "Печенганикель". Его дальнейшая переработка осуществляется
на комбинате "Североникель".
При переработке в электропечах не подготовленных к плавке
флотоконцентрата и рудной мелочи возникают значительные осложнения.
Влажные тонкоизмельченные материалы слеживаются, а в зимних условиях
смерзаются, зависают в бункерах, налипают на транспортеры и питатели, плохо
смешиваются, с другими компонентами. В сухом виде такие материалы сильно пылят,
что приводит к большим безвозвратным потерям, создает антисанитарные условия
труда, ухудшает работу оборудования. Все это нарушает равномерность подачи
материалов в печь и правильность шихтовки, а следовательно, и сказывается на
всем ходе технологического процесса плавки. Теплопроводность и
газопроницаемость слоя сухого мелкого материала, находящегося в печи, мала, а
вынос пыли с газами значителен.
Особенно большие неприятности доставляет плавка влажного концентрата и
рудной мелочи, сопровождающаяся «хлопками» (взрывами) из-за падения откосов
шихты. Для создания безопасных условий труда флотоконцентрат и рудную мелочь
перед плавкой необходимо окусковать. Метод окускования тонкоизмельченных
материалов путем их окатывания в окатыши диаметром 8-15 мм, которые затем
подвергают термическому упрочнению на ленточной конвейерной машине, применяют
при подготовке медно-никелевых концентратов к электроплавке на комбинате
«Печенганикель».
Исходным материалом для окатывания служит флотоконцентрат в виде кека с
фильтров с содержанием влаги 14-20%. Для успешного окатывания необходимо, чтобы
концентрат содержал не менее 72-75% фракции -0,044 мм, в том числе не менее 25%
фракции -0,02 мм. В шихту для окатывания можно вводить сухой возврат обожженных
окатышей крупностью -5 мм, рудную мелочь, пыль из газоходов и пылевых камер и
другие тонкие материалы.
Компоненты шихты смешивают в соотношении, обеспечивающем ее влажность
10-12,5%. Смешение материалов выполняют в двухвальных лопастных смесителях.
На комбинате «Печенганикель» концентрат перед скатыванием подвергают
предварительной подсушке до влажности 8-10% в сушильном барабане.
Окатывание шихты осуществляют в чашевых грануляторах. Готовые окатыши
выгружаются из чаши самопроизвольно. Гранулометрический состав окатышей зависит
от влажности шихты, угла наклона чаши, скорости ее вращения, высоты борта чаши,
продолжительности окатывания.
Сырые окатыши имеют малую механическую прочность (раздавливающее усилие
для окатыша диаметром 10 мм не превышает 1,3 кгс). Для придачи окатышам
необходимой прочности их подвергают термической обработке, которая включает две
последовательных операции: сушку и окислительный обжиг. Термическое упрочнение
окатышей выполняют на ленточных конвейерных машинах.
Сырые окатыши перед обжигом должны обязательно подвергаться сушке. При
несоблюдении этого условия влажные окатыши, поступившие в зону обжига, где
поддерживается температура 650 - 1200° С, немедленно разрушатся из-за бурного
испарения содержащейся в них влаги.
Окатыши сушат оборотными газами, поступающими из зоны обжига. Газы из
коллектора зоны сушки подвергаются пылеочистке и затем выбрасываются в
атмосферу через дымовую трубу.
Обжиг окатышей осуществляют с помощью топочных газов, получаемых при
сжигании мазута над слоем материала. Обжиг ведется при значительном избытке
кислорода в газе. Для получения прочных окатышей температура в слое обжигаемого
материала должна быть примерно 1050° С.
Газы из зоны обжига направляются на пылеочистку в батарейные циклоны, а
затем при температуре 200-240° С поступает в оборот в зону сушки. В случае
необходимости часть газов можно удалить после пылеочистки в атмосферу или
направить в зону обжига.
Так как обожженный материал может содержать некоторое количество спека,
то после разгрузки с паллет конвейерной машины его дробят в одновалковой
дробилке, а затем подают на грохочение.
В результате грохочения обожженный материал разделяется на два класса: +5
мм и -5 мм. Класс +5 мм - это готовый продукт; он подается на склад сырья.
Класс -5 мм - возврат (оборотный материал); он поступает на смешивание с сырым
концентратом и скатывание. При обжиге окатышей выход материала класса +5 мм
составляет 60-85%, а класса -5 мм- 15-40% от массы обожженного материала.
Технология обжига окатанного концентрата имеет ряд преимуществ по сравнению
с агломерацией:
. С металлургической точки зрения, обожженные окатыши как сырье для
электроплавки обладают лучшими технологическими свойствами. В обожженных
окатышах легко поддерживать заданное содержание серы. При необходимости степень
десульфуризации при обжиге можно понизить, если ввести в шихту для скатывания
угольную мелочь (2-3% от массы шихты) или уменьшить содержание кислорода в
обжиговых газах, введя в зону обжига оборотные газы. Возможность широкой
регулировки содержания серы в окатышах при их обжиге на конвейерной машине -
важнейшее преимущество этого процесса перед агломерацией. Оно позволяет при
электроплавке окатышей иметь более стабильный состав штейна и поддерживать на
заданном уровне потери металлов со шлаками. Поскольку крупность окатышей более
однородна, чем агломерата, а теплопроводность соответственно выше, то при
плавке окатышей использование тепла отходящих газов (с учетом их использования
для сушки и подогрева шихты) будет выше, чем при плавке агломерата.
. Незначительное гидравлическое сопротивление слоя окатышей на ленте
конвейерной машины позволяет применять мельничные вентиляторы, вместо
используемых при агломерации эксгаустеров, что снижает стоимость оборудования и
энергетические затраты.
. Меньшее разрежение в вакуум-камерах конвейерных машин снижает вынос
пыли в вакуумную систему, что способствует уменьшению безвозвратных потерь
металлов.
. Передельные расходы при скатывании и обжиге значительно ниже, чем при
агломерации.
К серьезным недостаткам технологии обжига скатанного концентрата
относятся:
. Низкая удельная производительность конвейерной машины по готовой
продукции, так как до 70% ее полезной площади отводится под зоны сушки и
охлаждения.
. При существующем состоянии технологии окатыши имеют низкую механическую
прочность, что обусловливает повышенное содержание мелочи в готовой продукции.
[6]
1.1 Сведения
о плавке Сu-Ni сульфидной шихты в руднотермических печах
Электроплавка - один из важнейших технологических процессов в металлургии
черных и цветных металлов. В черной металлургии электроплавка применяется в
основном для производства качественных сталей и ферросплавов, в цветной - для
производства сплавов и рафинирования металлов, для переработки рудного сырья и
шлаков в металлургии никеля, меди, свинца, цинка, олова.
Электропечь для плавления сульфидных медно-никелевых руд представляет
собой тепловую ванну, имеющую два расплавленных слоя - шлаковый и штейновый.
Загруженная в ванну шихта погружена в шлак в виде конических откосов. Плавление
шихты осуществляется за счет тепла, источником которого является
электроэнергия.
Ток в ванне может проходить двумя путями: от электродов через шлак в слой
штейна (нагрузка по схеме "треугольник") или от одного электрода к
другому через шлаковый слой (нагрузка по схеме "звезда"). При наличии
в ванне откосов шихты ток протекает в основном по схеме "звезда" и
частично по схеме "треугольник".
В шлаковой ванне происходит преобразование электрической энергии в
тепловую. От 40 до 80% энергии образуется в приконтактном слое электрод - шлак
за счет наличия "газового мешка", возникающего в результате
механического давления потока электронов на шлак и заполнения образованного
пространства газами.
Токопроводящей частью ванны является околоэлектродная зона, равная
примерно двум диаметрам электрода, при наличии не токопроводящих откосов шихты
размер зоны уменьшается до 0,5-0,75 диаметра электрода. При увеличении уровня
ванны и заглубления откосов шихты можно добиться концентрации очага выделения
тепловой энергии и защитить нижние слои расплава от перегрева.
Участки печи, не имеющие собственных тепловыделений, снабжаются теплом за
счет конвективного движения шлака. В верхней части ванны шлак циркулирует по
замкнутым траекториям со скоростью 1-2 м/с, подъэлектродный слой расплава
является застойным. За счет недостатка тепла в удаленных от электродов участках
печи происходит образование настылей.
Из-за наличия интенсивного конвективного теплообмена верхний слой шлака
является практически изотермическим, тогда как по мере удаления от электродов
температура шлака резко падает.
Скорость плавления откосов шихты по мере удаления от электродов падает.
Шихта, достигающая зоны плавления является термически неподготовленной, т.к. ее
прогреву препятствует корка на границе расплав-шихта.
Газовое пространство электропечи не оказывает большого влияния на процесс
нагрева и плавления шихты. Образующиеся при плавке газы смешиваются в
подсводовом пространстве с холодным воздухом, который подсасывается в печь
через неплотности в своде. Вследствие низкой температуры подсводового
пространства и малой теплопроводности шихты откосы, возвышающиеся над уровнем
ванны, прогреваются очень слабо и влага из их верхних слоев полностью не
испаряется.
Физико-химическое содержание процесса рудной электроплавки сульфидного
медно-никелевого сырья.
Компоненты шихты рудной электроплавки состоят из следующих сульфидных
минералов: халькопирита, пентландита, пирротина, и химических соединений: Ni3S2, NiO, Cu2S, СоО, CoS, FeS, FeO, Fе2О3,
SiO2, MgO, CaO, Al2O3 и прочие.
Физико-химические превращения шихтовых материалов и образование продуктов
плавки происходит в основном в ванне печи на поверхности шихты, погруженной в
шлак. Конвекционные потоки перегретого шлака, соприкасаясь с поверхностью
шихты, отдают ей избыток своего тепла и нагревают шихту до температуры
плавления штейна и шлака. При нагревании шихты до 1000° С в ней протекают
процессы термического разложения сложных сульфидов, сульфатов, карбонатов и
гидратов:
Fe7S8 =7FeS+1/2S2; (1.1)
2CuFeS2 = Cu2S + 2FeS + 1/2S2; (1.2)
3(Fe, Ni)S = 3FeS + Ni3S2 + 1/2S2; (1.3)
MeSO4 =MeO+SO3; (1.4)
МеСО3 =
MeO + СО2; (1.5)
Me(OH)2=MeO+H2O; (1.6)
В результате этих процессов состав шихты упрощается - образуются более
простые и устойчивые соединения. Наряду с процессами термического разложения
сложных соединений при нагреве шихты до 1000° С в ней возникают процессы
взаимодействия между различными химическими соединениями, наиболее важные из
которых - реакции между сульфидами и оксидами. При повышении температуры шихты
до 1000 - 1300° С эти процессы получают активное развитие. Сульфиды никеля,
кобальта, меди, железа расплавляются и, взаимно растворяясь, образуют основной
продукт электроплавки - штейн. В штейне растворяются также благородные металлы.
Реакции штейнообразования можно представить следующим образом:
Cu2O + FeS = Cu2S + FeO; (1.7)
3NiO + 3FeS = Ni3S2 + 3FeO + 1/2S2; (1.8)
CoO+FeS = CoS+FeO; (1.9)
2Cu2O + Cu2S = 6Cu + SO2; (1.10)
2Cu + FeS = Cu2S + Fe; (1.11)
CuO·Fe2O3 + (Cu2S + FeS) = 3Cu + +Fe3O4 + S2; (1.12)
В результате этих реакций образуется смесь жидких компонентов штейна: Ni3S2,
Cu2S, CoS, FeS, Fe3O4, благородные металлы.
Окисленное железо и другие основные оксиды (СаО, MgO), вступая во
взаимодействие с SiO2, образуют
силикаты типа mMeO·nSiO2, которые, смешиваясь в расплавленном состоянии,
образуют другой продукт электроплавки - шлак. Ниже приведены основные реакции
шлакообразования:
10Fe2O3 + FeS = 7 Fe3O4 + SO2; (1.13)
3 Fe3O4 + FeS + 5SiO2 =
5(FeO)2· SiO2 + SO2;
(1.14)
CaO+ SiO2 =CaO·SiO2; (1.15)
MgO + SiO2 = MgO·SiO2; (1.16)
Fe2O3 претерпевает превращения по
реакциям:
2Fe2O3 + С→
4FeO + СO2; (1.17)
2Fe2O3 + ЗС→
4Fe + 3CO2; (1.18)
В результате данных реакций образуется смесь компонентов шлака: (FeO)2·SiO2, CaO·SiO2, MgO·SiO2.
Расплавленная смесь штейна и шлака разделяется в ванне печи по плотности.
При нагреве шихты и её плавлении, кроме жидких продуктов плавки,
образуются и газообразные. Основная масса газов всплывает на поверхность ванны
и поступает в подсводовое пространство печи; другая часть газов растворяется в
шлаке, чем и объясняется большая его нагазованность.
Сера при электроплавке удаляется в результате термического разложения
сульфидных минералов и взаимодействия высших оксидов металлов с сульфидами
железа. Десульфуризация при плавке руд и сырых концентратов составляет 15-18%, при
плавке руды и окатышей 18-20%.
Следует отметить, что в химических реакциях образования продуктов плавки
наряду с компонентами твердой шихты активное участие принимает жидкий
электропечной шлак, который постоянно омывает поверхность погружённых в ванну
откосов. При взаимодействии электропечного шлака с плавящейся шихтой
непосредственно в районе плавления образуются конечные продукты плавки. Участие
в процессе плавления шихты жидкого шлака исключает возможность накопления на
поверхности соприкосновения шихта-шлак тугоплавких составляющих шихты, т.к. они
вымываются из поверхности плавления жидким шлаком и усваиваются ванной.
Усиленное конвекционное движение шлака в электропечах создаёт
благоприятные условия для переработки в ванне жидкого конвертерного шлака,
заливаемого для извлечения из него никеля, меди и кобальта. В результате
конвекции перерабатываемый конвертерный шлак энергично контактирует с
сульфидами, флюсами твёрдой шихты и с восстановителем. При этом содержащиеся в
шлаке магнетит и другие ферриты восстанавливаются и перерабатываемый шлак
насыщается кремнезёмом. В итоге этих процессов конвертерный шлак обедняется
ценными металлами и дорабатывается почти до состава отвального.
При добавке в шихту углеродистого восстановителя (коксик) шлаки
обедняются более эффективно, т.к. активизируется процесс восстановления
ферритов и оксидов металлов. Восстановлению этих соединений способствует
конвекционное движение шлака в ванне электропечи, обеспечивающее непрерывный
контакт шлаковых масс с восстановителем. При взаимодействии восстановителя со
шлаком в первую очередь будут восстанавливаться оксиды меди, никеля, кобальта и
железа. Но поскольку оксидов железа в шлаке больше, чем оксидов других
металлов, то преимущественно будут восстанавливаться оксиды железа. Этот сплав
растворяется в штейне и образуется так называемый металлизированный штейн.
Взаимодействие шлака с углеродистым восстановителем может быть представлено
следующими реакциями:
(MeO)шл +СО = [Ме]спл + СО2; (1.19)
С+СО2 = 2СО; (1.20)
Здесь символом Me
обозначен любой из металлов: Ni, Cu, Co, Fe. Соединения,
находящиеся в шлаковой фазе, заключены в круглые скобки, в штейновой и
металлической - в квадратные. При прохождении капелек сплава и
металлизированного штейна через шлаковый слой происходит восстановление оксидов
меди, никеля и кобальта металлическим железом штейна согласно реакции:
(МеО)щл + [Fe]
=[Me]спл+ (FeO)шл (1.21)
Восстановленные
металлы растворяются в штейне и, реагируя с сульфидом железа, переходят в
сульфидную форму согласно уравнению:
[Ме]спл + [FeS]= [MeS]шт +
[Fe] (1.22)
Таким
образом, при введении в шихту электроплавки коксика восстановление цветных
металлов шлака осуществляется как непосредственно углеродистым восстановителем,
так и металлическим железом. Причём основная масса оксидов восстанавливается
металлическим железом штейна. [6]
1.1.1
Продукты электроплавки сульфидных медно-никелевых руд и концентратов
Штейн электроплавки сульфидных медно-никелевых руд и концентратов
содержит в основном сульфиды Ni3S2, Cu2S, CoS, FeS и металлические железо, никель и кобальт. В заводских
штейнах, как правило, растворено незначительное количество золота, серебра,
платиноидов. Сумма цветных металлов в штейне составляет 15 - 30 %, содержание
серы 25 - 27 %. Этого количества серы недостаточно для связывания в сульфидную
форму всех содержащихся в штейне металлов. Из-за недостатка серы часть металлов
(главным образом железо) растворена в штейне в элементарном виде или в виде
оксидов типа Fe3O4.
Содержание свободных металлов в штейне зависит от состава шихты. При
электроплавке необожженного сырья без добавки восстановителя в медно-никелевых
штейнах дефицит серы незначителен, поэтому в них очень мало металлического
железа (1-2%). При электроплавке руды и обожжённых окатышей с добавкой
восстановителя содержание металлического железа в штейне составляет 8-10%.
При электроплавке сульфидных медно-никелевых руд и концентратов полнота
разделения штейна и шлака зависит от разницы их плотностей. Чем больше эта
разница, тем совершеннее разделение. Плотность штейнов зависит от плотности и
содержания составляющих его сульфидов. Плотность твёрдых заводских штейнов
обычно равна 4,6-5,0 г/см3. Плотность расплавленных штейнов несколько меньше,
т.к. при расплавлении объём штейна увеличивается за счёт растворения в нём
определённого количества сернистого газа.
Температура плавления штейна, как и плотность, определяется содержанием составляющих
его сульфидов. Самый легкоплавкий компонент штейна Ni3S2, a самый тугоплавкий FeS. Температура плавления заводских
штейнов лежит в пределах 1000-1050°С. Однако из-за специфических особенностей
электроплавки штейн выпускают из печи перегретым до 1150 - 1300° С.
Медно-никелевые штейны обладают высокой электропроводностью, близкой к
электропроводности проводников первого рода. Абсолютное значение
электропроводности штейна в твёрдом виде составляет 50 Ом-1·см-1.
Выходом штейна называется количество штейна, выраженное в процентах от
массы проплавленной твёрдой шихты. Выход зависит от количества серы в шихте и
степени десульфуризации при плавке. Десульфуризацией называется выраженное в
процентах отношение убыли массы серы при плавке к её первоначальной массе в
шихте. Чем больше серы в шихте, тем больше выход штейна.
Извлечением металлов в тот или иной продукт плавки называется отношение
количества металла, перешедшего в данный продукт плавки, к количеству металла,
содержавшемуся в исходной шихте. При электроплавке извлечение никеля в штейн
составляет 96 - 97 %, меди 95 - 97 %, кобальта 75 - 80 %. [1]
При рудной электроплавке основные физико-химические превращения
происходят в шлаковой ванне: за счет ее тепла происходит плавление шихты,
образование шлака и штейна и их разделение.
Оптимальный состав шлака обеспечивает минимальные потери цветных
металлов, минимальный расход электроэнергии и высокую производительность печи.
В шлак переходят оксиды пустой породы шихты, оборотов и флюсов. Основу
шлаков составляют: SiO2, Fе2O3, FeO, MgO, Al2O3, CaO, суммарное
их количество составляет примерно 97 - 98 %. Выход шлаков составляет 70 - 112 %
от массы шихты. Избыток кислотных оксидов (SiO2) делает шлаки кислыми, избыток основных (MgO, CaO, FeO) -
основными.
Интервал температур между началом размягчения и жидкотекучести называется
интервалом переохлаждения. Шлаки с содержанием SiO2 42 - 45 % имеют большой интервал переохлаждения, с
содержанием SiO2 менее 36 % - малый.
Основные компоненты шлака влияют на температуру плавления следующим
образом: повышение концентрации FeO, CaO (менее 13 %), Al2O3 (менее 10 %) снижает
температуру плавления шлака; повышение концентрации SiO2, CaO
(свыше 13 %), А12O3 (свыше 10 %),
MgO (свыше 14 %) увеличивает температуру плавления шлака.
Теплоемкость шлака определяется теплоемкостями составляющих его
компонентов. Наибольшее количество тепла требуется на нагрев
высокомагнезиальных шлаков. Повышение концентраций FeO и SiO2; позволяет снизить теплоемкость
шлака.
Вязкость определяет отстаивание шлака от штейна, выпуск шлака из печи и
теплопередачу в ванне. Вязкость зависит от состава и температуры шлака: MgO, SiO2, Аl2О3 (свыше 14 %) повышают
вязкость; FeO, А12O3 (7-14 %), CaO
(свыше 10 %) понижают вязкость шлака.
Электропроводность определяет электрический режим процесса электроплавки.
Электропроводность определяется химическим составом шлака и его температурой.
Повышение концентрации FeO, MgO (до 15 %), CaO (свыше 5 %) увеличивает
электропроводность шлака; SiO2, Al2O3 (8-12 %), MgO (15-24 %), CaO (до 5 %) снижают электропроводность. Основные компоненты шлака оказывают
на его свойства следующее влияние:
Кремнезем (SiO2). Содержание
кремнекислоты в шлаках колеблется в пределах 38 - 45 %. С повышением
концентрации SiO2 уменьшается электропроводность шлаков
и возрастает их вязкость, также уменьшается растворимость в шлаке сульфидов
цветных металлов. Оптимальное количество кремнезема составляет 40 - 43 %.
Закись железа (FeO). Концентрация FeO в шлаках порядка 24 - 32 %. С
увеличением содержания закиси железа повышается электропроводность шлака,
понижается температура плавления, поверхностное натяжение на границе шлак - штейн,
увеличивается плотность. Оптимальное количество FeO составляет 25 - 27 %.
Оксид магния (MgO). Количество MgO в шлаках колеблется в пределах 10 - 24 %. В небольших количествах MgO
увеличивает электропроводность шлака, уменьшает его плотность, вязкость и
температуру плавления. При увеличении концентрации до 14 % резко возрастают
температура плавления шлака и вязкость. Оптимальное количество 10 - 12 %.
Оксид кальция (СаО). Содержание СаО в шлаках составляет 3-8 %.При
повышении концентрации СаО до 18 % резко возрастает электропроводность,
снижается плотность и вязкость шлаков, уменьшается растворимость сульфидов
цветных металлов.
Оксид алюминия (Аl2O3). В шлаках содержится около 5 - 12
%. В небольших количествах значительного влияние на свойства шлака не
оказывает. [1]
При электроплавке сульфидных руд и концентратов, помимо штейна и шлака,
образуются газы. Они содержат N2,
О2, SO2, СО2, Н2О. Азот и кислород попадают
в газы с воздухом, подсасываемым в печь и газоходную систему. SO2 образуется в результате реакций
восстановления, СО2 образуется при горении электродов и восстановлении оксидов
углеродом.
Основное количество газов удаляется из печи через газоходную систему,
часть выделяется через непрочности в своде печи. Из-за не герметичности свода
температура отходящих газов колеблется в пределах 150-500 °С. Концентрация SO2 в отходящих газах составляет не
более 0,01 %. Для уменьшения потерь тепла с газовой фазой необходимо, чтобы
зеркало ванны было закрыто шихтой.
Пыль уносится из печи вместе с отходящими газами. Пылевынос определяется
гранулометрическим составом шихты, качеством шихтоподготовки, разрежением в
газоходной системе, при электроплавке он составляет примерно 0,5 - 2 % от массы
загружаемого материала. Пыль улавливается и возвращается в электроплавку. [6]
1.1.2
Конструкция рудно-термических печей
Современные мощные рудно-термические печи имеют прямоугольную форму;
электроды в них расположены вдоль длинной оси. Эти печи закрытого типа с
арочным сводом. На отечественных медно-никелевых заводах в настоящее время
эксплуатируются трех и шести электродные печи.
Основные элементы руднотермической электропечи - фундамент, каркас, кожух
печи, подина, стены, свод, приспособления для загрузки шихты, устройства для
выпуска продуктов плавки, газоходная система, устройство для подвода в печь
электрического тока. [8]
Электропечи установлены на столбчатом фундаменте. Такая конструкция
фундамента способствует хорошему воздушному охлаждению подины печи и позволяет
обслуживающему персоналу наблюдать за ее состоянием. Фундамент РТП-3, 4 состоит
из 96 колонн сечением 900х600 мм2 и высотой 2000 мм. Колонны расположены в 6
рядов по 16 колонн. Кроме того, по продольным сторонам печи имеется по 17, а по
торцевым сторонам по 5 бетонных колонн, поддерживающих вертикальные балки
каркаса печи. Колонны опираются на железобетонную подушку, которая возводится
на скальном грунте. [8]
Каркас электропечей представляет собой систему вертикальных колонн -
наличников, смонтированных из парных двутавровых балок. Углы печи крепятся
колоннами из строенных двутавровых балок. Колонны установлены на опорном
фундаменте вдоль стен печи и не имеют жесткой связи с опорами.
Нижние концы крепежных колонн противоположных продольных и торцевых
стенок стянуты стальными тягами Æ60 мм, проходящими под подиной печи. На концах тяг
установлены спиральные пружины, которые позволяют иметь на тягах постоянное
усилие при тепловом расширении и сжатии кладки. Для уменьшения нагрева токами
Фуко тяги имеют разрыв, в который вставлена муфта из немагнитной стали.
Верхние концы колонн боковых стен крепятся водоохлаждаемыми трубами Æ300 мм, которые проходят между
электродами. Трубы передают усилия натяжения на колонны с помощью 3 коротких
тяг. Трубы, служащие тягами, используются для обслуживания печи.
Верхние концы крепежных колонн торцевых стен печи стянуты продольными
тягами, функции которых выполняют подпятовые балки. Усилия натяжения подпятовой
балки передаются к торцевым крепежным колоннам через шарнирно закрепленные
вертикальные балки отрезки тяг, горизонтальные балки и наличники.
Боковые и торцевые стены на высоту штейновой ванн облицовываются
стальными ребристыми плитами. Функции кожуха шлакового пояса электропечей
выполняют водоохлаждаемые кессоны, заглубленные в кладку на 460-690 мм.
Основание электропечи изготавливают из стальных плит уложенных на
продольные двутавровые балки, опирающиеся на колонны фундамента. Отдельные
плиты между собой не крепятся, что позволяет им за счет скольжения по
продольным балкам компенсировать тепловое расширение подины. [8]
Внутри каркаса печи на стальные плиты укладывают в виде обратного свода
железобетонную подушку, поддерживающую огнеупорную кладку подины печи.
Футеровка подины руднотермической печи состоит из трех рядов огнеупорных
кирпичей, уложенных в форме обратных сводов. Нижний ряд выполнен из
магнезитового прямого кирпича размером 230х115х65 мм и клина (230х115х65х55
мм). Два верхних ряда подины выложены из хромомагнезитового прямого кирпича
размером 380х150х85 мм и клина 380х150х75х65 мм. Между магнезитовой и
хромомагнезитовой кладками имеется прослойка толщиной 50 мм из прессованной
хромомагнезитовой крошки, позволяющая кладке свободно расширяться при разогреве
печи. Суммарная толщина подины по оси печи, включая бетонное основание,
составляет 1310 мм.
Кладка пода выполняется всухую. Чтобы предотвратить просачивание
продуктов плавки в нижнюю часть кладки, швы верхнего ряда смещают по отношению
к нижнему. Для компенсации увеличения объема кладки при разогреве предусмотрены
температурные швы, размеры которых установлены в соответствии с температурой
участков подины печи. Температурные швы кладки пода следует обязательно
выполнять "вразбежку". При нескольких слоях кладки швы между рядами
выполняют перпендикулярно.
Между железобетонной подушкой и магнезитовым рядом кирпича укладываются
металлические вентиляционные короба для принудительного охлаждения кладки
подины. Сечение короба 65х300 мм2. Расстояние между каналами, в которые
укладывают короба, - 300 мм. Короба покрываются цементной стяжкой и несколькими
слоями рубероида поверх стяжки. Расход воздуха на охлаждение подины электропечи
составляет 60000 м3/час. [8]
Кладка продольных и торцевых стен электропечи опирается на подину. Стены
печи выкладываются из хромомагнезитового кирпича продольные - толщиной 920 мм
(4 кирпича), торцевые - толщиной 1150 мм (5 кирпичей). Подина с продольными
стенами сочленена специальными фасонными магнезитовыми блоками. На всех
электропечах кладка стен выше штейнового слоя охлаждается с помощью закладных
водоохлаждаемых кессонов. Кладку стен выполняют всухую с температурными
зигзагообразными швами.
В торцевой стене, обращенной в главный пролет, имеются по три шпуровых
отверстия для выпуска штейна, расположенных по дуге на высоте 180 мм от лещади.
Выпуск штейна производится через одно из шпуровых отверстий по футеровочным
желобам в футерованные шамотным кирпичом ковши. Объем ковша без футеровки 7 м3.
К плите кожуха печи в области шпура приваривают короб из стального листа
толщиной 30 мм, выкладывают из хромомагнезита выносную кладку, которая имеет
высоту 1200 мм, ширину 700 мм, толщину 460 мм.
По боковым сторонам выносной кладки устанавливают два медных
водоохлаждаемых кессона размером 600х400х65 мм. Каждый кессон на 230 мм заходит
в основную кладку торцевой стены и на 230 м в выносную кладку. Шпуровая плита
крепится к коробу выносной кладки накладками и клиньями.
Для калибровки диаметра шпурового отверстия его снаружи закрывают
огнеупорной втулкой из термостойкого хромомагнезита отверстием диаметром 30 мм.
Втулка вставлена в вырез съемной шпуровой плиты таким образом, чтобы ось
отверстия втулки совпадала с осью шпурового отверстия. Крепление втулки
осуществляете при помощи массивного чугунного кольца (кессона), хомута и
клиньев. Втулку и съемную плиту устанавливают на растворе огнеупорной глины.
В противоположной торцевой стене расположены 4 шпуровых отверстия для
выпуска шлака, находящихся на высоте 1750 мм от нижней точки лещади. Слева и
справа от шпура на расстоянии 230 м от его оси устанавливают вертикальные
медные водоохлаждаемые кессоны, которые на 460 мм углубляют в кладку. Шпуровое
отверстие ограничивают медной втулкой с диаметром отверстия 80 мм. Втулка
закреплена в стальной водоохлаждаемой съемной шпуровой плите. Поверхность
втулки и шпуровой плиты, соприкасающейся с кладкой обмазывается глиной. Под
втулкой на съемной плите установлен поджелобок, направляющий струю шлака в
водоохлаждаемый медный желоб. По этому желобу шлак поступает на грануляцию, а
затем по виткам, футерованным плитками из каменного литья, транспортируется на
установку обезвоживания шлака (УОШ). [8]
РТП имеет свод арочного типа из огнеупорного кирпича шамота. Стрела свода
составляет 1/10-1/12 внутренней ширины печи. Основанием свода служат пятовые
кирпичи, опирающиеся на подпятовые балки (при таком способе закрепления свода
уменьшается его давление на стены). Необходимая крутизна свода обеспечивается
применением прямого (300х150х65 мм) и клинового (300х150х75х55 мм) кирпича. В
зависимости от крутизны свода клиновые кирпичи кладут через 3-4 прямых кирпича.
Кладку арочного свода ведут по деревянной опалубке всухую (без раствора).
Продольные швы свода делают без перевязки, поперечные - вперевязку.
Арочный свод по длине печи делится на отдельные секции размер секций 3-6
м. При кладке свода между секциями оставляй температурные швы шириной 25-30 мм.
В зависимости от конструкции печи в своде располагают три или шесть отверстий
для электродов. Эти отверстия обрамляют кольцом из фасонного кирпича или
огнеупорного бетона. Зазор между кольцом и электродом не должен превышать 100
мм.
Для подачи шихты в печь служат загрузочные воронки, вмонтированные в
своде в отверстия диаметром 300-600 мм. Расположение загрузочных воронок
обусловливается принятой системой загрузки и должно обеспечивать равномерную
загрузку шихты на всю поверхность ванны. Обычно трехэлектродные электропечи
имеют в своде 16 загрузочных отверстий, шестиэлектродные 24. Для отвода газов в
своде по торцам и по длине печи расположены отверстия диаметром 800-1500 мм под
газоходы. Трехэлектродные печи имеют два газохода, шестиэлектродные 5-6.
Для замера уровня ванны оставляют в своде печи специально отверстие
размером 150х100 мм2. Со штейнового торца по оси печи в своде делают армированное
швеллером отверстие размере 800х800 мм2 для чистки конца желоба, служащего для
слива оборотного конвертерного шлака. Это отверстие должно плотно закрываться
во избежание подсоса в печь холодного воздуха.
Важнейший недостаток арочного свода из шамотного кирпича малая
механическая прочность из-за большого количества в нем отверстий. [8]
1.1.3
Электрический режим работы печи
Электрический режим работы печи характеризуется следующими параметрами:
рабочей мощностью, напряжением и силой тока. Электрический режим, при котором
достигается наиболее высокая производительность печи при минимальном расходе
электроэнергии на тонну проплавленной шихты, называется оптимальным.
Определение оптимального режима работы печи - важнейшая задача производства.
Электрическая энергия в горне печи может преобразоваться в тепловую
энергию в электрических дугах, горящих над ванной шлакового расплава, в
переходном контакте электрод-шлак и в ванне шлака, в которую погружены
электроды.
Обозначим количество тепловой энергии, выделяющееся в электрической дуге
или в контакте электрод-шлак, p, а
буквой q-тепло, выделяющееся при прохождении
тока непосредственно через расплав (шлак). В зависимости от особенностей
технологии рекомендовано применение двух электрических режимов paботы электропечей: электродугового
режима при значительном превышении р над q и режима, при котором соотношение
между р и q может быть различным.
Первый - электродуговой режим следует применять для бесшлаковых
энергоемких процессов (для производства 75%-ного ферросилиция, выплавки
анодного никеля), второй-для процессов, при которых образуется значительное
количество шлаков (например, для плавки сульфидного медно-никелевого сырья).
При плавке медно-никелевых руд и концентратов выбор соотношения между р и q зависит от глубины погружения
обратного конуса шихты (откоса) в шлаковую ванну, которая определяется насыпной
массой шихты, плотностью шлака и высотой конуса над уровнем зеркала ванны. При
плавке неокомкованного флотоконцентрата и рудной мелочи, а также при плавке окатышей
и агломерата малой насыпной массы (1,3-1,4 т/м3) откосы шихты погружены в
шлаковую ванну на незначительную глубину (не более 500-700 мм). В этом случае
для обеспечения высокого проплава электроплавку следует вести на электрическом
режиме, при котором большая часть тепла (р) выделялась бы в верхних слоях ванны
(в пределах глубины погружения шихты в ванну), а тепло (q), обеспечивающее
необходимый перегрев шлака и штейна, выделялось бы в нижних слоях ванны.
Плавку кусковой шихты с большой (до 3 т/м3) насыпной массой ведут,
создавая на поверхности шлаковой ванны откосы шихты, погруженные в шлаковый
расплав на глубину 1300-1500 мм. В этом случае для интенсивного плавления шихты
требуется установить электрический режим, который обеспечивал бы необходимый подвод
тепла к глубоко погруженным в шлак откосам шихты и создавал условия для
надлежащего перегрева шлака, т. е. q должно быть значительно больше р.
Необходимое соотношение между р и q достигается за счет изменения глубины
погружения электродов в шлаковый расплав. При погружении электродов в шлак
снижается мощность, выделяемая в контакте электрод-шлак (р) и увеличивается
доля мощности, выделяемой в шлаке (q). Наоборот, при уменьшении заглубления
электрода в расплав возрастает р и снижается q. Величина погружения электрода в
шлаковую ванну зависит от рабочего напряжения, силы тока, электропроводности
шлакового расплава и диаметра электрода.
Рабочее напряжение и сила тока определяются параметрами печного
трансформатора, электропроводность шлака - его составом и температурой. Для
уяснения влияния рабочего напряжения на величину погружения электродов
рассмотрим электрическую цепь, состоящую из электродов А и В, погруженных в
шлаковую ванну на одинаковую глубину (рис.1.1).
Для упрощения примем, что весь ток в этой цепи проходит по пути АавВ.
Мощность, выделяемая в расплаве на участке Аа, будет равна
(1.23)
где
Р - выделяемая мощность, кВА; U - падение напряжения на участке Аа, В; I -
сила тока, А; R - сопротивление участка Аа, Ом.
Рис.1.1.
Схема прохождения электрического тока в ване печи: АавяВ - нагрузка по схеме
"звезда"; АВ - нагрузка по схеме "треугольник"
Величина
R складывается из, сопротивления в переходном контакте
электрод-шлак r1 и сопротивления слоя iлака между
электродом и штейном r2, т. е.
(1.24)
При
изменении рабочего напряжения и постоянном значении Р изменится погружение
электродов. Согласно формуле (1.23) при повышении рабочего напряжения для
сохранения постоянного значения Р необходимо уменьшить силу тока, повысив
сопротивление цепи R. Известно, что сопротивление проводника определяется по
формуле:
(1.25)
где
-удельное сопротивление, Ом×м/мм2; l - длина проводника, м; S - поперечное сечение
проводника, мм2.
Из формулы (1.25) следует, что при неизменном удельном сопротивлении
шлака и постоянном сечении проводника для увеличения значения R необходимо
увеличить слой шлака между электродов и штейном (увеличить длину проводника l), т. е. необходимо уменьшить глубину
погружения электродов в шлаковый расплав (поднять электрод). И наоборот, для
сохранения постоянного значения Р при снижении рабочего напряжения необходимо
увеличить силу тока снизив значение R, что достигается увеличением погружения
электродов в шлаковую ванну.
Из формулы Р = IU следует, что при постоянном значении напряжения для
увеличения мощности, выделяемой в печи, необходимо повысить силу тока, увеличив
глубину погружения электродов, а для снижения мощности нужно снизить силу тока,
уменьшив погружение электродов в расплав. Таким образом, изменив величину
рабочего напряжения (или силу тока), можно изменить погружение электродов в
шлаковый расплав и установить такое соотношение между мощностями р и q, при котором обеспечивается
максимальный проплав шихты.
Электропроводность
шлака влияет на величину погружения электрода. Так как для данного электрического
режима работы печи напряжение и сила тока - величины постоянные, то согласно
закону Ома I=U/R сопротивление части
печи Аа (рис.1.1) тоже должно быть постоянным. Из формулы (1.25) следует, что
для сохранения постоянного значения R при росте удельного сопротивления (S -
постоянная величина) необходимо уменьшить слой шлака между электродом и штейном
(уменьшить длину проводника), т.е. необходимо увеличить погружение электродов в
шлак. При снижении удельного сопротивления погружение электродов в шлак
уменьшается. Так, кислые шлаки имеют большее удельное сопротивление , чем железистые. Поэтому при работе на кислых шлаках
при одинаковых напряжении и силе тока электроды будут погружены на большую
глубину, и доля мощности q, выделяющейся в шлаковом расплаве, будет больше. На
заводах стремятся работать на кислых шлаках, содержащих 42-43% SiO2
и обеспечивающих необходимую электропроводность шлака, достаточный перегрев и
минимальные потери металлов.
Так
как факторы, влияющие на распределение мощности в ванне печи, многообразны,
очень трудно произвести точный расчет электрического режима, обеспечивающего
оптимальное соотношение между р и q. Параметры электрического режима для вновь
строящихся электропечей устанавливают на основании оптимального режима работы
действующих. Самый ответственный параметр электрического режима - напряжение.
Печные трансформаторы имеют несколько ступеней напряжения. Это позволяет
практическим опытом установить рабочее напряжение, при котором достигается
оптимальная глубина погружения электродов в расплав и, следовательно,
необходимое распределение в ванне печи мощности р и q.
С
увеличением линейного напряжения повышается производительность печи и снижается
удельный расход электроэнергии. Особенно эффективна работа печи на напряжении
420 В, при котором глубина погружения электродов в шлак составляет 550-650 мм.
При таком погружении основная часть энергии выделяется в верхних слоях шлака,
что обеспечивает интенсивное плавление погруженных в него откосов шихты. В то
же время в зоне штейна поддерживается нормальная температура и перегрев штейна
не наблюдается.
Указанное
подтверждается результатами замеров падения напряжения на участках
электрод-шлак и шлак-подина при работе печи на различных степенях напряжения
(табл.№ 1.2). [6]
Таблица
№ 1.2
Выделение
мощности р и q в зависимости от ступеней линейного напряжения
|
Ступень линейного
напряжения трансформатора, В
|
Фазовое напряжение, В
|
Падение напряжения в
контакте
|
Выделение мощности, %, на
участке
|
|
|
электрод - шлак
|
шлак - подина
|
электрод - шлак (p)
|
в шлаковом расплаве (q)
|
|
420
|
242
|
210,5
|
31,5
|
87
|
13
|
|
390
|
225
|
184,5
|
40,5
|
82
|
18
|
|
356
|
205
|
156
|
49
|
76
|
24
|
|
328
|
190
|
125,5
|
64,5
|
66
|
34
|
Замеры
показывают, что с повышением фазового напряжения 
падение
напряжения на участке электрод-шлак увеличивается, а на участке шлак-подина
уменьшается. Поскольку мощность, выделяемая на участке цепи, пропорциональна
падению напряжения на этом участке, то с повышением фазового напряжения
возрастает доля мощности р, выделяемая в контакте электрод-шлак, и снижается
доля мощности q, выделяемая в шлаке.
Исследование
работы двух печей одинаковой мощности (20 000 кВА), но с различным фазовым
напряжением (266 и 350 В) показало преимущества электрического режима работы
печи на повышенном напряжении. Ниже в таблице № 1.3.приведены показатели
электроплавки при различных фазовых напряжениях.
Таблица
№ 1.3
Показатели
электроплавки при различных фазовых напряжениях [6]
|
Мощность печи, %
|
100
|
100
|
|
Фазовое напряжение: В %
|
|
|
|
266
|
350
|
|
100
|
132
|
|
Сила тока: А %
|
|
|
|
26000
|
19700
|
|
100
|
75,5
|
|
Производительность печи, %
|
100
|
101,5
|
|
Удельный расход
электроэнергии, %
|
100
|
98,5
|
|
Погружение электродов, мм
|
830
|
570
|
|
Выделение мощности, %: в
контакте электрод - шлак (р) в шлаке (q)
|
31 69
|
54 46
|
|
Температура штейна, 0С
|
1200
|
1205
|
Как следует из этих показателей, с увеличением фазового напряжения
уменьшается погружение электродов в расплав и сокращается количество тепла,
выделяемого в шлаке (с 69 до 46%). Это понижает перегрев штейна (с 1220 до
1205° С). В результате уменьшения перегрева штейна и сокращения электрических
потерь в короткой сети (за счет снижения на 25% величины силы тока) возросла
производительность печи и снизился удельный расход электроэнергии. Перевод
электропечи на повышенное напряжение (341,5 В) создал. устойчивый электрический
режим нагрузки печных трансформаторов, так как с уменьшением глубины погружения
электродов в шлак резко сократилось число токовых толчков и коротких замыканий,
которые возникли при нарушении технологии электроплавки, когда концы глубоко
погруженных в шлак электродов приближались к слою штейна.
Продолжая работу по дальнейшей интенсификации рудной злектроплавки на
комбинате «Печенганикель», предложили схему реконструкции печных
трансформаторов, обеспечивающую увеличение мощности печей с 25200 до 31800 кВА
за счет увеличения рабочего напряжения с 341,5 до 683 В и соответствующего
снижения силы тока. Сравнение показателей работы печей, имеющих одинаковые
мощности (25000 кВА) и состав шихты, но различное напряжение, показал (табл. №
1.4.), что повышение напряжения с 341,5 до 583 В увеличивает производительность
печи на 5% и снижает удельный расход электроэнергии на 4,1%.
Таблица №1.4
Влияние напряжения на показатели работы электропечей [6]
|
Наименование показателей
|
Печь 1
|
Печь 2
|
Отношение показателей печи
2 к печи 1, %
|
|
Рабочая мощность, МВт
|
24,29
|
24,36
|
100,2
|
|
Напряжение на электродах, В
|
341,5
|
583
|
173
|
|
Суточный проплав, т
|
745,8
|
782,8
|
105
|
|
Удельный расход
электроэнергии, кВт×ч/т
|
778,1
|
746,9
|
95,9
|
|
Состав отвального шлака, %:
|
|
|
|
|
SiO2
|
42,59
|
42,39
|
99,5
|
|
MgO
|
12,32
|
12,39
|
100,4
|
|
Заглубление электродов в
шлак, мм
|
710
|
300
|
42
|
Снижение удельного расхода электроэнергии объясняется тем, что при
двойном увеличении напряжения и соответственном уменьшении силы тока потери в
короткой сети были снижены в 2,9 раза; кроме того, увеличилась доля мощности,
выделяемой в контакте электрод-шлак. Последнее обстоятельство обусловило
уменьшение тепловыделений в нижней части шлаковой ванны и некоторый перегрев
верхней части. В результате этого повысилась интенсивность процесса плавки.
С повышением напряжения заглубление электродов в расплав уменьшилось с
700-800 до 300-350 мм; по этой причине сократился расход электродной массы
(примерно на 20%) и резко уменьшилось количество поломок рабочих концов
электродов. Было установлено, что при содержании в шлаке кремнезема менее 40%
заглубление электродов в шлаке становится меньше 150 мм и возникает открытая
электрическая дуга. Работа печи в дуговом режиме сопровождается слепящим светом
дуги и резким треском, что создает тяжелые условия труда на загрузочной
площадке.
Были испытаны режимы работы печи на мощности 27 МВА и фазовом напряжении
622 и 658 В, подтвердившие преимуществ плавки на повышенном напряжении. Вместе
с тем выявилось серьезное осложнение, связанное с уменьшением заглубления
электродов в шлаковую ванну: из-за охлаждения нижних слоев шлаковой ванны и
штейна увеличились настыли на подине в области штейнового торца печи. В связи с
этим режим плавки на напряжении 583 В был признан наиболее рациональным.
Хорошие технико-экономические показатели работы электропечей на повышенном
напряжении позволили изготовить трансформаторы для новых электропечей комбината
«Печенганикель» со ступенями рабочих напряжений до 743-800 В. Испытания режимов
работы одной из печей на напряжении 760 и 684 В и мощности 33 МВА показали, что
работа печи на напряжении 760 В характеризовалась малым заглублением электродов
(150-200 мм) и требовала содержания кремнезема в шлаках не менее 42-43%; в
противном случае возникает дуговой режим плавки. Напряжение 684 В обеспечивало
более спокойный режим плавки, при этом по сравнению с плавкой на напряжении 492
В удельный расход электроэнергии уменьшился на 3,3%, соответственно увеличилась
производительность печи, заглубление электродов уменьшилось с 800-1000 до
300-400 мм.
Приведенные примеры показывают, что выбор рационального электрического
режима открывает широкие возможности улучшения технико-экономических
показателей электроплавки. В табл. №1.5 приведены рациональные электрические
режимы электроплавки на отечественных медно-никелевых заводах (применительно к
характеристике печных трансформаторов). [6]
Таблица №1.5.
Электрические режимы электроплавки на отечественных медно-никелевых
комбинатах
|
Предприятие
|
Мощность печных
трансформаторов, кВА
|
Рабочая мощность печи, кВА
|
Число и тип трансформаторов
|
Рабочее напряжение, В
|
Сила тока А
|
cos j
|
|
"Печенганикель"
|
31800 50000
|
27000 40000
|
3, однофазные 3, однофазные
|
583-622 581-645
|
15600-14800 23400-21000
|
0,98 0,98
|
|
"Североникель"
|
30000
|
27000
|
1, трехфазный
|
550
|
29800
|
0,97
|
|
НГМК
|
45000
|
40000
|
3, однофазные
|
550-602
|
24700-22600
|
0,98
|
1.1.4 Влияние
высоты шлакового и штейнового слоев на электрический режим электроплавки
Глубина шлаковой ванны оказывает существенное влияние на режим
электроплавки. В настоящее время электроплавку медно-никелевых руд и
концентратов ведут с глубиной шлаковой ванны 1500-1800 мм при слое штейна
600-900 мм. Уровень общей ванны составляет 2400-2700 мм. Режим электроплавки на
глубокой шлаковой ванне впервые был освоен в 1949 г. на комбинате
"Печенганикель" под руководством И. И. Суровова, предложившего
увеличить шлаковый слой в печи с 600-700 мм до 1200-1400 мм. Двойное увеличение
высоты шлакового слоя значительно улучшило работу электропечи:
1. Возросла
тепловая инерция печи, так как с ростом глубины ванны увеличилось количество
тепла, аккумулированного ванной расплава (это уменьшило колебания температуры
ванны при загрузке шихты и обеспечило более ровный ход печи).
2. Электрический
режим плавки стал более спокойным, так как уменьшилась возможность
"закорачивания" электродов штейном.
3. При большом
объеме шлаковой ванны заливка в печь оборотного конвертерного шлака
незначительно изменила состав шлака.
4. Увеличение
высоты шлакового слоя создало благоприятные условия для отстаивания и отделения
штейна от шлака, что снизило потери металлов со шлаком.
Таблица № 1.6
Влияние высоты шлаковой ванны на показатели электроплавки
|
Показатели
|
1900 мм
|
2300 мм
|
|
Мощность печи, МВт
|
28-29
|
28-29
|
|
Высоту штейновой ванны, мм
|
700-900
|
700-900
|
|
Температура продуктов
плавки, 0С:
|
|
|
|
шлака
|
1390
|
1350
|
|
штейна
|
1200
|
1150
|
|
Удельный проплав твердой
шихты, т/(м2×сут)
|
8,6
|
9,0
|
|
Удельный расход
электроэнергии, кВт×ч/т
|
574
|
550
|
|
Содержание металла в шлаке
при FeO/SiO2=0,7 (относительные единицы):
|
|
|
|
Ni
|
100
|
89
|
|
Сo
|
100
|
90
|
Как показывает опыт, лучшие показатели проплава достигаются при работе на
глубине ванны, соответствующей технологической инструкции (режимной карте).
Снижение или превышение высоты ванны отрицательно влияет на работу печей.
Так, при прочих равных условиях (постоянные мощность, напряжение, состав шлака
и т. д.) значительное снижение глубины шлаковой ванны (на 250-400 мм) приводит
к неспокойной работе электропечи (особенно при высокой штейновой ванне),
увеличению потерь металлов со шлаками и перегреву штейна. Резкое снижение
высоты ванны может вызвать зависание шихтовых куч над ванной и их обрушение в
расплав. При наличии в шихте влаги мгновенное погружение шихтовой кучи в
расплав сопровождается взрывом, разрушающим свод печи и создающим опасность для
обслуживающего персонала.
Работа на шлаковой ванне, превышающей оптимальную глубину, также
нежелательна, так как ведет к охлаждению нижних слоев шлака и штейна. При этом
появляются условия для настылеобразования на подине, а при плавке
высокомагнезиальной шихты между штейном и шлаком выделяется промежуточный слой
"грязи", который возникает при кристаллизации в шлаке тугоплавких
соединений типа оливина (MgFe)·SiO4 и форстерита (Mg2SiO4). "Грязь" затрудняет выпуск продуктов плавки,
что, в конечном итоге, приводит к снижению производительности печи, а также
ухудшает условия осаждения корольков штейна и увеличивает потерю металла со
шлаком.
Режим и показатели электроплавки зависят и от глубины штейновой ванны.
Эта глубина устанавливается из расчета предотвращения перегрева штейновой ванны
электрическим током, протекающим в штейне по схеме "звезда". При
неглубокой ванне (<500 мм) перегрев штейна может вызвать разрушение подины и
аварии при его выпуске. Кроме того, при выборе высоты штейновой ванны стремятся
иметь определенный резерв штейна для обеспечения бесперебойной работы
конвертерного передела. При высоком уровне штейновой ванны (900-1000 мм) ее
поверхность приближается к электродам и соприкасается со слоем шлака,
температура которого выше, чем слой шлака, контактирующего с поверхностью
штейна при нормальном уровне штейновой ванны (600-800 мм). В этих условиях
верхние слои штейна перегреваются и активнее реагируют с магнетитом:
FeS + 3Fe3О4 +
5SiO2 = 5[(FeO2)·SiO2] + SO2
Из-за перегрева штейна резко ухудшаются условия выпуска штейна, и в связи
с повышением гидростатического давления расплава (из-за сильного напора струи
штейна) трудно прикрыть шпур.
Особенно опасно работать с высокой штейновой ванной при охлаждении кладки
шлакового пояса медными кессонами, заглубленными в кладку на 460 мм. Во
избежание возможного прогара кессона и взрыва от попадания воды в штейн правила
эксплуатации электропечей предписывают: при превышении уровня штейновой ванны
выше установленного снижать мощность электропечи до 5-20 МВт. Лишь после
выпуска избытка штейна печь переводят на нормальный режим работы. Приведенные
примеры показывают, что для нормального ведения процесса плавки необходимо
поддерживать на печах постоянный уровень общей и штейновой ванн согласно
режимной карте. Поддержание нормальной высоты расплава в печах достигается
равномерной выдачей продуктов плавки в течение всей смены, постоянством
заданной нагрузки, равномерной заливкой конвертерного шлака и стабильной
загрузкой шихты в печь. [8]
1.2
Технико-экономические показатели электроплавки
Количественные и качественные результаты электроплавки руд и концентратов
определяются совокупностью технико-экономических показателей. К числу важнейших
показателей процесса электроплавки относятся: производительность печи, удельный
расход электроэнергии, извлечение металлов в штейн, расход вспомогательных
материалов, использование печи под нагрузкой.
1.2.1
Производительность электропечей
Производительность электропечи - важнейший показатель е работы, зависящий
от мощности и степени использования печных трансформаторов; химического состава
сырья, т.е. от соотношения количества сульфидов и пустой породы; качества
подготовки шихты к плавке; метода ее загрузки; технического состояния печи;
продолжительности простоев печи.
Мощность современных электропечей для плавки медно-никелевых руд и
концентратов определяется мощностью печных трансформаторов и составляет
45000-50000 кВА. С ростом мощности печи, естественно, увеличивается приход
тепла и возрастает ее плавильная способность.
Производительность печей различной мощности принято сравнивать по
величине суточного проплава, который приходиться на каждые 1000 кВА
установленной мощности печных трансформатор. В зависимости от состава
проплавляемого сырья показатель суточного проплава на 1000 кВА установленной
мощности может изменяться в широких пределах.
При постоянной мощности печи решающие значение на ее производительность
оказывает химический состав шихты. Наиболее тугоплавки малосернистые руды и
концентраты (агломерат, окатыши) с высоким содержанием MgO (18-22% и выше). Легче всего плавится многосернистое
сырье с малым содержанием MgO.
Производительность электропечи во многом зависит от способа подготовки
шихты к плавке. Плавка подсушенной шихты, агломерата или обоженных окатышей
обеспечивает большую производительность электропечи, чем плавка
неподготовленного сырья. Для получения максимального проплава система загрузки
шихты в электропечь должна соответствовать качеству проплавляемого материала.
Для сухой крупнокусковой руды наиболее эффективна центральная система загрузки,
для агломерата - система загрузки на «электрод», при наличии в шихте большого
количества влажной мелочи - центральная загрузка с откосом малой высоты.
Большое влияние на производительность электропечи имеет техническое
состояние печи: оснащенность ее совершенными регуляторами мощности и
загрузочными устройствами; автоматизация системы перепуска электродов; надежная
конструкция арматуры шпуровых отверстий, обеспечивающая безаварийный выпуск проектов
плавки; надежная система охлаждения элементов печи, обеспечивающая продление
кампании печи, и т. д. [6]
1.2.2
Удельный расход электроэнергии на электроплавку
Удельным расходом электроэнергии называется количество электроэнергии,
расходуемое на плавление одной тонны твердой шихты. Удельный расход
электроэнергии при плавке медно-никелевых руд и концентратов изменяется в
широких пределах и зависит от химического состава шихты, способа подготовки
шихты к плавке, ее крупности и влажности, системы загрузки шихты, мощности
электропечи, величины рабочего напряжения, высоты шлаковой ванны. Решающее
значение на величину удельного расхода электроэнергии называет химический
состав шихты и способ ее подготовки к плавке. Чем больше легкоплавких сульфидов
содержится в шихте электроплавки, тем меньше тепла необходимо затратить на ее
плавление. Так, агломерат с содержанием 5% серы требует для своего плавления
620 кВт-ч/т, а с содержанием 11% серы - 525 кВт-ч/т. Чем меньше содержится в
шихте сульфидов и больше тугоплавких оксидов, особенно оксида магния, тем выше
удельный расход электроэнергии на ее плавление.
Зависимость удельного расхода электроэнергии от содержания оксида магния
в отвальном шлаке (при выходе штейна 35-40% и шлака 100% от массы твердой
шихты) приведена в табл.№ 1.7.[6]
Таблица №1.7
Зависимость удельного расхода электроэнергии от содержания оксида магния
в шлаке
|
MgO, %
|
Удельный расход
электроэнергии, кВт×ч/т
|
MgO, %
|
Удельный расход
электроэнергии, кВт×ч/т
|
MgO, %
|
Удельный расход
электроэнергии, кВт×ч/т
|
|
10
|
680
|
15
|
750
|
20
|
850
|
|
11
|
700
|
16
|
770
|
21
|
870
|
|
12
|
715
|
17
|
790
|
22
|
880
|
|
13
|
730
|
18
|
820
|
23
|
890
|
|
14
|
740
|
19
|
830
|
24
|
890
|
Зависимость удельного расхода электроэнергии от способа подготовки шихты
к плавке можно иллюстрировать следующими примерами:
. При спекании медно-никелевого концентрата получается агломерат со
следующим содержанием основных шлакообразующих оксидов: 29,0% SiO2, 11,0% MgO, 13,0% (CaO + Al2О3). Этот агломерат содержит
некоторое количество уже ошлакованного материала, в результате чего
обеспечивается низкий удельный расход электроэнергии на его плавку (~620
кВт-ч/т). На плавку руд с таким же составом шлакообразующих, как и в
агломерате, расходуется 700 кВт-ч/т.
. На заводе «Томпсон» в электропечь загружают горячий огарок из печей
кипящего слоя. Плавка горячего огарка характеризуется низким удельным расходом
электроэнергии (400 кВт-ч/т твердой шихты).
. Переработка влажной шихты требует дополнительного расхода
электроэнергии на испарение влаги. Каждый процент влаги в шихте повышает
удельный расход электроэнергии на 9,75 кВт-ч/т. Так, например, при плавке шихты
влажностью 4% удельный расход электроэнергии составляет 710 кВт-ч/т. Та же
шихта, но предварительно высушенная до влажности 1,5%, потребует для своего
плавления 686 кВт-ч/т.
Как показала практика, оптимальная крупность шихты для электроплавки
составляет 30-40 мм.
Шихту такой крупности плавят при глубоком погружении откосов в шлаковый
расплав, что предотвращает бесполезный перегрев продуктов плавки. Мелкую шихту
(-10 мм) загружают в печь небольшими откосами (до 500 мм над уровнем ванны),
незначительно погруженными в расплав. В связи с этим шлаковая ванна печи
перегревается и аккумулированное ею тепло полностью не используется для
плавления шихты. Поэтому плавка мелкой шихты, как правило, требует большего
расхода электроэнергии, чем плавка кусковой шихты.
Система загрузки шихты в электропечь оказывает заметное влияние на
величину удельного расхода электроэнергии. Чем совершеннее система загрузки,
чем полнее зеркало ванны закрыто шихтой, тем лучше используется тепло печи,
достигается больший проплав и ниже удельный расход электроэнергии. Так, при
плавке шихты одинакового состава система загрузки шихты «на электрод»
обеспечивает на 3% меньший удельный расход электроэнергии, чем система с
центральной загрузкой.
Между рабочей мощностью печи и удельным расходом электроэнергии для шихты
постоянного состава и качества существует, обратная зависимость: чем выше
рабочая мощность печи, тем меньше удельный расход электроэнергии. Это
объясняется тем, что с ростом мощности увеличивается тепловой к. п. д. печи,
так как абсолютное количество тепла, теряемое через свод, стены и подину печи,
остается постоянным. В результате улучшения использования тепла увеличивается
проплав шихты и снижается удельный расход электроэнергии.
Большое влияние на удельный расход электроэнергии оказывает величина
рабочего напряжения. С увеличением напряжения удельный расход уменьшается.
Однако при высоком напряжении (> 600 В) и малокремнистом шлаке (<40% SiO2) между электродом и шлаком
возникает открытая дуга. В этом случае за счет повышенных теплопотерь
излучением удельный расход электроэнергии увеличивается.
Влияние высоты шлаковой ванны на удельный расход энергии было рассмотрено
выше. Так как с отходящими газами электроплавки теряется до 20-30% тепла, то за
счет уменьшения подсосов в печь холодного воздуха (путем герметизации свода)
можно добиться существенного снижения удельного расхода электроэнергии. Знание
факторов, влияющих на удельный расход электроэнергии, а также создание условий,
обеспечивающих снижение величины этого параметра, позволяет максимально
повысить производительность электропечей. [6]
Глава 2. Оценка энергетических показателей электроплавки
медно-никелевого сырья при переходе на новый вид исходных материалов
В связи с предполагаемым изменением сырьевой базы комбината
«Печенганикель», увеличением требований по защите окружающей среды,
руководством комбината принято решение о его реконструкции. Данная
реконструкция заключается в переходе от нынешней технологии к производству
брикетов с дальнейшей их сушкой и последующей плавкой в руднотермических печах
(РТП).
На первом этапе сушка брикетов будет проводиться на обжиговой конвейерной
машине (ОКМ), где на вход, в виде исходного сырья, поступают влажные брикеты -
состоящие из медно-никелевого концентрата и связующего (лигносульфоната).
Готовой продукцией являются сухие (с влажностью окружающей среды), упрочненные
брикеты, отгружаемые на склад. Сушка необходима для нормальной транспортировки,
хранения и проведения процесса плавки брикетов.
В дальнейшем при сушке планируется переход к печам фильтрующего слоя.
На данном этапе, переход на новую технологию производства и сушки
брикетов, позволит сохранить серу в концентрате и направить ее в плавильный
цех. Это, в свою очередь, в условиях значительного сокращения объемов
переработки норильской руды обеспечит нормальный режим работы электропечей при
плавке сырья и позволит при конвертировании сохранить и даже повысить
достигнутый уровень утилизации газов плавильного цеха. Это позволит значительно
улучшить экологическую обстановку в районе предприятия, сократить
трансграничный перенос диоксида серы на территории сопредельных государств
Финляндии и Норвегии, значительно снизить плату за выбросы загрязняющих веществ
в атмосферу, уменьшить себестоимость готовой продукции.
При обжиге окатышей, сера, содержащаяся в материале выжигалась и газы
содержащие 1-1,5% SO2 (после
предварительной очистки от крупной пыли в батарейных циклонах) выбрасывались в
атмосферу, так как утилизация SO2 из
бедных газов затруднена и требует больших затрат. Ежегодные выбросы серы в
атмосферу при сохранении старой технологии составляют 95 тыс.т/год. Это ведет
за собой значительное ухудшение экологической обстановки в районе промплощадки
и на окружающих ее территориях. На данный момент планируется переход на
технологию производства брикетов с последующей их сушкой, в результате чего
полностью исключается выброс диоксида серы с технологическими газами в
атмосферу. Помимо возникающих проблем с экологией, замена существующей
технологии на новую технологию обусловлена и некоторыми технологическими
факторами. Прежде всего, для плавки окатышей, а в дальнейшем брикетов,
применяются руднотермические печи (РТП), где наиболее эффективной и безопасной
является плавка сухого окускованного материала.
В отличие от других видов сушки, применяемых в цветной металлургии, сушка
брикетов на обжигово-конвейерной машине (ОКМ) имеет свои особенности. В
качестве сушильного реагента применят топочные газы, получаемые от сжигания
смеси мазута с воздухом, поэтому существующий зажигательный горн демонтируется,
а сжигание мазута и смешение его с первичным и вторичным воздухом
обеспечивается в специальном топочном устройстве. Так же необходимо
поддерживать достаточно невысокую температуру в слое брикетов - порядка 2600С,
для избежания оплавления и разрушения брикетов. При повышении в брикетах влаги
или повышении при сушке температуры, от максимально допустимой, в процессе
сушки брикетов может возникнуть так называемый температурный «шок» брикетов. Брикеты
разрушаются под действием воды испаряющейся внутри их объема. Испарение влаги
проходит столь интенсивно, что водяной пар не успевает уходить через капилляры
брикетов. В брикетах появляются трещины, в результате чего они рассыпаются.
Поэтому поддержание влажности при поступлении брикетов на сушку и температуры в
процессе сушки на заданном уровне, необходимо. Процесс необходимо вести
непрерывно, для получения конечного продукта заданного качества.
В качестве связующего при производстве брикетов используются отходы
целлюлозно-бумажного комбината - сульфитно-спиртовая барда. Данный материал
является техническим лигносульфонатом. Связующие этой группы не дефицитные, ими
широко пользуются в технической практике.[8]
Таблица 2.1
Технические показатели по производству и сушке брикетов
|
Наименование
|
Ед. измерения
|
Количество
|
|
Количество лигносульфоната
плотностью 1,3 г/см3
|
% от веса кон-та
|
3,0-10,0
|
|
Крупность оборотов (отсевы,
просыпи)
|
мм
|
4,0
|
|
Влажность шихты поступающей
на брикетирование
|
%
|
4,5-5,5
|
|
Удельный расход мазута на
сушку брикетов
|
м/сек
|
1,0
|
|
Насыпной вес брикетов
|
т/м3
|
1,7
|
Брикетный пресс цеха обжига по размерам принимается идентичным брикетному
прессу эксплуатируемому на Медногорском медносерном комбинате. Размер брикетов
получаемых в результате прессования составляет 65х65х40 мм, при
производительности 50 т/ч. Кажущаяся плотность брикетов составляет 2,5 г/см3 ,
при необходимом давлении прессования 50 Мпа. Масса брикета составляет 360 г
[9].
При переходе на новую технологию производства брикетов демонтируются:
вакуум- фильтры и оборудование вакуумных линий, чашевые грануляторы, часть
вспомогательного оборудования обжиговых машин.
Пульпа из корпуса сгущения фабрики подается в два существующих
агитационных чана емкостью 27 м3, из которого насосами подается на два
фильтр-пресса LAROX. Фильтрат с фильтров сливается в бак
емкостью 16 м3 , из которого насосами перекачивается на фабрику. Каждый
фильтр-пресс работает на свою технологическую линию. Отфильтрованный концентрат
с влажностью 10% из двух узлов разгрузки фильтра поступает в бункеры с
дисковыми питателями, из которых ленточными конвейерами производится его
разгрузка в существующий сушильный барабан. Для обеспечения оптимальной
влажности шихты при брикетировании, с учетом влаги добавляемой при смешении поступаемой
с лигносульфонатом, влажность концентрата на выходе из барабана должна быть не
более 3,5%.
Высушенный концентрат по существующему конвейерному тракту
транспортируется в два существующих смесителя (один резервный и один рабочий) в
которые также поступают обороты (просев, отсев) и раствор лигносульфоната,
используемый в качестве связующего. Для раствора лигносульфоната
устанавливаются два аппарата емкостью 16 м3 с мешалкой, в одном из которых
готовится раствор необходимой концентрации и температуры , а из другого готовый
раствор насосом подается в процесс.
Лигносульфонат поставляется в жидком виде в железнодорожных цистернах на
склад, с которого насосами перекачивается в мешалки.
На каждой технологической линии устанавливается по одному двухвалковому
брикетному прессу. Влажность шихты с учетом воды в растворе лигносульфоната
4,5-5,5%.
Теплоносители для процесса сушки брикетов на машине являются топочные
газы от сжигания мазута в предназначенном для этой цели топочном устройстве.
Топочные газы разбавляются воздухом до температуры 2600С. Высушенные брикеты с
обеих машин ленточным конвейером передаются на склад готовой продукции [9].
2.1 Модель энергетики электроплавки брикетированного концентрата
Модель энергетики электроплавки брикетированного концентрата основана на
результатах решения модели технологии процесса и на тепловых характеристиках
работы РТП.
В самом общем виде основным выражением модели энергетики плавки является
уравнение энергетического баланса печи:
Wуд ·mших+iкш·mкш+Qэл+Qs=iшт·mшт+iш·mш+ (2.1)
+ ir ·Vr +Qэнд+ Qисп+ Qпот + Wпот ·mших , кДж
где Wуд - удельный расход электроэнергии
на плавку (на переработку единицы массы шихты), кДж/т;
mших -
масса шихты, т;
iкш, iшт, iш- энтальпии, соответственно, конвертерного шлака, штейна,
отвального шлака, кДж/т;
mкш, mшт , mш - массы, соответственно, конвертерного шлака, штейна,
отвального шлака, т;
i г, V г - соответственно, энтальпия и
объем отходящих печных газов, кДж/м3 и м3;
Q эл -
теплота горения электродов, кДж;
Qs -
теплота окисления диссоциирующей серы, кДж;
Qэнд -
теплота эндотермических реакций, кДж;
Q исп
- теплота на нагрев и испарение внешней влаги, кДж;
Q пот
- потери теплоты печью во внешнюю среду, кДж;
W пот-
удельные электрические потери в схеме электропитания печной установки, кДж/т.
В приведенном уравнении определяемой величиной является W уд , причем в зависимости от того, к
какой конкретно шихте (металлосодержащей или общей, твердой, сухой или влажной,
включающей или не включающей конвертерный шлак) относится Wyд, значение ее будет различным.
Соответственно берется величина mших.
В модели рассматриваемая величина Wуд относится к влажной металлосодержащей шихте.
Соответственно и остальные экстенсивные величины уравнения (2.1) (mкш, mшт, mш ,Vг, Qэл, Qэнд и
др. ) относятся к переработке заданной массы такой шихты.
Методика определения величин, входящих в (2.1), существенно
различна; весьма различны сложность и достоверность их нахождения.
Значения mкш, mшт, mш при заданной (принятой) величине mших берутся непосредственно из таблицы материального баланса
технологического процесса.
Величина Wпот
принимается по заводским данным. При этом имеется в виду, что схема
электропитания РТП остается неизменной, отвечающей нынешней практике. В случае
предполагаемой модернизации печей с заменой короткой сети, электродного
устройства, печных трансформаторов и пр. Wпот изменится.
Многие величины, входящие в (2.1), зависят от температуры.
Достаточно определенной является температура заливаемого в РТП конвертерного
шлака, от которой зависит величина iкш. Сами значения энтальпии конвертерных шлаков при двух - трех
температурах приводятся в научной и производственной литературе, однако в
разных источниках приводимые данные разнятся примерно на 5-10 %.
Значения iшт, iш определяются, помимо состава этих продуктов,
температурными условиями проведения процесса электроплавки. Сами эти условия
диктуются, в первую очередь, составом шлака. Этот состав определяет температуру
плавления шлака и температуру его перегрева. Поскольку пустая порода в шихте (в
брикетах и собственной руде) представлена в основном магнезиальными силикатами,
шлак электроплавки также относится к магнезиальным. В первом грубом приближении
его можно рассматривать как расплав тройной системы FeO-MgO-SiO2 , плавкость которой
удовлетворительно изучена. Однако физический состав шлака далеко выходит за
рамки этой тройной системы, что вносит заметные коррективы в его температуру
плавления. В модели внесение этих корректив возможно на основании заводских
данных.
Температура выдаваемого из РТП штейна при известной температуре
шлака может быть оценена более или менее точно, основываясь на практических
данных по температурному перепаду шлак - штейн.
Энтальпия медно - никелевых штейнов iшт разного состава при разных температурах может быть
определена относительно точно по результатам обстоятельных исследований,
выполненных в “Гипроникеле”; имеется регрессионная зависимость, описывающая
значения iшт в зависимости от состава штейна и
температуры.
Несравненно хуже обстоят дела с энтальпией шлака РТП iш. Многокомпонентность шлаков вообще
всех рудоплавильных процессов, в том числе медно - никелевых, не позволяет даже
приблизительно аналитически оценить их энтальпию, а разнообразие составов
шлаков и трудности экспериментального измерения шлаковых энтальпий делают
имеющиеся данные по этим величинам отрывочными и часто малонадежными.
При разработке модели энергетики плавки определение энтальпии
шлака РТП имеет особое значение, так как “шлаковая ” статья в расходной части
уравнения (2.1) является основной в энергетическом балансе и в первую очередь
ответственна за удельный расход электроэнергии.
В результате анализа имеющихся данных по энтальпиям
(теплосодержаниям) шлаков различных рудоплавильных процессов, в том числе
черной металлургии, сопоставления теплофизических свойств расплавленных
магниевых и кальциевых силикатов, интерполирования и экстраполирования
отрывочных данных по магнийсодержащим шлакам могут быть получены лишь
ориентировочные зависимости, позволяющие оценить энтальпию шлака РТП того
диапазона составов и температур, которые отвечают электроплавке
брикетированного концентрата.
Определение в модели теплоты большинства эндотермических реакций,
вносящих заметный вклад в энергетику плавки, в общем проводится по известной
методике через энтальпии образования соответствующих соединений при температуре
процесса. В этих определениях, однако имеется ряд особенностей, трудностей и
неопределенностей. Этот вопрос будет рассмотрен ниже в главе 4.
Величины Q эл , Qs , iг , Vг , Qисп , а также Qпот зависят от газового режима работы
руднотермической печи. При существующих негерметизированных печах в последние
подсасывается количество атмосферного воздуха, во много раз превышающее
количество собственно технологических газов. В этих условиях величины Qэл и Qs в значительной степени определяются окислением (“горением”)
электродов и серы за счет кислорода печной атмосферы, хотя частично их
окисление происходит и за счет оксидов железа шлака. Оценить долю этих
процессов окисления не представляется возможным.
Величина Vг представляет
собой общий объем отходящих печных газов, складывающийся из объемов собственно
технологических газов, газов горения электродов и подсасываемого в печь
воздуха. Последний фактор не поддается даже приблизительной оценке, так как он
определяется наличием и состоянием различных отверстий в своде печи и величиной
разрежения (давления) у каждого отверстия. Разовые замеры отходящих газов РТП,
выполненные в свое время работниками ЦИЛ комбината, показывают, что
характеристики этих газов (температура, расход, содержание в них диоксида серы)
могут меняться в зависимости от случайных факторов в очень широких пределах.
Таким образом, расход (объем), состав и температура газов (в том числе и паров
воды в Qисп) в РТП не могут быть корректно
определены в модели.
То же, но уже по другим причинам, относится и к потерям теплоты печью во
внешнюю среду Qпот . В общем, как это обычно и имеет
место в различных печах, Qпот в
РТП определяются сквозной теплопередачей через подину, стены и свод и
излучением через открытые отверстия в своде. В принципе и те, и другие потери
могут быть подсчитаны вполне точно. Это, однако, возможно только если точно
известны многочисленные величины, определяющие теплопередачу: режим движения
газов и расплавов в печи, их теплофизические характеристики и температура;
фактическая толщина футеровки, ее состав, зависящие от температуры коэффициенты
теплопроводности на разных участках, наличие и свойства гарниссажа на ее
поверхностях; характеристики охлаждения корпуса печи - расход воды по всем
холодильникам и ее температурный перепад; геометрические характеристики
взаимного положения излучающих в печи и отверстий излучения; и многое другое.
Поскольку подавляющая часть упомянутых данных неизвестна, расчет Qпот может быть только сугубо
приблизительным, и полученная величина Qпот может в разы отличаться от действительной.
Учитывая сказанное выше, при разработке модели энергетики плавки с самого
начала отказались от расчетного определения статей, характеризующих газовый
режим печи и потери тепла во внешнюю среду. Имея в виду, что, во- первых, эти
статьи, хотя и существенны, но не являются определяющими для энергетики РТП и ,
во-вторых (что самое главное), они мало зависят от состава перерабатываемой
шихты, модель в этой части была ориентирована на существующую практику
электроплавки.
Для выделения указанных статей из существующих в цехе в настоящее время
энергетических показателей РТП (печей №3 и №4) может быть составлена система
уравнений типа (2.1), куда в качестве известной величины входит Wуд , а в качестве определяемых -
величины, связанные с газовым режимом и Qпот . Найденные из этой системы определяемые величины,
используются затем как известные (с определенной корректировкой) в уравнении
(2.1) для нахождения Wуд .
Как следует из сказанного, надежность определения достоверной величины Wуд для переработки брикетированного
концентрата по рассмотренной методике является достаточно проблематичной.
Поэтому в настоящей работе был реализован другой путь нахождения этой величины.
Этот путь заключается в статистической обработке заводских данных по удельному
расходу электроэнергии на РТП №3 и №4 при их работе на разных составах шихты,
т. е. в разные периоды эксплуатации этих печей.
Статистическая обработка данных методом корреляционно-регрессионного
анализа может привести к получению уравнения регрессии, в котором откликом
является величина Wуд, а факторами -
такие величины как содержание главных компонентов шлака и штейна (определяемые
составом перерабатываемой шихты) и энерготехнологические показатели печей - удельный
проплав, удельная мощность и другие.
Главным моментом, осложняющим такую статистическую обработку, является
специфика отчетных заводских данных, строго говоря, не позволяющая корректно
связать между собой (установить значимость корреляционной связи) упомянутые
величины. Для этого необходимо, чтобы все они отвечали одному и тому же периоду
работы данной печи и характеризовались для этого времени относительной
стабильностью.
Те данные, которые содержатся в технических отчетах цеха, в целом не
удовлетворяют этим условиям. По отдельным печам в них приводятся лишь средние
величины удельного расхода электроэнергии, суточного проплава, а также
коэффициентов мощности и использования печи под током - все это за месяц или
период с начала года. Все, что касается шихты и продуктов плавки (количества и
составы), дается за это время в целом по всем печам. При этом лишь в последние
месяцы (с декабря 2001 г.) ввиду остановки печи № 5 эти данные характеризуют
интересующие нас РТП 3 и 4; за предшествующий же период (прошлые годы) они
включали величины, относящиеся к РТП 1 и 2, которые по всем своим
характеристикам существенно отличались от РТП 3 и 4 и поэтому в искомую
зависимость неизбежно вносили значительные искажения, хотя и имели меньшую
производительность, чем РТП 3 и 4. К этому следует добавить искажения,
связанные с ремонтом печей, когда периоды времени перед остановкой печи на
ремонт и после ремонта печи работали на сниженной мощности и имели показатели,
существенно отличающиеся от нормальных.
Несмотря на указанные обстоятельства, значительно снижающие возможности
корректного анализа, статистическая обработка отчетных заводских данных в
указанном направлении была проведена. Для расчета были взяты технические отчеты
плавильного цеха, начиная с 1974 года (до этого года данные, представленные в
отчетах, вообще не давали возможности провести анализ). Всего были обработаны
данные за 20 лет, так как за некоторые годы отчеты оказались недоступны.
В качестве факторов, определяющих удельный расход электроэнергии, были
приняты содержания в шлаке диоксида кремния, оксида магния и железа (общего),
содержания в штейне железа и средней нагрузки на одну печь (Мвт).
Выбирая упомянутые величины в качестве факторов, имели в виду, что
содержания диоксида кремния и общего железа в шлаке и железа в штейне в общем
более или менее полно характеризуют состав перерабатываемой шихты - общее
содержание в ней пустой породы и сульфидов. Оксид же магния, наряду с диоксидом
кремния, характеризует температурный режим плавки, так как определяет температуру
плавления шлака. Средняя нагрузка на печь определяет производительность печи,
от которой зависят почти все статьи теплового баланса.
Глава 3.
Статистическое определение корреляционных взаимосвязей
3.1 Теория
статистического анализа
Количественно оценить влияние различных факторов на результат, определить
форму и тесноту связи между результативным признаком у и факторными признаками
х1, х2,…, хк можно методами множественной (многофакторной) корреляции.
Многофакторный корреляционно-регрессионный анализ сводится к решению
следующих задач:
·
обосновать
взаимосвязь факторов, влияющих на исследуемый показатель;
·
определить
степень влияния каждого фактора на результативный признак путем построения
модели-уравнения множественной регрессии, которая позволяет установить, в каком
направлении и на какую величину измениться результативный показатель при
изменении каждого фактора, входящего в модель;
·
количественно
оценить тесноту связи между результативным признаком и факторами.
Математическая задача сводиться к нахождению аналитического выражения, с
наилучшим образом описывающего связь факторных признаков с результативным, т.е.
к отысканию функции
(3.1)
Выбрать
формулу связи довольно сложно. Эта задача на практике основывается на априорном
теоретическом анализе изучаемого явления и подборе известных типов
математических моделей.
Среди
многофакторных регрессионных моделей выделяют линейные (относительно
независимых переменных) и нелинейные. Наиболее простыми для построения, анализа
и экономической интерпретации являются многофакторные линейные модели, которые
содержат независимые переменные только в первой степени:
(3.2)
где
- свободный член;
-
коэффициенты регрессии;
-
факторные признаки.
Если
связь между результативным признаком и анализируемыми факторами нелинейная, то
выбранная для ее описания нелинейная многофакторная модель (степенная,
показательная и т.д.) может быть сведена к линейной путем линеаризации.
Параметры
уравнения множественной регрессии, как и парной, рассчитываются методом
наименьших квадратов, при этом решается система нормальных уравнений с k+1
неизвестным:
(3.3)
где
хij - значение j-го факторного признака в i-м
наблюдении;
yi - значение
результативного признака в i-м наблюдении
.
Суть
метода наименьших квадратов заключается в следующем требовании: искомые
теоретические значения результативного признака 
должны быть
такими, при которых бы обеспечивалась минимальная сумма квадратов их отклонений
от эмпирических значений, т.е.
(3.4)
(минимизируются
квадраты отклонений, поскольку 
).
Как
правило, прежде чем найти параметры уравнения множественной регрессии,
определяют и анализируют парные коэффициенты корреляции. При этом систему
нормальных уравнений можно видоизменить таким образом, чтобы при вычислении
параметров регрессии использовать уже найденные парные коэффициенты корреляции.
Для этого в уравнении регрессии заменим переменные y, x1, x2,…,
xk переменными tj, полученными следующим
образом:
(3.5)
Эта
процедура называется стандартизацией переменных. В результате осуществляется
переход от натурального масштаба переменных xij к
центрированным и нормированным отклонениям tij. В
стандартизированном масштабе среднее значение признака равно 0, а среднее
квадратическое отклонение равно 1, т.е. 
, 
.
При
переходе к стандартизированному масштабу переменных уравнение множественной
регрессии принимает вид
, (3.6)
где
- коэффициенты регрессии.
В
этом уравнении β
- коэффициенты представляют собой
стандартизированные коэффициенты множественной корреляции. Смысл их легко
понять, если в уравнении регрессии вместо каждого tj, кроме
какого-либо одного, подставить его среднее значение 
. Тогда соответствующий β -коэффициент будет характеризовать изменение
исследуемого показателя в зависимости от изменения одного фактора при
постоянном уровне остальных. Иными словами, β -коэффициент показывает, на какую часть сигмы (σy)
изменилось бы значение результата, если бы соответствующий j -фактор
изменился на сигму (σxj), а
прочие факторы не изменились бы.
Кроме
того, β
-коэффициенты позволяют оценить степень
воздействия факторных признаков на результат. В силу того, что все β -коэффициенты выражены в одинаковых единицах измерения,
при β2
> β3 фактор x2
сильнее влияет на результативный признак, чем фактор x3.
Свободный
член в стандартизированном уравнении отсутствует, так как
. (3.7)
Параметры
уравнения множественной регрессии в натуральном масштабе и уравнения регрессии
в стандартизированном виде взаимосвязаны:
. (3.8)
Нетрудно
заметить, что это обычная формула коэффициента регрессии, выраженного через
линейный коэффициент корреляции.
Стандартизированные
коэффициенты множественной регрессии βj также
вычисляют методом наименьших квадратов, который приводит к системе нормальных
уравнений
(3.9)
где
- парный коэффициент корреляции результативного
признака у с j- м фактором;
- парный
коэффициент корреляции j-го факторного признака с l-м фактором.
После
того как получено уравнение множественной регрессии (в стандартизированном или
натуральном масштабе), необходимо измерить тесноту связи между результативным
признаком и факторными признаками. Для измерения степени совокупного влияния
отобранных факторов на результативный признак рассчитывают совокупный
коэффициент детерминации R2 и совокупный коэффициент множественной корреляции R -
общие показатели тесноты связи многих признаков независимо от формы связи.
Совокупный
коэффициент детерминации R2 характеризует долю вариации результативного
признака, обусловленную изменением всех факторов, входящих в уравнение
множественной регрессии.
Приведем
несколько формул для расчета совокупного коэффициента детерминации.
, (3.10)
где
- факторная дисперсия, характеризующая вариацию
результативного признака, обусловленную вариацией включенных в анализ факторов;
- общая
дисперсия результативного признака;
остаточная
дисперсия, характеризующая отклонения фактических уровней результативного
признака yi от рассчитанных по уравнению множественной регрессии 
.
При
линейной форме связи расчет совокупного коэффициента детерминации можно
выполнить, используя парные коэффициенты корреляции:
, (3.11)
где
а1, а2, …, ак - параметры уравнения множественной регрессии в натуральном
масштабе.
Легко
вычислить совокупный коэффициент детерминации, используя уравнение регрессии в
стандартизированном виде:
(3.12)
Совокупный
коэффициент множественной корреляции R представляет собой квадратный
корень из совокупного коэффициента детерминации R2. Пределы
изменения совокупного коэффициента множественной корреляции:0≤R≤1.
Чем ближе R к 1, тем точнее уравнение множественной линейной регрессии отражает
реальную связь. Иначе говоря, среди отобранных факторов присутствуют те,
которые решающим образом влияют на результативный. Малое значение R можно
объяснить либо тем, что в уравнение множественной регрессии не включены
существенно влияющие на результат факторы, либо тем, что установленная линейная
форма зависимости не отражает реальной взаимосвязи признаков. Добиться
адекватности модели множественной регрессии эмпирическим данным возможно,
соответственно, либо включением в уравнение регрессии дополнительных, ранее не
учитываемых факторов, либо построением нелинейной модели множественной
регрессии.
Совокупный
коэффициент множественной корреляции зависит не только от корреляции
результативного признака с факторными, но и от корреляции факторных признаков
между собой. Наличие между двумя факторами весьма тесной линейной связи (парный
коэффициент корреляции rjl превышает по абсолютной величине 0,8) называется
коллинеарностью, а между несколькими факторами - мультиколлинеарностью.[7]
Определение математических ожиданий величин производили по формуле:
(3.13)
где
Хi - значение фактора, влияющего на результат; N -
число индивидуальных значений фактора.
Дисперсии величины
(3.14)
Нормировка значений величин
(3.15)
Парные коэффициенты корреляции
(3.16)
где
Yi - значение результата. [7]
Для
определения значимости парных коэффициентов корреляции оценивали величину
равную 
. В случае если эта величина положительна, то с
доверительной вероятностью 95 % можно утверждать, что существует зависимость
между исследуемыми величинами, в противном случае она отсутствует.
3.2
Определение удельного расхода электроэнергии по заводским данным
Статистическая обработка данных, которые отвечают работе РТП за последние
месяцы не имела смысла, так как в этот период не наблюдались значительные изменения
факторов влияющих на удельный расход электроэнергии, вследствие чего невозможно
было бы проследить необходимую зависимость исследуемого параметра от факторов
влияющих на него.
Поэтому, была предпринята попытка, статистически обработать основные технико-производственные
показатели рудной электроплавки за 20 лет, характеризующиеся изменением
исходного сырья, как его состава, так и соотношения шихтовых материалов. Данные
представлены на таблице № 3.1.
Таблица №3.1
Основные технико-производственные показатели
|
год
|
Средневзвешанный расход
электроэнергии (кВт ч/т) Y
|
Содержание в шлаке;%
|
Содержание в штейне, % Feшт
|
Средняя нагрузка печей, МВт
|
|
|
SiO2
|
MgO
|
Feш
|
|
|
|
1974
|
681,95
|
42,63
|
9,15
|
24,51
|
52,28
|
34,265
|
|
1975
|
697,6
|
41,91
|
8,42
|
24,84
|
50,96
|
35,155
|
|
1976
|
705,5
|
42,57
|
9,11
|
24,83
|
50,47
|
35,91
|
|
1977
|
719,7
|
39,31
|
7,07
|
27,07
|
50,65
|
36,12
|
|
1978
|
717,95
|
39,94
|
7,47
|
27,72
|
49,94
|
34,02
|
|
1979
|
707,85
|
40,27
|
8,7
|
26,65
|
52,39
|
34,44
|
|
1980
|
673,8
|
39,3
|
8,78
|
27,74
|
53,62
|
34,595
|
|
1981
|
706,9
|
38,48
|
8,04
|
28,39
|
52,63
|
35,29
|
|
1982
|
699
|
39,48
|
7,79
|
28,41
|
50,54
|
37,97
|
|
1984
|
742,7
|
40,18
|
8,27
|
27,06
|
52,08
|
38,495
|
|
1985
|
742,4
|
39,64
|
11,3
|
25,53
|
48,12
|
38,955
|
|
1986
|
750,3
|
41,1
|
11,21
|
25,32
|
48,97
|
39,51
|
|
1987
|
743
|
40,18
|
11,65
|
27,62
|
49,84
|
39,415
|
|
1988
|
708,93
|
39,6
|
10,96
|
26,38
|
50,13
|
39,68
|
|
1989
|
733,7
|
39,8
|
9,22
|
26,80
|
39,765
|
|
1990
|
726,85
|
39,83
|
9,89
|
26,67
|
50,33
|
37,21
|
|
1991
|
722,95
|
40,71
|
13,01
|
24,48
|
49,08
|
37,645
|
|
1998
|
790,45
|
38,09
|
14,98
|
27,60
|
42,43
|
40,69
|
|
1999
|
817,2
|
38,28
|
11,36
|
29,90
|
39,68
|
38,3
|
|
2001
|
791,8
|
37,2
|
13,59
|
28,08
|
40,21
|
35,18
|
По известной методике был выполнен многофакторный
корреляционно-регрессионный анализ, в результате которого была обоснована
взаимосвязь факторов, влияющих на удельный расход электроэнергии.
Используя известные формулы для расчета математических ожиданий,
дисперсий величин, а также парных коэффициентов корреляции были вычислены
показатели, необходимые для отыскания коэффициентов уравнения регрессии.
Определение математических ожиданий величин
Удельный расход электроэнергии
(3.17)
Концентрация
диоксида кремния в шлаке
(3.18)
Концентрация
оксида магния в шлаке
(3.19)
Концентрация
железа в шлаке
(3.20)
Концентрация
железа в штейне
(3.21)
Средняя
нагрузка печи
(3.22)
Определение дисперсии величин
Удельный расход электроэнергии
(3.23)
Концентрация
диоксида кремния в шлаке
(3.24)
Концентрация
оксида магния в шлаке
(3.25)
Концентрация
железа в шлаке
(3.26)
Концентрация
железа в штейне
(3.27)
Средняя
нагрузка печи
(3.28)
Нормировка значений величин
; (3.29)
; (3.30)
; (3.31)
; (3.32)
; (3.33)
(3.34)
Определение парных коэффициентов корреляции
Между удельным расходом электроэнергии и концентрацией диоксида кремния в
шлаке:
(3.35)
Между
удельным расходом электроэнергии и концентрацией оксида магния в шлаке:
(3.35)
Между
удельным расходом электроэнергии и концентрацией железа в шлаке:
(3.36)
Между
удельным расходом электроэнергии и концентрацией железа в штейне:
(3.37)
Между
удельным расходом электроэнергии и средней нагрузки печи:
(3.38)
Между
концентрацией диоксида кремния в шлаке и концентрацией оксида магния в шлаке:
(3.39)
Между
концентрацией диоксида кремния в шлаке и концентрацией железа в шлаке:
(3.40)
Между
концентрацией диоксида кремния в шлаке и концентрацией железа в штейне:
(3.41)
Между
концентрацией диоксида кремния в шлаке и средней нагрузки печи:
(3.42)
Между
концентрацией оксида магния в шлаке и концентрацией железа в шлаке:
(3.43)
Между
концентрацией оксида магния в шлаке и концентрацией железа в штейне:
(3.44)
Между
концентрацией оксида магния в шлаке и средней нагрузки печи:
(3.45)
Между
концентрацией железа в шлаке и концентрацией железа в штейне:
(3.46)
Между
концентрацией железа в шлаке и средней нагрузки печи:
(3.47)
Между
концентрацией железа в штейне и средней нагрузки печи:
(3.48)
Оценка
значимости парных коэффициентов корреляции
Для
этого оценим величину равную . В
случае если эта величина положительна, то с доверительной вероятностью 95 %
можно утверждать, что существует зависимость между исследуемыми величинами, в
противном случае она отсутствует.
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент незначим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент незначим
-
коэффициент незначим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент значим
-
коэффициент незначим
-
коэффициент незначим
Определение множественных коэффициентов корреляции
Полученные данные относительно значимости парных коэффициентов корреляции
показали, что существует зависимость между удельным расходом электроэнергии и
средней нагрузки печи; удельным расходом электроэнергии и содержанием диоксида
кремния, оксида магния и железа в шлаке, а так же содержанием железа в штейне.
На основании проведенного анализа запишем следующую зависимость:
(3.49)
Поскольку
мы используем нормированные значения величин, то в регрессионных зависимостях
свободного члена а0не будет, и уравнение примет вид:
(3.50)
Коэффициенты регрессии определим из условия:
(3.51)
Тогда
получим следующую систему уравнений:
(3.52)
Отсюда:
; 
;
;
;
Определим
коэффициент множественной корреляции:
(3.53)
Оценим значимость:
-
коэффициент значим
Полученное значение коэффициента корреляции показывает, что между
удельным расходом электроэнергии и содержанием диоксида кремния, оксида магния
и железа в шлаке, а также содержанием железа в штейне существует сильная
зависимость. Так как, коэффициент множественной корреляции значим, то мы можем
использовать полученное выражение для оценочных расчетов.
Перейдем от нормированных переменных в натуральный масштаб:
(3.54)
(3.55)
(3.56)
(3.57)
(3.58)
(3.59)
В результате корреляционно-регрессионного анализа указанных данных,
выполненного по описанной в технологической части отчета методике, было
получено уравнение регрессии
Wуд = 880,6 + 0,36 SiO2 -
0,85 MgO + 2,59 Feш- 7,82 Feшт + 4,25 N. (3.60)
Проверка показала, что указанное уравнение адекватно описывает данные,
представленные в таблице №3.1.
Анализируя стандартизированные коэффициенты множественной корреляции
можно сделать вывод о степени воздействия факторных признаков на результат, в
силу того, что все b-
коэффициенты выражены в одинаковых единицах измерения. Таким образом,
наибольшее влияние на результат (Wуд)
оказывает содержание железа в шлаке и, особенно, в штейне и, естественно,
вводимая в печь электрическая мощность (нагрузка). Напротив, снижение в шлаке SiO2 и MgO очень мало сказывается на отклике. Поскольку факторы,
входящие в (3.17), в целом взаимно коррелированы, оценка влияния каждого
фактора в регрессии с точки зрения механизма процесса лишена смысла.
Для условий переработки брикетированного концентрата, представленных в
прилагаемом технологическом балансе (Приложение 1), приняв величину
электрической нагрузки N = 35
МВт (что соответствует работе РТП №3 и №4 в конце 2001 года), получим Wуд = 799,7 кВт×ч/т. Эта величина, если сопоставить
ее и технологические показатели плавки брикетов с характеристиками работы печи
на существующей шихте, не вызывает возражений.
Анализируя значения удельных расходов электроэнергии за последние
несколько лет с полученным значением можно сделать вывод, что существенных
изменений удельного расхода электроэнергии при переходе на плавку брикетов не
предвидеться.
Глава 4. Определение теплоты реакций
4.1
Термодинамические функции - энтальпия и теплота образования
На основе первого и второго законов термодинамики можно заключить, что
при данной температуре каждое вещество, находящееся в определенном состоянии,
характеризуется постоянными значениями Н и S. В самом деле, если бы энтальпия не была постоянной, то
можно было бы осуществить круговой процесс, в котором теплота получалась бы из
ничего, а этого, как известно, никогда еще не удалось достигнуть, энтальпия
вещества слагается из кинетической и потенциальной энергий атомов и молекул
(энергий поступательного вращательного и колебательного движений). В каких бы
относительных количествах ни находились эти составляющие, сумма их при данных
условиях остается для каждого вещества постоянной.
(4.1)
Теплота,
выделенная или поглощенная системой - совокупностью определенных количеств
веществ, участвующих в химической реакции и рассматриваемых изолированно от
окружающей среды, - в результате какого-либо процесса, совершающегося при
постоянном давлении, равна изменению энтальпии этой системы. Если в некоторой
реакции, выраженной в общей форме уравнением (4.1), энтальпии участвующих в
реакции веществ равны соответственно 
, 
, 
и 
, то результат суммирования равен количеству тепла,
выделяемого или поглощаемого в процессе реакции.
(4.2)
Разность
энтальпий этих веществ 
называется тепловым эффектом, или энтальпией реакции,
и может быть измерена калориметрически. В более простом случае образования
одного соединения из элементов
(4.3)
(4.4)
носит
название «теплота образования». Теплоты образования химических веществ обычно
относят к стандартной температуре 298К и обозначают 
. Теплоты образования или энтальпии экзотермических
реакций отрицательны.
Если
вещество охлаждается от высокой температуры до комнатной, энтальпия также будет
уменьшаться, причем теплота, потерянная данной системой, перейдет в окружающую
среду. Подобное изменение 
сопровождается выделением тепла:
(4.5)
Можно
утверждать, что изменение (увеличение) энтальпий системы равно 
.
В
термохимических расчетах изменения энтальпии, энтропии и энергии Гиббса
обозначаются двумя символами: 
-
применяется для изотермических реакций, 
-
означает изменение величины термодинамических функций вещества с изменением
температуры.
Если
бы истинные значения энтальпии всех веществ были известны, их можно было бы
свести в таблицы и использовать для определения энтальпии любой реакции.
Истинные значения энтальпии должны включать теплоты образования атомов из
элементарных частиц, протонов, нейтронов, электронов и т. п. Так как в любой
химической реакции энергия ядер и энергия внутренних электронных структур
атомов не изменяется, значения этих величин остаются постоянными и могут быть
исключены из термодинамического рассмотрения. Поскольку рассматривается
изменение энтальпии в результате изменения температуры или в результате
химической реакции, можно выбрать произвольное состояние вещества, при котором
энтальпия равна нулю, и вести все расчеты с учетом этого выбора или с учетом
стандартного состояния.
Молярная
энтальпия любого вещества при абсолютном нуле связана с величиной энтальпии при
другой температуре соотношением
(4.6)
где
Ср - молярная теплоемкость вещества при постоянном давлении. При условии 
величина Н0 становится отрицательной, поскольку для
элемента в стандартном состоянии при 25 °С Ср>0.
Энтальпия
соединений при 25°С согласно сказанному выше равна теплоте их образования из
элементов при этой температуре.
Вычисляя
теплоту реакции используется свойство аддитивности теплот реакции известное под
названием закона Гесса (1840 г.). Позже этот закон был применен для определения
теплот образования соединений путем комбинирования теплот различных реакций,
связанных с изучаемой реакцией. Такой способ часто употребляется в органической
химии, а также во многих случаях и в неорганической.
Недостатком
этого метода, основанного на применении закона Гесса является то что ошибки
отдельных определений аддитивны и дают суммарную ошибку. Очевидно, что если
теплота образования представляет собой небольшую разность больших величин, то
относительная погрешность велика, даже если ее составляющие совсем
небольшие.[2]
4.2 Основные
методы определения теплот образования соединений
Измерения изменений количеств теплоты, происходящих в результате реакции,
которая протекает в системе с известной теплоемкостью (в калориметре). Для
этого метода может быть применен закон Гесса. Например, теплоту образования
сплава можно получить путем измерения теплот растворения сплава и его
составляющих в определенном растворителе.
Определение константы равновесия реакции, протекающей с участием
газообразных веществ. Теплота образования, или теплота реакции, вычисляется по
уравнению Вант-Гоффа:
(4.7)
Это
уравнение изобары. Термин изохора неправилен, поэтому соотношение (4.7) будем
называть изобарой.
Значения
Кр определяют при двух или более температурах или же из кривой 
берут два значения Кр1 и Кр2. Проинтегрировав
уравнение (4.7), получают:
(4.8)
или
(4.9)
По
этому уравнению вычисляют среднее значение теплоты образования в пределах от T1 до
Т2.
Для
случая, когда только одно из соединений, участвующих в реакции, является
газообразным, уравнение (4.7) может быть записано в виде
(4.10)
или
в интегральной форме
(4.11)
Эта
величина положительна, если газообразный компонент находится в правой части
химического уравнения.
Уравнение
(4.10) является общим соотношением, которое более известно в его частной форме
как уравнение Клаузиуса-Клапейрона; в этом случае уравнения (4.10) и (4.11)
можно преобразовать к виду:
(4.12)
(4.13)
где
L - среднее значение теплоты испарения при переходе от
температуры Т1 к Т2.
Применение
уравнения (4.10) к растворам при условии, что давления диссоциации р в растворе
одного состава измеряют при разных температурах. В этом случае получают так
называемую парциальную теплоту образования раствора, имеющего в составе летучий
компонент. Зависимость между теплотой образования раствора и растворимостью
вещества (Снас) в растворителе представлена уравнениями
(4.14)
(4.15)
где
является постоянной величиной; парциальная энтальпия
образования насыщенного раствора получена для интервала температур от Т1 до Т2
и для концентраций в пределах от 
до 
. Существенным условием является то, что насыщенный
раствор должен находиться в равновесии с той же самой фазой при всех
температурах в пределах от T1 до Т2, т. е. в равновесии либо с летучим компонентом
при постоянном давлении, либо с соединением, образованным растворенным
веществом и растворителем. Таким образом, при упомянутом ограничении значения
теплоты образования раствора могут быть рассчитаны по уравнению (4.14) на
основании данных равновесия, полученных при различных концентрациях
растворенного вещества.
Уравнение
(4.14) будет иметь ограниченное применение к так называемым регулярным
растворам. Это ограничение подразумевает, как правило, то, что уравнение можно
использовать только для разбавленных растворов, для которых степень
взаимодействия между атомами и ионами растворенного вещества незначительна. Из
этого следует, что уравнение (4.14) применимо для систем с малой растворимостью
и, в частности, для растворов водорода в металлах.
Измерение
э. д. с. гальванического элемента. Этим методом получают необходимые данные для
вычисления термохимических величин, включая теплоту образования, или теплоту
реакции; при вычислениях пользуются уравнением Гиббса-Гельмгольца:
(4.16)
где
F = 23,066 ккал/В - постоянная Фарадея; Е - э. д. с.; Z -
количество электричества, проходящее через раствор, при условии, что
электрохимическая реакция протекает до конца; 
-
изменение энтальпии реакции.
При
t< 100 °С температурный коэффициент э. д. с., как
правило, является практически постоянным. Это позволяет использовать уравнение
(4.16) в следующей форме:
(4.17)
Зависимость
теплового эффекта реакции от температуры. При точных расчетах следует принять
во внимание изменение теплового эффекта реакции с температурой.
Если
известен тепловой эффект реакции при комнатной температуре, то можно вычислить 
- его величину при 727 °С. Для этого можно воспользоваться
следующим уравнением :
(4.18)
где
и 
- изменения
энтальпий соответственно исходных веществ и продуктов реакции в интервале
температур от 25 до 727 °С.
Эти
значения могут быть получены как произведение разности температур на величину
средней теплоемкости:
(4.19)
Однако
обычно в литературе указывают не величины средних теплоемкостей для различных
температурных интервалов, а уравнения удельных или атомных теплоемкостей с
температурными коэффициентами.
Атомная,
или молярная, теплоемкость вещества - количество теплоты, необходимое для
повышения температуры одного грамм-атома, или моля, вещества на один градус, -
равна изменению энтальпии, которое может быть выражено в виде 
.
Интегрируя
в пределах от T1 до Т2, получим:
(4.20)
Это
уравнение представляет собой один из способов выражения закона Кирхгоффа (1858
г.). Для его решения должны быть известны теплоемкости каждого из участвующих в
реакции веществ в пределах рассматриваемого температурного интервала.
Теплоемкости обычно выражаются уравнениями следующего вида:
(4.21)
Конечно,
в каждом уравнении могут содержаться не все указанные члены ряда.
Интегрирование этого уравнения не представляет трудностей:
(4.22)
где
m - постоянная интегрирования.
Для
определения изменения энтальпии с изменением температуры от Т1 до Т2
интегрируем (4.21) в указанных пределах:
(4.23)
Производя
вычисления, необходимо определить сумму теплоемкостей продуктов реакции и сумму
теплоемкостей реагирующих веществ.
Если
какой-нибудь из компонентов, участвующих в химической реакции, претерпевает
изменение состояния в рассматриваемом интервале температур (происходит
превращение, плавление или испарение), то следует учитывать тепловой эффект
этого изменения. Тепловой эффект превращения исходного вещества необходимо
вычесть, а тепловой эффект превращения продукта реакции прибавить к общей
сумме.
Вычисляя изменения энтальпий реакций необходимо учитывать теплоемкости
модификаций компонентов, участвующих в химической реакции.
Уравнение Кирхгоффа в этом случае можно было бы представить в следующем
виде:
(4.24)
где
LПР - теплота превращения при температуре ТПР. Эту
величину вычитают в случае превращения исходного вещества и прибавляют в случае
превращения продукта реакции. Любые другие превращения, включая плавление и
испарение, должны быть учтены подобным же образом.
В
Приложении 3 приведены наиболее надежные из известных значений теплоемкостей
веществ, применяемых в металлургии. Для иллюстрации метода использования данных
о теплоемкостях на рис.4.1 изображена кривая истинной (атомной) теплоемкости
никеля в пределах температур от 0 до 900 К. Из рисунка видно, что теплоемкость
возрастает от нуля при 0 К почти до 7 кал/г×атом при 450
К. В интервале 450-650 К наблюдается нарушение плавного характера кривой Ср и
резкий максимум при 630 К, соответствующий магнитному превращению никеля. Эти
значения атомных теплоемкостей определены экспериментально.
Рис.4.1. Атомная теплоемкость никеля по данным Эйкена и Верта (1); Симона
Ругеманна (2); Лэппа (3); Грю (4), Аренса (5); Мозера (6); Сайкса (7); других
авторов(8)
Изменение энтальпии при переходе от одной температуры к другой определяют
графическим интегрированием. Например, возрастание энтальпии при изменении
температуры от 298 до 900 К определяется заштрихованной площадью ABCD.
Формулы для атомной теплоемкости можно вывести также с учетом сглаженных
кривых, построенных по экспериментальным данным. Прямые линии выражаются
следующим общим уравнением:
(4.25)
а
кривые нижеприведенными зависимостями:
(4.26)
(4.27)
(4.28)
(4.29)
где
f, g, h, k - константы.
Использование
членов с Т3 оправдано лишь в исключительных случаях. Наиболее часто пользуются
формулой (4.29).
Выбор
формулы зависит от того, в каком температурном интервале кривая имеет большую
кривизну. Если кривизна максимальна при низших температурах, близка к нулю при
высоких температурах, следует пользоваться формулой (4.28), предложенной Келли,
или в отдельных случаях формулой (4.27), впервые примененной Кей-Томпсоном.
Если же кривизна оказывается большей при высоких температурах, следует
применять формулу (4.26). После выбора типа формулы используют численные
значения, соответствующие точкам на кривой, для определения постоянных f, g, h, k или
l соответственно.
Ход
кривой на рис. 4.1 вблизи 630 К является характерным для магнитного превращения
или перехода из упорядоченного в неупорядоченное состояние (в сравнительно
широком интервале температур). В таких случаях теплота превращения может быть
определена по вероятной кривой Cp без учета превращения (как это сделано на рис. 4.1) и
последующего графического измерения площади между этой кривой и кривой,
соответствующей реальным условиям. Тепловой эффект магнитного превращения Nia был, таким
образом, найден равным 140 ± 20 кал/г×атом. Тепловые
эффекты превращений типа перехода из упорядоченного в неупорядоченное
состояние, как правило, не бывают очень большими.
Фазовые
превращения обычно происходят при определенных температурах. При этом имеет
место либо полная перегруппировка атомов или молекул с образованием новой
структуры, либо разрушение решетки (плавление или испарение). Тепловые эффекты
подобных превращений не могут быть найдены из кривых Ср= f (Т)
описанным выше способом, а определяются другими методами.
Истинные
теплоемкости редко находят прямыми измерениями. Чаще их определяют по
результатам серии измерений изменения энтальпий от высоких температур до
комнатной. [5]
4.3
Экспериментальные методы определения термодинамических характеристик
Характеристиками, обычно применяемыми для термодинамического описания
неорганических и металлических соединений, являются теплота образования при 298
К, стандартная энтропия, теплоемкость (для конденсированных веществ вплоть до
температуры кипения) и в соответствующих случаях теплоты превращения и
плавления. В принципе все эти характеристики можно получить, используя
подходящие калориметры. Конечно, ни один из калориметров не может быть применен
для измерения всех этих параметров. Применение каждого из калориметров
ограничивается определенной температурной областью. Есть калориметры,
работающие в интервале 1-50 К, которые позволяют измерять теплоемкости и
стандартные энтропии при низкой температуре, если вещества находятся в
упорядоченном кристаллическом равновесном состоянии, в соответствии с третьим
законом термодинамики. Разработаны калориметры для определения теплот реакций,
превращения и плавления, а также теплоемкостей. Некоторые из таких калориметров
можно использовать для определения не только теплоемкостей, но и теплот реакций
и образования. Таким образом, калориметр - основной исследовательский
инструмент, применяемый термохимиками.
Однако с помощью калориметра не всегда удается получить требуемые результаты.
Примером этому может служить определение низкотемпературных теплоемкостей для
получения стандартных значений энтропии. Известно, что чисто ионные соединения
обычно могут быть получены в высоко упорядоченном виде. Интерметаллические
соединения, стабильность которых связана с плотной упаковкой атомов, также
обладают энтропией, близкой к нулю, при 0 К. Однако многие соединения,
преимущественно ковалентно-металлические, нелегко привести в полностью
упорядоченное состояние и для них, особенно для соединений с высокими
температурами плавления, преобладающим является состояние «замороженного
равновесия». В связи с этим для получения требуемой информации возникает
необходимость применения независимых термохимических методов, и именно в таких
случаях становится очевидной полезность методов, позволяющих измерять величины
энергии Гиббса. Есть много методов, основанных на измерении давления
диссоциации, параметров состояния равновесия в конденсированном состоянии и
электродвижущих сил элементов.
Если такие измерения проведены при нескольких температурах, то по
соответствующим уравнениям можно рассчитать теплоты и энтропии реакции. Однако
необходимо ясно указать на то, что такие расчеты не могут считаться надежными в
тех случаях, когда конденсированные фазы принимают участие в реакции, поскольку
температурные коэффициенты очень чувствительны даже к небольшим
экспериментальным ошибкам. Величины, полученные в соответствии со вторым
законом термодинамики, не обязательно являются неточными, однако никогда не
известна погрешность их определения.
Упомянутое ограничение ранее уже было сделано для жидких и твердых
растворов, образуемых сплавами. По возможности необходимо сопоставлять
полученные значения энергии Гиббса с независимо полученными теплотами и
использовать обе величины для оценки стандартных значений. Когда кинетические
причины затрудняют определение теплот реакции с помощью калориметрии (например,
для карбидов металлов) и измерения энергии Гиббса-единственно возможный метод
исследования, упомянутые кинетические факторы очень сильно влияют на их
температурные коэффициенты. В этих случаях, а также в термохимии сплавов иногда
предпочтительнее пользоваться значениями теплот и энтропии не при 298 К, а при
более высокой температуре. Этот способ не привносит большой погрешности,
поскольку термохимические данные часто употребляются для расчетов диаграмм
равновесия, а также технологических параметров при температурах, близких к
экспериментальным. Следует отметить, что стандартные значения теплоты и
энтропии, определенные по температурным коэффициентам при измерении энергии
Гиббса, в справочных материалах приведены с относительно большими ошибками.
Однако, при соответствующих температурах результаты обычно являются более
точными.
Конечно, с течением времени экспериментальной информации становится все
больше и стандартные значения могут быть уточнены. К сожалению, сейчас среди
экспериментаторов имеется неоправданная тенденция к использованию сложного
оборудования, тогда как в ряде случаев более простыми термохимическими методами
можно получить те же результаты и с той же точностью. [2]
4.3.1
Калориметрические методы
Первой из термодинамических функций, экспериментально определенной для
большого количества веществ, была теплота образования. Основы этой работы были
заложены классическими исследованиями Бертело во Франции и Томсена в Дании.
Бертело и Томсен рассматривали теплоту образования соединения как меру сродства
составляющих его элементов друг к другу, именно поэтому их исследования были
проведены в таких широких масштабах.
Теплоты образования или теплоты реакции обычно определяются довольно
простыми калориметрическими методами. Исследуемую реакцию проводят в
калориметре - аппарате известной теплоемкости, а тепловой эффект определяют по
изменению температуры в течение реакции.
Теплоемкость калориметра принято выражать при помощи водяного
эквивалента, равного сумме теплоемкостей всех составных частей калориметра.
Существуют различные процессы теплообмена, которые трудно оценить аналитически,
поэтому водяной эквивалент всегда приходится определять экспериментально.
Тепловой эффект реакции можно непосредственно вычислить, умножая водяной
эквивалент W на величину изменения температуры:
(4.30)
Классификация
калориметров основана на трех основных параметрах: температуре в калориметре
ТС, температуре окружающей среды ТS; и теплоте Q, выделяемой за
единицу времени.
В
изотермическом калориметре TC=TS=const, а изменяется только Q. Наиболее известен ледяной
изотермический калориметр конструкции Бунзена.
Калориметр,
в котором TC=TS, но TC изменяется при изменении Q, называется
адиабатическим. Такие калориметры были разработаны для определения
теплоемкостей и теплот реакции, однако, поскольку температура содержимого
должна всегда быть равна температуре калориметра, их применение ограничивается
относительно медленными реакциями, например растворением металлов и т. п. в
кислотах или образованием эндотермических сплавов.
Более
простой конструкцией, чем адиабатические, обладают теплотопроточные
калориметры, для которых TS= TC=const. Они могут быть использованы для непосредственного
определения теплоемкостей и теплот перехода, но не - для исследования теплот
реакций, поскольку в этом случае реакция не может быть остановлена и выдержана
при постоянной температуре. Теплотопроточные калориметры впервые были
сконструированы Смитом.
Наиболее
распространенным типом калориметров является изопериболический калориметр
(обычно неправильно называемый изотермическим), содержимое которого находится
при постоянной температуре (TS = const), а TC измеряется перед началом, в ходе и по окончании
реакции.
В
ходе любого калориметрического эксперимента определяют изменения температуры и
водяной эквивалент калориметра. Важно точно знать, какое количество вещества
участвует в реакции, а также быть уверенным в отсутствии каких-либо побочных
реакций. Поэтому точный химический анализ продуктов реакции играет в
калориметрии первостепенную роль. Без такого анализа измерение температуры с
очень высокой точностью нецелесообразно.
В
калориметрии обычно необходимо фиксировать изменения температуры в пределах
нескольких градусов. Точность таких измерений очень важна.
В
калориметрии широко используются ртутно-стеклянные термометры, платиновые
термометры сопротивления и термопары. [2]
4.4 Теплоты
образования
Изменение величины энтропии в ходе реакции указывает на существование
зависимости равновесия от температуры. Однако одного значения энтропии
недостаточно для оценки констант равновесий или свободных энергий, если
неизвестны теплоты образования или тепловые эффекты реакций (т. е. значения
энтальпий). К сожалению, методы оценки теплот образования не очень надежны;
имеются данные лишь для сравнительно небольшого числа соединений. Поэтому для
оценки теплот образования желательно использовать все возможные для данного
случая методы.
Энтальпия элементов при 298 К. условно принимается равной нулю. Имея в
виду это условие, рассмотрим теплоты образования бинарных соединений. Поскольку
теплоты образования обычно мало изменяются с температурой, можно допустить, что
эти величины остаются приблизительно постоянными при всех температурах, если не
происходит изменений агрегатного состояния.
Существует определенная зависимость между теплотами образования бинарных
соединений, если входящие в них элементы образуют несколько соединений. Если
известны температуры плавления соединений, относящихся к данной бинарной
системе, то можно ожидать, что соединение с наиболее высокой температурой
плавления будет характеризоваться наибольшей теплотой образования. Если
температуры плавления других соединений значительно ниже, их теплоты
образования можно рассматривать как аддитивные и вычислять по пропорции, считая
соединения состоящими из компонента с высокой температурой плавления и
свободного элемента. Если же температуры плавления этих соединений различаются
незначительно, то для теплоты образования соединения с более низкой
температурой плавления упомянутый аддитивный расчет приведет к заниженному
значению.
На
рис. 4.2 приведена кривая теплоты образования для системы, состоящей из ряда
соединений. И в данном случае соединение с наибольшей температурой плавления (Li7Sn2)
имеет наибольшую теплоту образования. Соединения Li4Sn и LiSn2,
оба с максимумами на кривых ликвидуса, характеризуются заметными изгибами
кривых теплот образования. Другие соединения этой системы образуются
перитектически, поэтому их образование практически не заметно на кривой 
. Такие диаграммы очень характерны для систем данного
типа.
Рис.4.2. Теплоты образования в системе Li - Sn; a - Li4Sn (765 0C); б - Li7Sn2 (7930C); в - Li3Sn2; г -
разложение Li2Sn; д - (485 0C) LiSn; е - LiSn2
Если несколько соединений в интерметаллической системе имеют близкие
температуры плавления, то наибольшей теплоты образования можно ожидать для
соединения, в котором соотношение атомов наиболее близко к единице.
Нередко возникает необходимость найти средние значения для соединений
одной и той же системы по данным разных авторов. Рис. 4.3. дает представление о
том, как это может быть сделано.
Рис.4.3. Эксперементальнын (1) и расчетные (2) теплоты образования в
системе V-O. a - VO; б - V2O3; в - VO2; г - V2O5
Крестиками обозначены полученные Биховским и Россини данные. Пунктирная
линия, соединяющая эти точки, имеет два экстремума, соответствующие оксидам VO
и VO2. Это означает, что указанные
соединения должны образовываться из двух соседних с ними фаз с поглощением тепла.
Хотя такое явление принципиально возможно для устойчивых соединений, оно
представляется маловероятным и редко встречается на практике. Сплошная линия
соответствует наиболее вероятным средним значениям рассматриваемых величин. В
более позднем издании своей работы Россини исправил возможные ошибки.
Этот пример показывает, насколько важно, критически оценивая
термохимические данные, рассматривать систему в целом, не ограничиваясь
рассмотрением отдельных соединений, из которых она состоит.
Если теплота образования одного из соединений бинарной системы известна,
то может быть применен тот же самый принцип. Значения температур плавления
других соединений и любые литературные данные о стабильности этих соединений
(определенные эмпирически) можно использовать для характеристики относительной
стабильности различных фаз системы
Гомологические ряды. Имеется определенная зависимость между теплотой
образования соединений металлов и их атомным номером для соединений с
одинаковым стехиометрическим соотношением и одинаковым общим радикалом. На нее
указывал, например Рот. Некоторые из приведенных им диаграмм с очень
незначительными изменениями воспроизведены на рис. 4.4. и 4.5..
Рис. 4.4. Теплоты образования соединений элементов первой группы (Z - порядковый номер элемента) с
кислородом и хлором
Рис.4.5. Теплоты образования соединений элементов третьей группы (Z -
порядковый номер элемента) с кислородом и хлором
Эти диаграммы не свидетельствуют о наличии линейной зависимости, которую
иногда предполагают, однако определенная закономерность очевидна. Кривые иногда
могут иметь максимумы или минимумы, и пользуясь ими, часто можно оценить
неизвестные теплоты образования. Правильность вычисления Ротом некоторых
величин была впоследствии подтверждена им экспериментально. Аналогичные
зависимости были отмечены также и для нитридов металлов. [2]
4.5
Определение тепловых эффектов реакций
При составлении теплового баланса электроплавки в расходной части главным
является тепло, уносимое продуктами плавки: шлаком, штейном, газами, а также
тепло на расплавление и перегрев штейна и шлака. Определение зависимости
теплового эффекта большинства реакций, вносящих заметный вклад в энергетику
плавки, проводилось по общепринятой методике описанной выше (Приложение 3).
Теплоты образования были рассчитаны для следующих реакций:
реакция №1:
реакция
№2:
реакция
№3:
реакция
№4:
реакция
№5:
реакция
№6:
реакция
№7:
реакция
№8:
реакция
№9:
реакция
№10:
реакция
№11:
реакция
№12:
Для реакций № 1 - №4 были рассчитаны только теплоты образования, так как
в справочных материалах отсутствовали данные о теплоемкостях участвующих в
реакциях веществ.(Приложение 2).
Для реакций № 5-№12 были получены зависимости тепловых эффектов от
температуры.
По полученным уравнениям тепловых эффектов для каждой реакции были
построены графики (Приложение 4).
Так, например, для реакции № 9 зависимость теплового эффекта от
температуры определялась в следующей последовательности:
определим сумму теплоемкостей продуктов реакции и сумму теплоемкостей
реагирующих веществ в пределах от 298 до 950 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Так
как при температуре 950 К 
теплоемкость Fe2O3
изменяется, то необходимо определим сумму теплоемкостей продуктов реакции и
сумму теплоемкостей реагирующих веществ в пределах от 950 до 1050 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Так
как при температуре 1050 К 
теплоемкость
Fe2O3 вновь изменяется, то необходимо определим сумму теплоемкостей
продуктов реакции и сумму теплоемкостей реагирующих веществ в пределах от 1050
до 1100 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Так как при температуре 1100 К изменяется теплоемкость углерода, то
необходимо определим сумму теплоемкостей продуктов реакции и сумму
теплоемкостей реагирующих веществ в пределах от 1100 до 1750 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Значение
при 298 К получаем следующим образом:
Соответствующие значения, ккал, теплоты образования написаны под
формулами веществ, участвующих в реакции. Разность теплот образования
полученных и исходных веществ равна энтальпии данной реакции:
Если
какой-нибудь из компонентов, участвующих в химической реакции, претерпевает
изменение состояния в рассматриваемом интервале температур, то следует
учитывать тепловой эффект этого изменения. Тепловой эффект превращения
исходного вещества необходимо вычесть, а тепловой эффект превращения продукта
реакции прибавить к общей сумме. В упомянутой выше реакции Fe2O3
при температуре Т=950 К испытывает превращение, сопровождаемое тепловым
эффектом, равным 
кал/моль; при температуре Т=1033 К железо испытывает
превращение, сопровождаемое тепловым эффектом, равным 
кал/моль; при температуре Т=1187 К железо испытывает
превращение, сопровождаемое тепловым эффектом, равным 
кал/моль; при температуре Т=1664 К железо испытывает
превращение, сопровождаемое тепловым эффектом, равным 
кал/моль;
С
учетом выше сказанного, теоретическая зависимость теплового эффекта реакции №9
имеет вид:
По
полученной теоретической зависимости теплового эффекта реакции с помощью
программы Excel был построен график.(рис. №)
Рис.
1.1. Зависимость теплового эффекта реакции №9 от температуры
Из
рисунка видно, что при Т=1033 К наблюдается резкий скачек изменения энтальпии,
что соответствует магнитному превращению железа. При Т=1187 К, так же как и при
температуре Т=1664 К наблюдаются скачки изменения энтальпии, что соответствует
превращениям железа, которые сопровождаются тепловыми эффектами.
Для
того, чтобы рассчитать тепловой эффект реакции при температурах выше Т=1750 К,
на интервале температур 1100 - 1750 К с помощью специальной функции программы Excel
была произведена линеаризация полученной зависимости. При этом было получено
уравнение линейной зависимости теплового эффекта реакции, приведенное на
графике, которое в дальнейшем использовалось для нахождения изменения энтальпии
реакции для условий переработки брикетов, а также руды и окатышей.
(Приложение1)
Для
реакции №10 зависимость теплового эффекта от температуры определялась в
следующей последовательности:
Определим сумму теплоемкостей продуктов реакции и сумму теплоемкостей
реагирующих веществ в пределах от 298 до 1100 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Так как, при Т=1100 К углерод изменяет свою теплоемкость, необходимо
определить сумму теплоемкостей продуктов реакции и сумму теплоемкостей
реагирующих веществ в пределах от 1100 до 1200 К получаем:
Разность
этих сумм дает:
Значение
при 298 К получаем следующим образом:
Соответствующие значения, ккал, теплоты образования написаны под
формулами веществ, участвующих в реакции. Разность теплот образования
полученных и исходных веществ равна энтальпии данной реакции:
При
температуре Т=1033 К железо испытывает превращение, сопровождаемое тепловым
эффектом, равным 
кал/моль; при температуре Т=1187 К железо испытывает
превращение, сопровождаемое тепловым эффектом, равным 
.
С
учетом выше сказанного, теоретическая зависимость теплового эффекта реакции №10
имеет вид:
По
полученной теоретической зависимости теплового эффекта реакции с помощью
программы Excel был построен график.(рис. №)
Рис.
Зависимость теплового эффекта реакции № 10 от температуры
Из
рисунка видно, что при Т=1033 К наблюдается резкий скачек изменения энтальпии,
что соответствует магнитному превращению железа. При Т=1187 К, так же наблюдается
скачек изменения энтальпии, что соответствует превращению железа, которое
сопровождается тепловым эффектом.
Для
того, чтобы рассчитать тепловой эффект реакции при температурах выше Т=1200 К,
на интервале температур 1100 - 1200 К с помощью специальной функции программы Excel
была произведена линеаризация полученной зависимости. При этом было получено
уравнение линейной зависимости теплового эффекта реакции, приведенное на
графике, которое в дальнейшем использовалось для нахождения изменения энтальпии
реакции для условий переработки брикетов, а также руды и окатышей. (Приложение
1)
Для
реакций №5 - №12 в той же последовательности как и для приведенных примеров
были получены теоретические зависимости тепловых эффектов от температуры;
построены графики; на соответствующих интервалах температур была произведена
линеаризация полученных зависимостей тепловых эффектов. При этом были получены
следующие линейные зависимости теплового эффекта от температуры:
для
реакции № 5:
(4.31)
для
реакции № 6:
(4.32)
для
реакции № 7:
(4.33)
для
реакции № 8:
(4.34)
для
реакции № 9:
(4.35)
для
реакции № 10:
(4.36)
для
реакции № 11:
(4.37)
для
реакции № 12:
(4.38)
Для
условий переработки, как брикетированного концентрата, так руды и окатышей,
представленных в прилагаемом технологическом балансе с использованием программы
составленной на языке Тurbo Pascal были рассчитаны тепловые
эффекты выше перечисленных реакций при заданной температуре Т=13000С.
(Приложение 1, табл. № 4.1).
Анализируя
суммарный тепловой эффект реакций при переработке руды и окатышей, который
составил 
МДж, а при переработке брикетов - 
МДж, можно сделать вывод о том, что при переходе на
плавку брикетов увеличиться одна из статей расхода теплового баланса печи -
теплота эндотермических реакций, что в свою очередь повлечет за собой
увеличение расхода электроэнергии. Но это будет слишком поспешный вывод, так
как при этом не было учтено, что при переходе на новую технологию масса шлака
оказывается несравненно меньшей, чем при переработке руды и окатышей.
Следовательно,
в целом удельный расход электроэнергии при переходе на плавку брикетированного
концентрата не должен резко измениться.
Глава 5. Организация производства
5.1
Организации труда
В электропечном отделении действует 36 часовая рабочая неделя при
непрерывном производстве.
График работы 4 бригад при 36 часовой рабочей недели и непрерывном
производстве приведен в таблице № 5.1.
Таблица № 5.1.
График работы
|
смены и отдых
|
1
|
2
|
3
|
4
|
5
|
6
|
7
|
8
|
9
|
10
|
11
|
12
|
13
|
14
|
15
|
16
|
|
1
|
А
|
А
|
А
|
А
|
Б
|
Б
|
Б
|
Б
|
В
|
В
|
В
|
В
|
Г
|
Г
|
Г
|
Г
|
|
2
|
В
|
Г
|
Г
|
Г
|
Г
|
А
|
А
|
А
|
А
|
Б
|
Б
|
Б
|
Б
|
В
|
В
|
В
|
|
3
|
Б
|
Б
|
В
|
В
|
В
|
В
|
Г
|
Г
|
Г
|
Г
|
А
|
А
|
А
|
А
|
Б
|
Б
|
|
Отдых
|
Г
|
В
|
Б
|
Б
|
А
|
Г
|
В
|
В
|
Б
|
А
|
Г
|
Г
|
В
|
Б
|
А
|
А
|
Годовой баланс рабочего времени одного рабочего приведен в таблице № 5.2.
Таблица № 5.2
Годовой баланс рабочего времени одного рабочего
|
№
|
Показатели
|
Прерывное производство, 5
дневная рабочая неделя, смена 7,2 часа
|
Непрерывное производство,
36-часовая рабочая неделя, 8-часовая смена.
|
|
1
|
Календарный фонд времени в
году, дни
|
365
|
365
|
|
2
|
Выходные и праздничные дни
|
104+10=114
|
52
|
|
3
|
Номинальный фонд рабочего
времени
|
365-114=251
|
365-52=313
|
|
4
|
Невыходы на работу по
причинам
|
|
|
очередные и дополнительные
отпуска
|
45
|
45
|
|
отпуска по беременности и
родам
|
2
|
-
|
|
по болезни
|
3
|
4
|
|
выполнение государственных
и общественных обязанностей
|
1
|
2
|
|
льготные дни, отпуска
учащимся
|
1
|
1
|
|
Итого невыходов на работу
|
52
|
52
|
|
5
|
Используемый фонд времени
|
251-52=199
|
313-52=261
|
|
6
|
Коэффициент перехода от
явочного количества рабочих к списочному
|
 1,26 1,4
|
|
5.2 Организация заработной платы и
управления производством
Структура управления отделением следующая:
·
начальник участка
·
старший мастер
электропечного отделения
·
мастер смены
·
рабочие.
На предприятии заработная плата начисляется следующим образом: к
основному окладу прибавляются полярные надбавки (80%), районный коэффициент
(1,5), премия (если начислена), доплаты за работу в праздничные дни, за работу
в ночное время.
В отделении имеются следующие профессии:
·
плавильщик;
·
загрузчик шихты;
·
огнеупорщик;
·
слесарь-ремонтник;
·
электромонтер по
ремонту и обслуживанию электрооборудования;
·
электрогазосварщик.
Все рабочие отделения имеют разряды от 4 до 6 (номер тарифной сетки - 2).
Штат специалистов в отделении состоит из начальника участка, старшего мастера
электропечного отделения, мастера смены.
В таблице № 5.3 представлены данные о схеме штатных должностей и месячных
окладов специалистов.
Таблица № 5.3
Схема штатных должностей и месячных окладов специалистов
|
Штатные должности
|
Количество штатных единиц
|
Месячные оклады, руб.
|
|
Начальник участка
|
1
|
4200
|
|
Старший мастер
электропечного отделения
|
1
|
3600
|
|
Сменный мастер
|
6
|
3150
|
5.3 Расчет технико-экономических
показателей проектируемого отделения
Расчет численности трудящихся, занятых на проектируемом объекте
Таблица № 5.4
Расчет списочной численности рабочих
|
Наименование профессии
рабочих
|
Явочная численность в смену
|
Количество смен в сутки
|
Явочная численность в сутки
|
Коэффициент списочного
состава
|
Списочная численность
|
|
Основной персонал
Плавильщик I
|
1
|
3
|
3
|
1,4
|
4
|
|
Плавильщик II
|
6
|
3
|
18
|
1,4
|
25
|
|
Плавильщик III
|
2
|
3
|
6
|
1,4
|
8
|
|
Загрузчик шихты
|
1
|
3
|
3
|
1,4
|
4
|
|
Итого основной персонал
|
|
|
30
|
|
41
|
|
Дежурный персонал
Слесарь-ремонтник
|
1
|
3
|
3
|
1,4
|
4
|
|
Электромонтер
|
1
|
3
|
3
|
1,4
|
4
|
|
Итого дежурный персонал
|
|
|
6
|
|
8
|
|
Ремонтный персонал
Огнеупорщик
|
4
|
1
|
4
|
1,26
|
5
|
|
Слесарь-ремонтник
|
1
|
1
|
1
|
1,26
|
1
|
|
Слесарь-ремонтник
|
2
|
1
|
2
|
1,26
|
3
|
|
Слесарь-ремонтник
|
2
|
1
|
2
|
1,26
|
3
|
|
Электрогазосварьщик
|
2
|
1
|
2
|
1,26
|
3
|
|
Электромонтер
|
1
|
1
|
1
|
1,26
|
1
|
|
Электромонтер
|
2
|
1
|
2
|
1,26
|
3
|
|
Электромонтер
|
2
|
1
|
2
|
1,26
|
3
|
|
Итого ремонтный персонал
|
|
|
16
|
|
22
|
|
Всего
|
|
|
52
|
|
71
|
Расчет фонда заработной платы
Расчет фонда заработной платы рабочих электропечного отделения приведен в
таблице № 5.5.
Расчет годового фонда оплаты специалистов приведен в таблице № 5.6.
Таблица № 5.6
Расчет годового фонда оплаты специалистов
|
Штатные должности
|
Количество штатных единиц,
чел.
|
Месячный оклад, руб.
|
Годовая сумма штатных
окладов, руб.
|
Доплата по районному
коэффициенту, руб.
|
Северные надбавки, руб.
|
Итого фонд заработной
платы, руб.
|
|
Начальник участка
|
1
|
4200
|
50400
|
25200
|
40320
|
115920
|
|
старший мастер
электропечного отделения
|
1
|
3600
|
43200
|
21600
|
34560
|
99360
|
|
сменный мастер
|
6
|
3150
|
226800
|
113400
|
181440
|
521640
|
|
всего
|
8
|
|
|
|
|
736920
|
Расчет стоимости основных фондов и амортизационных отчислений
Таблица № 5.7
Расчет стоимости технологического оборудования проектируемого отделения
|
№
|
Наименование и краткая
характеристика оборудования
|
Количество единиц
|
Цена за единицу
оборудования, тыс. руб.
|
Общая стоимость всего
оборудования, тыс. руб.
|
|
|
|
|
|
Норма амортизации, %
|
Сумма амортизации, тыс.
руб.
|
|
1
|
Рудно-термическая печь
|
5
|
3390
|
16950
|
15
|
2542,5
|
|
2
|
Скребковый транспортер
|
4
|
24,4
|
97,6
|
7
|
6,83
|
|
Питатель
|
4
|
5,5
|
22
|
17,8
|
4
|
|
3
|
Дымосос
|
5
|
20
|
100
|
22
|
22
|
|
4
|
Вентилятор технологического
воздуха
|
2
|
23,3
|
46,6
|
7
|
3,3
|
|
5
|
Рекуператор
|
2
|
41,25
|
82,5
|
10
|
8,25
|
|
6
|
Глинопушка
|
4
|
91,8
|
367,2
|
10
|
36,72
|
|
7
|
Электрофильтр
|
2
|
775
|
1550
|
12,5
|
193,75
|
|
8
|
Кран мостовой
|
1
|
230
|
230
|
8,4
|
19,32
|
|
9
|
Мелкое и неучтенное
оборудование
|
|
|
972,295
|
11
|
106,95
|
|
10
|
Всего оборудования
|
|
|
20418,2
|
|
2943,5
|
Таблица № 5.8
Структура основных производственных фондов
|
Основные фонды
|
Стоимость основных фондов
|
|
тыс. руб.
|
% к итогу
|
|
Здания
|
17100
|
35,79
|
|
Сооружения
|
5216
|
10,92
|
|
Передаточные устройства
|
3151
|
6,60
|
|
Силовые машины
|
801,5
|
1,68
|
|
Рабочие машины и
оборудование
|
20418,2
|
42,74
|
|
Измерительные приборы
|
874,5
|
1,83
|
|
Вычислительная техника
|
59
|
0,12
|
|
Транспортные средства
|
20
|
0,04
|
|
Прочие
|
137,5
|
0,29
|
|
Сумма
|
47777,7
|
100,00
|
Таблица № 5.9
Расчет годовой суммы амортизации
|
Основные фонды
|
Стоимость основных фондов,
тыс. руб.
|
Норма амортизации, %
|
Сумма амортизации, тыс.
руб.
|
|
Здания
|
17100
|
2,7
|
461,70
|
|
Сооружения
|
5216
|
2,5
|
130,40
|
|
Передаточные устройства
|
3151
|
6
|
189,06
|
|
Силовые машины
|
801,5
|
11
|
88,17
|
|
Рабочие машины и
оборудование
|
20418,2
|
|
2943,50
|
|
Измерительные приборы
|
874,5
|
11
|
96,20
|
|
Вычислительная техника
|
59
|
7
|
4,13
|
|
Транспортные средства
|
20
|
15
|
3,00
|
|
Прочие
|
137,5
|
11
|
15,13
|
|
Сумма
|
47777,7
|
|
3931,28
|
Расчет затрат по проектируемому отделению
Таблица № 5.11
Затраты на содержание и эксплуатацию оборудования
|
статьи затрат
|
годовой расход по проекту,
тыс. руб.
|
годовой расход фактически
на предприятии, тыс. руб.
|
расход на 1 т штейна по
проекту, руб.
|
расход на 1 т штейна фактически
на предприятии, руб.
|
|
основная и дополнительная
зарплата дежурного персонала
|
593,65
|
593,65
|
1,713
|
1,634
|
|
отчисления на
соцстрахование
|
228,56
|
228,56
|
0,659
|
0,629
|
|
материалы и вспомогательные
материалы
|
24,29
|
24,29
|
0,070
|
0,067
|
|
основная и дополнительная
зарплата ремонтного персонала
|
1069,20
|
1069,20
|
3,085
|
2,943
|
|
отчисления на
соцстрахование
|
411,64
|
411,64
|
1,188
|
1,133
|
|
материалы
|
39,07
|
39,07
|
0,113
|
0,108
|
|
амортизация машин и
оборудования
|
3339,18
|
3339,18
|
9,634
|
9,192
|
|
износ малоценных и
быстроизнашивающихся инструментов и приспособлений
|
408,36
|
408,36
|
1,178
|
1,124
|
|
прочие затраты
|
489,12
|
489,12
|
1,411
|
1,346
|
|
итого
|
6603,07
|
6603,07
|
19,052
|
18,177
|
Таблица № 5.12
Цеховые расходы
|
статьи затрат
|
годовой расход по проекту,
тыс. руб.
|
годовой расход фактически
на предприятии, тыс. руб.
|
расход на 1 т штейна по
проекту , руб.
|
расход на 1 т штейна.
фактически, руб.
|
|
зарплата специалистов
|
736,92
|
736,92
|
2,126
|
2,029
|
|
начисления на соц.
страхование
|
283,71
|
283,71
|
0,819
|
0,781
|
|
содержание зданий и
сооружений
|
7000,00
|
7000,00
|
20,197
|
19,270
|
|
амортизация зданий и
сооружений
|
592,10
|
592,10
|
1,708
|
1,630
|
|
текущий ремонт зданий и
сооружений
|
59,21
|
59,21
|
0,171
|
0,163
|
|
охрана труда
|
275,35
|
275,35
|
0,794
|
0,758
|
|
прочие расходы
|
1073,68
|
1073,68
|
3,098
|
2,956
|
|
непроизводительные затраты
|
3100
|
3100,00
|
8,944
|
8,534
|
|
итого
|
13121
|
13120,97
|
37,857
|
36,120
|
Калькуляция себестоимости продукции
Таблица № 5.13
Калькуляция себестоимости продукции
|
статьи расхода
|
ед. измерения
|
цена за ед. руб.
|
количество проектное
|
сумма, тыс. руб.
|
количество фактическое
|
сумма, тыс. руб.
|
|
Руда собственная
|
т
|
358
|
0,000
|
0,000
|
303681,882
|
108718,114
|
|
Брикеты
|
Т
|
3540
|
370503,171
|
1311581,224
|
0,000
|
0,000
|
|
руда Норильская
|
Т
|
160
|
37431,564
|
5989,050
|
37415,352
|
5986,456
|
|
обожженные окатыши
|
Т
|
3760
|
0,000
|
0,000
|
390136,772
|
1466914,263
|
|
Оборотные материалы СН
|
т
|
3720
|
42630,393
|
158585,062
|
42500,933
|
158103,472
|
|
Восстановитель (угольный
штыб)
|
т
|
720
|
19062,371
|
13724,907
|
27970,700
|
20138,904
|
|
Флюс (кварцевый песок)
|
т
|
130
|
50948,518
|
6623,307
|
58120,934
|
7555,721
|
|
электроэнергия
технологическая
|
кВт ч
|
0,8
|
274983363,504
|
219986,691
|
288207183,456
|
230565,747
|
|
электроэнергия на освещение
|
кВт ч
|
0,8
|
1490330,808
|
1192,265
|
1562000,112
|
1249,600
|
|
основная зарплата
производственных рабочих
|
руб.
|
-
|
-
|
4506,30
|
-
|
4506,30
|
|
доп. Зарплата
производственных рабочих
|
руб.
|
-
|
-
|
263,76
|
-
|
263,76
|
руб.
|
-
|
-
|
1836,48
|
-
|
1836,48
|
|
содержание оборудования
|
руб.
|
-
|
-
|
6603,07
|
-
|
6603,07
|
|
цеховая себестоимость
|
руб.
|
-
|
-
|
13120,97
|
-
|
13120,97
|
|
цеховая себестоимость 1 т.
продукции
|
руб.
|
-
|
-
|
5,032
|
-
|
5,576
|
5.4 Расчет экономической эффективности
Экономия в случае перехода на плавку брикетов обеспечивается за счет
снижения затрат на исходное сырье:
(5.1)
где
СФ - цеховая себестоимость 1 т продукции по факту, руб.;
СПР
- цеховая себестоимость 1 т продукции по проекту, руб.;
Q - проектная
производительность, т/год.
Э=
тыс. руб.
Экономический
эффект за счет снижения затрат на исходное сырье составит:
(5.2)
24%
- налог на прибыль.
Кроме
этого, экономический эффект будет достигаться за счет увеличения степени
извлечения ценных компонентов в штейн. Он составит: [4]
(5.3)
где
П1 и П2 - прибыль от реализации единицы продукции соответственно базового и
улучшенного качества, руб.
тыс.
руб.
5.5 Технико-экономические показатели
проектируемого электропечного отделения
Таблица № 5.14
Сводные технико-экономические показатели проекта
|
наименование
|
Единица измерения
|
Значение показателей
|
|
|
По проекту
|
По действующему
производству
|
|
Годовой выпуск продукции: в
натуральном выражении
|
т
|
346589
|
363256
|
|
Капитальные вложения в
основные фонды, всего
|
тыс. руб.
|
68195,9
|
68195,9
|
|
В том числе: в оборудование
|
тыс. руб.
|
20418,2
|
20418,2
|
|
Численность трудящихся, всего
|
чел
|
79
|
79
|
|
В том числе: рабочих
|
чел
|
71
|
71
|
|
Себестоимость продукции
|
руб/т
|
5032
|
5576
|
|
Расход собственной руды
|
т/т
|
-
|
0,836
|
|
Расход обожженных окатышей
|
т/т
|
-
|
1,074
|
|
Расход брикетов
|
т/т
|
1,069
|
--
|
|
Экономический эффект при
переходе на новое сырье
|
тыс. руб.
|
172268,24
|
--
|
|
В том числе: За счет
снижения затрат на сырье
|
тыс. руб.
|
143293,44
|
--
|
|
За счет увеличения
извлечения ценных компонентов в штейн
|
тыс. руб.
|
28974,8
|
--
|
Заключение
электроплавка теплота
никелевый шихта
Для определения удельного расхода электроэнергии при плавке брикетов был
выполнен корреляционно- регрессионный анализ заводских данных по этому
энергетическому показателю за длительный период работы плавильного цеха (20
лет). В результате анализа получено уравнение регрессии, адекватно описывающее
указанные данные. В качестве факторов в уравнении фигурируют содержание в шлаке
SiO2, MgO и общего железа, в штейне - общего железа и нагрузка
РТП по вводимой мощности. Расчет по этому уравнению показал, что при
существующей электрической нагрузке РТП №3 или №4 удельный расход
электроэнергии на плавку брикетов находится на уровне существующего (при
переработке брикетов планируемого состава по расчету он равен 799,7 кВт×ч/т металлосодержащей шихты).
При
расчете тепловых эффектов реакций для условий переработки брикетированного
концентрата был получен суммарный тепловой эффект равный 
МДж, для условий переработки руды и окатышей суммарный
тепловой эффект составил 
МДж.
Переход на плавку нового вида сырья (брикетов) позволит не только
сократить выбросы сернистого газа, но и в свою очередь позволит получить
годовой экономический эффект в размере 172268 тыс. рублей.
Список используемой литературы
1. Ванюков А.В., Зайцев Ю.Я. Шлаки и штейны цветной
металлургии. М.: Металлургия, 1965. -406 с.
2. Кубашевский О., Ококк С. Б. Металлургическая
термохимия. Пер. с анг. М.: Металлургия, 1982.-392 с.
. Кудрявцев Е. М. Mathcad 2000 Pro. Символьное и численное решение
разнообразных задач. М.: ДМК Пресс, 2001.-576 с.
. Организация, планирование и управление на
предприятиях цветной металлургии: Учебник / И.М. Грацерштейн, Р.Д. Малиново. М
и др.; Под ред. И.М. Грацерштейна.-М., Металлургия, 1985.-392 с.
. Рафалович И.М. Определение теплофизических свойств
материалов цветной металлургии. М.: Металлургиздат, 1957. -305 с.
. Серебряный Я. Л. Электроплавка медно-никелевых руд
и концентратов: Учебник. - М.: Металлургия, 1974. -248 с.
. Теория статистики: Учебник / Г.Л. Громыко, А.Н.
Воробьев, С.Е. Казаринова и др.; Под ред. Громыко Г.Л.-М., Инфра-М, 2000.- 414
с.
8. Цветные металлы, журнал - М.: «Руда и металлы», 2001. -
131с.
9. Реконструкция цеха обжига флотоконцентратов ОФ для
производства упрочненных брикетов Том 1. Рабочий проект - Санкт - Петербург: АО
«Институт Гипроникель», 2000 - 93 с.