На правах рукописи МИРВАЛИЕВ Сергей Александрович

На правах рукописи
МИРВАЛИЕВ Сергей Александрович
РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ПЛАВКИ СУЛЬФИДНЫХ
МЕДНО-НИКЕЛЕВЫХ КОНЦЕНТРАТОВ С
ОПТИМАЛЬНЫМИ ПАРАМЕТРАМИ ПОДАЧИ ДУТЬЯ
Специальность 05.16.02 – Металлургия черных, цветных
и редких металлов.
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Санкт-Петербург 2011
Работа выполнена в федеральном государственном
бюджетном
образовательном
учреждении
высшего
профессионального
образования
Санкт-Петербургском
государственном горном университете.
Научный руководитель доктор технических наук, профессор
Теляков Наиль Михайлович
Официальные оппоненты:
доктор технических наук, профессор
Педро Анатолий Александрович
кандидат технических наук, доцент
Коновалов Георгий Владимирович
Ведущая организация – ОАО « Кольская ГМК»
Защита состоится «27» июня 2011 г. в 16 час. 30 мин. на
заседании диссертационного совета Д 212.224.03 при СанктПетербургском государственном горном университете по адресу:
199106, Санкт-Петербург, 21-я линия, дом 2, ауд. 3316.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке
Санкт-Петербургского государственного горного университета.
Автореферат разослан «27» мая 2011 г.
УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ
диссертационного совета
д.т.н.
В.Н. БРИЧКИН
Общая характеристика работы
Актуальность работы. В области переработки сульфидных
месторождений полиметаллических руд перед промышленностью
стоит задача повышения извлечения цветных металлов из
беднеющих руд при одновременном снижении энерго - и
ресурсопотребления. При этом автогенные процессы получают все
более
широкое
распространение
в
мировой
практике
пирометаллургической переработки сульфидных материалов. В
полной мере это относится и к технологиям, разрабатываемым в
России.
Заметный вклад в разработку технологий автогенной плавки
сульфидных концентратов внесли такие ученые как И.Н.Пискунов,
А.В.Ванюков, Д.А.Диомидовский, Л.М.Шалыгин, Л.Ш.Цемехман и
др. В результате на сегодняшний день существуют такие способы
автогенной переработки сульфидных медных и медно-никелевых
концентратов в расплаве, как плавка в стационарном агрегате с
подачей кислородного дутья через единичную вертикальную
непогруженную фурму и плавка в печи Ванюкова. Однако, несмотря
на все достоинства, в условиях ухудшения качества исходного
сырья,
данные
технологии
нуждаются
в
дальнейшем
совершенствовании.
Так при различных вариантах исполнения плавильных
агрегатов существуют такие недостатки как отсутствие должного
тепломассобмена в реакционной зоне печи, его неравномерность,
наличие локальных высокотемпературных очагов реакций
окисления в зоне контакта дутья с расплавом. Все это приводит к
переокислению расплава и выходу из строя отдельных частей
плавильных агрегатов.
В связи с этим возникает необходимость создания
технологии автогенной переработки сульфидных концентратов,
когда физико-химические взаимодействия протекают в условиях,
близких к идеальному перемешиванию, при котором градиенты
температуры и концентраций в реакционной зоне близки к нулю.
При таких условиях строгое дозирование подаваемого в
расплав кислорода и расчет суммарного теплового эффекта процесса
плавки играют важную роль.
3
Исследования выполнены в рамках ведущей научной школы
металлургов СПГГУ «Комплексная переработка сырья цветных,
благородных и редких металлов», а также в соответствии с проектом
№ 2.1.2/3788 «Исследование физико-химических превращений в
гетерогенных системах при высокотемпературных процессах»
(Аналитическая ведомственная целевая программа «Развитие
научного потенциала высшей школы» (2009 – 2010г.)).
Цель работы. Повышение извлечения кобальта при окислительной
плавке сульфидных медно-никелевых концентратов.
Задачи работы:
1. Методическая проработка процесса дутья при сверхкритическом
давлении истечения воздуха (Рдут/ Ратм > 1,89.)
2. Создание математической модели тепловых режимов плавки
сульфидных медных и медно-никелевых концентратов с учетом
реакций окисления сульфидов металлов диоксидом серы.
3. Выявление характера тепломассообменных процессов у
материалов с различной плотностью и вязкостью под действием
воздушных струй.
4. Изучение кинетики перехода кобальта в шлак при
окислительной плавке пиритного концентрата.
Методы исследования. Термодинамический расчет процесса
окисления
сульфидов,
моделирование
тепломассообменных
процессов на холодных и горячих моделях, проведение
экспериментов и математическая обработка экспериментальных
данных, рентгеноструктурный и рентгенофазовый анализ.
Научная новизна:
1. Построена
универсальная
математическая
модель,
описывающая тепловой баланс плавильного агрегата и
распределение цветных металлов в штейно-шлаковом расплаве
под воздействием газовых струй, учитывающая реакции
окисления сульфидов металлов диоксидом серы.
2. Установлена зависимость объемного расхода воздуха,
подаваемого через фурмы, от диаметра отверстия и давления
дутья при сверхкритическом режиме истечения (Рдут/ Ратм >
1,89.).
Основные защищаемые положения.
4
1. В условиях интенсивного теплообмена и массопереноса под
воздействием тангенциально направленных газовых струй
процесс окислительной плавки сульфидного концентрата идет в
автогенном режиме при содержании серы выше 30 %.
2. При точном дозировании воздуха, подаваемого в расплав
струями, приводящими его во вращательное движение в горне
параболоидного вида, окислительные условия позволяют
контролировать степень окисления расплава, предотвратить его
локальное переокисление, тем самым обеспечить минимальный
переход цветных металлов в шлак.
Практическое значение работы:
1. Показана
необходимость
контроля
расхода
воздуха,
подаваемого в расплав в условиях активного тепломассообмена,
что позволяет уменьшить степень перехода кобальта в шлак.
2. Выявлено значительное расхождение теоретических и
экспериментально полученных данных по расходу воздуха,
истекающего из фурменных отверстий в атмосферу, на
основании чего увеличена точность при контроле расхода
воздуха, поступающего в реакционную зону.
3. С использованием математической модели определен
оптимальный тепловой режим работы плавильного агрегата с
активным циркуляционным перемешиванием при переработке
сульфидных медно-никелевых концентратов, что позволяет
спрогнозировать основные параметры при проектировании.
Обоснованность и достоверность научных положений и выводов
обеспечена
проведением
экспериментальных
исследований,
обработки полученных данных с использованием пакетов
компьютерных программ (MS Excel, SciLab, Sigmaplot),
соответствием полученных данных известным теориям и
подтверждается удовлетворительной сходимостью расчетных
оценок, выполненных на основании созданной математической
модели, и экспериментальных данных.
Реализация результатов работы. На основании проведенных
исследований
и
разработанной
математической
модели
подготовлено задание на проектирование полупромышленной
5
установки для переработки сульфидных медных и медно-никелевых
концентратов применительно к ОАО «ГМК «Печенганикель».
Апробация работы. Материалы диссертационной работы
докладывались на международной конференции молодых ученых
«Проблемы недропользования 2008».
Личный вклад автора состоит в определении цели и задач
исследования, обосновании направлений и методов решения
поставленных задач, разработке методик проведения исследований,
в организации и проведении лабораторных экспериментов,
обработке и анализе полученных результатов.
Публикации. Основные положения диссертации опубликованы в 6
работах, из них 3 статьи – в изданиях по перечню ВАК
Минобрнауки России и один патент на изобретение (РФ).
Объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав,
заключения,
приложения,
библиографического
списка
использованной литературы из 139 наименований, содержит 147
страниц, 26 рисунков и 40 таблиц.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении работы представлены постановка задач, актуальность,
основные положения, выносимые на защиту и общая характеристика
результатов работы.
В первой главе дан анализ основных направлений переработки
медно-никелевого концентрата от флотации руд и медного
концентрата от разделения файнштейна. Рассмотрены основные
технологии и способы переработки данных материалов,
применяемые в мире.
Во второй главе представлены физико-химические основы
переработки сульфидных медных и медно-никелевых концентратов,
изложены основы теории истечения газовых струй, проведена
экспериментальная проверка зависимости расхода воздуха от
диаметра отверстия и давления в системе, выявлена эмпирическая
зависимость.
В третьей главе описана математическая модель процесса плавки
сульфидных концентратов в АГСВ (аппарат газоструйного
вращения), проведен проверочный расчет на основе данных
6
действующих производств, а также обозначены перспективы
использования данной технологии.
Четвертая глава исследованию тепловых режимов плавки
различных материалов, массообмена в реакционной зоне аппарата
газоструйного вращения и закономерностей поведения цветных
металлов при плавке пиритного концентрата. Проведена проверка
предложенной математической модели на адекватность на
основании результатов эксперимента по плавке пиритного
концентрата Соколово-Сарбайского ГОКа.
В приложение отнесены таблицы экспериментальных данных по
определению точного расхода воздуха, подаваемого через фурмы,
термодинамические расчеты, а также задание на проектирование
промышленной установки для переработки сульфидного медноникелевого концентрата производительностью 125 тыс. тонн в год
применительно к ОАО «ГМК «Печенганикель».
Защищаемые научные положения:
1. В условиях интенсивного теплообмена и массопереноса
под воздействием тангенциально направленных газовых струй
процесс окислительной плавки сульфидного концентрата идет в
автогенном режиме при содержании серы выше 30 %.
Предложенная технология может быть использована для
переработки различных видов сульфидного сырья. В зависимости от
состава возможны различные режимы тепловой работы агрегата.
При малом содержании серы в сырье возникает недостаток тепла
для обеспечения автогенного режима работы агрегата. В этом случае
возможна подача в расплав вместе с кислородом дутья
необходимого количества горючего топлива, а так же подогрев
дутья. Подача топлива осуществляется через дополнительные
отверстия в фурмах распылением в струю воздушного дутья.
При составлении модели, одним из параметров, который нужно
определить, является то, по какому механизму окисляются
сульфиды металлов. На данный момент различают два основных
варианта: окисление сульфида кислородом напрямую и окисление
сульфида кислородом косвенно через диоксид серы, который
образуется в результате реакции серы с кислородом и обволакивает
7
частицу сульфида, закрывая доступ кислорода к ней. Исследования,
проведенные такими авторами как L.Wöhler, Г.С.Френц и др.,
доказывают несомненное участие диоксида серы в окислении
сульфидов при температурах кислорода дутья, близких к высокой
температуре окисляемого расплава. В рамках диссертационной
работы был выполнен термодинамический расчет энергий Гиббса и
стандартных энтальпий реакций взаимодействия сульфидов меди,
железа, никеля и кобальта с кислородом и диоксидом серы.
Полученные
термодинамические
данные
показывают
невозможность протекания реакции окисления сульфидов
диоксидом серы. При этом экспериментальные данные и кажущиеся
энергии активации соответствующих реакций, полученные на
основании этих данных, показывают обратное. Это объясняется тем,
что справочные величины стандартных энтальпий образования и
энтропий определялись в замкнутой системе, стремящейся к
равновесию, чего нельзя сказать о процессе плавления, при котором
в реакционной зоне происходит постоянный приток и отток веществ
(газы, штейн, шлак, концентрат).
Поскольку окисление сульфидов металлов диоксидом серы
доказано экспериментально, соответствующие реакции приняты за
основу математической модели, разработанной для определения
теплового режима и параметров плавки. Модель имеет следующий
вид.
Сульфидный концентрат в общем виде может поступать на
плавку до получения штейна и шлака в следующем вещественном
составе. Обозначим процентный состав концентрата следующим
образом:
NiFeS 2  a; NiCoS 2  b; CuFeS 2  c; Fe7 S 8  d ; FeS 2  e; FeS  f ;
CuS  g ; Cu 2 S  h; Ni3 S 2  i; CoS  j; Fe3O4  k ; SiO 2  l ; CaO  m;
MgO  n; Al2 O3  o; Влага  p.
Примем, что
a  b  c  d  e  f  g  h  i  j  k  l  m  n  o  p  100%.
8
В данной работе принято, что при разложении высших
сульфидов вокруг частиц вещества образуется атмосфера паров
серы, которая препятствует доступу кислорода к сульфиду.
Кислород при этом окисляет серу, образуя вокруг частицы сульфида
атмосферу диоксида серы, который в свою очередь становится
окислителем сульфида
S 2  2O2  2SO2  722,17кДж
Далее происходит окисление сульфидов по следующим
реакциям с образованием соответствующих веществ. При этом
образовавшаяся сера окисляется вновь поступившим кислородом до
образования диоксида.
3FeS  2SO2  Fe3O4  2,5S2  72кДж
FeS  1,5O2  FeO  SO2  461,33кДж
2 Ni3S2  3SO2  6 NiO  3,5S2  400,29кДж
Ni3S2  3,5O2  3NiO  2SO2  1110кДж
2Cu2 S  SO2  2Cu2O  1,5S2  302кДж
Cu2 S  1,5O2  Cu2O  SO2  390.58кДж
2CoS  SO2  2CoO  1,5S2  488кДж
CoS  1,5O2  CoO  SO2  297кДж
На основании физико-химических взаимодействий по данным
реакциям с учетом степени окисления сульфидов металлов
составлена математическая модель, определяющая тепловой баланс
плавки. Переменными управления являются  - степень окисления
FeS,  - степень окисления Cu2S,  - степень окисления Ni3S2,  степень окисления CoS,  - доля потерь тепла в ОС, и коэффициент избытка кислорода, q – доля кислорода в дутье, X –
количество керосина, кг на 100 кг сырья.
На основании описанной модели в среде MS Excel составлен
алгоритм выражений, позволяющий, задавая вышеупомянутые
исходные параметры, а так же состав концентрата, вычислять
конечные параметры процесса. В работе представлены модели,
9
полученные для Соколово-Сарбайского пиритного концентрата и
концентрата комбината Печенганикель. Как видно из расчетов,
частично представленных в таблице 1 согласно модели, при плавке
Соколово-Сарбайского пиритного концентрата тепла, выделяемого в
результате экзотермических реакций достаточно для проведения
процесса плавки в автогенном режиме.
При плавке же сульфидного медно-никелевого концентрата
комбината Печенганикель, тепла экзотермических реакций
недостаточно и необходимо подогревать воздух дутья до
температуры 600оС. При использовании в качестве топлива керосина
на 100 кг концентрата необходимо 1,2 кг.
Таблица 1.
Фрагмент математической модели в среде MS Excel по
концентрату Соколово-Сарбайского ГОКа.
Блок мониторинга
Расход кислорода/воздуха (теор/практ)
Расход
теоретический
Расход
практический
Qтеор,
Gтеор, Qпрак,
м3
кг
м3
O2
42,22
60,31
42,22
Воздух 201,0
258,8
201,0
Степень десульфуризации α=
Дополнительное количество SiO2,кг
Переход Ме, %.
Ме
Штейн
Шлак
Fe
3,00
97,00
Cu
100,00
0,00
Ni
100,00
0,00
Co
100,00
0,00
Недостаток Q, кДж -1177,87
Керосин, кг -0,03
модели
Gпра
к, кг
60,31
258,8
0,98
18,88
Блок управления
Коэф. избытка
O2
αизб= 1,00
Коэф.
содержания О2
q=
0,21
Потеря тепла в
ОС
σ= 0,05
Степень окисления
FeS
β=
0,97
Cu2S
γ=
0,00
Ni3S2
δ=
0,00
CoS
ε=
0,00
Итого
100,00
100,00
100,00
100,00
Представленные расчеты по составленной математической
и выводы хорошо сходятся с мировой практикой
10
переработки сульфидных материалов (Outocumpu, Jinchuan) и
достоверно описывают данные, полученные экспериментально и
представленные в работе, что позволяет считать математическую
модель адекватной.
2. При точном дозировании воздуха, подаваемого в расплав
струями, приводящими его во вращательное движение в горне
параболоидного вида, окислительные условия позволяют
контролировать степень окисления расплава, предотвратить его
локальное переокисление, тем самым обеспечить минимальный
переход цветных металлов в шлак.
Окислительная плавка сульфидного концентрата с
вращением расплава газовыми струями – один из возможных
перспективных вариантов технологии пирометаллургической
переработки сульфидного сырья. В данном процессе, как и в любой
другой
технологической
схеме
переработки
сульфидных
концентратов, использующей в качестве головной операции плавку
на штейн, большое влияние на показатели процесса оказывает
степень окисления расплава. Эта величина зависит от кинетики
конкретного процесса окисления, времени окисления, расхода дутья,
соотнесенного с объемом расплава, равномерности окисления массы
расплава, степени усвоения кислорода дутья и многих других
параметров. Но при создании условий тепло- и массообмена,
близких к идеальным (патент РФ № 2684951), необходим точный
контроль расхода воздуха или газо-воздушной смеси.
Для
определения
массового
расхода
газа
при
докритическом режиме истечения в трудах Л.Прандтля предложена
формула:
P
Q  F  2
 P1
1
x


x 1


19,62 gxP1   P2  x  м3/с

1  
( x  1) 1   P1  


где F – площадь сечения отверстия, м2; P1 – давление в резервуаре,
откуда происходит истечение, Па; P2 - давление в резервуаре, куда
происходит истечение, Па; х=1,4; g=9,81 м/с2; ρ1 – плотность газа в
резервуаре, откуда происходит истечение кг/м3.
11
В трудах Л.М.Шалыгина по конвертированию медных
штейнов так же присутствует эмпирическая формула для
определения расхода воздуха:
Q  16P1
1
F м3/мин
T1
где F – площадь сечения отверстия, мм2; P1 – давление в резервуаре,
откуда происходит истечение, кгс/м2; Т1 – температура газа
истечения, К.
Экспериментальное
определение
расхода
воздуха
проводилось на установке, представленной на рисунке 1. Простота и
наглядность устройства позволяют не сомневаться в достоверности
эксперимента.
2
1
ВОЗДУХ
3
4
ВОДА
5
6
Рисунок 1. Установка для определения расхода воздуха. 1 – дутьевая
насадка; 2 – манометр; 3 – дифманометр; 4 – заслонка; 5 – выпускное
отверстие для воды; 6 – резервуар.
12
На основании экспериментальных данных, выполненных в
рамках диссертационной работы, создана эмпирическая формула,
описывающая зависимость расхода воздуха, истекающего из фурмы,
от диаметра отверстия истечения и избыточного давления в системе
подачи воздуха. Данная формула описывает экспериментальные
данные с точностью R=0,99.
QУД
  D  3,72 2  P  4,218 2 
 
   ИЗБ
  3 2
  1,211  
2,364   м /(м с)
2
 4990 D EXP 

2






где D – диаметр отверстия, мм; PИЗБ – избыточное давление в
системе подачи воздуха, ати.
Сравнение экспериментальных данных с формулами,
имеющимися в литературе (рис. 2), позволило выявить расхождение
в среднем на 10-15%, что считаем недопустимым при точном
контроле воздуха.
Расход воздуха Q, л/с.
5
4,5
4
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
Избыточное давление Р, ати.
Рисунок 2. Сравнение экспериментальных данных с известными
формулами.
- по формуле Л.Прандтля;
- по
формуле Л.М.Шалыгина;
- по экспериментальным данным; ▲–
13
диаметр отверстия 1 мм; ●– диаметр отверстия 2 мм; ■ – диаметр
отверстия 3 мм;
Данная формула позволит более точно контролировать
расход воздуха при окислительной плавке в условиях физикохимических взаимодействий в реакционной зоне плавильного
агрегата, близких к условиям идеального перемешивания, при
котором градиенты температуры и концентраций в реакционной
зоне близки к нулю.
Условия создаются вращением расплава газовыми струями
(Pизб>1 ати) в цилиндрической камере, при котором возникает
интенсивное перемешивание и теплообмен в реакционной зоне
печи. Это позволяет кислороду дутья наиболее равномерно
распределяться по объему расплава, что, в свою очередь, исключает
локальное переокисление и позволяет контролировать степень
окисления материала.
Для исследования возможности плавки нами была создана
техническая модель. В виде сырья использованы следующие
материалы: свинец (марки ХЧ), медь (марки ХЧ), радиоэлектронный
лом состава, %: Cu – 60,8; Ni – 8,5; Fe – 11,0; Zn – 9,5; W – 0,1; Pb –
3,0; Sn – 2,5; Ag – 4,3; Au – 0,1; Pd – 0,2; сульфид меди (I) (марки Ч),
пиритный концентрат Соколово-Сарбайского ГОКа состава, %: FeS2
– 84,88; FeS – 8,85; CuS -0,30; Ni3S2 – 0,10; CoS – 0,25; SiO2 – 4,67;
CaO – 0,64; MgO – 0,31; сульфидный медно-никелевый концентрат
комбината Печенганикель состава, %: NiFeS2 – 29,11; NiCoS2 – 0,93;
CuFeS2 – 23,70; Fe7S8 – 16,20; Fe3O4 – 7,05; SiO2 – 12,00; CaO – 0,71;
MgO – 6,80; Al2O3 – 1,00; влага – 2,50.
Данные материалы различны по интересующим нас
параметрам: плотность, вязкость, содержание серы, температура
плавления. Целью было установить наличие вращения ванны
расплава, влияние вязкости и плотности на интенсивность вращения
и брызгоунос, а так же то, при каких значениях исходных
параметров режим плавки имел автогенный характер.
Фурменный пояс состоял из четырех водоохлаждаемых
фурм. Диаметр фурменных отверстий составлял 1 мм. Угол наклона
струй воздуха к поверхности расплава составлял 30о, струи входили
в расплав на расстоянии Rф=0,7Rраспл (Rраспл – радиус расплава).
14
Давление воздуха в системе составляло 1 ати, температура – 25оС.
Объем тигля составлял 150 мл.
При плавке сульфидных материалов удельный расход
кислорода соответствовал стехиометрически необходимому для
окисления сульфида железа (сульфида меди (I)). Продувку вели до
достижения стехиометрического равновесия кислород-сера (FeS+S2
или Cu2S) или, в случае недостатка тепла экзотермических реакций,
до момента затвердевания поверхности расплава.
При продувке все исследуемые материалы с различной
плотностью и вязкостью хорошо вращались в тигле печи под
действием воздушных струй. Брызгоунос практически отсутствовал.
Ниже представлена таблица 2 с физическими свойствами
исследуемых материалов. На основании таблицы 2 и результатов
натурных экспериментов можно сделать вывод о незначительной
роли плотности и вязкости сырья в используемом интервале
значений при использовании дутья энергонасыщенными струями
(Pизб>1 ати).
Из поставленных натурных экспериментов видно, что при
холодном дутье воздухом (Tдут=25оС) тепла экзотермических
реакций для поддержания автогенного режима плавления
достаточно только при переработке сульфида меди (I) и пиритного
концентрата, температура плавления шлаков которых ниже 1250 оС
и содержание серы выше 30%.
При плавке пиритного концентрата ССК расход воздуха из
4-х фурм составлял 0,88 нл/сек. При таком расходе время окисления
пиритного концентрата до практически полного удаления железа
должно составлять 30 мин, исходя из расчетов, выполненных на
основе реакций окисления сульфида железа кислородом дутья.
После окончания продувки расплав отстаивали в течение 10 минут.
Результаты проб, сделанных в процессе продувки, представлены в
виде графика зависимости степени десульфуризации расплава от
времени продувки. На основании рисунков 3 и 4 можно сделать
вывод, что в окислении сульфидов основную роль играет диоксид
серы, препятствующий окислению кобальта.
При плавке концентрата медь не переходит в шлак. Данные,
полученные при помощи математической модели, подтверждают
15
сделанный вывод. Сопоставив скорость десульфаризации расплава
(%/сек) и расход дутья, можно определить, что они имеют линейную
зависимость, и расход дутья является лимитирующим фактором при
интенсификации процесса окисления, т.е. кислород расходуется
полностью и реакция окисления идет в кинетическом режиме.
На основании проведенных исследований и созданной
математической модели составлено задание на проектирование
промышленной установки для переработки сульфидного медноникелевого концентрата на богатый штейн (файнштейн) с
утилизацией отходящих газов на производство серной кислоты.
16
Таблица 2.
Физические свойства и поведение исследуемых материалов при
плавке.
Плотность,
кг/м3
3
1000
t, оС
Условия перемешивания
Вода
Вязкость,
Па·с
2
0,00101
4
20
Pb
0,0018
11300
500
Cu
0,0031
9000
1200
Cu2S
0,0025
6000
1200
Радиоэлектрон
ный лом
0,0028
7000
1200
Концентрат
СоколовоСарбайского
ГОКа
0,0030
5000
1200
Сульфидный
медно
никелевый
концентрат
Печенганикел
0,0032
5500
1500
5
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%).
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Застывание верхней
части расплава в первые
минуты продувки.
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Застывание верхней
части расплава в первые
минуты продувки.
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Отсутствие застывания
верхней
части
расплава.
Степень
десульфуризации
85%
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Отсутствие застывания
верхней
части
расплава.
Степень удаления примесей
85%
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Отсутствие застывания
верхней
части
расплава.
Степень
десульфуризации
85%
Вращение
всего
объема
материала, малый брызгоунос
(~1%). Застывания верхней
части расплава через 1 минуту
после начала продувки.
Название
1
17
ь
18
2
100
1
Степень десульфуризации, %
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Время t, мин.
Переход Co в шлак, г/кг конентрата
,
Рисунок 3. Степень десульфуризации расплава в зависимости от времени продувки.
1 – теоретически рассчитанная степень десульфаризации при окислении
кислородом дутья; 2 – степень десульфуризации расплава на основании
экспериментальных данных.
0,004
0,0035
0,003
0,0025
0,002
0,0015
0,001
0,0005
0
0
10
20
30
Время t, мин.
Рисунок 4. Степень перехода кобальта в шлак в зависимости от времени плавки,
результаты эксперимента.
19
Применительно к данной технологической цепочке
предложена схема утилизации отходящих газов.
Таблица 3.
Основное комплектующие оборудование линии утилизации
отходящих газов (плавильная установка: D=1 м.H=0,5 м.).
№
Наименование
1
Марка,
размеры
2
Кол-во
3
4
Рабочие границы
температур, оС
5
1
Котел утилизатор
СКУ 7/25
1
1500-800
2
Котел утилизатор
ГТКУ КС-200
1
800-380
3
Циклон
ЦН-15
8
380-300
4
Электрофильтр
ОГ-4-16
1
280-130
В задании на проектирование агрегата для переработки
медно-никелевого концентрата производительностью 125 тыс.т/год
были выполнены следующие расчеты и приняты решения:
1) произведен расчет материального и теплового балансов
плавки, рассчитаны конструктивные параметры печи;
2) в электротехнической части произведен расчет
электрооборудования отделения;
3) в экономической части рассчитан экономический эффект
по сравнению с плавкой в РТП на комбинате «Печенганикель»
ВЫВОДЫ
1. В условиях отсутствия локального переокисления
сульфидного расплава кислородом дутья и интенсивного
тепломассообмена окисление сульфида кобальта не происходит до
стехиометрического соотношения SFeS:O=1:1 вследствие участия в
качестве окислителя диоксида серы.
2. При воздействии газовых струй (Pизб>1 ати),
приводящих расплав во вращение, плотность и вязкость
сульфидного материала не оказывают значительного влияния на
характер вращения расплава.
20
3. Математическая
модель,
учитывающая
реакции
окисления сульфидов диоксидом серы, хорошо описывает
результаты эксперимента по окислительной плавке пиритного
концентрата, что позволяет считать ее адекватной.
4. Для успешной работы агрегата должна быть создана
фурма, обеспечивающая нагрев воздуха дутья до температуры,
приближенной к температуре расплава. В противном случае при
содержании серы в сырье менее 30% происходит застывание
верхнего слоя расплава, что блокирует доступ кислорода к
сульфидам для дальнейшего окисления.
5. Вследствие протекания процесса окисления сульфидов в
кинетическом режиме имеет большое значение точное дозирование
подаваемого окислителя.
6. На основании эмпирических данных определена
зависимость расхода воздуха через фурмы от диаметра отверстия и
сверхкритического давления истечения, уточняющая расход в
требуемом интервале значений параметров.
7. На основании проведенных исследований по плавке
пиритного концентрата Соколово-Сарбайского ГОКа в условиях
интенсивного вращения и теплообмена установлено, что процесс
окисления сульфида железа идет в кинетическом режиме уже при
давлении дутья Pизб≥1 ати.
По теме диссертации опубликованы следующие работы:
1. Салтыкова С.Н. Анализ свойств сульфидных
сплавов на основе никеля./ С.Н. Салтыкова, Н.М. Теляков,
И.Н. Белоглазов, Г.И. Доливо-Добровольская, С.А. Мирвалиев
// Металлург. 2010. №1. С.62-65.
2. Мирвалиев С.А. Определение теплового режима
плавки сульфидного материала в аппарате газоструйного
вращения./ С.А. Мирвалиев, Н.М. Теляков, С.Н. Салтыкова,
В.В. Напсиков, А.Н. Теляков //Естественные и технические
науки. 2011. №3. С.34-40.
3. Напсиков В.В. Некоторые особенности обжига
сульфидных материалов в кипящем слое. / В.В. Напсиков, С.А.
Мирвалиев, С.Н. Салтыкова, Н.М. Теляков. // Естественные и
21
технические науки. 2011. №3. С.55-61.
4. Пат.
2684951
РФ,
C22B7/00,
C22B15/00,
C22B23/02. Способ переработки сульфидных медноникелевых концентратов./ Н.М. Теляков, С.Н. Салтыкова, А.Н.
Теляков, О.И. Гузенков, С.А. Мирвалиев. Опубликован
27.09.2010.
5. Напсиков В.В. Обжиг сульфидных материалов в
кипящем слое./ В.В. Напсиков, С.А. Мирвалиев, Н.М. Теляков,
С.Н. Салтыкова // Сборник тезисов докладов международной
научно-практической конференции «XXXVX неделя науки
СПбГПУ». СПб. 2010. С.80.
6. Напсиков В.В. Обжиг сульфидных материалов в
кипящем слое./ В.В. Напсиков, С.А. Мирвалиев, Н.М. Теляков,
С.Н. Салтыкова // Вестник ТГУ. Автоматизация: проблемы,
идеи, решения: Материалы международной научнотехнической
конференции
«АПИР-15».
Тульский
государственный университет. 2010. С.200-202
22