Оптимизация распределения газовых потоков для уменьшения образования настыли в IS-печи тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.02, кандидат технических наук Румянцев, Всеволод Владимирович

• Румянцев, Всеволод Владимирович
• кандидат технических наук
• 2005

Оглавление диссертации кандидат технических наук Румянцев, Всеволод Владимирович

2. Литературный обзор.

2.1. Принцип ¡Б-процесса.

2.1.1. Пирометаллургическое производство цинка.

2.1.2. ¡Б-процесс.

2.2. Образование настыли.

2.2.1. Образование настыли в К-печи.

2.2.2. Причины образования настыли.

2.2.2.1. Окисление цинковых возгонов.

2.2.2.2. Влияние свинца на образование настыли.

2.2.2.3. Состав шихты.

2.2.2.4. Влияние распределения газовых потоков на образование настыли.

2.2.3. Потери цинка в результате образования настыли.

2.3. Постановка задачи.

3. Физическое моделирование процессов, протекающих в К-печи.

3.1. Моделирование пирометаллургических процессов.

3.2. Основы моделирования.

3.3. Критерии подобия.

3.4. Приближения.

3.5. Выбор размеров модели.

4. Возможные методы измерения скорости текущих сред.

4.1. Измерение скорости воздуха с помощью крыльчатого анемометра.

4.2. Измерение скорости воздуха с помощью термоанемометра.

4.3. Лазерная доплеровская анемометрия (ЛДА).

5. Конструкция лабораторной установки и проведение экспериментов.

5.1. Конструкция модели.

5.2. Конструкция лазерного доплеровского анемометра.

6. Результаты измерений газовых потоков в модели IS-печи.

6.1. Исследование газовых потоков без подачи дополнительного дутья.

6.2. Описание исследуемых параметров при подаче дополнительного дутья.

6.2.1. Положение фурм дополнительного дутья в оригинальной печи.

6.2.2. Расчет объема дополнительного дутья.

6.3. Исследование газовых потоков при подаче дополнительного дутья.

6.3.1. Результаты исследования потоков при различном положении фурм.

6.3.2. Результаты исследования потоков при различном наклоне фурм.

6.3.3. Результаты исследования потоков при различном объеме дополнительного дутья.

6.3.4. Распределение газовых потоков при комбинированном положении фурм.

7. Термодинамическое моделирование с помощью программы „ChemSage".

7.1. Описание модели.

7.2. Результаты моделирования.

8. Исследование проб настыли.

8.1. Удаление настыли в условиях завода MHD.

8.2. Места отбора проб.

8.3. Результаты химических и рентгенографических исследований.

8.4. Результаты химических и рентгенографических исследований слоев проб настыли.

8.5. Результаты измерения твердости.

8.6. Расчет вызванных образованием настыли потерь.

8.7. Расчет тепловых потерь.

9. Осаждение жидкости для выработки тумана.

9.1. Осаждение жидкости для выработки тумана на стенках модели.

9.2. Осаждение жидкости для выработки тумана при различном объеме дополнительного дутья.

9.3. Осаждение жидкости для выработки тумана на передней стенке модели.

9.4. Осаждение жидкости для выработки тумана на передней стенке модели при комбинированном положении фурм.

10. Ошибки измерения.

10.1. Ошибки вследствие частичного подобия.

10.2. Случайные ошибки.

10.3. Ошибки при измерении распределения газовых потоков.

10.4. Ошибки при анализе проб настыли.

10.5. Ошибки при термодинамическом моделировании.

11. Мероприятия для оптимизации IS-процесса.

11.1. Подача дополнительного дутья.

11.2. Газоотводящий канал.

11.3. Экономическое обоснование.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Оптимизация распределения газовых потоков для уменьшения образования настыли в IS-печи»

Imperial Smelting-process (IS ) - это пирометаллургический процесс для производства свинца и цинка. Перерабатываемым сырьем являются не только свинцово-цинковые концентраты, но и вторичные материалы. При этом процессе цинк подвергается восстановлению, возгоняется и с печными газами уносится в конденсатор. Для уменьшения окисления возгонов цинка в верхнюю часть печи дополнительно вдувается горячий воздух.

В области свода печи и на стенках перехода между конденсатором и печью идет постоянное образование настыли. Настыли уменьшают объем рабочей зоны печи, в результате чего реакции в верхней части печи протекают не полностью. Вследствие этого понижается эффективности процесса. Используемые сегодня методы устранения настылей являются неэффективными, дорогостоящими, а также требующими большого количества времени.

Для сжигания содержащейся в печных газах окисида углерода в верхнюю часть печи дополнительно вдувается горячий воздух ( температура доплнительного дутья 750 - 800 °С ), вследствие чего в верхней части печи температура поддерживается на уровне 1000-1020 °С. В результате этого окисление газообразного цинка минимально [ 1 ].

Процессы тепломассообмена играют важную роль при разработке и оптимизации металлургических агрегатов. Также необходимо проанализировать условия образования настылей [ 2 ]. В частности, влияние газовых потоков на образование настылей в IS-печи следует рассмотреть более детально. При этом результаты измерений и оценки профилей распределения газовых потоков могут быть использованы с целью

• повышения эффективности процесса;

• уменьшения образование настыли;

• оптимизации параметров процесса.

Из-за высоких температур и агрессивности среды пирометаллургические агрегаты являются непригодными для непосредственного измерения распределения газовых потоков в них [ 3 ]. Эта проблема решается путем моделирования протекающих в печи процессов. Подобные исследования связаны с низкими издержками и короткими периодами подготовки экспериментального оборудования. Так, наполненные водой или органическими соединениями модели позволяют сделать наглядными комплексные взаимодействия в ванне расплава пирометаллургического агрегата [ 4, 5 ]. Для описания процессов, протекающих в газовой и жидкой фазе, могут быть использованы математические модели [6]. Данная работа должна, в свою очередь, показать, что моделирование газовых потоков пирометаллургического процесса реализуемо посредством физической модели.

Постановка задачи при этом заключается в моделировании распределения газовых потоков в металлургическом агрегате на примере ¡Б-печи. Протекающие процессы имитируются в лабораторном масштабе в „холодной", заполненной воздухом модели. Во время измерения скорости течения газовых потоков необходимо обращать внимание на принцип работы агрегата и основные положения теории подобия, чтобы полученные результаты можно было перенести на промышленный процесс. В рамках данной работы исследуется влияние таких технологических параметров, как объем дополнительно вдуваемого горячего воздуха, расположение и угол наклона фурм. Во время экспериментов профили распределения газовых потоков измеряются при комнатной температуре и при различных положениях фурм в модели печи, которая геометрически подобна реальной ¡Б-печи. В сочетании с параллельно произведенным изучением проб настылей, вычислений с помощью специальной программы «ChemSage» и т.п. результаты исследований позволяют внести предложения по проведению конструктивных и технологических мероприятий для оптимизации ¡Б-процесса.

2. Литературный обзор 2.1. Принцип К-процесса

Заключение диссертации по теме «Металлургия черных, цветных и редких металлов», Румянцев, Всеволод Владимирович

Эти выводы могут быть следующим образом пояснены: для измерений в модель подавался воздух комнатной температуры. В качестве дополнительного дутья использовался сжатый воздух из компрессора, который закачивался снаружи. Таким образом, вследствие увеличения объема подаваемого дутья происходит более сильное охлаждение внутреннего пространства модели. Поэтому в зонах, находящихся в контакте с потоком дополнительного воздуха, отмечено усиление процесса конденсации.

Подобные тенденции можно было бы наблюдать и в ГБ-печи, в которой подаваемое дутье значительно холоднее ( 700 - 750 °С ) температуры

Рисунок 83 а, б, в: Осаждение жидкости для выработки тумана на нижней кромке газохода при различном объеме дополнительного дутья: а - 20 м3/ч, 6-25 м3/ч, т в - 28 м'/ч в верхней части агрегата ( около 1 ООО °С ). Хотя, с другой стороны, не стоит забывать, что по данным расчетов с помощью программы ChemSage вследствие увеличения объема дополнительного дутья большее количество СО в результате реакции с кислородом превращается в С02 ( см. пункт 7.2 ). В результате происходит повышение температуры в верхней части печи, за счет чего восполняются потери тепла.

9.3. Осаждение жидкости для выработки тумана на передней стенке модели

Наряду с нижней кромкой газоотводящего канала значительное осаждение жидкости для выработки тумана зафиксировано на передней стенке модели. Поэтому данный участок модели был также исследован. Представленные на рисунке 84 фотографии были сделаны при объеме дополнительного дутья 25 м3/ч. Угол наклона фурм составлял 10 Дутье подавалось в центр модели.

Рисунок 84 а, б и в: Образование и распространение слоя конденсата

На фотографиях ( см. рисунок 84 ) показано образование и распространение слоя конденсированной жидкости для выработки тумана на передней стенке модели. На верхней фотографии видно, что осаждение начинается с центра стенки модели, где происходит перемешивание струй вдуваемого воздуха. В дальнейшем область, покрытая пленкой конденсата, распространяется во всех направлениях ( см. рисунок 84 б ). По истечении 30 минут передняя стенка модели практически полностью покрыта слоем осажденной жидкости для выработки тумана. В центре стенки образовались крупные капли конденсата. Некоторые из них под влиянием силы тяжести и дополнительного воздуха стекли в глубину шахты ( см. рисунок 84 в ).

Траектории, оставленные капельками конденсата, зависят от объема дополнительного воздуха, что наглядно показано на фотографиях, представленных на рисунке 85. Для того чтобы нагляднее показать эту зависимость, подача тумана в модель осуществлялась в течение 60 минут.

Из рисунка видно, что с увеличением объема дополнительного дутья изменяется характер движения капли конденсата по стенке модели. Так, при 20 м3/ч след, оставленный стекшей капелькой, практически перпендикулярен днищу. При повышении объема дополнительного дутья

Рисунок 85а, б, в: Траектория движения капелек конденсата в зависимости от объема дополнительного дутья: а - 20 м3/ч, 6-25 м3/ч, в - 28 м3/ч до 25 мэ/ч и сопряженным с ним увеличением скорости перемещения воздуха в модели изменяется траектория движения капелек конденсата. Они описывают дугу на поверхности стенки, а затем стекают вниз. В результате дальнейшего увеличения объема дополнительного дутья зафиксировано удлинение траектории движения капелек конденсата. Под влиянием потоков воздуха осажденная жидкость смещается параительно днищу модели. В результате чего на поверхности стенки образуются характерные следы от капелек конденсата.

Представленные выше фотографии наглядно показывают процесс образования и распространения слоя осажденной жидкости для выработки тумана. В результате вдувания различного по объему дополнительного воздуха можно оказать влияние на процесс конденсации.

При подаче дутья под углом в 20° были получены те же закономерности. Но образование слоя конденсата происходило глубже в объеме печи, чем при подаче дутья под углом 10 %

9.4. Осаждение жидкости для выработки тумана на передней стенке модели при комбинированном положении фурм

Образования слоя конденсированной жидкости для генерации тумана было отдельно исследовано при комбинированном положении фурм ( подача дополнительного дутья объемом 25 м3/ч осуществлялась под углом 10° в направлении передней стенки модели ( см. пункт 6,3.4 ) ), так как это соответствует положению фурм, которое в настоящее время используется на заводе МНЭ. В результате становится возможным в масштабе модели частично отобразить реальный процесс роста настыли.

Рисунок 86 а, б: Образование слоя конденсата в области газоотводящего канала: общий вид; б — угол газоотводящего канала

Как следует из фотографий, представленных на рисунке 86 а, б, нижняя кромка газоотводяшего канала после тридцати минутной подачи тумана не была покрыта слоем конденсата. Безусловно, это не означает, что в реальной печи на данном участке кладки не будет происходить рост настыли. Наоборот, поднимающийся из шахты основной воздушный поток, не полностью перемешиваясь с дополнительным дутьем, беспрепятственно идет в газоотводящий канал, в результате чего капельки под действием газов перемещаются в направлении модели конденсатора.

Скопление конденсированной жидкости вино на стенке газоотводящего канала ( см. рисунок 86 б ). что соответствует распределению потоков в верхней части модели при комбинированном положении фурм.

Характерным так же является вид слоя конденсата на поверхности передней стенки модели. Этот участок быстро охлаждается „холодными" струями дополнительного воздуха. Поэтому образование слоя осажденной жидкости для получения тумана происходит быстрее, чем при других положениях фурм. Траектория движения капелек конденсата по поверхности стенки модели так же напрямую зависит от способа подачи дутья. На рисунке 87 видно, что они растекаются в разные стороны.

Рисунок 87: Траектория движения капелек конденсата при комбинированном положении фурм

Дополнительное дутье оказывает незначительное влияние на течение печных газов. В результате неэффективного перемешивания потоков в печи создаются условия, способствующие процессу образования настыли.

10. Ошибки измерения

10.1. Ошибки вследствие частичного подобия

В случае применения полученных результатов экспериментов на практике следует учитывать, что они указывают лишь на возможные пути решения поставленных задач и не несут никакой конкретной количественной информации. Прямой перенос экспериментальных данных в реальных условиях невозможен, так как при проведении исследований

• не учитывалась разница температур поднимающихся из шахты печи газов и подаваемого дополнительного дутья;

• было опущено влияние шихты на распределение газовых потоков;

• не учитывалось влияние постоянно растущих на стенках печи настылей;

• в модели не принимались во внимание реакции, протекающие между шихтой и печными газами.

Вследствие того, что была установлена четкая зависимость полученных профилей распределения газовых потоков от параметров вдуваемого дополнительного воздуха, можно говорить об убедительности имеющихся результатов. Для практического применения показаны взаимосвязи при изменении способа подачи дутья. В результате подобия числа Рейнольдса следует ожидать схожести распределения потоков газа в модели и в К-печи.

10.2. Случайные ошибки

При проведении измерений необходимо учитывать случайные ошибки. Для регулировки объема дополнительного дутья использовался ротаметр. При его калибровке в рабочем диапазоне от 15 до 28 м3/ч в результате колебаний потока воздуха могла возникнуть случайная ошибка, равная 0,20 м3/ч.

Фурмы дополнительного дутья вследствие особенностей способа производства могут отклоняться от указанного угла наклона. Случайная ошибка при этом составляет около 0,5

10.3. Ошибки при измерении распределения газовых потоков

Ошибка измерения скорости с помощью лазерной доплеровской анемометрии оценивается в 2 %. Она повышается при высокой турбулентности потока и из-за уменьшения количества сигналов ЛДА. Так, ошибка измерения увеличивается с 2 % (при наличии 2000 сигналов) до 6% при 200 сигналах.

Достоверность полученных результатов зависит от величины случайных и систематических ошибок при лазерной доплеровской анемометрии, которые представлены в таблице 8.

Ошибки Причины ошибок

Систематические Неточная частота модулятора

Неправильное расстояние между лазерными лучами

Кривизна фокусирующей линзы

Деление лазерного луча на границе воздух/стенка модели

Вибрация усилителя

Случайные Помехи в работе детектора

Искривление лазерных лучей пленкой конденсата

12. Заключение

На основе анализа результатов проведенных исследований сделаны следующие выводы, касающиеся возникновения и распространения слоя настыли. Рост настыли происходит в результате наличия разбрызгиваемого в конденсаторе свинца. Капельки свинца осаждаются на поверхности кладки печи и способствуют закреплению частичек оксида цинка на стенках. Разбрызгиваемый свинец распределяется внутри газоотводящего канала, достигая при этом свода печи. В результате поверхность конденсатора, газоотводящего канала покрываются слоем настыли толщиной до 800 мм. Капельки металла не долетают до внутренней поверхности шахты печи, в связи с чем слой отложений данной зоне намного тоньше или совсем отсутствует.

На основе анализа результатов проведенных исследований можно сделать вывод, что распределение газовых потоков оказывает значительное влияние распределение и свойства настыли. Чем выше скорость течения газов, тем более прочные отложения образуются на поверхности стенок. Так пробы, взятые с поверхности колокольного затвора ( область пониженных скоростей ), очень пористые. Образцы настыли, отобранные из газоотводящего канала, где были зафиксированы самые высокое скорости потока воздуха, напротив, имеют компактное строение и по этой причине обладают повышенной твердостью. Касательно химического и фазового состава проб настыли установлено, что отложения на 97 % состоят из оксида цинка и металлического свинца. Повышенное количество других компонентов, таких как железо и кальций, обнаружено только на поверхности слоя настыли. Частички пыли выявлены только в пробах, взятых с передней стенки печи.

В „холодной", геометрически подобной ГБ-печи модели изучалось распределение газовых потоков при различных параметрах подачи дутья с целью уменьшения образования настыли. В результате проведенных исследований были получены характерные зависимости между параметрами подачи дополнительного дутья и измеренными профилями распределения газовых потоков. Проведенные в модели исследования позволяют сделать выводы о характере течения газовых потоков в К-печи при вариации параметров подачи дополнительного дутья.

В результате анализа полученных результатов обнаружен ряд закономерностей, на основе изучения которых были сделаны следующие заключения.

• Подача дополнительного дутья оказывает значительное влияние на течение воздуха.

• В результате использования схемы симметричной подачи дополнительного дутья в центральную часть модели печи достигнуто равномерное распределение газовых потоков во всем объеме модели. При использовании других схем подачи дутья такого результата достичь не удалось, так как не все области модели контактировали с подаваемым воздухом, из-за чего застойные зоны увеличиваются. Следовательно схема расположения фурм, при которой подача дополнительного воздуха осуществляется в середину модели, является наиболее эффективной.

• При наклонной подаче дутья достигается более эффективное перемешивание основного и дополнительного потоков воздуха на уровне под фурмами. В результате время пребывания дутья в верхней части модели значительно увеличивается. Это, в свою очередь, может способствовать уменьшению процесса образования настыли.

• При подаче дополнительного дутья под углом 20 0 потоки воздуха могут прийти в соприкосновение с поверхностью шихты и привести в движение ее мелкие частицы, что, в свою очередь, может привести к усилению пылевыноса. Для предотвращения этого процесса, с одной стороны, и сохранения длительного времени пребывания дополнительного воздуха в модели, с другой, следует сделать выбор в пользу угла наклона равного 10

• В результате увеличения объема дополнительного дутья достигнуто наиболее эффективное перемешивание потоков воздуха. При этом возможно более полное дожигание СО и взвешенных частичек.

• Еще одним положительным фактором, вызванным увеличением объема дополнительного дутья, является форма обтекания воздушными потоками нижней кромки газоотводящего канала, где были обнаружены самые большие отложения. В результате изменения способа подачи дутья удалось не только уменьшить застойную зону, но и изменить направление течения воздушных потоков.

• Несмотря на все положительные изменения в распределении газовых потоков, около стенок печи все же остаются застойные зоны. Из этого можно сделать вывод, что процесс образования настыли полностью предотвратить не удастся, возможно лишь уменьшить его.

Что касается моделирования с помощью программы „СЬешЗа£е", то можно заключить, что термодинамическая модель в состоянии описать процессы, ведущие к образованию настыли на стенках ГБ-печи. Полученный путем расчета состав газовой фазы совпадает с содержанием компонентов отходящих газов на заводе МНБ ( см. рисунок 90 ). В тоже время следует отметить, что с помощью термодинамической модели невозможно учитывать кинетические аспекты изучаемого технологического процесса.

При проведении расчетов особое внимание уделялось роли цинка в образовании настыли. Полученные результаты показали, что данный элемент, точнее его оксид, вносит основной вклад в процесс роста отложений на стенках печи. В соответствии с даиными литературных источников, образование отложений происходит уже при 1000 °С. Преимущественно настыли состоят из оксида цинка и металлического свинца.

Путем расчета было установлено, что при увеличении объема дополнительного дутья происходит усиление процесса окисления цинковых возгонов. Причиной тому служит наличие в системе повышенного количества свободного кислорода, в результате чего образуется больше ССЬ. И, как следствие, - усиление процесса окисления цинковых возгонов, который прекращается при более высоких температурах.

N2 со со2 гп рь н2

Компоненты газовой фазы

Рисунок 90: Сравнение состава газовой фазы, полученного путем расчета с помощью программы „СЬепг^аде" с содержанием компонентов отходящих газов на заводе МЬЮ

Для альтернативного решения данной проблемы можно направить часть отходящих газов обратно в печь. Тогда, с одной стороны, удастся использовать положительное влияние повышенного объема дополнительного воздуха. С другой стороны в системе не будет свободного кислорода, который в отходящих газах уже находится в форме СО или С02. Тогда, в результате повышения объема дополнительного дутья, соотношение СОг/СО останется неизменным.

На основе результатов проведенных расчетов можно сделать следующие выводы касающиеся оптимальных параметров ведения ^-процесса:

• Температура около стенок в верхней части печи, для предотвращения образования оксида цинка, должна быть выше 1024 °С. Тогда окисление цинковых возгонов не будет происходить.

• Присутствие паров воды оказывает негативное влияние на весь процесс. Результаты расчетов показывает, что при наличии НгО окисляется большее количество цинка. Поэтому перед вдуванием дополнительный воздух должен быть обезвожен.

• Повышение объема дополнительного дутья, если повышение достигнуто за счет обычного воздуха, ведет к усилению процесса окисления цинковых возгонов.

• Увеличения объема дополнительного дутья можно достигнуть путем добавления в него отходящих газов, взятых после конденсатора. В результате влияние на процесс настылеобразования окисления цинковых возгонов будет минимальным.

• Вклад остальных компонентов шихты в образование настыли по сравнению с цинком незначителен. По этой причине он может не учитываться.

Использованная „холодной" модель также в состоянии отобразить другие процессы, например, образование настыли. В результате изучения пленки конденсированной жидкости для регенерации тумана на поверхности стенок сделаны выводы, касающиеся роста отложений в агрегате. Участки модели, где были обнаружены капельки конденсата, соответствуют зонам образования настыли в 18-печи на заводе МНО. В результате сделан вывод, что отложения конденсированной жидкости для регенерации тумана на поверхности стенок в лабораторном масштабе могут отображать процесс роста настыли. При этом следует отметить, что, поскольку исследования проводились в „холодной" модели, тепло, которое образуется в результате дожигания СО и ведет к повышению температуры в верхней части печи, не учитывалось. Все полученные результаты необходимо сравнить с данными термодинамического расчета для того, чтобы иметь единую картину протекающих в верхней части печи взаимодействий. В результате появляется возможность не только объяснить процесс образования настыли, но также предсказать его и повлиять на этот процесс.

В заключение следует еще раз отметить, что путем изменения параметров газовых потоков, таких как скорость, направление движения, температура и т. д., можно уменьшить рост отложений настыли в верхней части печи. Последующие изменения модели могут быть связаны с применением на практике указанного выше рядя конструктивно-технологических мероприятий для усовершенствования 18-печи и дальнейшим усовершенствованием методов, использованных исследования проблемы образования настыли.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Румянцев, Всеволод Владимирович, 2005 год

1. Pawlek, F.: „Metallhüttenkunden", Verlag: De Gruyter, Berlin, 1983

2. Егоров, К., Костров, С.: „Образования настыли в доменной печи и ее удалении при подаче шихты", Металлург 5 (1980)

3. Gray, P.M.J., Lill G,D.: „Automatic control of the Imperial Smelting Furnace" Institution of Chemical Engineers, London, 1968

4. Zeisel, H.: „Mathematische Modellierung und numerische Simulation der Vorgänge im Hochofen", Universitätsverlag Rudolf Trauner, Linz 1995 „Ullmann's Encyclopaedia of Industrial Chemistry", 1996

5. Davis, J.K. & Associates : „Metals Handbook", ASM International, 1998

6. Temple, D.: „Zinc-Lead Blast Furnace The key developments" Metallurgical Transactions; American Society for Metals and the Metallurgical Society of AIME, Volume IIB, 1980

7. Morgan, S., Lumsden, J.: „Zinc Blast-furnace operation", Journal of Metals, 1959/4

8. Berghöfer, A.: „Direkte Verarbeitung von zink- und bleihaltigen Feinstäuben im Imperial-Smelting Schachtofen", Dissertation Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, Aachen 1999 ■

9. Schneider, W.-D., Schwab, В.: „Zinkerzeugung aus Sekundärmaterial", Erzmetall 51 (1998)

10. Kola, R.: „Sekundärvorstoffe im Imperial-Smelting-Schachtofen der „Berzelius" Metallhütten-GmbH, Duisburg, Erzmetall 35 (1982)

11. Morgan, S.W.K., Woods, S.E.: „Avonmouth Zinc Blast Furnace demonstrates its versatility", Engineering and Mining Journal, September, 1958 Heinz, F.: „Erzeugung von NE-Metallen", VEB Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig, 1978

12. Ванюков, А., Зайцев, В.: „Теория пирометаллургических процессов", Металлургия, Москва, 1993

13. Lee, F.T., Hayes, P.C.: „Microstructural changes of the reduction of the Imperial Smelting Furnace Sinters" I.S.P-Conference, 1970

14. Lumsden, J.: „The physical chemistry of the Zinc Blast Furnace", I.S.P-Conference, 1970

15. Briehl, H.: „Chemie der Werkstoffe", Teubner-Verlag, Stuttgart 1995

16. Korthas, В.: „Untersuchungen der Verbrennungsvorgängen hoher Kohlenstaubmengen unter hochofennahen Bedingungen und ihre Auswirkung auf die Hochofenströmung", Dissertation Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, Aachen 1987

17. Yoshikuni, H.: „Summary report of robot system for removing accretion from ISP-Furnace". Robot-Tokyo 10 (1995)

18. Päßler, К.: „Untersuchungen zur Ansatzbildung über Bodendüsen im Eisenbadreaktor beim Einblasen von Wasserdampf als Düsenkühlmittel". Dissertation Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, Aachen 1989

19. Krupkowski, A., Fik, H.: „Studie der Kondensation und Oxidation der Metalldämpfe in Anwesenheit von CO, CO2 und neutraler Gase sowie ihre Anwendung bei ZinkGewinnungsprozessen", VEB Deutscher Verlag fur Grundstoffindustrie, 19 67

20. Антипов, В., Визков, Ю, Грискова, H.: „Контроль доменной печи при образовании настыли", Сталь, декабрь, 1983

21. Willems, J., Heyner. G.: „Untersuchungen über Ansätze im Hochofen und ihre Beseitigung durch Sprengen", Stahl und Eisen 84 (1964)

22. Sevagen, A., Madelin, В.: „Investigation and modelling of the zinc blast furnace", Erzmetall 41 (1988), Nr. 10

23. Clarke, J.A., Fray, D.J.: „Oxidation kinetics of zinc vapour", Institute of chemical symposium series, Institute of chemical engineers, London, 1975

24. DeH'Amico, M., See, J.B.: „Accretion reduction in the offtake of the Imperial Smelting Furnace", ISP-Conference, 1982

25. Scott, J. V., Fray, D.J.: „Oxidation of zinc vapour", ISP-Conference, 1964

26. Lutao Li: „Untersuchung zum Verhalten von Zink und Blei bei der Stahlerzeugung", VDI-Verlag, Düsseldorf, 1992

27. Schneider, W.-D.: „Angaben zum IS-Prozess", Persönliche Mitteilung an Prof. Stelter

28. Warner, N.A.: „Lead volatilisation", ISP-Conference, 1982

29. Schneider, W.-D., Schwab, В., Berghöfer A.: „Verarbeitung von zinkhaltigem Sekundärstaub bei den M.I.M. Hüttenwerken in Duisburg", Stahl und Eisen 118 (1998)

30. Evans, C.J.G., Gray, P.M.J.: „Influence of raw materials composition on the zinc-lead blast-furnace", ISP-Conference, 1972

31. Antrekowitsch, H., Paschen, P., Antrekowitsch, J.: „Mengen- und Energiebilanz bei der Herstellung von Zink", Erzmetall 54 (2001)

32. Nyirenda, R.L.: „The processing of steelmaking flue-dust: a review4', Minerals Engineering, Vol. 4,1991

33. Radestock, J., Jeschar, R.: „Über die Strömung durch die Hochofenschüttung", Stahl und Eisen 90 (1970)

34. Hanse, M.: „Strömungsverhältnisse in der Hochofensäule", Archiv für das Eisenhüttenwesen 34 (1963)

35. Jeschar, R.: „Druckverlust in Mehrkornschüttungen aus Kugeln", Archiv für das Eisenhüttenwesen 35 (1964)

36. Kahlhöfer, G.: „Zusammenhang zwischen Ofenart und Verschleiß der feuerfesten Auskleidung im Hochofen", Stahl und Eisen 74 (1954)

37. Кобахидзе, В.: „Тепловая работа и конструкции печей цветной металлургии", МИСиС, Москва 1994

38. Гущин, С., Агеев, Н. , Крюченков, Ю.: „Теоретические основы энерготехнологических процессов цветной металлургии", УПИ, Екатеринбург 2000

39. Кривандин, В.: „Теплотехника металлургического производства", МИСиС, Москва 2002

40. Rumpf, Н.: „Über das Absetzen fein verteilter Stoffe an den Wänden von Strömungskanälen", Chemie-Ing.-Tech. 25 (1953)

41. Päßler, К.: „Untersuchungen zur Ansatzbildung über Bodendüsen im Eisenbadreaktor beim Einblasen vom Wasserdampf als Düsenkühlmittel", Dissertation Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, Aachen 1989

42. Schlebusch, D.W.: „Untersuchungen zur Ansatzbildung an der feuerfesten Ausmauerung von Drehrohröfen zur Direktreduktion von Eisenerzen", Dissertation Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, Aachen 1979

43. Lackner, A.: „Strömungssimulation in verschiedenen Reaktoren der NE-Metallurgie", Dissertation, Montanuniversität Leoben, Leoben 1996

44. Zhu M.-Y., Inomoto, Т., Sawada, I.: „Fluid flow and mixing in the ladle stirred by argon through multi tuyere", ISIJ International, Vol. 35, No. 5 (1995)

45. Бантизманский, В., Пантеонов, Ю.: „О холодном моделировании гидродинамики сталеплавильного конвектора", Известия Вуз, Черная металлургия, 1989/6

46. Zhu M.-Y., Sawada, I.: „Physical characteristics of a horizontally injected gas jet and turbulent flow in metallurgical vessels", ISIJ International, Vol. 38, No. 5 (1998)

47. Komarov, S., Itoh, K., Sano, M.: „Mixing phenomena in a liquid bath stripped by gas jets through side and inclined nozzles", ISIJ International, Vol. 33, No. 7 (1993)

48. Timmer, R., Droog, J, Flierman, G.: „Radial gas distribution in the blast furnace top", Steel Research, 68/2, 1997

49. Cross, M., Gibson, R. D., Moon J. Т.: „Development and validation of a practical theory to describe gas flow through the blast furnace", Seminar on Heat and Mass Transfer in Metallurgical Systems, Dubrovnik, Yugoslavia, September 1979

50. Ferziger, J.H., Peric, M.: „Computational Methods for Fluid Dynamics", SpringerVerlag, Berlin Heidelberg 1996

51. Zhu M.-Y., Sawada, I, Hsiao T.-C.: „Numerical simulation of three-dimensional fluid flow and mixing process in gas-stirred ladle", ISIJ International, Vol. 35, No. 5 (1996)

52. Доброскок, В., Титов, И.: „Математическое моделирование процессов газораспределения в доменных печах", Известия Вуз, Черная металлургия, 1997/5

53. Щвыдкий, В., Хузаинов, А.: „Закономерности вихревого движения газов в доменной печи", Известия Вуз, Черная металлургия, 1991/6

54. Loosmore, M.J., Bray, J.W.: „Optimization model of the Lead-Zinc Blast Furnace", Institute of chemical Engineers, No. 23,1967

55. Schade, H., Kunz, E.: „Strömungslehre", Walter de Gruyter Verlag, Berlin 1989

56. Gersten, K., Herwig, H.: „Strömungsmechanik", Vieweg Verlag, Wiesbaden 1992

57. Eck, B.: „Technische Strömungslehre", Springer-Verlag, Berlin 1991

58. Hackeschmidt, M.: „Grundlagen der Strömungstechnik I", Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig 1969

59. Polthier, K.: „Strömung und Wärmeübergang in Schüttungen mit rotationssymmetrischen Oberflächenprofilen und Kornverteilungen", Archiv für das Eisenhüttenwesen 37 (1966)

60. Ruck, B.: „Angewandte Laser-Doppler-Anemometrie", Springer-Verlag, Berlin 1985

61. Giese, M.: „Strömung in porösen Medien unter Berücksichtigung effektiver Viskositäten", Dissertation Technische Universität München, München 1998

62. Albrecht, H. E.: „Laser-Doppler-Strömungsmessung", Akademie-Verlag, 1986

63. Durst, F.: „Theorie und Praxis der Laser-Doppler-Anemometrie". Karlsruhe 1987

64. Ruck, B.: „Laser-Doppler-Anemometrie, eine berührungslose optische Strömungsgeschwindigkeitsmesstechnik", Laser und Optoelektronik, Nr.4/1985

65. Dönges, A.: „ Lasermesstechnik", Hüthig Buch Verlag Heidelberg, 1993

66. Hanko, G.: „Untersuchung und Bestimmung der Hydrodynamik einer Kupfergewinnungselektrolyse mittels LDA", Diplomarbeit, TU Bergakademie Freiberg, 2000

67. Kaidalov, A.: „Untersuchungen zur Beeinflussung der Strömungsverhältnisse im IS-Schachtofen für den umweit- und energieschonenden Einsatz von Sekundärrohstoffen", Diplomarbeit, TU Bergakademie Freiberg, 2000

68. Lange H.-J.: „Anwendung der Laser-Doppler-Anemometrie zur Untersuchung von Strömungsvorgängen in pyro- und hydrometallurgischen Apparatemodell", Heft 77 der Schriftenreihe der GDMB, 1998

69. Eifert, T.: „Computersimulation der Strömung im Kondensator der IS-Anlage der M.I.M. Hüttenwerke Duisburg", Diplomarbeit, Fachhochschule Bochum, 2001

70. Weisheit, J.: „Thermodamisches Modell des IS-Prozesses", Bericht, TU Bergakademie Freiberg, 2000

71. Jischa, M.: „Konvektiver Impuls-, Wärme- und Stoffaustausch", Vieweg Verlag, Braunschweig Wiesbaden 199280. „VDI-Wärmeatlas. Berechnungsblätter für den Wärmeübergang", VDI-Verlag, Düsseldorf, 1994

72. Hackeschmidt, M.: „Grundlagen der Strömungstechnik II", Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig 1970

73. Горелик, С., Скаков, Ю., Расторгуев, JL: „Рентгенографический и электрооптический анализ", МИСиС, Москва, 1994

74. Список символов и сокращений

75. Уо объем газа при нормальных условиях ( 0 °С и 760 мм рт. ст.) м3

76. V объем газа при температуре 1 м3

77. Ах расстояние между интерференционными полосами мма коэффициент объемного расширения газа при постоянном давлении 1/273 град"11. Р положение фурм о1. У угол наклона фурм о

78. Ло Длина волны лазерного луча нмь коэффициент теплопроводности Вт/(м*К)и коэффициент кинематической вязкости текущей среды м2/с0 угол пересечения лазерных лучей о1. Критерии подобия

79. Eu Число Эйлера Nu Число Нуссельта Рг Число Прандля Re Число Рейнольдса1. Сокращения

80. Imperial Smelting LDA Лазерная доплеровская анемометрия MHD M.I.M. Hüttenwerke Duisburg