EXAMENSARBETE. Modellering av järnnmalmsreduktion baserade på Rist-diagrammet

Transkript

1 EXAMENABETE 010:045 CI Modellering av järnnmalmsreduktion baserade på ist-diagrammet Joel rre Luleå tekniska universitet Civilingenjörsprogrammet Kemiteknik Institutionen för Tillämpad kemi och geovetenskap Avdelningen för Processmetallurgi 010:045 CI - IN: IN: LTU-EX--10/045--E

2 Modellering av järnmalmsreduktion baserade på ist-diagrammet Joel rre

3 Förord Examensarbetet omfattar 30hp och har genomförts vid werea MEF vid avdelningen för processintegration under våren 009. Examensarbetet är en del av civilingengörutbildningen i kemiteknik, Luleå tekniska universitet. Arbetet syftar till att göra optimeringsmodeller för järnmalmsreduktion för processintegration avdelningen (PIMA). Ett stort tack till följande personer som har varit till stor hjälp under arbetet: Christer yman, handledare MEF Bo Lindblom, LKAB Bo Björkman, handledare LTU Mikael Larsson, MEF Lena undvist Ökvist, MEF Axel Boden, MEF Joel rre

4 Abstract The object of this work is to develop models for iron ore reduction which can calculate reductant reuirements and gas utilization using ist-diagram. The models are going to be used in the optimization program remind. This work has been to develop two excel models for blast furnace and MIDEX process. The models are for these processes since the blast furnace is the most used process for primary iron production and the MIDEX process is the most common direct reduction process. The basis for the blast furnace model comes from the theory behind ist-diagram and blast furnace thory. Based on these and an energy and mass balance the fuel need, blast volume, direct reduction rate (D) and gas utilization are calculated. The MIDEX model is also based on ist-diagram. The fuel need and gas utilization is calculated from a mass balance based on the ist-diagram. By testing the models against known process data and theory for the ist diagram, it is concluded that the models calculates correctly.

5 ammanfattning yftet med arbetet var att utveckla modeller för järnmalmsreduktion som kan beräkna reduktionsmedel behov och gasutnyttjande genom att använda ist-diagrammet. Modellerna ska sättas in i optimeringsprogrammet remind. Arbetet har varit att utveckla två excelmodeller, för masugns- och MIDEX processen. Anledningen till att modeller gjorts på dessa processer är att masugnen är den i särklass mest använda processen för att tillverka primärjärn medan MIDEX är den vanligaste direktreduktions processen. Grunden för beräkningarna som utförts i masugns modellen kommer från teorin bakom istdiagrammet och masugnen. Utifrån en energi- och massbalans räknas behovet av reduktionsmedel, blästerlufts volym, direktreduktions grad(d) och gasutnyttjande. Även för MIDEX processen kommer grunden från ist-diagrammet. För denna process beräknas reduktionsmedels behov och gasutnyttjande från en massbalans med grund från ists modell. Genom tester av modellerna mot kända processdata och teori för ist-diagrammet dras slutsatsen att modellerna beräknar rätt.

6 Innehållsförteckning 1. Inledning...1. eduktionsprocesser... Masugnen... Direktreduktions processer ist-diagrammet...4 Beräkning av arbetslinjen...7 W...7 P...8 Xp U...10 Yp...10 Data från ist-diagrammet Utveckling av masugnsmodellen...11 Beräkningar i modellen...11 W...11 P...1 Energibehovet...13 U...16 Övrig framräknad data...16 Undersökning av Cp och ΔHf med Factage för slagg och råjärn ist-diagram för direktreduktion MIDEX...18 chaktlinjen...19 Processlinjen Utveckling av direktreduktions modellen...19 Indata...19 Beräkningar av Linjerna i ist-diagrammet...0 Processlinjen...1 Övriga beräkningar...1 Linjarisering för remind esultat och diskussion...4 Masugnsmodellen...4 Toppgasrecirkulering...7 Direktreduktion...8 lutsats...31 eferenser...3 Bilaga Bilaga...35 Bilaga Bilaga

7 1. Inledning Produktion av stål från malmbaserad råvara står för ungefär /3 av stålproduktionen medan resterande kommer från skrotbaserad stålframställning. Masugnen står för den största delen av primärjärnsproduktionen vilket är anledningen att en av modellerna är för denna. Masugnen används i så stor utsträckning för att det är en välbeprövad och energieffektiv process. Direktreduktion står för en mindre andel av mängden primärjärn som produceras. om diagrammet nedan visar står MIDEX processen för den största delen av DI (direkt reducerat järn) produktionen vilket är anledningen till att en modell utvecklas för denna process. Diagram 1.1 Primärjärnproduktion 008[8,1] yftet med arbetet är att utveckla användbara modeller för masugns och direktreduktionsprocesser. Dessa modeller är baserade på ist-diagrammet. Genom detta koncept ska reduktionsmedelsbehov och gasutnyttjande beskrivas, även för dagens utvecklingstrender i form av förreducerade chargematerial och toppgasrecirkulation. Även för olika nivåer av metallisering och uppkolning vad gäller naturgasbaserad direktreduktion. Ekvationsunderlaget är utformat för att användas i en optimeringsmodell baserad på linjärprogramering. Materialet som använts för att utveckla modellerna är först och främst några artiklar av Andre ist [1,,4]och D.M. Kundrat[3,6] som går genom hur man kan räkna med ist-diagrammet. Eftersom att masugnsmodellen är beroende av en energibalans i den undre delen av masugnen behövs termodynamisk data för de reaktioner som sker och energin för uppvärmning och smältning av materialet. Dessa termodynamiska data är till största del hämtade från 1

8 Factage[10] och HC[9]. Information om masugnen är hämtad från A.K. Biswas bok Principles of blast furnace ironmaking [5]. Information om direktreduktionsprocessen är till störst del från educed Iron, Technology and Economics of Production and Use [7] och Mikael Larsson[15]. ist-diagrammet är till att börja med framtaget för masugnsprocessen men går även att använda för andra processer som gasreduktion, smältreduktion, kupolugn osv. I istdiagrammet visas reduktionsprocessen som en syreväxlingsprocess där järnoxidens syre överförs till gasfasen under bildning av C, C eller H. Ekvationsunderlaget för diagrammet bygger på en syrebalans och en värmebalans av den undre delen på masugnen, den avskiljs från den övre där den kemiska jämvikten mellan gasfasen och wustit antas uppstå och där temperaturen på gasen och det fasta materialet är lika.. eduktionsprocesser Masugnen Masugnen är en schaktugn för att producera smält råjärn genom reduktion av järnmalm. Denna process är den mest använda för att tillverka råjärn på grund av den höga produktionen och även för dess låga energiförbrukning. Den låga energiförbrukningen kommer från att masugnen är en effektiv motströms värmeväxlare, processgasen går upp i schaktet medan beskickningen går ner. Figur.1 Bild på masugnen med temperaturprofil för gas och materialet.[11]

9 Järnmalmspellets och koks chargeras i lager från masugnens topp med en del slaggbildare. Blästerluft injiceras i formorna och förbränner koksen och bildar reduktionsgasen (C och H). Järnkällan är till störst del hematit men även en del magnetit, hydroxider och karbonater. Järnmalm chargeras som sinter eller pellets. intring och pelletisering är processer där finkornig järnmalm agglomereras till större bitar, med eller utan slaggbildare. Andra järnbärande material som chargeras i små kvantiteter är skrot och konverterslagg. laggbildare chargeras också för att få en önskvärd komposition på slaggen. Koksen som chargeras används som bränsle och reduktionsmedel. Koksen måste även ha en hög hållfasthet då den ska hålla uppe beskickningen och inte krossas för att beskickningen ska behålla sin gasgenomströmmningsförmåga. För att få önskad temperatur i schaktet så förbränns kokset med blästerluften. En del av kolet löses in i järnet vilket ger en sänkt smälttemperatur av råjärnet. eduktionen av järnmalmen sker på följande sätt: 1. I den översta delen av masugnen reduceras hematiten till magnetit med den mest oxiderade reduktionsgasen som sedan lämnar ugnen.. Magnetit reduceras sedan vidare till wustit längre ner men ovanför den kemiska reservzonen. 3. Under den kemiska reservzonen börjar den indeirekta reduktionen av wustit till järn ske. Den kemiska reservzonen uppstår för att all magnetit är reducerad till wustit och reduktionsgasen är för oxiderad för att kunna reducera wustit. 4. Direktreduktion av wustit sker längre ner. eduktionen av hematit och magnetit sker med ett överlapp på grund av sintrets utformning och reduktionsgasens fördelning. amma gäller även för indirekt och direkt reduktion av wustit. eduktionen av magnetit och wustit skiljs av den kemiskt inaktiva zonen som uppstår när man kör masugnen med en lång termisk reservzon (TZ, zonen var gas och börda har konstant temperatur som kan ses i diagrammet i Figur.1 ). Direktreduktions processer Direktreduktionsprocesserna kan delas upp i två kategorier, kolbaserade och gasbaserade, av vilka den gasbaserade är vanligast. Midrex processen är den mest utbredda processen, vilket är anledningen till att en modell görs av denna process, men även HYL direktreduktions process är vanligt förekommande. 3

10 Figur. Midrex direktreduktionsprocess[8] MIDEX direktreduktion processen är en schaktugns process som körs med en blandning av vätgas och kolmonoxid för att reducera järnoxiden till DI(Direct educed Iron), HDI(Hot Direct educed Iron) eller HBI(Hot Briuetted Iron). Dessa är lämpliga att sedan använda i ståltillverkning som tillsatts i masugn EAF m.m. Processen kan delas upp i två steg: (1) eformer, var naturgasen reformeras till H och C av schaktgas. () chaktet, där järnet reduceras till DI och gasen oxideras. Det är en stor del av toppgasen som återanvänds till reformeringen. För att reducera järnoxiden används ett kontinuerligt flöde av reduktionsgas för att kemiskt extrahera järnets syre och få en uppkolning av den reducerade produkten. eduktionsprocessen sker under temperaturen var pelletsen börjar klibba ihop, dvs. under 900 C. eduktionsgasen som kommer in i schaktet är produceras i reformen och injiceras i schaktet med kontrollerad temperatur och sammansättning. För att hålla bränslekonsumtionen låg recirkuleras toppgasen och används för att reformera bränslet till H och C. 3. ist-diagrammet Under början av 1960-talet utvecklade Andre ist med N. Meysson en grafisk modell för masugnens mass- och energibalans[1,]. enare under 1980-talet vidareutvecklade David M. Kundrat denna modell. A. ist utvecklade diagrammet för att förståelsen och användandet av masugnsteori kan hjälpas av en grafisk modell. De viktigaste karaktärerna av masugnen är medtagna i modellen. D.M. Kundrat utvecklar modellen till att inkludera fler olika injektioner och även ett analogt sätt att angripa effekten av injektioner på modellen. D.M. Kundrat utvecklar diagrammet för toppgasrecirkulation, men fungerar endast om den recirkulerade gasen har samma temperatur som TZ och endast med hänsyn till den kolinnehållande gasen. 4

11 Modellen bygger i grunden på syreutbytet mellan järnet och reduktionsgasen. På grund av detta är axlarna järnets oxidationsgrad (/) och det aktiva kolets oxidationsgrad (/C). För att reduktionsgasmängden i stort sett är konstant efter förbränning fås en rak arbetslinje som visar syreutbytet mellan järnet och reduktionsgasen. I verkligheten tillkommer en del reduktionsgas även efter den undre delen genom kalcinering och förångning. Men det är ett bra antagande att de inte påverkar reduktionen nämnvärt. Eftersom att masugnar oftast körs med betydande mängd vätgas i reduktionsgasen utvecklades modellen för att ta med detta. För att kunna behålla ett tvådimensionellt diagram så räknas H som C och H som C i reduktions sammanhang. Axlarna blir då (H +)/ och (H +)/(H +C). Ett diagram av deras modell på en normal masugnsprocess kan ses här under i Diagram 3.1. Diagram 3.1 ist-diagram på en masugnsprocess[13] Den positiva delen av y-axeln visar järnets oxidationsgrad och den negativa anger övriga syre och vätgaskällor. Höjden mellan 0 och A anger det chargerade järnets oxidationsgrad. träckan mellan 0 och U ger mängden syre() och vätgas(h ) som kommer från koks, kolinjektion, bränsleinjektion och direktreduktion av i, Mn, P5 och 5. träckan mellan U och E ger mängden syre och vätgas som kommer från blästerluften. X-axeln anger reduktionsgasens oxidationsgrad. id x =1 är allt aktivt kol som C och endast indirekt reduktion sker efter detta. I verkligheten sker den indirekta och direkta reduktionen med 5

12 överlapp. Fastän diagrammet visar idealfallet stämmer mängden direktreduktion bra då den baseras på den totala syrebalansen. Arbetslinjen som går mellan E och A visar hur masugnen körs. Lutningen anger mängden reduktionsgas som används för att producera råjärnet. Utifrån denna fås även bränslebehovet i form av koks och kolpulver eller annat bränsle. Höjden mellan 0 och anger värmeåtgången i den undre delen förutom från direktreduktionen. Totala värmeåtgången anges av sträckan mellan B och. Arbetslinjen hänger på två punkter W och P. För att få det mest tillitsfulla diagrammet bör dessa punkter beräknas för att därigenom få arbetslinjen. Punkten P:s beräknas från en mass- och energibalans av den undre delen av masugnen. Den ingående energin som kommer från blästerluften(u-e* b, b : energienhet för y-axeln vid X = 0) måste vara lika stor som behovet för den undre delen av masugnen(b-* sl, sl : energienhet för y-axeln vid X = 1). W fås genom att wustiten är i jämvikt med reduktiongasen i den termiska reservzonen (TZ). Diagram 3. - Temperaturen på gasen och det solida mot höjden i masugnen.[14] Diagram 3. visar vilken höjd i masugnen som de olika zonerna är och var reaktionerna sker. id en jämförelse med ist-diagrammet infaller punkten W vid den kemiskt inaktiva zonen. vanför W återfinns det som är ovanför den kemiskt inaktiva zonen. Mellan W och B är 6

13 indirekt reduktion av wustit zonen. id en uppdelning av masugnen i två delar (övre och undre) för ist-diagrammet sker delningen vid den kemiskt inaktiva zonen. Beräkning av arbetslinjen För att göra en beräkning på bränsleförbrukningen, volymen blästerluft och gasutnyttjandet med hjälp av ist-diagrammet så beräknas arbetslinjen genom punkternaw och P. Då detta är syftet är beräkningarna av W och P beskrivna. W W är en punkt för jämvikten mellan wustit och reduktionsgaserna vid temperaturen för den termiska reservzonen. X w är beroende av temperaturen i TZ och reduktiongasens sammansättning (1+(H +C )/(H +H +C+C )[1] i jämvikt). Yw är beroende av hur mycket metalliskt järn chargen består av. Utan metalliskt järn är oxidationsgraden 1,054(/ i wustit). Diagram tabilitetsdiagram -C [14] Från Diagram 3.3 fås oxidationsgrad för kolinnehållande gasen ( X w1 ) för en specifik temperatur vid jämvikt. För att få ut oxidationsgraden av gasen vid W används den övre linjen som ger sammansättningen vid jämvikt för wustit och temperaturen i TZ. Y- axeln(p C /(p C +p C )) räknas om till kolinnehållande gasens oxidationsgrad med: X p C w1. pc pc 7

14 Diagram tabilitets diagram -H [14] Diagram 3.4 läses av likadant som Diagram 3.3 för att få vätgasens oxidationsgrad( X w ). För att räkna ut W:s position måste andel vätgas i förhållande till kolbärande gas beräknas. Detta räknas från vätgasmängden i blästerluften, koksen och kolinjektionen mot mängden aktivt kol. Utifrån detta beräknas X w med: X W X % C g w1 * X w % H % Cg % H * % H % C g P P är beroende av den undre delens energi och massbalans. För att få koordinaterna för P ska X P, och U räknas. X P är beroende av vilken temperatur blästerluften och TZ har och även blästerluftens sammansättning och hur mycket vatten den innehåller. är beroende av hur mycket reduktionsgas som kommer från andra källor än blästerluft och järn. U är beroende av hur mycket energi som behövs i den undre delen av masugnen exklusive direktreduktion. 8

15 Xp Diagram 3.5 Ekvationen för X P härleds från värmebalansekvationen, Q b Q sl Q, för den undre delen av masugnen och med enkel likformighet( UE UP ) i diagrammet. Detta ger X P ett beroende av B P blästerluftens energimängd. Denna räknas från T b, mängden och hur mycket vatten som blästerluften innehåller. Q b : Blästerluftens energiinnehåll per ton producerat råjärn. Q sl : Energibehovet för solution loss per ton producerad råjärn. Q : Energibehovet för den undre delen av masugnen exklusive solution loss per ton producerad råjärn. Xp justerar så att blästerluftens energiinnehåll är lika stort som den undre delens värmebehov. X P sl sl (1 e) (1 e) e b e sl : eaktionsentalpin för solution loss, C(koks) C B c v C c : eaktionsentalpin för förbränning, C(koks) 1/ C v : Blästerluftens entalpi utan vattnet jämförd mot reservzonens temperatur. e e : Den totala värmen från blästerns vatten. X v ( TB T ) * ( C pluft * % luft B C p * % an ) T T ) * C *% H es ( B ph 3 B e es er w * 9

16 För görs en beräkning av hur mycket värme som går åt i den undre delen av masugnen exklusive solution loss reaktionen. Detta eftersom att den representeras på den positiva delen av / axeln och på den negativa sidan av (+H )/(C+H ) axeln. Den totala värmeåtgången i den undre delen blir sträckan B. All värme räknas i kj per mol i råjärn. För att få sträckan i y-led divideras detta med sl, som är energienheten för y-axeln vid x=1. Det som tas med i Q är reaktionsvärmet för reaktioner som inte sker med blästerluften, smältning och uppvärmning av råjärn och slagg, uppvärmning av injektioner och värmeförluster. Till reaktionerna hör indirekt reduktion av wustit, förbränning av syre från koks och kolpulver, vätgas reaktioner med vätgasen från koks och kolpulver, kalcinering och direktreduktion av i, Mn, P, och Ti. Q sl U U är beroende av andelen reduktionsgas i den undre delen som härrör från andra källor än blästerluften. Detta beräknas som mol reduktionsgas (H eller ) per mol järn i råjärn. eduktionsgasen kommer från: Direktreduktion av i, Mn, P 5, 5 och Ti. Avsvavling, en mol per mol i slaggen. H och från Koks. H, och H från kolpulvret. Yp Eftersom att punkten P hamnar på linjen mellan U och är Y P beroende av U, och X P. Y ( U )* X p p Data från ist-diagrammet Med arbetslinjen framräknad fås toppgasens oxidationsgrad(a), direktreduktionsgraden(b), energibehovet för den undre delen(b), mängden reduktionsgas i blästerluften(ue) och mängden reduktionsgas som går åt till råjärnsframställningen (lutningen). Kolanvändningen och mängden blästerluft är också framräknade för att få arbetslinjen. Toppgasens sammansättning (punkt A): På (H +)/(C +H ) (X) axeln ligger den på toppgasens oxidationsgrad. nc nh nc n H X A n n n n C H C H På (+H )/ (Y) axeln anger den chargejärnets oxidationsgrad. 10

17 Punkt B: Mängden av järnets syre som reduceras genom direktreduktion. Denna sker i två steg, indirekt reduktion av metallen och solution loss. På grund av detta räknar man att allt järn reduceras via indirekt reduktion och sträckan 0-B anger mängden solution loss som sker. Indirekt reduktion olution loss Direktreduktion 1,05+1,05C = +1,05C 1,05C(koks) +1,05 C =,1C 1,05+1,05C = +1,05C 4. Utveckling av masugnsmodellen Beräkningen av arbetslinjen är gjord som beskrivet ovan. Termodynamisk data för reaktioner och Cp-värden är interpolerade för de temperaturintervall de beräknas för. eaktionsentalpierna är tagna från HC[9] och har ett temperaturberoende som stämmer bra vid temperaturer som är vanliga för TZ. eaktionerna som är med är tagna för deras signifikans för värmebalansen. De flesta finns med i [1] eller [3]. De som inte finns med i dessa är direktreduktion av Ti och 5 samt kalcinering och inlösning av titan och vanadin i råjärnet. De indata som behövs för att modellen ska kunna fungera är: åjärnets sammansättning laggens sammansättning och mängd Temperaturerna för TZ, råjärnet, slaggen, blästerluften och kolinjektionen. ärmeförlusterna i masugnens undre del Blästerluftens sammansättning och mängden vatten Andel kol, H och i koksen Andel kol, H, och H i kolinjektionen Andelen kalcinering som sker i masugnens undre del och schakteffektivitet går även att lägga in i modellen. Beräkningar i modellen W På y-axeln hamnar W på: Y W % Met. *1,054/ 100 Wustitens oxidationsgrad = 1,054. På x-axeln hamnar W på: X W X % C g w1 * X w % H % Cg % H * % H % C g I avsnittet före om beräkning av W förklaras hur oxidationsgraden av väte och kol vid jämvikt i TZ fås från Diagram 3.3 och 3.4. Jämviktslinjerna i stabilitetsdiagrammen för -C och -H är räknade till linjära ekvationer med bra överrensstämmelse vid de temperaturer som uppstår i TZ. 11

18 Kolets oxidationsgrad i jämvikt vid TZ: X 1 0,7 (1050 T )*0,03/ 100 w1 r 1 0,361 ( r ätets oxidationsgrad i jämvikt vid TZ: X w T 850)*0,08/ 100 % andel vätebärande reduktionsgas: H 100*( y y y ) / % H b H k H PCI yh b yh k yh PCI : Mol H från bästerluften /mol i råjärnet : Mol H från koks /mol i råjärnet : Mol H från kolpulver /mol i råjärnet : Lutningen på arbetslinjen Mängden blästerluft per ton råjärn räknas ut med hjälp av diagrammet: y 1/(*% )) * y / n torr v ( b 3 Nm n 44,61947 : mol per normal kubikmeter Nm 3 y : Mol i 1 ton råjärn y : Mol at. i blästerluften y v v e x ( U ) /(1 * e) P % H b /(*% b ) Eftersom att mängden blästerluft påverkas av X W :s position och andelen vätgas är beroende av blästermängden blir det en iterativ beräkning på dessa för att få rätt värde. Då de flesta masugnar körs med relativt lång termisk reservzon är det ett bra antagande att reduktionsgasen kommer i jämvikt med wustit. chakteffektivitet (E) chakteffektiviteten som finns med i modellen är ett mått på hur nära jämvikt reduktionsgasen kommer i TZ. Med lång TZ och högreaktiv koks kommer E mycket nära 1 men sjunker ju kortare TZ är och med lägre reaktivitet hos koksen. chakteffektiviteten påverkar arbetslinjens possition på x-axeln vid y=y W : XW E *( XW 1) 1 chakteffektiviteten är vanligtvis mellan 0,9 1, ett är omöjligt att komma upp till i verkligheten eftersom att det betyder att vid den kemiska reservzonen är allt järn som wustit och reduktionsgasen har nått jämvikt. P För att räkna ut Y P :s position måste först U(reduktionsgas som inte är från bläster eller järn ) och (energiåtgång för den undre delen) beräknas. För X P beräknas värmeinnehållet i blästerluften. Eftersom att sl är energienheten för X = 1 blir ekvationen för X P följande. X Y p P sl sl (1 e) (1 e) ( Y Y ) * X U p b e Y e 1

19 Energibehovet För att kunna räkna ut hur mycket värme som går åt i den undre delen av masugnen behövs reaktionsentalpier för reaktionerna som sker och Cp värden för de ämnen som värms eller kyls. Alla rektioner beräknas vid temperaturen för TZ. Fastän detta inte är fallet i verkligheten stämmer det slutliga värmebehovet då värmet från nedkylning och uppvärmning av ämnena är medtagen. De flesta reaktionsentalpier är tagna från HC[9], om inte annat anges. Alla entalpier är i kj/mol. eaktioner De reaktioner som tas hänsyn till är: Indirekt reduktion 1,05 C 1,05C Entalpin för 1,05 är räknad från indirekt reduktion entalpierna för och 1,5 (W) (antaget att 1,05 innehåller 90% och 10% 1,5 (W) ).,1* *0,9 i 0 1,5 ( W ) Ekvationen nedanför är räknad för att ge bra värden på entalpin mellan 800 och 1000 C. i 5,43 ( 1,793 0,00614* Tr )*0,9 Eftersom att direktreduktion är uppdelad i indirekt reduktion och solution loss så sker indirekt reduktion för varje mol i råjärn, Q. Kol syre reaktioner C( koks) C( grafit) k 5,0*(% koks) Entalpin är tagen från [1]. i Eftersom att allt kol inte kommer från koksen justeras k genom att multiplicera % av kolet som kommer från koksen. Det resterande kolet, som kommer till störst del från kolpulver, räknas som grafit. i solution loss C(koks) C C 178,558 (164,56 170,857) / 600* T sl r k Förbränning C(koks) 1/ C 107,695 (0,5*( 31,535 1,599))/800* T c r k äte reaktioner H + C(koks) C + H 137,067 (134,6 135,7) / 600* T er r H C H Water gas shift C 41,53 (9,655 35,137) / 600*T r Kol inlösning C(koks) C,68 1,558* % C Alla inlösnings entalpier är tagna från [6]. C k k 13

20 Q * y y C C C % C y C C *10000 * M M : Molmassa för kol C Direktreduktion av i, Mn, P, och Ti eduktion av kisel i C( koks) i C 748,9 (707, ,461) /300* T 9,4015*% C 3,9955*% i * i Q * y y i i i % i y i *10000 * M i M i : Molmassa för kisel Q och y räknas likadant för Mn, P,, och Ti. Mangan reduktion Mn C( koks) Mn C 90,6795 (88,019 88,645)/ 400* T 4,08 Mn r 5 5C( koks) P Fosfor reduktion P 5C P 1101,5448 (983, ,937) / 600* T 5* 44,4 anadin reduction 5C( koks) 5C 5 958,64 (870, ,11) / 600* T 5* 0,71 Titan reduktion Ti C( koks) Ti C 75,51 (707,3 715,614)/ 600* T * 31,13 Ti r r r r k k k k k laggbildning laggbildningsreaktionen som är medtagen är från D.M. Kundrat [3]. För att kunna räkna ut denna från slaggsammansättningen räknas att all Ca reagerar.: Ca i Cai3 Ca 84,164kJ/mol Det antas att all Ca i slaggen reagerar med i. Q y * / y y Ca Ca Ca Ca : Mol Ca i slaggen för 1 ton råjärn. åjärn och lagg Energin som går åt för att smälta och värma upp råjärnet är den enskilt största. Även smältning och uppvärmning av slagg behöver mycket energi. På grund av detta är det viktigt med bra värden. Eftersom att det inte går att få en enkel ekvation för slaggens smältvärme och energi för uppvärmning kan dessa värden tas från till exempel Factage. H fs och CPs är för slaggsammansättningen i Tabell 8.1. För råjärnets smältvärme och energi för uppvärmning ärden för smältning och uppvärmning av slagg fås från Factage. Ekvationen för råjärnets smältvärme är framtagen från tester på olika råjärnssammansättningar i Factage. Den ger 14

21 inte något exakt värde men på den totala energin som går åt att värma och smälta råjärnet ger den ett fel på +-%. I modellen finns värden på H f och CP för några olika slagg och råjärnsammansättningar. H frj 70 8,1* % C 7 * % i H fs = 09,34 kj/kg CPr j 0,79 kj/kg C Ps =1,13 kj/kg Q / y ( H * m CPr * m ( T T )) / rj s s rj s rj Q / y ( H * m C * m ( T T ))/ y m och s rj s rj Ps m är antal kg slagg och råjärn per ton råjärn. j s rj s rj r r Koks och kolinjektion Det värme som räknas att komma från koksen är via det inlösta syret och vätet. Eftersom att alla reaktioner beräknas ske vid TZ behövs inte uppvärmnings energin tas med. Kracknings energierna för kolvätena i koksen och kolinjektionen tas inte hänsyn till eftersom att de är små. För kolinjektionen räknas uppvärmningen och reaktionerna med väte syre och vatten. Detta räknas också per mol i råjärn. Krackningsenergin av kolvätena är ej medtagna utan räknat som fritt och H. Bärgasen för kolpulvret är inertgas som är i liten mängd vilket gör att entalpin kan försummas. yret: Q *% * m / y k PCI c c k PCI k Q *% * m / y PCI äte: Q X * % H * m / y kh * w k k PCIH * X w * % H PCI Q * m / y X w PCI : ätets oxidationsgrad vid jämvikt i TZ. atten: Q * X ) *% H * m / y PCIH ( w er c PCI Cp värdena som behövs för kolinjektionen är tagna från HC[9]. PCI ärmeförluster ärmeförlusterna för den nedre delen av masugnen är till störst del beroende av storleken av masugnen. ärmeförlusten som räknas hit är den som går till att värma ugnens vägg. äggen är vattenkyld för att teglet inte ska komma upp i extrema temperaturer, vilket gör att denna energiförlust har betydelse för energibalansen. ärmeförlusterna i den undre delen sätts in i modellen som kj/trj( Q ). loss Kalcinering Med det partiella C trycket som är vid den övre delen av masugnen så borde kalcineringen ske där men då kalkstenen chargeras i bitar så hinner inte allt kalcineras. Mängden kalcinering (CaC 3 = Ca + C ) som sker i den undre delen är beroende av storleken på kalkstens- y 15

22 bitarna och även temperaturen i TZ. Eftersom detta är en mycket endoterm reaktion så är den betydande för modellen. [5] Då mängden som kalcineras i den undre delen av masugnen är mycket svår att beräkna sätts andelen kalcinerin som sker( x kalc ) in i modellen. Kalcinering av CaC 3 sätts in i modellen som % som sker i undre delen. äknas från slaggens Ca halt. CaC 3 = Ca + C 181, CaC C(koks) + C = C CaC 3 + C(koks)= Ca + C kalc sl CaC 3 Q x * y * / y x kalc kalc kalc Ca kalc : Fraktionen av kalcineringen som sker i den undre delen av masugnen. Eftersom att denna reaktion genererar mol C måste detta läggas till i U. Det kolet som kommer från kalkstenen tas bort från kol beräkningen. För att räkna ut sträckan Q sl där Q är värmen som behövs i den undre delen exklusive solution loss reaktionen så räknas antalet mol av reaktionen som sker per mol i råjärn. För att få sträckan så adderas alla värmekällor och divideras med sl. Q Q Q Q Q Q Q Q Q c i Mn P Ti rj s k kh PCI PCIH PCIH sl Q Q Q Q Q kalc Q loss U För att få sträckan U adderas alla reduktionsgas källor som inte är från bläster eller järn. y y,5y,5 y y y y y y y U i Mn P Ti H k H PCI k PCI H PCI Övrig framräknad data Det som räknas utifrån diagrammet är kol användning, D, eta(h,c)(1-oxidationsgrad för toppgas) och blästerluftens volym. Kol användning Det värde för kolanvändning som kommer ut som modellvärde i blad1 står för masugnens totala kolanvänding utan det som löses in i råjärnet. Den totala kolkonsumptionen i masugnen per ton råjärn räknas med: m C ( y * M C /1000)*( yc e* yv yh k yhpci yh PCI ) Eftersom att kolmängden i kokset och kolpulvret är kännt räknas förbrukningen koks och kolpulver från den totala kolförbrukningen. I modellen går det att bestämma mängden kol som kommer från kokset eller kolpulvret eller att en viss % -andel av kolet kommer från koksen. 16

23 D Den D som är som modellvärde är räknad med: YB yi ymn,5y P,5 y yti D YA Eta(H,C) Är tagen från X A -1. X A ger oxidationsgraden av toppgasen med H räknad som C. nc nh nc nh n C n H X A X A 1 n n n n n n n n C H C H C H C H Undersökning av Cp och ΔHf med Factage för slagg och råjärn Med Factage kan man ta ut både Cp och H för slagg och råjärn. Ett test gjordes om det går att få ett samband mellan slaggens basicitet (B, B3, B4 och B) och smältvärmet för slaggen. laggsammansättningarna som testades var från olika masugnar i Europa. Här under är ett diagram som visar H (y-axeln) för slaggerna vid olika basicitet (x-axeln). Diagram 4.1 deltah vs basicitet Från diagrammet kan ses att det inte går att få ett beroende för deltah av basicitet med tillräcklig säkerhet. Ett likadant test gjordes för råjärnets smältvärme. En ekvation med någorlunda säkerhet utvecklades från testet. H f 70 8,1*% C 7* % i [kj/kg] 17

24 Tabellen under visar vad smältvärmen blir för de olika råjärnsammansättningarna enligt ekvationen och hur stort felet är mot den från Factage framtagna. Tabell 4.1 l 0,3% 0,47% 0,04% 0,46% 0,08% 0,78% -1,98% 0,10% mältvärme enligt ekv 98,566 86,99 91,141 90,304 30,886 45,133 89,413 93, ÅJÄN vikt % vikt % vikt % vikt % vikt % ikt % vikt % vikt % 94,01% 94,5% 94,54% 93,98% 94,16% 93,5% 95,1% 94,53% C 4,760% 4,490% 4,510% 4,740% 5,160% 4,30% 4,030% 4,510% i 0,370% 0,70% 0,570% 0,670% 0,330%,190% 0,490% 0,470% Mn 0,340% 0,40% 0,180% 0,450% 0,0% 0,190% 0,050% 0,380% P 0,039% 0,087% 0,090% 0,090% 0,078% 0,05% 0,09% 0,085% 0,038% 0,031% 0,057% 0,05% 0,05% 0,090% 0,055% 0,03% 0,30% 0,000% 0,000% 0,000% 0,000% 0,000% 0,000% 0,000% Ti 0,11% 0,000% 0,057% 0,04% 0,03% 0,000% 0,134% 0,000% 5. ist-diagram för direktreduktion MIDEX erkar inte finnas någon noggrannare genomgång av hur en beräkning på en direktreduktions process med hjälp av ist-diagrammet ska göras. Modellen är uppbyggd med grund av den förklaring av ist-diagram för MIDEX processen som är förklarad av A. ist i [4]. Grunduppbyggnaden av detta diagram är den samma som för masugnsdiagrammet men den negativa delen av y-axeln används inte. Två linjer, schaktlinjen och processlinjen, beräknas för att få en beskrivning av hur processen körs. Diagram ist-diagram för Midrex processen [4] 18

25 chaktlinjen Diagram 5.1 är lite missvisande eftersom att schaktlinjen startar vid X > 1 och Y > 0. ar linjen startar är beroende av oxidationsgraden av reduktionsgasen in i schaktet och oxidationsgraden av järnet i den utgående DI:n. Punkten W beräknas på samma sätt som för masugnsdiagrammet. Eftersom att det inte blir en kemisk reservzon i direktreduktionsprocessen på samma sätt som i masugnen kommer inte reduktionsgasen lika nära jämvikt med wustit. På grund av detta är det viktigare att ha ett värde för schakteffektiviteten som justerar hur långt från W som linjen hamnar. Linjen beräknas från I (startpunkten) och W. Från linjen fås oxidationsgrad för toppgasen och reduktionsgasvolymen kan beräknas utifrån mängden järn som reduceras. Processlinjen Processlinjen startar från punkten M och slutar vid E. Punkten M fås från oxidationsgraden på krackat bränsle (endast C och H ). Punkten E fås från oxidationsgraden av gasen går ut från systemet (vatten från skrubbern, gas till uppvärmning av reformen och kol som lösts i DI). Från skillnaden i oxidationsgrad mellan E och M och mängden syre som reduceras från järnmalmen fås mängden bränsle. 6. Utveckling av direktreduktionsmodellen Modellen bygger i grunden på ist-diagrammet för direktreduktions processer och massbalanser. I Excel modellen beräknas följande utifrån indatat: Bränslemängden olymen för de olika flödena (in schakt, toppgas, efter skrubber, in reformer och till uppvärmning). gasanalyserna för flödena (in schakt, toppgas, efter skrubber, in reformer och till uppvärmning). Indata De indata som behövs för att modellen ska fungera är: %, Andelen järn i DI. % M : Andel av järnet i DI som är metallisk. %C DI : andelen kol i DI. : Järnets oxidationsgrad i den ingående D pelletsen. in : xidationsgraden på reduktionsgasen in i schaktet. in Bränsle: I modellen finns tre olika kvalitéer på naturgas och metan som bränsle. T : Temperatur var gasen närmast uppnår jämvikt med wustit. j E : chakteffektivitet Andel av toppgasen efter skrubbern som går till reformen. 19

26 Beräkningar av Linjerna i ist-diagrammet I modellen räknas först schaktlinjen i ist-diagrammet som representerar järnoxid reduktionen av reduktionsgasen i schaktet. För att få linjen räknas två punkter på linjen(i och W). För att kunna räkna med ist-diagrammet räknas att all metan och längre kolkedjor reformeras till kolbärande och vätebärande reduktionsgas(i huvudsak C och H i den ingående gasen). Med detta antagande fås att varje mol C och mol H utgör en mol reduktionsgas. Beräkningarna av oxidationsgrad grundar sig även här i att H räknas som C, oxidationsgrad 1. Punkten I: Denna fås från den ingående reduktionsgasens oxidationsgrad, kolet i DI:n borträknad, och graden av metalliskt utgående järn. X ( )* / I CDI in X I : xidationsgrad av reduktionsgasen in i schaktet, kolet i som löser sig i DI borträknad. : Gasvolymen i schaktet utan kolet i DI. CDI in : Minskningen av gasvolym för att kolet löser sig i DI. : xidationsgrad av reduktionsgasen in i schaktet. Y ( n * (1 % M/100)* n * Y ) / n I in in W red Y I : Järnets oxidationsgrad i den utgående DI. : Järnets oxidationsgrad i den ingående D pelletsen. in n : Mol i ett ton DI. % M : % av järnet som är metalliskt i den utgående DI. Y : Wustitens oxidationsgrad vid temperaturen när wustiten börjar reduceras till. W Punkten W: Denna fås från att reduktionsgasen kommer i närheten av jämvikt med wustit. Beräkningarna för punkten W är samma för direktreduktions process som för masugnen. De finns förklarade i ett tidigare avsnitt. Eftersom att det inte bildas någon termisk reservzon på samma sätt som i masugnen kommer inte gasen lika nära jämvikt. Temperaturen för jämvikt är satt på 800 C vilket även A. ist[4] räknade med. Ett antagande som gör att verkligheten hamnar längre från jämviktspunkten är att all CH4 inte reformeras i reformen eller i schaktet vilket sänker oxidationsgraden och ger lägre volym. Y W 1,054 XW E *(% H *( X w 1) % C *( X w1 1)) 1 E : chakteffektivitet %H : % vätebärande reduktionsgas i schaktet. % C : % kolbärande reduktionsgas i schaktet. X : xidationsgrad av den vätebärande reduktionsgasen i jämvikt med wustit. X w w1 : xidationsgrad av den kolbärande reduktionsgasen i jämvikt med wustit. 0

27 chaktlinjen går genom I ( Y I, X I ) och W ( Y, X W W ). Från denna information fås reduktionsgas volymen i schaktet. red ut red /(( )* n 3 ) ut in Nm : Mol som reduceras från D pelletsen per ton DI. : Toppgasens oxidationsgrad. n 3 Nm : Mol gas per normal kubikmeter. Processlinjen Processlinjen i ist-diagrammet räknas från bränslets oxidationsgrad (M) och oxidationsgraden av den gas som går ut från systemet (E). Den gas som går ut från systemet är vatten från skrubbern, en del av den resterande gasen till uppvärmning och kol som löses in i DI. Punkten M: Den här punkten är definierad som oxidationsgraden för det ingående bränslet. Y M 0 X M / 3 (med metan som bränsle) xidationsgraden och volymen av bränslet räknas utifrån att all kol och vätgas är frigjorda(1 mol metan = 1 mol C + mol H ). Punkten E: Definierad som den utgående reduktionsgasens oxidationsgrad. Hit räknas även det kol som löst sig i DI och som kommer från bränslet. Y E in E ( H * * ) /( H U U H U CDI X I modellen räknas E ut från hur stor del av toppgasen efter skrubbern går till uppvärmningen, mängden vatten som tas ut vid skrubbern och mängden kol som går till uppkolning av DI. Eftersom att skillnaden i oxidationsgrad på bränslet och den utgående gasen är direkt proportionell mot mängden bränsle kan man räkna ut hur den utgående gasen ska se ut genom att ange mängden bränsle. (ilket är fallet i den linjariserade modellen i remind) red B X X )* n ( E M 3 Nm B : olym som reformerat bränsle utgör. ) Övriga beräkningar Eftersom att bränslemängden, toppgasmängden och mängden kol i DI är känd och även bränslets sammansättning går det utifrån detta beräkna de övriga flödena och deras sammansättningar. 1

28 Flödesberäkningar: in in H CDI B U ( 1 x )* x H B U U CDI x : Kvoten av toppgasen efter skrubbern som går till reformen. Denna variabel ställs in så att vattenhalten i gasflödet efter skrubbern är mättad vid gastemperaturen efter skrubbern. xidationsgradsberäkningar: in, ut, H och CDI är kända. B X M * ut H * H U H in * B * B U Massbalans För beräkning av gas sammansättningarna antags att oxidationsgraden för vätebärande och kolbärande gas i toppgasen är lika. Eftersom att mängden kol, väte och kväve måste vara lika i det ingående bränslet som i det utgående vattnet, uppvärmningsgasen och kol i DI fås gas sammansättningarna i alla flöden. Då det kommer med en del kväve i bränslat räknas även detta med. Gasvolymen av den kolbärande toppgasen räknas på följande sätt: H UH /(1 x ) C (1 )* /(1 x ) /(1 x ) H UH UC Gasvolymen av den vätebärande toppgasen räknas på följande sätt: H UH /(1 x ) H * /(1 x ) /(1 x ) H UH UC Gasvolymen av kvävgasen i toppgasen räknas på följande sätt: % N /(% C % H ) N * B b b b Totala toppgasvolymen: T H C N Utifrån dessa beräkningar räknas sammansättningen och de specifika volymerna för toppgasen: % C 100* / C T % C % C *( 1) ut

29 % C % C % C C % C * % C * C T T % H 100* / H T % H % H *( 1) s ut H % H s % H % H % H * H % H * T % 100* N T N / T Utifrån toppgasens sammansättning och specifika volymer och bränslets sammansättning och specifika volymer, som är givna, beräknas de resterande flödenas sammansättningar. Ett till antagande som görs är att oxidationsgraden för vätebärande och kolbärande gas i gasflödet in i schaktet är lika. Beräkningarna för resterande flöden finns i Bilaga 4. Linjarisering för remind För att kunna programmera in modellen i remind måste ekvationerna vara linjära med avseende på de variabler som används. Eftersom att punkten W nästan är konstant vid 800 C så sätts X W 1 0,35* E. Detta antagande ger ett mycket litet fel då man justerar den med schakteffektiviteten. Genom denna förenkling sjunker antalet olinjära ekvationer betydligt. Då mängden bränsle är det som är intressant att minimera så sätts den som variabel. Från bränslemängden fås flödena om man sätter in fördelningen mellan gasmängden till uppvärmning och reformer. Då är beroende av B måste följande ekvation linjariseras U in * B * B För att beräkna begränsningar för modellen behövs gassammansättningarna.en begränsning är att % H U inte får bli negativ. H får inte heller vara negativ. H UH /(1 x ) H EH H * * /(1 x ) /(1 x ) H UH UC H EH EC Denna ekvation måste linjariseras för att kunna börja räkna sammansättningar. 3

30 8. esultat och diskussion Masugnsmodellen Excel modellen är uppdelad i 3 blad Blad 1 Det indata som vanligast ändras på och resultaten från beräkningarna. Blad Beräkningar som är oberoende av ist-diagrammet. Blad 3 Beräkningar på ristmodellen och W. Tabellen nedan visar sidan i modellen var indata ändras och var resultaten fås. Modellen ger lite lägre kolförbrukning än AB:s framtagna data vilket är väntat då modellen räknar på steady state och mer idealt än verkligheten. 4

31 Tabell Modellens sida med indata och resultat EULTAT Bör Modellvärde Kolanvändning 353,6 340,5 D 0,35 0,39 eta(h,c) ~,5 0,547 Kalcinering 0% edgas / 1,879 hakt effektivitet 0,96 Blästerluft vol ,6 ärmeförlust Ingående kol 388,08 INDATA ÅJÄN vikt % Tr ,97% Tb 1046 C 4,760% Trj 1471 P 0,035% Ts 1500 i 0,500% Ti 50 Mn 0,30% 0,300% BLÄTE Ti 0,10% anrikning 1,00% g H/Nm3 13,5 Met. 0,4% LAG kg/trj 16 INJEKTIN A PC Bör eller modellvärde Börvärde vikt % kg/trj Ca 31,60% % av kol koks 70% 1 Mg 18,0% KK i 3,70% kg/trj 33, Al3 1,50% Ti 0,00% Koks vikt % Na 0,00% C 87,96% K 0,61% 0,13% Mn 0,00% H 0,0% 1,7% 0,18% um 97,06% Kolpulver vikt % Basicitet C 85,00% B 0,97,10% B3 1,5 H 3,89% B4 1,10 H 1,00% Qsl 879 N,10% värde som används 0 ärdena som finns i denna beräkning är från AB:s körning av masugn 3 under 005, börvärdena är från AB:s CD rapport. Modellvärdena i resultat rutan är framräknade utifrån indatat, rutan högst upp i höger tillhör också indatat. Den här beräkningen har bra överensstämmelse med AB:s data för kolanvändning och blästerluftvolym. id verifiering av modellen har modellen även testats mot några andra körningar av AB:s masugn 3, dessa 5

32 tester gav också någorlunda lika värden som AB. Den är tyvärr inte testad mot värden från andra masugnar. Eftersom att värdet för eta (H, C) är framräknad från hur mycket syre som reduktionsgasen reducerar är det ett gemensamt värde för både vätgasen och kolgasen. För att få skillda oxidationsgrader för kol och väte måste skillnaden i reduktions hastighet ovanför den kemiska reservzonen räknas, då sammansättningen är känd vid denna zon. Eftersom att kinetiken ändras med temperaturen blir det en komplicerad beräkning att sätta in i modellen. Eta(H, C) är inte helt korrekt eftersom att C från kalcinering i den övre delen och vatten från torkning av chargen inte tas hänsyn till. Då energibalans endast räknas på den undre delen av masugnen sätts Tr som ett fast värde. Denna kan bli en stor felkälla om ingen hänsyn tas till energibehovet för uppvärmning av chargen och reaktioner av den övre delen av masugnen. Denna temperatur används som referenstemperatur för alla reaktioner. anligtvis ligger den ungefär vid 900 C men extremfall finns var masugnen körs så att den ligger på 700 C, vilket är den lägsta temperatur den termiska reservzonen kan ha. laggens smältvärme och energi för uppvärmning bör hämtas från Factage för att få ett bra värde på den. m dessa är kända är det endast halten Ca och som används till beräkningar i modellen. Järnets smältvärme räknas med en ekvation framtagen från värden beräknade av Factage på några råjärnsammansättningar. Den ger någorlunda bra värde vid normala sammansättningar men vid extremfall kan den avvika och då är det bra om man tar denna från Factage. id kolinjektion tas inte hänsyn till uppvärmning av den inerta bärgasen eftersom att den är i så liten kvantitet. Krackningsenergin för kolvätena är inte heller medtagen för att den är liten. laggreaktionen Ca + i = Cai 3 som är tagen från [3] är medtagen då energin stämmer bra överrens med AB:s värde för slaggbildning. ärdet för kalcinering är andelen av kalcineringen som sker i den undre delen av masugnen. Mängden kalcinering som sker i undre delen är beroende av i hur stora stycken som kalkstenen chargeras för att kalcineringsreaktionen är långsam. Diagram 8.1 ist-diagram från modellen I resultatsidan finns även ist-diagrammet över masugnskörningen som räknas på. 6

33 Diagram 8. - Arbetslinjens förändring med Tr = C Linjen med störst lutning har temperaturen för Tr = 1100 C och sjunker med minskad lutning. Alla linjer skär vid en punkt vilket de ska göra enligt A. ist och D.M. Kundrat [1,6], vilket verifierar att beräkningarna på rist-diagrammet är korrekta. Arbetslinjen ändrar sig enligt teorin även vid förändring av E och energibehov. Toppgasrecirkulering För att få masugnsmodellen att kunna räkna på toppgasrecirkulering så måste en energibalans göras även på den övre delen av masugnen. Det krävs också en utförligare massbalans då en del av gasen recirkuleras. Detta är ett för utförligt arbete för att tas med här. 7

34 Direktreduktion Tabell 8. - Modellens sida med indata och resultat. UTDATA Toppgas x. Grad ol Efter skr ol In ef ol C 45,76% 1,4 619,36 57,8% 619,36 57,8% 433,55 C 6,59% - 359,83 33,8% 359,83 33,8% 51,88 C 19,18% - 59,53 4,00% 59,53 4,00% 181,67 H 53,81% 1,4 78,7 4,19% 456,0 4,19% 319,34 H 31,6% - 43,11 39,13% 43,11 39,13% 96,17 H,55% - 305,17 3,06% 33,09 3,06% 3,16 N 0,4% - 5,75 0,53% 5,75 0,53% 4,0 Totalt flöde 100,00% ,38 100,00% 1 081,30 100,00% 756,91 Uppvärmning ol In chakt ol x. Grad chakt ol C 57,8% 185,81 46,63% 639,78 1,00 45,89% 61,1 C 33,8% 107,95 46,63% 639,78-0,00% - C 4,00% 77,86 0,00% - - 0,00% - H 4,19% 136,86 5,95% 76,5 1,00 53,68% 76,5 H 39,13% 16,93 5,95% 76,5-0,00% - H 3,06% 9,93 0,00% - - 0,00% - N 0,53% 1,7 0,4% 5,75-0,4% 5,75 Totalt flöde 100,00% 34,39 100,00% 1 37,04-100,00% 1 353,38 Bränsle 0, krackat bränsle 613,40511 atten fr krubber 7, DI INDATA Bränsle % 94% Northsea natural gas network 0 %M 95% ussian natural gas 1 %C 1% "synthetic" gas (50/50) 0 xidationsgrad Metan 0 (in) 1,50 Gas(in schakt) 1,00 Tj 800 E 0,85 x r 0,7 ärdena för flödena och volymen bränsle är per ton DI. För att ändra vilket bränsle som anväds sätts värdet ett för det bränslet och noll på resten. För att inte få orealistiska värden så bör man se till att vatten från skrubber inte blir negativ. Även %H efter skrubbern bör ha ett värde som är nära halten vatten som gasen kan bära vid dess temperatur. En stor nackdel med den nuvarande modellen är att energiberäkningar inte är medtagna som skulle ge betydligt bättre begränsningar. Eftersom att det inte bildas en termisk reservzon i schaktet på samma sätt som i masugnen kommer inte reduktionsgasen lika nära jämvikt. För 8

35 att få bra sammansättningar på gasflödena måste fördelningen av gasflödet mellan reformergas och uppvärmningsgas justeras. Ett möjligtvis bättre angreppssätt skulle ha varit att gasen efter skrubbern tappat den mängd vatten som krävs för att gasen är mättad vid dess temperatur. Detta angreppssätt ger en betydligt mer komplicerad modell, vilket är anledningen att modellen är uppbyggd som den är. För att verifiera modellen användes värden för några olika MIDEX direktreduktions processer. De värden som jämfördes var analyserna och flödena för ingående och utgående gas för schaktet. För att få rätt förhållande mellan H och C gas i schaktet ändrades fördelningen mellan gas till uppvärmning och reformer. För att få rätt flöde ändrades schakteffektiviteten. Denna hamnade mellan 0,81 0,87 vilket var väntat då den bör vara sämre än för masugnen(0,9-1). Tabellen nedan visar hur modellen ställdes (undre rutan) in för att få gasflödet oxidationsgraderna och toppgasens sammansättning (övre rutan) att stämma någorlunda överrens. För att få kvävgashalten att stämma bäst användes northsea natural gas network som bränsle. Tabell Tester på tre MIDEX processer A/B + C+ Imexa Gas analys in ut in ut in ut H 55,5% 38,7% 56,4% 39,1% 5,1% 39,1% C 3,5% 17,8% 3,0% 18,0% 3,6% 18,0% C,% 15,%,3% 15,1% 3,5% 15,1% H 5,6% 5,5% 6,1% 5,% 7,8% 5,% CH4,5% 1,5% 1,9% 1,5%,9% 1,5% N 1,4% 1,3% 1,0% 1,1% 0,9% 1,1% C 0,3% 0,0% 0,3% 0,0% 0,% 0,0% %H 6,77% 65,4% 63,69% 65,34% 61,98% 65,34% %C 35,90% 33,50% 35,35% 33,59% 37,17% 33,59% Gas(In) 1, , ,0576 1, , , Gas vol 1567, , , , ,9 %Hefter 19,39% 17,0% 18,63% E 0,83 0,84 0,85 b 37,1 41,7 54,3 x r 0,61 0,67 0,68 % 9% 9,0% 94,0% %M 9% 93,0% 95,0% %C 1,5%,5%,5% För att få flödet att stämma så ändras värdena på x r, %%, M och %C efter att E ändras för att få oxidationsgraderna rätt. För att få sammansättningen rätt justeras %C och x r. Gasfödet i schaktet är justerad mot gasvolym ut. 9

36 Diagram 8.3 ist-diagram över MIDEX processen Detta diagram finns också med på samma sida i excel modellen som resultaten för att enkelt se hur processen körs. Arbetslinjerna för detta diagram förändras som förväntat med ändringar i indatat. 30

37 lutsats Den slutsats som kan göras är att modellerna fungerar enligt ists teori och även massbalansen för MIDEX modellen. Då det inte finns några begränsnigar på vad för indata som kan sättas in i modellerna så går det att räkna på orealistiska fall. Därför bör man känna till processerna så man vet vad som är realistiskt. 31

38 eferenser [1] A. ist and N. Meysson: Etude graphiue de la marche du haut fourneau avec vent humide at injections aux tuyeres, evue de Metalurgie (1965), s. 995 [] A. ist and N. Meysson: "A Dual Graphic epresentation of the Blast Furnace Mass and Heat Balances ", AIME Ironmaking Proc., Philadelphia 5 (1966), s. 88. [3] D. M. Kundrat: Development of an analytical euation for Calculation of the blast furnace furl rate, Metallurgical transactions B, vol. 17B (1986), s. 705 [4] A. ist: Analogue diagrams for process metallurgists, IIJ international, vol. 3 (199), s [5] A. K. Biswas: Principles of blast furnace ironmaking (1981) [6] D. M. Kundrat: in the Iron Blast Furnace: A Graphics tudy by Means of the ist perating Diagram, Metallurgical transactions B, vol. B (1991), s. 363 [7] edigerad av Jerome inman och Donald. Mac ae: Direct educed Iron, Technology and Economics of Production and Use (1999). [8] ( ) [9] HC 6.1, utotec esearch Y [10] Factage 5.5, Thermfact and GTT technologies [11] C. yman: n the use of Process Integration Methods, Evaluation of Energy and C emission trategies in Blast Furnace Ironmaking and xygen teelmaking(007) [1] ( ) [13] Y. Ujisawa, K. Nakano, Y. Matsukura, K. unahara,. Komatsu och T. Yamamoto: ubjects for Achievement of Blast Furnace peration with Low educing Agent ate, IIIJ International, ol. 45 (005) s [14] A. Ghosh och A. Chatterjee: Ironmaking And teelmaking, Theory and Practice [15] Mikael Larsson 3