CC BY
20УДК 66.021.4 Vladimir.!. Bobkov1, Maxim.I. Dli2
В.И. Бобков1 , М.И. Дли2
MATHEMATICAL MODELS OF THERMAL PROCESSES IN AGGLOMERATION AND THEIR NUMERICAL REALIZATION
Branch "National Research University" Moscow Power Engineering Institute" in Smolensk Energetichesky Pr-d, 1, Smolensk, 214013, Russia. e-mail: vovabobkoff@mail.ru
Mathematical models of the chemical-energy-technological process of phosphate raw materiaSs agglomeration are presented. It is important that the models include into consideration various physical and chemical transformations, such as water evaporation; coke particle ignition; carbonates dissociation; coke ignition and charge particle melting; sinter cake formation; and sweating in the lower layers. Specific features of the processes at different heights of the agglomeration layer are considered. Results of analysis of the effect of key factors on the sintering process, in particular, the coke ignition mode in the hearth of the sintering machine at a constant temperature of gases at the entrance to the layer, are given. By using calculations of the agglomeration layer ignition, the formation of the coke combustion front and the time when combustion becomes stable, i.e., the ignition process is completed, are estimated. The influence of such parameters as the initial stage of the carbonates dissociation front propagation, coke burnout, and oxygen consumption for combustion on the system behavior is analyzed. The dependence of the agglomeration layer ignition time on the gas flow rate and temperature of combustion products is presented.
Keywords: agglomeration, coke, carbonates dissociation, phosphorite, modeling, combustion, chemical-energy process, drying, temperature, kinetics.
001 10.15217/^п1998984-9.2018.44.106
Введение
В металлургической и фосфорной промышленности одним из способов термической подготовки сырья является окускование рудной мелочи спеканием на конвейерных машинах ленточного типа -агломерационных машинах [1, 2]. В фосфорной промышленности переработка сложного неоднородного сырья требует предварительной термической подготовки, так как оно должно отвечать технологическим требованиям и быть однородным по гранулометрическому составу, не иметь гигроскопической и химически связанной воды, содержать минимальное количество
МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ И ИХ ЧИСЛЕННАЯ РЕАЛИЗАЦИЯ
Филиал «Национальный исследовательский университет «МЭИ» в г. Смоленске Энергетический проезд, дом 1 , г. Смоленск, 214013, Россия. e-mail: vovabobkoff@mail.ru
Представлены математические модели химико-энерготехнологического процесса агломерации фосфатного ы/рья, отличающиеся учётом различных физико-химических превращений: испарение влаги; зажигание частиц кокса; декарбонизация фосфоритов; горение кокса и плавление частиц шихты; появление аглоспека; конденсация паров влаги в нижних слоях. Рассматриваются особенности протекания этих процессов на различных вы/сотах агломерационного слоя. Приводятся результат анализа влияния основных факторов на агломерационный процесс, в частности, режима зажигания кокса в горне агломерационной машины/ при постоянной температуре газов на входе в слой. По результатам расчётов зажигания агломерационного слоя оценивается формирование фронта горения кокса и время, когда горение становится устойчивым, т. е. окончен процесс зажигания. Проанализированыы влияние параметров: начальной стадии распространения фронта реакции декарбонизации, выгорания кокса, расходование кислорода на горение на поведение системы/. Представлена зависимость времени зажигания агломерационного слоя от расхода газов и температуры/ продуктов горения.
Ключевые слова: агломерация, кокс, диссоциация карбонатов, фосфорит, моделирование, горение, химико-энерготехнологический процесс, сушка, температура,
кинетика
карбонатов, летучих, вредных примесей [3, 4]. При агломерации фосфоритной шихты в слое одновременно протекают различные физико-химические превращения на различных высотах слоя [5, 6]:
• испарение влаги;
• зажигание частиц кокса;
• декарбонизация фосфоритов и другие химические реакции;
• горение кокса и плавление частиц шихты;
• появление аглоспека;
• конденсация паров влаги в нижних слоях.
Все эти процессы в большей степени зависят от условий теплообмена в слое [7]. Агломерация в слое -
1. Бобков Владимир Иванович, канд. техн. наук, доцент, каф. высшей математики, филиал «Национального исследовательского университета «МЭИ» в г. Смоленске., e-mail: vovabobkoff@mail.ru
Vladimir I. Bobkov, Ph.D (Eng.), Associate Professor at the Department of mathematics. The Branch of National Research University "Moscow Power Engineering Institute" in Smolensk
2. Дли Максим Иосифович, д-р техн. наук, профессор, филиал «Национального исследовательского университе-та» «МЭИ» в г. Смоленске.
Maxim I. Dli, Dr. Sci. (Eng.), Professor, The Branch of National Research University "Moscow Power Engineering Institute" in Smolensk
Дата поступления 3 мая 2018 года
один из наиболее совершенных в тепловом отношении технологических процессов[8]. При расходе топлива от 37 % шихта доводится до размягчения и частичного оплавления с достижением температур порядка 1500 °С в зоне формирования агломерата [9, 10].
Высокая эффективность теплоиспользования достигается при горении топлива внутри агломерируемого слоя с большой удельной поверхностью частиц шихты, обеспечивающей высокую интенсивность теплообмена между газом-теплоносителем и шихтой [11, 12]. В процессе агломерации в слой подаётся воздух для горения кокса и переноса тепла от нагретых верхних слоёв шихты к нижним [13]. Причём обмен тепловой энергией имеет регенерационный характер, то есть просасываемый через слой теплоноситель передаёт тепло от верхних слоёв к нижним [14, 15]. Зона формирования агломерата перемещается вниз со скоростью, которая определяется условиями теплообмена и скоростью протекания физико-химических превращений [16]. В процессе зажигания и в дальнейшем в процессе спекания воздействие горячих газов на аглошихту связано, в первую очередь, с удалением влаги из окомкованных частиц [17]. При анализе начальной стадии теплообмена в слое необходимо оценивать скорость сушки, температуру газа и материала в этой стадии [18]. Учитывая, что при сушке сырая часть материала имеет температуру мокрого термометра, которая изменяется незначительно, можно считать температуру материала постоянной [19].
Увлажнённая шихта при агломерации фосфоритов предопределяет особенности в тепловом режиме начальной стадии агломерационного процесса:
• с одной стороны, увлажнение позволяет улучшить процесс вследствие грануляции мелкодисперсных частиц, увеличения газопроницаемости и интенсификации теплообмена;
• с другой, испарение влаги приводит к увеличению затрат тепла и появлению таких нежелательных явлений при сушке, как переувлажнение (конденсация).
Поэтому актуальной научно-практической и инженерно-технологической проблемой является разработка режимов функционирования сложных энергоёмких тепло-технологических агрегатов -агломерационных машин для рационального ведения процесса зажигания кокса в агломерационном слое шихты.
Постановка задачи
Для исследования и анализа многофакторной зависимости теплообмена и массообмена при сушке агломерата необходимо решить следующие задачи.
1. Анализ процессов влаго- и теплообмена при просасывании горячих газов через агломерационный слой.
2. Моделирование теплообмена между газом-теплоносителем и агломератом.
3. Анализ режимов зажигания агломерационного слоя
Анализ процессов влаго- и теплообмена при просасывании горячих газов через агломерационный слой
Проанализируем основные соотношения для описания сушки аглошихты при подаче в слой газов с
температурой г . Рассмотрим поверхностное испарение
г0
влаги. Примем, что газ и частицы у поверхности
находятся в состоянии равновесия при температуре мокрого термометра г . частицы имеют сферическую
м
форму, равномерно смоченные и равномерно обтекаемые газами в режиме постоянной скорости испарения [20].
Тепловой баланс для газа представляется
уравнением:
(1)
-РгСгЩг = аV (А - (м ) .
Граничные условия у = 0, £г = £ ,
где: с - теплоёмкость газа, ау - объёмный коэффициент теплоотдачи, £ - температура газа в слое, у - координата по высоте слоя, жт - скорость газа в слое.
Решение уравнения (1) с указанными граничными
условиями имеет вид:
£г =(£го - £м ) ехР (-ЬУ)'
(2)
где Ь = а?/(сЩ).
Изменение влагосодержания материала в слое также связано балансом тепла и описывается уравнением:
р £ = -п (г - г ). (3)
И ¿/т г м /
Начальные условия: т = 0, и = ин.
Здесь и - влагосодержание в шихте, ин -начальное влагосодержание шихты, /,и - теплота испарения влаги, т - время.
Интегрирование уравнения (3) с соответствующими начальными условиями и с использованием (2) даёт соотношение:
^ л , , Ч . (4)
Рм £и
(гг0 - гм)еХР(-ЬУ)Т .
Баланс по испарённой влаге даёт возможность оценить влагосодержание в газах х , при начальном
влагосодержании газов х ■
-и ттг -х- , -р — = р Ж —-,
Км 7 Гг г 1
— -у
(5)
где р - плотность материала, р - плотность газа.
Откуда интегрированием с начальными условиями у = 0, х = х и с учётом (2) - (4) получаем равенство:
а, Ь
х,„ = х,„ - -
-(гг0 -гм)[ 1 -ехр(-ЬУ)] ■
Рг^А
При достижении верхним слоем шихты равновесного с газами влагосодержания ир по истечении времени тр начинается движение высушенной зоны вниз, то есть начинает двигаться фронт испарения. Промежуток времени тр вычисляется из (4) при условиях: У = о, т = тр, и = ир,
Тр =(и - ир )('го-*«))/ЫрА)) ■ (6)
Для анализа движения фронта испарения будем считать, что пока на фронте испарения шихта мгновенно
прогревается от £ до £ , газы охлаждаются до
в температуры £ . Из теплового баланса на фронте
испарения, получим выражение для скорости движения фронта испарения:
аг
-т рм£
-и —у
Таким образом, для оценки скорости сушки следует знать температуру газа на фронте испарения ^
и величину (¿и I .
I ^ ) у=§
Температура газов в зоне фазового перехода ^
определится из уравнения баланса тепла для высушенной зоны с учетом указанных выше допущений.
РгСЛ (?г0 - ^ )(1 - Фм (См + си )('г0 - 'м ) ^ .
Откуда = - я ( - ) , (8)
'г§ 'го ам ('го 'м)
где а =
(! - е) Рм (см + СмЫ§ )
зависимость
'г = 'м + ('г§ - 'м ) ехр (-Ь (у - §)), и, заменяя 'г,
выражением (8), получим:
'г = 'м +('го - 'м )(1 - а^ ] ехр (-Ь ( у - §))
Р ■■ ' " "р? "" ""р
X
и = ир +-у-/('г - 'м ) ¿Т .
рм и тр
Используя (4) при Т=Тр получим:
ир = ин -
а
Рм к
('г - 'м ) еХР(-ЬУ )Т
Перепишем (10) с учётом (9) в виде
и = ин--('го - 'м ) еХР (-ЬУ)
Р м ки
/[ 1 - а^ I ехр (Ь§) ¿Т
(11)
Из (11) получаем выражение для | ¿и
¿У
у=§
¿и
Л ;
= ('го -'. )ехр(-Ь§)
/[ 1 -а.-^ Iехр(Ь§)¿т
Подставим в (7) 'г из (8) и (¿и\ из (12), получим
ау
= (1 - а/* ^
¿Т
с1X ,
р (-Ь§ ) + /^1 - ) ¿т
Для режима постоянной скорости сушки с учетом того, что при т=0, §=0 получим:
1
¿Т а, + Ьт„
Рм ки
('го - 'м ) ехр (-Ь(у - §)) Тр
Или после замены Т из (6) получается:
и = ин -(ин - ир
(ин - ир ) еХР(-Ь(у - §))
(15)
Уравнение баланса по испарённой влаге (5) позволяет получить распределение влагосодержания в газовой фазе после подстановки (15) и интегрирования в пределах от § до у при условии, что при
у = §, X = X
у м м>„
х = х +
РгС^г
После интегрирования уравнения теплового баланса в пределах влажной зоны от § до у получим
(ин - ир)Рм
Р гАг ( ам + Ьт р )
(1 - ехр (-Ь(у - §))) .
(9)
Таким образом, при отсутствии конденсации влаги процесс сушки может быть описан аналитически.
Температуру ' можно определить из уравнения баланса тепла
('г - 'м )= РрА (хм - хм ) .
С учётом того, что отношение а^/р для большинства случаев представляет постоянную величину
Распределение влагосодержания в материале получаем, интегрируя уравнение кинетики испарения в
пределах от Тр до Т с условиями т=т , и = и :
с р
м р г м
и колеблется в диапазоне 1,1^1,3 кДж/(кпК), а
X.
влагосодержание паров в состоянии насыщения при
(10)
температуре мокрого термометра ' , запишем нелинейное уравнение относительно ' при известной температуре газов ' в данной точке и влагосодержания
газов X как
м
г = '„ -1916,6667
0,622/
163,80016 ехр
-17,3',.
-1
.(12)
(13)
Интеграл из (13) в пределах от Т до Т даёт:
§ = (т-Тр)/(ам + Ьтр) . (14)
После подстановки (13) и (14) в (11) и интегрирования запишем выражение для распределения влагосодержания во влажной зоне:
Л + 235,
Из анализа последнего нелинейного уравнения относительно ' следует, что ' изменяется от 70 до
90 °С при изменении температуры газов 'г от 200 до 1200
°С, для ки = 2300кДж/кг и с^ = 1,2 кДж/(кпК). Это
подтверждает допущения о постоянстве ' при
интегрировании уравнений кинетики сушки.
Расчёт скорости сушки по уравнению (13) с использованием измеренных коэффициентов
теплоотдачи, даёт значение =0,598 м/с, что позволяет
¿Т
судить об удовлетворительной корреляции модели сушки применительно к аглослою.
Описание теплообмена при агломерации, как и в случае окатышей базируется на уравнениях энергии для твёрдой и газовой фаз. Шихта, подаваемая на агломерацию, имеет размеры частиц в пределах 5...6 мм, а в качестве топлива добавляется кокс, с частицами 0.3мм в дозах от 3 до 7 %, отвечающий требованиям, по которым зольность его находится в пределах 12 %, сера -менее 0,5 %, влага - до 12 %, летучие - менее 1,5 %. Для агломерации критерий Био невысок (Б1 = 0,15). Это даёт основание считать прогрев частиц шихты и кокса равномерным по объёму [21].
а
а
р
Моделирование теплообмена между газом-теплоносителем и агломератом
Для описания теплообмена в агломерируемом слое рассмотрим основные зависимости. Предполагается, что слой монофракционный с равномерно распределёнными частицами кокса. Теплообмен между частицами осуществляется посредством газообразного теплоносителя, то есть конвекцией [22].
Тепловой баланс элементарного слоя толщиной с1у даёт возможность записать уравнения для шихты:
(1 - е)р с =а„ (( - ( )- га р а + шр а - / L - га О
V /ГМ м 7 м/ кгм^к сгм^с ^ — и
ат
(16)
скорости: декарбонизации,
В свою очередь, концентрация кислорода определяется:
• внешними условиями;
• тепловым режимом в зоне горения;
• давлением газов в слое.
Давление газов меняется по глубине слоя и может быть описано уравнением с поправкой на неизотермичность:
ар _ 31-в ( 422) р ( РО ау 2 ву [ Reм) [ Ргж
где =&;
(21)
vr V
где
Jw
ю„
V=
1 -1,164(1 - ef3, при 0,4 < е < 1 ; 0,508 - 0,56(1 - е), при 0 < е < 0,4 выгорания кокса, испарения влаги, спекания; q, q, к, v - кинематическая вязкость газов.
п - соответствующие тепловые эффекты этих процессов.
^пл
Для оценки выгорания кокса запишем материальный баланс расходования кислорода и кокса в слое в процессе горения [23]
dcoPudyS = ßcSWAPo, dcc
(17)
концентрация кислорода
кокса
соответственно; Рс - стехиометрический коэффициент.
Убыль кислорода происходит в процессе горения, то есть на поверхности частиц кокса, находящегося в элементарном слое. Материальный баланс кислорода можно записать в следующей форме
Щро, -Со2 = К02 р02 С02 ^ч , (18)
где =( 6&с рм -у)/(-рс) - поверхность частиц кокса в
элементарном слое; к°2 - константа удельной
поверхностной скорости горения; р - плотность частиц
кокса; - - диаметр коксовых частиц; ро - плотность
кислорода.
Ро, dco,
Тогда из (17) следует: де^ = в Ж
л го г л
дт рм &
Из баланса расходования кислорода в процессе горения (18) имеем
дсо2 = ко2 с ■ (19)
ду ' 0 рс-с Ж На основе баланса массы кокса в слое запишем связь между содержанием кокса и диаметром выгорающей
коксовой частицы с ^ = (- - ) 3. После выражения отсюда - , и подстановки его в (19) получим
дсР2 = ко2с ■ (20)
ду Х 0 рс-со Жг
Таким образом, горение кокса в слое описывается двумя взаимосвязанными дифференциальными уравнениями для изменения концентрации кислорода и кокса. Как следует из уравнений, на скорость горения кокса влияют:
• диаметр коксовых частиц;
• содержание кокса в шихте;
• плотность кокса и шихты;
• концентрация окислителя в теплоносителе.
Процессы влагопереноса, представленные для режима постоянной скорости сушки, описаны соотношениями:
-и-Р-/уд (Рт - ру) ,
Рм
Ст
Здесь: dyS - объём элементарного слоя высотой dy и площадью S; SWrdx - объём газов, поступающих в этот объём элементарного слоя за промежуток времени Ст;
RVT
du ттт dx
Р м-Т = Р
сп dy
PVR = 617,7exp
17,25tM L + 238
P = P-* T/D -*
0,622 + x,
(22)
(23)
(24)
(25)
где Р , Р - давление паров влаги на поверхности частиц и в газах; Я - газовая постоянная водяных паров; в - коэффициент массоотдачи.
Коэффициент массоотдачи определяется из критериального уравнения массообмена в слое:
= 2 + 0,83 Ке053 Рг,033 Си0135, (26)
где Nuм = ß,
d
м
D
^ D
Gu=
L - L
D = 0,21бГ-Т-1 l 273 J
коэффициент диффузии паров влаги.
При достижении х до х , т. е. влагосодержания в
состоянии насыщения рассчитывается процесс конденсации влаги на поверхности холодных частиц. Процесс агломерации сопровождается уплотнением материала, что связано с изменением порозности и, соответственно, повышением гидравлического сопротивления в зоне спекания. Для описания этих процессов используются рассмотренные выше соотношения. Решение системы уравнений (15) - (26) с начальными условиями:
т = 0: т = 0:
t = t
м м0
L = L ,
c = c
е = е,
■с
u = u,
Со = c
0,0'
P = P.
0>
x,„ = x,.
0 2 2 " 0' — —0' даёт возможность анализировать влияние режимных мероприятий на энергетику агломерации.
Анализ режимов зажигания агломерационного слоя
Предлагаемая математическая модель теплообмена при агломерации позволяет в первом приближении провести анализ влияния основных факторов на аглопроцесс. Исследование модели
и
c
c
о
c
2
x
w
t
1
продемонстрируем на примере описания режима зажигания кокса в горне агломашины.
Под зажиганием подразумевают процесс прогрева шихты до температур, когда тепловыделение за счёт химических реакций будет достаточным для поддержания устойчивого горения. Аглопроцесс можно условно разделить на две стадии:
1) зажигание, осуществляемое в горне агломашины;
2) спекание шихты при подаче окислителя в слой и горение коксовых частиц.
От качественного осуществления первой стадии во многом зависит дальнейшее протекание процесса агломерации. Чрезмерный прогрев шихты на стадии зажигания может привести к ухудшению газопроницаемости слоя и снижению прочности аглоспека. Температурные неравномерности по объёму горна - причина некачественного зажигания.
Процесс в горне агломашины идёт с подачей окислителя, количество которого зависит от коэффициента избытка воздуха, подаваемого в горелки и присосов. Концентрация кислорода на входе в слой оценивается из соотношения:
= 0,21
(«-1) К0 + Упр К + у„„
где у0 - теоретически необходимый для горения объём воздуха; у , у - объём воздуха за счёт присосов и
продуктов сгорания в горне агломашины, соответственно.
После горна концентрация кислорода меняется, так как в слой подаётся воздух. Температура газов, подаваемых в слой в горне без учета потерь в окружающую среду, может быть вычислена на основе теплового баланса для горна
ер+ев* + е*
¿тф
Здесь qp -топлива; Q
^вф
Рисунок 1. Распределение температуры аглошихты в режиме зажигания: 1 - т = 90 с; 2 - т = 120 с; 3 - т = 170 с
Анализ результатов расчёта режимов зажигания аглослоя (рисунок 1) показывает, что формирование фронта горения кокса происходит на глубине 0,06м. В этом случае горение становится устойчивым, т.е. окончен
процесс зажигания. Таким образом, при зажигании необходим прогрев верхнего слоя шихты с конечной толщиной, что совпадает с практическими результатами.
сV
г г
теплотворная способность газообразного е - физическое тепло воздуха и топлива.
Анализ процессов зажигания проведен при постоянной температуре газов на входе в слой. Коэффициент теплоотдачи от газа к частицам оценивался по формулам Тимофеева. Данные по теплофизическим свойствам фосфоритов принимались не зависящими от температуры.
Зависимость температуры аглошихты от глубины агломерационного слоя в различных режимах представлены на рисунке 1.
0,06 0,12 0,18 0,24 у , м
Рисунок 2. Распределение концентрации карбонатов в режиме зажигания аглослоя: 1 - т = 90 с; 2 - т = 120 с; 3 - т = 150 с; 4 - т = 170 с; 5- т = 190 с
0 0,06 0,12 0,18 0,24у , м
Рисунок 3. Распределение концентрации кокса в режиме зажигания аглослоя: 1 - т = 90 с; 2 - т = 120 с; 3 - т = 150 с; 4 - т = 170
с
0 0,06 0,12 0,18 0,24у • м
Рисунок 4. Распределение концентрации кислорода в режиме зажигания аглослоя: 1 - т = 90 с; 2 - т = 120 с; 3 - т =150 с; 4 - т = 170 с
о - ГГо = 1373К, С„2 = 21%
• - ТГ0 = 1473К, с„2 = 21% 4 - ТГ0 = 1573К, с„2 = 22%
* - ТГо = 1573К, с„2 = 21% ■ - Гг0 = 1573К, с„2 = 12%
i-
-L-
0,5 0,75 1 1,25 №г, м/с
Рисунок 5. Время зажигания в различных режимах подачи газа-теплоносителя в слой шихты/
Процесс удаления влаги и диссоциации карбонатов протекает почти одновременно с горением кокса и захватывает сравнительно узкую область по высоте слоя. Начальная стадия распространения фронта реакции декарбонизации хорошо прослеживается на рисунке 2. При этом на начальной стадии осуществляется
0,8
0,6
0,4
С
О
Сс2,%
2
3
8
4
4
тз, с
0,3 у , м
0,12
1,18
0,24
выгорание кокса (рисунок 3) и расходование кислорода на горение (рисунок 4). Модель описывает качественные зависимости тепловых параметров процесса и позволяет проанализировать влияние заданного параметра на поведение системы.
На рисунке 5 представлена зависимость времени зажигания агломерационного слоя от скорости щ и
температуры т подачи газа-теплоносителя, а также от
Г0
концентрации в нём кислорода c .
О2
Заключение
В статье представлена разработанная математическая модель в виде системы дифференциальных уравнений в частных производных сложного энергоёмкого химико-энерготехнологического процесса агломерации фосфатного минерального сырья, учитывающая многофакторную взаимную зависимость основных физико-химических и тепло-технологических процессов. Описаны особенности тепловых процессов испарения влаги, зажигание частиц кокса, диссоциация карбонатов, горение кокса, плавление частиц шихты, появление аглоспёка, конденсация паров влаги на различных высотах агломерационного слоя. Проведен анализ влияния режима зажигания кокса в горне агломерационной машины при постоянной температуре подачи газа-теплоносителя на агломерационный процесс. Приведена оценка времени формирования фронта и устойчивого горения кокса. Исследовано влияние начальной стадии распространения фронта реакции диссоциации карбонатов, выгорания кокса, расходование кислорода на функционирование сложной многостадийной химико-энерготехнологической системы агломерации фосфоритов. Выявлена многофакторная зависимость времени зажигания агломерационного слоя от расхода газа-теплоносителя и температуры продуктов горения.
На основе предложенной математической модели далее планируется рассмотреть возможность оптимизации энергоресурсоэффективности химико-
энерготехнологических процессов протекающих в агломерационном слое шихты и в химико-энерготехнологической системе агломерации мелкодисперсного сырья в целом.
Работа выполнена в рамках базовой части государственного задания Минобрнауки России на выполнение государственных работ в сфере научной деятельности, проект №13.9597.2017/БЧ
Литература
1. Мешалкин В.П., Бобков В.И. Ресурсосберегающие энергоэффективные технологии обработки фосфатного сырья // XX Менделеевский съезд по общей и прикладной химии. Тезисы докл. в 5 т. Екатеринбург: Уральское отделение Российской академии наук, 2016. С. 299.
2. Meshalkin, V.P., Bobkov, V.I., Dii, M.I., Khodchenko, S.M. Computer-aided modeling of the chemical process of drying of a moving dense multilayer mass of phosphorite pellets // Doklady Chemistry. 2017. V. 475. N 2. Р. 188-191.
3. Bobkov V.I, Borisov V.V, Dii M.I, Meshakknn V.P. Study of the Thermal Characteristics of Phosphate Raw Materials in the Annealing Temperature Range // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2017. V. 51. N 3. Р. 307-312.
4. Bobkov V.I, Borisov V. V., Dii M.I, Meshakkin V.P. Intensive technologies for drying a lump material in a dense
bed // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2017. V. 51. № 1. P. 70-75.
5. Bobkov V.I, Borisov V.V, Dii M.I, Meshalkin V.P. Intensive Technologies for Drying a Lump Material in a Dense Bed // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2017. V. 51. № 1. P. 70-75.
6. Bobkov V.I, Borisov V V, Dii M.I, Meshalkin V.P. Thermally activated chemical technology processes of agglomeration of phosphorites // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2018. V. 52. № 1. P. 35-41.
7. Meshalkin, V.P, Bobkov, V.I, Dii, M.I, Khodchenko, S.M. Computer modeling of the chemical-power engineering process of roasting of a moving multilayer mass of phosphorite pellets // Doklady Chemistry. 2017. V. 477. N. 2. P. 282-285.
8. Katerishchuk M. Yu, Meshalkin V.P.Effective Business Processes Reengineering on the Bakery Enterprises // International Journal of Advanced Studies. 2014. V. 4. № 2. P. 3-8.
9. X.F. Yang. Mechanism of roasting and agglomeration on the pellets produced by blended iron ore fines of hematite and magnetite // Journal of Iron and Steel Research. 2010. Vol. 22. № 2. P. 6-8.
10. Luis P, Van der Bruggen B. Exergy analysis of energy-intensive production processes: advancing towardsa sustainable chemical industry // Journal of Chemical Technology and Biotechonology. 2014. V. 89. № 9. P. 12881303.
11. Elgharbi S, Horchani-Naifer K, Ferid M. Investigation of the structural and mineralogical changes of Tunisian phosphorite during calcinations // Journal of Thermal Analysis and Calorimetry. 2015. V. 119. № 1. P. 265-271.
12. Panchenko S.V. Automated analysis of the energy-saving potential in thermal engineering system for phosphorus production // Theoretical Foundation of Chemical Engineering. 2004. V. 38. № 5. P. 538-543.
13. Panchenko S.V, Shirokikh TV.Thermophysical processes in burden zone of submerged arc furnaces // Theoretical Foundation of Chemical Engineering. 2014. V. 48. № 1. P. 77-83.
14. L. Montastruc, C. Azzaro-Pante, B. Biscans, M. Cabassud, S. Domenech. A thermochemical approach for calcium phosphate precipitation modeling in a pellet reactor // Chemical Engineering Journal. 2003. Vol. 94. № 1. P. 41-50.
15. A.A. Butkarev, A.P. Butkarev, P.A. Zhomiruk, V.V. Martynenko, N.V. Grinenko. Pellet heating on modernized OK-124 roasting mashine // Steel in Translation. 2010. Vol. 40. № 3. P. 239-242.
16. A.A. Palant. Pelletizing of sulfide molybdenite concentrates // Russian metallurgy (Metally). 2007. № 2, P. 109-111.
17. Fan X.-H, Gan M, Jiang T, Yuan L.-S, Chen X.-L. Influence of flux additives on iron ore oxidized pellets // Journal of Central South University of Technology (English Edition). 2010. Vol. 17. № 4. P. 732-737.
18. A.A. Butkarev, A.P. Butkarev. Reversible pellet-cooling system at roasting machines // Steel in Translation. 2005. Vol. 35. № 4. P. 1-3.
19. D. Chen, D.-Q. Zhu, Y. Chen. Preparation of prereduced pellets by pyrite cinder containing nonferrous metals with high temperature chloridizing-reduction roasting technology // ISIJ International. 2014. Vol. 54. № 10. P. 2162-2168.
20. V.M. Abzalov, V. V Bragin, V.I. Klein, S.N. Evstyugin, A.A. Solodukhin. Thermal systems of conveyer roasting machines // Steel in Translation. 2010. Vol. 40. № 9. P. 813815.
21. S.G. Melamud, B.P. Yur'ev. Oxidation of iron ore at moderate and high temperatures // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. № 6. P. 384-389.
22. B.P. Yur'ev, V.A. Gol'tsev, V.V. Lugovknn, V.F. Yarchuk. // Hydraulic drag of dense beds consisting of different shape // Steel in Translation. 2015. Vol. 45. № 9. P. 662-668.
23. B.P. Yur'ev, V.A. Gol'tsev. Thermophysical properties of kachkanar titanomagnetite pellets // Steel in Translation.
2016. Vol. 46. № 5. P. 329-333.
References
1. Meshalkin V.P.. Bobkov V.I. Resursosberegayushchiye energoeffektivnyye tekhnologii obrabotki fosfatnogo syria // XX Mendeleyevskiy syezd po obshchey i prikladnoy khimii. Tezisy dokl. v 5 t. Ekaterinburg: Uralskoye otdeleniye Rossiyskoy akademii nauk. 2016. S. 299.
2. Meshalkin, V.P., Bobkov, V.I., Dli, M.I., Khodchenko, S.M. Computer-aided modeling of the chemical process of drying of a moving dense multilayer mass of phosphorite pellets // Doklady Chemistry. 2017. V. 475. N 2. P. 188-191.
3. Bobkov V.I., Borisov V.V., Dli M.I., Meshalkin V.P. Study of the Thermal Characteristics of Phosphate Raw Materials in the Annealing Temperature Range // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2017. V. 51. N 3. P. 307-312.
4. Bobkov V.I., Borisov V.V., Dli M.I., Meshalkin V.P. Intensive technologies for drying a lump material in a dense bed // Theoretical Foundations of Chemical Engineering.
2017. V. 51. № 1. P. 70-75.
5. Bobkov V.I., Borisov V.V., Dli M.I., Meshalkin V.P. Intensive Technologies for Drying a Lump Material in a Dense Bed // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2017. V. 51. № 1. P. 70-75.
6. Bobkov V.I., Borisov V.V., Dli M.I., Meshalkin V.P. Thermally activated chemical technology processes of agglomeration of phosphorites // Theoretical Foundations of Chemical Engineering. 2018. V. 52. № 1. P. 35-41.
7. Meshalkin, V.P., Bobkov, V.I., Dli, M.I., Khodchenko, S.M. Computer modeling of the chemical-power engineering process of roasting of a moving multilayer mass of phosphorite pellets // Doklady Chemistry. 2017. V. 477. N. 2. P. 282-285.
8. Katerishchuk M. Yu., Meshalkin V.P. Effective Business Processes Reengineering on the Bakery Enterprises // International Journal of Advanced Studies. 2014. V. 4. № 2. P. 3-8.
9. X.F. Yang. Mechanism of roasting and agglomeration on the pellets produced by blended iron ore fines of hematite and magnetite // Journal of Iron and Steel Research. 2010. Vol. 22. № 2. P. 6-8.
10. Luis P., Van der Bruggen B. Exergy analysis of energy-intensive production processes: advancing towardsa
sustainable chemical industry // Journal of Chemical Technology and Biotechonology. 2014. V. 89. № 9. P. 12881303.
11. Elgharbi S., Horchani-Naifer K., Ferid M. Investigation of the structural and mineralogical changes of Tunisian phosphorite during calcinations // Journal of Thermal Analysis and Calorimetry. 2015. V. 119. № 1. P. 265-271.
12. Panchenko S.V. Automated analysis of the energy-saving potential in thermal engineering system for phosphorus production // Theoretical Foundation of Chemical Engineering. 2004. V. 38. № 5. P. 538-543.
13. Panchenko S.V., Shirokikh T.V. Thermophysical processes in burden zone of submerged arc furnaces // Theoretical Foundation of Chemical Engineering. 2014. V. 48. № 1. P. 77-83.
14. L. Montastruc, C. Azzaro-Pantel, B. Biscans, M. Cabassud, S. Domenech. A thermochemical approach for calcium phosphate precipitation modeling in a pellet reactor // Chemical Engineering Journal. 2003. Vol. 94. № 1. P. 41-50.
15. A.A. Butkarev, A.P. Butkarev, P.A. Zhomiruk, V.V. Martynenko, N.V. Grinenko. Pellet heating on modernized OK-124 roasting mashine // Steel in Translation. 2010. Vol. 40. № 3. P. 239-242.
16. A.A. Palant. Pelletizing of sulfide molybdenite concentrates // Russian metallurgy (Metally). 2007. № 2, P. 109-111.
17. Fan X.-H., Gan M., Jiang T., Yuan L.-S., Chen X.-L. Influence of flux additives on iron ore oxidized pellets // Journal of Central South University of Technology (English Edition). 2010. Vol. 17. № 4. P. 732-737.
18. A.A. Butkarev, A.P. Butkarev. Reversible pellet-cooling system at roasting machines // Steel in Translation. 2005. Vol. 35. № 4. P. 1-3.
19. D. Chen, D.-Q. Zhu, Y. Chen. Preparation of prereduced pellets by pyrite cinder containing nonferrous metals with high temperature chloridizing-reduction roasting technology // ISIJ International. 2014. Vol. 54. № 10. P. 2162-2168.
20. V.M. Abzalov, V.V. Bragin, V.I. Klein, S.N. Evstyugin, A.A. Solodukhin. Thermal systems of conveyer roasting machines // Steel in Translation. 2010. Vol. 40. № 9. P. 813815.
21. S.G. Melamud, B.P. Yur'ev. Oxidation of iron ore at moderate and high temperatures // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. № 6. P. 384-389.
22. B.P. Yur'ev, V.A. Gol'tsev, V.V. Lugovkin, V.F. Yarchuk. // Hydraulic drag of dense beds consisting of different shape // Steel in Translation. 2015. Vol. 45. № 9. P. 662-668.
23. B.P. Yur'ev, V.A. Gol'tsev. Thermophysical properties of kachkanar titanomagnetite pellets // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. № 5. P. 329-333.
