机械活化铁氧化物的气基还原热力学*
2013-04-03布林朝克张邦文赵瑞超
布林朝克 张邦文 赵瑞超 张 胤
(内蒙古科技大学稀土学院)
铁矿石直接还原法[1-4]是已实现工业化的非高炉炼铁技术。该法又分为气基(CO或H2)直接还原法和煤基直接还原法两种,其中气基直接还原法目前占主导作用,但煤基直接还原法是今后的发展方向。
如何在较低的温度下实现铁矿石的直接还原以达到节能降耗的目的,是铁矿石直接还原技术研究的一个重要方面。近年来的大量研究表明,对物料预先进行机械活化使其获得机械力储能可有效降低铁矿石(铁氧化物)的还原温度[5-13]。但这些研究只发现了机械活化所引发的相关现象,对于机械活化如何影响各种铁氧化物的直接还原则缺乏探讨。为了从理论上揭示机械活化对铁氧化物直接还原的影响规律,笔者从热力学的角度进行了较系统的研究,其中有关铁氧化物煤基直接还原的部分研究成果已经发表[14],本文介绍有关铁氧化物气基直接还原的部分研究成果。
1 铁氧化物的机械力储能
在文献[14]中,笔者曾分析了铁氧化物的机械力储能由表面能、晶界能、位错能和无定形化能组成,并发现位错能和无定形化能在总机械力储能中占主导地位,尤其当总储能超过千焦每摩尔时,表面能和晶界能均变得可忽略不计。另外,Pourghahramani[15]也发现,无定形化能占总机械力储能的93%~98.5%,并且可用无定形化能和位错能的加和近似代替总机械力储能。因此,铁氧化物的总机械力储能可表示为[14]
其中,ΔG、ΔGd和ΔGs-a分别表示总机械力储能、位错能和最高无定形化能(即晶态物质完全转变成无定形态所获储能),xa表示晶相的无定形化转变分数。
2 储能铁氧化物的气基还原热力学
2.1 储能铁氧化物的气基还原热力学平衡式
铁氧化物CO或H2还原反应的标准摩尔吉布斯自由能变化表达式见表1和表2[16]。
表1 铁氧化物CO还原反应的标准摩尔吉布斯自由能变化表达式
表2 铁氧化物H2还原反应的标准摩尔吉布斯自由能变化表达式
表1、表2中铁氧化物的CO还原式和H2还原式分别可用如下两个通式表示:
其中,si(i=1~4)为CO还原式和H2还原式中铁氧化物的计量系数。
以[FexOy]M表示经机械活化的储能铁氧化物,以[ΔG]M和[ΔG]M分别表示储能铁氧化物CO还原和H2还原的标准摩尔吉布斯自由能变化表达式,则与式(1)、式(2)对应的储能铁氧化物的两种还原式为
显然,
以压力代替逸度,用XCO,i和XH2,i分别表示还原反应平衡时CO和H2的压力分数(即还原所需最低CO压力分数或最低H2压力分数),则
式(10)、式(11)即为储能铁氧化物的CO还原和H2还原热力学平衡式,它们揭示了机械活化铁氧化物气基直接还原所需最低CO或H2压力分数与铁氧化物储能和还原温度间的关系。
2.2 储能对还原温度的影响
由式(10)、式(11)可导出
由式(12)和式(13)可知:若
表明此时还原温度随储能的增加而升高;若
表明此时还原温度随储能的增加而降低。可见,
是储能铁氧化物气基还原反应的固有性质,可称其为“特征临界CO(H2)压力分数”,并记作
显然,当XCO,i<X或XH2,i< X时,CO或H2还原温度随储能的增加而升高;当XCO,i>X或XH2,i>X时,CO或H2还原温度随储能的增加而降低。表3给出了X和X的具体值。
表3 储能铁氧化物还原反应特征临界CO或H2压力分数
2.3 储能对还原所需最低CO或H2压力分数的影响
由式(10)、式(11)还可导出
式(16)、式(17)表明,在一定温度下,机械活化铁氧化物气基还原所需最低CO或H2压力分数随储能的增加而减小。
2.4 储能对CO或H2利用率的影响
机械活化铁氧化物的气基直接还原过程中,还原气体CO或H2的利用率分别为
结合式(16)、式(17),得
式(20)、式(21)表明,在一定温度下,还原气体的利用率随储能的增加而提高。
3 储能铁氧化物气基还原热力学平衡图
将表1、表2中有关数据及R值代入式(10)、式(11),计算出储能分别为0、5、10 kJ/mol时铁氧化物气基还原反应的平衡CO或H2压力分数,根据计算结果画出还原热力学平衡图如图1~图6所示。
图1 储能Fe2 O3的CO还原平衡图
将图1、图2与表3对比可知,对于Fe2O3的气基还原反应,XCO,1<X且XH2,1<X。根据2.2节中的分析,这意味着在一定的还原气体压力分数下,Fe2O3无论是被CO还是被H2还原,还原温度均随储能的增加而升高。图1、图2显示的规律正是如此。
图2 储能Fe2O3的H 2还原平衡图
图3 储能Fe3 O4的CO还原平衡图
图4 储能Fe3 O4的H2还原平衡图
图5 储能FeO的CO还原平衡图
图6 储能FeO的H2还原平衡图
将图3、图4与表3对比可知:对于Fe3O4转化为Fe的气基还原反应,XCO,2<X但 XH2,2>X,而对于Fe3O4转化为FeO的气基还原反应,XCO,3> X且XH2,3> X。根据2.2节中的分析,这意味着在一定的还原气体压力分数下,Fe3O4被CO还原成Fe时还原温度随储能的增加而升高,但被H2还原成Fe时还原温度随储能的增加而降低,而Fe3O4无论是被CO还是被H2还原成FeO,还原温度均随储能的增加而降低。图3、图4直观地印证了这些规律。
将图5、图6与表3对比可知,对于FeO的气基还原反应,XCO,4<X但XH2,2< X。根据2.2节中的分析,这意味着在一定的还原气体压力分数下,FeO被CO还原时还原温度随储能的增加而升高,但被H2还原时还原温度随储能的增加而降低。图5、图6证实了这一点。
对以上规律进行归纳,结果列于表4。表4表明:以降低还原温度为目的时,机械活化对Fe3O4的还原反应1/4Fe3O4+H2=3/4Fe+H2O(g)、Fe3O4+CO=3FeO+CO2和Fe3O4+H2=3FeO+H2O(g)以及FeO的还原反应FeO+H2=Fe+H2O(g)有利,而对Fe2O3的还原反应3Fe2O3+CO=2Fe3O4+CO2和3Fe2O3+H2=2Fe3O4+H2O(g)、Fe3O4的还原反应1/4Fe3O4+CO=3/4Fe+CO2以及FeO的还原反应FeO+CO=Fe+CO2不利。
表4 储能增加时铁氧化物还原温度的变化规律
由图1~图6还可以看到,铁氧化物的气基还原平衡曲线均随铁氧化物储能的增加而下移,即还原所需最低CO或H2压力分数均随铁氧化物储能的增加而减小,这与式(16)和式(17)相符。由此可见,以提高还原气体CO或H2的利用率为目的时,机械活化对各种铁氧化物的所有还原反应都有利。
4 储能对Fe3O4气基还原转折温度的影响
储能Fe3O4气基还原反应(i=2,3)的实际摩尔吉布斯自由能变化可表示为
由式(22)、式(23),有
令ΔGCO,2=ΔGCO,3,ΔGH2,2=ΔGH2,3,分别代入式(26)和式(27),并定义此时的T和T分别为T和T则
5 结论
(1)机械活化铁氧化物的气基还原反应都存在一个特征临界CO或H2压力分数。当还原所需最低CO或H2压力分数低于特征临界压力分数时,还原温度随储能的增加而升高;反之,还原温度随储能的增加而降低。
(2)机械活化铁氧化物气基还原所需最低CO或H2压力分数均随储能的增加而降低。
(3)以降低还原温度为目的时,机械活化对Fe3O4被H2还原成Fe、被CO或H2还原成FeO以及FeO的H2还原有利,而对Fe2O3的CO或H2还原、Fe3O4被CO还原成Fe以及FeO的CO还原不利;以提高还原气体CO或H2的利用率为目的时,则机械活化对各种铁氧化物的所有还原反应均有利。
(4)机械活化Fe3O4从被CO或H2还原成Fe转为被CO或H2还原成FeO的转折温度随Fe3O4储能的增加而线性下降。
[1] 方 觉,郝素菊,李振国,等.非高炉炼铁工艺与理论[M].3版.北京:冶金工业出版社,2002:1-15.
[2] Qiu G B,Bai C G,Dong L Y,et al.Investigation into properties of titanium bearing molten slag in smelting reduction process[J].Ironmaking Steelmaking,2009,36(2):105-109.
[3] Wu S L,Xu J,Yang S D,et al.Basic characteristics of the shaft furnace of COREX smelting reduction process based on iron oxides reduction simulation[J].ISIJ Int,2010,50(7):1032-1039.
[4] Takao H,Hidetoshi T.Future steelmaking model by direct reduction technologies[J].ISIJ Int,2011,51(8):1301-1307.
[5] Kashiwaya Y,SuzukiH,Ishii K.Characteristics ofnano-reactor and phenomena duringmechanicalmilling of hematite-graphitemixture[J].ISIJ Int,2004,44(12):1975-1980.
[6] Vahdati Khaki J,Kashiwaya Y,Ishii K,et al.Intensive improvement of reduction rate of hematite-graphite mixture by mechanical milling[J].ISIJ Int,2002,42(1):13-22.
[7] Kashiwaya Y,Suzuki R,Ishii K.Effect of oxides and carbonate on the reaction of hematite and graphitemixture obtained by themechanicalmilling[J].ISIJ Int,2011,51(8):1213-1219.
[8] Seki I,Nagata K.Reduction kinetics of hematite powdermechanicallymilled with graphite[J].ISIJ Int,2006,46(1):1-7.
[9] Karbasi M,Saidi A,Tahmasebi M H.Carbothermic reduction of mechanically activated hematite-graphite-copper mixture[J].Ironmaking Steelmaking,2009,36(2):82-86.
[10] 庞建明,郭培民,赵 沛,等.氢气还原氧化铁动力学的非等温热重方法研究[J].钢铁,2009,44(2):12-14.
[11] 李 解,张邦文,李保卫.白云鄂博中贫氧化矿微波磁化焙烧—磁选试验研究[J].金属矿山,2010(5):89-91.
[12] 李保卫,张邦文,赵瑞超,等.用微波还原—弱磁选工艺从包钢稀土尾矿回收铁[J].金属矿山,2008(6):45-48.
[13] 赵瑞超,张邦文,李保卫.从高炉瓦斯灰回收铁的试验研究[J].金属矿山,2010(11):169-172.
[14] 布林朝克,郭 婷,赵瑞超,等.机械活化铁氧化物的碳热还原热力学[J].金属矿山,2012(12):41-45.
[15] Pourghahramani P,Plson B,Forssberg E.Multivariate projection and analysis ofmicrostructural characteristics ofmechanically activated hematite in different grindingmills[J].Int JMiner Process,2008,87:73-82.
[16] 黄希祜.钢铁冶金原理[M].3版.北京:冶金工业出版社,2002:285.