Размещено на http://www.allbest.ru/

Національна металургійна академія України

УДК 669.162.231.085

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук

Удосконалення технології нагріву дуття у доменних повітронагрівниках з метою енергозбереження

05.16.02 - "Металургія чорних металів"

Грес Леонід Петрович

Дніпропетровськ 2002

Загальна характеристика роботи

Актуальність теми. Чорна металургія споживає близько 30% загальної витрати енергоносіїв у промисловості. У витратах палива доменного виробництва більш між 70% припадає на кокс, 18% - на природний газ та 11% - на доменний газ. Питома витрата умовного палива на виробництво чавуну в Україні складає 630-650 кг.ум.пал/т.чавуну, що значно більше, ніж у розвинених промислових країнах.

Питома витрата коксу у значній мірі визначається рівнем температури дуття, який залежить від конструкції повітронагрівників, режимів їх експлуатації та спалювання палива, а також терміну їх служби. При передчасній зупинці на ремонт одного із чотирьох повітронагрівників температура дуття знижується на 60-80С, що призводить до збільшення питомої витрати коксу на 8-10 кг/т.чавуну.

Для забезпечення температури дуття 1100-1250С величина теплоти згоряння доменного газу є недостатньою, тому цей газ збагачують природним газом. На блок повітронагрівників доменної печі об'ємом 1513 м³ необхідно витрачати 18-25 млн м³ на рік природного газу.

В остані роки у кладці повітронагрівників використовують динасові вогнетриви, які мають низьку термостійкість при температурах нижче 573С. У зв'язку з цим при конструюванні повітронагрівників, їх розігріві та експлуатації необхідно достатньо точно розраховувати розподіл температур по висоті та товщині кладки, особливо динасової зони.

Капітальні витрати на енергозбереження у 3-4 рази менше витрат на виробництво енергоносіїв. У зв'язку з цим їх збереження для України є приоритетним напрямком, одним із важливих факторів забезпечення конкурентноспроможності продукції на світовому ринку.

Економія енергоресурсів має не тільки економічний ефект, але й поліпшує екологічну обстановку промислових регіонів.

Зазначені обставини висувають у число актуальних проблем створення та розвиток теоретичних та технологічних основ енергозбереження при нагріві дуття у доменних повітронагрівниках Це визначило науковий напрямок теоретичних та експериментальних досліджень.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Проблеми, які вирішуються у роботі, відповідають Положенню Комплексної держаної програми енергозбереження та "Основних напрямків державної політики України" у сфері забезпечення екологічної безпеки. Робота містить питання, пов'язані з виконанням НДР відповідно до рішення Комісії Президіуму Ради міністрів України, протокол № 85 від 24.04.1991р., координаційними планами галузевого замовлення Міністерства промислової політики за напрямком "Доменне виробництво", а також планами НДР Національної металургійної академії України, де дисертант був керівником робіт (наукові звіти по темам з № державної реєстрації: 0193U043639; 019.3.У043641; 019.3.У043642; 01890012487; 79007831; 78019552).

Мета та завдання досліджень. Метою роботи є розробка теоретичних та технологічних основ енергозбереження при нагріві дуття у доменних повітронагрівниках. Поставлену мету досягали використовуючи системний аналіз енергозбереження сучасних повітронагрівників.

Об'єктом досліджень є доменні повітронагрівники, а предметом - енергозберігаючі технології нагріву доменного дуття, які забезпечують економію коксу, природного та доменного газів. Відповідно до цього було визначено завдання досліджень:

- вибір цільової функції та оптимізація поверхні нагріву блоку повітронагрівників за мінімумом зведених витрат з урахуванням виплати за шкідливі викиди у довкілля;

- розробка методу розрахунку теплового акумулятора для стабілізації температури гарячого дуття;

- розвиток аналітичного методу розрахунку сучасних конструкцій повітронагрівників, у насадці яких використані різнородні вогнетривкі матеріали, з урахуванням втрат теплоти через кладку та уточненням крайових умов по висоті насадки;

- теоретичне обгрунтування різноманітних способів та пристроїв для забезпечення заданої температури під куполом повітронагрівників при опалюванні їх тільки доменним газом; вибір більш ефективних способів опалення повітронагрівників;

- дослідження та аналіз термонапруженого стану кладки та кожуха повітронагрівників при їх сушінні, розігріві та експлуатації;

- удосконалення окремих вузлів тракту гарячого дуття та повітронагрівників, режимів їх розігріву та експлуатації;

- дослідження та аналіз умов формування та утворення азотомістких сполук у доменній печі та колошниковому газі; визначення залежності концентрації "паливних" оксидів азоту, які утворюються при спалюванні доменного газу, від кількості у вихідному доменному газі азотомістких сполук;

- удосконалення пристроїв для взяття доменної печі на "тягу".

Методи дослідження. При виконанні роботи використовувалися методи фізичного та математичного моделювання, математичної статистики, методи оптимізації, фундаментальні положення системного аналізу. При дослідженні фізичного моделювання розподілу потоку теплоносіїв по перетину насадки використовували теорію подібності. Математичні моделі повітронагрівників та теплообмінників розробляли на основі відомих фізичних законів з урахуванням теорії тепломасообміну та регенерації теплоти, що забезпечує їх використання у широкому діапазоні зміни умов експлуатації повітронагрівників та доменної печі.

Наукова новизна отриманих результатів. Дисертантом особисто виконано нові наукові розробки:

- уперше розв'язано задачу вибору оптимальної питомої поверхні нагріву блоку повітронагрівників за критерієм мінімуму зведених витрат, де ураховується оплата за шкідливі викиди у довкілля;

- уперше розв'язано задачу плавління речовини, яка знаходиться у теплообмінній масі теплового акумулятора для стабілізації температури гарячого дуття, у результаті чого установлено залежність тривалості та динаміки плавління цієї речовини від її теплофізичних властивостей та параметрів теплообміну; розроблено науково-методичні основи розрахунку теплового акумулятора, що дає можливість визначити його технологічні та конструктивні параметрі;

- знайшов подальший розвиток теоретичних основ регенеративного теплообміну у доменних повітронагрівниках; обгрунтована доцільність уточнення граничних умов уздовж висоти насадки та урахування втрат теплоти через кладку при визначенні витрати палива та розподілу температур уздовж висоти насадки, яка складається із різноманітних вогнетривів;

- теоретично обгрунтовано можливість розрахункового аналізу, прогнозування та вибору параметрів експлуатації доменних повітронагрівників з використанням діалогової системи "Радник газівника доменної печі", алгоритм якої реалізує комплекс математичних моделей і забезпечує на їхній основі виконання заданих функцій системи;

- на основі фізичного моделювання, а також аналізу реальних температурних умов експлуатації піднасадочної решітки доведена залежність між ступенем різноманітності розподілу потоку теплоносіїв по поперечному перетину насадки і режимом уводу холодного дуття у піднасадочний пристрій повітронагрівника;

- уперше установлена залежність концентрацій "паливних" оксидів азоту у продуктах спалення доменного газу від кількості у вихідному доменному газі азотомістких сполук (аміаку, ціанідів, родонідів), які утворюються у процесі доменної плавки.

Достовірність одержаних результатів забезпечується використанням класичної теорії теплопровідності, тепломасообміну, механіки рідини та газів, а також узгодженістю результатів, які одержані різними методами досліджень, з практикою роботи доменних печей та їх повітронагрівників.

Практична цінність одержаних результатів.

У результаті виконання роботи запропоновані:

- методика розрахунку сучасних повітронагрівників, яка забезпечує правильний вибір їх габаритів, поверхні нагріву, типу вогнетривких матеріалів по висоті та товщині кладки;

- комп'ютерна діалогова система "Радник газівника доменної печі", що дозволяє розраховувати, прогнозувати та вибирати параметри експлуатації повітронагрівників;

- конструкція теплового акумулятора для стабілізації температури гарячого дуття, у теплообмінній масі якого використано ефект фазового перетворення твердої речовини у рідину та навпаки; методика розрахунку теплового акумулятора та вибір типу плавкої речовини;

- конструкція повітронагрівників з винесеним керамічним пальником, яка дозволяє використовувати існуючі апарати з внутрішньою камерою горіння під час їх капітального ремонту;

- динамічний спосіб подачі холодного дуття та конструкція піднасадочного пристрою, які забезпечують підвищення середньої температури гарячого дуття;

- спосіб нагріву повітронагрівників при роздільній подачі доменного та природного газів, що дає змогу економити природний газ та збільшити температуру дуття;

- система теплообмінників з проміжним теплоносієм для нагріву компонентів горіння;

- конструкція повітронагрівника, в нижній частині якого розташовано рекуператор типу "термоблок", або автономний регенератор для нагріву повітря горіння;

- двостадійний спосіб спалення палива у доменних повітронагрівниках, що призводить до збільшення стійкості кладки камери спалення та зниження викидів оксидів азоту у довкілля;

- способи та пристрої для сушіння та розігріву повітронагрівників та їх керамічних пальників;

- удосконалені пристрої для взяття доменної печі на "тягу";

- удосконалені конструкції купола повітронагрівника та штуцера гарячого дуття.

Використання результатів роботи. Результати теоретичних та експериментальних досліджень, що впроваджені у виробництво:

- режим сушіння та розігріву повітронагрівників ДМК ім. Дзержинського, ДГМК "Криворіжсталь", МК "Запоріжсталь" та Єнакіївського металургійного заводу;

- удосконалена конструкція штуцера гарячого дуття повітронагрівників доменної печі № 3 Краматорського металургійного заводу;

- новий пристрій для взяття доменної печі на "тягу" ДМК ім.Дзержинського, а також № 5 Єнакіївського металургійного заводу;

- пристрій для сушіння повітронагрівників Краматорського металургійного заводу;

Результати роботи використані у робочій документації Укрдіпромезу, Азовдіпромезу та ДПІ "Дніпропроектстальконструкція".

Фактично досягнутий економічний ефект від впровадження розробок у виробництво складає 1548000 грн/рік (частка автора -774200 грн/рік). Очікуваний економічний ефект - 13862000 грн/рік).

Матеріали дисертаційної роботи використовуються в учбовому процесі при читанні лекцій та виконанні курсових проектів і дипломних робіт.

Особистий внесок автора у виконану роботу. Автор був керівником робіт, пов'язаних із збільшенням температури дуття та терміну експлуатації повітронагрівників. Він приймав безпосередню участь у постановці та розв'язанні задач, розробці методу та алгоритмів розрахунку повітронагрівників, підготовці та проведенні експериментальних досліджень, теоретичному обгрунтуванні та узагальненні одержаних результатів. Автору належать основні ідеї, теоретичні та технологічні положення, які представлені у роботі.

Апробація результатів дисертації. Основні положення та результати роботи доповідались на: 8^th international scientific conference "Energy transformations in industry", Slovak republic, Zemplincka Sirova. - 2002; міжнародній конференції "Теплотехніка та енергетика у металургії", (Дніпропетровськ, 2002); міжнародному форумі TMS-2000 "High temperature processes for waste treatment and minimization" (Idoho, USA, 2000); V міжнародному конгресі доменщиків (Дніпропетровськ-Кривий Ріг, 1999р.); міжнародній конференції "Проблеми пічної теплотехніки" (до 100-річчя з дня народження І.Д.Семікина), Дніпропетровськ, 1999р.; VI та VII міжнародних конференціях "Gospodarka ciеplna I eksploatacja piecow przemyslowych" (Czestochowy, Poland, 1997, 1999); міжнародних конференціях "Energeticke premeny v priemycle" (Kosice, Slovakija, 1996, 1998); ІІ та ІІІ міжнародних сімпозіумах "State and development metal processing" (Split and Sibenek - Crotia, 1996, 1998); міжнародної конференції "Стан та перспективи розвитку аглодоменного виробництва України" (Маріуполь, 1977р.); VI міжнародному екологічному конгресі "Progress to meet the challenge of environmental change" (Manchester, United Kingdom, 1994); всеукраїнській науково-практичній конференції "Теорія та практика рішення екологічних проблем у гірничодобувній та металургійній промисловості" (Дніпропетровськ, 1993р.); міжнародному семінарі "Наукові основи конструювання металургійних печей. Теплотехніка та екологія" (Дніпропетровськ, 1993р.); республіканській конференції "Питання поліпшення теплової роботи та конструкцій металургійних печей" (Дніпропетровськ, 1981р.).

Публікації. Основні результати роботи опубліковані у 36 наукових працях, у тому числі: в одному учбовому посібнику (без співавторів), 29 статтях (із них 11 одноосібних), одному патенту та 5 авторських посвідчень на винаходи, а також є додатково 12 статей та тезисів докладів на конференціях і 26 авторських свідоцтв на винаходи, які не ввійшли у вказане число робіт.

Структура дисертації. Робота складається із вступу, 6 розділів, висновків, списку використаних джерел і додатків, викладена на 393 стор., і містить 103 рисунків на 103 стор., 46 таблиць, список використаних джерел із 285 найменувань та 3 додатка.

Основний зміст роботи

нагрів дуття доменний повітронагрівник

Сучасний стан теорії, методів розрахунку та конструкцій доменних повітронагрівників

Вирішення проблеми енергозбереження при нагріві дуття вимагає розгляду комплексу взаємопов'язаних процесів. Так, збільшення температури дуття супроводжується погіршенням умов служби кладки та кожуха повітронагрівників і тракту гарячого дуття, підвищеними витратами палива та повітря горіння, збільшенням втрат теплоти через кладку та кількості шкідливих викидів у довкілля. У зв'язку з цим, здійснено системний аналіз енергозбереження сучасних повітронагрівників та визначені основні його напрямки: економія природного газу за рахунок утилізації теплоти димових газів, що виходять із насадки, та удосконалення режимів опалення повітронагрівників; зниження питомої витрати коксу шляхом збільшення температури дуття; економія енергоресурсів при підвищенні міжремонтного терміну експлуатації повітронагрівників.

Для конструювання сучасних повітронагрівників та розробки технологічних режимів їх експлуатації необхідно з достатньою для практики точністю розраховувати їх технологічні та конструктивні параметри. Існуючі методи розрахунку повітронагрівників не ураховують втрати теплоти через кладку, використовується приблизна залежність між температурою під куполом та теоретичною температурою горіння, усереднені значення коефіцієнту тепловіддачі по всій висоті насадки, а крайові умови відрізняються від дійсних. У зв'язку з цим, актуальним є подальший розвиток методів розрахунку повітронагрівників. У останні роки за рубежем почали використовувати математичні моделі для управління технологічним режимом повітронагрівників. На підприємствах України та держав СНД такі системи відсутні, тому необхідна їх розробка та впровадження, що дозволить економити паливо та збільшити надійність і термін служби повітронагрівників.

Задану температуру під куполом 1300-1450С можна досягти за рахунок збагачення доменного газу висококалорійним паливом або нагріву компонентів горіння. За рубежем находяться в експлуатації теплообмінники для нагріву доменного газу та повітря, в яких використовується теплота димових газів. У зв'язку з цим для умов наших підприємств необхідно розробляти конструкції таких теплообмінників, що дасть змогу повністю замінити природний газ (18-25 млн м³ за рік на одну доменну піч) на доменний газ.

Теоретичні основи проектування сучасних доменних повітронагрівників

Науково-методичні основи розрахунку повітронагрівників у сучасних умовах їх експлуатації

Теорією регенерації теплоти та розрахунками повітронагрівників займались Й.Д.Семикін, Е.М.Гольдфарб, С.І.Аверін, Б.О.Левченко, В.М.Кошельник, В.М.Ти-мофеєв, Ф.Р.Шкляр, Ю.Г.Ярошенко, С.Л.Соломенцев, Х.Хаузен, В.Хейліген-штедт, А.Вілмот, Д.Сана та інші.

У роботах ВНДІМТ коефіцієнт теплопередачі у насадці визначається для всієї її висоти як середньозважене значення поверхні нагріву для крайових умов, які мають проміжне значення, обчислюване для умов q = const та t_г = const.

Й.Д.Семикін та Е.М.Гольдфарб визначили коефіцієнт теплопередачі насадки як середнє значення для трьох, практично однакових зон при крайових умовах t_г = const для верху насадки у період нагріву, а для низу насадки - у період дуття. Для решти насадки приймались умови q = const. При цьому висота зон дії крайових умов не установлювалася. При визначенні витрат палива, продуктів горіння та розподілу температур по висоті насадки не ураховуються втрати теплоти через кладку стін повітронагрівника.

При розрахунках повітронагрівників, як завжди, задають значення температури газів, що входять у насадку (1300-1400С), яке можна забезпечити за рахунок збагачення доменного газу природним, повітря горіння - киснем, або шляхом нагріву компонентів горіння. При цьому необхідно знати зв'язок між температурою газів, що входять у насадку, та теоретичною температурою горіння. У відомому методі цей зв'язок визначають за допомогою пірометричного коефіцієнту, значенням якого задаються (0,90-0,95). При розрахунках кількості природного газу для збагачення доменного цей метод є задовільним, так як у процесі експлуатації повітронагрівників витрати природного газу можна регулювати. Якщо ж розраховувати необхідну температуру нагріву повітря горіння та прийняти мінімальне і максимальне значення пірометричного коефіцієнту (0,90 та 0,95), то ці температури будуть відрізнятися на 22% (550 та 710С), що викличе зміни величини інвестицій на спорудження теплообмінників.

Установлено суттєвий вплив зони дії крайових умов t_г = const для верху та низу насадки, втрат теплоти через кладку, коефіцієнту теплопередачі у насадці та кількості зон її розбивки на конструктивні та технологічні параметри повітронагрівників, на базі чого розроблено науково-методичні основи їх розрахунку для сучасних умов експлуатації.

Тепловий баланс для камери спалення та підкупольного простору записували у вигляді:

, (1)

де і_пов, і_п, - ентальпії повітря, палива та продуктів горіння кДж/м³; - втрати теплоти через кладку, кВт; В - витрата палива, м³/с; - вихід продуктів горіння, м³/м³; L_д - дійсна витрата повітря, м³/м³; Q_дис - теплота, яку необхідно витратити на дисоціацію СО₂ та Н₂О, кДж/м³.

Із цього рівняння можна визначити температуру нагріву повітря (t_пов), а якщо прийняти відповідні значення параметрів - розрахувати температури нагріву палива (t_п) та газів, що входять у насадку ().

Використовуючи результати розрахунків втрат теплоти через кладку стін та куполу повітронагрівників, а також втрати теплоти за рахунок дисоціації СО₂ та Н₂О продуктів горіння, установили залежність температури газів, що входять у насадку, від теоретичної температури горіння для існуючих різноманітних конструкцій повітронагрівників.

Експериментальним шляхом визначено взаємозв'язок між температурою газів, що входять у насадку (1300-1450С), та теоретичною температурою горіння для аналізованих конструкцій повітронагрівників при опаленні їх природнодоменною сумішшю (3-5% об. природного газу). Порівняння цих даних з результатами, поданими у графічній формі, показали, що їх розбіжність не перевищує 4%. Розроблений метод використано у проекті Укрдіпромезу для розрахунку параметрів повітронагрівників доменної печі № 2 МК "Запоріжсталь" з нагрівом доменного газу та повітря горіння.

Важливим питанням для розробки енергозберігаючих технологій нагріву дуття є точне визначення витрати палива. Згідно з існуючою методикою розрахунку, витрати палива та продуктів горіння визначаються без урахування втрат теплоти через кладку стін (), що призводить до заниження зазначених параметрів.

Рівняння теплового балансу для зон насадки з урахуванням втрат теплоти має такий вигляд:

- для першої зони

, (2)

де , ' та _ц - тривалість періодів нагріву, дуття та циклу, с;

- втрати теплоти через кладку камери насадки, КВт.

Знаючи значення витрат продуктів горіння (V_п.с) і дуття (V_о), та, задаючись кінцевою та початковою ентальпіями дуття (, ), розраховували ентальпію продуктів горіння на виході із n-ої зони насадки ()

. (3)

Витрату палива з урахуванням втрат теплоти через кладку всього повітронагрівача () визначали із рівняння:

, (4)

де - теплота згоряння палива, КДж/м³; КВП - коефіцієнт використання палива;

.

Розрахунки витрати палива та розподілу температур уздовж висоти насадки з урахуванням та без урахування втрат теплоти через кладку показали, що їх відмінність відповідно складає 12 та 16%.

У сучасних повітронагрівниках насадка складається із різноманітних вогнетривів. Для прийнятої розбивки насадки складно урахувати теплофізичні властивості цих вогнетривів, до того ж зона дії крайових умов t_г = const невідома. Запропоновано визначати висоту зони дії крайових умов q = const по характерній зміні температур теплоносія у розглянутому періоді, коли швидкість зміни температури постійна. Зони, де ця умова не виконується, відносяться до області дії крайових умов t_г = const. Цю умову використовують в інженерному методі розв'зання оберненої задачі теплопровідності, а також при визначенні крайових умов за характером температур на ділянках насадки.

Для визначення зони дії крайових умов розраховували значення питомих теплових потоків при нагріві та охолодженні насадки та поверхні її нагріву. При цьому спочатку приймали висоту зон насадки 3 м, а потім її уточнювали, використовуючи метод ітерацій. Кількість зон розбивки насадки вибирались з умови практичної рівності поверхні нагріву двох останіх зон. Розрахунки показали, що глибина верхньої та нижньої зон, де виконуються крайові умови t_г = const, складає 8,5-9,3% загальної висоти насадки. Для решти насадки виконуються крайові умови q = const. При цьому насадка ділиться не на 3, а на 14-15 зон.

Рекомендовано використати розроблену математичну модель розрахунку повітронагрівників у вигляді комп'ютерної діалогової системи "Радник газівника доменної печі", що дозволить прогнозувати, аналізувати та вибирати режими експлуатації повітронагрівників.

Визначення оптимальної питомої поверхні нагріву блоку повітронагрівників

Поверхня нагріву насадки є одним з основних параметрів, які визначають як габарити повітронагрівника, так і температуру димових газів на виході з насадки.

Нагрів доменного дуття вимагає значних інвестицій (З_ін), витрат на паливо (З_п), електроенергію (З_ел) та виплат за шкідливі викиди у довкілля (З_в). При зниженні поверхні нагріву повітронагрівників необхідно збільшувати витрати на енергоносії та виплати за шкідливі викиди. Таким чином, існує оптимальне значення питомої поверхні нагріву, коли загальні витрати мінімальні.

Для формулювання критерію оптимальності використали цільову функцію

, грн/рік; (5)

, (6)

; (7)

, (8)

де В - витрата палива, м³/с; Ц_п, Ц_ел, , Ц_СО - відповідно ціна 1000 м³ палива, 1 кВт/год електроенергії та ціна 1 т викидів NO_x і СО, грн; 13,3 - витрата повітря, м³/с, коли потужність електродвигуна відповідає 100 КВт; _р - термін роботи повітронагрівників за рік, с.

Одержали формулу для визначення питомої оптимальної поверхні нагріву

м²/м³дуття/хв, (9)

де m - кількість повітронагрівників,

;

, (10)

, (11)

(12)

де С_пв - вартість одиниці поверхні нагріву повітронагрівника, грн/м²; - коефіцієнт тепловіддачі у насадці, КДж/м²цикл К.

Використовуючи результати розрахунків повітронагрівників з різною поверхнею нагріву, побудували графічну залежність розглянутих витрат від цієї поверхні. Запропоновано графоаналітичний метод визначення оптимальної поверхні нагріву. При цьому розходження двох методів не перевищує 2,8%.

Розрахунки показали, що питома оптимальна поверхня нагріву на 40-50% менше існуючої (24 проти 34-38 м²/м³дутья/хв). Оптимальній поверхні нагріву відповідає середнє значення температур 370-400С на виході з насадки при максимальному значенні 650-700С, що для існуючих конструкцій повітронагрівників є неможливим. У зв'язку з цим, а також з "розмитістю" оптимуму, запропоновано збільшити значення раціональної поверхні нагріву до 29-31 м²/м³дутья/хв. При цьому середня температура димових газів на виході з насадки знизиться до 300-320С. Це дасть змогу не тільки збільшити стійкість піднасадочного пристрою, але й використати теплоту димових газів для нагріву компонентів горіння.

Економія природного газу шляхом утилізації теплоти димових газів та удосконалення режимів опалення повітронагрівників

З метою економії природного газу запропоновано новий спосіб опалення повітронагрівників природнодоменною сумішшю. При цьому природний і доменний газ подають на кожний повітронагрівник роздільно, а температуру під куполом регулюють не за допомогою надлишкового повітря, а зміною витрати природного газу. Це призводить до зменшення витрат природного газу, а скорочена його витрата замінюється еквівалентною кількістю доменного газу при постійній витраті повітря горіння.

Розрахунки показали, що при цьому витрата доменного газу збільшується на 38-40%, що дозволяє підвищити температуру дуття на 30-34С за рахунок зростання коефіцієнтів тепловіддачі конвекцією у насадці, а економія природного газу може досягати 34%. Впровадження цієї системи на доменній печі металургійного заводу ім. Петровського, де використовується регулювання температури під куполом зміною витрат природного газу, призвело до економії 24-28% природного газу без зниження температури дуття. На МК ім. Ілліча виконано робоче проектування цього способу нагріву для умов повітронагрівників доменної печі № 2.

Розглянуто та проаналізовано 7 варіантів забезпечення температури 1300-1400С під куполом високотемпературних повітронагрівників при опалюванні їх тільки доменним газом: використання технологічного кисню для збагачення повітря горіння; нагрів компонентів горіння до однакової температури; використання частки гарячого дуття для збільшення температури повітря горіння; нагрів доменного газу у теплообмінниках з проміжним теплоносієм; нагрів повітря у рекуператорі, який розміщено у нижній частині насадки; нагрів повітря в автономних регенераторах; використання повітронагрівників зупинених доменних печей для нагріву повітря. Існуючий спосіб використання природнодоменної суміші прийнято як базовий для порівняння з запропонованими варіантами.

Вибір кращого варіанту здійснювали, використовуючи розрахункові значення мінімуму цільової функції (З), яка включає експлуатаційні витрати на паливо та окислювач (Е), інвестиції для впровадження заходів (І_ПВ) та зміна суми виплат підприємства за викиди шкідливих речовин (NO_x, CO) у довкілля ().

. (13)

Для кожного варіанта розрахували також вартість нагріву 1000 м³ дуття.

При використанні технологічного кисню для забезпечення температури під куполом 1300С необхідно збагачувати ним повітря до 25-27% О₂. У зв'зку з тим, що зменшується вихід продуктів горіння, необхідно спалювати додатково 6-8% доменного газу. Більшість доменних печей обладнано подачою кисню до повітродувок. В останні роки значно зменшилось споживання кисню для технологічних потреб і є запаси потужності кисневих блоків. Крім цього, з-за нераціонального використання кисню мають місце його викиди в атмосферу. Запропоновано централізовану та індивідуальну схеми подачі кисню у пальники повітронагрівників, а також варіант використання холодного дуття збагаченого киснем.

Для забезпечення температури під куполом 1300С (1400С) можна нагрівати газ та повітря до температури 150-160 (330-340С). Так як середня температура димових газів у борові складає 250-280С, то у деяких випадках її необхідно збільшувати за рахунок спалення додаткової кількості доменного газу. Для нагріву компонентів горіння розроблена нова децентралізована система теплообмінників з проміжним теплоносієм, яка має переваги у порівнянні з відомою централізованою системою (Японія, Голландія). Укрдіпромез виконав робоче проектування розроблених теплообмінників для умов МК "Запоріжсталь".

Для забезпечення температур під куполом 1300С можна використовувати частку гарячого дуття. Для цього необхідно додатково нагрівати у повітронагрівниках 13-15% дуття, що не завжди можливо ібо недостатня потужність повітродувок.

Значення параметрів теплообміну у нижній частині насадки у 1,4-1,5 разів менше, ніж у решті насадки і біля 30% її висоти використовується для охолодження продуктів горіння. Розроблена нова конструкція повітронагрівника, у якій нижню частину насадки виконано у вигляді рекуператора типу "термоблок" для нагріву повітря горіння до 300-320С, що дозволяє повністю виключити природний газ (t_куп = 1300С).

Температура під куполом 1400С вимагає нагрів повітря горіння до 750С. Розроблено нову конструкцію повітронагрівників з внутрішнею камерою спалення, у нижній частині якої розташовано автономний регенератор. Ця частина камери спалення раніше заповнювалась битою цеглою. Така конструкція повітронагрівників є компактною і її капітальні витрати незначні. Одним із цих варіантів є використання повітронагрівників зупинених доменних печей. У сучасний момент біля 25% доменних печей виведено з експлуатації і більшість повітронагрівників можна використати для нагріву повітря горіння, що дасть змогу повністю виключити природний газ.

Техніко-економічний аналіз розглянутих варіантів опалення повітронагрівників показав, що для температури нагріву дуття до 1150С мінімальні значення цільової функції (З) та вартості 1000 м³ нагрітого дуття має варіант нагріву компонентів горіння у теплообмінниках з проміжним теплоносієм, а при температурі дуття 1250С - нагрів повітря в автономних регенераторах або використання повітронагрівників зупинених доменних печей. При збільшенні температури дуття на 100С (з 1150 до 1250С) вартість нагріву 1000 м³ дуття зростає на 15% при відповідній економії питомої витрати коксу.

Зниження питомої витрати коксу шляхом підвищення температури доменного дуття

Виконано дослідження, пов'язані з підвищенням температури дуття за рахунок збільшення рівномірності розподілу потоку теплоносіїв по поперечному перетину насадки, поліпшення теплообміну у ній та використання теплообмінників для стабілізації температури дуття перед подачою його у доменну піч.

Проблемою підвищення рівномірності розподілу теплоносіїв по перетину насадки займались дослідники ВНДІМТ та Укрдіпромезу, які пропонували для цієї мети збільшити кількість штуцерів подачі дуття і розміщати у піднасадочному просторі металеві екрани.

Метою наших досліджень було підвищення рівномірності потоку теплоносіїв по перетину насадки діючих повітронагрівників. Дослідження на "холодній" моделі (масштаб 1:50) показали, що нерівномірність у період нагріву має максимальне значення (12,7-14,1%) напочатку періоду, а потім вона зменшується до 6,3%. У період дуття ця закономірність приймає протилежний характер і у кінці періоду нерівномірність досягає 16,7%. На відміну від відомих досліджень нами на моделі розглянуто вплив різноманітних способів подачі дуття на середню рівномірність потоку теплоносіїв. Досліджували 12 режимів подачі дуття, які відрізнялись терміном та черговістю подачі дуття через штуцери. Рекомендовано новий динамічний спосіб подачі холодного дуття, який полягає у тому, що спочатку дуття подають через два штуцери почергово, а потім одночасно з однаковою тривалістю, яка дорівнює 0,33 періоду дуття. Цей спосіб було експериментально досліджено на повітронагрівниках ДГМК "Криворіжсталь". Дослідження показали, що середня нерівномірність потоку дуття зменшилась з 14,5 до 6,8%, що привело до збільшення температури гарячого дуття на 20С та економії коксу 2,4 кг/т чавуну.

Виконали порівняльний аналіз параметрів повітронагрівників при підтриманні заданої температури під куполом подачею надлишкового повітря та рециркулюючими продуктами горіння. При цьому ентальпія при теоретичній температурі () визначається як

 КДж/м³. (14)

Розрахунки показали, що при використанні рециркуляції продуктів горіння збільшується середня температура дуття на 18С за рахунок підвищення витрати продуктів горіння, що призводить до зростання коефіцієнтів тепловіддачі конвекцією у насадці. При цьому економія палива сягає 7,5%.

Регенеративний спосіб нагріву дуття у повітронагрівниках характеризується нерівномірністю температур продуктів горіння та дуття. Різниця температур дуття за період складає 120-170С, що потребує стабілізації його температури. Нині з цією метою використовують холодне дуття. Ю.Г.Ярошенко і Я.М.Гордон виконали дослідження повітронагрівників з шаровою насадкою, у теплообмінній масі якої знаходиться плавка речовина. Такий тип насадки дозволяє збільшити кількість акумульованої теплоти і таким чином підвищити середню температуру гарячого дуття.

Нами для стабілізації температури дуття після повітронагрівача пропонується використати вогнетривкі насадки, розміщені на байпасі змішувача. В теплообмінній масі цих насадок передбачається застосувати плавку речовину (ядро). При цьому використовується фізичне явище фазового перетворення речовини з твердого стану у рідкий і навпаки. При зміні температури теплоносія спостерігається фазовий перехід матеріала ядра, що приводить до поглинання або виділення значної кількості теплоти, яка у декілька разів перевищує його теплоємність.

Розглянуто теоретичні питання використання теплоти плавління та кристалізації речовини для підвищення середньої температури дуття на прикладі теплообмінного елементу теплового акумулятора для стабілізації температури дуття.

Питаннями плавління та кристалізації тіл займались М.О.Глінков, Б.Я.Любов, Й.Д.Семикін, Е.М.Гольдфарб, Л.А.Бровкін, Н.П.Свинолобов, В.М.Ольшанський, В.І.Тимошпольський, Ю.Я.Самойлович та інші.

Теплообмінний елемент теплового акумулятора являє собою порожнистий циліндр (стакан) з внутрішнім радіусом R та товщиною , який виготовлений із вогнетривкого матеріалу, що витримує температуру 1350С. Цей стакан заповнюється плавкою речовиною, температура плавління якої дорівнює середній температурі дуття.

Згідно з дослідними даними температура дуття на виході повітронагрівника зменшується прямолінійно. Тому приймали, що питомий тепловий потік, підведений до теплообмінного елементу, також зменшується прямолінійно від максимального значення спочатку періоду дуття до нуля у кінці його півперіоду, коли ядро розплавляється. Таким чином, підведений середній тепловий потік (q₁) дорівнює половині його максимального значення.

Розглядали плавління прогрітих тіл із збереженням розплаву на поверхні. В.М.Ольшанським установлено, що границя розподілу прогрітих і непрогрітих тіл визначається числами Косовича (Ко), починаючи з 5 (Ко 5).

При роз'язанні задачі приймали, що кількість підведеної теплоти витрачається на подолання прихованої теплоти плавління та на перегрів розплавленого шару

, (16)

де F_R та F_R- - відповідно поверхні початкового розплавленого тіла та твердого залишку, які для циліндра є змінними, м²; - поточна координата розплавленого шару; q_пл - прихована теплота плавління, КДж/кг; М_р і С_р - відповідно маса (кг) та теплоємність розплаву (КДж/кгК); і t_р - середня температура розплаву та перепад температур у шарі розплаву;

, (17)

і - коефіцієнти усереднення температур та теплового потоку по товщині розплавленого шару, які є функцією товщини шару; q₁ і q₂ - питомий тепловий потік, підведений відповідно до поверхні шару розплаву та твердого залишку, КДж/м².

В.М.Ольшанский припускав, що q₂ = 0 і динаміка та тривалість процесу плавління мало змінюються. Нами установлено взаємозв'язок між q₁ та q₂, використовуючи розв'язання задачі плавління прогрітих тіл з виведенням розплаву із поверхні. Приймали, що динаміка зміни розплаву буде такою ж, як для випадку із збереженням розплаву на поверхні.

У зв'язку з цим спочатку розглядали розв'язання задачі плавління прогрітих тіл з виведенням розплаву із поверхні. Аналогічно для цього випадку складали рівняння миттєвого теплового балансу:

. (18)

Після перетворень та розв'язання рівняння (18) одержали вираз для визначення динаміки плавління тіла

, (19)

де ; W_в = 1-Х - твердий залишок; - число Фур'є; а - коефіцієнт температуропровідності; м²/с.

Це рівняння використали у балансовому рівнянні (16) і одержали вираз у безрозмірному вигляді

(20)

При розплавленні матеріалу Х = 1, W_в = 0, тоді

Fo = Fo_пл . (21)

Одержаний вираз (21) повністю збігається з розв'язком В.М.Ольшан-ського, але при цьому динаміка плавління по виразу (20) декілька інша. При збільшенні числа Косовича відмінність у динаміці плавління зростає і при Ко = 20 середнє відхилення досягає 12,7%.

При твердінні тіла без перегріву необхідно ураховувати відведення прихованої теплоти кристалізації та фізичну теплоту твердої фази. Тривалість кристалізації тіла визначається так само, як плавління прогрітих тіл з накопиченням розплаву на поверхні по формулі (21).

Розроблено метод розрахунку теплового акумулятора, який полягає у тому, що спочатку вибирають матеріал ядра, температура плавління якого приблизно дорівнює середній температурі дуття на вході в акумулятор, здійснюють його попередню компановку, розраховують значення теплового потоку, число Косовича та тривалість плавління ядра. Потім визначають поверхню нагріву теплового акумулятора, використовуючи рівняння теплового балансу, який включає кількість теплоти, акумульованої у першому півперіоді дуття, яка засвоєна теплообмінним елементом та витрачена на плавління матеріала ядра. Порівнюють суму тривалості періодів нагріву стінки трубки (_н) та плавління ядра (_пл) з тривалістю дуття ('/2). Якщо ці тривалості не збігаються, то використовують метод послідовного приближення, змінюючи матеріал ядра, зберігаючи температуру плавління та компановку акумулятора.

Як приклад, виконано розрахунок теплового акумулятора для умов доменної печі об'ємом 1386 м³. Приймали теплообміні трубки із зовнішнім діаметром 100 мм і товщиною стінки 15 мм, виконані із корунду. Матеріалом ядра вибрали Fe₂SiO₄ з температурою плавління 1200С і теплотою фазового переходу q_пл = 450 КДж/кг. При цьому числа Косовича та Фур'є відповідно складали 21 та 5,9. Температура дуття, у порівнянні з існуючим способом її стабілізації, збільшуються на 75С.

Виконані розрахунково-експериментальні дослідження для визначення впливу маси кладки тракту гарячого дуття на коливання його температури. Розрахунки показали, що глибина розповсюдження теплової хвилі у кладці тракту досягає 56 мм, а зменшення температури дуття уздовж його довжини складає 0,3-0,4С/м. На доменних печах порівнювали час початку відкриття дроселя змішувача та шибера гарячого дуття. Відзначено, що існує запізнення 10-13% у часі спрацьовання дроселя змішувача. Таким чином, маса тракта гарячого дуття зменшує перепад температур дуття на 10-13%.

Рівень коливання температури дуття у значній мірі визначається масою насадки. У результаті обробки експериментальних даних експлуатації 50 повітронагрівників галузі установлена залежність для визначення мінімальної маси насадки, яка забезпечує заданий рівень температури дуття.

, кг, (22)

де - середня теплоємність насадки, КДж/кгК.

Розрахунки фактичної та мінімальної маси насадки показали, що існуючі повітронагрівники мають достатній резерв маси насадки, що дозволяє у період нестабільної роботи доменних печей збільшувати тривалість періоду дуття на 30-50% без значного зменшення температури дуття.

Економія енергоресурсів шляхом збільшення міжремонтного періоду експлуатації повітронагрівників

Збільшення терміну служби повітронагрівників призводить не тільки до економії енергоресурсів при виробництві вогнетривів, але й до зниження питомої витрати коксу, що пов'язано із зростанням середньої температури дуття за їх кампанію.

Статистична обробка даних 196 повітронагрівників галузі показала, що середній термін служби насадки складає 10,80, а камери спалення - 7,96 років внутрішньої та 8,80 років винесеної. Визначено основні причини низької стійкості кладки внутрішньої камери спалення. Виконано розрахунки для визначення впливу різних параметрів на стійкість її кладки. При збільшенні температури під куполом на 50С (з 1350 до 1400С) деформація повзучості вогнетривів МКП-72 зростає практично у 4-и рази. При зменшенні висоти насадки на 10%, за рахунок підвищення питомої поверхні її нагріву, деформація повзучості знижується тільки на 6%.

Для поліпшення умов служби вогнетривів у камері спалення розроблено декілька нових способів опалення повітронагрівників з використанням двостадійного (нестехіометричного) спалення палива, коли коефіцієнт витрати повітря на першому ступені n 1 та n 1. Розрахунки показали, що використання цих способів призводить до зниження температур у нижній зоні камери спалення, де навантаження на кладку максимальне, з 1350-1400С до 1050-1150С, що забезпечує надійну стійкість кладки з вогнетривів МКП-72. Виконані дослідження двостадійного спалення газу на дослідному стенді пічної зали кафедри ТЕМП НМетАУ, згідно з яким при n = 0,8 на першому ступені і температурі у робочому просторі 1380С концентрація оксидів азоту (NO_x) знизилась з 378 (при стехіометричному спаленні) до 249 мг/м³.

Багаторічний дослід експлуатації повітронагрівників з винесеною камерою спалення виявив задовільну стійкість їх кладки. Заміна повітронагрівників з внутрішньою камерою спалення на винесену на багатьох підприємствах неможлива бо відсутня вільна площа. Розроблені новий спосіб модернізації повітронагрівника та його конструкція з винесеним керамічним пальником, що дозволяє реконструювати існуючі апарати з внутрішньою камерою спалення у період їх ремонту.

Режим сушіння та розігріву динасових повітронагрівників суттєво впливає на їх термін служби. Здійснення з достатньою точністю розрахунків розподілу температур по товщині кладки та напруг в кожухі є неможливим, бо складно урахувати наявність та зміну температурних швів у кладці у вигляді порожнин та вигораючих прокладок, зміну теплофізичних властивостей матеріалів, випарювання та конденсацію водяної пари.

Виконані промислово-експериментальні дослідження температурно-напру-женого стану повітронагрівника МК ім. Дзержинського у період його сушіння, розігріву та перших діб експлуатації. При цьому використано розроблений спосіб розігріву кладки. При досягненні температури під куполом 860-880С повітронагрівник у три етапи заповнюють холодним дуттям через кожні 40-60С. Параметри тиску дуття та термін витримки відповідно такі: 0,04-0,06 МПа - 8 хв.; 0,12-0,16 МПа - 9-12 хв.; 0,16-0,4 МПА - 19-22 хв. Результати досліджень показали, що швидкість нагріву динасової кладки не перевершувала припустимої. Після закінчення розігріву повітронагрівника (26 діб) температура шарів кладки та напруга у кожухі не стабілізувалися, а це сталося тільки після 16 діб експлуатації (рис. 3). Таким чином, у перші доби експлуатації повітронагрівників забороняється різко змінювати їх теплові режими. Розрахункові значення температур по товщині кладки відрізняються від експериментальних, особливо до температур під куполом 1150С, що пояснюється зміною теплофізичних властивостей компенсаційних плит при їх стисненні та зменшенням розмірів температурних швів. Однією з особливостей результатів досліджень була відсутність екстремально значних напруг у кожухі, що пов'язано з застосуванням нового способу розігріву та використанням у кладці стін муліто-кремнеземних компенсаційних плит.

Вологість вогнетривких матеріалів негативно впливає не тільки на процеси сушіння та розігріву, але й на стійкість кладки. У цей період необхідно вивести із повітронагрівника близько 150 тон водяної пари, що спричиняє руйнування та зниження газощільності кладки. Розроблені та впроваджені на МК "Запоріжсталь", "Криворіжсталь", ім. Дзержинського та Єнакіївському металургійному заводі нові режими та пристрої для розігріву кладки повітронагрівників, а на Краматорському металургійному заводі удосконалені окремі їх елементи (купол, штуцер гарячого дуття), що призвело до збільшення їх кампанії на 30-50%.

Зниження шкідливих викидів у довкілля при опаленні повітронагрівників та взятті доменної печі на "тягу"

Виконано термодинамічний аналіз формування та поведінки азотомістких сполук у доменній печі. Цими питаннями займались А.Д.Готліб, Ю.С.Юсфін, В.С.Лісин, Л.І.Леонтьєв, В.І.Шатоха, М.А.Гладков, М.І.Ровенський, М.-К.Лу, М.Шнейдер, Ж.Штеймер та інші.

Відомо, що у фурменій зоні доменної печі температура сягає більш ніж 2000С і при цих температурах утворюється значна кількість оксидів азоту, які по аналогії з умовами у повітронагрівниках можуть створювати передумови для утворення міжкристалітної корозії кожуха горна доменної печі. Для визначення умов та напряму протікання реакцій утворення оксидів азоту розраховували значення їх ізобарних термодинамічних потенціалів.

Аналіз розрахункових даних показав, що за межами фурменної зони та по всій висоті доменної печі відсутні умови для існування оксидів азоту та для утворення міжкристалітного руйнування кожуха доменної печі розглянутого механізму. Цей висновок підтверджується нашими експериментальними дослідженнями.

У доменній печі можуть утворюватися такі азотомісткі сполуки: ціан (діціан), ціаністий водень, ціаніди, родоніди та аміак.

Виконано термодинамічний аналіз формування та поведінки у доменній печі ціанідів з використанням розрахункових значень ізобарних потенціалів та визначенням термодинамічної можливості протікання хімічних реакцій: СО, азот дуття та Na(K); вуглець коксу, азот дуття та Na(K); ціан або діціан та Na(K).

Крім цих реакцій утворення ціанидів можливо також їх утворення за рахунок аміаку та метану, які виділяються під час подальшої термічної обробки коксу у доменній печі. За літературними даними у доменному коксі міститься 1,0-1,4% залишкового азоту та 0,20-0,24% (Na + K). Залишковий азот, який виділився у доменній печі, взаємодіє з вуглецем коксу та метаном, утворюючи ціаністий водень, а потім ціаніди. При цьому можна припустити, що протіканню цих реакцій будуть сприяти і кінетичні фактори, тому що джерелом утворення калію і натрію у доменній плавці є лугові сполуки золи коксу і кокс є джерелом утворення ціаністого водню. Тому протікання реакцій не буде лімітуватися переносом реагуючих речовин.

Такий механізм утворення ціанідів у доменній печі, де вирішальну роль мають елементи коксу, розглядається уперше. Всі автори, які досліджували механізм утворення ціанідів, розглядали їх вплив на процес доменної плавки, взаємодію з вогнетривкою кладкою печі і утворенням гарнісажу. М.І.Ровенський, використовуючи експериментальні дані, вивів емпіричну залежність кількості ціанідів від питомої витрати коксу. Але ця залежність не витікає з його механізму утворення ціанідів, де використовується молекулярний азот (N₂) дуття. Якщо урахувати механізм, згідно з яким кокс має залишковий азот (N) та лугові метали, то із збільшенням питомої витрати коксу кількість ціанідів буде збільшуватися. Таким чином, ціаніди можуть утворюватися як у нижній, так і у верхній зоні печі.

Експериментальні дослідження для визначення концентрації азотомістких сполук у горновому та доменному газі показали, що оксиди азоту у цих газах практично відсутні (сліди). У доменному газі знаходяться азотомісткі сполуки (ціаніди, родоніди, аміак) як у газовій, так і у капельній волозі. При використанні переробного чавуну у газовій фазі знаходиться 195-397 мг/м³ аміаку та 2-4 мг/м³ ціанідів і родонідів, а у волозі - 34-136 мг/л аміаку і 18-90 мг/л ціанідів та родонідів; при виробництві ливарного чавуну - 297-528 мг/м³ аміаку, та 3-5 мг/м³ ціанідів та родонідів у газовій фазі, а також 58-255 мг/л аміаку та 20-105 мг/л ціанідів та родонідів у капельній волозі доменного газу. При цьому менші значення концентрацій речовин відповідають періоду, коли спостерігався рівний хід доменної печі, а максимальні - при підвисаннях, осадках та випусках продуктів плавки.

Таким чином, азотомісткі сполуки у доменному газі є джерелом "паливних" оксидів азоту і їх частка у загальній масі може складати 10-68%. У зв'язку з цим необхідно ураховувати параметри роботи доменної печі при визначенні масових викидів NO_x і спаленні доменного газу. Експериментальні дослідження показали, що концентрація шкідливих речовин у димових газах на виході із повітронагрівників такі: СО - 1980-4200 мг/м³; SO_x - 27,1-30,9 мг/м³; С₂₀Н₁₂ - (28,8-29,2)10^-6 мг/м³; NO_х - 25-450 мг/м³. Концентрація NO_х залежить від температури продуктів горіння, а також виду чавуну та складу доменного газу, який спалюється у повітронагрівниках: при виробництві переробного чавуну - 25-204 мг/м³, ливарного - 135-153 мг/м³ і феромарганцю - 380-450 мг/м³. Подібні дослідження були виконані для визначення залишкових концентрацій азотомістких сполук у коксовому газі. Необхідно ставити вимоги до коксового газу не тільки по кількості H₂S, але й по концентрації азотомістких сполук.

Раніше під час короткочасових зупинок доменної печі її робочий простір з'єднували через тракт гарячого дуття і повітронагрівник з його димовою трубою, що призводило до зниження стійкості кладки. У останні роки з цією метою передбачають тягову трубу, яку розміщують біля доменної печі. Досвід експлуатації таких пристроїв виявив їх незадовільнену роботу, бо паз шибера труби заплавляється продуктами реакції пилу горнового газу та футеровки і для очистки паза шибера часто витрачається більше часу, ніж при зупинках печі.

...