«ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА В...

ТРУДЫ

XVI МЕЖДУНАРОДНОЙ КОНФЕРЕНЦИИ

«ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА

В МЕТАЛЛУРГИИ»

(НМетАУ, г. Днепропетровск, Украина,

4 – 6 октября 2011 г.)

Днепропетровск

«Новая идеология»

2011

УДК 574:621.1

ББК 31.3-391

Т78

Праці XVI міжнародної конференції «Теплотехніка та енергетика

в металургії», НМетАУ, м. Дніпропетровськ, Україна, 4 – 6 жовт-

ня 2011 р. – Дніпропетровськ: Нова ідеологія, 2011. – 252 с.

Наведено тези доповідей учасників XVI міжнарод-

ної конференції «Теплотехніка та енергетика в металур-

гії», що відбулася 4 – 6 жовтня 2011 р. в Національній

металургійній академії України.

Зміст опублікованих матеріалів відбиває сучасний

погляд на питання енерго- і ресурсозбереження в про-

мисловості, конструювання теплових металургійних аг-

регатів і енергетичних установок, технології теплової

обробки матеріалів, моделювання та експерименталь-

ного дослідження теплофізичних процесів металургій-

ного виробництва.

Матеріали конференції будуть корисні фахівцям в

галузі теплотехніки та енергетики, що працюють в уні-

верситетах, науково-виробничих підприємствах, проек-

тно-конструкторських організаціях, промислових підп-

риємствах.

Тези доповідей публікуються в авторській редакції.

ISBN 978-966-8050-85-5 © Національна металургійна

академія України, 2011

ОРГАНИЗАТОРЫ КОНФЕРЕНЦИИ

Министерство образования, науки молодежи и спорта Украины

Национальная металлургическая академия Украины

Академия наук высшей школы Украины

Объединение предприятий «Металлургпром»

Ассоциация «Центр внедрения энергосберегающих

и инновационных технологий» («ЦВ ЭНЕРГОИНТЕХ»)

Корпорация «Днепротехника»

ПАРТНЕРЫ КОНФЕРЕНЦИИ

Государственная инспекция по энергосбережению.

Территориальное управление в Днепропетровской области

Сервисный центр «Стандарт-С»

МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНЫЙ КОМИТЕТ

Augustin Varga (Кошице, Словакия)

Басок Б.И. (Киев, Украина)

Безродный М.К. (Киев, Украина)

Большаков В.И. (Днепропетровск, Украина)

Величко А.Г. (Днепропетровск, Украина)

Волкова Е.И. (Фрайберг, Германия)

Gerd Walter (Фрайберг, Германия)

Габринец В.А. (Днепропетровск, Украина)

Грес Л.П. (Днепропетровск, Украина)

Губинский В.И. (Днепропетровск, Украина)

Гусовский В.Л. (Москва, Россия)

Игорь Барсуков (США)

Ivan Imriš (Кошице, Словакия)

Капустин Е.А. (Мариуполь, Украина)

Карп И.Н. (Киев, Украина)

Кравцов В.В. (Донецк, Украина)

Курносов В.В. (Москва, Россия)

Кошельник В.М. (Харьков, Украина)

Ladislav Lazic (Сисак, Хорватия)

Лу Чжун-У (Шеньян, Китай)

Маслов В.А. (Мариуполь, Украина)

Майстренко А.Ю. (Киев, Украина)

Недопѐкин Ф.В. (Донецк, Украина)

3

Павленко А.М. (Днепродзержинск, Украина)

Прибытков И.А. (Москва, Россия)

Пройдак Ю.С. (Днепропетровск, Украина)

Ryszard Białecki (Гливице, Польша)

Ревун М.П. (Запорожье, Украина)

Сафьянц С.М. (Донецк, Украина)

Сигал И.Я. (Киев, Украина)

Сорока Б.С. (Киев, Украина)

Спирин Н.А. (Екатеринбург, Россия)

Трусова И.А. (Минск, Беларусь)

Henryk Radomiak (Ченстохова, Польша)

Яковлева И.Г. (Запорожье, Украина)

Ярошенко Ю.Г. (Екатеринбург, Россия)

ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ

Величко А.Г. – председатель оргкомитета, чл.-корр. НАН Украины,

ректор Национальной металлургической академии Украины (НМетАУ).

Пройдак Ю.С. – заместитель председателя, проректор по научной

работе НМетАУ.

Губинский М.В. – заведующий кафедрой промышленной тепло-

энергетики (ПТЭ) НМетАУ.

Еремин А.О. – заведующий кафедрой теплотехники и экологии

металлургических печей (ТЭМП) НМетАУ.

Гупало Е.В. – ученый секретарь конференции, доцент каф. ТЭМП

НМетАУ.

Волошко С.В. – директор Корпорации «Днепротехника».

Харахулах В.С. – генеральный директор объединения предприятий

«Металлургпром».

Воробьева Л.А. – науч. сотрудник каф. ТЭМП НМетАУ.

Форись С.Н. – доцент каф. ПТЭ НМетАУ.

Почтовый адрес:

Оргкомитет конференции «Теплотехника и энергетика в металлургии»

Каф. ТЭМП, НМетАУ, пр. Гагарина, 4, г. Днепропетровск, 49600, Украина.

Телефоны:

Губинский Михаил Владимирович – (+3 80562) 47-44-27;

Гупало Елена Вячеславовна – (+3 8067) 297-49-62, (+3 8095) 632-94-07.

Тел./Факс: (+380562) 46-24-73, 47-44-27.

E-mail: [email protected]

Web-сайт: http://konf.ktemp.dp.ua/index.html

4

http://www.itc.polsl.pl/newitc/index.php?option=com_content&task=section&id=7&Itemid=225

XVI МЕЖДУНАРОДНАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ «ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА В МЕТАЛЛУРГИИ», НМетАУ, г. Днепропетровск, Украина, 4 – 6 октября 2011 г.

МОДЕРНИЗАЦИЯ ГОРИЗОНТАЛЬНОГО СТЕНДА РАЗОГРЕВА СТАЛЕРАЗЛИВОЧНЫХ КОВШЕЙ

НА ОСНОВЕ СНТ

Абдулин М.З.1, Турунов Д.Н.2, Абдулин А.М.3, Дворцин Г.Р.3, Жученко А.М.3, Ткаченко А.Г.3

1 – НТУУ «Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина

2 – ОАО «Енакиевский металлургический завод», г. Енакиево, Украина 3 – ООО «НПО «Струйно-нишевая технология», г. Киев, Украина

В металлургической промышленности накоплен большой опыт

сушки и разогрева различных видов ковшей. Стенды, предназначен-ные для выполнения данных операций, предусматривают как верти-кальное, так и горизонтальное расположение ковша. Вертикальный способ установки более адаптирован для оптимальной организации топочных процессов, от которых зависит температурный уровень, равномерность и скорость разогрева, тепловая мощность начала разо-грева и т.д. При установке ковша в горизонтальном положении (рис. 1.) существенно упрощается проведение технологических опера-ций. Однако при этом возникает ряд труднопреодолимых сложностей. Так, например, наросты на кромках ковша, возникающие в процессе эксплуатации, препятствуют плотному (Δ ≤ 50 мм) прилеганию кром-ки ковша к передвижной стенке, на которой установлено горелочное устройство. При этом вследствие разности плотностей продуктов сго-рания и окружающего воздуха создается перепад давления, который приводит к интенсивному подсосу холодного воздуха через образо-вавшуюся щель и существенно охлаждает нижнюю кромку ковша. Возникающая при этом термическая неравномерность крайне нежела-тельна и трудно устранима.

Используя опыт модернизации стендов сушки и разогрева ОАО «Запорожсталь» на основе универсальной струйно-нишевой технологии, НПО «СНТ» с ноября 2009 г. провело комплекс работ по установке ГУ ВРАД на ГУР № 4 конвертерного цеха ОАО «Енакиев-ский металлургический завод».

На первом этапе определялось соответствие показаний термопа-ры фактической температуре разогрева футеровки ковша, которая из-мерялась переносным оптическим пирометром «RAYTEK». Оказа-лось, что штатное ГУ ГНД-150 не обеспечивает достаточный уровень качества смесеобразования горючего с окислителем, что приводит к увеличению времени выгорания топлива и соответственно длины фа-кела. Вследствие этого уровень температуры продуктов сгорания на

55


выходе из ковша (в районе установки термопары) значительно выше, чем у днища (зафиксирована разница от 27 °С до 196 °С).

A

Вид A1 4 5 3 2 3 785 6 9

Продукты сгорания

Воздух

Δ

Рис. 1. Горизонтальная установка разогрева сталеразливочных ковшей. 1 – ковш; 2 – салазки; 3 – ГУ ВРАД СНТ-32;

4 – наросты; 5 – передвижная стенка; 6 – фотодатчик; 7 – всас дымососа; 8 – технологическое окно; 9 – окно под термопару

Для определения температуры дна ковша, на передвижной стенке установлен стационарный оптический пирометр «Укртермоконт», с выводом показаний на существующую автоматику ГУР, фиксацией данных на трендах и возможностью ведения технологического про-цесса в автоматическом режиме. При пуско-наладочных работах, рас-ход газа, необходимый для нагрева днища ковша до 1200 °С, а также для определения влияния присосов холодного воздуха на экономич-ность работы стенда с различным расстоянием от кромки ковша до передвижной стенки (Δ = 50 - 500 мм), подбирался в ручном режиме.

Равномерность нагрева футеровки дна и стенок ковша контроли-ровалась также и переносным оптическим пирометром. На основании полученных данных, в соответствии с существующим регламентом нагрева ковшей, проведено сравнение эффективности работы ГУР № 4 на ГУ ГНД-150 и ГУ ВРАД СНТ.

Зафиксированы следующие результаты: – СНТ обеспечивает равномерный разогрев футеровки горизон-

тально установленного ковша и надежную экономичную работу ГУР в автоматическом режиме в течение 18 месяцев. За этот период разогре-то более 3000 тысяч ковшей.

– экономия газа после модернизации ГУР составляет более 20 %.

66


Также эффективность струйно-нишевой технологии тестировалась путем разогрева одного и того же ковша после капремонта из холод-ного состояния. На модернизированном стенде № 4 футеровка днища ковша разогрелась за 146 минут до 1242 °С, при этом было сожжено 501 м3 газа. На штатном стенде №3 за 300 минут удалось нагреть ковш только до 1105 °С, затратив 1041 м3 газа.

Литература

1. Абдулин М. З. Струйно-нишевая технология сжигания топли-ва – решение проблем современных горелочных устройств / Абду-лин М. З., Дворцин Г. Р., Жученко А. М., Кулешов Ю. А., Мил-ко Е. И. // «Теплотехника и энергетика в металлургии» : XV междуна-родная конференция, 7-9 октября 2008 г. – труды конф. – Д. – 2008. – С. 5-6.

2. Абдулин М. З. Технология сжигания – определяющий фактор эффективности огнетехнических объектов / Абдулин М. З., Двор-цин Г. Р., Жученко А. М. // Новости теплоснабжения. – 2009. – № 11. – С. 23-27.

3. Абдулин М. З. Продление ресурса энергогенерирующего обо-рудования с повышением эффективности его работы на основе струй-но-нишевой технологии / Абдулин М.З., Дворцин Г.Р., Жучен-ко А. М. // «Энергоэффективность крупного промышленного регио-на»: IV международная научно-практическая конференция, 1-3 июня 2010г. –сб. мат. конф. – Д. – 2010. – С. 46-49.

7


ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ТУРБУЛЕНТНОЙ ДИФФУЗИИ ГАЗА

В ПЛОТНОМ СЛОЕ КУСКОВОГО МАТЕРИАЛА

Агаджанян А.В., Губинский М.В., Федоров С.С., Форись С.Н., Карабеза И.И.

Национальная металлургическая академия Украины,

г. Днепропетровск, Украина

В металлургии широко используется тепловая обработка куско-вого материала в шахтных агрегатах с плотным слоем. В таких печах большое практическое значение имеет эффективное использование рабочего пространства с целью достижения требуемой производи-тельности печей и качества продукции при минимальных затратах то-плива.

Значительное влияние на работу шахтных печей оказывает тур-булентная диффузия газа. Количественная оценка данного показателя важна при математическом моделировании тепловой и газодинамиче-ской работы печей. Значительная часть экспериментальных данных о величине коэффициента турбулентной диффузии получена для дис-персных материалов [1]. Применимость их в шахтных печах с разме-ром фракций материала 40 – 120 мм требует специальной проверки.

Целью данной работы на кафедре промышленной теплоэнергети-ки является экспериментальное определение коэффициентов диффу-зии в условиях шахтных агрегатов.

Для решения по-ставленной задачи на кафедре промышлен-ной теплоэнергетики НМетАУ была разра-ботана эксперимен-тальная установка, схема которой приве-дена на рис. 1.

Корпус установки представляет собой ко-роб высотой 650 мм и сечением 300 × 300 мм, закрепленный на под-ножках. В основании короба размещены диффузор и сопло для

8


подвода двух различных газов. Кусковый материала размещается на перфорированной решетке в специальном полиэтиленовом канале шириной 200 мм. Предполагаемый размер фракций 20 – 40 мм. С внешней стороны между корпусом короба и каналом также разме-щается кусковый материал.

Встреча газовых потоков осуществляется в основании короба. Через диффузор в канал поступает основной поток газа № 1,

в основной поток через сопло вводится примесь, газ № 2. Их скорости регулируются и максимально выравниваются. Таким образом, пере-мешивание происходит преимущественно за счет турбулентной диф-фузии газа [1].

На выходе из канала, проводятся точечные замеры концентраций газов. Точки замеров находятся на расстоянии 10 мм от поверхности слоя и располагаются на разном рас-стоянии от центра канала (рис. 2). Расположение точек показано на рис. 2. Таким образом, первая точка отбора расположена непосредственно в центре канала, вторая точка отбора находится на расстоянии 50 мм от центра и третья точка находится на расстоянии 95 мм от центра.

Разработанная установка будет использована в дальнейшем для экспериментального определения коэффициента турбулентной диф-фузии кусковых материалов размером фракции 20 – 40 мм.


1. Аэров М.Э., Тодес О.М. Гидравлические и тепловые основы работы аппаратов со стационарным и кипящим зернистым слоем. – Л.: Химия, 1968. – 512 с.

2. Федоров С.С. Исследование процессов смесеобразования в шахтных известково-обжиговых печах / С.С. Федоров, С.Н. Форись, Р.Г. Хейфец, М.В. Губинский, А.Ю. Усенко, А.Г. Ковпак, А.В. Агад-жанян // Технічна теплофізика та промислова теплоенергетика: Збір-ник наукових праць. – Випуск 2. – Дніпропетровськ: Нова ідеологія, 2010. – С. 184 – 197.

9


ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ КОМПЛЕКСА МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ЖЕЛЕЗОРУДНОГО

СЫРЬЯ НА ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА

Аржадеева Г.Ю., Дмитриев А.Н., Чесноков Ю.А.

Институт металлургии УрО РАН, г. Екатеринбург, Россия

Доменная печь – основной агрегат для получения чугуна, являю-

щегося, в свою очередь, сырьем для получения стали. Таким образом, реализуется основная схема передела железорудного сырья «доменная печь – конвертер». В доменной плавке расходы на кокс составляют около 40 % затрат на получение чугуна и оказывают значительное влияние на его себестоимость. Поэтому существенное сокращение расхода кокса при минимизации общих энергозатрат должно рассмат-риваться как важная проблема при совершенствовании технологии доменной плавки.

Расход кокса в доменной плавке как энергоносителя может сни-жаться, в основном, двумя путями.

Во-первых, за счет использования экстенсивных факторов – по-вышение содержания железа в шихте, использование прямых замени-телей кокса (природного газа, мазута, угольной пыли, восстанови-тельного газа, в том числе колошникового, с отмывкой его от диокси-да углерода), увеличение температуры дутья, высокопотенциального тепла (использование плазмотронов) и т.д.

Во-вторых, за счет использования интенсивных факторов – по-вышение степени использования теплового и восстановительного по-тенциалов газа в результате улучшения качества железорудного сырья и кокса, характеризуемого восстановимостью, прочностью, темпера-турами размягчения и плавления для железорудного сырья, реакцион-ной способностью для кокса.

Резервы первого направления в значительной степени исчерпа-ны. Таким образом, главным резервом снижения расхода кокса и улучшения технико-экономических показателей плавки является по-вышение качества железорудного сырья и кокса.

Выполненный нами анализ существующего положения дел пока-зал, что определяющими показателями качества являются восстано-вимость и прочность для железорудного сырья, реакционная способ-ность для кокса.

В работе решается задача разработки нового подхода к решению практической задачи использования новых видов железорудного сы-рья и кокса в пирометаллургических процессах, включая целенаправ-

10


ленное формирование их качества. Этот подход заключается в сле-дующем: лабораторные исследования с определением качественных характеристик сырья, аналитическое исследование с помощью мате-матических моделей, опытно-промышленные и промышленные испы-тания. В числе качественных характеристик сырья рассматриваются – восстановимость, прочность, температуры размягчения и плавления железорудного сырья, вязкость первичных и конечных шлаков, реак-ционная способность кокса. Такой подход важен и актуален в связи с тем, что экспериментальное исследование переработки нового желе-зорудного сырья в больших металлургических агрегатах связано со значительными финансовыми, технологическими и техническими трудностями.

Разработанные в Институте металлургии УрО РАН математиче-ские модели доменного процесса [1, 2] позволяют анализировать влияние качества железорудного сырья на показатели доменной плав-ки. Кинетика восстановления железорудных материалов изучена по методике, изложенной в работе [3].

Работа выполнена при финансовой поддержке Программы Пре-зидиума РАН № 23.


1. Дмитриев А.Н., Шумаков Н.С., Леонтьев Л.И., Онорин О.П. Основы теории и технологии доменной плавки. – Екатеринбург: УрО РАН, 2005. – 547 с.

2. Ченцов А.В., Чесноков Ю.A., Шаврин С.В. Балансовая логико-статистическая модель доменного процесса. – Екатеринбург: УрО РАН, 2003.

3. Dmitriev A.N., Chesnokov Yu.A. Reduction Kinetics of Iron Ore Materials by Gases. Defect and Diffusion Forum, Vols. 283-286, 2008. –P. 45–52.

11


ПРИМЕНЕНИЕ ЖИДКОСТНО-ПАРОВЫХ ЭЖЕКТОРОВ В ВАКУУМНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

Арсеньев В.М., Шарапов С.О., Прокопов М.Г.

Сумский государственный университет, г. Сумы, Украина

Ввиду разнообразия областей применения вакуума в металлургии

и необходимости повышения энергетической эффективности про-мышленных вакуумных агрегатов целесообразным является усовер-шенствование существующих и разработка новых методов вакууми-рования.

В металлургии чаще всего применяются пароструйные вакуум-ные агрегаты, которые представляют собой многоступенчатую уста-новку с выхлопом в атмосферу. Питание паром осуществляется из па-ровой магистрали, идущей от ТЭЦ или специальной котельной. Осо-бенно целесообразным является применение паровых эжекторов при наличии бросового пара на объекте, где размещена откачиваемая ус-тановка. Такие условия, в частности, имеются на многих металлурги-ческих заводах.

Основными достоинствами вакуумных эжекторных установок являются компактность, простота, дешевизна, отсутствие движущихся частей, незначительный износ, простота обслуживания, возможность работы с сильно агрессивными газами.

Пароструйные вакуумные агрегаты, используемые в металлургии для создания глубокого вакуума, при отношении давлений ~ 10 ÷ 15, как правило являются многоступенчатыми. Суммарный к.п.д. такого агрегата находится на уровне 2 ÷ 10 %. Такой низкий уровень его эф-фективности связан с тем, что повысить давление в одной пароструй-ной ступени можно не более чем в 2 ÷ 3 раза при условии высокого уровня преобразования энергии. Большая степень повышения давле-ния ведет к резкому снижению к.п.д. эжектора, связанными с потеря-ми на удар при сверхкритическом истечении.

В данной ситуации весьма актуальным становится использование жидкостно-парового вакуумного эжектора, работающего по принципу струйной термокомпрессии. Этот принцип предполагает использова-ние в качестве активной среды вскипающую при истечении недогре-тую до насыщения жидкость: в выходном сечении активного сопла жидкостно-парового струйного компрессора формируется сверхзву-ковая струя мелкодисперсной парокапельной структуры с высоким объемным паросодержанием (β → 1), которая инжектирует отрабо-тавший пар из конденсатора. Сжатый в жидкостно-паровом струйном компрессоре (СТК) пар отделяется в сепараторе, из которого насы-

12


щенная жидкость отбирается насосом в циркуляционный контур и по-сле подогрева в теплообменнике подается в активное сопло компрес-сора.

Привлекательность реализации принципа струйной термоком-прессии в вакуумной металлургии связана с достаточно высокой (для струйных аппаратов) эффективностью, обусловленной незначитель-ными потерями «на удар», малыми затратами энергии на подачу ма-лосжимаемой жидкости и возможностью утилизации (или регенера-ции) низкопотенциального тепла вместо механической энергии при-вода.

Сравнивая жидкостно-паровые вакуумные эжекторы с паро-струйными вакуумными агрегатами, можно сделать вывод, что в от-личие от газовых (паровых) струйных аппаратов, степень завершенно-сти обменных процессов в каналах проточных частей для жидкостно-паровых вакуумных эжекторов является фактором, определяющим эффективность его рабочего процесса

Анализ полученных результатов показал, что использование жидкостно-парового вакуумного эжектора позволяет получить значи-тельную величину вакуума при достаточно высокой эффективности установки, чего нельзя сказать о пароструйных вакуумных эжекторах.

Выводы

На основании результатов теоретических и экспериментальных исследований установлена возможность реализации принципа струй-ной термокомпрессии и обоснована целесообразность применения жидкостно-паровых вакуумных эжекторов в металлургии.

Анализ расчетных и технико-экономических параметров предла-гаемого цикла на основе СТК свидетельствует о перспективности ис-пользования жидкостно-паровых вакуумных эжекторов в металлур-гии.

13


ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ КОВША И СТРУКТУРЫ ЕГО ФУТЕРОВКИ НА ТЕПЛОВЫЕ ПОТЕРИ РАСПЛАВА

Бейцун С.В., Михайловский Н.В., Тригуб И.Г.



Одним из основных параметров, который ограничивает длитель-ность технологических операций со сталеразливочными ковшами, яв-ляется температура расплава. Снижение температуры расплава связа-но с тепловыми потерями на нагрев футеровки ковша, теплопередачей через нее и излучением с открытой поверхности расплава. Уменьше-ние излучения с поверхности расплава в ковше осуществляется за счет применения теплоизоляционных смесей в ходе технологических опе-раций. Однако задача снижения тепловых потерь расплава на нагрев и теплопередачу через футеровку может быть решена не только за счет применения новых теплоизоляционных материалов, но и путем ра-ционализации формы ковша.

В качестве исследуемых образцов были приняты 120-тонные ста-леразливочные ковши, которые применяются для внепечной обработ-ки в условиях ОАО «Интерпайп НТЗ». Отношение наружного диа-метра ковша к его высоте равно 0,85 при конусности 0,05. Параметры слоев футеровки ковша приведены в [1].

Согласно принятой технологии, сталь выпускается в два предва-рительно нагретых ковша, которые последовательно проходят довод-ку на установке «печь-ковш» и обработку в вакуум-камере. По дан-ным промышленных экспериментов, среднее время пребывания рас-плава в первом ковше составляет 140 мин, а во втором – 180 мин.

Начальная температура расплава в ковше, измеренная после вы-пуска, в среднем составляет 1620 ºС, а начальная температура внут-ренней поверхности футеровки подготовленного ковша 900 ºС. Тем-пература окружающей среды для расчетов принята равной +20 ºС.

После выпуска стали часть ковшей проходит обработку на маши-не скачивания шлака, поэтому при определении оптимального отно-шения геометрических параметров ковша рассматриваются варианты для открытой поверхности расплава и поверхности, полностью по-крытой шлаком, а также при утеплении ванны специальной смесью.

Сталеразливочный ковш в модели представлен в виде усеченного конуса. Учитываются тепловые потери через боковую поверхность и днище, а также излучением с поверхности ванны.

Моделирование нестационарной теплоотдачи от расплава через многослойные стенку и днище сталеразливочного ковша производит-

14


ся с учетом начального поля температур слоев футеровки [2]. При этом для расчета процесса нестационарного теплообмена при охлаж-дении расплава используются следующие исходные данные:

– варьируемые геометрические размеры (диаметр и высота) ков-ша при условии постоянства массы расплава;

– начальная температура расплава и внутренней поверхности футеровки ковша;

– теплофизические свойства расплава; – толщина слоев и теплофизические свойства материалов футе-

ровки. В результате моделирования получено оптимальное отношение

диаметр – высота ковша (Dк/Нк)opt с точки зрения минимальной средней скорости охлаждения расплава для указанных технологиче-ских ситуаций:

– для открытой поверхности расплава при (Dк/Нк)opt = 0,206 минимальная скорость охлаждения расплава составляет 48,9 ºС/ч;

– для покрытой шлаком поверхности при (Dк/Нк)opt = 0,253 ми-нимальная скорость охлаждения равна 30,8 ºС/ч;

– для поверхности, покрытой утепляющей смесью, при (Dк/Нк)opt = 0,944 минимальная скорость охлаждения снижается до 20,3 ºС/ч.

Результаты исследований могут быть использованы при проекти-ровании конструкции сталеразливочных ковшей, а также при разра-ботке АСУ внепечной обработки.

Литература 1. Михайловский Н. В. Влияние толщины футеровки сталеразли-

вочного ковша на тепловые потери расплава // Михайловский Н. В., Бейцун С. В. – Металлургическая теплотехника : сб. научн. трудов НМетАУ. – Днепропетровск: Новая идеология, 2010. – С. 135–142.

2. Бейцун С. В. Математическая модель процесса охлаждения расплава в сталеразливочном ковше // С. В. Бейцун, Н. В. Михайловский, В. Ф. Сапов. – Металургійна теплотехніка : зб. наук. праць НМетАУ. – Дніпропетровськ: ПП Грек О. С., 2006. – С. 8–15.

15


МЕТОД ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПРОГРАММНОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ

ПЕРЕНОСА ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ

Белоусов В.В., Бондаренко В.И., Недопекин Ф.В.

Донецкий национальный университет, г. Донецк, Украина

Разливка и затвердевание стали представляют собой завершаю-

щее звено металлургического процесса. С ним связаны многие явле-ния физического и химического характера, среди которых важное ме-сто занимает гидродинамика и тепломассоперенос. Наиболее прием-лемым и надежным методом исследования является численное моде-лирование.

Выбор той или иной модели, учитывающей как гидродинамику, теплофизику, так и массообменные процессы определяется рядом критериев. Так, на этапах разливки металла в большие объемы (ковш, литейная форма, изложница, кристаллизатор) и дальнейшем его за-твердевании на качество получаемых слитков и отливок определяю-щее влияние оказывают гидродинамические процессы. Существуют и такие режимы, когда влияние теплофизики незначительно.

Но, несмотря на подобные различия, для описания процессов пе-реноса импульса, тепла и массы в расплаве может быть предложена обобщенная математическая модель, состоящая из уравнений движе-ния, неразрывности, переноса тепла и массы, газовой фазы, турбу-лентной кинетической энергии, скорости ее диссипации, а также уравнения для доли твердой фазы.

Эта модель лежит в основе предложенного авторами метода про-ектирования программного обеспечения для моделирования процес-сов переноса при производстве металлургических изделий.

На рис. 1 представлена схема взаимодействия программных мо-дулей.

Рис. 1.

Абстрактный класс «Задача» Модуль сопряжения

Интерфейс пользователя Вывод результатов расчета

Модуль описания математической модели

16


В абстрактный класс «Задача» входят свойства в виде перемен-ных функциональных типов, описывающие общие параметры задач переноса и затвердевания (такие как массив температур, скоростей, доли твердой фазы и т.п.) и методы, отвечающие за выполнение об-щих этапов расчета. Здесь свойства класса представляют собой «пус-тые» функции, которые заполняются и используются в последующем процессе расчета.

Программный модуль сопряжения содержит функции, которые преобразуют переменные и массивы из модуля математической моде-ли в переменные функциональных типов модуля общей задачи. Дан-ный процесс на примере отдельно взятого значения иллюстрирует рис. 2.

Рис. 2.

Интерфейсный модуль служит для пользовательского управления

программой, ввода и вывода данных. Расчетная и интерфейсная часть выполняются в различных пото-

ках ОС Windows, что позволяет полноценно использовать современ-ные многоядерные и многопроцессорные компьютерные системы.

При помощи программного обеспечения, спроектированного данным методом, был проведен расчет ряда задач: затвердевания мно-гокомпозитных слитков; моделирования аэродинамики газовых пото-ков в период слива чугуна из миксера в ковш; теплообмена термоане-мометрического датчика с окружающей средой и др.

17


ВЫБОР ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СХЕМЫ ЦИКЛОННОЙ ПЕЧИ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА

МЕЛКОДИСПЕРСНОЙ ИЗВЕСТИ

Бойко В.Н.

Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина

Циклонные печи являются перспективными агрегатами для про-

изводства извести, что обусловлено, во-первых, высоким качеством получаемого продукта и, во-вторых, относительно низким удельным расходом топлива, который приближается к удельным расходам топ-лива в шахтных печах.

Приблизить удельный расход топлива на производство извести в циклонной печи к расходам шахтной печи можно за счет использова-ния температурного и теплового потенциала отходящих дымовых га-зов и готового продукта – извести. Утилизация теплоты отходящих дымовых газов и мелкодисперсной извести осуществляется в запеч-ных теплообменниках циклонного типа – одно или многоступенчатых системах из пылеулавливающих циклонов, соединенных газоходами.

При этом теплота дымовых газов используется для подогрева ис-ходного материала, поступающего на обжиг, а теплота извести для подогрева воздуха, подаваемого на сжигание топлива.

Для определения показателей работы циклонных печей без теп-лообменников, а также с одной, двумя, тремя и четырьмя ступенями теплообмена были выполнены расчеты, основанные на материальном и тепловом балансе отдельных элементов: охладителя извести, подог-ревателя известняка и декарбонизатора с осадителем.

Расчеты печных установок с годовым производством извести 50 тыс. т каждая были выполнены для одинаковых условий. Топливом служил природный газ с теплотой сгорания 33,5 МДж/м3. Степень об-жига кальциевого известняка в декарбонизаторе составляла 95 %. Степень осаждения материала во всех циклонных элементах печной установки была принята одинаковой и составляла 90 %. Аэродинами-ческий расчет позволил определить сопротивление газового тракта печной установки.

В таблице 1 приведены результаты расчетов основных теплотех-нических параметров печных установок с различным количеством ступеней теплообмена.

Из таблицы 1 видно, что степень утилизации теплоты дымовых газов и извести возрастает с увеличением количества ступеней ци-клонных теплообменников со стороны дымовых газов и со стороны

18


извести. Это позволяет повысить КПД печей и снизить удельный рас-ход топлива на производство извести. А в циклонных печах с двумя и более ступенями теплообмена удельный расход топлива на производ-ство извести снижается до уровня шахтных печей.

Таблица 1 Показатели работы циклонных печей для производства извести

с различным количеством ступеней теплообмена Значение показателей работы печей с разным

количеством ступеней теплообмена Наименование показателей 0х0 1х1 2х2 3х3 4х4

Температура, оС - уходящих газов - подогрева известняка - выгружаемой извести - подогрева воздуха

1000 20

1000 20

522 522 350 350

294 650 138 475

224 705 102 538

213 750 88 587

Удельный расход - природного газа, м3/т извести - условного топлива, кг у.т./т извести

271,25

310,14

187,0

220,15

146,7

167,73

128,16

146,54

120,5

137,8 Удельный расход известняка, т/т извести 1,846 1,869 1,869 1,869 1,869

Коэффициент тепловой эффективности печи, % 32,9 52,5 54,4 62,2 66,1

Сопротивление печной установки, Па 620 2361 3662 4976 6287

Приведенные затраты, грн./т извести 856,6 651,8 555,3 516,5 518,1

Однако, с увеличением числа ступеней теплообмена возрастают

затраты электроэнергии на преодоление аэродинамического сопро-тивления печного тракта, возрастают капитальные затраты и затраты на строительно-монтажные работы, особенно сказывающиеся с уве-личением высоты печной установки.

Оптимальной технологической схемой циклонной печи на сего-дняшний день является схема печи с трехступенчатым подогревате-лем известняка и трехступенчатым охладителем извести, отвечающая минимальным приведенным затратам на производство извести.

19


ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ОХЛАЖДАЮЩЕГО

УСТРОЙСТВА НА ТЕМПЕРАТУРУ СОРТОВОГО ПРОКАТА

Бровкин В.Л.1, Анурова Т.В.1, Радченко Ю.Н.1, Коваленко В.В.1, Лазич Л.2

1 – Национальная металлургическая академия Украины,

г. Днепропетровск, Украина; 2 – Загребский университет, г. Сисак, Хорватия

В настоящее время технология ускоренного охлаждения металла

на прокатных станах становится все более востребованной на метал-лургических заводах. Эта технология применяется для получения не-обходимых эксплуатационных свойств проката, а также влияет на термическую обработку металла со специального нагрева в термиче-ских печах.

Ускоренное охлаждение металла применяется на разных участках прокатного стана, в частности между клетями (межклетьевое охлаж-дение), после выхода проката из чистовой клети, при закалке металла после специального нагрева в нагревательных устройствах [1].

Устройство для ускоренного охлаждения проката включает в се-бя цилиндрическую камеру определенной длины, в которую под дав-лением подается вода. Установка охлаждения может состоять из од-ной и более камер. В зависимости от взаимного движения проката и воды устройства бывают прямоточные и противоточные [2].

Одной из главных задач при проектировании новой охлаждаю-щей установки является определение размеров (длины и диаметра) камеры, а также влияние этих параметров на уровень температур про-ката. При решении этой задачи использовали математическую модель теплообмена при охлаждении проката, основой которой является уравнение теплопроводности:

rT

rrT

rTсме ∂

∂⋅

λ+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂⋅λ

∂∂

=τ∂

∂⋅ρ⋅ ,

где сме – теплоемкость металла, Дж/(кг⋅К); ρ – плотность, кг/м³; λ – те-плопроводность металла, Вт/(м⋅К); τ – время, с; r – координата по ра-диусу, м; Т – температура, К.

В модели используются граничные условия 3 рода, коэффициент теплоотдачи в камере охлаждения рассчитывается из формулы Нус-сельта-Крауссольда.

Для решения уравнения теплопроводности использовали метод конечных разностей. На рисунке представлены некоторые результаты расчетов межклетьевого охлаждения проката. Исходные данные сле-

20


дующие: температура проката перед камерой охлаждения 1000 ºС, скорость проката 2 м/с, расход воды 40 м3/ч, прокат из малоуглероди-стой стали диаметром 20 мм.

а) температура б) плотность теплового потока

–––– длина камеры 0,25 м; – – – длина камеры 0,5 м; – ⋅ – ⋅ – 1 м. Температуры: tц – центр; tс.м – среднемассовая; tп – поверхность

Рис. 1. Зависимость температуры проката и теплового потока

в конце охлаждения от диаметра камеры при различной ее длине

Как видно из рисунка 1а, с увеличением диаметра камеры охлаждающая способность (изменение среднемассовой температуры) устройства резко снижается, что связано с существенным влиянием диаметра камеры на коэффициент теплоотдачи. Можно обратить внимание на максимум теплового потока на выходе из камеры, достигаемый при диаметре камеры 35-45 мм (рис. 1б).

Расчет показал, что с увеличением диаметра камеры охлаждения снижается температура отработавшей воды на выходе из устройства с 50-60 до 30-35 ºС, что положительно сказывается на стабильности качества по длине охлажденного металла.


1. Бровкин В. Л. Анализ существующих технологий ускоренного охлаждения сортового проката и его влияние на структуру, и механи-ческие свойства металла / Бровкин В. Л., Анурова Т. В., Радчен-ко Ю. Н., др. // Металлургическая теплотехника : сб. науч. трудов НМетАУ. – Вып. 2 (17). – Днепропетровск: Новая идеология, 2010. – С. 14-22.

2. Бровкин В. Л. Исследование тепловых процессов контроли-руемой прокатки на стане 250 / Бровкин В. Л. // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2007. – № 3 – С. 110-114.

21


ВЫБОР ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОГО ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА В ПРОЦЕССЕ ТЕРМОЛИЗА ТВЕРДЫХ

БЫТОВЫХ ОТХОДОВ

Булычев В.В., Швачич С.В., Олейник Е.И.

ГВУЗ «Украинский государственный химико-технологический университет», г. Днепропетровск, Украина

На сегодняшний день одной из проблем в Украине являются твер-

дые бытовые отходы (ТБО), которые представляют собой крайне не-стабильную и неконтролируемую смесь бумаги, картона, пищевых ос-татков, пластмассы, резины, стекла, строительного мусора, металлов, батареек и др. Предварительная сортировка ТБО городским населени-ем и коммунальными службами по видам в Украине практически не проводится. Механическая сортировка ТБО технически сложна и пока не находит широкого применения. Прямая переработка или сжигание огромных количеств отходов технически весьма проблематична, эколо-гически опасна и экономически неэффективна. Проблема твердых уг-леродистых отходов может быть эффективно решена на базе весьма развитой в Украине коксохимической промышленности. Основа техно-логии – термолиз органической части отходов, протекающий в герме-тичных камерных наклонных термолизных печах. При нагреве исход-ного сырья происходит его термическая деструкция с образованием твердого термолизного топлива и смеси летучих веществ. Возможно-сти управления процессом значительно шире, чем при традиционном коксовании, так как управляющих факторов намного больше [1].

В данной работе методами математического моделирования выбран оптимальный температурный режим в камере наклонной термолизной печи. В качестве управляющих факторов были выбраны влажность и плотность порций твердых бытовых отходов в загрузочной камере. Основой послужили расчеты коксовых печей, так как процесс пироли-за, протекающий в коксовых печах, схожий с процессом термолиза [2].

Температура горения в пространстве печи определяется по фор-муле [3]:

p

разн

VCQqQ

t−+

= , (1)

где Qн – низшая теплота сгорания, кДж/м3; q – физическое тепло, кДж/м3; V – объем продуктов сгорания, м3/м3; Cp – теплоемкость про-дуктов сгорания, кДж/м3; Qраз – теплота, затрачиваемая на реакции диссоциации продуктов сгорания, кДж/м3.

22


Для решения задачи оптимизации был использован метод скани-рования. По результатам расчетов были получены зависимости темпе-ратуры горения от влажности и плотности порций твердых бытовых отходов. В результате чего определена оптимальная температура в ра-бочем пространстве печи.

Из графической зависимости оптимальная температура термоли-за компаундной смеси равна 869 ºС при соответствующих значениях плотности порций в загрузочной камере ρ = 906 кг/м3 и влажности твердых бытовых отходов 36 %.

Осуществление процесса термолиза при данной оптимальной температуре и соответствующих значениях влажности и плотности позволяет снизить энергетические и экономические затраты на пере-работку твердых бытовых отходов, а так же влияет на качество твер-дого термолизного топлива.


1. Парфенюк А.С. Крупномасштабная комплексная переработка твердых углеродистых промышленных и бытовых отходов // Кокс и химия. – 2001. – № 5. – С. 41–44.

2. Дыбля А.Н., Парфенюк А.С. Значение анализа газодинамики процесса термолиза промбытотходов при разработке основного агрегата // Сборник докладов Х Всеукраинской конференции студентов и аспирантов «Охрана окружающей среды и рациональное использование природных ресурсов». – Т. 1. –Донецк: ДонГТУ, 2001.

3. Вирозуб А.В. «Расчет коксовой печи». – М., 1972. – 283 с.

Рис. 1. График зависимостей температуры от влажности и плотности порций твердых бытовых отходов в загрузочной камере

23


ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В ЖАРОТРУБНОМ ПАРОГЕНЕРАТОРЕ

Бутенко И.Г., Чупейдо В.Г.

ГВУЗ «Украинский государственный химико-технологический

университет», г. Днепропетровск, Украина В котельных промышленных предприятий и в коммунальной

сфере широко внедряются новые жаротрубные водогрейные котлы и парогенераторы (ЖТК). Используются как котлы зарубежной разра-ботки и изготовления, так и отечественные разработки. Изготовление ЖТК в Украине ведется на девяти предприятиях и на десяти предпри-ятиях в России.

Распространение ЖТК обусловлено более высоким КПД (93 – 94 %), в сравнении с водотрубными и чугунными котлами, меньшей стоимостью и меньшими тепловыми потерями, полной автоматизаци-ей и контролем всех технологических процессов, а также большой на-дежностью в эксплуатации.

Быстрые темпы производства жаротрубных котлов, базирующие-ся на отработанной зарубежной практике изготовления и внедрения, опережают научно-техническое обеспечение их разработки и наладки в Украине. В настоящее время использование Нормативного метода расчета котельных агрегатов при расчете теплообмена, аэродинамиче-ском и гидравлическом расчетах жаротрубных парогенераторов, вы-зывает затруднения, связанные с достоверностью результатов расче-тов.

Имеется сообщение о корректировке Нормативного метода, од-нако эти изменения должны подтверждаться экспериментальными ис-следованиями.

Несмотря на большое разнообразие производителей ЖТК, конст-рукции их отличаются незначительно, схемы движения дымовых га-зов, воды, пара, также подобных. Проведенные исследования тепло-обмена в жаровой трубе и конвективных поверхностях ЖТК, произ-водительностью 10 т/ч насыщенного пара, позволили получить исход-ные данные для тепловых расчетов.

Наибольшее тепловыделение по участкам ЖТК имеет жаровая труба (топка) – 14 000 кДж/м2. Материал жаровой трубы работает на пределе допустимых возможностей и в большинстве случаев угроза прогара или деформация трубы у поворотной камеры являются при-чинами остановки котла.

Исследования температурного поля факела ЖТК подтвердили, что максимальные значения температур находятся в верхней части

24


топки. Такое распределение температур способствует интенсивному парообразованию снаружи верхней части жаровой трубы и интенсив-ному окислению металла верхней части внутри трубы. Установлено также, что процессы теплообмена внутри жаровой трубы и в трубах конвективных пучков неразрывно связаны с процессами гидродина-мики воды в объеме ЖТК.

25


ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ДУГОВОЙ ЭЛЕКТРОСТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ

Вишневский Б.Н., Чувакин В.А., Войтковский Г.П., Мищенко А.И.

Государственное предприятие «Украинский институт

по проектированию металлургических заводов» (ГП «Укргипромез»), г. Днепропетровск, Украина

Современная дуговая электросталеплавильная печь (ДСП) явля-ется сложным энерготехнологическим агрегатом, потребляющим, кроме электроэнергии, также следующие топливно-энергетические ресурсы (ТЭР): кислород, природный газ, уголь.

Под энергетической характеристикой подразумевается зависи-мость расхода топлива от производительности агрегата, т. е. В = f(П). Эта характеристика может быть получена расчетным или опытным путем. При оптимизации топливно-энергетического баланса предпри-ятия, основные аспекты которой изложены в [1] – [3], в связи с тем, что расходы топлива являются искомыми величинами, используется обратная функция – П = f(В).

Для ДСП, которая является агрегатом циклического действия, можно рассчитать или «снять» опытную характеристику только для определенной плавки, причем каждая плавка может иметь различ-ную характеристику, в зависимости от шихтовки, произведенного количества стали за плавку и других факторов. Для таких агрегатов энергетическими характеристиками следует считать расходы ТЭР в натуральных единицах или суммарный расход всех ТЭР в пересчете на условное топливо в зависимости от времени плавки. Если для каждой ДСП просуммировать расходы условного топлива всех пла-вок в течение года и разделить на количество выплавленной стали, то получим среднегодовой удельный расход условного топлива, и его можно использовать для экономических и прогнозных плановых расчетов.

Энергетическая характеристика ДСП-70 приведена на рис. 1.

26


Рис. 1. Энергетическая характеристика ДСП-70 (расходы ТЭР в условном

топливе) – суммарная верхняя линия на данном графике.

Литература 1. Вишневский Б.Н., Банников Ю.Г., Никитюк В.В., Цука-

нов А.А. Концепция создания автоматизированной системы формиро-вания и оптимизации топливно-энергетического баланса металлурги-ческого предприятия. – Металлургическая и горнорудная промыш-ленность. – 1993. – № 2. –С. 58-62.

2. Вишневский Б.Н., Розенгарт Ю.И. Оптимизация топливно-энергетического баланса металлургического комбината по экологиче-скому критерию. – Сборник материалов научно-практической конфе-ренции «Экологизация производства и управление отходами». Днеп-ропетровск, Украина, 17-20 сентября 1996 г.

3. Вишневский Б.Н., Кривченко Ю.С. Топливно-энергетический баланс промышленного предприятия и его оптимизация // V Ogolnopolska Konferencja Naukowo-Techniczna «Gospodarka сieplna i eksploatacia piecow przemyslowych». Poraj к. Czestochowy. 8 - 11.10.1997. – S. 281. Сборник трудов конференции.

27


ТЕХНОЛОГИЯ СЛОЕВОГО СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА В КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТАХ

Волкова О.Г.1, Магомедов Р.А.2

1 – Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина

2 – АП «Шахта им. А.Ф. Засядько», г. Донецк, Украина

Современная энергетическая политика Украины предполагает эффективное использование энергии в котельных агрегатах. Большая часть энергоемких отраслей промышленности (металлургическая и угледобывающая) оснащены котельными, использующими слоевое сжигание угля. Примером таких предприятий является АП «Шахта им. А.Ф. Засядько» (г. Донецк), одна из котельных которого оборудо-вана паровыми котлами типа КЕ-10/14.

Недостатком слоевых топок типа ЗП-РПК являются несовершен-ство процесса сжигания топлива, обусловленное неравномерным рас-пределением топлива по длине колосниковой решетки в связи с ин-тенсивным износом роторов забрасывателей, и низкая газоплотность кирпичной обмуровки. Результатом указанных недостатков являются:

– образование «жаровых подушек» (локальный спекшийся на-брос угля);

– увеличение присосов воздуха в топке, которые приводят к следующим последствиям: повышенный химиче-ский и механический недожог топлива; низкий КПД; повышенная ме-таллоемкость слоевых топок: большой износ колосников, предтопоч-ных плит, гарнитуры; увеличение простоев котельных установок, осо-бенно в отопительный период; ухудшение условий труда эксплуата-ционного и ремонтного персонала; ухудшение экологической ситуа-ции в регионе.

Для решения поставленной задачи необходима интенсификация процесса слоевого сжигания топлива и замена обмуровки котельного агрегата.

Интенсификация процесса слоевого сжигания топлива осуществ-ляется путем подвода воздуха под каждую из четырех зон колоснико-вой решетки с заменой двух фронтальных подводов воздуха на четыре боковых, а также установкой запорно-регулирующей арматуры (за-слонок) с использованием системы автоматического регулирования давления воздуха, подаваемого на горение топлива.

Повышение газоплотности обмуровки котла достигается заменой кирпичной кладки современной обмуровкой из плит ШПГТ-450, тол-щиной 100 мм в три слоя, выпускаемых ДП «ИЗОСЕВ-1» г. Северск,

28


Донецкая область. К достоинствам такой обмуровки следует отнести следующее:

– сокращение расхода топлива; – снижение металлоемкости конструкции футеровки; – быстрая и несложная установка; – долговечность; – сокращение расхода керамических огнеупоров; – конструкционная прочность; – малая усадка материала; – материал относится к классу негорючих; – температура длительного применения 1260 ºС. Внедрение предложенных мероприятий позволило предотвратить

образование «жаровых подушек» и уменьшить присосы воздуха в топку котла. При этом уменьшится химический и механический не-дожог топлива, коэффициент расхода воздуха на выходе из котлоагре-гата, объем вредных выбросов с продуктами сгорания, технологиче-ские простои, затраты на расходные материалы (металлоемкость); улучшится экологическое состояние региона и условия труда обслу-живающего персонала; увеличится КПД котла на 6,5 %, что приводит к 15 % экономии топлива. Капиталовложения незначительны по срав-нению с объемом производства.

Литература Тепловой расчет промышленных парогенераторов: Учеб. пособие

для втузов / Под ред. В.И. Частухина. – Киев: Вища школа. – 1980. –184 с.

29


АНАЛИЗ ПРОЦЕССА ВОССТАНОВЛЕНИЯ ОКАТЫШЕЙ ИЗ ГЕМАТИТОВОГО КОНЦЕНТРАТА НА БАЗЕ

ТЕХНОЛОГИИ ITmk3

Вохмякова И.С.1, Горбачёв В.А.1, Гущин С.Н.2, Матюхин В.И.2

1 – ООО «НПВП ТОРЭКС», г. Екатеринбург, Россия 2 – Уральский федеральный университет имени первого Президента

России Б.Н. Ельцина, г. Екатеринбург, Россия Устойчивая тенденция повышения производства стали определя-

ет дефицит металлического лома и его заменителей: железа прямого получения и чугуна. Получение качественных сталей предъявляет вы-сокие требования к выпускаемому продукту как доменного, так и вне-доменного процессов.

В настоящее время существует большое количество технологий прямого получения железа, однако, основная часть приходится на традиционный способ – доменный процесс. Доменная печь может быть приспособлена к плавке почти любой железной руды с исполь-зованием кокса в качестве источника тепла и восстановителя. Исто-щение запасов коксующихся углей и их высокая стоимость вынуждает производителей переходить на альтернативные способы получения железа, с применением дешевых видов топлива. Использование не-коксующегося твёрдого топлива в качестве основного источника теп-лоты и восстановителя позволяет не только снизить удельные затраты на выпуск металлопродукции, но также уменьшить количество ис-пользуемого природного газа в производстве. Одним из наиболее пер-спективных и промышленно освоенных процессов получения качест-венного чугуна является IТmk3 – прямое получение железа с исполь-зованием дешевого твердого топлива.

С другой стороны основным сырьем для получения железа как во всем мире, так и в России, являются магнетитовые руды. Истощение их месторождений и сложность извлечения требуют вовлечения окис-ленных (гематитовых) руд. Однако, в процессе IТmk3 отсутствует опыт переработки гематитовых руд, что не позволяет считать его уни-версальным.

Целью настоящей работы является исследование особенностей процесса восстановления окатышей из гематитового концентрата в присутствии добавок твердого топлива (20 – 30 %) с использованием модели процесса восстановления гематита [1].

Исследования процесса прямого получения железа выполнены на образцах, состоящих из гематитового концентрата, твёрдого восста-

30


новителя (коксик), флюса (известняк) и связующей добавки органиче-ского происхождения.

Восстановительно-тепловую обработку окатышей, высушенных при температуре 200 – 250 °С, проводили в лабораторных условиях. Регулирование и измерение температуры осуществляли при помощи термометра термоэлектрического типа ХА. Навеску с образцами по-мещали в печь с нейтральной атмосферой. Нагрев производили со скоростью 120 °С/мин до температуры 1350 °С. При достижении за-данного уровня температуры осуществляли выдержку образцов про-должительностью 3 минуты, с последующим охлаждением чугунных гранул до комнатной температуры в нейтральной атмосфере.

Анализ полученных данных позволяет сделать вывод о том, что высокая скорость восстановления достигается за счет выгорания твер-дого топлива во время восстановительно-тепловой обработки. Обра-зование пор, при выгорании восстановителя, увеличивает общее ко-личество реакционных поверхностей, которое в результате обеспечи-вает получение чугунных гранул за короткое время (10 – 15 минут). Однако, использование модели [1] восстановления гематита не всегда позволяет объяснить выявленные закономерности, потому что в ее ос-нове лежит количественное соотношение исходных поверхностей пор и вновь образуемых трещин. При использовании же твердого топлива возникает еще один тип поверхностей, возникающих за счет выгора-ния последнего.

Таким образом, рассмотренная модель[1] может быть применена для определения путей совершенствования технологии подготовки окатышей к доменной плавке. Использование этой модели для анализа условий восстановления, характерных для процесса IТmk3, где преду-смотрено применение значительного количества твердого топлива в шихте окатышей, не в полной мере оправдано, и требует корректи-ровки модельных представлений. Совершенствование модели восста-новления гематита является предметом дальнейших исследований.


1. Алексеев Л.Ф., Горбачев В.А., Кудинов Д.З., Шаврин С.В. Структура и разрушение окатышей при восстановлении. – М.: Наука, 1983. – 78 с.

31


ОЧИСТКА ОБОРОТНЫХ ВОД МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ ОТ ФЕРРОПРИМЕСЕЙ

МАГНИТНЫМИ ФИЛЬТРАМИ

Гаращенко В.И., Гаращенко А.В.

Национальный университет водного хозяйства и природопользования, г. Ровно, Украина

Оборотные воды прокатных и трубопрокатных цехов загрязнены

окалиной – магнитной модификацией окислов железа. Вода загрязня-ется окалиной в основном при гидросбиве и гидросливе ее. Крупная фракция окалины осаждается в отстойниках грубого и тонкого освет-ления. При обследовании одного из металлургических предприятий установлено, что после тонкого осветления концентрация железа со-ставляет около 80 мг/л (при норме 10 мг/л).

Дисперигированая окалина обладает ферромагнитными свойст-вами, что позволяет для ее удаления использовать магнитные фильтры с ферромагнитной фильтрующей загрузкой. В качестве загрузки ис-пользуют ферромагнитные шары, дробь, перфорированные пластины, стержни, гранулированный феррит, частицы неправильной формы, сетки в объеме которых создается магнитное поле с градиентом (HgradH) порядка 1·1012 – 1·1014 А2/м3. За счет этого обеспечивается сильное магнитное взаимодействие частиц окалины с феррогранулами пористой среды. Создаваемые магнитные силы захвата частиц значи-тельно превосходят силы захвата в традиционных фильтрующих сре-дах, при этом скорость фильтрования возрастает в 5 – 10 раз. Данный метод позволяет очищать жидкие и газовые среды с температурой до 500 °С.

На рисунке 1 (кривые а, б) приведены результаты исследований по магнитной очистке оборотной воды прокатного стана металлурги-ческого завода в намагниченной пористой загрузке, состоящей из ша-ров, изготовленных из стали марки ШХ15, диаметром 6 мм, при ско-рости фильтрования 250 м/ч.

Рис. 1. Влияние высоты слоя намагниченной

фильтрующей загрузки на концентрацию железа

в оборотной воде прокатного стана (а) и на коэффициент

очистки ψ (б)

32


При сравнительно невысокой напряженности магнитного поля Н = 40 кА/м увеличение высоты слоя загрузки L всего лишь до 10 см приводит к снижению концентрации железа с 60 – 90 до 10 – 20 мг/л (см. рис. кривая а), т. е. коэффициент очистки ψ достигает 0,8 и выше (см. рис. кривая б).

Исследование по влиянию напряженности магнитного поля Н на коэффициент очистки ψ (величину Н изменяли от 0 до 100 кА/м) по-казали, что при Н = 30 – 40 кА/м обеспечивается уровень очистки ψ равный 0,8 (80 %).

Влияние скорости магнитного фильтрования оборотной воды на коэффициент очистки ψ показано в табл. 1. Н = 40 кА/м, L = 0,2 м, за-грузка – шары ШХ-15, Ø 6мм.

Таблица 1

V = 200 м/ч V = 300 V = 400 V = 500 V = 600 V = 700 Концентрация железа, С мг/л

до, С0

после, С1

С0 С1 С0 С1 С0 С1 С0 С1 С0 С1

110 16 87 23 92 17 102 19 92 17 90 18 ψ 85,5 % 73,6 % 81,5 % 81,4 % 81,5 % 80 %

Высокий коэффициент очистки ψ = 0,80, при V = 700 м/час сви-

детельствует о перспективности метода магнитного фильтрования вод металлургических производств от ферропримесей.

На основе экспериментальных данных получили уравнение маг-нитного осаждения диспергированной окалины оборотной воды в ферромагнитной намагниченной загрузке:

[ ])LH107exp(1 75,03 ⋅⋅−−=ψ − .

Выводы

Получены экспериментальные зависимости влияния высоты слоя намагниченной пористой загрузки, напряженности поля и скорости фильтрования на эффективность очистки оборотной воды прокатного стана металлургического завода от диспергированной окалины. Най-дена обобщающая эмпирическая зависимость, позволяющая прогно-зировать эффективность очистки, а также производить выбор пара-метров, исходя из требуемой глубины очистки. Показано, что эффек-тивная (80 – 90 %) и экономичная очистка оборотной воды достигает-ся при высоте слоя загрузки 10 – 20 см, напряженности намагничи-вающего поля 30 – 50 кА/м и скорости фильтрования 700 м/час. Эти параметры целесообразно использовать для проектирования и изго-товления устройств для магнитной очистки оборотных вод прокатных станов.

33


МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕЖИМОВ НАГРЕВА МЕТАЛЛА В МЕТОДИЧЕСКОЙ ПЕЧИ

ПРИ РАЗЛИЧНОЙ ТОЛЩИНЕ ЗАГОТОВОК

Гинкул С.И., Лебедев А.Н., Сапронова Ю.М.

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина

В связи с уменьшением производства металла многие методиче-ские печи работают на «привозном» металле. Металл, который посту-пает на нагрев в методические печи, может быть различного сорта-мента. При переходе с одного сортамента на другой приходится на-гревать новую партию металла не в расчетном режиме, пока методи-ческая и сварочная зоны не заполнятся новым сотраментом. В мето-дических печах, построенных много лет тому назад, регулирование температурного режима по длине печи во времени представляет большие трудности.

Температурный режим методической печи и время нагрева заго-товок нового сортамента остаются такими же, какие были при нагреве исходной партии заготовок.

Моделирование процесса нагрева металла можно выполнить, ре-шая дифференциальное уравнение теплопроводности для одномерно-го температурного поля

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

∂∂

λ∂∂

=τ∂∂

ρxt)t(

xt)t()t(с ,

где λ(t), c(t), ρ(t) – соответственно коэффициент теплопроводности Вт/(м·К); теплоемкость Дж/(кг·К); плотность кг/м3.

Заготовки нового сортамента могут отличаться от исходных раз-мерами и теплофизическими свойствами. Когда заготовки заполняют всю методическую зону, тогда можно рассчитать температурное со-стояние металла в конце методической зоны по температуре в мето-дической зоне и времени нагрева. Первоначально в печи нагревались заготовки толщиной s = 210 мм. Результаты моделирования нагрева заготовок толщиной s = 210 мм приведены в таблице 1.

Таблица 1

Режим нагрева заготовок толщиной s = 210 мм

методическая сварочная томильная Зоны печи начало конец начало конец начало конец

Время нагрева, с 0 1625 1625 6463 6463 7986 Температура газов, ºC 1050 1350 1350 1350 1250 1250

Температура поверхности, ºC 0 554 554 1238 1238 1249

34


Как видно из таблицы 1, при заданной производительности об-щее время нагрева заготовок толщиной s = 0,21 м составляет Στ = 7984 с. При заданной температуре пластичности плt = 550 ºC

температура поверхности в конце методической зоны равняется пt = 554 ºC, что соответствует заданной точности.

Таблица 2

Изменение температуры поверхности заготовки в конце методической зоны с изменением толщины

методическая сварочная зона

начало конец середина Время нагрева, с

Толщина заготовки, м

Температура газов и поверхности, ºC

0 1625 5346 tг 1050 1350 tп 0 712 tг 950 1255 1315 0,15

tп 0 554 1240 tг 1050 1350 tп 0 535 tг 1070 1370 1640 0,27

tп 0 555 1238

В таблице 2 приведены результаты моделирования нагрева заго-товок, толщина которых отличается от исходной толщины заготовки s = 0,21 м. Для каждой толщины приведены результаты моделирова-ния нагрева в методической зоне при температуре газов, равной тем-пературе нагрева заготовок толщиной s = 0,21 м.

Для толщины s = 0,15 м температура поверхности заготовки в конце методической зоны равняется пt = 712 ºC. Это превышает тем-пературу пластичности. Температура поверхности заготовки толщи-ной s = 0,27 м при таких условиях получается равной пt = 535 ºC, т.е. эта заготовка не догревается до температуры пластичности.

Две следующие строки характеризуют температуры газов в мето-дической зоне и в половине сварочной зоны, которая обеспечит на-грев металла в методической зоне до температуры пластичности.

Таким образом, проведено моделирование режима нагрева заго-товок различной толщины в методической зоне. Моделирование на-грева в сварочной зоне позволит более качественно нагревать заготов-ки последующих партий различного сортамента.

35


АНАЛИЗ ПАРАМЕТРОВ РАБОТЫ МЕТОДИЧЕСКОЙ ПЕЧИ ПРИ ПЕРЕМЕННОМ СОРТАМЕНТЕ МЕТАЛЛА

Гинкул С.И., Подобед Ю.В.


Методическая печь – высокотемпературный технологический аг-

регат, являющийся неотъемлемым "компонентом" в прокатном произ-водстве, предназначенный для нагрева металлических заготовок под прокатку [1].

В идеальных условиях, металлические заготовки поступают в прокатный цех для дальнейшей тепловой обработки из обжимного це-ха этого же завода. Однако сегодня, для загрузки печей используется также металл, привезенный с других заводов. Сортамент этого метал-ла часто отличается от сортамента того металла, который выпускает данный завод.

В случае постоянной производительности печи время нагрева ме-талла зависит от массы заготовок в печи:

P/G=τ , (1) где G – масса заготовок в печи, кг ; P – производительность печи, кг/с.

С помощью математической модели нагрева заготовок имеется возможность получить температурные режимы нагрева, распределе-ние температур по сечению заготовки, а также показатели работы пе-чи при нагреве заготовок конкретного типоразмера [2]. В данной ра-боте исследуется нагрев заготовок толщиной 180 мм и 210 мм. Длина и ширина заготовок оставались неизменными. На время пребывания металла в печи влияет, согласно (1), изменение массы заготовок [3]. Данные, полученные при математическом моделировании нагрева за-готовок толщиной 180 мм и 210 мм, приведены в таблицах 1 и 2.

Таблица 1

Температурные и временные параметры нагрева заготовок толщиной 180 мм

Температура печи, оС

1030 1280 1310 1310 1360 1360 1259 1253

Время на-грева, с 0 1405 1415 3665 3675 5589 5599 6907

Температура поверхности металла, оС

0 508,9 515,4 1028 1030 1225 1250 1250

36


Таблица 2

Температурные и временные параметры нагрева заготовок толщиной 210 мм

Температура печи, оС

1010 1260 1315 1315 1365 1365 1259 1253

Время нагре-ва, с 0 1639 1649 4276 4286 6521 6531 8058

Температура поверхности металла, оС

0 508,9 514,6 1033 1035 1227 1250 1250

На основе данных, представленных в таблицах 1 и 2, были опре-

делены показатели работы печи, показанные в таблице 3.

Таблица 3 Показатели работы печи при нагреве заготовок толщиной 180 мм и 210 мм

Толщина заготовок,

мм

Расход топлива, В, м3/с

Тепловая мощность

Мобщ·10-5, кВт

Удельный расход условного топлива,

bусл, кг.у.т/т 180 5,368 1,120 52,96 210 5,304 1,107 52,33

Литература 1. Мастрюков Б.С. Теория, конструкции и расчеты металлурги-

ческих печей. – Т. 2. – М. : Металлургия, 1986. – 376 с. 2. Ткаченко В.Н. Математическое моделирование, идентифика-

ция и управление технологическими процессами тепловой обработки материалов. – К. : Наукова думка, 2008. – 244 с.

3. Гинкул С.И., Лебедев А.Н., Подобед Ю.В. Моделирование на-грева металла при переменной массе заготовок в методической печи // Прикладні проблеми аерогідромеханіки та тепломасопереносу. Мате-ріали міжнародної наукової конференції. – Дніпропетровськ: ДНУ, 2010. – С. 115–118.

37


ИССЛЕДОВАНИЕ НАГРЕВА МЕТАЛЛОЛОМА ДЛЯ КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ

Гичёв Ю.А.



Нагрев металлолома связан с большими грузопотоками в конвер-терном цехе и громоздкими погрузо-разгрузочными операциями при обслуживании подогревателей. В связи с этим целесообразно осуще-ствлять нагрев непосредственно в загрузочных совках, что практиче-ски исключает изменение общепринятой схемы подачи лома в кон-вертер и потерю времени, связанную с загрузочными операциями.

Задача исследований состояла в экспериментальной оценке эф-фективности нагрева металлолома в загрузочном совке.

Подогреватель экспериментальной установки выполнен в виде футерованной камеры, заключенной снаружи в стальной корпус. В корпусе подогревателя размещены газоходы для подачи и отвода газа-теплоносителя. В качестве газа-теплоносителя использовали про-дукты сгорания природного газа.

Совок с нагреваемым ломом, моделирующий загрузочный совок кислородно-конвертерного цеха, установлен на подине камеры подог-ревателя. В верхней части подогреватель оборудован съемной крыш-кой с отверстиями для верхнего подвода и отвода газа-теплоносителя.

Одновременно с укладкой лома производили установку термо-пар. Продолжительность каждого опыта (время нагрева лома τн) в со-ответствии с продолжительностью продувки конвертера и временем выхода конвертерного газа принята 15 мин.

По способу подачи газа опыты сгруппированы в три серии, включающие соответственно верхнюю, торцевую и нижнюю подачи газа. В каждой серии опытов исследовали два варианта отвода газа: верхний и торцевой.

Экспериментальные данные позволили оценить эффективность нагрева металлолома по значениям среднемассовых температур лома и тепловых к.п.д. нагрева путем сравнения вариантов подачи и отвода газа при различных его расходах в совок с нагреваемым ломом.

При максимальных расходах газа, соответствующих полному ис-пользованию объема выделяющегося конвертерного газа, температура нагрева лома в зависимости от способа подачи и отвода газа составила 1073 ÷ 1373 ºС, а при 50- и 25-процентном использовании конвертер-ного газа, соответственно, – 815 ÷ 1012 ºС и 598 ÷ 685 ºС, что показы-

38


вает в целом достаточно высокую эффективность нагрева металлоло-ма в загрузочном совке.

Наиболее высокие температуры нагрева получены при торцевой подаче газа и составили в зависимости от расхода газа 658 ÷ 1345 ºС (при верхнем отводе газа) и 685 ÷ 1373 ºС (при торцевом отводе). Максимальные значения температур, полученные при верхней подаче газа, составили: 598 ÷ 1073 ºС (при верхнем отводе газа) и 650 ÷ 1125 ºС (при торцевом отводе). Температуры нагрева лома при нижней подаче газа находятся в промежутке между температурами лома при верхней и торцевой подачах и в зависимости от расхода газа составили: 635 ÷ 1175 ºС (при верхнем отводе газа) и 668 ÷ 1208 ºС (при торцевом отводе).

Во всех вариантах подачи газа несколько более высокие темпера-туры нагрева лома получены при торцевом отводе газа по сравнению с верхним отводом.

Таким образом, по температурам нагрева лома наиболее эффек-тивным представляется вариант с торцевой подачей и торцевым отво-дом газа, а менее эффективным – вариант с верхней подачей и верх-ним отводом газа-теплоносителя. В целом же температуры нагрева лома в различных вариантах подачи и отвода газа при прочих одина-ковых условиях имеют сравнительно близкие значения, особенно это касается температур нагрева лома при минимальных расходах газа.

Экспериментальные исследования позволили сделать следующие выводы:

• нагрев металлолома в загрузочном совке обеспечивает доста-точно высокую температуру лома при всех вариантах подачи и отвода газа, а также возможность регулирования температуры нагрева путем изменения расхода газа;

• при одних и тех же расходах газа температура нагрева лома в различных вариантах подачи и отвода газа для условий данной экспе-риментальной установки имеет сравнительно близкие значения. Тем не менее, более эффективной представляется торцевая подача газа, а менее эффективной – верхняя. Среди способов отвода газа более эф-фективным показал себя торцевой отвод газа по сравнению с верхним;

• величина теплового к.п.д. нагрева в значительной степени за-висит от температуры нагрева лома, с повышением которой тепловой к.п.д. уменьшается. При высоких температурах нагрева лома на вели-чину теплового к.п.д. более ощутимо влияние способа подачи газа, а при низких температурах – способа его отвода.

39


ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОБЖИГА ИЗВЕСТНЯКА

Гичёв Ю.А.



В задачу данной работы входило изучение особенностей обжига при периодической подаче газа-теплоносителя в слой известняка с ис-пользованием в опытах природного известняка и при условиях обжи-га, максимально приближенных к промышленным, что в значительной степени повышает практическое значение результатов работы по сравнению с мелкомасштабными лабораторными экспериментами.

Обжиг известняка на экспериментальной установке производился продуктами сгорания природного газа, предварительно охлажденны-ми до температуры 1185 ÷ 1275 ºС путем смешивания их со вторич-ным воздухом. Слой известняка размещался на колосниковой решет-ке, продувка слоя осуществлялась сверху вниз.

При проведении опытов измеряли температуры отдельных час-тиц известняка, равномерно размещенных при закладке слоя в верти-кальной плоскости симметрии шахты. В качестве исследуемых частиц использовали предварительно обработанные куски известняка, имев-шие форму шаров, диаметры которых соответствовали средним экви-валентным диаметрам загружаемых в печь фракций известняка. Спаи хромель-алюмелевых термопар диаметрам 0,3 и 0,5 мм размещали внутри частиц, на расстоянии половины радиуса от центра, а также закрепляли на поверхности частиц. Для этого в шарах высверливали каналы, а спаи термопар фиксировали в них замазкой из известкового порошка. Для исследования была отобрана партия известняка Еленов-ского месторождения со следующим химическим составом (% по мас-се): СаО = 53,76 %; MgO = 0,75 %; SiO

2 = 1,6 %; Al2O

3 = 0,65 %; Fe

2O

3 = 0,7 %; P = 0,01 %; S = 0,12 %; потери при прокаливании 42,37 %. Время одной продувки во всех опытах с периодической по-дачей газа составило 15 минут, продолжительность пауз 15 и 30 ми-нут. Для сравнения результатов периодического обжига производился также обжиг при непрерывной подаче продуктов сгорания. Для оцен-ки влияния количества продувок на показатели обжига опыты прове-дены в три серии, включающие, соответственно, режимы, состоящие из 9, 7 и 5 продувок.

В целом при проведении опытов варьировались расходы газа-теплоносителя, количество продувок, продолжительность межпроду-вочных пауз и размеры фракций обжигаемого известняка.

40


Пробы продукта обжига извлекались из рабочего объема шахты после естественного охлаждения слоя. Отбор производился на раз-личных уровнях шахты (верхнем, среднем и нижнем), положение ко-торых определялось уровнями размещения измеряемых частиц в слое.

Результаты опытов позволяют путем сравнения отдельных режи-мов установить особенности периодического обжига.

При периодической подаче газа во время пауз между продувками происходит перераспределение теплоты по высоте слоя в направлении от более нагретых его участков к менее нагретым путем теплопровод-ности слоя. Перераспределение теплоты способствует улучшению обжига по всему объему слоя. Так, отток теплоты от верхних участков снижает температуру поверхности частиц на этих участках и интен-сифицирует теплоотдачу от газа к слою во время последующей про-дувки за счет увеличения градиента температур.

В зависимости от степени завершенности процесса можно выде-лить три отличающиеся по характеру теплопоглощения стадии перио-дического обжига. В начальной стадии аккумулированная слоем теп-лота практически полностью расходуется на повышение температуры слоя. В завершающей стадии основная часть аккумулированной слоем теплоты идет на компенсацию теплопоглощений при диссоциации. В промежуточной стадии между долей теплоты, идущей на повыше-ние температуры слоя, и долей, компенсирующей теплопоглощение при диссоциации, складывается относительное равновесие.

Выполненный на основе экспериментальных данных анализ пе-риодического обжига известняка в целом дал следующие результаты.

Периодическая подача газа, как и непрерывная, обеспечивает достаточно высокую степень обжига. Влияние на обжиг увеличения расхода газа и продолжительности его подачи аналогично непрерыв-ному обжигу, то есть с увеличением продолжительности подачи газа (количества продувок) и расхода газа степень обжига возрастает. Пе-риодический обжиг в течение процесса дает по сравнению с непре-рывным обжигом некоторое улучшение показателей в низкотемпера-турной части слоя за счет притока в нее теплоты во время пауз между продувками из высокотемпературных участков. Влияние продолжи-тельности пауз между продувками по мере приближения процесса к завершению снижается. Результаты работы можно использовать для проектирования промышленных печей, работающих с периодической подачей газа-теплоносителя.

41


ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК СИСТЕМЫ ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЙ ОТСЕЧКИ ШЛАКА ДЛЯ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ КОНВЕРТЕРОВ

Гичёв Ю.А., Перцевой В.А., Бершадский А.И.



Газодинамическая отсечка шлака представляется наиболее пер-спективной для отделения шлака при выпуске плавки из конвертеров. В числе характеристик системы время срабатывания является важ-нейшей эксплуатационной характеристикой.

В задачу данной работы входило определение времени срабаты-вания системы для варианта, представленного на рисунке, который включает пневмопривод для перемещения насадки с соплом и линию подачи нейтрального газа, запирающего шлак. Время срабатывания для данного варианта определяется суммой двух периодов:

заппп τ+τ=τ , (1) где ппτ – время срабатывания пневмопривода; запτ – время запирания расплава шлака газовой струей в летке.

Определение времени запирания запτ расплава шлака газовой струей в летке конвертера выполнено расчетным путем в соответст-вии с разработанной математической моделью, в которой для описа-ния движения газа использовались дифференциальные уравнения Эй-лера для сжимаемого потока:

0yv

xu

yv

xu =

∂∂⋅ρ+

∂∂⋅ρ+

∂ρ∂

⋅+∂ρ∂

⋅ ; (2)

0xP1

yuv

xuu =

∂∂⋅

ρ+

∂∂⋅+

∂∂⋅ ; (3)

0yP1

yvv

xvu =

∂∂⋅

ρ+

∂∂⋅+

∂∂⋅ ; (4)

0yvPк

xuPк

yPv

xPu =

∂∂⋅⋅+

∂∂⋅⋅+

∂∂⋅+

∂∂⋅ , (5)

где u , v – составляющие скорости вдоль оси абсцисс и ординат, соот-ветственно; Р – абсолютное статическое давление в потоке газа; ρ – плотность газа; к – показатель адиабаты.

Решение системы уравнений осуществлялось методом конечных элементов на основе метода Галеркина. Движение шлака в летке кон-вертера описывалось уравнениями Навье-Стокса для несжимаемой жидкости.

42


Время срабатывания пнев-мопривода устройства газоди-намической отсечки шлака со-ставляло:

IIIпп τ+τ=τ , (6)

где Iτ – продолжительность подготовительного периода до начала перемещения поршня пневмопривода; IIτ – продол-жительность перемещения поршня пневмопривода.

Определение времени под-готовительного периода опреде-лялось суммой периодов:

321I τ+τ+τ=τ , (7)

где 1τ – время срабатывания электромагнитного клапана;

2τ – время распространения волны давления от электромаг-нитного клапана до пневматиче-ского цилиндра; 3τ – интервал времени от момента открытия электромагнитного клапана до момента начала движения поршня.

Из результатов расчета ус-тановлено, что время срабаты-вания пневмопривода находится в пределах 0,47 ÷ 0,69 с в зави-симости от диаметра линий по-дачи нейтрального газа и давле-ний газа, а общее время сраба-тывания системы составит, со-ответственно, 0,92 ÷ 1,14 с, что не превышает времени срабаты-вания лучших действующих аналогов за рубежом.

17 3

6 18

14 10

4

11

19 71 12

24 25

23 2022 21

1

8

9

16

2

13

5

в атмосферу

Рис. 1. Система газодинамической отсечки шлака для кислородного конвертера емкостью 250 т:

1 – летка конвертера; 2 – индукционный датчик; 3 – электромагнитный клапан; 4 – ресивер сжатого воздуха; 5 – им-пульсная линия сжатого воздуха; 6 – по-воротный клапан; 7 – питающая линия сжатого воздуха; 8 – пневматический ци-линдр; 9 – полая насадка с отверстиями; 10 – электромагнитный клапан; 11 – ре-сивер нейтрального газа; 12 – питающая линия нейтрального газа; 13 – индукци-онный датчик; 14 – электромагнитный клапан; 15 – питающая линия нейтраль-ного газа; 16 – сопло; 17, 18 – электро-магнитные клапаны; 19 – питающая ли-ния сжатого воздуха; 20, 21, 22, 23 – ре-гулирующие клапаны; 24, 25 – обратные клапаны

43


ИССЛЕДОВАНИЕ ГАЗОДИНАМИКИ И ТЕПЛООБМЕНА ПРИ ПУЛЬСАЦИОННОМ СЖИГАНИИ ТОПЛИВА

Гичёв Ю.А., Ступак М.Ю.



Исследование газодинамики выполнено путем математического моделирования процесса для условий сушки и разогрева сталеразли-вочных ковшей.

В основу математической модели положено решение системы дифференциальных уравнений теплообмена, движения и неразрывно-сти газового потока, которые с учетом диаметров образующихся вих-рей (dв) при истечении газовоздушной смеси из горелки принимают вид:

В

4

Р d2T3Tс

⋅⋅σ⋅ε⋅

=τ∂

∂⋅⋅ρ ; (1)

В

2Гd2

uuxuu ⋅λ

−=⋅∂∂

+τ∂∂

; (2)

0xuu

х=ρ⋅

∂∂

+⋅∂ρ∂

+τ∂ρ∂

, (3)

где T,c, Pρ – плотность (кг/м3), теплоемкость (кДж/(кг·К)), темпера-тура (К) газовоздушной смеси; τ – время присутствия вихря в потоке, с; ε – коэффициент излучения; 35,0

Г Re31,0=λ – локальный коэф-фициент гидравлического сопротивления движению вихря в потоке вследствие разрушения вихря в процессе выгорания; σ – коэффици-ент излучения абсолютно черного тела, Вт/(м2·К4); u – скорость оди-ночного вихря в турбулентном потоке, определяемая для данного ре-

шения выражением ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅=

τ− )Фu8Bd(CP e1uu , м/с (здесь CPu – сред-

няя скорость потока, м/с). Интенсивность выгорания газа по длине факела, а, следователь-

но, изменение концентрации газа определялись по изменению плотно-сти газовоздушной смеси. При этом изменение концентрации газа подчинялось выражению х

0 еСС ⋅χ−⋅= , а значение показателя степени χ , учитывающего размеры вихрей определялось решением системы уравнений (1 – 3):

44


,

euxu8

du

eed2

uu8

d

вd2xГ

CP2KФ

вФ

Pc0вd23

вd2xГ

в

ГCP2

KФ

в

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛⋅+⋅

τ⋅⋅+

⋅⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛⋅

λ⋅−

τ⋅⋅=χ

λ−

τ⋅⋅ρ⋅⋅σ⋅ε⋅

ζ−λ−

(4)

в котором эмпирическая константа ζ

0

K

К

PВTT

3cd2 ln⋅τ⋅σ⋅ε⋅⋅ρ⋅⋅

=ζ , (5)

является среднестатистической величиной для факела с температурой в конце горения Тк

КPcВd2

3

0K eTTτ⋅

⋅ρ⋅⋅σ⋅ε⋅

ζ⋅= (6)

В уравнениях (4 – 6): 0ρ – исходное значение плотности газовоздуш-ной смеси (кг/м3); Фu – скорость продвижения фронта горения, м/с; Кτ – время полного выгорания вихря по длине факела, с; Т0 – темпе-

ратура воспламенения газообразного топлива, К. Математическое моделирование турбулентного факела показало,

что для горелок, применяемых на стендах сушки и разогрева стале-разливочных ковшей, акустическое воздействие пульсирующих пото-ков обеспечивает практически полное догорание газа на расстоянии двух калибров от среза горелки, то есть полное выгорание газа проис-ходит уже в нижней части ковша, исключая этим недожог топлива.

Значения коэффициентов теплоотдачи определялись по опытным данным как удельные величины полезно использованной теплоты (отнесенные к среднечасовому температурному напору и площади внутренней поверхности сталеразливочного ковша). В качестве по-лезно использованной теплоты принималось количество теплоты, за-траченное на нагрев рабочей кладки, арматурного ряда, теплоизоля-ции, кожуха ковша и испарение влаги (для режимов сушки).

Обработка опытных данных засвидетельствовала более интен-сивный теплообмен между продуктами сгорания и внутренней по-верхностью ковша при пульсационном сжигании по сравнению с обычным. На интенсивность теплоотдачи существенное влияние ока-зывают расход газа в процессе разогрева и уровень температуры в объеме ковша. При прочих одинаковых условиях коэффициент тепло-отдачи от продуктов сгорания к поверхности нагрева ковша при пуль-сационном разогреве ковша на 20 – 25 % выше, чем при обычном ра-зогреве.

45


РАЗРАБОТКА ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ, ПОВЫШАЮЩИХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКУЮ

ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОМЫШЛЕННЫХ КОТЕЛЬНЫХ

Гичёв Ю.А., Чувакин А.В.


Систематизированы технические решения, повышающие энерге-

тическую эффективность промышленных котельных. В результате выделены два направления: установка редуцирующих турбогенерато-ров, использующих избыточное давление пара в котельной, и утили-зация теплоты конденсата отработавшего в технологии пара.

Техническая суть применения турбогенераторов, состоит в том, что вместо снижения давления пара путем его пропуска через РОУ, срабатывание потенциала пара до требуемого потребителям давления происходит при прохождении пара через проточную часть турбины, которая является приводом электрогенератора.

Установка редуцирующих турбогенераторов в котельных пред-приятий г. Днепропетровска может обеспечить по оценке авторов до 200 МВт электрической мощности. Однако целесообразность уста-новки турбогенераторов в котельных требует энергетической оценки. В связи с этим в задачу данной работы входило следующее:

а) разработка тепловых схем котельных с турбогенераторами, ис-пользующими избыточное давление пара, отпускаемого технологиче-ским и коммунально-бытовым потребителям, с учетом изменения от-пуска тепловой энергии котельными в зависимости от объема произ-водства для технологических потребителей и времени года для ком-мунально-бытовых потребителей;

б) разработка методики энергетической оценки установки реду-цирующих турбогенераторов и анализ результатов оценки для опре-деления целесообразности использования избыточного давления пара.

В качестве технических решений рассмотрена установка редуци-рующих турбогенераторов в котельной, с выработкой пара относи-тельно низких параметров, например, с котлами ДКВР-10-1,3, и в ко-тельной, вырабатывающей пар высоких параметров, например, с кот-лами БКЗ-75-3,9.

Известные системы для утилизации теплоты конденсата отрабо-тавшего в технологии пара базируются в основном на трёх энергети-ческих установках:

46


а) расширители отработавшего конденсата для получения вто-ричного (утилизационного) пара, в том случае, если конденсат обла-дает избыточным давлением;

б) термокомпрессоры, предназначенные для повышения давления утилизационного пара после расширителя, в том случае, если его дав-ление не удовлетворяет потребителей;

в) теплообменники, использующие теплоту утилизационного па-ра, теплоту оставшегося в расширителях конденсата и теплоту дрена-жа из теплообменников, использующих утилизационный пар.

Компоновка перечисленных установок в единую схему с учётом особенностей системы теплоснабжения предприятия и возможности достижения максимальной степени использования теплоты конденса-та составляет суть работы по второму направлению повышения эф-фективности работы котельной.

Работа выполнена на примере шинного производства, которое является крупным потребителем тепловой энергии в виде пара, при-меняемого для вулканизации шин. Сведения о работах, связанных с утилизацией теплоты конденсата в шинном производстве, отсутству-ют, что позволило сформулировать следующие задачи данной работы:

а) разработка технических решений по использованию теплоты конденсата отработавшего в технологии пара с использованием рас-ширителей для получения вторичного (утилизационного) пара;

б) расчетное исследование системы использования теплоты кон-денсата отработавшего в технологии пара применительно к шинному производству с целью определения параметров системы утилизации теплоты конденсата и её энергетической эффективности.

В представленных разработках использование теплоты конденса-та направлено на усовершенствование системы коммунально-бытового и технологического теплоснабжения предприятия, что со-кращает потребление покупного топлива, поступающего на предпри-ятие со стороны, в данном случае, природного газа.

Анализ энергетической эффективности утилизации теплоты кон-денсата выполнен расчетным путем. Методика расчета иллюстрирует-ся на примере варианта утилизации теплоты конденсата для комму-нально-бытовых нужд.

Результаты расчета показали высокую энергетическую эффек-тивность утилизации теплоты конденсата как для коммунально-бытовых, так и для технологических нужд, и могут быть использова-ны для выбора соответствующего утилизационного оборудования при проектировании систем утилизации теплоты конденсата.

47


АНАЛИТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕРМИЧЕСКИХ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ КОНВЕКТИВНОМ НАГРЕВЕ

ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ТЕЛ

Горбунов А.Д.

Днепродзержинский государственный технический университет, г. Днепродзержинск, Украина

В работе [1] приведены аналитические решения для расчета от-

носительных термических напряжений в любой точке неограниченной пластины при ее конвективном нагреве в печи consttc = .

( ) ( ) ( )FoX,θFoθFoX,σ~ ср −= , (1)

на поверхности при Х=1

( ) ( ) ( )FoθFoθFoσ~псрп −= = ( )∑ μ

∞

=

μ−

1n

Fo2n

nn eD (2)

и в центре пластины при Х=0

( ) ( ) ( )FoθFoθFoσ~ цсрц −= = ( )∑ μ∞

=

μ−

1n

Fo2n

nn eC , (3)

где 0~ σσ=σ – безразмерные термические напряжения, 1~0 ≤σ≤ ;

σ0 = βЕΔt0 /(1–ν) – максимально возможные термические напряжения;

среднемассовая температура ( ) Fo2nµ-

nn1n

ср eМ(Fo) ⋅∞

=⋅μ∑=θ . (4)

Решая совместно уравнения (2) и (3), можно получить формулу связи между термонапряжениями в центре и на поверхности:

( ) ( ) ( )0цп F~FoΔθFoσ~ σ+−= , (5)

где относительный перепад температур между поверхностью и цен-тром тела:

( ) ( )∑ ⋅μ=θ−θ=θΔ∞

=

μ−

1n

Fo2n

nnцп eEFo . (6)

Из анализа уравнений (2), (3), (5) и (6) следует, что динамика из-менения напряжений во времени аналогична изменению температур-ной разности, т.е. носит колокообразный характер.

Целью данной работы является аналитическое определение ука-занных величин для цилиндрических тел. В монографии Н.Ю. Тайца [2] показано, что для цилиндрических тел осевые термические напря-жения складываются из радиальных и тангенциальных:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )Fo,XFoFo,X~Fo,X~Fo,X~срrz θ−θ=σ+σ=σ θ . (7)

48


Из одинаковости выражения (7) и формулы (1) вытекает, что уравнения для расчета осевых напряжений в цилиндре совпадают с формулами (1)...(3) для пластины.

Дифференцируя уравнения (2), (3) и (6) по времени, приравнивая производную нулю и используя два члена суммы ряда, получим фор-мулы для расчёта максимальных времен Фурье:

( ) ( )jм.j b1lna1Fo = , (8)

где 21

22a μ−μ= ; 211 DDb δ−= ; 212 EEb δ−= ; 213 CCb δ−= ;

( )221 μμ=δ . Расчёт корней nμ для цилиндра приведен в [3]. Подставляя Fоm.j из (8) в уравнения (2), (6) и (3), получим макси-

мальные значения величин с учётом двух членов ряда:

( ) ( ) .eO1FoS maxFo21jjj

μ−δ−= (9)

При 1j= , ( )111 DO μ= имеем время м.п1 FoFo = и максимальное термическое напряжение на поверхности ( )1м.п1 Fo~S σ= ; при 2j = ,

( )112 EO μ= и ( )2max2 FoS θΔ= , при 3j = , 13 CO = и ( )3м.ц3 Fo~S σ= . Если приближённо считать постоянным отношение термических

напряжений «поверхность – центр» (например, согласно [1] k2цп −≈σσ , то из уравнения (5) будем иметь:

( )FoK~п θΔ⋅−=σ σ , (10)

где ( )k22K +=σ . Это соотношение при коэффициенте формы 1k = и 2 полностью

совпадает с приближёнными формулами Н.Ю. Тайца [2] для макси-мальных термических напряжений:

( ) ( ) ( )ν−τΔβ=τσ σ 1tEKmax . (11)

Литература 1. Горбунов А.Д. К расчёту термических напряжений при кон-

вективном нагреве пластины // Математичне моделювання. – Днепро-дзержинск : 2010. – № 1(22). – С. 16–21.

2. Тайц Н.Ю. Технология нагрева стали. – М.: Металлургиздат, 1950. – 151 с.

3. Горбунов А.Д., Гольдфарб Э.М. Нахождение корней транс-цендентных уравнений в задачах теплопроводности цилиндра при не-однородных граничных условиях // Изв. вузов. Черная металлургия. – 1983. – № 12. – С. 94–97.

49


АНАЛИТИЧЕСКИЙ РАСЧЁТ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛООТДАЧИ В РЕГЕНЕРАТОРАХ

МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ

Горбунов А.Д., Глущенко Е.Л.


Аналитический расчет с использованием ПЭВМ коэффициента

вынужденной теплоотдачи в насадках регенераторов при турбулент-ном режиме по критериальному уравнению [1]:

nReDNu ⋅= (1) весьма затруднителен из-за зависимости теплофизических свойств веществ (λ, ν, Pr) от температуры, приведенных в справочниках, чаще всего в виде таблиц, требующих интерполяции. Коэффициенты D и n зависят от типа насадки и приведены в [1].

Выразим из критериального уравнения (1) коэффициент теплоот-дачи в размерном виде:

( ) 1nnw dWtA −⋅⋅=α , Вт/(м2·К), (2)

где W – скорость потока при нормальных условиях, м/с; d – диаметр ячейки насадки или гидравлический диаметр некруглого канала, м;

( ) ( ) ( ) ( ) ( )nnnnw 273t1tS;tSD273TDtA +⋅ν⋅λ=⋅=⋅ν⋅λ⋅= −− – ком-

плекс свойств, зависящий от температуры, Дж/(К·м2n-1); ( )273T – ко-эффициент перевода скорости на реальные условия.

Для аналитического определения коэффициента теплоотдачи, применяя табличные данные теплофизических свойств и методы множественной регрессии, можно получить аппроксимационную за-висимость комплекса S(t) от температуры. С целью упрощения расче-тов можно ограничиться аппроксимацией величин параболой второго порядка:

( ) 2tCtBAtS ⋅+⋅+= . (3)

Используя данные [2] по коэффициенту теплопроводности и вяз-кости были рассчитаны коэффициенты А, В и С для аналитического определения комплекса S(t) при различных значениях показателя сте-пени n и для различных газов Результаты расчетов, в качестве приме-ра для воздуха и дыма, представлены в таблице 1.

Оценим погрешность полученных выражений на следующем примере.

50


Таблица 1

Коэффициенты аппроксимации А, В и С для расчётов S(t) при различных значениях n

Коэффициенты аппроксимации

n=0,61 n=0,62 n=0,68 n=0,74 n=0,78 n=0,79 n=0,8

Воздух (200…1400 0С) А 25,25 28,23 55,0 107,08 166,90 186,49 208,36

В·102 1,83 1,99 3,30 5,35 7,26 7,82 8,41 С·105 -0,3 -0,32 -0,53 -0,83 -1,1 -1,1 -1,2

Продукты сгорания (200…1400 0С) А 23,73 26,58 52,22 102,57 160,8 171,91 201,29

В·102 3,45 3,78 6,67 11,64 16,80 23,40 20,15

S(t)

С·105 -0,35 -0,38 -0,72 -1,3 -1,9 -7,1 -2,3 Необходимо рассчитать коэффициент теплоотдачи конвекцией

для продуктов сгорания воздухонагревателя доменной печи, который имеет блочную насадку регенератора с эквивалентным диаметром

031,0d .экв = м, температурой дыма 1270tд = °С и скоростью продук-тов сгорания 2Vд = м/с. Расчёт по (1) при D = 0,0465 и n = 0,8 даёт

2,681 =α Вт/(м2·К), а по формуле (2) – 8,672 =α Вт/(м2·К). Таким образом, погрешность в определении α по простым при-

ближённым формулам не превышает 1 % и вполне достаточна для инженерных расчётов.

Выводы

1. Получены простые приближённые зависимости коэффициента теплоотдачи при движении различных газов в насадках регенерато-ров. Разработанные аппроксимационные зависимости позволяют про-изводить расчёт без использования таблиц теплофизических свойств газов.

2. На численном примере показано, что погрешность разрабо-танной методики не превышает 1 %.


1. Теплотехнические расчеты металлургических печей / [Б. И. Китаев, Б. Ф. Зобнин, В. Ф.Ратников и др.]. – М.: Металлургия, 1970. – 528 с.

2. Кутателадзе С. С., Боришанский В. М. Справочник по тепло-передаче. – М.: Государственное энергетическое издание, 1958. – 414 с.

51


ВЛИЯНИЕ ЗАГРЯЗНЯЮЩИХ ОТЛОЖЕНИЙ НА ТЕПЛОВЫЕ РЕЖИМЫ И ВЫБОР КОНСТРУКЦИЙ

ОРЕБРЕННЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ

Горобец В.Г.

Учебно-исследовательский институт энергетики и автоматики Национального университета биоресурсов и природоиспользования,

г. Киев, Украина В процессе эксплуатации теплообменников, имеющих оребрен-

ные поверхности, которые используются в различных отраслях метал-лургии и подвержены загрязнению, происходит ухудшение их тепло-вой эффективности. Экспериментальное и численное моделирование процессов теплопереноса в оребренных поверхностях с загрязнением или покрытием показало [1, 2], что тепловые характеристики ореб-ренных стенок при наличии загрязнений или защитных покрытий мо-гут иметь значительные отличия от характеристик для «чистых» по-верхностей. Наличие загрязнений на оребренной поверхности приво-дит к необходимости принимать во внимание их влияние при выборе оптимальных размеров оребрения [1, 2]. Изменение оптимальной гео-метрии оребрения приводит к необходимости разработки новых кон-струкций теплообменных аппаратов, работающих с загрязненными теплоносителями, которые будут отличаются от аналогичных конст-рукций, не учитывающих влияние эксплуатационных факторов.

В настоящем докладе представлены результаты эксперименталь-ного и численного исследования, в котором были изучены динамика роста слоя загрязняющих отложений на оребренной поверхности, изучено влияние загрязнений на температурные распределения в оребренных стенках, их тепловую эффективность, а также изменение суммарного теплового потока, отводимого от пучков труб с продоль-ным оребрением в кожухотрубных теплообменных аппаратах. Кроме того, в докладе разработаны методы расчета оптимальных размеров оребрения для условий, которые связаны с присутствием загрязнений на поверхности теплообмена.

Как показывают результаты экспериментальных исследований и эксплуатационных наблюдений профиль отложений существенно не-равномерный по высоте ребер, как для продольного, так и поперечно-го оребрения. В случае продольного оребрения он близок к трапецеи-дальному профилю, причем его толщина меняется по длине ребер. Для пучков труб с поперечным оребрением, кроме того имеется зави-симость толщины отложений от радиальной угловой координаты.

52


Проведено математическое моделирование процессов теплопере-носа для пучков оребренных труб и определены оптимальные размеры оребрения при наличии внешних отложений на теплообменной по-верхности. Показано, что наличие на поверхности слоя отложений, приводит к выравниванию температурных распределений по высоте ребер. Изменение температурного режима ребер приводит к необхо-димости увеличения оптимальных размеров оребрения. Решена задача оптимизация составного оребрения и получены расчетные выражения для оптимальной толщины и высоты ребер. В частности, для ребер с постоянной толщиной отложений указанные выражения имеют вид:

2

g0р

пopt,р TT

QBi1632,0 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−αλ+

=δ ; (1)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−α+

=g0

пopt TT

QBi17979,0h , (2)

где Q ‒ суммарный тепловой поток, который отводится продольным ребром с покрытием, T ‒ температура, α ‒ коэффициент теплоотда-чи, h ‒ высота ребра, δ ‒ его толщина, λ ‒ коэффициент теплопро-водности, λαδ= /Bi ‒ число Био, а индексы обозначают: р ‒ ребро, п ‒ покрытие, g ‒ внешний теплоноситель, −о основание ребра.

Таким образом, оптимальные размеры ребер растут с ростом чис-ла Био отложения, величина которого может составлять 0,5 ‒ 1, т. е. размеры ребер увеличиваются в 1,5 ‒ 2 раза. Влияние неравномерно-сти профиля отложений учитывается поправочными коэффициентами, значения которых получено в виде графических зависимостей.


1. Горобец В.Г. Тепловой расчет и оптимизация составных ре-бер // Тр. Второй Российской конференции по теплообмену. – 1998. –Т. 7. – С. 65–67.

2. Gorobets V., Dolinsky A., Mendeleyev V. Influence of pollution on the thermal characteristics, heat efficiency and optimal dimensions of tubes with longitudinal fins // Proc. 7th World Conf. Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics, Krakow. Poland. 28 June – 03 July, 2009. – EXM-16. – P. 873–880.

53


ЭКСЕРГОЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОПТИМИЗАЦИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ СИСТЕМ В МЕТАЛЛУРГИИ

Горобец В.Г., Драганов Б.Х.

Учебно-исследовательский институт энергетики и автоматики Национального университета биоресурсов и природоиспользования,

г. Киев, Украина

Оптимизация любой энергетической системы, в том числе для металлургических производств, означает вариацию структуры и пара-метров с целью минимизации капитальных и эксплуатационных за-трат при соответствующих технических и ресурсных ограничениях, обеспечение защиты окружающей среды, создание условий эксплуа-тационной надёжности и невысокой стоимости ремонта. Этим требо-ваниям отвечает эксергоэкономический метод оптимизации [1]. Ука-занный метод позволяет дать как энергетическую, так и экономиче-скую оценку анализируемых систем в их взаимозависимости.

В настоящее время эксергоэкономический метод широко исполь-зуется при решении различных оптимизационных задач различных энергетических установок и энергетических систем. Если рассмотреть однородную энергетическую систему, состоящую из n элементов различных m параметров, то задача оптимизации заключается в таком распределении греющих потоков )C,C,...,C,C(C ni21= , чтобы суммарные термоэкономические затраты в системе были минималь-ными [1]:

mini ZZ Σ=Σ , (1)

где iZ – термоэкономические затраты в і-м компоненте системы. Множество возможных термоэкономических затрат в системе

[ ])1p(n...,2,1i;k,...,2,1p,ZZ p)p(

pi−−==

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

можно разбить на k подмножеств. На каждом промежуточном этапе р необходимо выбрать поток С i , для которого

)p(pi

Z ∈⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ )p(

piZZ . (2)

Для выполнения условий оптимизации следует найти такой путь

потоков стоимости [ ])1p(n,...C,C(C )1(1

)0(0 −−=

−, для которого

)p(pi

Z = )p(minZ ; =pi [ ])1p(n,...2,1 −− ,

где )p(minZ – минимальные термоэкономические затраты для этапа р.

54


Алгоритм Беллмана–Калаба позволяет определить оптимальный вариант решения.

Эксергетическая эффективность kε определяется выражением [1]:

kεk,F

k,Lk,D

k,F

k,PE

EE1

EE +

−== ; (3)

E k,D k,Lk,Pk,F EEE −−= , (4)

где E k,D – абсолютная деструкция эксергии; k,Lk,Pk,F E,E,E ‒ эксер-

гетические потоки, соответственно топлива, продукта, потери эксер-гии.

Цена оптимальной эксергетической эффективности εортk для k-го компонента может определяться как [1]

εортk =kF1

1+

(5)

при 1kn

1

km1k,pk,F

kkkk

EcnB)(F

+

− ⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

τ

γ+β= , где β – фактор восстановления капита-

ла; kγ – коэффициент, учитывающий фиксированную часть эксплуа-тационных затрат на обслуживание, зависящих от общих капитальных инвестиций, ассоциированных с k-ым компонентом; kB , n k , m k – постоянные, используемые для определения функций kε и k,pE ; τ – среднее годовое время эксплуатации системы.

Целью комплексной системы оптимизации является выбор таких значений параметров системы (технологических, конструктивных и пр.), которые обеспечили бы оптимальные или близкие к оптималь-ному значения критерия эффективности { })x(ZехtrZ jопт = , n

j Rx ∈ ,

где nR – n-мерное действительное векторное пространство. Эксергоэкономический метод был использован для анализа ме-

таллургических производств и является эффективным средством оп-тимизации энергосберегающих систем.


1. Тсатсаронис Дж. Взаимодействие термодинамики и экономи-ки для минимизации стоимости энергообразующей системы / Научн. ред. и пер. с англ. проф. Т.В. Морозюк. – Одесса: Негоциа. – 2002. –152 с.

55


НОВОЕ ПОКОЛЕНИЕ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ДОМЕННЫХ ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ

Грес Л.П.1, Каракаш Е.А.1, Карпенко С.А.2, Макоткин В.В.3, Флейшман Ю.М.1


г. Днепропетровск, Украина 2 – Концерн «Союзэнерго», г. Новомосковск Днепропетровской обл., Украина

3 – ОАО «Красноармейский динасовый завод», г. Красноармейск Донецкой обл., Украина

Новое поколение доменных воздухонагревателей (ВН) обязано

удовлетворять самым современным требованиям: – высокое качество сжигания топлива (содержание СО на выходе

из ВН 50 – 100 мг/м3); – исключение природного газа из отопления ВН; – снижение материалоемкости ВН в 1,5 – 1,8 раза; – температура под куполом 1400 – 1450 °С, а температура горя-

чего дутья (ГД) 1250 – 1300 °С; – срок службы ВН – до 30 лет. НМетАУ, Укргипромезом, концерном «Союзэнерго» и

ОАО «Красноармейский динасовый завод» разработано новое поко-ление воздухонагревателей, отвечающих указанным требованиям, что было достигнуто благодаря:

– использованию струйно-факельного сжигания доменного газа в купольных горелках со встречными и закрученными струями. Это приводит к улучшению перемешивания компонентов горения, качест-ва сжигания и совместно с использованием конической формы купо-ла – к равномерному распределению продуктов сгорания по сечению насадки;

– исключению природного газа из отопления ВН, что достигнуто использованием подогрева доменного газа и воздуха горения в труб-чатых теплообменниках теплом отходящих продуктов сгорания. Уст-ранение сернокислотной низкотемпературной коррозии трубчатки те-плообменников достигается подачей части свежих дымовых газов на вход крайней секции со стороны входа компонентов горения;

– использованию блочной насадки с удельной поверхностью 70 м2/м3, с диаметром вертикальных каналов 15 мм с горизонтальны-ми проходами;

– снижению высоты ВН в 1,5 – 1,8 раза, что уменьшает нагрузку сжатия на огнеупоры и поднасадочное устройство, наличие в насадке горизонтальных проходов позволит довести межремонтный период ВН до 30 лет.

56


МОДЕЛИРОВАНИЕ ДВИЖЕНИЯ КОМПОНЕНТОВ ГОРЕНИЯ В КУПОЛЬНОЙ СТРУЙНО-ВИХРЕВОЙ ГОРЕЛКЕ

ДОМЕННОГО ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЯ

Грес Л.П.1, Каракаш Е.А.1, Флейшман Ю.М.1, Поротиков А.И.1, Щурова Н.И.1, Буркатовская Е.С.2


г. Днепропетровск, Украина 2 – ООО «Оптимус», Украина

Исследовать вопросы движения компонентов горения и процессы

сжигания в купольной горелке доменного воздухонагревателя (ВН) ме-тодами математического моделирования с использованием ЭВМ – доста-точно трудоемкая задача. С целью получения результатов, близких к по-лучаемым при промышленном эксперименте, применили метод физиче-ского моделирования на холодной и горячей моделях. На первой из них исследовали характер движения компонентов горения в горелке, их пе-ремешивание, аэродинамическое сопротивление по газу и по воздуху го-рения (разные скорости вылета струй газа и воздуха), а на второй – пол-ноту выгорания горючих компонентов газа по мере движения продуктов сгорания по форкамере и в подкупольном пространстве ВН до входа в насадку.

Для ВН с купольным отоплением большую роль играет качество пе-ремешивания доменного газа и воздуха горения в форкамере, что значи-тельно влияет на результат сжигания газа.

Выполнен расчет холодной физической модели. В качестве газовой среды используется воздух, окрашенный специальными реактивами (для визуализации потоков). Визуализация потоков также может быть дос-тигнута путем использования свободно висящих нитей.

Точное моделирование предложено заменить приближенным, ис-пользуя свойство автомодельности по критерию Лагранжа в первой ав-томодельной области и по критерию Рейнольдса во второй, при которых течение не зависит от данных критериев.

Скомпоновав из n-размерных параметров, определяющих течение в форкамере m безразмерных комплексов Пi, получим уравнение, описы-вающее тот же процесс в безразмерных комплексах, используя π-теорему (Бэкингема):

Ф(П1, П2,…,Пn-χ) = 0. (1) При этом

57


m = n – χ. (2) Здесь n = 5 – количество неизвестных безразмерных комплексов; χ = 3 – число базовых размерностей: линейный размер l (м), масса m (кг), время τ (с).

Температура t и теплоемкость Ср исключаются из расчета при изо-термическом движении, ускорение свободного падения g – одинаково для модели и образца, частотой ω пренебрегаем.

Тогда m = n – χ = 5 – 3 = 2. Вместо пяти различных комплексов используем два безразмерных

комплекса: критерий Эйлера Eu (зависимая функция) и независимый ар-гумент – критерий Рейнольдса Re (определяющий критерий).

При моделировании определяем конкретный вид связи критериев Eu и Re (численные характеристики) и коэффициенты аэродинамическо-го сопротивления горелки ξг по газу и ξв по воздуху. Найдены интенсив-ности крутки по воздуху Iв = 2,175 и по газу Iг = 3,225.

При горячем моделировании использовали критерии Дамкелера, по-лученные из решения системы уравнений: уравнения движения вязкой жидкости Навье-Стокса, уравнения теплообмена, уравнения материаль-ного обмена, а также использовали критерии равновесия n контакта, вве-денные Дьяконовым Г.К.

Выводы

1. Сформулированы условия подобия образцу для холодной и горя-чей физически моделей струйно-вихревой горелки ВН.

2. Выполнен расчет холодной и горячей моделей. 3. Для горячей модели моделирование можно вести на доменном

газе или на газе, полученном при недожоге природного газа. 4. Результаты исследований можно использовать для проектирова-

ния ВН при их строительстве или реконструкции.

58


УСТРАНЕНИЕ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ КИСЛОТНОЙ КОРРОЗИИ В СИСТЕМЕ УТИЛИЗАЦИИ ТЕПЛОТЫ БЛОКА

ДОМЕННЫХ ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ

Грес Л.П.1, Карпенко С.А.2, Науменко А.А.2, Ерёмин А.О.1, Флейшман Ю.М.1, Волкова М.М.1


г. Днепропетровск, Украина 2 – Концерн «Союзэнерго», г. Новомосковск

Днепропетровской обл., Украина Опыт эксплуатации системы теплообменников для нагрева ком-

понентов горения при отоплении воздухонагревателей одной из до-менных печей Украины показал возможность экономить около 19 млн. м3/год природного газа при стабильной температуре дутья 1150 – 1220 °С [1]. Однако стойкость воздушного теплообменника со-ставила 3,5 года. При этом трубы подверглись сильной коррозии, толщина их стен уменьшилась с 1,6 до 0,1 – 0,3 мм, а на некоторых участках имеются отверстия с неровными краями [2].

Концерном «Союзэнерго», Укргипромезом и НМетАУ разрабо-тана новая система теплообменников для нагрева компонентов горе-ния, позволяющая повысить их стойкость. В этой системе обеспечива-ется повышение температуры отходящих дымовых газов выше темпе-ратуры точки росы серной кислоты в последних в направлении дви-жения дымовых газов теплообменных элементов теплообменников за счет установки дополнительных дымопроводов, по которым проходят исходные дымовые газы. При этом во всех теплообменниках дымовые газы протекают внутри труб, а воздух (доменный газ) – снаружи.

Выводы

1. Показано, что основной причиной низкой стойкости теплооб-менников для нагрева компонентов горения является наличие низко-температурной кислотной коррозии, которая возникает когда темпе-ратура отработанных дымовых газов меньше температуры точки росы серной кислоты.

2. Разработана новая система теплообменников, в которой пре-дусмотрена секция, куда непосредственно подаются исходные дымо-вые газы. Это позволяет обеспечить температуру отработанных ды-мовых газов выше температуры точки росы серной кислоты.

59


Литература 1. Грес Л.П. Высокоэффективный нагрев доменного дутья. Мо-

нография. – Днепропетровск: Пороги. – 2008. – 492 с. 2. Грес Л.П., Кривченко Ю.С., Карпенко С.А., Ерёмин А.О. Ис-

следование системы отопления доменных воздухонагревателей с ути-лизацией теплоты их отработанных дымовых газов / ІІІ Международ-ный конгресс по агло-коксо-доменному производствам. 04-08.10.2010, Ялта, Украина. – С. 175-181.

60


ОСОБЕННОСТИ СЛУЖБЫ ДИНАСА В ДОМЕННЫХ ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЯХ

Грес Л.П.1, Макоткин В.В.2, Иващенко Л.В.1


г. Днепропетровск, Украина 2 – ОАО «Красноармейский динасовый завод», г. Красноармейск Донецкой обл., Украина

Срок службы воздухонагревателей, в основном, зависит от их

конструкции, температуры под куполом, теплового режима, вида применяемых огнеупоров и условий их службы.

Температура начала деформации под нагрузкой 20 кПа для дина-са близка к его огнеупорности (1620 °С), а у МКВ-72 она на 200 °С ниже огнеупорности (1550 °С) и на 70 °С меньше, чем у динаса. При-чем, при увеличении нагрузки снижение этой температуры у динаса меньше, чем у МКВ-72. Например, при температуре 1450 °С допусти-мая нагрузка у динаса – 0,87 МПа, а у МКВ-72 – 0,30 МПа. Это объяс-няется различной структурой огнеупоров.

Основным недостатком динаса является низкая термостойкость при температурах ниже 600 °С. Большое значение для термостойкости динаса имеет содержание в нем остаточного кварца. В последние годы за рубежом (Германия, Индия, Чехия и др.) разработаны и использу-ются технологии производства динаса с содержанием 1 % остаточного кварца. В Украине ГОСТом не предусматривается значение остаточ-ного кварца и обычно динас наших заводов содержит его в количестве 5 – 8 %.

Одной из отличительных особенностей динасовой насадки по сравнению с высокоглиноземистой является отсутствие сваривания динасовых изделий. Диаметр каналов трех верхних рядов насадки к концу кампании увеличивается на 5 – 10 мм, а нижележащие имеют исходный размер без заплавления ячеек.

Несмотря на то, что динас является кислым огнеупором, а флю-сующие оксиды пыли основными, в практике значительного их оп-лавления не наблюдалось. Это объясняется следующим. Динас, в ос-новном, имеет открытые поры, поэтому расплав, образующийся на поверхности, впитывается в его толщину. Поэтому зональность у ди-наса наблюдается по высоте, а у высокоглиноземистых – по толщине. Флюсующие оксиды пыли не концентрируются на поверхности дина-са, а распределяются по всему его объему. Кроме этого вязкость рас-плава, образовавшегося в результате взаимодействия пыли и динаса, высока и при температуре 1400 °С составляет 1015 – 1016 пуаз [2].

61


Учитывая свойства динаса, необходимо использовать насадку из двух видов огнеупоров: верхнюю часть на высоту, обеспечивающую температуру на стыке зон до 600 °С, выкладывать из динаса, а осталь-ную часть – из шамота ШВ-37. Опыт работы воздухонагревателей по-казал, что шамот ШВ-28 разрушается из-за его низкой механической прочности.

Выводы

1. При нагреве доменного дутья до 1300 °С альтернативы дина-совым огнеупорам нет. Их температура начала деформации под на-грузкой близка к огнеупорности, насадочные изделия между собой не свариваются, а каналы не заплавляются. Стоимость динаса ниже вы-сокоглиноземистых огнеупоров.

2. Насадка должна выполняться из двух видов огнеупоров: верх-няя на высоту, обеспечивающую температуру на стыке зон 600 °С, выкладывается из динаса, а остальная часть – из шамота ШВ-37.

3. При кратковременных остановках доменной печи запрещается постановка ее на «тягу» через динасовые воздухонагреватели.


1. Грес Л.П. Высокоэффективный нагрев доменного дутья. Мо-нография. – Днепропетровск: Пороги, 2008. – 492 с.

2. Кайнарский И.С. Динас. – М.: Металлургиздат. – 1961. – 451 с. 3. Мамыкин П.С., Стрелов И.Н. Технология огнеупоров. – М.:

Металлургиздат. – 1959. – 483 с. 4. Грес Л.П., Макоткин В.В., Орел Г.И. и др. Исследование

службы динаса в воздухонагревателях с вынесенной камерой горе-ния // Металл и литье Украины. – 2004. – № 7. – С. 13-16.

62


СРАВНЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК РЕГЕНЕРАТОРОВ С РАЗЛИЧНЫМИ ВИДАМИ НАСАДКИ

ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ТЕРМИЧЕСКИМ ПЕЧАМ

Губинский В.И., Затопляев Г.М., Воробьёва Л.А.


С 2000 по 2010 гг. сотрудниками кафедры теплотехники и эколо-гии металлургических печей Национальной металлургической акаде-мии Украины в лабораторных условиях исследован процесс конвек-тивного теплообмена и аэродинамического сопротивления различных видов насадок регенератора: шариковой, трубчатой, пластинчатой и сотовой [1 – 3].

По результатам испытаний регенеративных теплообменников разработана и адаптирована математическая модель теплообмена для каждого отдельного вида насадки. Проверка адекватности математи-ческой модели для каждого вида насадки показала, что расхождение результатов расчетных значений температур дыма и воздуха по высо-те насадки с температурами, полученными в ходе эксперимента, не превысило 10 %.

Расчеты выполнялись при следующих исходных данных: темпе-ратура дыма и воздуха на входе в насадку составили соответственно 1000 °С и 20 °С; начальная температура насадки 20 °С. Длительность дымового и воздушного периодов – 60 с. Топливо: природный газ с низшей теплотой сгорания 34 МДж/м3. Расходы дыма и воздуха при-няты одинаковыми и составляют – 200 м3/ч (при расходе природного газа 20 м3/ч). Размеры поперечного сечения камеры регенератора 0,2 × 0,2 м. Высоту насадки рассчитывали из условия получения оди-наковой температуры подогрева воздуха на выходе из регенератора 850 °C. Теплофизические свойства теплоносителей и материала на-садки изменяются по её высоте в зависимости от температуры потока и стенки теплообменной поверхности.

В таблице 1 приведены сравнительные характеристики регенера-тивных теплообменников с насадкой из шариков, труб, пластин и сот.

63


Таблица 1

Характеристика регенератора с различными видами насадки Насадка регенератора Параметры

шариковая трубчатая пластинчатая сотовая Размеры насадки, мм:

- диаметр - толщина стенки - ширина - размеры ячейки - гидравлический диаметр канала

20 - - - -

6dвн =

1 - -

3,63

- 1

200 - 3

-

0,75 200 3×3

3

Материал корунд Х18Н10Т Х18Н10Т кордиеритВысота насадки, м 0,56 0,43 0,42 0,281 Масса насадки, кг 44,8 41,6 33,4 11,74 Порозность 0,4 0,69 0,746 0,64 Удельная поверхность на-грева, м2/м3 180 628 507 845

Средняя за период температура дыма на выходе из регенератора, °С

260

Аэродинамическое сопротивление насадки, Па 3300 258 266 184

Сравнение эффективности работы регенераторов с различными

видами насадок при равных расходах теплоносителей и одинаковой температуре подогрева воздуха 850 °С (коэффициент регенерации те-плоты уходящих из печи дымовых газов составил 75,6 %) показало, что наилучшими характеристиками по материалоемкости, компактно-сти и аэродинамическому сопротивлению обладает сотовая насадка, промежуточные показатели занимают пластинчатая и трубчатая на-садки, а худшие показатели у шариковой. Шариковая насадка в отли-чие от сотовой имеет в 18 раз большее аэродинамическое сопротивле-ние, в 2 раза больший объём и в 3,8 раза большую массу. При совре-менной цене: корундовых шаров 25000 грн/т; нержавеющих труб с толщиной стенки 1 мм – 80000 грн/т; нержавеющего листа толщиной 1 мм – 50000 грн/т; и кордиеритовых сот – 134000 грн/т, максималь-ная стоимость трубчатой насадки – 3328 грн, которая почти в 3 раза больше стоимости шариковой насадки – 1120 грн и в 2 раза больше стоимости листовой насадки – 1670 грн. Стоимость кордиеритовой насадки – 1570 грн немного меньше стоимости листовой, поэтому предпочтительно использование этих видов насадок в регенеративных горелках термических печей.

64


Литература 1. Затопляев Г. М. Теплотехническое испытание нагревательной

печи с регенеративными горелками / Г. М. Затопляев, А. О. Еремин // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2000. − № 3. – С. 85-87.

2. Воробьева Л. А. Исследование теплообмена и гидравлического сопротивления в металлическом трубчатом регенераторе / Л. А. Воробьева, Г. М. Затопляев, В. И. Губинский, А. В. Сибирь, П. Г. Затопляев // Металлургическая теплотехника: сб. научн. тр. На-циональной металлургической академии Украины. – 2007. – С. 71-77.

3. Бондарь В.Ю. Исследование теплообмена и гидравлического сопротивления в металлическом пластинчатом регенераторе / Бон-дарь В.Ю. Руководители – В. И. Губинский, Г. М. Затопляев // сб. тр. IV студенческой научно-практической конференции «ГИПОпром-2010: от теории к практике», г. Днепропетровск, Украина, 15 мая 2010 г. – С. 39-44.

65


НАГРЕВ ТЕЛ СЛОЖНОЙ ФОРМЫ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МЕТОДА ЭКВИВАЛЕНТНОГО РАЗМЕРА

Губинский В.И., Пульпинский В.Б., Клевцур О.Ю.



Расчет нагрева изделий в промышленных печах в большинстве случаев сводится к определению продолжительности нагрева до за-данных температур на поверхности и на оси (в центре) изделия.

В практике таких расчетов получил распространение упрощен-ный, инженерный метод, при котором изделия в форме призмы, парал-лелепипеда, цилиндра конечной длины заменяют для расчета эквива-лентными телами простой формы: неограниченным цилиндром, неог-раниченной пластиной, шаром, а двух- и трехмерные температурные поля термически массивных тел становятся одномерными.

Достоверность упрощенного расчета зависит от правильности вы-бора эквивалентного (расчетного) размера тела простой формы.

В литературе предлагается определять эквивалентный размер тела простой формы из равенства поперечных сечений нагреваемого и эк-вивалентного тела или равенства их объемов для случая, когда про-стым телом является шар.

Преимуществом такого способа определения эквивалентного раз-мера тела является его простота, а недостатком − то, что при определе-нии этого размера не учитывается тепловоспринимающая поверхность нагреваемого тела.

Задача настоящего исследования состоит в том, чтобы предло-жить теоретически обоснованный способ выбора эквивалентного раз-мера и проверить его адекватность путем сравнения результатов рас-чета нагрева тел сложной формы и эквивалентных им тел простой формы с использованием предлагаемого метода определения радиуса цилиндра или шара Rэкв, либо расчетной толщины пластины Sэкв.

Предлагается вычислять эквивалентный размер тела из равенства следующих величин: продолжительности нагрева, приращения энталь-пии, отношения массы тела к площади тепловоспринимающей поверх-ности и средней плотности результирующих тепловых потоков на по-верхности.

Приравняв выражения для определения продолжительности на-грева тела любой формы и эквивалентного тела простой формы, полу-чим уравнение, откуда после сокращения будем иметь

т

1т

т

1тэкв F

kVF

kMR ⋅=

ρ⋅⋅

= , м.

66


Здесь тF − площадь тепловоспринимающей поверхности нагре-ваемого тела, м2; тМ – масса нагреваемого тела, кг; тV − объем нагре-ваемого тела, м3; 1k − коэффициент формы тела.

Если эквивалентному телу удобно придать форму неограниченной пластины, то расчетная толщина ее Sэкв находится по этой же формуле только при коэффициенте формы тела для пластины 1k1 = . Если же эквивалентному телу удобно придать форму бесконечного цилиндра или шара, расчетный размер тела эквR определяют при коэффициенте формы тела для цилиндра 2k1 = или для шара 3k1 = .

Предложенный метод определения эквивалентного размера на-греваемого тела обеспечивает достаточную точность расчета и может быть применен в практике расчета нагрева тел сложной формы в про-мышленных печах. Некоторая погрешность расчета обусловлена тем, что при определении расчетного размера допускается равенство сред-ней плотности результирующих тепловых потоков на поверхности на-греваемого и эквивалентного тела, а это не совсем верно.

67


СПОСОБ ПОИСКА ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩЕГО РЕЖИМА НАГРЕВА В МНОГОЗОННЫХ ПРОТИВОТОЧНЫХ ПЕЧАХ

Губинский В.И., Пульпинский В.Б., Клевцур О.Ю.



При наладке и проектировании многозонных противоточных пе-чей определяют температурный режим, при котором получают тре-буемое качество нагрева металла с заданной производительностью, но с минимальным расходом топлива. Поиск такого режима, который по-лучил название энергосберегающего, можно осуществлять методами математического программирования или направленного научно обос-нованного перебора. В докладе предложен теоретически обоснованный способ поиска энергосберегающего режима нагрева изделий в много-зонных противоточных печах.

В предложенном способе поиска энергосберегающего режима изделия нагревают во всех отапливаемых зонах (кроме зоны выдерж-ки) с максимально возможной скоростью, которая ограничивается максимально допустимой температурой греющих газов по условиям технологии нагрева и эксплуатации печи либо максимальной тепло-вой мощностью топливосжигающих устройств.

Предлагаемый способ минимизации расхода топлива основан на том, что теплоотдача от греющих газов нагреваемым изделиям зави-сит от условий циркуляции газов в рабочем пространстве печи. Наи-более экономично по расходу топлива работают печи при движении печных газов в режиме идеального вытеснения, наименее экономич-но – в режиме идеального перемешивания, когда в объеме печи (или отдельной зоны) устанавливается одинаковая температура греющих газов [1]. В отапливаемых зонах противоточных печей имеет место режим близкий к идеальному перемешиванию. В неотапливаемой зо-не газы движутся в противотоке с изделиями в режиме вытеснения.

Задача минимизации расхода топлива состоит в том, чтобы уве-личить длину неотапливаемой зоны, и соответственно уменьшить об-щую длину менее экономичных отапливаемых зон, при этом произво-дительность печи и температура изделий в конце нагрева должны от-вечать заданию.

Поставленная задача достигается тем, что в отапливаемых зонах, кроме зоны выдержки, устанавливается максимально возможная тем-пература печи (1300 ± 20 ºС), в результате чего изделия нагревают с максимально возможной скоростью. Общую длину отапливаемых зон ограничивают до минимально необходимой для обеспечения заданной

68


производительности печи и качества нагрева изделий. При этом для достижения требуемого качества нагрева изделий варьируют количе-ство отапливаемых зон и длину зоны, смежной с неотапливаемой. На-чинают расчет нагрева изделий по зонам при наличии одной отапли-ваемой зоны выдержки.


1. Губинский В.И., Лу Чжун-У. Теория пламенных печей. – М.: Машиностроение, 1995. – 256 с.

69


КАМЕРНА РЕГЕНЕРАТИВНА ПІЧ БЕЗПОЛУМ’ЯНОГО НАГРІВУ

Губинський В.Й., Шемет Т.М.

Національна металургійна академія України,

м. Дніпропетровьск, Україна

Кафедрою теплотехніки та екології металургійних печей Націо-нальної металургійної академії України розроблена конструкція каме-рної печі безполум’яного нагріву [1].

Камерна регенеративна піч безполум’яного нагріву складається з робочого простору 1, у якому на поду 2 розташовуються металовиро-би 3, що нагріваються. Пальники 4 розташовані в двох окремих підпо-дових камерах 5 над регенераторами 6. Трубопроводи 7 та перекидний клапан 8 служать для підведення до регенераторів холодного повітря і відводу відпрацьованих газів на димар (рис. 1).

Рис. 1.

Піч працює наступним чином. Холодне повітря надходить від ве-

нтилятора до гарячої насадки правого регенератора 6 через трубопро-від 7 і перекидний клапан 8. Проходячи через насадку правого регене-

холодне повітря

1 3

4 4

6 6

7 7

на димову трубу

8

5 5

2

70


ратора 6 теплоносій нагрівається. Пальники 4, що розташовані в пра-вій підподовій камері 5, вносять у камеру газоподібне паливо, яке спалюється над насадкою регенератора 6. Дим, що утворюється, над-ходить до робочого простору 1, а потім у ліву підподову камеру 5 та лівий регенератор 6, після чого через трубопровід 7 й перекидний клапан 8 відводиться на димар. Після того, як насадка правого регене-ратора 6 охолоне, а лівого нагріється до визначеної температури, від-бувається перекидання перекидного клапану 8, вмикаються пальни-ки 4 в лівій підподовій камері 5 і процес йде у зворотному напрямку. Час між перекиданнями клапана складає 1 – 5 хвилин.

Дана конструкція дозволить поліпшити наступні показники робо-ти камерної печі:

– досягти рівномірного (стандартного) нагрівання металовиробів завдяки реверсу підігрітого теплоносія у робочому просторі печі;

– скоротити питому витрату палива на нагрівання, за рахунок глибокої утилізації теплоти димових газів в регенераторах;

– знизити питомий вихід NOx в атмосферу, внаслідок зниження питомої витрати палива на нагрівання.

Література

1. Патент на корисну модель №37991, МПК(2006) F27В 3/00. Камерна регенеративна піч безполум’яного нагріву, Губинський В.Й., Шемет Т.М. Номер заявки: u 2006 04260; Заявл. 17. 04. 2006. Опубл. 25.12.2008. Бюл. № 24.

71


ВИКОРИСТАННЯ НАДЛИШКОВОГО КИСНЮ НА МЕТАЛУРГІЙНИХ КОМБІНАТАХ

Губинський М.В.1, Мурадян І.В.2, Мельникова К.В.1

1 – Національна металургійна академія України,

м. Дніпропетровськ, Україна 2 – «МЕТИНВЕСТ ХОЛДИНГ», м. Донецьк, Україна

Аналіз балансів виробництва і використання кисню на вітчизня-

них металургійних підприємствах (ВАТ «Алчевський металургійний комбінат, ВАТ «Дніпровський металургійний завод», ВАТ «Єнакіїв-ський металургійний завод», ВАТ «Арселор Міттал Стiл Кривий Ріг») показав велику долю, так званого, нерозподіленого між споживачами кисню, що скидається до атмосфери і може вважатися прямими втра-тами. Величина цих втрат складає від 40 до 10 % виробленого кисню. Враховуючи, що ціна кисню складає понад 1000 грн/тис. м3 фінансові втрати дорівнюють десяткам мільйонів гривень на рік. Основною причиною цього є перевищення виробництва над споживанням кисню і неможливість значного регулювання продуктивністю блоків розді-лення повітря з одного боку і неритмічним споживанням кисню з ін-шого.

Надлишок кисню може бути ефективно використаний шляхом збагачення киснем повітря, що йде на горіння у технологічних та ене-ргетичних агрегатах. При цьому ефект буде отриманий за рахунок зменшення витрат палива, що використовується на опалення. Таким чином максимальний ефект може бути отриманий при скороченні ви-трат найбільш дорогого палива – природного газу. Таким чином поте-нційні споживачі кисню можуть бути агрегати, що використають при-родний газ у якості палива: нагрівальні печі прокатних цехів, обертові печі для обпалу вапна, агломераційні горни, енергетичні котли, до-менні повітронагрівачі.

В роботі саме досліджено ефективність використання надлишко-вого кисню у котлах на основі розрахунків за нормативного методу розрахунку котельних агрегатів. Діапазон зміни вмісту кисню у повіт-рі дорівнював 21 % – 25 %.

В результаті чисельних досліджень показано, що збільшення концентрації кисню в повітрі, що йде на горіння в топку, призводить: до підвищення ККД парогенератора на 4 % за рахунок зменшення втрат теплоти з відхідними димовими газами. Додатковий ефект може бути досягнутий за рахунок заміни висококалорійного палива на до-менний газ.

72


ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩИХ МЕРОПРИЯТИЙ

Гупало Е.В.1, Трубский Б.И.2, Гупало В.И.2,

Бондарев Ю.Г.2, Седнев А.Ю.2

1 – Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск, Украина

2 – ЧАО «ПТП «Укрэнергочермет», г. Днепропетровск, Украина

Расчет эффективности энергосберегающих мероприятий, вне-дренных на действующем оборудовании, связан с определенными трудностями при подборе для сравнения идентичных условий работы агрегата до и после внедрения. При этом практически не учитывается интенсивность работы станов в процессе производства, трудоемкость прокатываемых изделий, количество перевалок, количество кратко-временных горячих простоев и др.

Предложено эффективность работы нагревательных устройств прокатного производства определять по усредненным показателям работы за относительно небольшой промежуток времени, например, за смену, либо за сутки. В прокатном производстве, как правило, ре-зультаты деятельности бригады (смены) являются законченным про-изводственным циклом и фиксируются в информационно-вычислительном центре. Таким образом, определение среднего за смену часового удельного расхода топлива на производство 1 т прока-та по всаду (м3/т или кг.у.т./т) не представляет трудностей. Сбор и об-работка статистических данных по этому параметру за определенный промежуток времени (месяц, квартал, год) до и после внедрения по-зволяет установить зависимость удельного расхода топлива на 1 т всада от средней за смену производительности печи b = f (P).

Для печей проходного типа эта зависимость может быть аппрок-симирована экспоненциальным уравнением вида:

d)Pcexp(ab +⋅−⋅= , кг.у.т./т, (1)

где Р – средняя за смену (либо сутки) часовая производительность пе-чи по всаду, т/час; а, с, d – коэффициенты аппроксимации.

Средний удельный расход топлива на 1 т посада в интервале про-изводительностей Р1 – Р2 определяется из следующего соотношения:

[ ])Pcexp()Pcexp(ca)PP(ddP)P(fb 2112

2P

1P⋅−−⋅−+−∫ == , кг.у.т./т. (2)

73


Экономия топлива после внедрения энергосберегающих меро-приятий при работе агрегата в интервале производительностей Р1 – Р2 составит:

[ ]

[ ]%,100

)Pcexp()Pcexp(ca)PP(d

)Pcexp()Pcexp(ca)PP(d

1100bb1Э

21111

1121

22122

2122

1

2 ⋅

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−−−⋅+−⋅

−−−⋅+−⋅−=⋅⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡−= , (3)

где b1 и b2 – средние удельные расходы топлива при работе печи в ин-тервале производительностей Р1 – Р2 (до и после внедрения).

На рис. 1а и 1б приведены статистические данные о работе коль-цевой печи, соответственно, до и после внедрения энергосберегающих мероприятий. Точками отмечены величины удельных расходов топ-лива в зависимости от средней производительности печи за каждую смену, линиями – аппроксимация данных экспоненциальным уравне-нием (1). Коэффициенты аппроксимации: а1 = 266,3; с1 = 0,133; d1 = 70,2; а2 = 324,8; c2 = 0,14; d2 = 53,0;

(а) (б)

Рис. 1. Зависимость удельного расхода условного топлива

от средней за смену производительности печи: а – до реконструкции; б – после реконструкции

Подстановка коэффициентов аппроксимации в уравнение (3) по-казала, что экономия топлива в результате внедрения энергосбере-гающих мероприятий составила 20 % при изменении средней за смену производительности печи в интервале 15 – 35 т/ч.

74


ОДИН ИЗ ШАГОВ НА ПУТИ К МОДЕРНИЗАЦИИ РОССИЙСКОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

Гущин С.Н., Вохмякова И.С.

Уральский федеральный университет имени первого Президента России

Б.Н. Ельцина, г. Екатеринбург, Россия В конце второго тысячелетия промышленность России, в том

числе и металлургическая, переживала сложный период, вызванный переходом к рыночной экономике. После развала СССР и ликвидации единого экономического пространства металлургическая отрасль фак-тически перестала существовать как единое целое и оказалась разо-рванной многочисленными финансовыми и территориальными грани-цами. Например, если в 1991 году доля взаимных поставок продукции черной металлургии между Россией и Украиной в общем объёме го-сударственного экспорта – импорта составляла около 80 %, то в 1998 году она снизилась до 10 %. За эти годы спад по выпуску прока-та в России составил 47 %, на Украине до 62 %, а в целом по странам бывшего СССР спад по черным металлам достигал 50 %. Спад опре-делялся не только повсеместным нарушением хозяйственных связей, незрелостью рыночной инфраструктуры и освобождением цен, но и резким сокращением спроса со стороны машиностроения и оборонно-го комплекса. Достаточно вспомнить, что потребление металла маши-ностроительными предприятиями уменьшилось в 5 раз, а ведь именно эта отрасль потребляла тогда до 40 % металлопроката.

В черной металлургии России чётко обозначились негативные тенденции, обусловленные экстенсивным развитием экономики: низ-кий уровень использования передовой техники и технологий, медлен-ное обновление оборудования, низкая конкурентоспособность боль-шинства видов металлопродукции, неудовлетворительная экологич-ность применяемых технологических схем и оборудования, отстава-ние в развитии сырьевой базы. Выход из данной ситуации для метал-лургической отрасли, на наш взгляд, заключался в структурной пере-стройке, целью которой должны были стать замена устаревших про-цессов на высокотехнологичные и расширение сортамента выпускае-мой продукции. Нельзя забывать, что основными источниками финан-сирования технологических инноваций в современных условиях яв-ляются собственные средства предприятий (при незначительной доле иностранных инвестиций). Поэтому очень немногим предприятиям, благодаря их продуманной и сбалансированной программе развития, удалось не только закрепиться на внутреннем и внешнем рынках, но и увеличить объёмы производства.

75


Следует учитывать, что спрос на металлопродукцию в России по-сле выхода её из кризиса будет достаточно высоким. В этой связи, в отрасли должны сохраняться избыточные, так называемые эффектив-ные мощности, обеспечивающие превышение реального спроса на рынке России не менее, чем на 20 – 30 %. В России избыток мощно-стей таков, что строить новые печи нет смысла. А вот развитие сырье-вой базы, ставшей одной из проблем российской металлургии, являет-ся очень важной задачей отрасли на ближайшую перспективу.

Весьма перспективным направлением является переориентация доменного производства на технологию прямого восстановления. Перспектива развития этого направления связана, прежде всего, с низкой стоимостью природного газа по сравнению с коксом и исполь-зованием агрегатов и процессов бескоксовой металлургии.

В мире существует множество процессов получения металла из железорудных материалов, одни из которых являются многоступенча-тыми, а другие одноступенчатыми. На основании аналитического об-зора современных технологий прямого получения железа с использо-ванием твердого топлива было выявлено, что технология ITmk3 явля-ется наиболее эффективной и экономичной, поскольку позволяет ис-пользовать достаточно бедные по железу концентраты и дешёвые уг-ли и при этом обеспечивает получение высококачественных гранул. Однако, эта технология в промышленном масштабе реализована лишь для магнетитовых концентратов. Возможность использования гемати-товых концентратов требует специальных исследований, особенно окомкования этих концентратов с большим (20 – 30 %) количеством твёрдого топлива. Успешное решение данной задачи позволит суще-ственно расширить сырьевую базу отрасли и создаст возможность промышленного получения качественного чугуна.

76


ПРОБЛЕМИ ЕФЕКТИВНОСТІ ФУНКЦІОНУВАННЯ АСУ ТП ДОМЕННОЇ ПЕЧІ

Довгалюк Б.П.

Дніпродзержинський державний технічний університет,

м. Дніпродзержинськ, Україна

Низька ефективність функціонування АСУ ТП доменних печей обумовлюється недостовірністю інформації про параметри доменного процесу, коливаннями хімічного складу шлаку, процесу окислення елементів чавуну на фурмах та втрат тепла з охолоджувальною водою та колошниковим газом.

Вперше для розв’язання проблеми створення АСУ ТП доменної печі були визначені допустимі похибки вхідної інформації про пара-метри процесу [1 – 3].

Комплексні показники теплового стану і ходу доменної печі є функціями багатьох незалежних аргументів (параметрів процесу). Гранична абсолютна похибка такої функції визначається сумою абсо-лютних значень її частинних диференціалів [2], тобто якщо

y = f (х1, х2, ... ,хn) , то

( )∑

∂∂

==

n

1ii

i

n21 dхх

х,...,х,хfdy , (1)

де y – комплексний показник; х1, х2, ... , хn – параметри процесу ; dхі – абсолютна похибка і-го параметру. При великій кількості неза-лежних змінних похибку функції визначали з виразу [3]:

2n

1ii

i

n21 dхх

)х,...,х,х(y ∑ ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡∂

∂=Δ

=. (2)

Виявлено, що необхідна точність визначення комплексних показ-ників забезпечується тоді, коли похибки інформації будуть в таких границях [3]: склад колошникового газу dСО2 = dСО = dН2 = ≤± 0,05 %; витрата дуття dVд = ≤± 25 м3/хв; температура дуття dtд = ≤± 10 ºС; вологість дуття dλ = ≤± 1 г/м3; витрата природного газу dVпг = ≤± 50 м3/г; витрата кисню dVо = ≤± 50 м3/г; маса коксу в подачі dК = ≤± 50 кг; маса агломерату в подачі dАг= ≤± 200 кг; вміст Fe, FeО в агломераті dFe = dFeО= ≤± 0,5 %; маса вапняку в по-дачі dВ = ≤± 20 кг; винос колошникового пилу dП= ≤± 50 кг/подачу.

77


Існуючі в Україні технічні засоби контролю параметрів доменного процесу не відповідають цим вимогам, що є однією із основних причин невисокої ефективності використання АСУ ТП доменних печей.

Під час промислової експлуатації системи керування тепловим режимом доменної печі за достовірною інформацією [4] спостерігала-ся майже функціональна залежність між вмістом сірки в чавуні та по-казником a7

нT . Тіснота цієї залежності на протязі цього періоду під-тверджується високим значенням модуля коефіцієнта кореляції – від 0,89 до 0,99. Характерно, що в цей час коливався вміст заліза в агло-мераті, частина агломерату замінялася рудою, коливалася витрата ва-пняку. Внаслідок цього тепловий режим плавки та склад чавуну змі-нювалися в широких границях. Але це не викривило майже функціо-нальної залежності вмісту сірки у чавуні від показника a7

нT . Отже, комплексні показники теплового стану доменної печі відображають динаміку перехідних процесів, і точність прогнозування складу чаву-ну не залежить від зміни вхідних параметрів та збурюючих дій. До та-кого висновку прийшли також автори досліджень [5].

Наші дослідження показують, що понад 40 % коливань парамет-рів якості чавуну обумовлено коливаннями складу шлаку, що впли-ває на ефективність прогнозування хімічного складу і температури чавуну.


1. Довгалюк Б.П. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. – М.: Московский ордена Тру-дового красного знамени институт стали и сплавов, 1966. – 28 с.

2. Довгалюк Б.П. Допустимая погрешность вводимой информа-ции в управляющие вычислительные машины // Сб. «Применение вы-числительной техники и математических методов в автоматизации горнорудного и металлургического производства». – К.: Техніка, 1968. – С. 70–74.

3. Довгалюк Б.П. Допустимая погрешность информации о пара-метрах доменного процесса // Металлургия и коксохимия. – К.: Техні-ка. –1974. – № 38. – С. 99–110.

4. Довгалюк Б.П. Автоматизована система керування технологі-чними процесами доменної плавки. – Дніпродзержинськ: ДДТУ, 2009. – 245 с.

5. Улахович В.А., Райх Е.И., Кайлов В.Д. Исследование динами-ческих характеристик доменной печи // Бюллетень ЦИИН ЧМ. – 1972. – № 22. – С. 34–35.

78


АНАЛИТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ЗАТВЕРДЕВАНИЯ МЕТАЛЛА В ЧУГУННОЙ ИЗЛОЖНИЦЕ И ПЕСЧАНОЙ ФОРМЕ

Дремов В.В.1, Минакова О.А.2

1 – Донбасская Национальная Академия Строительства

и Архитектуры, г. Макеевка, Украина 2 – Донецкий Национальный Технический Университет,

г. Донецк, Украина Вариационным методом решена нестационарная задача затверде-

вания металла в изложницах с различной теплопроводностью стенок. Выполнены численные расчеты движения фронта затвердевания в чу-гунной изложнице и песчаной форме на любой момент времени. Влияние теплопроводности стенок изложницы на процесс затвердева-ния изучалось как теоретически [1], так и экспериментально [2]. За-твердевание металла происходит в клинообразной изложнице, пред-ставляющей собой в поперечном сечении вертикально вытянутую трапецию с малыми углами конусности α [3]. В решении задачи ис-пользуется цилиндрическая система координат (r, ϕ, z). На боковой поверхности ϕ = α и на цилиндрической поверхности r = R1 принима-ем Т = Тп = const < Tkp (температура кристаллизации). На поверхно-сти r = R2 полагаем Тн = const. Боковая поверхность ϕ=α при t≥0 име-ет температуру Тп. При t > 0 начинается процесс кристаллизации и на фронте кристаллизации Т = Тк.

Уравнение теплопереноса в области жидкого металла запишется в следующем виде:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ϕ∂∂

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

∂∂

λ=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

+∂∂

ρ 21

2

21

11

r1

1V1T

r1

rTr

rr1

rTV

tTC , (1)

при 0 < ϕ < ϕφ; rφ < r < R2. Фронт кристаллизации движется от боковой поверхности излож-

ницы к центру; для малых углов конусности толщину затвердевшей корки можно найти по формуле:

))t()(t(r)t,,r( ффффффф ϕ−α=ϕε . (2)

Скрытая теплота кристаллизации L1, вместе с теплом перегрева отводится через твердую фазу, изложницу и выделяется в окружаю-щую среду. Поэтому

)TT(Kt

LrT

СРK1T11

1 −=∂ε∂

ρ+ϕ∂

∂λ , (3)

79


где 1TK – коэффициент теплопередачи: 1

2

Ф1Ф

3

12Ф

01T

)(r)(r1K−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛λ

ϕ−α+

λα−α

+α

= . (4)

Подставляя (4) в (5), в результате получим:

.)(L)K(thKT

)(L)RR(

2TT

trr

Ф11

11K1

Ф112

Ф1

3

12

210

СРKФФ

ϕ−αρϕλ

−

−ϕ−αρ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛λϕ−α

+λα−α

++α

−=

∂∂

(5)

Интегрируя (5), найдем: 2

1ф Rt*Cr += , (6)

где W)(L

2*CФ11 ϕ−αρ

= ;

)K(thKT

)RR(2

TTW Ф11K1

2

Ф1

3

12

210

СРK ϕλ−

λϕ−α

+λα−α

++α

−= .

По полученной формуле (6) выполнены численные расчеты для следующих параметров металла, изложницы и окружающей среды: R1 = 1,2 м; R2 = 2,2 м; α1 = 10°; α2 = 12°; Tн = 1833 K; Tк = 1733 K; Tср = 300 K; ρ = 7,31⋅103 кг/м3; λ1 = 26,5 Вт/(м⋅К); λ2 = 30,3 Вт/(м⋅К); a1 = 4,5⋅10-6 м2/с; Vr = 0,3⋅10-5 м/c; L1 = 2,72⋅105 Дж/кг. Для чугунной из-ложницы: α = 68 Вт/(м2⋅К); λ3 = 58,7 Вт/(м⋅К). Для песчаной изложни-цы: α = 17 Вт/(м2⋅К); λ3 = 0,325 Вт/(м⋅К).

Сравнивая графики фронтов затвердевания, можно отметить, что затвердевание в чугунной изложнице происходит в среднем в 4 раза быстрее, чем в песчаной форме. Эти результаты совпадают с числен-ным моделированием процессов затвердевания в чугунной и песчаной изложницах, приведенных в статье [3].

80


а) б)

Рис. 1. Положения фронта затвердевания в клинообразной изложнице. Показана правая половина вертикального сечения.

В случае песчаной изложницы (а) для моментов времени: 1 – 1 с; 2 –10 с; 3 – 50 с; 4 –100 с; 5 – 200 с; 6 – 400с; 7 – 600с; 8 – 1000с; 9 – 2000с;

10 – 3000с; 12 – 5000с; 13 – 7000с; 14 – 9000с; 15 – 12000с. В случае чугунной изложницы (б) для моментов времени: 1- 1с; 2 – 5с;

3 – 10с; 4 – 50с; 5 – 100с; 6 – 200с; 7 – 400с; 8 – 600с; 9 – 1000с; 10 – 2000с; 11 – 3000с; 12 – 5000с. Отсчет кривых идет снизу

Литература 1. Вейник А.И. Теплообмен между слитком и изложницей. – М.:

Металлургиздат,1959. – 265 с. 2. Раддл Р.У. Затвердевание отливок.– М.: Машгиз, 1960. – 391 с. 3. Александров В.Д., Голоденко Н.Н., Дремов В.В., Недопе-

кин Ф.В. Математическое моделирование затвердевания металла в песчаной и чугунной изложницах / Математическое моделирование. – ДГТУ. –2010. –1 (22). – С. 24–31.

81


МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА РАЗМОРАЖИВАНИЯ КРИОГЕННО-ГРАВИЙНОГО ФИЛЬТРА

Дреус А.Ю., Лысенко Е.Е.

Днепропетровский национальный университет им. О. Гончара,


При эксплуатации нефтяных и гидрогеологических скважин важ-ной проблемой является очистка потока от примесей на забое, что по-зволяет увеличить дебет и срок службы скважины. Для этой цели ис-пользуются гравийные фильтры, которые представляют собой круп-нодисперсную сыпучую среду (песок, гравий). В зависимости от глу-бины скважины и ее эксплуатационных характеристик используют два основных вида гравийных фильтров: опускные, которые собирают на поверхности с последующим установлением в скважину в готовом виде, и создаваемые непосредственно в скважине с помощью засыпа-ния или закачивания гравия.

К опускным гравийным фильтрам выдвигаются определенные требования по механической прочности, что связано с необходимо-стью обеспечения их целостности во время транспортировки на забой. Для этого используют различные укрепляющие вещества: смолы, клеи, что ухудшает фильтрационные характеристики. В [1] предложе-на новая технология изготовления опускных фильтров, в которой ук-репление осуществляется путем замораживания конструкции, которая представляет собой систему «гравий – жидкий наполнитель».

Эффективность применения указанной технологии определяется процессами тепломассообмена, поскольку преждевременное размора-живание конструкции приводит к ее разрушению. В течение времени, необходимого для осуществления всех технологических операций, блоки фильтра должны обладать достаточной прочностью, то есть:

ТРСБФ ttt +> , где Фt – время разрушения криогенно-гравийного фильтра, СБt – вре-мя сборки фильтра, ТРt – время транспортировки фильтра в скважине. В свою очередь, параметры СБt и ТРt зависят от глубины заморозки и условий теплообмена.

Для исследования процессов замораживания и размораживания гравийной среды могут быть использованы методы математического моделирования. В настоящей работе выполнено пространственное моделирование тепломассобменных процессов в гравийном фильтре, изготовленном по низкотемпературной технологии (криогенно-гравийный фильтр), на основе решения уравнения теплопереноса:

82


( ) ( ) ( )( )TgradTdivTTTceff λ=τ∂

∂ρ , (1)

где ( )Tceff – эффективная теплоемкость дисперсной системы, учиты-вающая скрытую теплоту фазовых переходов; ( )Tρ – плотность дис-персной системы; ( )Tλ – коэффициент теплопроводности дисперсной системы; T – температура.

Начальные и граничные условия (1) запишем в виде: 00 TT ==τ ;

( ) ( )∞−α=∂∂

λ TTnTT SS

S,

где 0T – начальная температура образца, ST – температура соответ-ствующей поверхности, Sα – коэффициент теплоотдачи на поверхно-сти, который определяется в зависимости от этапа технологического процесса; ∞T – температура окружающей среды n – нормаль к по-верхности.

В результате решения поставленной задачи получены графики зависимости времени начала фазового перехода от начальной темпе-ратуры заморозки фильтра в диапазоне C100C10T0 °−÷°−= , для двух режимов размораживания фильтра: при вынужденной конвек-ции, когда фильтр спускают по стволу скважины, и при свободной конвекции, когда поэтапно производят подготовительные работы. Ре-зультаты расчета позволяют определить режимные параметры техно-логического процесса.


1. Кожевников А. А. Гравийные фильтры с использованием эф-фекта двухфазного инверсного перехода агрегатного состояния вяжу-щего вещества / А. А. Кожевников, А. К. Судаков, А. А. Гриняк // По-родоразрушающий и металлообрабптывающий инструмент, 2008. – Вып. 11. – С. 84–88.

83


К ВОПРОСУ О ВЛИЯНИИ МОЩНОСТИ ПЛАЗМОТРОНА И КОНЦЕНТРАЦИИ УГОЛЬНОЙ ПЫЛИ В АЭРОСМЕСИ

НА ГОРЕНИЕ ПЫЛИ АШ ПРИ ПЛАЗМЕННОЙ ПОДСВЕТКЕ

Емельяненко В.И.1, Малик П.В.2, Ливитан Н.В.2, Егоров А.П.2

1 – Институт геотехнической механики им. Полякова

Национальной академии наук Украины, г. Днепропетровск, Украина


Актуальной задачей энергетики Украины является повышение

эффективности использования низкореакционных углей типа АШ. Проблема обостряется по мере увеличения их зольности, которая для донецких антрацитов достигает 27...30 % с одновременным снижени-ем теплотворной способности с 24 до 19 – 20 МДж/кг. При таких ха-рактеристиках угля его устойчивое воспламенение, горение, а также нормальное шлакоудаление в топках котельных агрегатов возможны только в условиях газомазутной подсветки пылеугольного факела, до-ля которой по теплу достигает 30 – 40 %. Значительное же повышение стоимости газа и мазута потребовали разработки и внедрения новых высокоэффективных технологий, позволяющих существенно снизить их расход. Одной из таких технологий является плазмохимическая подготовка пылеугольного топлива перед его сжиганием в котлах те-пловых электростанций [1, 2].

Подготовку топлива производят в плазменных реакторах, куда направляют часть аэросмеси, включающей угольную пыль и транспортирующий воздух. Мощность плазмотронов, используе-мых для плазменной подсветки, обычно лежит в пределах 100 – 400 кВт [1, 3]. В данной работе проведена оценка влияния мощности плазмотрона и концентрации угольной пыли в аэросмеси на ее вос-пламенение и горение при плазменной подсветке пылеугольного фа-кела. Для определения характера и степени протекания химических реакций в процессе горения топлива использовалась программа ТЕРРА, в основу которой положен метод нахождения состава и свойств произвольных систем в приближении термодинамического равновесия.

В качестве плазмообразующего газа принимался воздух (N2 – 77 %, O2 – 23 %.). В качестве топлива – аналог угля АШ следующего состава: зольность – 30 % (Al2O3

– 15 %, SiO2 – 15 %), летучие – 3 %, углерод – 67 %. Концентрация угля в аэросмеси варьировалась в пре-

84


делах: 0,4 – 6 кг/кг. Расчетная температура воспламенения – не ниже 860 °С (температура выхода летучих для угля АШ). Мощность плазмотрона варьировалась в пределах 115 – 300 кВт.

Анализ результатов расчетов показывает, что при мощности плазмотрона 115 кВт для поддержания результирующей температу-ры выше 860 °С расход аэросмеси с концентрацией угля 0,4 кг/кг должен быть не более 0,112 кг/с, при мощности 200 кВт – не более 0,196 кг/с, а при мощности 300 кВт – не более 0,295 кг/с. При этом тепловой эффект горения аэросмеси в первом случае составляет 136 кВт, во втором – 237 кВт, в третьем – 357 кВт.

Увеличение концентрации угольной пыли в аэросмеси ведет к снижению энергозатрат на воспламенение аэросмеси. При этом для плазмотрона мощностью 115 кВт повышение концентрации рацио-нально до 3:1; при 200 кВт – до 4:1, а при 300 кВт – до 5:1. С другой стороны, для оптимизации процессов нагрева аэросмеси нецелесообразно стремиться к повышению единичной мощности плазмотрона, поскольку ресурс его работы в связи с увеличения то-ка дуги резко снижается.

В целом, для повышения устойчивости горения пылеугольного топлива и увеличения общего теплового эффекта от применения технологии плазмохимической подготовки топлива необходимо сни-жать теплоотвод из зоны горения. Это может быть достигнуто, как отмечалось ранее, при повышении концентрации угля в аэросмеси, а также путем ввода в зону горения газов «парникового» типа.


1. Аскарова А.C., Карпенко Е.И., Мессерле В.Е., Устимен-ко А.Б. Плазмохимическая активация горения и газификации угля // Сборник материалов конференции Международного симпозиума по теоретической и прикладной плазмохимии. – 2008. – C. 35-41.

2. Кукота Ю.П., Бондзик Д.Л., Дунаевская Н.И., Черняв-ский Н.В. Плазменный поджиг высокозольных антрацитов при их факельном сжигании // Промышленная теплотехника. – 2004. – 26, № 4. – С. 146-151.

3. Патент 87194, F23N 5/00 Спосіб керування плазмовим спа-люванням вугільного пилу і система для його здійснення / Бу-лат А.Ф., Волошин О.І., Фесак Г.І., і др. Опубліковано 25.06.2009 р. Бюл. № 12, 2009р.

85


ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ ГОРЕЛОЧНОГО УСТРОЙСТВА И ДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК

ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ НА РАВНОМЕРНОСТЬ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ В НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ

КОЛОДЦАХ

Еремин А.О., Губинский В.И.


Обеспечение равномерного температурного поля в нагреватель-

ных колодцах прокатного производства является одним из основных условий качественного нагрева крупнотоннажной садки этих печей. При этом уменьшаются связанные с перегревом отдельных слитков или их граней окисление и вероятность оплавления металла, снижает-ся расход топлива на нагрев. Равномерность температуры в пределах рабочего пространства нагревательных колодцев улучшает условия эксплуатации огнеупоров их стен и крышки.

Температурное поле в рабочей камере регенеративного нагрева-тельного колодца, с нашей точки зрения, в значительной мере связано с кинетической энергией газо-воздушных струй на выходе из горелки. От характера движения реагентов горения, их динамических характе-ристик зависят условия перемешивания топлива с воздухом и, собст-венно, сам процесс горения, а также перенос теплоты к нагреваемому металлу в пределах рабочего пространства. Регламентированный фа-кел для каждых конкретных условий можно обеспечить ещё на стадии проектирования за счёт правильного выбора или конструирования го-релочных устройств, их взаимного расположения с дымоотводящими окнами. Станет возможным исключить возникновение так называе-мых «застойных зон».

Кинетическая энергия печных газов также влияет на характер их циркуляции и на кратность крупномасштабной внутренней рецирку-ляции. Доставка греющей среды к нагреваемым слиткам, внешний те-плообмен в печи напрямую зависят от циркуляции печных газов.

Знание таких характеристик, как удельная кинетическая энергия движения печных газов, кратность крупномасштабной внутренней ре-циркуляции, наличие и характер циркуляционных зон, позволяет про-ектировать печи, обеспечивающие более низкий расход топлива и вы-сокое качество нагрева металла.

На кафедре теплотехники и экологии металлургических печей (ТЭМП) Национальной металлургической академии Украины (НМетАУ) имеется комплекс программ для численного моделирова-

86


ния совмещённых процессов горения топлива, движения газов и теп-лообмена. Это позволяет качественно и количественно исследовать условия циркуляции печных газов и температурное поле в нагрева-тельных колодцах и других камерных печах.

Основные представления об организации равномерного темпера-турного поля реализованы при реконструкции рекуперативного нагре-вательного колодца с отоплением из центра подины. В этом колодце существенно изменена конструкция горелки, количество и располо-жение дымовых окон, динамические характеристики топливно-воздушных струй, устаревшие керамические рекуператоры заменены на современные регенераторы с шариковой насадкой. Реконструиро-ванный колодец успешно эксплуатируется с 2004 года.

В регенеративном колодце подогрев воздуха увеличился до 800 – 1000 °С, экономия топлива достигла 5 кг у.т./тонну годного. При этом максимальный расход топлива снизился с 2100 м3/ч до 1500 м3/ч, то есть на 30 % по сравнению с рекуперативными нагревательными ко-лодцами с центральной горелкой [1].

Математическое моделирование движения печных газов и темпе-ратурного поля в рекуперативном и регенеративном нагревательных колодцах показало, что обеспечение высоких скоростей истечения реагентов горения позволило в 1,5 раза увеличить кратность крупно-масштабной внутренней рециркуляции печных газов, что положи-тельно сказалось на равномерности нагрева металла. Перепад темпе-ратуры по высоте нагреваемого металла снизился на 40 – 50 %. О равномерном нагреве слитков свидетельствует как математическое моделирование температурного поля, так и семилетний опыт про-мышленной эксплуатации регенеративного нагревательного колодца.

Основной причиной выравнивания температуры по высоте реге-неративного колодца является крупномасштабная внутренняя рецир-куляции. Интенсификация циркуляции печных газов получена благо-даря увеличению динамических характеристик топливно-воздушных струй на выходе из горелки и конструкции горелочного устройства с двумя дымовоздушными каналами, расположенными в непосредст-венной близости друг от друга.

Литература 1. Губинский В.И., Ерёмин А.О., Сибирь А.В., Волков В.Ф.,

Коротченков В.М., Тряпичкин М.Г. Реконструкция нагревательных устройств прокатного производства ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» // Труды 15 международной конференции «Теплотехника и энер-гетика в металлургии», НМетАУ, г. Днепропетровск, 7 – 9 октября 2008 г. – Днепропетровск: Новая идеология, 2008. – С. 73–74.

87


ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ ИЗВЛЕЧЕНИЯ ЗОЛОТА ИЗ ПРЕПАРАТА «ЖИДКОЕ ЗОЛОТО»

Зайченко В.Г., Заярская Л.И., Коханович В.И., Александрова В.Н.

Донецкий государственный научно-исследовательский и проектный институт цветных металлов ДонНИПИЦМ,

г. Донецк, Украина

Препараты «жидкое золото» представляют собой металлооргани-ческое соединение золота и флюсующих добавок в органических рас-творителях со смолами [1]. Препараты «жидкое золото» применяются для декорирования глазурованных фарфоровых, фаянсовых и сте-кольных изделий [2]. Препараты по содержанию металлического зо-лота могут быть 10 %-ной и 20 % -ной концентрации.

В процессе хранения препарата или при использовании на кон-вейере фарфорового завода органические добавки (растворители) по-степенно испаряются, что приводит к чрезмерному загустеванию пре-парата и золото из гомогенного раствора переходит в трудно раство-римый осадок С10Н16AuCl2 [3].

Задача данной работы состоит в том, чтобы максимально извлечь золото из неиспользованного препарата, подвергшегося длительному хранению.

В ДонНИПИЦМ были проведены исследования по извлечению золота из препарата по царско-водочной технологии. По царско-водочной технологии основная часть золота адсорбировалась на смо-лянистых составляющих препарата, что требовало обжига при высо-кой температуре (Т = 850 °С). При этом способе получено низкое из-влечение золота ~86,0 %.

Для устранения выше изложенных недостатков и был разработан способ извлечения золота из препарата с применением органического растворителя. Суть этого способа заключалась в растворении трудно растворимого осадка С10Н16AuCl3 в органическом растворителе. Для этого препарат «жидкое золото» заливали органическим растворите-лем в соотношении 1 : 10 при комнатной температуре для перевода смолянистых составляющих в раствор. Далее к раствору добавляли соляную кислоту до рН = 4 и осаждали золото насыщенным раство-ром гидразингидратом. В результате полного осаждения получается скоагулированный золотой осадок. Декантированный раствор можно использовать повторно. Осадок отмывали в растворе азотной кислоты от флюсующих добавок (Bi, Cr), сушили, прокаливали при 400 °С и проводили плавку с флюсами до золотого слитка.

88


Результаты опытов приведены в таблице 1. Золото на 98,4 % пе-реходит в осадок (табл. 1). Полученный в результате плавки осадка слиток содержит 99,9 % золота.

Таким образом, разработана технология извлечения золота из препарата «жидкое золото», позволяющая получить восстановленное золото в одну стадию. Смолянистые составляющие растворяются в органическом растворителе и не загрязняют окружающую среду, как при обжиге. Извлечение золота в слиток составляет 99,7 %.

Используя разработанную технологию, переработали 968,5 г пре-парата, получен слиток лигатурной массой 114,0 г с содержанием зо-лота 99,9 %. При разработке технологии использован способ, защи-щенный патентом на полезную модель [4].

Таблица 1

Материальный баланс переработки препарата «жидкое золото» в органическом растворителе

Золото Наименование Лигатурная масса, г % г

Извлечение, %

Задано 1. Препарат «жидкое золото» 968,5 12,0 116,22 2. Органический растворитель 10000,0 3. Соляная кислота 1785,0 4. Гидразин гидрат 1300,0 Итого: 14053,5 116,22 Получено 1. Золотой порошок 115,5 99,0 114,35 98,4 2. Раствор 13000,0 Потери 938,0 1,87 1,6 Итого: 14053,5 116,22


1. Туманов С. Г. Препарат «Жидкое золото» для стекла и фарфо-ра / Туманов С. Г.– М. : Стекло и керамика. – 1961. – № 6.

2. Мартынов И. А. Технология производства керамических кра-сок / И. А. Мартынов, В. А. Визир. – М. : Гостехиздат, 1966. – С. 126-133.

3. Визир В. А. Керамические краски / В. А. Визир, И. А. Марты-нов. – К. : Техника, 1964. – 128 с.

4. Патент на корисну модель. Украина, МПК(2006) С22В 11/00. Спосіб витягнення золота с золотовмісного матеріалу, а саме золото-вмісної фарби «Рідке золото» / Цвітна Л. І., Чернюк О. В., Заярс-кая Л. І., Олександрова В. М., Коханович В. І., Зайченко В. Г. Донець-кий державний науково-дослідний та проектний інститут кольорових металів. – № 38421 ; заявл. 26.08.2008 ; опубл. 12.01.2009, Бюл. № 1.

89


ВВЕДЕНИЕ В НОМЕНКЛАТУРУ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ОГНЕУПОРОВ ТЕРМОСТОЙКИХ СИМИНАЛОВ

Игнатова А.М., Артемов А.О., Игнатов М.Н.

Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия

Наиболее востребованными материалами, используемыми при

создании металлургических агрегатов, являются огнеупоры. От их ка-чества зависит срок службы плавильного и нагревательного оборудо-вания, а также уровень их основной рабочей характеристики – темпе-ратуры рабочего пространства. Традиционно наиболее качественными признаны огнеупоры на основе глинозема, это природный и достаточ-но редкий материал, поэтому актуальным является поиск более эко-номичных материалов аналогов, пригодных для использования в ме-таллургии.

Среди современных материалов, пригодных для использования в качестве термоизоляции и термозащиты, мы выделяем синтетические минеральные сплавы (симиналы).

Симиналы представляют собой материалы, полученные по тех-нологии каменного литья, то есть в результате переплавления оксид-ного сырья основного и ультраосновного характера. В качестве сырья могут быть использованы как натуральные горные породы, так и тех-ногенные минеральные образования, схожие с ними по составу (до-менный шлак, угольные терриконики и т.д.). В среднем температура плавления такого сырья составляет 1300 – 1500 °С, сам процесс плав-ления может быть инициирован в различных плавильных агрегатах, как топливных, так и электрических, наиболее часто используются электродуговые установки.

Технология каменного литья подразумевает формообразование изделий непосредственно на стадии синтеза материала, то есть путем заливки расплава в литейные формы. С последующей термической обработкой, которая включает в себя две стадии, первая – выдержка при температуре 800 – 900 °С, вторая – охлаждение до комнатной температуры со скоростью 30 °С/ч.

Структура симиналов представляет собой сочетание кристалли-ческой и аморфной составляющих.

Столь сложное строение материала позволяет добиться уникаль-ных механических характеристик, в частности термостойкости до 200 – 300 термосмен. Столь высокий уровень термической стойкости обеспечивается особенным поведением данного материала в процессе «термической деформации».

90


Целью настоящего исследования является изучение процесса со-противления симинала термическому воздействию на предмет его пригодности в металлургии.

Объектом исследования является разновидность термостойкого симинала, состав которого представлен в табл. 1.

Таблица 1

Химический состав симинала

Содержание, % SiO2 TiO2 Al2O3 MgO CaO K2O+Na2O Fe2O3 MnO 56,10 0,40 6,70 13,90 18,80 0,40 3,30 0,06

Структура термостойкого симинала полнокристаллическая (рис. 1), мелко – и среднезернистая (размер зерен от 0,2 до 3,6 мм и более). Основная минеральная фаза - авгит, изометрической, перистой и радиально-лучистой формы, спайность имеет зигзагообразное, вол-нообразное, местами метельчатое направление.

Рис. 1. Структура термостойкого симинала, ув.х50

Для установления характера деформации были проведены меха-

нические испытания, имитирующие термический удар, для испытаний использовали универсальную испытательную машину (УИМ) марки Zwick – Z250 (Германия). В процессе испытаний установлено, что под воздействием термического удара происходит уплотнение материла по границам спаянности, при перепаде температур 400 – 500 °С про-исходят упругие структурные деформации, при повышении темпера-туры эти процессы переходят уже в пластическую деформацию.

Таким образом, установлено, что уровень термической стойкости симиналов позволяет применять их в металлургии и успешно заме-нять дорогостоящие огнеупоры.

91


ФТОРФЛОГОПИТ – МАТЕРИАЛ ДЛЯ ФУТЕРОВКИ ЭЛЕКТРОЛИЗЕРОВ В ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

Игнатова А.М.1, Игнатов М.Н.1, Николаев М.М.2

1 – Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия

2 – ВСМПО ТМК «АВИСМА», Россия Современная промышленность испытывает острую потребность в

материалах, способных выдерживать экстремальные условия эксплуата-ции, особенно это актуально для цветной металлургии. Наиболее вос-требованные цветные металлы, такие как магний и алюминий, произво-дят электролитическим методом. Основная проблема, возникающая в процессе эксплуатации электролизеров – это деградация футеровки; данное явление связано с неизбежным взаимодействием расплава цвет-ного металла, который является агрессивной средой, с элементами клад-ки, поскольку взаимодействие происходит при температурах 600 – 700 °С, то деградация футеровки происходит быстро. Традиционный материал, из которого выполняется футеровка электролизных ванн, это корунд. Опыт его эксплуатации показывает, что объем энергии, затра-ченный на создание рабочей температуры в электролизере, не переходит в полезную работу, а оставшийся избыток расходуется на пагубные дей-ствия разрушения футеровки. Проблема деградации футеровки – это не только проблема качества металла, но и проблема энергосбережения.

Одним из стойких материалов является фторфлогопит, созданный специально для работы в агрессивных высокотемпературных средах. В условиях эксплуатации в качестве футеровки электролизера, этот мате-риал обладает значительно большим сроком службы, чем корунд (около 120 %), поскольку практически не взаимодействует с расплавом металла.

Испытания, проведенные с целью установления уровня термо-сплавоустойчивости фторфлогопита, показали, что он способен вы-держать примерно 200 водных теплосмен, при условии резкого охла-ждения образцов, нагретых до 800 °С, в воде при температуре 20 °С.

Фторфлогопит представляет сбой синтетический минеральный сплав (симинал), полученный из чистых оксидов и фтористо-калиевых солей, в результате высокотемпературного синтеза (переправления). Структура этого материала состоит из минеральных образований, большая часть ко-торых относится к силикатам различного типа. Природа высочайшей тер-мосплавоустойчивости фторфлогопита не выяснена окончательно, однако, очевидно, что она непосредственно связана с характером структуры.

Целью настоящего исследования является изучение структуры фторфлогопита с помощью методов наноиндентирования и наноскле-рометрии для выяснения природы его термосплавоустойчивости.

92


В настоящей работе исследования по методу наноиндентирования проводились измерительным комплексом NanoTest 600 (Micro Materials Ltd., Англия). На поверхности исследуемого образца фторфлогопита с помощью матричного наноиндентирования выявлено две характерные зоны, твердость одной составляет в среднем 1 ГПа, а другой в среднем 0,45 ГПа. Касательно модуля упругости установлено, что наиболее вы-сокие его значения – 72 ГПа зафиксированы на участках с наибольшей твердостью. Установив предположительные особенности строения структурных составляющих, мы обнаружили, что структура фторфло-гопита анизотропная, способная к упругим деформациям.

Дальнейшие исследования носили динамический характер, они проводились в два этапа: первый подразумевал снятие топологии по-верхности образца, второй заключался в нанесении царапин.

На рис. 1 представлена топология поверхности до проведения динамических испытаний, а на рис. 2 – после них, величины характе-ризуют высоту пиков твердости, приведена в нм.

0 20 40 60 80 100 120 1400

20

40

60

80

100

120

140

160

180

-2000

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

17000

Рис. 1. Топология поверхности исследуемого участка фторфлогопита

0 20 40 60 80 100 120 1400

20

40

60

80

100

120

140

160

180

-27000

-26000

-24000

-22000

-20000

-18000

-16000

-14000

-12000

-10000

-8000

-6000

-4000

-2000

0

Рис. 2. Результаты динамических испытаний на исследуемом участке

Благодаря этим испытания установлено, что в процессе эксплуа-тации более твердые структурные составляющие воспринимают на себя деградирующую нагрузку, а более мягкие структурные состав-ляющие фторфлогопита «буферизуют» все динамические импульсы, воспринимаемые ими. Такое взаимодействие составляющих в струк-туре обеспечивает стойкость материала к возникновению трещин, а значит защищает его от дальнейшего расклинивания и обеспечивает более длительный срок службы.

93


ИДЕНТИФИКАЦИЯ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СЛОЖНЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ТРЕХКОМПОНЕНТНЫХ

ДИАГРАММАХ

Ильченко К.Д.


Ю.П. Заричняк и Г.А. Лисненко, авторы статьи [1], предложили

модель структуры трехкомпонентной гетерогенной системы и метод расчета коэффициента теплопроводности в зависимости от состава тройных неупорядоченных твердых растворов системы Ti-Zr-Hf. Для проверки адекватности предложенного метода расчета авторы прове-ли экспериментальные исследования теплофизических свойств два-дцати шести составов твердых растворов системы титан-цирконий-гафний пассивным экспериментом.

Указанную задачу можно решить проще и полнее с использова-нием симплекс-решетчатого планирования эксперимента, которое по-зволяет получить математическую модель зависимости свойства от состава и значительно сократить число экспериментов. Вместо два-дцати шести достаточно было провести восемь опытов (один из них контрольный) для получения адекватной математической модели за-висимости коэффициента теплопроводности от состава. В табл. 1 при-ведена матрица планирования факторов и индексация откликов.

Таблица 1 Матрица планирования факторов и индексация откликов

Опыт x1 x2 x3 Индексация отклика Компонент 1 1 0 0 λ1 Ti 2 0 1 0 λ2 Zr 3 0 0 1 λ3 Hf 4 0,5 0,5 0 λ12 Ti+Zr 5 0,5 0 0,5 λ13 Ti+Hf 6 0 0,5 0,5 λ23 Zr+Hf 7 0,333 0,333 0,333 λ123 Ti+Zr+Hf 8 0,3 0,3 0,4 λк Ti+Zr+Hf

Данная матрица планирования соответствует специальной куби-ческой модели вида

+++++=λ 31132112332211 xxaxxaxaxaxa 3211233223 xxxaxxa + . (1) Так как планирование является насыщенным (число эксперимен-

тов равно числу коэффициентов модели), опыт № 8 является контроль-ным и предназначен для проверки адекватности модели. Авторами ра-

94


боты [1] коэффициент теплопроводности тройных систем определен для трех значений температур: 20, 100 и 200 °С. Эти эксперименталь-ные данные обработаны нами методами планирования эксперимента в виде моделей типа (1) для температур 100 и 200 °С. Если бы темпера-турная зависимость была исследована более полно, можно было бы по-лучить модель, включающую и несмесевой фактор – температуру.

В результате для зависимости коэффициента теплопроводности от состава были получены следующие модели для температур 100 °С (2) и 200 °С (3):

−−−++=λ 3121321 xx4,39xx8,41x7,19x7,20x0,20 32132 xxx0,55xx6,21 +− ; (2)

−−−++=λ 3121321 xx0,31xx4,31x5,18x3,20x2,18 32132 xxx4,31xx4,13 +− . (3)

Полученные модели подвергались статистической оценке. Была произведена проверка значимости коэффициентов и адекватности мо-дели. Все коэффициенты уравнений (2) и (3) были признаны значи-мыми, а уравнения – адекватными.

Для графической интерпретации результатов и нахождения экс-тремумов по полученным уравнениям были построены проекции изо-линий коэффициента теплопроводности на симплексе. Последние представлены на рис. 1.

(а) (б) Рис. 1. Изолинии коэффициента теплопроводности системы Ti-Zr-Hf

при температурах 100 °С (а) и 200 °С (б)

Литература 1. Заричняк Ю. П. Исследование теплопроводности двойных и

тройных неупорядоченных твердых растворов системы титан-цирконий-гафний / Ю. П. Заричняк, Г. А. Лисненко. – Инженерно-физический журнал. – 1977. – Т. 33. – № 4. – С. 642-647.

95


МОДЕЛЬ ЭВОЛЮЦИИ ВСЕЛЕННОЙ И ТЕПЛОТЕХНИКА

Капустин Е.А.

Приазовский государственный технический университет,

г. Мариуполь, Украина

1. Предлагаемая теория основывается на достижениях науки

20 века. На фундаментальных характеристиках Вселенной – энергии и

массе; на знаменитой формуле Альберта Эйнштейна; на наличии во

Вселенной хаоса и порядка, большого неравенства концентраций

энергии хаоса (температуры) и массы (давления); на существовании

редких областей, приближающихся к равновесию; большая роль в по-

знании принадлежит аналогиям. Построенная на этих принципах мо-

дель эволюции Вселенной позволяет вскрыть ошибочность современ-

ной термодинамики, на основе которой родилась теплотехника (наука

и технология) и другие разделы науки, в которые проникла термоди-

намика.

2. Существуют различные модели эволюции Вселенной, наибо-

лее вероятной считается рождение Вселенной в результате Большого

Взрыва [1]. Состояние Вселенной в начальный момент Большого

Взрыва называют Космологической сингулярностью (КС), начала

творения, сингулярность не подчиняется ни одному из известных за-

конов физики. КС, противоречащая бесспорному факту несовмести-

мости бесконечной плотности и бесконечной температуры, указывает

на существование погрешности в современной теории. Сделаем по-

пытку иным путем найти начальное состояние Вселенной в результате

Большого Взрыва. На основе Общей теории относительности Алек-

сандром Фридманом предсказаны два пути дальнейшей эволюции

Вселенной – расширение или сжатие. Если сжатие является верным,

то станет справедливым цикличность существования Вселенной – от

Большого взрыва до Большого Взрыва. Следовательно, состояние

Вселенной перед Большим Взрывом является состоянием Вселенной в

конце цикла. В результате сжатия Вселенной вся энергия, которой об-

ладает Вселенная, сосредотачивается в неподвижной массе – массе

покоя, занимающей минимальный объем пространства и обладающей

максимальной плотностью и нулевой температурой.

3. К началу 20 века утвердилось в науке господство законов со-

хранения энергии и массы. В 1905 году Альберт Эйнштейн получил

самое знаменитое уравнение в мире [2]:

E = M C2. (1)

96


К этому времени он уже нашел, что во Вселенной не может су-

ществовать, не может никакими путями быть достигнута скорость

больше скорости света. Этот факт вытекал из уравнений Максвелла,

никем незамеченный в течение 40 лет. Идея объединить законы со-

хранения энергии и массы и обнаружение максимально возможной

скорости привели Эйнштейна к уравнению (1), эквивалентности энер-

гии и массы.

Отношение энергии к массе является фундаментальной констан-

той, равной квадрату скорости света. Следовательно, эта константа –

С2 является энергией 1 кг массы покоя. Критическая масса покоя в

конце цикла и является причиной Большого Взрыва Вселенной.

4. В результате Большого Взрыва, потенциальная энергия крити-

ческой массы покоя перешла в энергию хаоса – образовались микро-

частицы, хаотически движущиеся со скоростью света и занимающие

некоторый объѐм пространства. К этому ансамблю микрочастиц, за-

нимающему определенный объѐм можно применить кинетическую

теорию идеального газа. Энергия хаоса равна кинетической энергии

хаотического движения микрочастиц (фотонов и других более мел-

ких), движущихся со скоростью света. Энергия объема V0 равна про-

изведению его на давление Р0.

Е0 = М0С2 = Р0V0 + М0С

2/2, (2)

Из (2) следует

Р0V0 = М0С2/2. (3)

Разделим все члены уравнения (2) на массу М0 и получим харак-

теристики 1 кг массы:

С2 = Р0/ 0 + С

2/2. (4)

Полная энергия 1 кг массы покоя равна С2, она состоит из равных

частей порядка и хаоса.

Отношение энергии хаоса к массе покоя – температура

в Дж/кг:

0 = С2/2. (5)

Подставляя в (2) 0 из (5), получим:

М0С2 = Р0V0 + М0 0, (6)

97


и аналогично вместо (3), получим:

Р0V0 = М0 0 (7)

Начальное состояние Вселенной определяется равенством:

Р0/ 0 = 0. (8)

Откуда

1P

00

0 . (9)

5. Уравнение состояния идеального газа было получено в виде:

РV= MRT

, (10)

или

Р/ =RT

. (11)

здесь Р, V , M , , R , T , – давление, объѐм, масса, плотность, газо-

вая постоянная, температура, моль. Современной науке известно, что

теплота это не теплород, а кинетическая энергия хаотического движе-

ния микрочастиц, а температура важная характеристика хаоса. То, что

до сих пор сохранилась устаревшая терминология, связанная с терми-

ном «теплота», как например, «теплопроводность», «теплоемкость»,

«теплоотдача», «теплопередача» и многие другие, не страшно. Хуже

то, что во многих решениях энергия была заменена температурой и еѐ

неудачной шкалой в градусах.

6. Горячее и холодное стало известно человеку с его рождения.

Роль температуры как характеристики горячего и холодного также

стала известна давно из-за фактов влияния температуры на свойства

тел и органы чувств. На этой основе был создан термометр,

измеряющий температуру, и предложены единицы измерения. Было

обнаружено влияние температуры на все свойства тел. Слово

«температура» возникло в те времена, когда господствовала теория

теплорода, когда считалось, что в более нагретых телах содержится

большее количество особого вещества – теплорода, чем в менее

нагретых телах. Поэтому температура воспринималась как крепость

смеси вещества тела и теплорода. По этой причине единицы

98


измерения крепости спиртных напитков и температуры стали

называться одинаково – градусами.

Появление паровой машины, двигателя внутреннего сгорания, их

низкие коэффициенты полезного действия поставили вопрос о повы-

шении КПД, как увеличить работу и уменьшить расход топлива.

7. На наш взгляд, среднюю кинетическую энергию молекул

можно отнести к единице объема – 1 м3, тогда получим давление Р в

единицах – Дж/м3 = Па. Давление – концентрация энергии порядка

(объекта) и энергия порядка – РV. Кинетическую энергию можно от-

нести к массе молекул в единице объема, тогда получим температу-

ру – в Дж/кг. Температура – это кинетическая энергия хаотиче-

ского движения микрочастиц массой 1 кг.

Уравнение состояния Вселенной будет выглядеть:

РV = М, (13)

или

Р/ = 1. (14)

Уравнения состояния (13) и (10) существенно различаются.

Уравнение (13) характеризует состояние хаоса и порядка, при котором

сохраняется равенство концентраций макро энергии Р и концентрации

энергии хаоса при расширении и охлаждении системы от макси-

мальной температуры взрыва 0 до абсолютного нуля.

Уравнение (10) результат замены энергии порядка энергией хаоса.

8. При решении задач, связанных с работой паровой машины,

искали количество механической энергии, полученной от продуктов

горения сжигаемого топлива. Коэффициент полезного действия нахо-

дился как отношение механической энергии (работы) к энергии со-

жженного топлива. Идеология решения включала такую последова-

тельность: сжигание топлива – перенос энергии порядка в хаос газо-

образных продуктов горения, энергия хаоса передавалась воде, парал-

лельно вода получала энергию порядка от насоса, подающего воду в

парогенератор под высоким давлением. Масса водяного пара (рабочее

тело), обладающая энергией порядка РV совершала механическую ра-

боту – осуществляла механическое движение двигателя с некоторой

мощностью. В технической термодинамике работу паровой машины

рассматривают с момента поступления пара в двигатель, считая Q ис-

точником энергии (фактически теплородом). Отсюда вытекает первое

начало термодинамики:

Q = U +A. (15)

99


В уравнении (15) Q не является кинетической энергией хаотиче-

ски движущихся молекул водяного пара. В Q входит кроме Ехаос , энер-

гия порядка (топлива), энергия насоса и энергия порядка РV, равное

энергии хаоса Ехаос.

Q = Qреал+ Етопл+ Енасос+ РV = U +A. (16)

Источником энергии в системе парогенератор – тепловой двига-

тель является сумма Етопл+ Енасос, равная U, заимствованной потен-

циальной (внутренней) энергии. Первое начало термодинамики (15)

принимает правильную форму – (17), (18):

U = Qреал+ РV, (17)

или

U = Qреал+ А. (18)

Появление в уравнениях состояния идеального газа универсаль-

ной газовой постоянной связано с заменой макро энергии рабочего

тела (пара) PV эквивалентным количеством теплоты. Универсальная

газовая постоянная R по существу является теплоемкостью такой за-

мены. Действительно,

CP – CV = R. (19)

9. Заключение. Рождение термодинамики возникло в период

господства теории теплорода. К этому времени сформировалось поня-

тие температуры и различные шкалы еѐ, но еще не был открыт закон

сохранения энергии. Термодинамика была востребована как теория

паровой машины. В качестве рабочего тела была принята порция пара

с высокой температурой и высоким давлением. Работа, произведенная

машиной A, сравнивалась с количеством теплоты Q, содержавшейся в

порции пара. Отсюда родилось первое начало термодинамики и само

понятие «термодинамика – от греч. – «сила теплоты»».

Q = U +A, (15)

где U изменение внутренней энергии. Правильная же запись первого

начала термодинамики соответствует уравнению:

U = Qреал+ А. (18)

100


Необоснованно и второе начало термодинамики, так как хаос по

мере охлаждения только уменьшается, а в третьем начале достаточно

отметит, ЧТО ХАОС исчезает при = 0, не упоминая теплоемкость.

Возникает естественный вопрос, почему же термодинамика успешно

используется? По той причине, что все виды энергии предварительно

превращаются в теплоту, а затем не из теплорода, а из энергии, ис-

пользуя энтропию, извлекают свободные энергии и Гиббса и Гельм-

гольца. Фактически же на любой стадии эволюции Вселенной не су-

ществовало только хаоса (теплоты), но и существовал порядок – объ-

ект – Вселенная. Порядок существует и при наличии теплового пото-

ка. При любых потоках часть энергии потока теряется на диссипацию,

переходит в теплоту и только при наличии теплового упорядоченного

потока он сохраняется постоянным, так как в него диссипирует тепло-

та. По этой причине тепловые балансовые уравнения можно также со-

ставлять, как энергетические, или массовые.


1. Кратчайшая история времени / Стивен Хокинг, Леонард Мло-

динов ; [ пер. с англ. Б. Оралбекова под. ред. А. Г. Сергеева ]. – СПб. :

Амфора, 2006. – 180 с.

2. Альберт Эйнштейн. Сборник научных трудов. Том 1. – М. :

Наука, 1965. – 700 с.

101


ИССЛЕДОВАНИЕ ИНФРАКРАСНЫХ ГАЗОГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ НА БАЗЕ СОТОВЫХ НЕКАТАЛИТИЧЕСКИХ

И КАТАЛИТИЧЕСКИХ СИСТЕМ

Климаш А.А.1, Гончаров В.В.1, Соловьёв Г.И.2

1 – Институт химических технологий Восточноукраинского национального университета имени Владимира Даля, г. Рубежное, Украина

2 – Северодонецкий технологический институт Восточноукраинского национального университета имени Владимира Даля, Северодонецк, Украина

В течение последних лет активно ведется поиск эффективных

конструкций газогорелочных устройств и технологий сжигания в них горючих элементов. Связано это главным образом с повышенными требованиями к эмиссии окиси азота и окиси углерода с топочными газами в атмосферу и утилизации их теплоты [1 – 4]. До недавнего времени широкое распространение получили конструкции горелок с керамическими структурами. Однако, в силу их недостаточной термо-стабильности и механической прочности, ведется поиск более совер-шенных конструкций. Наибольший интерес в этом плане имеют ме-таллические сотовые структуры (фольговые, сеточные, волокнистые и т.д.). Кроме своих термомеханических и эксплуатационных досто-инств металлосотовые структуры привлекают еще и возможностью использования их в качестве носителей каталитически активных час-тиц, то есть на базе таких конструкций возможна реализация катали-тического и каталитически стабилизированного горения широкого спектра топлив. Так как энергия активации при каталитическом сжи-гании ниже, чем при гомогенном, реагирующие вещества (метан и ки-слород) начинают превращаться в продукты горения уже при более низких температурах (300 – 500 °С). При этом большая часть извле-каемой теплоты будет излучаться в виде электромагнитного излуче-ния в инфракрасном спектре, что позволяет удерживать температуру до 1000 °С. Следовательно, при таком температурном режиме эмиссия окиси азота может быть сведена практически к нулю при отсутствии химического недожога топлива.

В данной работе были проведены исследования сотовой керами-ческой горелки Польской фирмы ”Solgas” и каталитической металло-фольговой горелки.

У сотовой керамической горелки Польской фирмы ”Solgas” по-розность керамического материала составляла 24 %, диаметр круглых пор – 1 мм, число отверстий – 32 шт/см2.

Сотовая каталитическая металлофольговая горелка имела диа-метр 90 мм, размер отверстий 0,9 мм, число отверстий 56 шт/см2, слой

102


катализатора 12 мм, порозность составляла 81,6 %. Металлофольго-вый сотовый катализатор содержит 0,08 % активного палладия, а так-же оксиды никеля и хрома. Результаты сравнения температур горения метановоздушной смеси приведены на рисунке 1.

Рис. 1. Зависимость температуры смеси от уровня

Анализ полученных графиков показывает, что топочные газы на выходе горелки с металлосотовым носителем обладают значительно меньшей температурой. Следовательно, данная горелка обеспечивает эмиссию теплоты радиационным способом, а не с отходящими газами.


1. Liedtke О. Development of a new lean burning combustor with fuel film evaporation for a micro gas turbine / О. Liedtke, А. Schulz // Ex-perimental Thermal and Fluid Science. – 2003. – № 27. – С. 363 – 369.

2. Bouma P. H. Premixed Combustion on Ceramic Foam Burners / P. H. Bouma, L. P. H. de Goey // Combustion and Flame. – 1999. – № 119. – С. 133 – 143.

3. Niehörster С. Premixed Catalytically Supported Combustion on a Surface Burner : Modelling and NOx Formation Analysis / С. Niehörster, G. Arends, M. Schreiber // Combustion and Flame. – 1997. – № 110. – С. 140 – 151.

4. Г.С. Марченко, Г.И. Соловьев, А.Л. Пелецкий. Экологически чистые каталитически стабилизированные горелки для отопительной техники // Сб. докладов: 10ая Международная конференция “Энерго-сбережение, безопасность, экология в промышленности и коммуналь-ной энергетике”, Ялта, 2003. – С. 56 – 58.

500550600650700750800850900

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Высота над поверхностью горелки, мм

Темп

ератур

а, °С

Керамическая горелка

Металлосотовая горелка

103


ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ЦИКЛА РАБОТЫ ДОМЕННОГО ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЯ В ЗАВИСИМОСТИ

ОТ РЕАЛИЗАЦИИ РЕЖИМА НАГРЕВА НАСАДКИ И ТРЕБУЕМОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ ГОРЯЧЕГО ДУТЬЯ

Койфман А.А., Симкин А.И.

Приазовский государственный технический университет, г. Мариуполь, Украина

Определение временных параметров цикла работы блока домен-

ных воздухонагревателей представляет собой достаточно сложную задачу, т.к., с одной стороны, воздухонагреватели могут иметь раз-личные характеристики, а с другой стороны, уменьшение времени цикла влечет за собой увеличение числа переключений с режима на-грева на режим дутья и наоборот, что обычно не приветствуется экс-плуатацией, особенно при отсутствии надежной современной системы автоматического управления блоком. При этом уменьшение продол-жительности цикла позволяет повысить температуру доменного дутья до 50 ºС без капитальных затрат [1].

Авторами была поставлена задача исследования временных па-раметров работы воздухонагревателей при действующем в настоящее время режиме нагрева насадки и режиме нагрева насадки при повы-шенном давлении газа-теплоносителя [2] в зависимости от требуемой температуры горячего дутья, используя ранее созданную математиче-скую модель [3] с параметрами реального воздухонагревателя. При постановке задачи были приняты следующие допущения: группа включает 4 одинаковых по характеристикам воздухонагревателя (от-ношение времени нагрева к времени дутья должно быть не более 3); время переключения с режима на режим принято константой равной, 5 мин.

В качестве условия перевода воздухонагревателя с режима дутья на режим нагрева использовался момент достижения значения темпе-ратуры воздуха на выходе воздухонагревателя ниже заданного. Значе-ния заданной температуры дутья принимали последовательно 980, 1050, 1100, 1150, 1200, 1250 ºС при давлениях газа-теплоносителя 1,0, 1,5 и 2,0 атм. Температура купола (заданная) – 1350 ºС.

Как видно из графиков на рисунке 1, при заданной температуре дутья 980 ºС (действующий режим) отношение времени нагрева ко времени дутья (Тн/Тд) равняется 2,7. Вместе с тем, при увеличении заданной температуры дутья до 1050 ºС время цикла уменьшается на 0,3 ч. Количество циклов в сутках увеличивается с 3,8 до 4, а отноше-ние Тн/Тд – с 2,7 до 2,8. При повышении давления характер кривых

104


остается таким же. При изменении заданной температуры дутья с 980 на 1150 ºС количество переключений в сутках увеличивается на 1 раз для 1 атм и на 1,3 раза для 2 атм.

0

2

4

6

8

10

12

950 1000 1050 1100 1150 1200 1250Заданная температура дутья, °С

Время

, ч

Тц (2,0 атм) Тц (1,5 атм)Тц (1 атм) Кол-во Ц в сутках (1 атм)Тн/Тд (1 атм) Кол-во Ц в сутках (1,5 атм)Тн/Тд (1,5 атм) Тн/Тд (2,0 атм)Кол-во Ц в сутках (2,0 атм)

Тн/Тд;

Количество циклов

0

4

8

12

10

6

2

Рис. 1. Зависимости времени цикла от заданной температуры дутья при стандартном режиме работы и при повышенном давлении

воздухонагревателя

Выводы 1. На основании результатов моделирования подтверждена воз-

можность увеличения температуры дутья без капитальных затрат за счет уменьшения времени цикла работы каждого воздухонагревателя. Отношение времени дутья ко времени нагрева должно быть не более 3 при четырех воздухонагревателях в группе и не более 2 - при трех.

2. При повышении давления газа-теплоносителя уменьшение цикла работы воздухонагревателя также приводит к повышению тем-пературы дутья.

Вышеуказанные выводы справедливы при условии отсутствия дефицита газа на нагрев насадки.

105


Литература 1. Грес Л.П. Высокоэффективный нагрев доменного дутья: Мо-

нография. – Днепропетровск: Пороги, 2008. – 493 с. 2. Патент 88584, Україна, МКІ С21В 9/14. Спосіб нагрівання на-

садки регенеративного теплообмінника / О.О. Койфман, О.А. Томаш, О.І. Сімкін та інші. – №200811670, заявл. 30.09.2008; опубл. 26.10.2009. – Бюл. № 7. – 10 с.

3. Койфман А.А. Моделирование нагрева насадки доменного воздухонагревателя, работающего под давлением / А.А. Койфман, А.И. Симкин, А.А. Томаш // Вісник Приазовського державного технічного університету: Зб. наук. пр. – Ч. 2. – Маріуполь, 2009. – Вип. 19. –С. 203-206.

106


РАЗРАБОТКА ЭФФЕКТИВНОГО СПОСОБА ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ АГРЕГАТОВ

Колодяжный В.С.1, Губинский М.В.1, Перерва В.Я.1, Усенко А.Ю.1,

Волков В.Ф.2, Тряпичкин М.Г.2


2 – ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог», г. Кривой Рог, Украина

Металлургия является одной из наиболее энергоемких отраслей промышленности, связанных с тепловой обработкой материалов [1]. Затраты энергии на получение конечного продукта составляют около 30 % от общего потребления энергии в промышленности. Решение вопросов энергосбережения в металлургии позволяет повысить кон-курентоспособность отрасли на мировом рынке.

Тепловой баланс металлургического агрегата непрерывного дей-ствия в общем случае представляется следующим соотношением:

Qприх = Qрасх , (1) где Qприх – приходные статьи баланса; Qрасх – расходные статьи.

Одной из расходных статей являются потери теплоты через ог-раждение агрегата Q5кл , которые составляют 5 ÷ 20 % от общей тепло-вой мощности агрегата и определяются для стационарного состояния, по следующей формуле:

,огрn

1i нарi

i

вн

осгкл5

F1S1tt

Q ⋅∑

α+

λ+

α

−=

=

(2)

где tг – температура газов в рабочем пространстве печи, ºС; tос – тем-

пература окружающей среды, ºС; ∑λ=

n

1i i

iS – сумма тепловых сопротив-

лений слоев кладки, (м2·°С)/Вт; Si – толщина i-ого слоя, м; λi – коэф-фициент теплопроводности i-ого слоя, Вт/(м·°С); αвн – коэффициент теплоотдачи от печных газов к огнеупорной кладке, Вт/(м2·°С); αнар – коэффициент теплоотдачи от поверхности ограждения в окру-жающую среду, Вт/(м2·°С); Fогр – общая площадь ограждения, м2.

Существует несколько способов снижения тепловых потерь. Тра-диционными являются увеличение толщины кладки, использование теплоизоляции между кожухом и футеровкой, применение улучшен-ных огнеупоров. В настоящее время актуальным является применение металлических теплоизоляционных покрытий [2] и экранов. Результа-ты, представленные на рис. 1, получены при определенных допуще-ниях и показывают, что применение покрытий для снижения степени

107


7090

110130150170190210230250270290310

0,0 0,5 1,00

200

400

600

800

1000

1200

черноты ограждения уменьшает потери тепла излучением, но увеличи-вает потери тепла конвек-цией за счет повышения температуры ограждения, при этом можно получить сокращение суммарных тепловых потерь в окру-жающую среду до 10 %. Применение экранов более эффективно, т. к. происхо-дит уменьшение теплоот-дачи, как излучением, так и конвекцией.

Среди тепловых агре-гатов вращающаяся печь отличается высокими температурами корпуса и

уровнем потерь в окружающую среду. Анализ известных способов те-плоизоляции позволил разработать эффективный способ для вра-щающейся печи, который предусматривает использование экранов и дает снижение потерь теплоты в окружающую среду на 40 – 50 %.

Сокращение потерь теплоты в окружающую среду обеспечивает: снижение мощности холостого хода агрегата и, как следствие, сокра-щение удельного расхода топлива [3]; уменьшение вредных выбросов в атмосферу; улучшение условий работы обслуживающего персонала, т.е. решает задачу охраны труда.


1. Лисиенко В.Г. Хрестоматия энергосбережения: Справочное издание: в 2-х книгах / Лисиенко В.Г., Щелоков Я.В., Ладыги-чев М.Г. / Под ред. В.Г. Лисиенко. – М.: Теплотехник, 2005. – Кн. 1. – 688 с., Кн. 2. – 768 с.

2. Огнеупоры и их применение / Под ред. Я. Инамуры, пер. с японского А.А. Тихонова, под. ред. к.т.н. А.Г. Юдина. – М.: Метал-лургия, 1984. – 448 с.

3. Колодяжный В.С. Тепловая работа нагревательных печей в условиях резкого снижения их производительности / Колодяж-ный В.С., Губинский М.В. // Сборник докладов научно-технической конференции «Металлургическая теплотехника как основа энерго- и ресурсосбережения в металлургии». – Екатеринбург. – 2010. – С. 203–206.

Темп

ература ограждения,

o C

Удельны

е тепловые потери

, Вт/м2

Степень черноты ограждения

Рис. 1 – Влияние степени черноты на температуру ограждения и тепловые

потери в окружающую среду: ▲ – потери излучением; ■ – потери конвекцией; – суммарные потери теплоты; ● – температура

ограждения

108


К ВОПРОСУ О ВЛИЯНИИ ГИДРОГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПОТОКОВ В ПРОМЕЖУТОЧНОМ КОВШЕ МНЛЗ НА ПРОЦЕСС УДАЛЕНИЯ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ

ВКЛЮЧЕНИЙ

Комаров В.Ф.1, Недопекин Ф.В.1, Белоусов В.В.1, Гончар Б.С.2

1 – Донецкий национальный университет, г. Донецк, Украина

2 – ФТИМС НАН Украины, г. Киев, Украина В соответствии с ранее предложенной математической моделью

[1] проведены исследования циркуляционных потоков металла мето-дом математического моделирования применительно к 43-тонному промежуточному ковшу двухручьевой слябовой МНЛЗ конвертерного цеха ОАО «МК «Азовсталь». В ковше отсутствуют перегородки и, со-ответственно, нет деления на разливочные и приемную секции.

Была выполнена серия вычислительных экспериментов для раз-личных режимов продувки и расположения продувочного блока со стационарным рабочим уровнем заполнения промковша. Интенсив-ность продувки варьировалась от 2 м3/ч до 6 м3/ч. Рассмотрены вари-анты с наличием и отсутствием вставки, ограничивающей турбулент-ный придонный участок течения в области удара струи о дно пром-ковша.

Полученные данные позволяют утверждать, с высокой степенью вероятности, что частицы диаметром более (0,13 – 0,15) × 10-3 м для варианта с продувкой будут удаляться полностью в пределах прямого потока. Удаление более мелких включений возможно путем их транс-портирования газовыми пузырьками в объеме «присоединенного» ме-талла к границе раздела «шлак-металл». Определено, что при расходе газа, равном 6 – 7 м3/ч, подаваемом через канальную фурму в виде со-вокупности отдельных пузырьков, весь объем металла, поступающий в промежуточный ковш, транспортируется в зону раздела «шлак-металл», как присоединенная масса. Близкое значение расхода газа получено из условий минимизации возмущений на границе раздела «шлак-металл». Тепловой вклад указанного объема газа, составляет 0,003 % от теплового вклада поступающего в ПК металла и вряд ли будет влиять на тепловую обстановку в ванне промковша.

Литература 1. Найдек В. Л. Моделирование гидрогазодинамических процес-

сов в полости промежуточного ковша машины непрерывной разливки стали / Найдек В. Л., Тарасевич Н. И., Гончар Б. С. и др. // Доповіді Національної академії наук України. – 2009. – № 5. – С. 73-78.

109


ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЕ ДОЖИГАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ГАЗОВ КРУПНОТОННАЖНЫХ

ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ

Кочнов Ю.М.

НИТУ «МИСиС», г. Москва, Россия

Для обеспечения современных высоких экологических требова-ний дуговые сталеплавильные печи (ДСП) оборудуют комбинирован-ными системами отвода и очистки газов, отличающимися огромными объемами очищаемых газов до 15 тыс. м3/т стали и значительными расходами энергии на очистку до 90 кВт·ч/т стали и более. Поэтому поиск путей повышения эффективности работы систем очистки газов весьма актуален как с точки зрения защиты окружающей среды от выбросов загрязняющих веществ, так и с точки зрения энергосбере-жения

Однако, до сих пор остается нерешенной экологической пробле-мой работы ДСП загрязнение отходящих от них газов моноксидом уг-лерода (СО), а также стойкими органическими загрязнителями (СОЗ). Исследования выбросов загрязняющих веществ в атмосферу при ра-боте крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей ряда пред-приятий показали, что эти предприятия осуществляют контроль и учет до 25 ингредиентов загрязняющих веществ, в выбросах ДСП. Однако, как показали исследования, среди традиционных веществ контролируемых предприятиями, не учитываются выбросы циани-стых соединений, фтористых газообразных соединений, углерода (са-жи), летучих органических соединений (паров масел), а также высоко-токсичных загрязнителей: бенз(а)пирена, диоксинов и фуранов, мас-совая доля которых невелика, но уровень воздействия на окружаю-щую среду весьма значителен. Малые массовые доли этих загряз-няющих веществ и отсутствие эффективных методов контроля, к со-жалению, отвлекают от необходимости принятия мер по их сокраще-нию.

Экспериментальные исследования состава и количества техноло-гических газов, а также показателей загрязнения атмосферного возду-ха на ДСП 125 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» подтвердили, что в продуктах горения и дожигания технологических газов, несмотря на высокое содержание кислорода, было обнаружено значительное коли-чество горючих компонентов (СxHy, Н2, СО). В частности, концентра-ция углеводородов СxHy достигала 580 мг/м3, водорода Н2 – 90 мг/м3 (в периоды работы ТКГ), СО – 3400 мг/м3, что свидетельствует о не-удовлетворительной работе узла дожигания и наличии в уходящих га-

110

зах высокотоксичных загрязнителей. Экспериментально установлено, что в процессе работы ДСП характер изменения концентраций моно-оксида углерода и углеводородов по ходу плавки одинаков. Это ука-зывает на то, что содержание монооксида углерода в продуктах дожи-гания технологических газов может быть весьма эффективным кос-венным индикатором присутствия в продуктах дожигания углеводо-родов, а также сажи, паров масел и СОЗ (включая диоксины и фура-ны).

Обобщение литературных данных, а также данных эксперимен-тальных исследований, позволили установить, что для обеспечения эффективного дожигания технологических газов при минимальном образовании СОЗ и других горючих загрязнителей на выходе из печи необходимо соблюдение следующих основных условий: камера дожи-гания и выдержки должна быть футерована, температура – более 1200 °С, режим смешения газов – высокотурбулентный, струйный, избыток кислорода – O2 ≥ 2 – 3 % и фактическая длительность вы-держки продуктов горения при той же температуре – не менее 2 с. Со-держание СО в оговоренных условиях эффективной работы системы удаления и дожигания газов ДСП ни при каких условиях не должно превышать, по крайней мере, 5 – 15 мг/м3. Конечно, это не гарантиру-ет полного дожигания диоксинов и фуранов, но предопределяет их минимальное содержание в продуктах дожигания.

К сожалению, традиционный способ дожигания технологических газов крупнотоннажных ДСП в стационарном водоохлаждаемом газо-ходе путем подсоса атмосферного воздуха в зазор между патрубком на печи и стационарным водоохлаждаемым газоходом не обеспечива-ет эффективного дожигания технологических газов. Существующие системы больше приспособлены для разбавления технологических га-зов до взрывобезопасной концентрации и снижения их температуры, чем для термического обезвреживания, содержащихся в них СО, сажи, углеводородов, а также СОЗ (диоксинов и фуранов).

Применение высокотемпературного дожигания технологических газов в стационарном газоходе (при температуре выше 1200 оС) в ком-плексе с вышеприведенными условиями позволяет не только значи-тельно сократить объем продуктов дожигания, но и обеспечить эф-фективное дожигание СО, сажи, углеводородов, СОЗ (диоксинов и фуранов).

111


ВИКОРИСТАННЯ МЕТАЛОГІДРІДНИХ

ТЕРМОСОРБЦІЙНИХ КОМПРЕСОРІВ В СИСТЕМАХ

УТИЛІЗАЦІЇ ТЕПЛОТИ ДИМОВИХ ГАЗІВ

ВИСОКОТЕМПЕРАТУРНИХ ТЕПЛОТЕХНОЛОГІЧНИХ

УСТАНОВОК ПРОМИСЛОВИХ ПІДПРИЄМСТВ

Кошельник В.М.1, Соловей В.В.

2, Кошельнік О.В.

2, Чорна Н.А.

2

1 – Національний технічний університет «Харківський політехнічний

інститут», м. Харків, Україна

2 – Інститут проблем машинобудування ім. А.М. Підгорного НАН України,

м. Харків, Україна

Високотемпературні теплотехнологічні установки (ВТУ) склада-

ють основу енерготехнологічних комплексів таких енергоємних галу-

зей промисловості України як чорна та цвітна металургія, хімічна

промисловість та ін. Основним втратами в ВТУ є втрати теплоти з

димовими газами, що відходять. Так, теплота газів за регенеративни-

ми повітронагрівачами доменних печей становить 15 – 20 % від ви-

трати теплоти на підігрів дуття. Тут температура газів на виході з теп-

лообмінників коливається в межах 200 – 400 °С. Це значно знижує

ККД установок, призводить до збільшення питомої витрати паливно-

енергетичних ресурсів та шкідливих викидів в довкілля.

В установках, де водень застосовується для технологічних цілей

(наприклад, для створення відновної атмосфери при термообробці та

прокаті металів, в порошковій металургії), виникає необхідність вико-

ристання складних систем для його зберігання, стиснення та транспо-

ртування. Крім того, ці системи є додатковим джерелом споживання

електричної енергії. Вирішення питання заміни систем з механічним

приводом на термомеханічний дозволить зменшити загальні витрати

енергії на підприємстві та підвищити надійність роботи обладнання.

Для цього можливо застосування схем з термосорбційними металогід-

ридними компресорами (ТСК). З огляду на рівень температур, при

яких відбувається процес десорбції в ТСК, відкривається перспектива

використання в таких схемах низькопотенційних джерел енергії в яко-

сті джерела теплоти. Реалізація схем з застосуванням ТСК з регенера-

цією теплоти перехідних процесів і використанням низькопотенційної

теплоти димових газів дозволить значно підвищити економічність ро-

боти системи шляхом зниження кількості споживаної енергії [1].

Особливістю роботи ТСК є наявність значного пускового періоду

через неможливість швидкого нагрівання генератора, у якому відбува-

ється процес десорбції і швидкого охолодження генератора-сорбера.

Для зменшення тривалості пускового періоду і зниження теплових

112


втрат виникає необхідність у застосуванні додаткових заходів, спря-

мованих на повернення в цикл теплоти металогідрида, що втрачається

у процесі охолодження від температури десорбції до температури со-

рбції (теплоти перехідних процесів). Із цією метою можливе викорис-

тання регенеративних теплообмінних апаратів з теплоакумулюючою

насадкою різної конструкції або застосування термохімічної регене-

рації теплоти.

На рисунку представлено узагальнену схему ТСК із регенерацією

теплоти. У загальному виді схема має три зони – зону І, у якій відбу-

вається процес десорбції на температурному рівні Tmax; зону ІІ, де спо-

стерігається процес сорбції при Tmin і зону регенерації ІІІ, у якій відбу-

вається процес акумуляції теплоти і її передачі між зонами І та ІІ.

I II

TminTmax

Q1 Q2

Qр

ІІІ

Рис. 1. Схема теплових потоків ТСК із регенерацією теплоти

Таким чином, використання низькопотенційної викидної теплоти

промислових теплотехнологічних комплексів як джерела теплоти в

термосорбційних компресорах дасть змогу підвищити енергоефектив-

ність їх роботи та відмовитися від використання механічного приводу

в системах зберігання, стиснення та транспортування водню.


1. Кошельнік О. В. Розробка енергоефективних термосорбційних

компресорів з системою регенерації теплоти перехідних процесів /

Кошельнік О. В. // Вісник Національного технічного університету

«ХПІ». – 2010. − № 52. − Тем. вип. «Хімія, хімічна технологія та еко-

логія». – С. 16 – 20.

113


РАЗРАБОТКА СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ РАБОТОЙ ГОРЕЛОК И ДЫМОВОГО ТРАКТА В КОТЕЛЬНЫХ

Кравцов В.В., Бирюков А.Б., Гнитиёв П.А.


Сжигание природного газа в котельных на сегодня реализуется с

недостаточно высоким коэффициентом использования тепла топлива, что увеличивает расход дорогого газа на нужды котельной. Основной целью является сокращение расхода газа без потери количества теп-лоты, которое будет передано к тепловоспринимающей поверхности.

В основе данного метода лежит закон Стефана-Больцмана, кото-рый гласит о том, что тепловой поток от газа к материалу пропорцио-нален разности четвертых степеней температур и имеет вид:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅⋅ε= −

4м

4г

0мг 100Т

100TСq ,

где м-гε – степень черноты системы; 0С – коэффициент излучения аб-солютно черного тела, 67,5С0 = Вт/(м2К4); гТ – температура газа, К; мТ – температура металла котла, К.

Эта зависимость позволяет судить о том, что изменение темпера-туры газа значительно повышает тепловой поток. Но наряду с этим, на плотность теплового потока влияет степень черноты системы, которая с ростом температуры уменьшается. Так как тепловой поток пропор-ционален степени черноты в первой степени, следовательно, она не так значительно повлияет на результирующий тепловой поток. Также необходимо открыть шибер для создания большего разряжения при большем расходе газа и воздуха. Это позволит нам за определенное время аккумулировать тепло:

– в металле рабочей поверхности котла; – в футеровке вокруг котла; – в продуктах сгорания. После расчетного времени можно уменьшить расход газа, опус-

кая его ниже обычного уровня, при котором работает котел. Вместе с этим необходимо прикрывать шибер для сохранения тепла горячих продуктов сгорания. В результате котел будет получать тепловую энергию от тех элементов котла, которые успели её накопить. При всем этом, время повышенного расхода газа выбирается меньше вре-мени пониженного расхода, в результате чего мы будем иметь эконо-мию расхода газа.

114


Для проверки эффективности этого метода был проведен экспе-римент на котельной с использованием существующего оборудования посредством волнообразного изменения температуры теплоносителя, синхронизированного с изменением давления в дымоотводящем тракте; экономия природного газа составила 5,8 % для котла типа ДКВР 10-13.

Экономия получена за счет усиления лучистого и конвективного теплообмена, а также использования физического тепла дымовых газов.

Данный эксперимент показал, что сокращение расхода газа нахо-дится в расчетных пределах и может составить:

– при 30 % его тепловой нагрузке 284 тыс. м3 газа в год; – при 40 % его тепловой нагрузке 378 тыс. м3 газа в год; – при 50 % его тепловой нагрузке 473 тыс. м3 газа в год. Преимуществом такой технологии, является: – полное автоматическое регулирование расходов природного

газа, воздуха и давления в дымоотводящем тракте; – минимальная стоимость модернизации.

115


ЗАВОД ПО ПЕРЕРАБОТКЕ ТВЕРДЫХ БЫТОВЫХ ОТХОДОВ (ТБО) БЕЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЙ

СОРТИРОВКИ В СИНТЕЗ-ГАЗ С ПОСЛЕДУЮЩИМ ПОЛУЧЕНИЕМ БЕНЗИНА

Кравцов В.В., Бирюков А.Б., Дробот С.Г.


Природный газ является одним из основных энергоресурсов ме-

таллургического производства, его цена составляет достаточно боль-шой процент в себестоимости металла. В последнее время наблюдает-ся стабильный рост мировых цен на газ. Украина удовлетворяет свои потребности в естественных энергоресурсах за счет собственной их добычи на 45 %. Анализ мирового опыта показывает, что каждая ин-дустриально-развитая страна ищет и находит свои пути выхода из энергетической зависимости. С другой стороны загрязнение окру-жающей среды ТБО (твёрдыми бытовыми отходами) уже давно стало проблемой, решение которой является очень сложной научно-технической, экономической и экологической задачей. В Украине ежегодно образуется около 10 мил. т. отходов. Одним из путей реше-ния данных проблем является создание завода по переработке ТБО в синтез-газ. Предлагаемая нами технология и применяемые техниче-ские решения организации процесса получения синтез-газа из ТБО позволяет решить две глобальные проблемы: эфективная утилизация ТБО и получение ликвидного продукта – газифицированного топли-ва, применимого в том числе и для металлургических производств.

Технология получения синтез-газа заключается в следующем: пе-рерабатываемое сырье загружается в реактор сверху через шлюзовую камеру. Снизу подаются кислород и водяной пар. В данной техноло-гии используется пульсирующий режим подачи кислорода. По высоте газификатора располагаются несколько характерных зон. В процессе опускания материала, он сушится, нагревается до температуры при-мерно 550 – 600 °С и попадает в высокотемпературную зону излуче-ния теплового потока с поверхности шлакового расплава с температу-рой 1600 – 1800 °С, в результате чего материал испытывает термиче-ский удар, вследствие которого вся органическая масса возгоняется с получением так называемого пиролизного газа, а чистый коксовый остаток от материала попадает в ванну, где с помощью парокислород-ного дутья сгорает до горючего газа СО и Н2, выделяя при этом необ-ходимое тепло для поддержания всего технологического процесса производства синтез-газа. Здесь догорает чистый углерод. Процесс га-зификации характеризуется высоким энергетическим КПД (до 95 %).

116


Реализуемая в данном проекте технология использования «термиче-ских ударов», позволяет свести к минимуму содержание вредных ве-ществ в отходах производства.

По нашим расчётам, установка с производительностью 12 т/ч по переработке ТБО, содержащих в среднем: 50 % органической массы, 25 % углерода, 15 % влаги, 10 % золы, сможет получать примерно 10400 м3/ч синтез-газа с теплотой сгорания 21,3 МДж/м3, что эквива-лентно 6328 м3/ч природного газа с теплотой сгорания 35 МДж/м3.

Очищенный синтез-газ поступит на малогаборитную установку для производства бензина, которая работает по специально разрабо-танной технологии.

117


СПОСОБ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА СЖИГАНИЯ ПРИРОДНОГО ГАЗА

Куманев С.А., Сухой М.П., Булычев В.В.

ГВУЗ «Украинский государственный химико-технологический

университет», г. Днепропетровск, Украина

Оптимизация параметров сжигания природного газа является важной технологической задачей, так как эти процессы используются почти во всех отраслях промышленности и от их эффективности зави-сит себестоимость полученной продукции. Большинство топливосжи-гающих установок имеют очень большой срок эксплуатации (более тридцати лет) и не имеют приборов постоянного контроля качества сжигания топлива. И поэтому использование топлива на таких уста-новках является очень неэффективным. На новых же установках уст-ройства контроля в основном определяют качество сжигания топлива по составу дымовых газов (т. е. являются инерционными) и требуют значительных денежных вложений. Эти факторы не позволяют широ-ко внедрять эти методы контроля в работающие на сегодняшний день установки.

Сейчас для контроля наличия пламени в энергетических установ-ках активно используются ионизационные датчики, которые работают на основе эффекта ионизации, который заключается в том, что в про-цессе сжигания топлива в пламени образуются ионы и электроны.

На основании проведенных теоретических и практических ис-следований можно предположить, что эффект ионизации пламени можно использовать более широко, а именно для контроля качества сжигания топлива и определения оптимального соотношения топли-во – окислитель.

Был предложен и апробирован метод контроля качества сжигания топлива на основе использования двух ионизационных датчиков.

Основной ионизационный датчик располагается в зоне макси-мального горения и характеризует наличие оптимального режима го-рения. Дополнительный датчик располагается в зоне начала горения топлива и обеспечивает информацию о режиме неоптимального го-рения – недостаток или избыток окислителя. Для подвода электриче-ского питания к электродам ионизационного датчика и вывода заме-ряемых величин ионного тока на регистрирующие приборы служит блок питания и измерения. У ионизационного датчика элементы из-мерения величины ионного тока расположены в зоне воспламенения и зоне выгорания. По приборам блока питания и измерения на щит управления предоставляются данные о том, является ли режим горе-

118


ния оптимальным и как необходимо проводить регулировку для его достижения.

Вывод данной информации осуществляется за счет внутренней обработки сигналов с датчиков. При соотношении величин тока, ко-гда ионный ток зоны выгорания больше тока зоны воспламенения и обеспечивается максимум ионного тока в зоне выгорания, процесс сжигания топлива протекает при оптимальных условиях, т. е. обес-печивается оптимальное соотношение топливо/воздух. При величине ионного тока в зоне воспламенения большей, чем в зоне выгорания наблюдается избыток окислителя, что ведет к снижению эффектив-ности использования топлива и увеличению выхода окислов азота, т.к. в начале первичной зоны создается объем с высоким уровнем температуры, что и определяет образование NOx. Для обеспечения необходимого соотношения величин ионного тока по зонам факела пламени производят снижение расхода воздуха. При величине ион-ного тока в зоне выгорания большей, чем в зоне воспламенения, но не обеспечении максимума ионного тока в зоне выгорания создаются условия для увеличения концентрации несгоревших углеводородов CH, и окиси углерода CO, в продуктах сгорания, т.к. топливо не ус-певает полностью сгореть в объеме топки. Для обеспечения необхо-димого соотношения величин ионного тока производят уменьшение расхода топлива.

Достоинства данного метода: – мгновенная передача информации о качестве горения на пульт

контроля; – минимальные затраты на установку и эксплуатацию; Недостатки: – необходимость установки датчиков в определенных зонах го-

рения. Для описанного метода был разработан прибор, обеспечивающий

прием, обработку, выдачу, сравнение сигналов с датчиков, а также сигнализирование о режиме процесса горения.

Проведенные промышленные испытания на действующих котлах показали, что данный метод действительно позволяет обеспечить оп-тимальное сжигание природного газа.

119


НЕФУТЕРОВАННЫЕ ПЕЧИ – ПРОБЛЕМЫ И ПЕРСПЕКТИВЫ

Курносов В.В., Прибытков И.А., Тихонова В.Р.


Одним из направлений развития конструкций современных на-

гревательных и термических печей является совершенствование футе-рованного теплового ограждения печей. Под совершенствованием по-нимается использование новых огнеупорных и теплоизоляционных материалов с низкой плотностью и малым значением коэффициента теплопроводности, рационализация формы рабочего пространства пе-чей, выбор обоснованных радиационных характеристик материала футеровки.

Тем не менее кладка является в тепловом отношении тепловым ограждением с большой тепловой инерционностью и высокой акку-мулирующей способностью, дорогостоящей с точки зрения стоимости печи.

В работе рассматривается возможность применения альтернатив-ного теплового ограждения нагревательных и термических печей. При этом изменяется сам принцип конструирования теплового ограждения печей и способ сжигания топлива в них.

В печах с нефутерованным тепловым ограждением сравнительно проще изменять тепловой и температурный режимы как во времени, так и по длине печи, поскольку само тепловое ограждение имеет ма-лую тепловую инерционность. Приведены примеры конструкций раз-работанных печей для производства отводов под прямым углом, суш-ки сыпучих материалов и нагрева труб диаметром до 1020 мм. По-строенные печи показали высокую эффективность тепловой работы, надежность работы узлов печи в течение длительного срока эксплуа-тации.

Таким образом, нефутерованные печи имеют перспективу их раз-работки, однако существуют определенные проблемы, которые тре-буют технического решения. Прежде всего необходимо определить рациональные геометрические характеристики камеры сжигания топ-лива – степень перфорации, рациональные соотношения между диа-метром отверстий и длиной струй истечения, геометрию камеры ох-лаждения и т.д. Конструкция теплоограждения должна предотвращать перегрев наружной поверхности с целью сокращения тепловых потерь в окружающее пространство. С теплотехнической точки зрения важ-ными являются вопросы отвода отработанных продуктов сгорания то-плива и утилизации их физической теплоты. В печах с нефутерован-

120


ным тепловым ограждением более целесообразным является отказ от вынесенного рекуператора и использование системы внутренней ре-куперации. Кроме того, при конструировании таких печей необходи-мо учитывать действие сносящего потока на аэродинамику и тепло-обменные процессы.

Немаловажной проблемой является выбор материала для изго-товления теплового ограждения, который выдерживал бы высокие температуры длительное время и прежде всего для камеры сжигания топлива.

Расчетные процедуры теплообменных процессов, имеющих ме-сто в самой конструкции нефутерованного теплоограждения, не пред-ставляют существенных проблем и могут быть решены уже извест-ными методами. В печах подобного типа доминирующим процессом переноса теплоты к нагреваемому материалу является конвективная теплоотдача при взаимодействии струй с поверхностью этого мате-риала. Как следствие, роль радиационного теплообмена снижается, поэтому важной задачей является организация рациональных режи-мов конвективного теплообмена.

Управление режимом сжигания топлива в струях позволяет орга-низовать безокислительный и малоокислительный нагрев металла.

Опыт конструирования и эксплуатации нефутерованных нагрева-тельных печей свидетельствуют скорее о преодолимости технических проблем и возможности разработки таких печей для реализации мно-гих технологических процессов.

121


ИЗУЧЕНИЕ И СРАВНЕНИЕ КАТАЛИТИЧЕСКИХ ГАЗОГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ ДЛЯ ГТУ

Лавка С.В.1, Соловьёв Г.И.2, Климаш А.А.1, Орлик В.Н.3

1 – Институт химических технологий Восточноукраинского

национального университета имени Владимира Даля, г. Рубежное, Украина 2 – Северодонецкий технологический институт Восточноукраинского

национального университета имени Владимира Даля, г. Северодонецк, Украина

3 – Институт газа Академии НАН Украины, г. Киев, Украина

Разработки по внедрению каталитических газотурбинных установок (КГТУ) были начаты Вильямом С. Пфефферли в США в 1976 г. [1 – 3]

В России, в Институте катализа им. Г.К. Борескова СО РАН был разработан блочный сотовый металлофольговый катализатор, содержащий 0,8 % палладия. Этот катализатор был испытан в опытной каталитической газовой турбине ЦИАМ (г. Москва) в течение 2005 – 2009 г.г., где была достигнута мощность 0,5 МВт. В КГТУ был загружен цилиндрический каталитический блок диаметром 300 мм, высотой 150 мм [4, 5].

В США доктором Вильямом С. Пфефферли [1 – 3] была разработана двухступенчатая каталитическая газотурбинная установка с каталитической камерой сгорания, в результате чего с таким же составом и объемом катализатора была достигнута мощность каталитической турбины в три раза выше, чем в России, то есть в 1,5 Мвт[1-5]. Это связано не с тем, что катализатор ИК был менее активен, а с тем, что при испытании в США была применима технология с использованием, так называемой, «предгорелки». Известно [6], что по трудности каталитического окисления углеводородов их можно расположить в ряд CH4‹CO‹CH2О‹C6H6 ..‹H2. Каталитическое окисление водорода начинается уже в диапазоне температур 40 – 100 °С. Таким образом, сопряжённое окисление метана с добавкой в смесь легко окисляемого водорода, позволяет в несколько раз снизить загрузку катализатора полного окисления в основную ступень каталитического горения.

На первой ступени смесь природного газа с недостатком воздуха поступает в «предгорелку», в которой частично (α = 0,4) происходит термическая газо-фазная конверсия метана до оксида углерода (Ⅱ) и водорода. За счёт сочетания «предгорелки» и каталитически-стабилизированного узла горения обеспечивается минимальная загрузка катализатора в горелочный блок, возникает возможность

122


заменить дорогостоящие катализаторы на более дешевые и доступные катализаторы, а также позволяет уменьшить габариты каталити-ческого узла горения в 2 – 3 раза.

Нами ведутся разработки по способам приготовления, более дешевых и более унифицированных катализаторов на базе специально обработанной металлической фольги из стали марки 12Х18Н10Т толщиной 0,08 мм.

С целью повышения термостойкости и жаропрочности сотового металлофольгового носителя, была применена технология обработки фольги ионами нитрида алюминия в ионном имплантаторе. Нитрид алюминия проникает в поверхность металла на нано-глубины размером на 10 – 20 нм, создавая дефекты. Жаропрочный (до 1350 °С) носитель далее используем для приготовления катализатора «сухой» конверсии природного газа, нанося на поверхность 25 % NiO и 75 % Al2O3.

Вторым вариантом катализатора конверсии нами предложен контакт, содержащий оксиды алюминия и никеля, дополнительно проматированный микроколичествами палладия (от 0,005 – 0,07 % масс.).

Использование предложенных нами цельнометаллических катализаторов «сухой» конверсии, позволяет исключить нагрев всей газо-воздушной смеси в «предгорелке», заменив подвод тепла в систему, непосредственно нагревая катализатор (например электро-нагревом). Нами разработаны и предложены к внедрению в КГТУ сотовые катализаторы, содержащие термоустойчивую (до 1350 °С) магний-хромовую шпинель. Отработана технология приготовления дешевых и активных как металлофольговых, так и керамических сотовых катализаторов, обеспечивающих эффективное их исполь-зование в составе узлов каталитически-стабилизированного сжигания углеводородных топлив в КГТУ.


1. http://www.patentgenius.com/patent/3975900.html 2. http://en.wikipedia.org/wiki/William_C._Pfefferle#U.S._patents_h

eld 3. http://patent.ipexl.com/topic/Method_and_apparatus_for_turbine_s

ystem_combustor_temperature_1.html 4. http://www.sonbi.ru/tsiam/conf/lemission/index.htm 5. http://www.catalysis.ru/ 6. Власенко В. М. Экологический катализ. – Киев : Наукова

думка, 2010. – 238 с.

123


ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА ДВУХ ГОРЯЧИХ ТЕРМОПАР (DHTT Double Hot Thermocouple Technique)

ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОЙ ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ СИНТЕТИЧЕСКИХ ШЛАКОВ

Лейман Е.В., Волкова О.И., Шеллер П.Р.

Институт производства чугуна и стали, Технический Университет

«Горная Академия Фрайберг», г. Фрайберг, Германия

При охлаждении в кристаллизаторе МНЛЗ (машина непрерывно-го литья заготовок) синтетические шлаки могут иметь как кристалли-ческую, так и аморфную структуру, что имеет огромное влияние на процесс теплопереноса в кристаллизаторе и как следствие на качество стальной поверхности. Поэтому непосредственное наблюдение шла-ковой пробы, а именно наблюдение процессов кристаллизации и за-твердевания во время измерения температуропроводности, позволит более полно понять процесс теплопереноса через шлаковый слой. Для измерения температуропроводности был выбран метод двух горячих термопар. Данный метод ранее использовался для наблюдения про-цессов кристаллизации шлаков.

В качестве теоретической основы для определения температуро-проводности служит уравнение Паркера [1], используемое в методе лазерной вспышки:

5,0

2

tD1388,0=α , (1)

где α – температуропроводность (м2/сек); D – толщина пробы (м); 5,0t – время достижения половины максимальной температуры (сек).

Данное уравнение действительно для изолированной одноразмерной нестационарной системы. С учетом тепловых потерь в установке DHTT, а также длительного времени импульса в сравнении с методом лазерной вспышки, уравнение Паркера было преобразовано как

2

p

5,01 t

tυ−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅υ=α , (2)

где pt – время достижение нагревательным термоэлементом ТЭ1 мак-симальной температуры (сек); ϑ1 и ϑ2 – параметры, учитывающие толщину пробы, теплопотери и время импульса.

124


Рис. 1. Сравнение принципов измерения температуропроводности, используемых в методе лазерной вспышки и методе двух горячих термопар

690

740

790

840

890

940

990

1040

0 5 10 15

Время (сек)

Температура

(°C

)

t0,5 tp

Tмакс.

1/2 Tмакс.

ТЭ1

ТЭ2

Tплав B2O3 480°C

Рис. 2. Температурный профиль термоэлементов ТЭ1 и ТЭ2

Для определения параметров ϑ1 и ϑ2 были проведены опыты с ис-пользованием оксида бора при различных температурах. Время им-пульса составляло 7 секунд. По полученным данным было определено соотношение t0,5/tp. Используя литературные значения температуро-проводности оксида бора [2] были найдены коэффициенты уравнения (3):

9557,1

p

5,024t

t0008,0)s

m,10(−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=⋅α . (3)

125


Используя уравнение 3 была определена температурная зависи-мость температуропроводности синтетического шлака системы CaO – SiO2 – Al2O3.

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

6

6,5

7

1600 1650 1700 1750 1800 1850

Температура [K]

Темпера

туро

пров

одно

сть

[ x10

^7

м2/сек]

Данная работа

Р. Эрикссон [3]44% CaO - 47% SiO2 - 10% Al2O3

Рис. 3. Температуропроводность системы CaO – SiO2 – Al2O3

Из рис. 3 видно, что полученные с помощью метода двух горячих термопар значения температуропроводности хорошо согласуются с данными из литературных источников. Отсюда можно сделать вывод, что данный метод может быть использован для измерения температу-ропроводности.


1. Parker W. J. Journal of applied physics, No. 9, Vol. 32, 1961, pp. 1679–1684.

2. Kashiwaya Y. ISIJ, Vol.42 No.1, 2002, pp. 71–79. 3. Eriksson R. Metallurgical and Materials Transactions B, Vol. 35B,

2004, pp. 461–469.

126


ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ТЕПЛООБМІНУ В РІДИНАХ, ЩО ПЕРІОДИЧНО ПЕРЕГРІВАЮТЬСЯ

Лівітан М.В., Ніколаєнко Б.В.

Національна металургійна академія України,

м. Дніпропетровськ, Україна

Теплообмін між твердою поверхнею і рідиною має різний харак-тер при нагріві рідини і при її кипінні. При цьому є підстави ствер-джувати, що для першого випадку інтенсивність теплообміну вища. Це зумовлено наявністю в киплячій рідині пари в тій чи іншій мірі. А, як відомо, коефіцієнт тепловіддачі від твердої поверхні до газопо-дібного середовища на порядок нижчій, ніж у випадку теплообміну з рідиною. Особливо відчутною є різниця при плівковому режимі ки-піння, або близькому до такого.

На цій підставі пропонується інтенсифікувати теплообмін при виробництві насиченої пари, організувавши циклічний процес, в яко-му на першому етапі вода в певному резервуарі нагрівається, знаходя-чись під високим тиском, а на другому етапі тиск знижується, зумови-вши тим самим перегрів води і її об’ємне кипіння. Надалі необхідно відвести готову пару і доповнити резервуар свіжою водою. Це дозво-лить на стадії нагріву води виключити наявність парової фази.

Для детальнішого огляду розділимо процес умовно на чотири етапи (рис. 1) і розглянемо кожен з них окремо.

1 етап – рідина нагрівається, знаходячись під високим тиском. Так як температура кипіння рідини при підвищенні тиску також під-вищується, то і прояви кипіння при цьому, а, відповідно, і наявність парової фази, мінімальні або повністю відсутні. Температура стінки при цьому максимально наближена до температури рідини, тому тем-пературний напір між стінкою і рідиною доволі низький (рис. 1а).

2 етап – відбувається різке зниження тиску, рідина опиняється в перегрітому стані і починає об'ємно кипіти, в тому числі найактивні-ше процес проходить поблизу стінок, утворюючи парову плівку, за рахунок чого температура стінки підвищується, відповідно збільшу-ється тепловий напір (рис. 1б).

3 етап – рідина активно об’ємно кипить за рахунок акумульованої внаслідок різниці тиску енергії. По обидва боки стінки знаходиться газове середовище, в зв’язку з чим температура стінки істотно підви-щується, прагнучи до середньої між температурою газів ззовні і тем-пературою пари з внутрішньої сторони стінки (рис. 1в).

127


4 етап – по мірі вичерпання запасу акумульованої за рахунок пе-регріву рідини та стінки енергії процес прагне до пузиркового кипін-ня, після чого в системі знов піднімається тиск (рис. 1г).

Рис. 1. Етапи періодичного перегрівання рідини

Попередні розрахункові оцінки показали, що для діапазону зміни тиску від 12 МПа до 10 МПа запас енергії, що зумовлений перегрівом води, дозволяє перетворити близько 6 % маси води в пару в процесі об’ємного швидкісного скипання.

В значній мірі кінцеві результати використання запропонованого процесу залежать від оптимальності умов проходження процесу, що включає найбільш сприятливі теплоенергетичні параметри, а також ефективне співвідношення тривалості локальних етапів періодичного процесу перегрівання в часі.

Натомість, не слід забувати про ще один фактор, що в значній мі-рі впливає на інтенсивність теплопередачі – рух рідини. Рух рідини, її перемішування і турбулізація потоків визначають конвективну скла-дову теплообміну. Для пузиркового кипіння характерним є природно активний рух рідини біля пароутворюючих поверхонь за рахунок рос-ту і відриву парових пузирів. Цей факт потрібно обов’язково врахову-вати при оцінці ефекту інтенсифікації теплообміну в рідинах, що під-даються періодичному перегріванню.

128


ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ВЫГОРАНИЯ ЧАСТИЦ ПЫЛЕУГОЛЬНОГО ТОПЛИВА В ФУРМЕННОЙ ЗОНЕ

ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

Ливитан Н.В., Недойнов В.С.


Кокс является наиболее дорогим и дефицитным компонентом

шихты при выплавке чугуна. Значительно сократить расход кокса по-зволило применение в доменной плавке дополнительных видов топ-лив: мазута и природного газа. В наиболее благоприятных технологи-ческих условиях это может обеспечить снижение расхода кокса на 20 – 30 %.

В связи со значительным повышением цен на природный газ и нефтепродукты, их использование в металлургическом производстве становится экономически невыгодным. Перспективным выглядит применение пылеугольного топлива (ПУТ) в качестве частичного за-менителя кокса и дополнительного топлива в доменной печи.

На рисунке 1 приведена типовая схема ввода ПУТ в фурменную зону печи.

Рис. 1. Схема ввода пылеугольного топлива в доменную печь: 1 – фурменный прибор; 2 – канал для вдувания пылеугольного топлива;

3 – фурма; 4 – фурменная зона

В процессе исследования выгорания частиц ПУТ был выполнен расчет горения топлива в фурменной зоне доменной печи. Определе-ны времена полного выгорания частиц различных фракций, а также необходимые для этого длины их пробега. На основании результатов расчетов определен механический недожог пылеугольного топлива в фурменной зоне доменной печи. Определены показатели, наиболее

129


сильно влияющие на значение механического недожога, построены графические зависимости (рис. 2), отображающие полученные резуль-таты.

Рис. 2. Механический недожог топлива для частиц различных фракций

Из графика следует, что в реальных условиях успевают выгореть

полностью только частицы, размером менее 40 – 50 мкм, а более крупные частицы выгорают только частично. Механический недожог частиц угля влечет за собой также формирование в фурменной зоне в целом окислительной атмосферы, так как предварительно подачу ду-тья и топлива в нее балансируют, исходя из предположения о высокой степени выгорания угля. Последнее же может вызвать неоправданный перерасход кокса в печи.

На полноту сгорания топлива также большое влияние оказывает содержание кислорода в дутье. Чем больше его будет подаваться вме-сте с дутьем – тем больше топлива будет выгорать в фурменной зоне. Увеличение же температуры дутья в целом слабо влияет на механиче-ский недожог угля, т.к. интенсификация химических процессов ком-пенсируется уменьшением времени нахождения частиц в высокотем-пературной зоне за счет увеличения скоростей пролета фурменной зо-ны.

Анализ опыта применения ПУТ в доменном производстве, а так-же результаты теоретических расчетов свидетельствуют о необходи-мости изыскания путей интенсификации выгорания частиц угля в фурменной зоне, в том числе и за счет его внешней полной или час-тичной газификации.

0 102030405060708090

100

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 Размер частиц, мкм

Недожог, %

недожог

130


ИССЛЕДОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ВОССТАНОВЛЕНИЯ ФУТЕРОВКИ КИСЛОРОДНОГО

КОНВЕРТЕРА ПРИ РАЗДУВЕ ШЛАКА

Лисняк Р.В., Долгополов И.С., Тучин В.Т., Сигарев Е.Н.


Введение. В настоящее время особую актуальность приобретает проблема энергоресурсосбережения в черной металлургии Украины, в частности, в кислородно-конвертерном производстве стали. Одним из эффективных направлений в этом способе производства стали являет-ся разработка и внедрение в практику новых энергоресурсосберегаю-щих технологий восстановления футеровки конвертера с использова-нием конечного шлака после окончания плавки. При внедрении в ши-рокую промышленную эксплуатацию технологии раздува конечного шлака на футеровку срок ее службы значительно возрастает. К основ-ным факторам, обеспечивающим повышение стойкости, относят при-менение магнезиальных флюсов для формирования насыщенного MgO конечного шлака и способы нанесения шлакового гарнисажа на футеровку конвертера. Данные технологии представляют интерес, как с технологической стороны, так и с позиций энергоресурсосбереже-ния.

Учитывая, что в настоящее время энергетическая сторона этой технологии находится в начальной стадии изучения, целесообразным является исследование механизмов преобразования энергии (тепловой и гидродинамической), используемой в процессе восстановления фу-теровки кислородного конвертера.

Постановка задачи. Целью работы является определение пока-

зателей, отражающих энергетическую сторону восстановления футе-ровки путем раздува конечного шлака: а) геометрических параметров взаимодействия с ванной истекающих из продувочных сопел газовых и газопорошковых струй; б) степени влияния теплофизических харак-теристик порошковой массы, вводимой в газовую струю, на тепловые процессы, протекающие в зоне контакта «газопорошковая струя – шлаковая ванна»; в) изменения температуры капель шлака поступаю-щих на футеровку в течение раздувки; г) температурной картины на поверхности футеровки конвертера в процессе нанесения шлакового гарнисажа.

131


Методика исследований. Поставленная задача решалась поэтап-но с использованием разработанных математических моделей.

На первом этапе определены геометрические размеры зоны кон-такта азотных струй (при этом влиянием температуры шлака на структуру истекающих струй пренебрегали).

На втором этапе рассмотрена динамика изменения температуры ванны конвертера.

На третьем этапе изучена динамика изменения температуры сте-нок конвертера во время операции нанесения гарнисажа.

Анализ результатов исследований. Анализируя данную сопря-

женную задачу, можно сделать следующие выводы: 1) геометрические размеры зоны контакта оказывают влияние на

температуру шлака в ней; 2) с повышением давления в продувочной фурме, шлак, наноси-

мый на футеровку конвертера, охлаждается интенсивнее; 3) введение в струю газа-носителя порошкообразных огнеупор-

ных материалов способствует интенсивному охлаждению шлаковой ванны вследствие интенсификации процессов теплообмена между струями и зеркалом шлака;

4) изменение температуры капель наносимого шлака на стенках футеровки конвертера наблюдается в первые секунды процесса. Затем охлаждением капель, наносимых на гарнисажный слой, можно пре-небречь, так как гарнисажный слой является теплоизолятором.

132


СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КОНСТРУКЦИИ И ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ КОЛОДЦЕВ ЦЕХА

БЛЮМИНГ-2 ПАТ «АРСЕЛОРМИТТАЛ КРИВОЙ РОГ»

Лозовая В.А.1, Лясов В.Г.2, Шеремет В.А.2

1 – Криворожский металлургический факультет Национальной металлургической академии Украины, г. Кривой Рог, Украина

2 – ПАТ «АрселорМиттал Кривой Рог», г. Кривой Рог, Украина

В 1964 году на металлургическом комбинате «Криворожсталь» (ныне ПАТ «АрселорМиттал Кривой Рог») введен в эксплуатацию крупнейший в Советском Союзе цех Блюминг-2. Нагрев слитков пе-ред прокаткой производится в нагревательных колодцах с верхней го-релкой. Отделение нагревательных колодцев состоит из 48 колодцев, 44 из которых находятся в постоянной работе.

Печи данной конструкции впервые были построены на комбинате «Криворожсталь», и, как во всем новом, в их конструкции и тепловой работе были допущены серьезные просчеты, которые не позволяли выполнять план производства 6 млн. т/год, а обеспечивали объем про-изводства на уровне 2 млн. т/год.

В тезисах доклада изложены основные разработки по совершен-ствованию конструкции и тепловой работы нагревательных колодцев цеха Блюминг-2, обеспечившие повышение их стойкости и достиже-ние плановых показателей производства.

1. Изменена конструкция газового сопла и всего горелочного устройства, что привело к увеличению их стойкости с 2 – 3-х месяцев до 2 – 3-х лет.

2. Выполнена замена системы контроля и автоматического регу-лирования температурного режима нагрева металла.

3. Для повышения равномерности нагрева садки по длине и вы-соте рабочей камеры печи выбрана оптимальная теплота сгорания то-пливной смеси 1700 – 1800 ккал/м3.

4. Выявлены причины интенсивного ошлакования пода нагрева-тельных колодцев и внедрена новая технология нагрева, обеспечи-вающая работу печей без ошлакования подин с минимальным угаром металла.

5. Разработана и внедрена технология нагрева 12,5-тонных слит-ков с жидкой сердцевиной.

6. Выполнены исследования нагрева металла с обогащением воз-духа кислородом до 23 %.

133


7. Разработана и внедрена система с пневматическим реле сброса избыточного воздуха в период томления слитков, что позволило сни-зить угар металла и ошлакование подин колодцев.

8. Предложена технология нагрева металла с рециркуляцией продуктов сгорания, внедрение которой обеспечило снижение расхода газа на 49 % и сокращение продолжительности нагрева на 30 мин по сравнению с традиционной технологией.

9. Разработана технология снижения скорости охлаждения слит-ков в стрипперном отделении и в нагревательных колодцах в период простоев цеха; для каждой плавки разработан режим нагрева в зави-симости от длительности пребывания в ячейке-термосе и времени вы-дачи в прокат. Применение разработанной технологии обеспечило снижение расхода топлива на 8 – 10 %, угара металла на 20 – 25 %, брака металла на 30 – 40 % и расхода огнеупоров на ремонт колодцев на 15 %.

10. С целью экономии высококалорийного топлива разработана технология отопления нагревательных колодцев в период простоев цеха смешанным газом с пониженной теплотой сгорания.

11. Для интенсификации процесса нагрева слитков холодного посада рядовых марок стали разработан режим нагрева с превышени-ем температуры томления слитков в период выхода на контрольную температуру на 10 – 50 °С и последующим переводом на заданный режим нагрева для данной марки стали. Внедрение разработанного режима обеспечило повышение производительности нагревательных колодцев на 15 %.

134


ТЕПЛОМАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ В РЕАКЦИОННОЙ ЗОНЕ КИСЛОРОДНОГО КОНВЕРТЕРА

Лухтура Ф.И.


г. Мариуполь, Украина Основой теории конвертерных процессов, первичным и опреде-

ляющим фактором является взаимодействие формируемых соплами наконечников фурм сверхзвуковых потоков с ванной, и индуцирован-ные ими тепломассообменные процессы в реакционной зоне. Ход ра-финировочных процессов во многом зависит от характера взаимодей-ствия и определяется параметрами газовых струй и устройств для транспортировки окислителя в металл [1].

Отсутствие строгой научно обоснованной теории развития сверх-звуковых газовых потоков в высокотемпературных газовых и жидких средах не позволяло до настоящего времени рассмотреть задачу в точной постановке и получить решения о деформации жидких масс под воздействием газового потока, взаимопроникании газа и жидко-сти, нарушении сплошности течения, обмена импульсами и энергией и, в конечном итоге, совместном движении этих различных сред. Это, в свою очередь, существенно сдерживало возможность теоретическо-го рассмотрения вопросов горения диспергированных капель металла в потоке газа-окислителя, химических реакций, протекающих в объе-ме металлического расплава, массо- и теплопереноса в жидкой и газо-вой фазах и взаимодействия газо-шлако-металлической эмульсии с футеровкой сталеплавильного агрегата, что препятствовало созданию строгой теории и полной математической модели процесса производ-ства стали при различном вводе газов дутья.

Данное исследование было направлено на уточнение представле-ний о механизме физико-химического взаимодействия сверхзвуковых нерасчетных газовых струй окислителя с высокотемпературным газо-вым пространством неоднородного состава и с жидкостями (шлаком, шлакометаллической эмульсией и металлическим расплавом), глав-ным образом, при верхнем подводе дутья, получение ряда характери-стик этого взаимодействия и выявление их роли в процессах получе-ния стали.

Получены следующие результаты. 1. На основании теоретического исследования уточнен комплекс

гидрогазодинамических явлений в металлургической ванне как осно-вы диффузионного массо- и теплопереноса: физическая модель взаи-модействия газовых сверхзвуковых нерасчетных струй с окружающей

135


средой при истечении во встречный движущийся поток конвертерных газов иной плотности и температуры; физическая модель взаимодей-ствия газовых струй с железоуглеродистым расплавом.

2. Уточнена роль процессов переноса в развитии химических ре-акций в области непосредственного взаимодействия кислородной струи с расплавом в конвертере, установлены факторы, определяющие процессы смешения и диспергации эжектированного металла газовы-ми струями.

3. Дан гидродинамический анализ процессов взаимодействия окислительных струй с металлической ванной с учетом окислительно-восстановительных процессов, в т.ч. при продувке с вторичным газо-выделением и различной степенью ассимиляции газов дутья распла-вом, что позволило уточнить механизм известных и выявить механизм слабоизученных явлений.

4. Опираясь на разработанные математические модели взаимо-действия сверхзвуковых газовых потоков с металлическим расплавом, изучены основные характеристики и закономерности развития газо-вых струй в жидкостях и расплавах, определены концентрации и тем-пературы компонентов в реакционной зоне, скорости газовой и жид-кой фаз и др.

5. Разработанная модель позволяет анализировать основные ста-дии конвертерной плавки, уточнить так называемые критические кон-центрации углерода, объяснять такие особенности процесса с верхним дутьем как использование кислорода металлической ванной, рассчи-тывать степень дожигания конвертерных газов над металлическим расплавом (в шлаке), производство окислов (FeO) в шлак и др. при использовании дутьевых сопел любой конфигурации, определять пути к рациональному дутьевому режиму. Сформулированы условия опти-мизации параметров дутья, обеспечивающие наилучшие показатели процесса производства стали в конвертерах.


1. Баптизманский В.И., Меджибожский М.Я., Охотский В.Б. Конвертерные процессы производства стали. Теория, технология, конструкция агрегатов. – Киев; Донецк: Вища школа, 1984. – 343 с.

136


ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ СТРУЙ ПАРА С ПИТАТЕЛЬНОЙ ВОДОЙ В ПРОЦЕССЕ ДЕАЭРАЦИИ

Лухтура Ф.И., Житаренко В.М.


г. Мариуполь, Украина Центробежные деаэраторы (ЦД), предназначенные для термиче-

ской деаэрации питательной воды паровых котлов и тепловых сетей, представляют собой цилиндрический аппарат с тангенциальным под-водом воды, в котором образуется центральный паровоздушный вихрь. Закрученный поток воды в радиальном направлении продува-ется паром. При этом развиваемые турбулентностью поверхности контактирующих фаз обеспечивают интенсивный нагрев воды до со-стояния насыщения. Они имеют ряд преимуществ по сравнению с другими конструкциями термических деаэраторов и поверхностными подогревателями. К недостаткам можно отнести возможный проскок пара и кислорода в центральную часть цилиндра и через разделитель-ную шайбу (кольцевую перегородку), в связи с равномерной подачей пара по высоте цилиндра и увеличением паросодержания в жидкости, не обеспечение эффективного разделения шайбой воды и пара, тре-буемой толщины и формы слоя воды на стенке деаэратора при подво-де воды и др.

Таким образом, ЦД требует конструктивной доработки для обес-печения эффективной подачи и отвода воды и пара, и удаления агрес-сивных газов. Одной из центральных задач при этом является взаимо-действие струй пара с питательной водой в слое.

Основными геометрическими размерами деаэратора являются диаметр корпуса и его высота, размеры канала подвода воды и щелей для струйной подачи пара в слой воды, размер разделительной пере-городки (шайбы). Согласно литературным данным в интервале произ-водительности от 50 до 400 т/ч диаметр корпуса изменяется от 250 до 600 мм. Общепринятая точная методика расчета геометрических раз-меров деаэраторов подобного типа и их внутренних деталей отсутст-вует.

Цель работы – восполнить пробел в отечественной и зарубежной литературе, представив основы теории центробежного деаэратора и взаимодействия газовых ассимилируемых струй (пара) с капельной жидкостью во вращающемся слое.

Для нахождения связей между параметрами газа (пара) и жидко-сти с геометрическими размерами ЦД использованы уравнения сохра-нения механической энергии, массы и момента количества движения,

137


используемые в теории идеальной форсунки, а также уравнения теп-ло- и массообмена. При этом газ полагали совершенным, жидкость – несжимаемой, векторы скорости газа в общем случае направлены под углом ±α к направлению движения слоя жидкости, и параллельны оси парового сопла. Допускали также, что инерционные силы преоблада-ют над силами Архимеда (пренебрегаем силами плавучести) и силами тяжести.

При взаимодействии струй пара с деаэрируемой водой учитыва-лись различная степень ассимиляции пара при изменении температу-ры воды по высоте слоя, отсутствие пробойного режима взаимодейст-вия, размеры конуса конденсации при истечении пара со сверхзвуко-выми скоростями, влияние степени нерасчетности истечения и др.

На основе представленной математической модели были получе-ны связи геометрической характеристики ЦД с параметрами пара, ис-текающего из паровых отверстий при докритических и сверхкритиче-ских перепадах давления, и основными характеристиками вращающе-гося потока деаэрируемой воды, что позволяет рационально подби-рать размеры ЦД для требуемой производительности, в том числе размеры паровых сопел и др.

При соответствующем выборе оптимальных размеров ЦД объем-ное парообразование в области поверхности раздела между слоем во-ды и паровоздушным вихрем и эффективное удаление выпара обеспе-чивает остаточное содержание кислорода менее 5 мкг/кг.

138


ТЕПЛОТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ОБЖИГА КАРБОНАТНОГО СЫРЬЯ В ПЛОТНОМ СЛОЕ

Мануйленко А.А.



Получение высокоактивной извести обусловлено подводом к карбонатному сырью необходимого количества теплоты таким обра-зом, чтобы температура поверхности кусков не превышала заданной величины, что обеспечивает заданную реакционную способность.

Плотность теплового потока на поверхности куска определяется из выражения:

( ) ( )3

0 п рп 3

11 12 1 1

t tq

Rλ β σβ

σ

− −⎛ ⎞= − +⎜ ⎟ − −⎝ ⎠, Вт/м2.

Плотность теплового потока, определяющая динамику химиче-ского превращения материала, зависит от теплофизических свойств извести (λ0, β), температуры поверхности (tп), степени диссоциации (σ) и размера куска (R).

Данное выражение показывает, что уменьшение размера куска обрабатываемого материала приводит к увеличению допустимой ве-личины плотности теплового потока, и, следовательно, к интенсифи-кации процесса обжига (наряду с уменьшением времени химического превращения).

Изменение времени обжига в зависимости от размера куска мож-но представить следующим образом:

1

2ττ

∼ 31

32

31

32

dd

RR

= ,

откуда следует, что уменьшение размера куска в 2 раза приводит к уменьшению времени тепловой обработки в 8 раз с учетом проведе-ния процесса с постоянной температурой поверхности.

Определено изменение плотности безразмерного теплового пото-

ка ( ( )п

п0 п р

q RQt tλ

=−

) в зависимости от степени диссоциации, безраз-

мерного времени ( 02

v0

Foc Rλ τ

= ), температуры поверхности и теплофи-

зических свойств извести.

139


Рассмотрены режимы обжига карбонатного сырья в плотном продуваемом слое кускового материала при заданном расходе тепло-ты (при αв = 1,1) и среднем размере кусков равном 0,03 м.

Температура газа определяется из уравнений баланса зоны обжига:

− для противотока

2

2

v COp м 3 3г и ос пгv пг гр

н CO v пг

0,7861

cQ QQ Q Q VS S c tB B Q B cρ

⎛ ⎞⋅− ΔΔ − −+ = + +⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠;

− для прямотока

( ) ( )2

2

v COp м 3 3г и ос пгv пг гр

н CO v пг

0,7861 1 1

cQ QQ Q Q VS S c tB B Q B cρ

⎛ ⎞⋅− ΔΔ − −+ = − + + −⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠.

Коэффициенты теплоотдачи в плотном продуваемом слое рас-считываются с использованием известных зависимостей.

Определены также температура поверхности куска, время хими-ческого превращения и плотность теплового потока по полученным ранее зависимостям.

Анализ полученных результатов показывает, что температура по-верхности куска материала при достижении определенной степени диссоциации значительно превышает допустимую по условию полу-чения высокоактивной извести.

Для обеспечения заданной температуры поверхности кусков ма-териала необходимо изменять во времени режимные параметры. Это можно осуществлять различными способами:

− изменением коэффициента теплоотдачи за счет изменения скорости газов. При этом распределение температуры газов остается неизменным, но изменение температуры менее резкое за счет увели-чения времени обжига;

− перераспределением расхода теплоносителя при неизменной скорости газов. При этом необходимо обеспечить снижение темпера-туры газов во времени;

− перераспределением расхода теплоносителя с целью обеспе-чения проведения процесса при постоянной температуре газов и од-новременным изменением коэффициента теплоотдачи за счет умень-шения скорости газов.

Реализация этих способов обеспечивает снижение во времени плотности теплового потока, однако приводит к увеличению времени тепловой обработки материала.

140


ПОКАЗАТЕЛИ ТЕПЛОВОЙ ЭКОНОМИЧНОСТИ ПАРОВОГО КОТЛА ТГМ-151Б ПРИ РАБОТЕ В СОСТАВЕ

ПАРОГАЗОВОЙ УСТАНОВКИ

Матжанов Э.К., Хазратов Р.Р.

Ташкентский Государственный технический университет, г. Ташкент, Узбекистан

Модернизация действующих ТЭС надстройкой газовых турбин

(ГТУ) является наиболее простым и экономичным способом повыше-ния эффективности использования топлива при производстве электро-энергии. Характерной и важной особенностью этого решения является возможность использования серийных ГТУ для модернизации уста-ревших ТЭС с полностью или частичным сохранением существующе-го оборудования.

В Тахиаташской ТЭС установлены три паротурбинные установки (ПТУ) К-100-90, две из которых имеют электрическую мощность по 100 МВт и одна 110 МВт. Три ПТУ К-100-90 имеют поперечные связи по пару и питательной воде и в их состав входят четыре паровых кот-ла ТГМ-151 и два паровых котла ТГМ-151Б. Электрический КПД ПТУ К-100-90 равен 32,7 %. Этот показатель является самым худшим среди показателей газомазутных станций ГАК «Узбекэнерго», что сви-детельствует о необходимости модернизации энергоблоков К-100-90.

Разработана математическая модель энергоблока К-100-90, с по-мощью которой опробованы различные схемы модернизации с над-стройкой ГТУ LM5000PC фирмы Дженерал Электрик. В этой работе приводятся результаты исследования работы парового котла ТГМ-151Б в составе различных схем парогазовых установок сбросно-го типа (ПГУ с НПГ).

Паровые котлы ТГМ-151Б – барабанного типа с естественней циркуляцией Таганрогского Металлургического завода, состоят из испарительных поверхностей нагрева, пароперегревателей, экономай-зера и регенеративного воздухоподогревателя (РВП). Каждый паровой котел производит пар с параметрами 10 МПа и 540 ºС расходом 220 т/ч. КПД парового котла составляет 91,9 %. В паровом котле сжи-гается природный газ.

Рассмотрены следующие схемы надстройки ГТУ LM5000PC: вариант I – паровой котел ТГМ-151Б в составе действующей схемы энергоблока; вариант II – надстроена ГТУ LM5000PC к паровому кот-лу ТГМ-151Б без изменения тепловой схемы энергоблока; вариант III – надстроена ГТУ LM5000PC к паровому котлу ТГМ-151Б, три по-догревателя высокого давления (ПВД) удалены; вариант IV – над-

141


строена ГТУ LM5000PC к паровому котлу ТГМ-151Б, все ПВД и по-догреватели низкого давления (ПНД) удалены, установлен газоводя-ной подогреватель (ГВП); вариант V – надстроена ГТУ LM5000PC к паровому котлу ТГМ-151Б, три ПВД и три ПНД удалены, ГВП и два ПНД установлены последовательно; вариант VI – надстроена ГТУ LM5000PC к паровому котлу ТГМ-151Б, три ПВД и два ПНД удале-ны, ГВП и три ПНД установлены последовательно; вариант VII – над-строена ГТУ LM5000PC к паровому котлу ТГМ-151Б, три ПВД, шес-тиатмосферный деаэратор и три ПНД удалены, вакуумный деаэратор, ГВП и два ПНД установлены последовательно.

Таблица 1

Характеристики парового котла ТГМ-151Б при работе в составе различных схем ПГУ с НПГ

Варианты Показатели I II III IV V VI VII

Электрическая мощность ПТУ, МВт 110 110 119,4 119,5 121,6 121,8 123,4

Паропроизводительность парового котла, т/ч 220 220 220 220 220 220 220

КПД парового котла, % 91,9 82 86,7 86,2 86,2 86,2 88,3 Электрический КПД энергоблока, % 32,7 39,5 40,4 40,2 40,7 40,7 41

Расход топлива в паровом котле, т. у. т./ч 20,7 16,3 17,1 17,2 17,2 17,2 17,2

Расход продуктов сгора-ния в паровом котле, т/ч 297 453 453 453 453 453 453

Температура питательной воды, ºС 217 217 161 161 161 161 145

Температура продуктов сгорания, ºС: – в топке 1680 1230 1265 1270 1270 1270 1270– на выходе из топки 958 731 770 776 776 776 776 – за пароперегревателем 513 426 469 475 475 475 475 – за экономайзером 236 240 178 185 185 185 155 – уходящих газов за РВП 140 240 178 185 185 185 155 – уходящих газов за ГВП – – – 100 100 100 100

Выводы

1. Результаты расчетов свидетельствуют о возможности приме-нения газотурбинной надстройки к паровому котлу ТГМ-151Б с при-менением ГТУ LM5000PC, так как при этом температурные напоры в поверхностях нагрева парового котла не превышают нормативных;

2. КПД парового котла ТГМ-151Б снижается при работе во всех рассмотренных схемах ПГУ с НПГ, но это не отражается на тепловой экономичности энергетического блока, так как КПД энергетического блока повышается на ≈ 8 % абсолютных.

142


ИССЛЕДОВАНИЕ НЕСТАЦИОНАРНЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ РАБОТЕ ВАГРАНОК

Матюхин В.И., Катышев С.Ф., Кийк А.А.

Уральский федеральный университет имени первого Президента России

Б.Н. Ельцина, г. Екатеринбург, Россия

Основным направлением совершенствования тепловой и газоди-намической работы слоевых установок является наиболее полное ис-пользование теплового и восстановительного потенциалов движущих-ся газов.

Для эффективной работы шахтных агрегатов необходимо обеспе-чить равномерное распределение материальных потоков газообразно-го окислителя, топлива и шихтовых материалов с учетом перемеще-ния конечного продукта в объеме рабочего пространства и установле-ния их рациональных соотношений.

Оперативное установление степени равномерности распределе-ния дутья по сечению печи можно осуществить, используя аналогию температурных и скоростных полей в слоевых агрегатах при тепловой обработке исходных твердых компонентов однородных по грануло-метрическому и химическому составу.

Характерной особенностью газодинамической работы чугуноли-тейных и минераловатных вагранок является существенная неравно-мерность температурного и скоростного полей в их поперечном сече-нии с ярко выраженным периферийным движением газов. Поступле-ние тепла в слой здесь осуществляется от участков фурменного ввода дутья к центру вагранки и вверх. В центральной части рабочего про-странства печи и ближе к месту загрузки располагается зона с пони-женной скоростью движения газов и температурой.

Степень развития окружной неравномерности с течением време-ни при переплаве металлической шихты первоначально возрастает примерно в три раза за счет активизации зон слоя, расположенных вдоль наружной поверхности нагреваемых материалов, имеющих меньшее гидравлическое сопротивление. После этого ее значения со-кращаются примерно до первоначального уровня и далее вновь уве-личиваются. При работе минераловатной вагранки окружная нерав-номерность распределения газов в процессе плавления постепенно снижается в течение первых двух минут примерно в три раза. Такой характер изменения этой характеристики определяется в основном распределением воздушного дутья по фурмам и организацией процес-са горения твердого топлива.

143


Характер изменения радиальной неравномерности распределения газов также зависит от вида переплавляемого материала и определяет-ся условиями распределения воздушного дутья по фурмам. Между за-валками порций металлической шихты ее радиальная неравномер-ность первоначально возрастает на 5 – 6 % с последующим пониже-нием ее значений на 35 – 40 %. При использовании минеральной ших-ты первоначальное возрастание радиальной неравномерности состав-ляет не более 2 %. Общее же изменение ее значений между завалками достигает 70 %. Достижение минимального значения радиальной не-равномерности определяет условия перехода режима движения газов с периферийного на центральный ход, когда основные процессы горе-ния и теплообмена сосредотачиваются в центральной части агрегата.

Оценка окружной неравномерности распределения газов от удельного расхода воздушного дутья позволяет установить ее экстре-мальный вид. При этом при переплаве чугуна максимум анализируе-мой функции соответствует значениям удельного расхода воздуха 80 – 100 м3/(м2·мин). При производстве в вагранке минерального рас-плава получение минимума окружной неравномерности распределе-ния газов возможно при удельном расходе дутья около 60 – 80 м3/(м2·мин).

При оценке радиальной неравномерности распределения газового потока в рабочем пространстве чугунолитейной вагранки следует от-метить возможность достижения максимальных значений этого пока-зателя при удельном расходе воздушного дутья 110 – 130 м3/(м2·мин), а при переплаве минерального сырья только при 65 – 70 м3/(м2·мин). Превышение этого уровня обеспечивает постепенный переход работы плавильного агрегата с периферийного на центральных ход газов, ко-торый характеризуется наиболее интенсивным тепловыделением в центральной части его рабочего пространства. При этом объем высо-котемпературной зоны в печи сокращается, что сопровождается сни-жением производительности агрегата. Одновременно происходит уве-личение общей интенсивности горения твердого топлива, что сопро-вождается повышением уровня температуры перегрева получаемого расплава.

Сокращение неравномерностей распределения газов по сечению агрегата и обеспечение одинаковых условий теплогенерации и тепло-обмена являются основными средствами для улучшения технико-экономических показателей плавильных агрегатов.

144


ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭНЕРГИИ АКУСТИЧЕСКОГО ПОЛЯ ДЛЯ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ

ПРОЦЕССОВ В ДИСПЕРСНОМ СЛОЕ

Матюхин В.И., Ярошенко Ю.Г., Матюхин О.В., Коновалов И.С.

Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н. Ельцина, г. Екатеринбург, Россия

Одним из эффективных кинетических способов улучшения пока-

зателей тепловой работы слоевых установок является формирование импульсно-пульсирующего движения газовых потоков в межкусковом пространстве.

Процесс распространения упругих колебаний в условиях реаль-ных продуваемых дисперсных систем определяется условиями столк-новения не только бегущей в направлении акустического воздействия волны, но и образующихся отраженных и встречных струй. Для полу-чения наибольшего эффекта параметры внешних акустических коле-баний необходимо синхронизировать с внутренними источниками. Возникающие колебания давления и скорости потоков определяют их устойчивость и структуру стационарного движения. Наибольшее воз-действие энергии акустических колебаний концентрируется в точках неустановившейся структуры вещества (межфазные поверхности, де-фекты структуры, дислокации, внутренние неоднородности).

Если учесть, что слой дисперсных материалов представляет со-бой систему из отдельных твердых элементов, имеющих различную частоту собственных колебаний, то для интенсификации тепломассо-обменных процессов необходимо использовать источник периодиче-ских колебаний с широким спектром образующихся частот. Чем сложнее объект воздействия, тем шире диапазон его собственных час-тот и выше уровень необходимого для получения положительного эффекта внешнего энергетического влияния. Поэтому для формирова-ния и использования акустического поля непосредственно в слое дис-персных материалов целесообразно применять газоструйные излуча-тели.

В условиях существенной нестационарности распространения звуковых колебаний происходит разрушение теплового пограничного слоя вдоль твердых поверхностей, что способствует усилению интен-сивности внешней теплопередачи. В результате исследований взаимо-действия внешнего акустического поля с плотным слоем наблюдается возникновение его дополнительного звукового излучения во всем диапазоне колебаний конструктивных и технологических параметров акустического излучателя, которое характеризуется отрицательным

145


значением коэффициента поглощения. В наибольшей степени эти из-менения касаются высоких частот.

При воздействии внешнего акустического поля твердые элементы плотной, псевдоожиженной насыпки и даже частицы запыленного по-тока газов подвергаются действию динамического и статического на-пора движущихся газов. В поперечном направлении каждый твердый элемент испытывает действие Релеевой силы. Избыточное давление газа между частицами, вызванное внешними колебаниями, компенси-руется оттоком избыточного или недостающего количества газов че-рез поры в направлении распространения колебаний. При этом проис-ходит возникновение дополнительного движения газовой среды, вы-званного внешними колебаниями и обеспечивающее интенсификацию тепломассообменных процессов на поверхности каждого куска. При полидисперсной структуре слоя кусковых материалов колебание его частиц вызывает формирование вокруг них локальных зон с отличным от внешней окружающей среды давлением. Чем больше размер обра-батываемых кусков, тем эта разница значительней. Поэтому в озвучи-ваемом слое мелкие частицы перемещаются ближе к крупным, фор-мируя вокруг них зону повышенных концентраций пылевых элемен-тов. Это обеспечивает возможность удержания мелких фракций в структуре слоя под действием акустического поля и является основой для обеспыливания отводимых газов непосредственно в рабочем про-странстве слоевых агрегатов.

Эффект «озвучивания» реального слоя дисперсных материалов может являться причиной уменьшения его гидравлического сопротив-ления при просасывании или продуве газами. Исследования законо-мерностей изменения газодинамики озвученного слоя различного гра-нулометрического состава показали, что с увеличением среднего диа-метра куска шихты значения ее коэффициента сопротивления снижа-ются. В наибольшей степени эта зависимость проявляется при малых размерах дисперсных материалов.

При использовании энергии акустического поля непосредственно в плотном слое открываются возможности для интенсификации про-цесса теплопередачи на 15 – 25 %.

146


СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ СТАНЦИИ ПОДЗЕМНОЙ ГАЗИФИКАЦИИ УГЛЯ В УЗБЕКИСТАНЕ

Махкамджанова Ш.К., Матжанов Э.К.

Ташкентский Государственный технический университет,

г. Ташкент, Узбекистан Технология подземной газификации угля (ПГУ) – нетрадицион-

ный способ разработки угольных месторождений, открывающий но-вые возможности в отработке угольных пластов со сложными горно-геологическими условиями залегания, совмещающий добычу, обога-щение и переработку угля. При ПГУ отпадает необходимость в труде людей под землей, улучшаются его условия и состояние воздушного бассейна, не нарушается плодородный слой почвы. Однако газ, полу-ченный на воздушном дутье, по теплотехническим свойствам сущест-венно уступает природному.

В настоящее время Узбекистан является единственной страной в мире, где эксплуатируются крупные промышленные установки ПГУ, снабжающие топливным газом электростанцию. Действующая в горах Ангрен и введенная в эксплуатацию в 1961 году проектной мощно-стью 2,3 млрд. кубометров газа в год станция «Еростигаз» – самый мощный промышленный объект такого рода, не имеющий аналогов в мировой практике. Балансовые запасы угля для ПГУ составляют 33,5 млн. тонн, что обеспечивает срок службы предприятия при опти-мальной производительности около 100 лет. Главное назначение предприятия – переработка бурого угля в энергетический газ с после-дующим его использованием на Ангренской ТЭС.

Подземный газогенератор представляет собой систему воздухо-подающих и газоотводящих скважин, пробуренных с поверхности земли на пласт. Принцип работы ПГУ очень прост. С поверхности земли к угольному пласту бурят две скважины на расстоянии 50 – 100 м друг от друга, соединяемые горизонтальным штреком. В одну из скважин подают чистый воздух или воздух, обогащенный кислоро-дом, через другую отбирают образующийся газ, а горизонтальный штрек является реакционным пространством, в котором протекает га-зификация. Образовавшийся в результате горючий газ с температурой до 350 °С и теплотой сгорания 900 – 950 ккал/м3 по скважинам и газо-проводу поступает потребителям.

В настоящее время объем производства подземного газа состав-ляет 350 млн. м3 в год, что равнозначно 150 тыс. тонн Ангренского угля. Численность работающего персонала составляет 202 человека.

147


Таблица 1 Основные технические данные станции

Характеристики Значение Глубина залегания угольного пласта, м до 200 Тeплота сгорания угля, ккал/кг 2200 – 2500 Влажность угля, % 30-35 Теплота сгорания подземного газа, ккал/м3 900 – 950 Химический КПД газификации, % 70 – 85 Потери угля в недрах, % 5 – 18 Выход газа на 1 кг угля, м3 3,0 – 3,4

Состав подземного газа в объемных процентах: СО2 = 20 –22 %;

СО = 4,0 – 7,0 %; О2 = 0,5 – 0,3 %; Н2 = 22 – 24 %; СH4 = 2,2 – 3,0 %; H2S = 0,5 – 0,6 %; N2 = 44,4 – 50,6 %.

Выработка электроэнергии на Ангренской ТЭС за счет подземгаза составляет в зависимости от калорийности 70 – 90 млн. кВт ч/год. На Ангренской ТЭС для совместного сжига-ния бурого угля и подземного газа приспособлены 3 из 11 установ-ленных котельных агрегатов. На котлах ТП-230-2 энергоблоков № 1 – 3 установлены по две газовые горелки производительностью по газу 20 тыс. м3/ч каждая.

Совместное сжигание газа ПГУ и угольной пыли в котлах Ан-гренской ТЭС снижает КПД котлов на 1 – 2 % за счет ухудшения вы-горания топлива и увеличения температуры уходящих газов. Кроме того, происходит значительный абразивный износ поверхностей на-грева котла из-за увеличения скорости продуктов сгорания по газохо-дам.

Технико-экономические показатели предприятий подземной газификации могут быть значительно улучшены в результате создания автоматизированных технологий контроля и управления технологиче-скими процессами подземного газогенератора совместно с работой наземных комплексов подготовки и подачи газа ПГУ потребителям.

148


МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ФОРМИРОВАНИИ

СЛИТКА С ВНУТРЕННИМ ХОЛОДИЛЬНИКОМ

Мелихов В.М., Недопекин Ф.В.

Донецкий национальный университет, г. Донецк, Украина

На основе математического моделирования проводились иссле-дования взаимообусловленных гидродинамических и теплообменных процессов в системе расплав – стенка изложницы – окружающая сре-да. Постановка задачи основывалась на системе уравнений: Навье-Стокса, неразрывности, тепло- и массопереноса, неравновесного ры-чага для доли твердой фазы, записанных в критериальной форме. Реа-лизация задачи осуществлялась с помощью численных методов с ис-пользованием конечных разностей на неравномерной пространствен-но-времен-ной конечно-разностной сетке методом прогонки с дости-жением необходимой устойчивости схемы расчетов и точности вы-числений.

При формировании слитка с внутренним холодильником (ВХ) большое значение имеет влияние гидродинамических процессов на ход затвердевания. Распространение заливочной струи в расплаве вы-зывает конвекцию во всем объеме расплава и, прежде всего, способст-вует нагреву холодильника и изложницы. При этом вследствие тепло-отвода через стенку изложницы затвердевает расплав, а у фронта за-твердевания образуется двухфазная зона. Происходит перераспреде-ление температуры в объеме слитка за счет восходящих (более горя-чих) потоков расплава и нисходящих (более холодных) потоков рас-плава у стенки изложницы и затвердевающей корочки слитка.

Изменение размеров кристаллов стали под влиянием потоков расплава, вызванных перераспределением плотности расплава в про-цессе кристаллизации слитка, происходит следующим образом. Влия-ние конвекции проявляется в увеличении диаметра кристаллов в ниж-ней части слитка (кривая – 3) и уменьшении диаметра кристаллов у поверхности (кривая – 2) для ВХ диаметром 80мм (рис. 1,б).

Определим долю затвердевшего слитка ко всему объему в про-центах. Время затвердевания армированного слитка (рис. 2) без учета гидродинамических процессов (кривая – 1) увеличивается в 1,5 раза, по сравнению со временем затвердевания при учете гидродинамиче-ских процессов и тепловой конвекции (кривая – 2). Это сопоставление показывает, какое значение имеют гидродинамические процессы для времени затвердевания слитка. Кроме того, произвели сравнение вре-мени затвердевания армированного слитка и обычного слитка (кри-

149


вая – 3). При этом время затвердевания обычного слитка (кривая – 3) без применения ВХ больше и сравнимо со временем затвердевания без учета конвекции.

Рис. 1. Изменение диаметра

кристалла (в относительных до-лях) для слитка с внутренним холодильником диаметром

80 мм: а) слиток с ВХ и без учета

гидродинамических процессов; б) слиток с ВХ и с учетом

гидродинамических процессов. На горизонтах от дна слитка:

1 – верхняя часть слитка – 2,1 м; 2 – середина слитка- 1,4 м;

3 – нижняя часть слитка – 0,6 м.Заштрихованная область

4 – внутренний холодильник

После исследования кинетики образования отдельных фаз арми-

рованного слитка перейдем к исследованию времени затвердевания армированного слитка в целом на примере диаметра ВХ 80 мм (рис. 2).

Рис. 2. Кинетика затвердева-ния слитка (в процентах ко

всему объему) с ВХ диаметром:

1 – 40 мм; 2 – 80 мм; 3 – 120 мм

Как представлено на рис. 2, на время затвердевания слитка ока-

зывает влияние как диаметр ВХ, так и тепловая конвекция. Время за-твердевания уменьшается со 110 минут при диаметре 40 мм (кривая – 1) до 60 минут при диаметре ВХ 120 мм (кривая – 3). Причем умень-шение времени затвердевания происходит более значительно при диаметре ВХ 120 мм.

150


ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССА ЦЕНТРИФУГИРОВАНИЯ СТРУЖКИ МЕДНЫХ СПЛАВОВ

Мирович И.Э.1, Колобов Г.А.2, Скачков В.А.2

1 – Донецкий государственный научно-исследовательский

и проектный институт цветных металлов, г. Донецк, Украина 2 – Запорожская государственная инженерная академия,

г. Запорожье, Украина

Заготовки из цветных металлов и сплавов обрабатывают на ме-таллорежущих станках с применением смазочно-охлаждающих жид-костей (СОЖ) различных типов, в результате чего в массе образую-щейся стружки до 20 % приходится на долю СОЖ. Прямой переплав такой стружки нецелесообразен, так как он сопровождается большими потерями металла за счет его окисления и загрязнением атмосферы продуктами сгорания СОЖ.

Для получения высоких технико-экономических показателей и снижения экологической нагрузки при металлургической переработке стружки ее необходимо очистить от СОЖ.

Общепринятая технология непосредственной термической обра-ботки стружки, загрязненной СОЖ и влагой, сопровождается неус-тойчивой работой сушильных установок и сгоранием масляных СОЖ с образованием тугоплавких зольных остатков, ухудшающих качество металла при переплаве стружки. Предварительное удаление большей части СОЖ в поле центробежных сил позволяет устранить указанные недостатки и добиться, в конечном итоге, получения качественных вторичных металлов.

Как известно, вязкость масел с повышением температуры умень-шается. Поэтому, нагревая стружку, можно интенсифицировать про-цесс центрифугирования.

Для исследований влияния температуры стружки на остаточное содержание СОЖ после центрифугирования использовали установку, состоящую из лабораторной центрифуги периодического действия и паяльной лампы. Эксперименты проводили для стружки сплава ЛС. В качестве СОЖ использовали индустриальное масло. Содержание масла на поверхности стружки составляло 14 – 15 %, масса загружае-мой пробы – 0,5 кг.

Перед началом работ включали центрифугу, разжигали паяльную лампу. Одновременно в сушильном шкафу нагревали пробу стружки до определенной температуры (от 20 до 100 °С). При этом температу-ра воздуха возле центрифуги и температура стружки совпадали.

151


В результате исследований получена зависимость остаточного содержания СОЖ на стружке после центрифугирования (Wц) от тем-пературы (рис. 1).

2

3

4

5

0 20 40 60 80 100

Температура стружки, °С

Содержание

СОЖ

, Wц, %

Рис. 1. Зависимость остаточного содержания СОЖ на стружке марки ЛC от температуры (фактор разделения центрифуги 150,

продолжительность центрифугирования 60 с)

Из данных рис. 1 следует, что повышение температуры стружки от 20 до 80 °С приводит к уменьшению содержания масла на 36 отн.%. После математической обработки результатов центрифуги-рования с применением регрессионного анализа получено следующее обобщенное уравнение:

,tFBW qkp

r ⋅τ⋅⋅=

где В, p, k, q – коэффициенты (B = 3,85; p = - 1,72; k = 0,048; q = 2,59); Fr – фактор разделения центрифуги; τ – продолжительность центри-фугирования.

Вычисленные корреляционные отношения (ŋ > 0 и ŋ → 1) пока-зывают, что отклонение оценки остаточного содержания СОЖ от ис-тинного практически достоверно с вероятностью 95 %.

152


ПУТИ ЭКОНОМИИ КОКСА НА ОБЖИГ ИЗВЕСТНЯКА ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ СОДЫ

Мойкин В.И., Бездежский Г.Н.

ООО "ПКБ Энергоцветмет", г. Екатеринбург, Россия

Необходимые при производстве соды диоксид углерода и извест-ковое молоко получают в шахтных обжиговых печах.

В этих печах стремятся получить газ с максимально возможной концентрацией СО2. Коэффициент расхода воздуха на горение под-держивают на уровне 1,05, а для полного исключения подсосов воздух подают в печь под давлением.

В качестве топлива при обжиге известняка используют только твердое топливо (кокс, антрацит). Использование природного газа (также как и работа печей под разрежением – обычная практика газо-вых печей), не обеспечивает необходимую для содового производства концентрацию СО2 в отходящих газах.

В представленных материалах рассмотрена частичная замена кокса природным газом, вдуваемым в печь с применением горелок. Для оценки допустимого уровня снижения расхода кокса выполнен расчет теплового баланса одной из печей ОАО «Сода», г. Стерлитамак. Характеристика работы печи производительностью 180 т/сутки (базовый вариант): расход известняка – 1860 кг/т извести, содержание СаО в известняке – 96 %, содержание углерода в коксе – 83 %, степень обжига – 86 %, расход кокса – 135 кг/т, температура от-ходящих газов – 150 оС.

Условия при выполнении расчетов: сохранение теплового балан-са печи (приход тепла Qпр = 3650 кДж/кг извести) и концентрация СО2 в отходящих газах должна быть не менее 39,5 %.

Выводы по результатам расчетов (табл. 1). 1. Полная замена кокса природным газом с расходом 103 м3/т

(вариант 1) не обеспечивает необходимую концентрацию СО2 в отхо-дящих газах (она составляет 36,1 %). При обогащении воздуха горе-ния техническим кислородом, за счет снижения содержания в отхо-дящих газах балластного азота, наблюдается рост концентрации СО2. Необходимое для производства соды содержание СО2 в отходящих га-зах обеспечивается при содержании кислорода в воздухе горения 24 % (расход кислорода – 290 м3/ч) – вариант 2.

153


Таблица 1 Расчетные показатели процесса обжига известняка

Вариант Режим работы Расход кокса, кг/т

Расход газа, м3/т

Расход кислоро-да, м3/ч

СО2 в отх. га-зах, %

Выход отх.газов,

м3/ч Базовый Работа на 100 %

кокса 135 - - 40,6 10420

1 - 103 - 36,1 9250 2 - 103 290 40,3 8600 3

Работа на 100 % газа - 88 - 39,5 8560

4 Работа на ком-бинированном

топливе 90 35 - 39,8 10180

2. При работе обжиговой печи без кокса и с пониженным расхо-дом природного газа 88 м3/т необходимо компенсировать дефицит те-пла в зоне обжига физическим теплом нагретого известняка или воз-духа (вариант 3). Для такой компенсации в 545 кДж/кг извести (15 % от теплового баланса на обжиг) необходимо известняк нагреть до температуры 260 °С, что технически реально (например, в шахтном теплообменнике, барабанной печи или на колосниковом конвейере). Наиболее вероятным вариантом на практике может стать применение физического тепла и известняка, и воздуха горения, например, подог-рев известняка до 180 – 200 °С, а воздуха – до 1000 °С.

3. Наиболее эффективной является технология обжига известня-ка с использованием комбинированного топлива, т.е. с частичной за-меной кокса природным газом, позволяющая снизить расход дефи-цитного кокса до 80 – 90 кг/т извести (экономия 35 – 40 %). При этом расход газа составляет 35 – 42 м3/т, содержание СО2 в отходящих га-зах – 39,5 – 40,0 %, доля тепла в тепловом балансе: от горения кокса – 55 – 60 %, от горения газа – 40 – 45 % (вариант 4).

Для реализации такой технологии разработана специальная кон-струкция шахтной печи с применением комбинированного топлива (Патент РФ № 2205806. Способ получения извести, 2001 г.).

154


СНИЖЕНИЕ ОКАЛИНООБРАЗОВАНИЯ ПРИ НАГРЕВЕ ЗАГОТОВОК В ПРОХОДНЫХ МЕТОДИЧЕСКИХ ПЕЧАХ

ПУТЕМ СОЗДАНИЯ ПОЛУВОССТАНОВИТЕЛЬНОЙ АТМОСФЕРЫ

Мороз С.С., Парахин Н.Ф.

Донецкий Национальный Технический Университет – ДонНТУ,


В наше время проходные методические печи широко использу-ются в Украине для нагрева металла под прокатку. Методическая печь – это высокотемпературный агрегат, состоящий из трёх последо-вательно расположенных зон – методической, сварочной (верхней и нижней) и томильной. В методической и сварочной зонах металличе-ские заготовки движутся по глиссажным водохлаждаемым трубам. Часть тепла уносится с охлаждающей водой, поэтому в этих зонах ме-талл подвергается двустороннему несимметричному нагреву. В то-мильной зоне металлические заготовки выдерживаются на монолит-ном поду при постоянной температуре поверхности [1].

В результате нагрева заготовок в таких печах теряется от 1 % до 3,5% массы металла за счет его окисления. При нагреве стали окис-ленный слой представляет собой окалину, которая образуется в ре-зультате диффузионного процесса окисления железа и примесей, вхо-дящих в состав стали. Окалина состоит из окислов железа в виде со-единений Fe203, Fe304 и FeO, располагающихся в трех слоях. Наруж-ный ее слой Fe203 – гематит составляет примерно 2 % от общей тол-щины окалины, промежуточный слой Fe304 – магнетит примерно 18 %, а внутренний FeO – вюстит– 80 %. Активное окалинообразова-ние при нагреве стали начинается при температуре около 700 °С и возрастает особенно быстро при температурах выше 900 °С [2].

Уменьшив количество металла, уносимого с угаром и окалиной, можно существенно увеличить экономические показатели печи. Существует много способов снижения образования окалины, но все они не дают нужного результата, из-за своей дороговизны или не воз-можности применения на данном объекте. В докладе рассмотрен спо-соб снижения окалинообразования с помощью защитной атмосферы. В современной металлургии под защитными атмосферами понимают газовые среды, находящиеся во взаимодействии с металлом в процес-се нагрева. В зависимости от требований производства применение защитных атмосфер имеет различные цели: защита стали от обезугле-роживания, обезуглероживание, насыщение поверхностного слоя ме-

155


талла различными элементами из газовой фазы и защита металла от окисления [3].

Создать необходимую нам атмосферу можно, если сжигать топ-ливо с коэффициентом расхода воздуха меньше единицы. При таком сжигании топлива образуются восстановительные газы (СО, Н2), ко-торые являются основой защитной атмосферы, замедляющей скорость протекания реакции окисления металла. В данной работе описан спо-соб сжигания топлива с коэф. расхода воздуха α = 0,5, и влияние по-лученной атмосферы на скорость окалинообразования. Обычный спо-соб сжигания топлива, с коэффициентом расхода воздуха α = 1,15 предполагает стандартное распределение тепловой мощности печи: томильная зона 30 %, сварочная зона 70 %. В предлагаемом варианте при получении полувосстановительной атмосферы необходимо повы-сить тепловую мощность в томильной зоне да 40 %. Сжигание топли-ва в томильной зоне реализуется следующим образом: 1 и 4 горелки осуществляют обычное горение топлива с коэффициентом расхода воздуха α=1,15, а 2 и 3 горелки сжигают природный газ с α = 0,5. Полученная атмосфера имеет состав: СО = 10,333 %, СО2 = 6,004 %, Образовавшиеся защитные газы необходимо дожечь в сварочной зоне. Дожигание продуктов неполного горения топлива можно осуществить путем увеличения коэффициента расхода воздуха в сварочной зоне с α = 1,15 до α = 1,25. Н2 = 22,539 %, Н2О = 12,937 %, N2 = 46,541 %, O2 = 1,616 %. При полученном составе печных газов мы получаем со-отношение восстановительных газов к окислительным, равное 1,73. Полученная полувосстановительная атмосфера может снизить ско-рость образования окалины.


1. Мастрюков Б.С. Теория, конструкции и расчеты металлурги-ческих печей. – Т. 2. – М.: Металлургия, 1986. – 376 с.

2. Шишкин В.А., Кузнецова Н.П. Исследование теплового со-стояния и потерь металла с угаром при горячем посаде непрерывноли-тых слябов в нагревательные печи // Известия высших учебных заве-дений. Черная металлургия – 2007. – № 5. – С. 55–58.

3. Гуляев А.П. Металловедение. – М.: Металлургия, 1978. – 646 с.

156


АНАЛИЗ ВОЗМОЖНОСТЕЙ СНИЖЕНИЯ ЗАТРАТ ТЕПЛОТЫ НА РАЗОГРЕВ ПЕКА

НА ОСНОВЕ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛОПЕРЕНОСА В РЕЗЕРВУАРАХ ХРАНЕНИЯ.

(СООБЩЕНИЕ 1)

Назаренко И.А.

Запорожская государственная инженерная академия, г. Запорожье, Украина

Снижение энергозатрат при транспортировании пека и его хране-

нии в резервуарах является актуальной научной и практической зада-чей, требующей исследования теплопереноса и гидродинамики про-цессов разогрева. Система подогрева пека представляет собой слож-ный комплекс трубопроводов, оборудования и сооружений, требую-щий крупных капиталовложений при строительстве и потребляющий значительную часть энергетических ресурсов собственных нужд предприятия в процессе эксплуатации.

Подогрев пека в резервуарах может осуществляться следующими способами:

− статическими подогревателями; − электронагревателями; − вибрационными подогревателями; − вращающимися подогревателями. Наиболее широкое применение получили первых два способа. Статические подогреватели, греющим теплоносителем в которых

является пар, устанавливаются во внутренней части резервуаров вбли-зи днища и боковых поверхностей. Преимуществом этого вида подог-рева является отсутствие сложного оборудования и возможность ра-боты только части подключенных элементов. К недостаткам статиче-ского метода подогрева относят невысокую интенсивность подогрева вследствие естественной конвекции и низкой теплопроводности пека. Применение циркуляционного метода позволит сократить время по-догрева пека, уменьшить его обводнение и, вследствие эффективного перемешивания в резервуарах, обеспечить высокую однородность пе-ка и равномерное распределение температур.

Эффективность работы установки для подогрева, с точки зрения производительности и энергозатрат на разогрев, характеризуется обеспечиваемой температурой пека в резервуаре, потерями теплоты в окружающую среду и потребляемой мощностью на привод насосной установки.

157


В настоящий момент существуют методики расчета систем по-догрева нефтепродуктов, которые, с некоторой погрешностью, могут быть использованы для расчета систем подогрева пека в резервуарах. Но они не соответствуют современной концепции энергосбережения и не позволяют с достаточной точностью расчетным путем определять затраты энергии, время разогрева больших объемов вязких жидкостей в резервуарах хранения в зависимости от следующих параметров: сте-пени заполнения емкости, начальной температуры пека при сливе из железнодорожной цистерны, температуры окружающей среды.

Сложность проведения экспериментального исследования про-цессов разогрева с использованием циркуляционного подогрева объ-ясняет отсутствие достаточной информации по данной тематике. Ис-пользование численного моделирования позволит определить влияние указанных выше параметров на эффективность работы установки. На основании полученных результатов возможен будет анализ различных режимов работы системы циркуляционного подогрева и дальнейшая разработка направлений по энергосбережению. Это делает актуальной задачу численного исследования теплопереноса и гидродинамики вяз-кой жидкости в резервуаре.

158


ЭКОЛОГИЧЕСКАЯ ПРОБЛЕМА ПОДАВЛЕНИЯ ВЫБРОСОВ ПРИ ПЕРЕЛИВАХ ЧУГУНА

Недопекин Ф.В., Кравец В.А., Бодряга В.В.

Донецкий национальный университет,


Экологические проблемы являются одними из самых актуальных проблем в настоящее время. Предприятия черной металлургии явля-ется одним из самых крупных загрязнителей воздушной среды. В ча-стности, к серьёзным проблемам следует отнести загрязнение атмо-сферы бурым дымом – специфическим видом пыли, образующейся в ходе технологических процессов в доменных и сталеплавильных це-хах. Экологические проблемы являются в настоящее время фактором, ограничивающим развитие чёрной металлургии.

В связи с этим представляют практический интерес исследования процесса образования бурого дыма и разработка технологических приёмов снижения его выбросов. Бурый дым образуется в ходе плавки в металлургических агрегатах и в процессе перелива чугуна. Пыль, выделяющаяся при переливах чугуна, состоит в основном, из двух компонентов: графитной спели и, так называемого, бурого дыма - ок-сидов железа.

Применение пылеподавления азотом обеспечивает снижение вы-бросов бурого дыма на 80 – 85 % при расходе азота до 10000 м3/ч. Дальнейшее увеличение степени пылеподавления требует резкого возрастания расхода нейтрального газа, что технически нецелесооб-разно. Кислородные цеха большинства металлургических заводов Ук-раины оборудованы маломощными компрессорами, обеспечивающи-ми расход азота до 5000 м3/ч, что соответствует 20 – 25 % азота, выра-батываемого блоками разделения воздуха. Остальная часть азота сбрасывается в атмосферу. Поэтому при внедрении подавления буро-го дыма на таких заводах, а также при необходимости достижения степени пылеподавления более 0,85 требуются специальные меро-приятия по снижению расхода азота.

Эффективность подавления бурого дыма повысится, если в газо-образный азот добавлять небольшое количество воды. Это позволит достичь более высокой степени пылеподавления при меньших расхо-дах азота. Целью данной работы является исследование процесса пы-леподавления бурого дыма азотно-водным аэрозолем.

Образовавшийся аэрозоль будет подаваться в зону пылеобразо-вания к поверхности жидкого чугуна, где капли воды, испаряясь, рез-ко увеличиваются в объёме. В условиях миксерного отделения водя-ной пар не взаимодействует с чугуном и, следовательно, является ней-

159


тральной средой, можно заключить, что подача воды в виде аэрозоля равносильна увеличению количества нейтрального газа. Причиной высокой эффективности азотно-водного аэрозоля является то, что до-бавка воды, увеличивая импульс струи, способствует возникновению эффекта аэродинамической завесы, когда струя газа не просто вытес-няет воздух из объёма ковша, а и, кроме того, активно препятствует его поступлению в ковш, «отсекая» потоки свежего воздуха от зоны дымообразования.

Проверка сделанных выводов производилась совместно с УкрИНТЭК в промышленных условиях в миксерном отделении ККЦ меткомбината «Азовсталь» при сливе чугуна из миксера в 350-тонный ковш. Для создания азотно-водного аэрозоля использова-лись специальные сопла, в которых разбрызгивание воды производи-лось за счёт энергии струи азота. Подача аэрозоля производилась че-рез два сопла, расположенных так же, как и сопла для подачи азота (на высоте 0,5 м над кромкой ковша, под углом 300 к горизонту, на-правлены к вертикальной оси ковша), и имевших диаметр выходного сечения 150 мм. В таблице 1 приведены результаты расчёта и экспе-риментальные данные.

Таблица 1 Результаты испытания способа пылеподавления азотно-водным аэрозолем

при сливе чугуна из 2500-тонного миксера в 350-тонный ковш

Расход азота, м3/ч

Расход воды, м3/с

Расчётная степень пылеподавления

Фактическая степень пылеподавления

Число опытов

4500 0,55 10-3 0,872 0,936±0,0122 5 5000 0,55 10-3 0,860 0,925±0,011 4

Как видно из таблицы, фактическая степень пылеподавления не-сколько превысила расчётную величину.

Применение азотно-водного аэрозоля позволяет повысить сте-пень пылеподавления при сокращении расхода азота. Это делает воз-можным внедрение технологии пылеподавления на заводах Украины, поскольку отбросы азота, являющегося побочным продуктом произ-водства кислорода методом разделения воздуха в кислородных цехах, имеются практически на каждом металлургическом предприятии.

160


РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНОГО ИНТЕРВАЛА ОПТИМАЛЬНОЙ ТЕРМООБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ

Недопекин Ф.В., Петренко А.А.

Донецкий национальный университет,

г. Донецк, Украина Современные требования к литейным материалам и изделиям,

особенно к полупроводниковым материалам, предполагают обяза-тельную термообработку изделий.

Легирование материалов в основном происходит в твердой фазе в узком температурном интервале вблизи Τпл, который приблизительно определяют по величине предкристаллизационных переохлаждений расплавов, имеет вероятностный характер и сильно разнится у раз-личных материалов.

В последние годы экспериментально установлено, что известный разброс регистрируемых значений предкристаллизационных переох-лаждений ΔΤ־

кр определяется чисто техническими причинами, даже если предположить, что термопара в образце строго неподвижна. Именно поэтому разброс величины предкристаллизационных переох-лаждений имеет статистический характер.

Ранее предложена теоретическая модель взрывной пульсирую-щей кристаллизации расплавов, протекающей со скоростью звука. Процесс плавления-кристаллизации имеет гистерезисный характер и происходит аналогично мартенситным превращениям в твердой фазе, т.е. если плавление происходит при некоторой температуре Τпл, то кристаллизация всегда реализуется при другой температуре Τкр < Τпл. Величина Τпл – Τкр = ΔΤ־

кр. = const является предкристаллизационным переохлаждением расплава и зависит исключительно от физико-химических параметров вещества. В рамках теории взрывной кри-сталлизации получен ряд формул для расчета основных параметров кристаллизации, в т.ч. и величины ΔΤ־

кр. Проведены расчеты конкретных значений для многих простых веществ, которые хорошо совпадают с известными экспериментальными данными.

Согласно выполненным расчетам длительность единичного акта кристаллизации составляет 10-8 – 10-12 с. Длительность охлаждения расплава между единичными актами кристаллизации составляет 10-4 – 10-5 с. Толщины закристаллизовавшего слоя в течение единичного ак-та кристаллизации совпадают для различных материалов.

Величина предкристаллизационных переохлаждений расплава у различных материалов колеблется в широких пределах, от долей до десятков градусов.

161


Расчеты проводились по формуле:

λ⋅⋅

⋅⋅Τ⋅σ⋅=ΔΤ−

пл

крплкжкр L27,1

СV4, (1)

где Τпл – температура плавления материала, °С; Vпл – скорость звука в жидкой фазе при температуре плавления, м/с; C – удельная теплоем-кость вещества, Дж/(кг·К); λ – коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К); L – удельная теплота плавления вещества, кДж/кг; σкж – по-верхностное натяжение на границе твердой и жидкой фаз, Дж/м2.

В расчетную формулу (1) входят только справочные характери-стики материала. В качестве примера приведены расчетные и экспе-риментальные данные для некоторых веществ (табл. 1).

Таблица 1

Температуры предкристаллизационных переохлаждений веществ

Материал Al Cu Si Fe Ge In Te Bi Sb

теор.ΔΤ־кр 4,7 12,8 41,5 287 27,8 5,3 124,0 27,9 39,5

эксп.ΔΤ־кр 2,8 18,0 40,0 280 30,0 5,0 120,0 30,0 39,6

Эти расчёты (табл. 1) справедливы для веществ, у которых в

справочной литературе имеются значения физических констант, ис-пользуемые в формуле.

Любая жидкость в температурном интервале ΔΤ־кр находится в

промежуточном состоянии между жидкой и твердыми фазами. Имен-но в этой области температур наиболее легко происходят диффузион-ные процессы и структурно-фазовые преобразования, что имеет важ-ное практическое значение, особенно для очистки и легирования по-лупроводниковых материалов.

162


ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМА ВЫПУСКОВ НА ОСНОВЕ ДАННЫХ О ДРЕНАЖНЫХ УСЛОВИЯХ

В ГОРНЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

Новохатский А.М., Диментьев А.О., Дорофеев В.Н., Михайлюк Г.Д.

Донбасский государственный технический университет,

г. Алчевск, Украина Для современной доменной печи большую роль играет работа

горна, которая во многом зависит от изменения уровня продуктов плавки по окружности горна печи, от начала одного выпуска до нача-ла следующего.

На уровень продуктов плавки в горне влияют: режим выпусков доменной печи, дренажная способность части коксовой насадки и те-пловое состояние горна, расположение и размеры фурменных зон го-рения, число и характер расположения чугунных леток, размер и ме-сто расположения «тотермана».

В момент закрытия выпуска поверхности слоев чугуна и шлака, оставшихся в горне, представляют собой сложные фигуры. Система контроля за состоянием горна доменных печей, разработанная на ка-федре металлургии черных металлов Донбасского государственного технического университета, позволяет определять конфигурацию слоя шлака по окружности горна. Такая система установлена на доменной печи № 1 ОАО «Алчевский металлургический комбинат», объем ко-торой 3000 м3.

При наличии нескольких чугунных леток и системы фиксации уровня шлака в горне, представляется возможным определить центр расположения «тотермана» и ориентировочно его объем, с учетом объема выпущенных продуктов плавки, приняв форму «тотермана» в виде тела вращения: цилиндр, конус или их комбинация.

При несимметричном расположении леток возникает необходи-мость учитывать это, составляя график выпусков. Так при близком расположении двух леток, например в доменной печи № 1 ОАО «АМК», на последовательных выпусках через эти летки, харак-тер наблюдаемых изменений уровня шлака в горне сопоставим с ва-риантом выпуска на одну летку. Это приводит к тому, что такая печь имеет дренажные условия в горне, как печь с двумя летками.

Кроме этого при графике выпусков, когда выпуски идут подряд через близко расположенные летки, кроме проблем с дренажем, воз-никает перенос уровня засыпи, что отрицательно сказывается на ходе печи.

163


СУШКА ВЛАЖНЫХ МАТЕРИАЛОВ

В ДВИЖУЩЕМСЯ СЛОЕ

Ольшанский В.М., Гринберг В.Я., Гупало Е.В.



Особенностью процесса сушки материалов в движущемся слое

является то, что влага из обрабатываемого материала переходит в су-

шильный агент, в результате чего концентрация влаги в материале

уменьшается, а в сушильном агенте – возрастает.

В работе приведены аналитические решения задач сушки влаж-

ных материалов в движущемся слое при прямоточной и противоточ-

ной схемах движения теплоносителей, позволяющие определять из-

менения температуры сушильного агента, влагосодержания материала

и сушильного агента в рассматриваемом процессе. Решения получены

для случаев сушки: термически тонкого материала, равномерно про-

гретого до температуры мокрого термометра; термически массивного

материала, когда процесс сушки осуществляется с его поверхности,

достигшей температуры мокрого термометра, при этом более глубо-

кие слои материала имеют температуру ниже температуры поверхно-

сти. При решении задач приняты следующие допущения: теплофизи-

ческие свойства материала и сушильного агента постоянны; теплооб-

мен между сушильным агентом и материалом осуществляется по за-

кону Ньютона-Рихмана.

Выполнено сравнение прямоточной и противоточной схем дви-

жения теплоносителей и определено их влияние на продолжитель-

ность, характер изменения и величину показателей процесса сушки.

Установлено, что при прочих равных условиях (начальных рас-

ходах, температурах, влагосодержании материала и сушильного аген-

та, а также одинаковых коэффициентах теплоотдачи) в случае сушки

тонкого материала ни одна из рассмотренных схем движения тепло-

носителей не имеет никаких преимуществ, поскольку длительность и

конечные параметры процесса сушки одинаковы при использовании

прямотока и противотока.

В случае сушки массивного материала прямоточная схема дви-

жения теплоносителей является более производительной, чем проти-

воточная, поскольку при одинаковых начальных параметрах сушиль-

ного агента продолжительность сушки в противотоке больше, чем в

прямотоке. Для обеспечения одинаковой продолжительности сушки

противоточная схема требует более высокой начальной температуры

сушильного агента по сравнению с прямоточной схемой.

164


MАКРОКІНЕТИКА ТЕРМОХІМІЧНИХ ПЕРЕТВОРЕНЬ ТА ЗВ’ЯЗУВАННЯ ОКСИДІВ СІРКИ У РІЗНИХ

МОДИФІКАЦІЯХ КИПЛЯЧОГО ШАРУ. СТАН ПРОБЛЕМИ (ОГЛЯД)

Пацков В.П.1, Топал О.І.1, Корнієнко О.В.1, Літошенко Н.Г.1,

Пацкова Т.В.2

1 – Інститут вугільних енерготехнологій НАНУ, м. Київ, Україна 2 – НТУУ «Київський політехнічний інститут», м. Київ, Україна

1. Проведений детальний аналіз фізико-хімічних закономірнос-

тей та методів опису макрокінетики перетворень оксидів вапняку та сірки при спалюванні вугілля в різних модифікаціях киплячого шару. Виявлені основні фактори, які впливають на протікання процесів зв’язування оксидів сірки[1, 2].

2. Детальний механізм зв’язування оксидів сірки вапняком при термохімічній переробці вугілля в різних модифікаціях киплячого ша-ру досі залишається практично не вивченим. Існуючі уявлення про хі-мічні реакції, що протікають при цьому, переважно ґрунтуються на спрощених узагальнених стехіометричних схемах без детального мік-рокінетичного аналізу окремих стадій, за винятком єдиного відомого детального механізму перетворення газоподібних сірко містких вугле-воднів у повітрі (для вугілля подібні механізми невідомі) [3]. Причи-ною подібного стану досліджень є суттєвий вплив фізичних стадій та поруватої структури вапнякових матеріалів на протікання процесів термічного розкладу вапняку та подальшого зв’язування продуктами його перетворення оксидів сірки.

3. Основною макрокінетичною моделлю, яка застосовується для оцінювання видимих швидкостей реакцій сульфатації є «модель ядра, яке стискається», внаслідок застосування якої більшість рекомендова-них залежностей дає перший порядок по SO2. Наведені дані з отрима-них макрокінетичних параметрів та умов їх застосування при термо-хімічній переробці вугільних палив.

4. Основними рівняннями, які застосовуються для оцінювання видимих швидкостей реакцій термічного розкладу вапняку, є макрокі-нетичні рівняння першого порядку з урахуванням рівноважного зна-чення парціального тиску кисню в об’ємі. Спроби математичного мо-делювання процесів розкладу вапняку з урахуванням ефективної ди-фузії та теплопровідності всередині поруватої структури частинок у шарі поки що нечисленні та розрізені, не підкріплені належними тео-ретичними та експериментальними розрахунками.

165


5. Макрокінетичні реакції взаємодії сірковмісних газів з киснем повітря в трактах енергетичних установок при спалюванні вугілля до-сі залишаються практично не вивченими. З найбільш близьких реак-цій до цього процесу зараз більш менш детально вивчений випадок взаємодії з киснем повітря вуглеводневих сірковмісних газоподібних палив. Для цього випадку запропоновано детальну стадійну схему ме-ханізму реакції, отримані її кінетичні параметри, виконаний чисель-ний аналіз схеми та порівняння отриманих результатів з експеримен-тальними даними, яке досягнуто досить задовільне. Дана схема та кі-нетична модель можуть бути прийняті за основу при аналізі процесу спалювання сірковмісних газів у процесі згоряння вугілля у каналах енергетичних установках [3].


1. Eйтс Дж. Основы механики псевдоожижения с приложения-ми / Eйтс Дж. – М. : Мир, 1986. – 288 с.

2. Виноградов П. М.Экологические аспекты сжигания низко-сортных твердых топлив в топочных устройствах с псевдоожиженным слоем / Виноградов П. М., Грущецкая С. И., Дроздов В. И. и др. // Проблемы тепло- и массообмена в современной технологии сжигания и газификации твердого топлива. – Минск : Б.И., 1984. – Ч. 1. – С. 71–80.

3. Савельев А. М. Кинетика образования сернистых соединений при горении углеводородных топлив в воздухе / Савельев А. М., Ста-рик П. М., Титова Н. С. // ФГВ. – 2002. –Т. 38, № 6. – С. 3–15.

166


РЕКОНСТРУКЦИЯ МЕТОДИЧЕСКОЙ ПЕЧИ СКОРОСТНОГО НАГРЕВА ЛЕГКИХ СПЛАВОВ

Пикашов В.С., Троценко Л.Н.

Институт газа Национальной академии наук Украины,

г. Киев, Украина На один из заводов для производства профилей из алюминиевых

сплавов в восьмидесятых годах прошлого века иностранной фирмой поставлена методическая печь скоростного нагрева заготовок. Печь толкательная работает по принципу противотока. Заготовки имеют форму цилиндров диаметром 127 мм и длиной 540 мм. Печь имеет две отапливаемые зоны: выдержки и скоростного нагрева, а также одну неотапливаемую зону для предварительного нагрева заготовок отхо-дящими газами. Температура нагрева заготовок составляет 420 – 450 ºС в зависимости от типа материала при температуре в печи 800 – 1000 ºС. Печь отапливается природным газом. В зоне нагрева уста-новлены 24 струйные горелки мощностью 14,8 кВт каждая, в зоне вы-держки – 36 горелок аналогичной конструкции по 5,38 кВт. Горелки установлены в боковых стенах печи. В горелки по трубопроводам по-ступает подготовленная в специальном смесителе газовоздушная смесь. Производительность печи 1 – 1,15 т/ч, масса садки – 205 кг, общая длина – 6 м, расход газа на печь – 47 м3/ч.

Недостатком проектной конструкции печи было то, что горелки были установлены в водоохлаждаемых плитах, обращенных в зону вы-соких температур. Вследствие этого, во-первых, водой отбиралось большое количество тепла и воду затем необходимо было охлаждать в брызгательном бассейне, а во-вторых, требовалась химочистка воды для предотвращения накипи, что повышало эксплуатационные расходы.

Реконструкция печи включала в себя следующие мероприятия: − улучшена теплоизоляции печи; − произведена замена водоохлаждаемых горелочных плит тепло-

изоляционными плитами ШПГТ-450 завода «Северская теплоизоля-ция»;

− перед каждой горелкой установлены огнепреградители для обеспечения безопасности работы печи путем устранения проскока пламени в камеру смешения;

− произведена полная замена системы автоматики безопасности и управления на современную на базе прибора БАУ-ТП-1БИ(БС).

Все эти мероприятия позволили сократить расход газа на 20 %, уменьшить эксплуатационные расходы и обеспечить безопасность ра-боты печи.

167


СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ ДЛЯ ОБЖИГА

ОГНЕУПОРНОЙ ГЛИНЫ

Пикашов В.С., Троценко Л.Н., Виноградова Т.В.

Институт газа Национальной академии наук Украины, г. Киев, Украина

В промышленности для термической обработки сыпучих мате-

риалов применяются печи с различными конструктивными, техноло-гическими и технико-экономическими характеристиками. На выбор агрегата для тепловой обработки материала влияют такие факторы: заданные параметры технологического процесса, фракционный состав материала и свойства готового продукта, производительность печи, наличие свободных производственных площадей, вид используемого топлива, степень автоматизации и механизации печи и многое другое. Так, для обжига огнеупорной глины на шамот в промышленности наиболее часто применяются вращающиеся печи. Они позволяют производить равномерный обжиг в широком диапазоне температур, а из-за постоянного перемешивания глины устраняется опасность пе-режога, что положительно влияет на качество готовой продукции.

Для получения требуемых свойств конечного продукта (шамота) необходимо, чтобы по мере продвижения глины по барабану печи в ней последовательно происходили процессы удаления влаги (сушка), дегидратации и спекания (зона обжига), а также выдержка для стаби-лизации всех физико-химических процессов в шамоте. Необходи-мость протекания перечисленных процессов требует организации по длине печи зон подготовки, спекания и выдержки при конечной тем-пературе.

Для обеспечения завершенности всех физико-химических про-цессов, происходящих в обрабатываемом материале, было необходи-мо установить зависимость основных теплотехнологических показа-телей печи и качественных характеристик готового шамота от време-ни пребывания глины в каждой из технологических зон. А регулиро-вание температурного режима в зонах позволило бы управлять техно-логическим процессом и достичь требуемых свойств выходного мате-риала.

На основе сделанных выводов Институтом газа было спроекти-ровано газогорелочное устройство, с регулируемой длиной факела для сжигания природного газа. Горелка относится к типу диффузионных, при работе которой смешение газа с воздухом осуществляется в рабо-чем пространстве печи. По мере смешения газа с воздухом происхо-

168


дит сгорание газа, а длина факела зависит от интенсивности переме-шивания. Регулирование длины факела позволяет управлять процес-сом спекания в зоне обжига в соответствии с технологическими тре-бованиями. Такие горелки установлены на вращающейся печи ОАО «Великоанадольский огнеупорный комбинат». Среднестатисти-ческая экономия топлива после их установки составила – 15 %.

169


ТЕХНОЛОГИЯ ТОЧНОГО НАГРЕВА МЕТАЛЛА

Пилипенко Р.А., Пилипенко А.В.

Институт газа НАНУ, г. Киев, Украина

В газовых печах для нагрева габаритных садок металла и изделий из других материалов большое значение имеет равномерный подвод тепла ко всей поверхности нагрева. Наиболее полно это условие удов-летворяется при интенсивной внутренней рециркуляции греющих га-зов вокруг нагреваемых тел, [1, 2]. В этом случае внутренняя рецир-куляция греющих газов может осуществляться различными способа-ми: за счет энергии специальных жаропрочных вентиляторов, кинети-ческой энергии воздушных струй или струй продуктов сгорания, по-ступающих в рабочее пространство печи. В последнем случае приме-няются специальные горелочные устройства, а именно, скоростные. Немаловажное значение при такой организации движения греющих газов имеет и система отвода газов из рабочего пространства печи: расположение отводящих отверстий относительно садки и горелок, их размеры и возможность регулирования их проходного сечения. Оче-видно, что определение оптимальной взаимосвязи режимных и гео-метрических параметров горелок, печи и садки является задачей и ак-туальной и достаточно сложной.

В Институте газа НАНУ целенаправленно на протяжении многих лет проводятся исследовательские работы в этом направлении, [2]. В результате этих работ установлена взаимосвязь между значением кратности рециркуляции и допустимой по технологии нагрева нерав-номерностью температуры в объеме греющих газов. Показано, что ве-личина кратности рециркуляции зависит от сопротивления тракта движения греющей среды, обратно пропорциональна ему и прямо пропорциональна мощности горелки, которая, в свою очередь опреде-ляет диаметр устья горелки и, следовательно, начальный поперечный размер струи продуктов сгорания. Доказано, что оптимальные, с точки зрения достижимой равномерности нагрева, значения кратности ре-циркуляции составляют значения 4 ÷ 10. Для достижения этих значе-ний достаточной является начальная скорость струи продуктов сгора-ния не выше 100 м/с и устраняется необходимость использования для горелок вентиляторов и воздуходувок с давлением воздуха выше 4,0 ÷ 5,0 кПа. Исследованы различные схемы расположения отвер-стий для удаления отходящих газов. Рекомендованы простые инже-нерные формулы для расчетов рабочего пространства печей с внут-ренней рециркуляцией греющих газов.

170


На основании полученных результатов разработана и внедрена в кузнечно-прессовом цехе одного из заводов химического машино-строения новая камерная печь для термообработки крупногабаритных (до 100т и выше) садок металла. Характерной особенностью техноло-гических режимов термообработки в этих печах является необходи-мость проведения многочасовых (иногда до 72 ч и более) выдержек при различных температурах от 450 °С до 1150 °С. При широком (10-ти кратном и выше) изменении тепловой мощности печей ужесто-чаются требования к устойчивой работе горелочных устройств, к га-зоплотности печи и к системе управления пропускной способностью дымоотводящего тракта. В конструкции камерной печи точного на-грева применены скоростные туннельные горелки серии ГН разработ-ки авторов [3] и автоматическая система управления нагревом. Дос-тигнутая равномерность нагрева металла составляет ±5 град.

Для проходных печей, работающих в режиме противоточного движения газов и изделий, с переменной температурой по длине печи и под разряжением, разработана скоростная горелка с регулируемой температурой струи продуктов сгорания серии ГНБ. Она успешно ис-пользуется в низкотемпературной (до 700 °С) зоне туннельных печей для обжига кирпича для осуществления интенсивного перемешивания греющей среды в поперечном сечении, в разрывах между садками из-делий. При нагреве кирпича неравномерность температур в объеме греющих газов уменьшается со ±(100 ÷ 150)град. до ±(20 ÷ 25) град. [4].

Выводы Разработана технология точного нагрева металла и неметалличе-

ских изделий на основе интенсивной внутренней рециркуляции грею-щих газов и соответствующее этой цели газогорелочное оборудование.

Литература 1. Пуговкин А.У. Рециркуляционные пламенные печи. – Л.: «Ма-

шиностроение» ЛО, 1975. 2. Пилипенко Р.А. Камерные термические печи прецизионного

нагрева металла // Сб. докл. межд. симпоз. «ОТТОМ-2», Харьков: ННЦХФТИ, 2001. – С. 20 – 24.

3. Пилипенко Р.А., Еринов А.Е. Разработка, исследование и при-менение скоростных горелок типа ГН // Сб. научн. Трудов «Теория и практика сжигания газа», V11. – Л.: Недра, 1981. – С. 226 – 231.

4. Пилипенко Р.А., Пилипенко А.В. Новые эффективные газого-релочные устройства для промышленных печей / Тр. XV междунар. конференции «Теплотехника и энергетика в металлургии». – Днепро-петровск: Новая идеология, 2008. – С. 173 – 174.

171


РАСЧЁТ МЕХАНИЧЕСКОЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ С КОРОТКОЗАМКНУТЫМ

РОТОРОМ ВОЛОЧИЛЬНОГО СТАНА UZDWG 40/160

Пирматов Н.Б., Исаматова Д.Н.

Ташкентский Государственный Технический Университет, г. Ташкент, Узбекистан

Как известно, механические характеристики асинхронного двига-

теля являются очень удобным и полезным инструментом при анализе статистических и динамических режимов работы машины.

По механической характеристике асинхронного двигателя можно определить устойчивые режимы работы машины. Поэтому расчет этой характеристики имеет важное значение.

Ниже рассматривается расчёт механической характеристики асинхронного двигателя с короткозамкнутым ротором волочильного стана типа UZDWG 40/160 по упрощённой формуле Клосса [1].

Номинальные данные асинхронного двигателя с короткозамкну-тым ротором: номинальная мощность кВт5,4Pн = , номинальное на-пряжение B380Uн = при Гц50 , номинальная частота вращения

мин/об2900nн = , номинальный коэффициент мощности 91,0cos н =ϕ , номинальный коэффициент полезного действия

73,0н =η , кратность максимального момента 2км = . Номинальная мощность, потребляемая из сети

кВт16,673,05,4РР ннн1 ==η= . Номинальный ток, потребляемый из сети

А3,1091,03803

1013,6cosU3

РI3

нн

н1н1 =

⋅⋅⋅

=ϕ

= .

Число пар полюсов двигателя 130005060nf60р 1 =⋅=⋅= ,

где мин/об3000n1 = – синхронная частота вращения двигателя. Номинальное скольжение

( ) ( ) 03,0300029003000nnnS 1н1н =−=−= . Номинальный момент на валу двигателя

мН8,142900

5,49550nР9550Mн

нн ⋅=⋅=⋅= .

Критический момент двигателя мН6,298,142МкМ нмкр ⋅=⋅=⋅= .

172


Критическое скольжение находим, подставив нMM = , нSS = и нкрм ММк = .

11,012203,01ккSS 22ммнкр =⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −+⋅=⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −+= .

Для построения механической характеристики асинхронного двигателя с помощью Snn 1 −= определим характерные точки:

1) точка холостого хода 0S = , мин/об3000n = , 0М = ; 2) точка номинального режима работы двигателя 03,0Sн = ,

мин/об2900nн = , мН8,14Мн ⋅= ; 3) точка критического режима 11,0Sкр = , мин/об2670nкр = ,

мН6,29Мкр ⋅= ; 4) для точки пускового режима 1Sп = , 0nп = , находим

мН4,6

11,01

111,0

6,292

SS

SS

М2М

кр

н

п

кр

крп ⋅=

+

⋅=

+= .

Рис. 1. Механическая характеристика асинхронного двигателя


1. Сериков В.К. Преобразование упрощённой формулы Клосса. – Механика и электрика сельского хозяйства.– 1987. – № 10. – С. 56 – 57.

2. Асинхронные двигатели серии 4А : Справочник / А.Э. Крав-чик, М.М. Шлаф, В.И. Афонин, Е.А. Соболевская. – М : Энергоиздат, 1982. –504 с.

3. Лихачев В.Л. Электродвигатели асинхронные. – М. : СОЛОН-Р, 2002. – 304 с.

173


ОБ ОСОБЕННОСТИ ИМПУЛЬСНО-СКОРОСТНОГО НАГРЕВА СВЕРХМАССИВНЫХ В ТЕПЛОВОМ

ОТНОШЕНИИ ТЕЛ

Прибытков И.А.


Современные теоретические знания и опытные исследования струйного конвективного нагрева позволяют организовать весьма вы-сокую интенсивность подвода теплоты к поверхности нагреваемого металла перед обработкой его давлением и достичь тем самым высо-ких скоростей нагрева. Для термически тонких тел это обстоятельство позволяет существенно сократить время нагрева, снизить потери ме-талла с окислением, повысить производительность печного агрегата и при определенных условиях улучшить зернистую структуру металла.

При нагреве массивных в тепловом отношении заготовок и особен-но сверхмассивных (Bi ≥ 4) внешняя и внутренняя задачи теплообмена становятся настолько противоречивыми с теплотехнической точки зре-ния, что все преимущества организации высокоинтенсивных процессов подвода теплоты к металлу исчезают из-за возникновения недопустимо больших температурных перепадов по толщине заготовки.

Устранение этого противоречия возможно при использовании импульсно-скоростного нагрева, когда в процессе нагрева контроли-руется перепад температуры по толщине заготовки. Для реализации такого режима нагрева необходимо изменить во времени граничные условия нагрева, что весьма проблематично для печей, работающих по радиационному режиму, при котором велика роль массивной футе-ровки в процессе лучистого теплообмена. Тепловая массивность фу-теровки вызывает тепловую инерционность, что, в свою очередь, тре-бует значительного времени перехода с одного теплового режима пе-чи на другой. Переход на новые материалы футеровки с низким коэф-фициентом удельной теплоёмкости в определенной степени устраняет эти объективные трудности. В этих условиях регулируемый нагрев целесообразнее всего реализовать в печах с малой тепловой массивно-стью футеровки с использованием струйного конвективного нагрева металла, при котором роль кладки снижается, к тому же она работает в более комфортных температурных условиях.

Возможные варианты изменения температуры поверхности и центра при достижении критических перепадов температуры поверх-ности и центра можно проиллюстрировать рисунком 1.

174


Рис. 1. Траектория изменения температуры поверхности Тп и центра Тц при импульсно-скоростном нагреве

При достижении температуры поверхности в точке 1 накладыва-

ется ограничение на её повышение и в дальнейшем она не повышается (траектория 1-1). Температура центра при этом может изменяться по траекториям 3-3 (снижение скорости возрастания) или 3-2 (темпера-тура центра перестает изменяться). Более предпочтительным является траектория 3-3, поскольку при неизменной температуре поверхности температура центра повышается. Худшими являются траектории 1-4 и 3-5, при которых снижается не только температура поверхности, но и центра. Снижение температуры поверхностных слоёв не столь кри-тично, поскольку их проще прогреть, недопустимым является сниже-ние температуры глубинных слоёв металла. Данное положение предо-пределяет выбор управляющего воздействия – оно не должно приво-дить к снижению температуры глубинных слоёв металла. Совершенно ясно, что степень изменения температуры металла будет снижаться по мере удаления от поверхности заготовки к центру; последняя опреде-ляется характером изменения температуры поверхности и теплофизи-ческими свойствами материала заготовки. Циклы «нагрев – выдерж-ка» могут повторяться, при этом увеличение длительности периода выдержки может существенно снизить температуру центра. С другой стороны, повторение циклов с повышенной частотой приведет к тем-пературным колебаниям в основном в поверхностных слоях, что явля-ется неэффективным режимом нагрева. С повышением степени тепло-вой массивности нагреваемого изделия частота циклов изменения па-раметров греющей среды должна уменьшаться при рациональном вы-боре теплотехнических характеристик периодов нагрева и выдержки, составляющих цикл.

175


УПРОЩЕННЫЙ ЧИСЛЕННО-АНАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОД РАСЧЕТА НАГРЕВА ТЕЛ ПРАВИЛЬНОЙ ФОРМЫ

Пульпинский В.Б.



Аналитическое решение задач нагрева материалов затрудняется при изменении их теплофизических свойств или граничных условий при внешнем теплообмене, в результате чего задача становится нели-нейной. Такие задачи решают с помощью приближенных инженерных методов расчета, численных и численно-аналитических методов (ЧАМ). ЧАМ, как и численные методы, требуют применения ЭВМ, но объем подготовительной работы и вычисление при этом, как правило, меньше [1].

Рассмотрим упрощенный ЧАМ, основанный на использовании аналитического решения задачи нагрева цилиндра при граничных ус-ловиях II рода.

Если весь процесс нагрева разбить на интервалы длительностью Δτ и записать аналитическое решение для каждого такого интервала с учетом образовавшегося перепада температуры по сечению, то полу-чим выражение для определения температурного поля тела в конце k-ого интервала времени.

При расчетах температурного режима работы печей достаточно знать значения температуры поверхности tп, центра tц и среднемассо-вой мt температуры. Это обстоятельство облегчает расчет нагрева по сравнению с численными методами. Для указанных температур ци-линдра в конце k-ого интервала аналитическое решение при гранич-ных условиях II рода и параболическом начальном распределении температур (VI-45[2]) примет вид:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅Δ+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −+Δ⋅⋅

λ⋅⋅

+= −− п1kпk

kц,1kn,k Ф

21tФ

21Fo4

2Rqtt ; (1)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅Δ+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −−Δ⋅⋅

λ⋅⋅

+= −− ц1kцk

kц,1kц,k Ф

21tФ

21Fo4

2Rqtt ; (2)

2t

2FoRqtt 1k

k

kц,1kм,k

−−

Δ+

λ⋅Δ⋅⋅

+= , (3)

Сложность расчета заключается в определении суммы членов ря-да для поверхности пФ и центра цФ цилиндра. Это связано с тем, что мы не знаем, сколько членов ряда необходимо взять для выполнения расчетов заданной точности. Известно одно: чем больше членов ряда,

176


тем точнее расчет. Расчеты показывают, что при ΔFo > 0,05 вполне достаточно двух членов ряда.

Приближенность данного метода расчета заключается в том, что среднюю плотность теплового потока kq в интервале k лучше всего определять по среднеарифметическому усреднению, а это не всегда верно. Кроме того, погрешность расчета зависит от точности опреде-ления суммы членов ряда для поверхности и центра цилиндра и от от-клонения распределения температур по толщине тела в начале каждо-го интервала от параболического.


1. Губинский В. И. Теория пламенных печей / В. И. Губинский, Лу Чжун-У. – М. : Машиностроение, 1995. – 255 с.

2. Тайц Н. Ю. Технология нагрева стали / Тайц Н. Ю. – М. : Ме-таллургиздат, 1962. – 568 с.

177


СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ РАБОТЫ НИЖНЕГО СТРОЕНИЯ МАРТЕНОВСКОЙ ПЕЧИ

Радченко Ю.Н., Бровкин В.Л., Решетняк С.И.



В 2011 году мартеновскому способу производства стали испол-няется 147 лет. За прошедшие годы этот способ прошел путь через почти полное господство во всех странах до почти полной ликвида-ции. Повсеместный отказ от мартеновских печей связан, главным об-разом, с невозможностью их включения в современные потоковые линии производства стали.

Во времена становления и развития процесса, внимание исследо-вателей в основном было сосредоточено на повышении производи-тельности печей и снижении энергоемкости процесса. В результате были достигнуты значительные успехи.

Попытки улучшения показателей работы мартеновских печей ос-новывались на все более широком использовании кислорода, как для интенсификации сжигания топлива, так и для продувки ванны. Благо-даря этому повысилась производительность агрегатов, снизился удельный расход топлива на тонну стали. В то же время применение кислорода и связанное с этим интенсивное пылеобразование породило специфические проблемы в работе регенераторов и печи в целом. Главная из них - регулярные остановки для чистки и ремонтов нижне-го строения (шлаковиков, насадок регенераторов).

Существующие средства борьбы с пылевым заносом (промывка регенераторов, устройство обводных каналов) не всегда обеспечивают достаточный эффект, поэтому необходимы дальнейший поиск и раз-работка мероприятий по совершенствованию работы нижнего строе-ния действующих печей.

Исследование работы мартеновских печей одного из металлурги-ческих предприятий позволило обобщить известные данные и выде-лить перспективные пути совершенствования работы нижнего строе-ния печи в условиях интенсивного пылеобразования.

Продувка ванны кислородом оказывает существенное влияние на процесс пылевого заноса насадки. Занос ячеек пылью и частицами шлака проявляется в повышении давления в печи, увеличении коли-чества выбивающихся газов из рабочих окон, снижении температуры подогрева воздуха в регенераторах и, как следствие, увеличении дли-тельности плавки и ускоренном износе свода рабочего пространства.

178


Занос насадок регенераторов пылью обусловил тенденцию к уве-личению размеров ячеек насадок. Увеличение сечения каналов ухуд-шает как саму теплопередачу в объеме насадки, так и снижает удель-ную поверхность нагрева регенераторов, что приводит к снижению температуры подогрева воздуха. Снижение температуры подогрева воздуха составляет примерно 100 °С на каждые 100 мм увеличения размеров канала от исходного, равного 300 × 300 мм.

Устройство обводных каналов, исключающих прохождение ды-мовых газов через насадки регенераторов в период продувки ванны кислородом, понижает температуру подогрева воздуха. Также, про-хождение дыма с повышенной температурой (более 800 °С) уменьша-ет срок службы перекидных устройств, и может вызывать спекание пылевых отложений в боровах.

Влажность воздуха, поступающего в регенератор, существенно влияет на теплообмен в насадке. Повышение содержания водяного пара повышает лучистую составляющую в теплопередаче от насадки к воздуху. В результате, увлажнение воздуха обеспечивает увеличение температуры подогрева приблизительно на 70 – 80 °С на каждый 1 % повышения содержания Н2О в воздухе.

Теплофизические свойства пыли и характер ее отложения в кана-лах насадки большее влияние оказывают не на тепловой, а на гидрав-лический режим работы регенератора. Уменьшение проходного сече-ния повышает коэффициент теплопередачи в насадке при одновре-менном уменьшении поверхности нагрева, что взаимно компенсирует их влияние на температуру нагрева воздуха.

Значительный объем шлаковиков стабилизирует работу нижнего строения мартеновской печи, однако практически не влияет на осаж-дение мелкодисперсной пыли, которая образуется при продувке ван-ны кислородом.

Таким образом, перспективным способом совершенствования нижнего строения печи в условиях интенсивного пылеобразования следует считать увлажнение вентиляторного воздуха до 2 - 3 % путем подачи пара в подрегенераторное пространство с последующим уве-личением проходного сечения ячеек насадки от 315 × 315 до 425 × 425 мм. Это сократит простои печи на горячем ремонте, свя-занные с прочисткой каналов насадок регенераторов, и стабилизиру-ет температуру подогрева воздуха на неизменном уровне – 790 – 800 °С.

179


ДО ОЦІНКИ ЯКОСТІ НАГРІВАННЯ ЗАГОТОВОК У ПЕЧАХ, ЩО ПРАЦЮЮТЬ ЗА КАМЕРНИМ РЕЖИМОМ

Ревун М.П., Каюков Ю.М., Чепрасов О.І., Іванов В.І.

Запорізька державна інженерна академія, м. Запоріжжя, Україна

Під час проектування нових і реконструкції діючих нагрівальних

печей необхідним є забезпечення достатньо високої рівномірності нагрівання металу на момент його видачі з робочого простору даних теплових агрегатів. Найскладніше вирішувати таку задачу для полум’яних печей камерного типу, коли спалювання палива сприяє формуванню нерівномірності розподілу температури в газовому прос-торі робочої камери.

Досліджували процес нагрівання заготовок перед куванням у двокамерних полум’яних печах конструкції інституту Стальпроект. Наявність верхньої та нижньої зон опалювання у печах даного типу забезпечує двостороннє підведення теплоти до заготовок, розташова-них на череневих підставках. В той же час при факельному спалюван-ні палива одностороннє розміщення пальників за висотою бічної стін-ки робочої камери печі не сприяє досягненню рівномірного нагрівання металу, розташованого у напрямі руху гріючого середовища.

Для аналізу рівномірності нагрівання металу залежно від режим-них параметрів теплової роботи двокамерної печі запропоновано роз-рахункову модель, що забезпечує обчислення за дискретним часом розподілу температури за перерізом заготовки, а також дозволяє вра-ховувати місце її розташування в робочій камері печі.

Модель засновано на сумісному вирішенні задачі зовнішнього та внутрішнього теплообміну, яке виконували за наступних припу-щень:

– заготовки металу, які укладено на підставки та нагрівають, по-давали у вигляді пластини товщиною, що дорівнює сумі товщин всіх заготовок без зазорів між ними;

– тіла, що беруть участь у променистому теплообміні (метал, кладка, продукти згорання) є сірими, випромінювання і віддзеркален-ня променистої енергії поверхнями металу та кладки – дифузними.

Зональну модель зовнішнього теплообміну в робочому обсязі двокамерної полум’яної печі подавали як замкнуту систему, що ство-рена твердими непрозорими тілами, розділеними поглинально-випромінюючим середовищем, у вигляді окремих підсистем, послідо-вно розташованих у напрямі розвитку факелу. Для урахування зміню-вання складу продуктів горіння й оптичних властивостей середовища систему розділяли на п’ять об’ємних зон факела та продуктів горіння,

180


п’ять плоских поверхневих зон металу та сімнадцять плоских поверх-невих зон кладки.

Взаємодія суміжних підсистем здійснюється через відповідні умовні поверхні, які характеризуються температурою, за якої щіль-ність потоків результуючого випромінювання на межах підсистеми зберігає своє дійсне значення. Знаходження значень вказаної темпера-тури проводили шляхом розрахунків радіаційного теплообміну в окре-мих підсистемах та узгодження їх величин на межах суміжних підсис-тем з використанням резольвентного зонального методу [1].

Поверхневі зони моделі є межами, що відокремлюють об’ємні га-зові зони від об’ємних зон металу та кладки. Постійність величин, що характеризують теплообмін у межах кожної розрахункової поверхне-вої зони, дозволяє описувати нагрівання об’ємних зон металу та клад-ки, поданих у вигляді нескінченних одно- й двошарових пластин, од-новимірним диференційним рівнянням нестаціонарної теплопровідно-сті у декартових координатах за відповідних крайових умов.

Розв’язання задачі внутрішнього теплообміну виконували мето-дом кінцевих різниць за неявною чотирьохточковою схемою, при цьому на кожному часовому кроці здійснювали визначення дискрет-них полів температури об’ємних зон металу та кладки, а також темпе-ратури відповідних їм поверхневих зон.

Порівняльну оцінку якості нагрівання металу за імпульсним (ци-клічне подавання палива в період витримки печі) і типовим (безперер-вне змінювання витрати палива в даний період) режимами проводили за зонами печі з використанням перепадів температури на поверхні металу, а також між поверхнею та тепловим центром металу, що на-грівають.

Як свідчить аналіз результатів досліджень, за імпульсним режи-мом опалювання на відміну від типового режиму забезпечується цик-лічне змінювання довжини факела від максимального до припустимо мінімального значення, що дозволяє використовувати переваги довго-го факела у період витримки печі. Наявність пульсуючого факела сприяє зниженню нерівномірного розподілу температури газового се-редовища за зонами печі, а, отже, збільшенню рівномірності розподілу теплових потоків на поверхні металу, що нагрівають.


1. Арутюнов В. И. Математическое моделирование тепловой ра-боты промышленных печей / В. И. Арутюнов, В. В. Бухмиров, С. А. Крупенников. – М. : Металлургия, 1990. – 239 с.

181


ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ КОМПАКТНЫХ РЕГЕНЕРАТОРОВ РАДИАЛЬНОГО И ШАХТНОГО ТИПА

Романько Я.В., Решетняк С.И.



Теплоаккумулирующая насадка компактных регенераторов чаще всего представляет собой слой керамических шариков, заполняющий цилиндрический корпус. Характеристики таких теплообменников шахтного типа зависят от высоты и площади поперечного сечения на-садки, а также размера шариков. Уменьшение их диаметра позволяет увеличить поверхность нагрева, но одновременно значительно возрас-тает гидродинамическое сопротивление теплообменника. Поэтому применение мелких засыпок технически целесообразно одновременно с уменьшением толщины теплоаккумулирующего слоя и увеличением площади его поперечного сечения. Однако значительное возрастание диаметра насадки нарушит требование компактности теплообменни-ка. С целью его выполнения насадку можно «свернуть» в виде полого цилиндра, получив регенератор радиального типа [1, 2]. В таком слу-чае продукты сгорания и нагреваемый воздух попеременно проходят через насадку в радиальном направлении, собираясь затем в общих коллекторах.

В настоящей работе с целью оценки эффективности применения регенераторов радиального типа был выполнен ряд сопоставительных расчетов тепловых и гидродинамических характеристик компактных теплообменников шахтного и радиального типов. Для этого использо-валась математическая модель, рассмотренная в [3]. Сопоставление выполнялось для случаев с одинаковой массой насадки, равными га-баритными размерами и гидродинамическими сопротивлениями. По-лученные зависимости позволяют оценить область применимости компактных регенеративных теплообменников радиального типа.

Литература 1. Stevanovic D. Pebble-heater technology in metallurgy / Dragan

Stevanovic, Karl Brotzmann // Metalurgija – Journal of Metallurgy, Asso-ciation of Metallurgical Engineers of Serbia. Vol. 10, № 1, 2004. – P. 19–36.

2. Stamenic M. Numerical simulation and optimization of experimen-tal installation of regenerative burners for tundish preheating in steel plant US Steel-Sartid Smederevo / Mirjana Stamenic, Goran Jankes, Dragan Ste-

182


vanovic // Metalurgija – Journal of Metallurgy, Association of Metallurgi-cal Engineers of Serbia. Vol. 10, № 1, 2004. – P. 51–67.

3. Романько Я. В. Исследование работы компактного регенера-тора с различными насадками / Романько Я. В., Решетняк С. И. // Ме-таллургическая теплотехника : сборник научных трудов. – Днепро-петровск : Пороги, 2004. – С. 93–101.

183


ОСОБЕННОСТИ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛОПЕРЕНОСА В ЗАМКНУТОМ ОБЪЕМЕ

Сайко Е.Н.

Днепродзержинский государственный технический университет,

г. Днепродзержинск, Украина

Пористые материалы представляют собой своеобразный класс неупорядоченных сред, особенности которых затрудняют применение традиционных методов описания структуры [1]. Исследование струк-туры таких материалов позволяет адекватно описать параметры строения, а также связать их с теплофизическими характеристиками.

Сложность теоретического описания процесса переноса тепла в пористых структурах заключается не только в различных механизмах теплопереноса, но и в наличии двух фаз: собственно материала и га-зонаполненного порового пространства.

В ряде случаев конвективный теплообмен, возникающий в порах материала, преобладает над элементарными составляющими теплооб-мена в пористых теплоизоляционных материалах. Поэтому теоретиче-ский анализ конвективного теплопереноса представляет собой акту-альную задачу, которая сводится к разработке методики количествен-ной оценки конвективного теплопереноса в порах гетерогенных систем.

В литературных источниках [1] приводится методика оценки ха-рактера передачи тепла в замкнутом объеме, основанная на расчетных числах Грасгофа (Gr) и Прандтля (Pr) для конкретной среды. Соотно-шение этих чисел в заданном диапазоне величин дает возможность установить наличие конвективных токов у нагретой поверхности.

О точности такой оценки можно судить лишь по изменению ин-тенсивности передачи тепла при изменении условий теплоподвода. Такая качественная характеристика процесса теплопереноса на наш взгляд не отражает реальных физических процессов, происходящих в замкнутых пространствах. Интенсивность гравитационных конвек-тивных течений определяется не только теплофизическими характе-ристиками контактирующих сред, масштабными факторами, но и ори-ентацией греющей поверхности в пространстве. Тепло передается от поверхности в пристеночных областях, толщина которых достаточно мала. Если взять ее в качестве масштабного фактора, то число Gr не будет превышать критического значения, соответствующего теплопе-редаче теплопроводностью. Но при нагреве пространства через боко-вые поверхности конвективные течения присутствуют всегда.

184


Разработка математической модели позволит выполнить количе-ственный анализ конвективного теплопереноса в зависимости от тем-пературы греющей поверхности в замкнутом объеме.

Математическая модель гравитационной конвекции включает уравнения Навье-Стокса:

( ) ( ) gV31VpVV

tV 2 ρ+⋅∇∇η+∇η+−∇=⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ ∇⋅+∂∂

ρ ; (1)

– уравнения неразрывности (закон сохранения массы)

( ) 0Vt

=ρ⋅∇+∂ρ∂ ; (2)

– уравнения переноса тепла (закон сохранения энергии)

TTVtTc 2∇λ=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ∇⋅+∂∂

ρ ; (3)

– уравнение состояния ( )Tρ=ρ , (4)

где неизвестные функции: V – вектор скорости; р – давление; Т – аб-солютная температура газа; ρ – плотность; η – динамическая вязкость; λ – теплопроводность; t – время; g – ускорение свободного падения.

Принимаем коэффициенты η, λ, с = const (т.к. имеющиеся в среде разности температур достаточно малы).

Для упрощения прибегают к приближению Буссинеска-Обербека [2].

Для численного решения уравнений Навье-Стокса и неразрывно-сти, описывающих конвективные течения, использована консерватив-ная схема расчета нестационарных уравнений в частных производных. Выполненные расчеты подтверждают наличие конвективных течений на греющей поверхности в замкнутых объемах газа с любыми геомет-рическими и энергетическими характеристиками.


1. Михеев М. А. Основы теплопередачи / М. А. Михеев, И. М. Михеева. – М. : Энергия, 1977. – 344 с.

2. Берковский Б. М. Вычислительный эксперимент в конвекции / Б. М. Берковский, В. К. Полевиков. – Минск : Университетское, 1988. – 167 с. – ISBN 5-7855-0077-9.

185


ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ РЕГЕНЕРАТИВНЫХ КАМЕРНЫХ ПЕЧЕЙ НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТОПЛИВОСЖИГАЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Сибирь А.В.



Одним из наибольших потребителей топливно-энергетических ресурсов в Украине является горно-металлургический комплекс, в ко-тором значительная часть топлива используется в нагревательных пе-чах. Действующие нагревательные и термические печи металлургии и машиностроения нуждаются в повышении эффективности использо-вания топлива и качества нагрева металла. Основными направлениями энергосбережения при нагреве слитков в камерных печах перед про-каткой являются: возврат в печь до 80 % теплоты уходящих дымовых газов путем нагрева воздуха в регенераторах с высокой удельной по-верхностью теплообмена; использование теплоты жидкой сердцевины слитков при завершении процесса их затвердевания в нагревательной печи. Регенеративное отопление камерной печи благодаря реверсу продуктов горения способствует повышению качества и стандартно-сти нагрева всех изделий, находящихся в рабочем пространстве печи. С другой стороны, основной сложностью использования современных регенеративных систем подогрева воздуха в сочетании с традицион-ным способом сжигания топлива является наличие в печи высокотем-пературного факела, который негативно влияет на равномерность и стандартность нагрева, а также приводит к повышенному образова-нию NOx. Чем выше температура подогрева воздуха в регенераторах, тем выше энергетическая эффективность печи, но при этом больше вероятность местного перегрева металла и неравномерности его структуры и свойств.

С помощью разработанной математической модели камерной пе-чи, которая учитывает важнейшие теплофизические процессы, проте-кающие в печи (движение газов, эффекты турбулентности с помощью двухпараметрической модели турбулентности, конвективный тепло-обмен между газом и нагреваемым изделием, радиационный теплооб-мен между газом, кладкой и нагреваемым изделием с учетом радиаци-онных свойств газов, горение топлива и нагрев изделий), проведено исследование характера движения печных газов в регенеративном на-гревательном колодце с одной двухканальной горелкой, расположен-ной в центре пода.

186


В результате исследований определено, что при раздельном вво-де топлива и воздуха в рабочее пространство печи в центральной час-ти рабочего пространства образуются две крупномасштабные замкну-тые зоны циркуляции газов, одна из которых преимущественно со-держит воздух и продукты горения, а вторая – топливо и продукты го-рения. Процесс горения топлива происходит на границе контакта ука-занных зон, благодаря чему практически отсутствуют очаги концен-трированного выделения теплоты в виде факела пламени. При этом для достаточно полного сжигания топлива с недожогом необходим существенный избыток воздуха: коэффициент расхода воздуха ≥ 1,5.

Снижение недожога топлива, для данной конструкции горелки, возможно при увеличении коэффициента расхода воздуха и уменьше-нии диаметра газового сопла. На основании полученных представле-ний о характере формирования зон тепловыделения предложена новая конструкция регенеративного нагревательного колодца, на которую получен патент Украины № 26505.

Предложенная четырехканальная горелка (патент Украины № 26505) позволяет получить более равномерное температурное поле газов в рабочем пространстве печи за счет улучшения условий сжига-ния топлива. Такую же полноту сжигания топлива, что и в двухка-нальной горелке, четырехканальная горелка обеспечивает при мень-шем коэффициенте расхода воздуха 1,1, вследствие лучшего переме-шивания потоков топлива и воздуха.

Установлено, что при использовании четырехканальной горелки с двумя газовыми соплами существует оптимальный угол между со-плами, который обеспечивает минимальный уровень недожога.

Результаты математического моделирования температурного по-ля и траектории движения газов согласуются с результатами замеров температур в рабочем пространстве печи при промышленном иссле-довании работы колодца и результатами гидравлического моделиро-вания движения печных газов в рабочем пространстве печи на гидрав-лической модели.

187


СОВРЕМЕННЫЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ И РЕАЛИЗАЦИЯ ИНФОРМАЦИОННО-МОДЕЛИРУЮЩИХ

СИСТЕМ ЭНЕРГОНАСЫЩЕННЫХ КОМПЛЕКСОВ В МЕТАЛЛУРГИИ

Спирин Н.А., Лавров В.В., Новикова Н.В.,

Щипанов К.А., Перминов А.И.

ФГОАУ ВПО «Уральский федеральный университет», г. Екатеринбург, Россия

Цель доклада заключается в характеристике разработанных ма-

тематических моделей, алгоритмов и компьютерных программ для решения комплекса технологических задач в области доменного про-изводства. Большинство программ опробованы и внедряются в про-мышленности, их можно рекомендовать для оперативного управлении тепловым, газодинамическим и шлаковым режимами доменной плав-ки, решения комплекса стратегических задач при планировании про-изводства, поставок железорудного сырья, топлива, оптимального управления энергоресурсами [1 – 2].

Интегрированный пакет прикладных программ «Автомати-зированное рабочее место инженерно-технического персонала до-менной печи» представляет собой комплекс информационно связан-ных интерактивных (диалоговых) программных модулей, объединен-ных в общую оболочку, и включает в себя следующие информацион-ные и расчетные модули:

– формирование набора данных о фактических параметрах рабо-ты доменной печи и определение комплекса расчетных параметров состояния процесса в базовый период;

– формирование набора данных о работе доменной печи в теку-щий период и определение комплекса расчетных параметров состоя-ния процесса;

– прогноз показателей работы печи при колебаниях топливно-сырьевых условий работы печи, а также при изменении параметров плавки и требований, предъявляемых к химическому составу продук-тов плавки.

Подсистема распознавания образов. Данный подход предназна-чен для моделирования зависимостей не на основе математических моделей процессов, имеющихся знаний (об этих зависимостях), а на принципах обучения, когда построение модели производится на осно-вании анализа некоторого статистического материала. Распознавание объекта производится при помощи решающего правила, которое мо-жет быть получено на этапе обучения, предшествующем распознава-

188


нию. В рамках решения задачи разработан соответствующий про-граммный модуль.

Интегрированный пакет инженерно-технического персонала доменного цеха включает следующие модули:

– планирование производства и решение технологических задач доменной плавки;

– оптимальное распределение природного газа и технологиче-ского кислорода в группе печей;

– модельная система поддержки принятия решений выбор поста-вок сырья и оптимального состава шихт в аглодоменном производстве;

– расчет задувочной шихты доменной печи с регулируемым про-цессом шлакообразования и восстановления.

Заключение Сегодня становится очевидной существенная роль компьютерных

программ для решения комплекса технологических задач в области сложных ресурсо- и энергоемких производств, таких как доменное производство. Следует отметить, что анализ в целом состояния вопро-са по реально используемым математическим моделям в практике технологии ведения доменной плавки показывает: в настоящее время разрыв между потенциальными возможностями средств автоматиза-ции и реальными возможностями используемого программного обес-печения огромен.

В связи с этим следует выделить научные проблемы, первосте-пенными из которых являются:

1) использование современных достижений в области математи-ческого моделирования, моделирования знаний, распознавания обра-зов, теории и практики доменной плавки, теории управления при раз-работке автоматизированных систем управления;

2) разработка на основе современных принципов соответствующе-го математического, алгоритмического и программного обеспечения;

3) создание интегрированных интеллектуальных компьютерных систем поддержки принятия решений для управления доменной пе-чью и комплексом доменных печей цеха в целом.

Решение этих проблем возможно только при интеграции интеллек-туальных ресурсов вузов, НИИ, проектных институтов и финансовых средств ведущих металлургических компаний России и стран СНГ.

Литература 1. Компьютерные методы моделирования доменного процесса /

Под ред. Н.А. Спирина. – Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2005. – 301 с. 2. Модельные системы поддержки принятия решений в АСУ ТП

доменной плавки / Под ред. Н.А. Спирина. – Екатеринбург: ФГАОУ ВПО УрФУ, 2011. – 456 с.

189


КОНЦЕПЦИЯ ПРИВЕДЁННОЙ ТЕРРИТОРИИ

И ИНВЕСТИЦИОННАЯ ПРИВЛЕКАТЕЛЬНОСТЬ

РЕГИОНОВ И ГОРОДОВ РОССИИ

Степанов А.М.


Недавние поездки президента Д.А.Медведева в Сингапур и Гон-

конг снова привлекли внимание к этим крохотным городам-

государствам, которые за последние 30 лет резко вышли в число пере-

довых стран Мира по основным экономическим, экологическим и со-

циальным показателям.

Причины такого небывалого успеха в развитии очевидны: тѐплый

климат и малая территория при высокой плотности населения. В этом

смысле Россия – пример противоположной ситуации. Наша страна –

самая холодная и самая протяжѐнная в Мире, что первым отметил

А.П. Паршев. Именно поэтому на мировом рынке Россия соревнуется

с современными, промышленно развитыми странами, не на равных;

ведь себестоимость любой продукции, произведѐнной на нашей тер-

ритории в разы больше, чем в тѐплых и небольших по территории

странах.

Попробуем оценить эту разницу в условиях развития численно;

придадим концепции А.П. Паршева количественный характер. Для

этого введѐм понятие приведѐнной территории стран – ПТ, то есть

территории, приходящейся на одного человека:

ПТ = Территория/население, га/чел

Тогда, в Макао ПТ – 0,0047, в Китае – 0,726, в Египте – 1,815, в

России – 12,05 т.е. в 86 раз больше Сингапура.

Эти данные красноречиво показывают, что жителю Сингапура

для реализации любого бизнес-плана необходимо обустроить всего

лишь территорию садового участка, в то время как россиянину для

аналогичного достижения необходимо действовать на площади

12 гектар, а об обустройстве этой территории даже мыслей не возни-

кает.

Применим тот же подход к регионам России, что позволит опре-

делить их инвестиционную привлекательность для бизнеса в условиях

частной собственности и рынка. Попробуем также учесть суровость

климата и удалѐнность территории от центра. Для этого воспользуем-

ся данными о глубине промерзания грунта, что заставляет строить

глубокие фундаменты и заглублять в землю все коммуникации, в ча-

стности – трубы центрального отопления.

190

Условия Москвы примем за единицу, тогда Калининград будет

иметь коэффициент климата – КК = 0,6, а к востоку от Москвы каждая

изотерма будет прибавлять 0,2 к этому коэффициенту так, что на тер-

риториях с вечной мерзлотой КК = 2. Коэффициент удалѐнности от

центра (КУЦ) для Москвы примем за 1, тогда территории Дальнего

Востока будут иметь КУЦ= 2. Теперь:

ЭПТ = ПТ х КК х КУЦ,

Для удобства восприятия примем условия Московской области с

ЭПТ = 0,781 за единицу, тогда:

Трудность освоения = ЭПТ/0,781,

Инвестиционная привлекательность ИП = 1/Трудность освоения.

Рассчитанные по этому алгоритму инвестиционные привлека-

тельности составляют: для Москвы 75,1, для Санкт-Петербурга 22,9,

для Московской области 1,0, для республики Алания 0,83, для Чукот-

ского а.о. 0,00014.

В тех же отн. ед. оценены инвестиционные привлекательности

некоторых городов России. Первое место отнюдь не у Москвы, а у

Одинцово – 113,6.

Не следует сбрасывать со счѐтов геополитические перспективы

регионов, типа Олимпиады 2014 г, Универсиады 2012 г, Саммита

АТЭС и других подобных мероприятий, резко влияющих на развитие

регионов. Перспективы развития Сахалинской области несомненно

связаны со строительством туннеля под Татарским проливом. Ясно

также, что регионы Дальнего Востока с коэффициентами 2 без специ-

альных мероприятий государственного уровня развить не удастся.

Первый пример с Чукоткой оказался удачным и прибавил уважения

Р.А. Абрамовичу. А вот В. Ваксельберг не взялся за Камчатку…

191


ЕНЕРГЕТИЧНА ЕФЕКТИВНІСТЬ ПОЛІМЕРНИХ СОНЯЧНИХ КОЛЕКТОРІВ НА ОСНОВІ СТІЛЬНИКОВИХ

ПОЛІКАРБОНАТНИХ ПЛАСТИКІВ

Сухий М.П.1, Козлов Я.М.1, Сухий К.М.1, Прокопенко О.М.2

1 – ДВНЗ «Український державний хіміко-технологічний університет», м. Дніпропетровськ, Україна

2 – Національна металургійна академія України, м. Дніпропетровськ, Україна

Перспективним напрямком в геліотехніці є використання поліме-

рних матеріалів у якості основних конструктивних елементів соняч-них колекторів. При цьому вирішується ряд проблем, які виникають в геліосистемах з металевими сонячними колекторами.

Для підвищення енергетичної ефективності сучасних геліосистем нами було запропоновано ряд нових полімерних сонячних колекторів, де в якості основного конструкційного матеріалу був обраний прозо-рий стільниковий полікарбонатний пластик.

З метою підвищення ступеню чорноти, а відповідно й ККД, у сті-льники пластиків впроваджувались, в ряді конструкцій, у якості по-глиначів вуглецева стрічка (полімерний сонячний колектор ВС2-2) та активоване вугілля (полімерний сонячний колектор АВ2-1).

Для об’єктивної та швидкої оцінки теплової ефективності розро-блених сонячних колекторів, в мінливих погодних умовах, були побу-довані математичні моделі розрахунку теплотехнічних характеристик колекторів, які дозволили оптимізувати дані конструкції на стадії про-ектування.

За результатами математичного моделювання роботи полімерних сонячних колекторів були зроблені наступні висновки. Теплотехнічні параметри сонячних колекторів виявляють істотну залежність від швидкості вітру – підвищення швидкості вітру до 8 м/с призводить до зниження ККД на 3,5 – 3,9 %. Товщина повітряного прошарку між прозорою ізоляцією та абсорбером розроблених колекторів не суттєво впливає на ККД та теплові втрати (при збільшені товщини з 0,01 до 0,10 м ККД змінюється не більше чим на 0,3 %). При цьому, оптима-льньна товщина повітряного прошарку між прозорою ізоляцією та аб-сорбером складає 0,027 – 0,034 м. Для ефективної роботи сонячних колекторів мінімальна товщина теплоізоляції, практично для всіх до-сліджуваних конструкцій, становить 0,05 м.

Експериментально полімерні сонячні колектори були досліджені на розроблених нами теплогідравлічних стендах для натурних та ла-бораторних випробувань сонячних колекторів.

192


Результати випробувань сонячних колекторів показали, що дані конструкції ефективно перетворюють сонячну енергію в теплоту (рис. 1).

Рис. 1. Порівняння характеристик сонячних колекторів:

1 – полімерний, розроблений ОДАХ, Україна; 2 – полімерний, розроблений ОІВТ РАН, Росія;

3 – вакуумований GREENone Tec, модель VK 29; 4 – металевий «Сокол» виробництва НВО «Машыностроение», Росія; ВС2-2, АВ2-1 – полімерні, розроблені ДВНЗ «УДХТУ», Україна

Результати математичного моделювання досліджуваних полімер-

них сонячних колекторів добре узгоджуються з результатами натур-них та лабораторних випробувань полімерних сонячних колекторів, при цьому відносна похибка не перевищує 3 – 5 %.

Аналіз результатів дослідження полімерних сонячних колекторів дозволив зробити ряд висновків та рекомендацій. Полімерний соняч-ний колектор АВ2-1 можна рекомендувати в якості сезонних геліоси-стем для підігріву теплоносія до невисоких температур (температура абсорбера на 20 – 35 °С вище за температуру навколишнього середо-вища). Тобто, у ділянці приведених температур 0,024 – 0,041 (м2⋅К)/Вт його ККД на 7 – 16 % вище за ККД вже існуючих полімерних соняч-них колекторів. ККД даної конструкції знаходиться практично на рів-ні кращих металевих колекторів, та приблизно на 7 % перевищує вакуумовані сонячні колектори. Конструкцію ВС2-2 можна рекомен-дувати для систем опалення та інших технологічних потреб, де потрі-бен перепад температур більший за 40 – 50 °С. ККД ВС2-2 перевищує на 15 – 20 % загальновідомі полімерні, знаходиться практично на од-ному рівні з кращими металевими й поступається на 4 % вакуумова-ним колекторам, але поряд із цим розроблені конструкції мають ряд суттєвих переваг: доступність, відносно низьку вартість, довговіч-ність, низьку питому масу, задовільні фізико-механічні властивості, високу корозійну й атмосферостійкість.

193


ИССЛЕДОВАНИЕ ЭРОЗИЙНОГО ИЗНОСА СОПЕЛ КИСЛОРОДНЫХ ФУРМ

СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ

Сущенко А.В.

Приазовский государственный технический университет, ПАО «ММК имени Ильича», г. Мариуполь, Украина

Эрозия (разгар) продувочных сопел является одним из распро-

страненных видов износа головок кислородных фурм. Большинство исследователей связывают его с явлением отрыва потока от стенки на выходном участке сверхзвуковых сопел и, как следствие, с отсутстви-ем их охлаждения кислородным потоком и эжекцией в зону отрыва горючих конвертерных газов и частиц металлического расплава.

При обычных условиях эксплуатации фурм основной отвод теп-лоты от выходного участка сопел происходит к воде, а доля охлаж-дающего эффекта кислородного потока составляет примерно 15 – 25 %, т.е. отсутствие кислородного охлаждения стенки сопла в зоне отрыва не является главным фактором эрозийного износа.

Как показали наблюдения за динамикой разгара выходных участ-ков сопел фурм различных конструкций в условиях работы различных конвертерных и мартеновских цехов, для одного и того же наконеч-ника степень эрозийного износа сопел может значительно различаться не только по отдельным соплам, но и по периметру одного сопла. Причем, разгар имеют не только конические сопла Лаваля, работаю-щие на перерасширенных режимах истечения, но и имеющие доста-точно высокую степень нерасчетности истечения дутьевых струй (n = 1,5 – 2,0) и даже цилиндрические сопла, в которых явление отры-ва кислородного потока в процессе продувки гарантированно отсутст-вует.

Можно выделить два крайних случая (типа) эрозийного износа сопел. Первый характеризуется более равномерным износом, как по периметру единичного сопла (в большей степени со стороны зон сла-бого водяного охлаждения), так и по различным соплам, и относи-тельно постоянной скоростью эрозии wэ (мм/плавку) в процессе экс-плуатации фурмы. Он возникает кратковременно практически на каж-дой плавке и в основном связан с явлением глубокого отрыва потока кислорода в соплах Лаваля при выключении дутья (в конце продувки, перед промежуточным скачиванием шлака и т.п.), подсосом внутрь сопел горячих СО-содержащих запыленных газов и их горением. При высоком уровне вспененного шлака и низком положении фурмы в

194


момент прекращения подачи дутья может иметь место эжекция в со-пла шлако-газо-металлической эмульсии (ШГМЭ), что приводит к за-метному увеличению wэ. Зафиксированы и случаи эжекции в сопла жидкого шлака, стекающего по стволу фурмы при ее подъеме после прекращения продувки. Затвердевая, пленка шлака может приводить к локальному оплавлению очень тонкого слоя медной стенки сопла, оп-лавленный слой затем разрушается и «сдувается» кислородом на по-следующих плавках.

Второй тип эрозийного износа сопел связан с локальным попада-нием брызг и объемов металлического расплава на торцевую поверх-ность наконечника вблизи кромок сопел (и/или на их выходные уча-стки) и частичным его реагированием с истекающими кислородными струями. Этот процесс носит стохастический характер. Износ сопел неравномерный, более сильный в направлении заметалливания.

Основные причины эрозийного износа выходных участков сопел: 1 – попадание всплесков и брызг металла из реакционной зоны и ван-ны на торцевую поверхность головки вблизи кромок сопел; 2 – воз-действие потоков запыленных конвертерных газов с частицами ме-талла и шлака, циркулирующих вблизи центральной части головки в результате взаимодействия истекающих дутьевых струй; 3 – воздейст-вие потоков запыленных конвертерных газов с частицами металла и шлака, эжектируемых в зону отрывных течений кислорода; 4 – попа-дание частиц металла на внутреннюю поверхность выходного участка сопла, движущихся через кислородную струю по касательным траек-ториям к его выходному сечению; 5 – эжекция внутрь сопел шлака, стекающего по стволу фурмы после выключения кислорода. Следует отметить, что появление начальной эрозии выходной кромки сопла (в том числе вследствие дефектов изготовления проточной части) при-водит к увеличению числа Маха и снижению величины n, что впо-следствии дополнительно увеличивает вероятность возникновения от-рывных течений. Варианты 1, 2 и 4 причин эрозийного износа сопел не связаны с наличием отрывных течений кислорода в последних.

Влияние организации дутьевого режима плавки на эрозийный из-нос сопел имеет четыре основных аспекта: 1) интенсивность и на-правленность брызгообразования при взаимодействии дутьевых струй с расплавом; 2) конвективное охлаждение внутренней поверхности сопел; 3) газодинамическая защита от попадания внутрь сопла брызг металла, ШГМЭ и запыленных газов или, наоборот, их эжекция (при наличии отрывных течений); 4) интенсивное окисление кислородом дутья металла, попадающего на внутреннюю поверхность сопла или его кромку.

195


ПОВЫШЕНИЕ СТОЙКОСТИ СВОДОВ МАРТЕНОВСКИХ ПЕЧЕЙ

Сущенко А.В., Безчерев А.С., Харин А.К., Прахнин В.Л., Гавриков О.А., Трибрат С.В., Стариковский Н.Л.

Приазовский государственный технический университет, ПАО «ММК имени Ильича», г. Мариуполь, Украина

Для охлаждения сводов мартеновских печей (МП) обычно ис-

пользуют обдувочные вентиляторы, которые устанавливают на на-ружную поверхность свода в местах его максимального износа и «по-краснения». Однако монтаж вентиляторов и систем их энергообеспе-чения на сводах действующих МП является трудоемкой операцией (особенно в труднодоступных местах) и требует достаточно больших затрат времени. Это не позволяет мобильно использовать такую сис-тему для обдувки сводов, в т.ч. от сталеплавильной пыли, которая в большом количестве накапливается на них и ухудшает условия рабо-ты огнеупоров. Кроме того, вследствие использования низкоскорост-ного потока вентиляторного воздуха имеют место низкие коэффици-енты теплоотдачи к воздуху от поверхности свода и невысокая эффек-тивность охлаждения последнего.

В мартеновском цехе ПАО «ММК им. Ильича» на крупнотон-нажных 650-т и 900-т печах разработан и внедрен (в 2007 г.) способ охлаждения сводов мартеновских печей, основанный на использова-нии стационарно установленной на печи системы обдувки, состоящей из разводки труб и специально ориентированных щелевых продувоч-ных сопел, через которые сжатый газообразный охладитель (воздух, азот, перегретый пар) в виде «мощных» струй истекает под опреде-ленным углом на наружную поверхность свода.

При работе в режиме кратковременной обдувки свода воздушные струи эффективно сдувают с него пыль. Это снижает перегрев огне-упоров из-за наличия пылевых отложений, улучшает условия эксплуа-тации металлических подвесок (креплений), что способствует повы-шению стойкости сводов мартеновских печей.

При работе системы в режиме охлаждения струйную обдувку осуществляют автономно-зонально и непрерывно, начиная с момента повышения температуры наружной поверхности свода до 400 – 600 оС и до окончания кампании печи (по главному своду). Это позволяет за счет интенсификации теплоотдачи от наружной поверхности футе-ровки предотвратить перегрев огнеупоров и металлических подвесок (в местах локального износа кладки) и существенно замедлить ско-рость их износа. Организация автономно регулируемой по зонам сис-

196


темы обдувки центральной части главного свода обеспечивает эффек-тивное использование потенциальной энергии давления и расхода ох-ладителя без заметного усложнения конструкции системы охлаждения и управления ею. Предложенный способ реализуется достаточно мо-бильно, т.к. для введения системы в эксплуатацию не требуются до-полнительные затраты времени.

Применение разработки позволяет улучшить условия эксплуата-ции сводовых огнеупоров и их металлических подвесок, повысить стойкость сводов МП, уменьшить тепловые потери через них (за счет «сохранения» толщины огнеупоров) и количество ремонтов печей. На рис. 1, 2 представлены показатели работы цеха в базовый (2006 г.) и последующие, с использованием разработанного технического меро-приятия, годы.

Рис.2. Динамика удельного расхода условного топлива на выплавку мартеновской стали в 2006-2009 гг.

90

95100

105110

115120

125

2006 2007 2008 2009

Удельны

й расход

условного

топлива,

кг у.т.

/т стали

Рис.1. Динамика удельного расхода сводовых (периклазохромитовых)

огнеупоров на выплавку мартеновской стали в 2006-2009 гг.

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

2006 2007 2008 2009

Удельны

й расход

сводовы

хогнеупоров

, кг/т стали

197


РЕГЕНЕРАТИВНАЯ СЕКЦИОННАЯ ПЕЧЬ

Сысоева Т.Е., Абраменков Ю.Я.


Секционные печи, встроенные в линию производства, обеспечи-

вают скоростной нагрев металла. Температура дыма, отходящего из этих печей, достаточно высокая и колеблется в пределах 1100 – 1300 оС. Анализ теплового баланса работы секционной печи скорост-ного нагрева [1] показывает, что значительная часть теплоты (до 50 % и выше) теряется с продуктами сгорания, покидающими печь, поэто-му использование этой теплоты для подогрева воздуха, поступающего на горение, является мощным резервом экономии топлива.

На этих печах предусмотрена рекуперативная утилизация тепло-ты с предварительным разбавлением продуктов сгорания холодным воздухом до получения температуры дыма, которую способен выдер-жать рекуператор. Применяемые на секционных печах рекуператоры не решают проблему эффективного использования теплоты отходя-щих продуктов сгорания, что приводит к бесполезной потере теплоты и увеличению удельного ее расхода. Преодоление этого недостатка возможно за счет применения регенеративной утилизации теплоты уходящих из печи продуктов горения топлива.

Регенеративная утилизация теплоты продуктов горения, которые покидают рабочее пространство печи, имеет высокую теплотехниче-скую эффективность, так как позволяет иметь коэффициент утилиза-ции теплоты – rФ до 0,5 – 0,8, а это, в свою очередь, обеспечивает эко-номию топлива от 30 до 70 % от исходного уровня. В настоящее вре-мя, когда цена топлива стала высокой, проблеме внедрения регенера-тивной утилизации тепла, на наш взгляд, необходимо уделять перво-очередное внимание.

Высокая теплотехническая эффективность регенеративных теп-лообменников связана с возможностью нагрева воздуха и газа до тем-ператур, равных температурам стойкости огнеупорной насадки тепло-обменников. Эта степень нагрева практически недоступна иным ви-дам теплообменников.

После проведения теоретического и экспериментального обсле-дования рекуперативных секционных печей термического участка ТПЦ-4 «ВАТ Интерпайп НТЗ» было предложено три варианта регене-ративной системы утилизации теплоты продуктов сгорания, поки-дающих печь: 1-ый вариант – установка централизованной системы утилизации теплоты продуктов горения, которые покидают печь, а

198


именно три регенератора на всю печь [2]; 2-ой вариант – установка системы утилизации теплоты продуктов горения – по два регенерато-ра на каждую зону печи; 3-ий вариант – установка малогабаритных регенераторов на каждую секцию печи (регенеративные горелки).

При внедрении любого из предложенных вариантов необходимо дооборудование основных и вспомогательных элементов секционной печи – это и сооружение новых дымо-, воздухопроводов, и установка дополнительных более мощных вентиляторов, дымососов или замена старых на более мощные и эффективные; а также переоборудование системы автоматического управления печью, замены горелок на более термостойкие, способные выдерживать температуры более 800 оС, и т.д.

При оборудовании секционной печи регенеративными горелками весьма существенно увеличатся ее габариты, вырастут эксплуатаци-онные расходы на обслуживание, а также усложнится автоматическая система управления и компьютерное обеспечение налаженной и на-дежной работы перекидных клапанов горелок и всей печи в целом. Кроме того уязвимым местом регенеративных горелок, а значит, и ре-генеративной секционной печи являются перекидные клапаны, рабо-тающие с весьма большой частотой переключения, статистика работы которых еще не проведена и имеет единичные случаи эксплуатации в нашей стране. Положительной стороной их применения является не-нужность реконструкции воздухоподводящего и дымоотводящего уже существующих трактов печи.

При централизованной регенеративной утилизации теплоты ухо-дящего дыма указанные недостатки практически отсутствуют, но тре-буется существенная реконструкция воздухоподводящего и дымоот-водящего трактов, замена горелок на более термостойкие, способные выдерживать высокие температуры, однако связанные с этим расходы единоразовые и довольно быстро окупятся.


1. Сысоева Т. Е. Расчетная модель тепловой работы секционной печи / Т. Е. Сысоева, Ю. Я. Абраменков // Технічна теплофізика та промислова теплоенергетика : зб. науч. тр. НМетАУ, – Дніпропет-ровськ: Нова ідеологія, 2011.

2. Абраменков Ю. Я., Сисоєва Т. Є. Секційна піч швидкісного нагрівання – патент на корисну модель. Опубл. 12.05.2008, Бюл. № 9, 2008 р.

199


АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ И ПЕРСПЕКТИВ КОКСОСБЕРЕЖЕНИЯ

Товаровский И.Г., Меркулов А.Е.

Институт черной металлургии НАН Украины,


Выполнен комплекс аналитических исследований, задачей кото-рых является системная оценка влияния основных параметров на про-цессы и показатели доменной плавки, предусматривающая раскрытие всей полноты внутренних связей, влияющих на характер режимов плавки и конечные результаты. Указанная системная оценка основана на использовании разработанной в ИЧМ НАН Украины математиче-ской модели, которая отличается тем, что на основе структурной увязки многозонных в объёме доменной печи и общих балансов масс и теплоты увеличены прогнозные возможности модели, в том числе по адекватности одновременного отражения всех процессов и показа-телей по всем параметрам, а также установлению новых количествен-ных связей процессов и выявлению влияния неравномерности распре-деления материалов по радиусу печи на показатели плавки.

Новый подход открыл дополнительные возможности анализа процессов и формирования мер по повышению эффективности плав-ки: выявление лимитирующей зоны по высоте и поперечному сече-нию печи; количественный учет повышенной тепловой нагрузки на газовый поток в периферийной зоне (за счет тепловых потерь); учет перетоков газа на разных горизонтах из одних радиальных кольцевых зон в другие; оценку развития восстановительного процесса, в частно-сти степени прямого восстановления, в кольцевых сечениях по радиу-су печи; установление влияния распределения материалов по радиусу печи на тепловые потери, а также влияния всех технологических фак-торов на расход кокса с учетом изменения тепловых потерь; оценку роли зоны размягчения и плавления в формировании режимов плавки и соответствующих температурно-концентрационных полей печи.

Выполненные аналитические исследования позволили выявить и уточнить некоторые закономерности хода процессов, ряд которых ка-чественно подтвержден ранее проведенными экспериментальными исследованиями:

– минимальное развитие процесса прямого восстановления на периферии, наиболее высокое – в зонах с максимальной рудной на-грузкой;

– наличие радиальных кольцевых зон, в которых имеет место вырождение двухступенчатой схемы теплообмена по высоте;

200


– существенное влияние тепловых потерь через стенки печи на характер теплообмена и расход кокса при всех режимах, а также их зависимость от распределения рудных нагрузок по радиусу колошни-ка;

– перетоки газа в радиальном направлении на разных горизон-тах, обусловленные изменением сопротивления слоев шихты и пара-метров газового потока в ходе фильтрации через столб;

– прямые и обратные связи параметров зоны размягчения и плав-ления с распределением рудных нагрузок на колошнике, характером формируемого температурного поля печи и интенсивностью отбора теплоты у стен на разных горизонтах.

Некоторые из установленных закономерностей требуют даль-нейшей проверки и уточнения.

Установлена также зависимость конечных показателей плавки от характера теплообмена в печи, который, в свою очередь, зависит от влияния входных параметров на степень прямого восстановления (rd). Так, уменьшение объема прямого восстановления при вдувании при-родного газа и использовании металлизованной шихты приводит к смещению температурного поля вверх и увеличению минимальной разности температур газа и шихты. Последнее при rd < 20 % приводит к резкому сокращению экономии кокса за счет возрастания темпера-туры колошникового газа.

Установленные закономерности могут быть использованы для совершенствования технологии доменной плавки.

На основе выполненного параметрического анализа сформирова-ны условия комплексного использования лучших параметров плавки и выполнено аналитическое исследование показателей и процессов доменной плавки с позиций максимального сокращения расхода кокса за счет его замещения пылеугольным топливом (250 кг/т) и коксовым газом (100 м3/т) с увеличением температуры дутья до 1300 ºС и кон-центрации в нем кислорода 25 % при содержании железа в полностью офлюсованной шихте до 60 % и необходимом улучшении металлур-гических свойств кокса и сырья, а также оптимизации распределения материалов на колошнике. Расчетами установлена возможность со-кращения расхода кокса в указанном режиме до 190 ÷ 200 кг/т чуг. С учетом реализации рационального распределения рудных нагрузок на колошнике в этом режиме наблюдается вырождение верхней сту-пени теплообмена во всех радиальных кольцевых зонах, кроме цен-тральной, а также достигаются предельные величины степени исполь-зования энергии газов. При этом зона размягчения и плавления сме-щается вниз при сохранении её периферийной части в области запле-чиков, а центральной – в области середины-верха шахты.

201


ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ УГЛОВ ОТКОСА ЗАСЫПИ ИЗВЕСТНЯКА НА ПРОЦЕСС ДЕКАРБОНИЗАЦИИ

В СЛОЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ТЕПЛОВОЙ РАБОТЫ ШАХТНОЙ ПРОТИВОТОЧНОЙ ПЕЧИ

Тригуб И.Г., Федоров С.С., Форись С.Н.,

Михайловский Н.В., Бейцун С.В., Радченко В.П.


Шахтные известково-обжиговые печи потребляют значительные

объемы природного газа. Снижение удельного расхода топлива при производстве извести, как составной части металлопродукции, – акту-альная в сложившихся экономических условиях задача.

Совершенствование технологии производства извести примени-тельно к работе известково-обжиговой печи ПАО «Евраз – Днепро-петровский металлургический завод им. Петровского» проводилось на основе каркасной модели формообразования поверхности засыпи кус-ковых материалов [1] и математической модели тепловой работы шахтной противоточной печи [2].

В результате параметрических исследований установлены опти-мальные технологические параметры формы засыпи карбонатного сырья (высота конуса Нп = 7,5 м, угол откоса α = 30°) [3], обеспечи-вающие степень обжига σ = 89,2 % при сокращении удельного расхо-да природного газа на тонну на 9 кг у.т./т). Согласно эксплуатацион-ным показателям работы шахтной печи для моделирования были вы-браны следующие ее параметры: суммарный расход топлива на печь Впг = 290 м3/ч, соотношение расхода топлива на центральную горелку к общему расходу топлива на печь Вб/Впг = 50 %, расход воздуха на низ пе-чи Vв = 3512 м3/ч, высота конуса засыпи в шахте варьировалась в диапа-зоне Нп = 6,2…7,5 м, угол откоса α = 0…50°, расход известняка Gизв-к = 72 т/сут, размер фракций dк = 60 мм.

С целью оценки влияния углов откоса конуса засыпи в шахте на процесс обжига известняка, а также с целью выявления зон, характе-ризующих наилучшие и наихудшие условия декарбонизации в печи проведены исследования по определению степени обжига по высоте слоя. Для этого были выбраны элементарные объемы кускового мате-риала, участвующие в обжиге и расположенные по центру (оси) печи Rп = 0 м, а также на радиусах Rп = 0,5 м, Rп = 1,0 м и Rп = 1,45 м от оси. Моделирование выполнялось для высот засыпи Нп = 6,2 м, Нп = 6,9 м и Нп = 7,5 м с изменением углов ее откоса α = 0°, α = 20°, α = 30° и α = 40°.

202


Установлено, что и в случае ровной поверхности (α = 0°), и при наличии конуса засыпи, начало зоны разложения известняка (по высо-те печи) Нп и степень обжига σ на всех радиусах различны.

Результаты моделирования показали, что начало зоны диссоциа-ции на периферии с изменением углов откоса засыпи не меняется и составляет для радиуса Rп = 0 м и высоты, например Нп = 6,9 м, hр = 4,73…4,75 м, σ = 100 %. По центру печи с увеличением угла от-коса снижается как граница зоны диссоциации hр = 5,90 м до 5,20 м, так и σ = 77…22 %. Причем при угле откоса α = 40° зона диссоциации вообще отсутствует. Это связано с особенностями распространения газовоздушной смеси, потоки которой, следуя по пути наименьшего сопротивления, отклоняются от оси печи по мере увеличения угла α. Также с увеличением величины α наблюдается снижение границы зо-ны диссоциации с hр = 6,70 м до 6,20 м на радиусе Rп = 0,5 м, при этом σ = 100 %.

В качестве рекомендаций по совершенствованию процесса обжи-га на основе проведенных параметрических исследований (с учетом оптимальных параметров засыпи) предложено изменить соотношение расхода газа между центральной и периферийными горелками, пода-вая топлива на периферию на 10 – 20 % более, чем в центр печи. Дан-ное мероприятие обеспечит дополнительное увеличение степени об-жига на 3% при одновременной экономии топлива до 2 кг у.т./т.


1. Тригуб И. Г. Моделирование поверхности засыпи в шахтной печи / И. Г. Тригуб, О. Н. Кукушкин, В. П. Радченко, И. С. Наливай-ко // Сборник научных трудов НГУ № 19, том 2. – Днепропетровск : НГУ, 2004. – С. 169-177.

2. Форись С. Н. Математическое моделирование шахтных извест-ково-обжиговых печей / С. Н. Форись, С. С. Федоров, М. В. Губин-ский // Системні технології. Регіональний міжвузівський збірник нау-кових праць. – Випуск 3 (56). – Дніпропетровськ, 2008. – Т. 2. – С. 98–104.

3. Тригуб И. Г. Исследование влияния формы поверхности засы-пи известняка на показатели работы шахтной печи / И. Г. Тригуб, С. С. Федоров, С. Н. Форись, В. И. Головко // Системні технології. Ре-гіональний міжвузівський збірник наукових праць. – Випуск 1 (66). – Дніпропетровськ, 2010. – С. 133-143.

203


ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ

В МЕТОДИЧЕСКИХ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ

Туяхов А.И., Волкова Т.Г.


В методических нагревательных печах Донецкого металлургиче-ского завода (ДМЗ) для нагрева металла под прокатку используется как чистый природный газ, так и смесь природного и коксового газов. При постоянном росте стоимости природного газа и дефиците коксо-вого возрастают затраты на нагрев металла, что приводит к росту стоимости прокатной продукции.

Одним из путей снижения стоимости энергозатрат является час-тичная или полная замена природного газа на доменный. Эффектив-ность сжигания низкокалорийного топлива, каким является доменный газ, зависит главным образом от температуры подогрева воздуха. На действующих методических печах подогрев воздуха для горения топлива осуществляется в металлических рекуператорах до темпера-туры не выше 300 °С, что не может обеспечить качественное сжига-ние доменного газа. Одним из вариантов решения данной проблемы является подогрев как воздуха, так и доменного газа в раздельных ре-куператорах до температуры ~ 300 °C. Схема движения газовых сред показана на рисунке 1.

Рис. 1. Схема движения газовых сред в методической печи

Проведенные балансовые тепловые расчеты трехзонной методи-ческой печи, работающей на чистом доменном газе, показали практи-ческую возможность нагрева двух различных газовых сред до темпе-

Печь

доменный газ

продукты сгорания

воздух

204


ратуры 300 °С в параллельно расположенных металлических рекупе-раторах. Нагреть только воздух в одном металлическом рекуператоре до температуры 600 °С (т.е. при одинаковой степени утилизации теп-ла) без специального керамического покрытия теплообменных по-верхностей, обращенных к дымовой стороне, не представляется воз-можным. Обеспечение стабильного нагрева воздуха до температуры 600 – 650 °С при использовании керамических рекуператоров пред-ставляет определенные трудности из-за низких коэффициентов пере-дачи тепла, недостаточной герметичности в местах соединения кера-мических трубок и больших габаритов.

Теоретические и экспериментальные исследования [1] показыва-ют, что одним из определяющих факторов, влияющих на скорость распространения горения, является температура предварительно по-догретой газовой смеси. Квадратичный характер зависимости скоро-сти горения от абсолютной температуры горючих компонентов под-тверждает целесообразность нагрева особенно низкокалорийного топ-лива при использовании его в нагревательных печах. Так, по экспери-ментальным данным [2] при сжигании доменного газа, нагретого до температуры 573 К, скорость распространения пламени возрастает в 3,2 раза, что близко к расчетному значению, равному 3,8. Повышенная интенсивность горения нагретого газообразного топлива объясняется на основе закона действующих масс, по которому доля взаимных столкновений молекул горючих компонентов и окислителя резко воз-растает при высокой температуре двух химически взаимодействую-щих газовых сред. При возрастающих скоростях движения молекул процесс горения сдвигается в кинетическую область, в которой обес-печивается более устойчивое и полное сгорание топлива по сравне-нию с диффузионной областью.

Сравнительные расчеты основных теплотехнических показателей работы действующей методической печи мелкосортного стана ДМЗ показали, что при замене природно-коксовой смеси на доменный газ, подогретый до температуры 300 °С, коэффициент использования теп-ла топлива снижается незначительно на 2 – 3 %, однако калориметри-ческая температура понижается на 15 %, что может привести к ухуд-шению теплообменных процессов в печи. Для обеспечения прежних показателей работы печи и соблюдения технологических режимов на-грева металла целесообразно использовать коксо-доменную смесь, при этом расход коксового газа по расчету должен составить 10 – 15 % по теплу.

Разработанный способ отопления нагревательной печи с автома-тической коррекцией расхода коксового газа в зависимости от состава доменного газа и температуры подогрева в металлическом рекупера-торе может быть реализован на одной из трехзонной методической

205


печи Донецкого металлургического завода, что позволит полностью отказаться от потребления природного газа, сократить в 2 – 3 раза расход коксового газа и заметно повысить технико-экономические показатели работы печи.


1. Кривандин В.А., Марков Б.Л. Металлургические печи. – М.: Металлургия, 1967. – 672 с.

2. Кондратьев В.Н. Кинетика химических газовых реакций. – М.: Издательство АН СССР, 1958. – 215 с.

206


ТЕПЛОВА ІНТЕГРАЦІЯ ПРОЦЕСУ ОЧИЩЕННЯ КОКСОВОГО ГАЗУ ВІД БЕНЗОЛЬНИХ ВУГЛЕВОДНІВ

Ульєв Л.М., Болдирєв С.А., Васильєв М.А.

Національний технічний університет «Харківський політехнічний інститут», м. Харків, Україна

Всі коксохімічні заводи в Україні будувалися під час відносно

дешевих енергоносіїв, і в сьогодення, як правило, працюють далеко не в оптимальному режимі з погляду на енергоефективність. У зв'язку зі стійкою тенденцією підвищення цін на енергоносії, питання енергоз-береження на КХЗ стало винятково важливим.

Аналіз літературних даних показав, що коксохімічні підприємст-ва України мають значний потенціал енергозбереження. В [1] наведе-но результати аналізу процесу переробки кам’яновугільної смоли з використанням методів пінч-аналізу [2]. Переробка кам’яновугільної смоли є одним з багатьох процесів коксохімічного виробництва. Дана робота присвячена аналізу споживання енергоносіїв процесу дистиля-ції бензолу на двоколонному агрегаті, покращенню системи рекупера-тивного теплообміну та аналізу зведеної вартості системи теплооб-мінних апаратів.

Для виконання роботи було проаналізовано декілька методів про-ектування та реконструкції оптимальних хіміко-технологічних систем. На сьогоднішній день набули широкого застосування декілька мето-дів: інтегральний і декомпозиційний [3], методи математичного про-грамування серед яких виділимо лінійне і не лінійне [4] та метод пінч-аналізу. Проаналізувавши ефективність представлених методів, можна зробити висновок про те, що єдиним методом, який може дати еконо-мічно-обґрунтований результат без проведення додаткових розрахун-ків, є метод пінч-аналізу, крім того, при виборі методу було також враховано, що пінч-аналіз є досить універсальним і відносно простим засобом рішення поставлених завдань.

В роботі [5] було проведено діагностику процесу дистиляції бен-золу при очищенні коксового газу на коксохімічному виробництві. Було показано, що при зменшенні мінімального температурного напо-ру в системі теплообмінників споживання енергоносіїв значно змен-шується. Але вибір мінімального температурного напору не було об-ґрунтовано. Метою цієї роботи є економічне обґрунтування вибору мінімального температурного напору в системі рекуперативного теп-лообміну та створення проекту реконструкції.

У даній роботі розглянуто можливість покращення теплової інте-грації в процесі очистки коксового газу від бензольних вуглеводнів.

207


Визначено оптимальне значення мінімального температурного напору на теплообмінному обладнанні, який складає 4. Розроблено проект ре-конструкції теплообмінної системи. У разі впровадження проекту ре-конструкції споживання теплової енергії та охолоджуючої води може бути скорочено на 45 та 20 % відповідно. Строк окупності складатиме 11 місяців.

Дослідження, яке було проведено в даній роботі показало знач-ний потенціал енергозбереження в процесі очистки коксового газу від бензольних вуглеводнів. Але екстракція бензольних вуглеводнів є ма-лою складовою частиною коксохімічного виробництва. Обстеження та реконструкція виробництва в цілому дозволить досягти значно біль-ших результатів ніж реконструкція однієї установки. Зменшення спо-живання утиліт на коксохімічному виробництві призводить до змен-шення використання коксового газу у якості палива. Це веде як до значної економії коштів, так і до зменшення шкідливих викидів в на-вколишнє середовище. Результати даної роботи можна використати для аналізу та реконструкції існуючого виробництва та виробництв що проектуються.


1. Товажнянский Л. Л. Анализ потенциала энергосбережения в процессе дистилляции каменноугольной смолы / [Товажнянский Л. Л., Капустенко П. А., Ульев Л. М. и др. ] // Інтегровані технології та енер-гозбереження. – 2001. – № 2. – С. 16 – 22.

2. Смит Р. Основы интеграции тепловых процессов / [Смит Р., Клемеш Й., Товажнянский Л. Л. и др. ]. – Харьков : НТУ «ХПИ», 2000. – С. 500.

3. Банди Б. Методы оптимизации. Вводный курс : пер. с англ. / Б. Банди. – М. : Радио и связь, 1988. – С. 128.

4. Grossmann I. E. Mixed-integer nonlinear programming techniques for process systems engineering / [Grossmann I. E., Kravanja Z.] // Com-put. chem. eng. – 1995. – Vol. 19. – P. 189–204.

5. Товажнянський Л. Л. Визначення потенціалу енергозбережен-ня процесу дистиляції сирого бензолу / [Товажнянський Л. Л., Капус-тенко П. О., Ульєв Л. М. и др.] // Інтегровані технології та енергозбе-реження. – 2010. – № 4. – С. 3–7.

208


МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ СОСТОЯНИЯ НАСАДКИ ДОМЕННЫХ

ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ НА ПОКАЗАТЕЛИ ИХ РАБОТЫ

Хаджинов А.С.1, Хаджинов Е.А.2

1 – Приазовский государственный технический университет, Украина 2 – Института газа, НАН Украины

В процессе работы воздухонагревателей (ВН) состояние насадки существенно изменяется: каналы насадки забиваются отложениями пыли, уменьшается гидравлический диаметр каналов насадки в результате оплавления, происходит сдвиг ячеек из-за температурного перекоса по горизонтальному сечению кладки и соответственно также снижается гидравлический диаметр насадки. Это на практике приводит к снижению тепловой мощности, максимально достижимой температуры нагрева дутья и к.п.д. воздухонагрева-телей.

В работе проведено исследование влияния уменьшения рабочей массы насадки на показатели работы воздухонагревателя. Исследование проводилось на математической модели воздухонаг-ревателя, адаптированной к параметрам работы ВН № 5 ММК им. Ильича [1]. Математическая модель моделирует процессы сжигания топлива в камере сгорания и теплообменные процессы в насадке ВН.

Исследования на модели проводились при следующих условиях: – длительность периодов нагрева и дутья постоянна; – в процессе эксплуатации ВН уменьшается количество рабо-

тающих каналов насадки и пропорционально их числу уменьшается работающая масса насадки;

– расход топлива не зависит от гидравлического сопротивления насадки, а зависит только от ограничения температуры уходящих га-зов (не более 400 °С);

– расход дутья и химический состав топлива не изменяются. Установлены зависимости показателей работы ВН от состояния

насадки. Снижение максимально достижимой температуры дутья в процессе эксплуатации ВН (см. рис. 1) заметно проявляет себя, когда температура уходящих газов достигает предельного значения и это вынуждает снижать расход топлива.

209


940

960

980

1000

1020

1040

0 5 10 15 20 25

Доля насадки, не участвующей в теплообмене, %

Темп

ература дутья,

°С

Рис. 1. Зависимость максимально достижимой температуры нагрева дутья

от доли насадки, не участвующей в теплообмене Проведенные исследования позволили сделать следующие

выводы. 1. Снижение работающей массы насадки вызывает повышение

температуры уходящих газов, при этом показатели работы ВН изме-няются незначительно (уменьшение рабочей массы насадки на 1 % снижает температуру нагрева дутья на 1,4 °С, к.п.д. на 0,05 %).

2. После достижения предельного значения температуры уходя-щих газов (400 °С) приходится изменять тепловой режим и снижать расход топлива, при этом показатели работы ВН изменяются сущест-венно (уменьшение рабочей массы на 1 % снижает температуру на-грева дутья на 4,6 °С, а тепловую мощность ВН на 0,6 %).

3. Полученные результаты могут быть использованы для опреде-ления сроков остановки ВН на капитальный ремонт.

Литература 1. Хаджинов А.С., Хаджинов Е.А., Тищенко В.А. Математиче-

ское моделирование тепловой работы доменного воздухонагревате-ля // Вестник Приазовского государственного технического универси-тета. – Вып. № 20. – Мариуполь, 2010. – С. 154-159.

210


ПЕРЕРАБОТКА УГОЛЬНОГО ТОПЛИВА С ПОМОЩЬЮ ПАРОКИСЛОРОДНОЙ ГАЗИФИКАЦИИ

Хаджинов Е.А., Бондаренко Б.И.

Институт газа НАН Украины, г. Киев, Украина

В настоящее время, в связи с ростом цен на нефть и природный

газ, а также проблемами с надёжностью их поставок, всё более акту-альным становится использование альтернативных, т. е более доступ-ных и дешёвых источников энергии. В частности, в качестве замены природного газа как топлива и как сырья для производства восстано-вительных газов или водородного топлива, предлагается использовать уголь. Другой актуальной мировой проблемой является выброс в ат-мосферу вредных продуктов переработки топлива, таких как углекис-лый газ, оксиды азота и серы. В связи с этим, выбор технологии пере-работки угля должен учитывать не только экономический, но и эколо-гический фактор.

В данной работе рассматривается вопрос переработки угля с це-лью получения газа-восстановителя или синтез газа методом его гази-фикации. Среди различных способов газификации выбран метод га-зификации в аэрозольном потоке топлива (угольной пыли) по прин-ципу Копперса-Тотцека. Данный метод выбран из следующих сооб-ражений:

1. Высокая температура процесса (1300 – 1900 ºС), что обеспечи-вает удаление шлака в жидком виде.

2. Почти полное отсутствие побочных продуктов в продуктах ре-акции (продукты реакции почти на 100 % состоят из смеси СО и Н2).

3. Высокая производительность газогенератора, полученная за счёт большой интенсивности процесса.

4. Автотермичность процесса. Целью работы ставится провести термодинамический анализ

процесса газификации угля по описанному выше принципу. При по-становке задачи были сделаны следующие допущения: уголь на 100% состоит из углерода, процесс газификации считается адиабатическим и изобарическим. Общую реакцию процесса можно записать в сле-дующем виде:

OHCOHCOOHOC 22222 +++→++ . Расчеты производились с использованием специализированной

прикладной программы HSC 7, позволяющей производить расчёты равновесного состава системы в зависимости от исходного состава, температуры и давления.

211


На основании результатов расчётов и литературных данных были сделаны выводы о том, что в рассматриваемом диапазоне температур (1300 – 1900 ºС) равновесный состав газовой фазы относительно слабо зависит от температуры и давления, и практически полностью пред-ставляет собой чистый синтез газ (СО + Н2) с небольшим количеством СО2 и H2O. Равновесный состав зависит от соотношения исходных компонентов.

По результатам расчётов на рис. 1 показано влияние соотношения О2 и Н2О в исходных продуктах на адиабатическую температуру про-цесса. Определен также выход чистого синтез-газа на единицу топли-ва (углерода) и равновесный состав конечных продуктов.

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

0,400 0,450 0,500 0,550 0,600 0,650 0,700 0,750 0,800 0,850 0,900

H2O/O2

Tад,

°С

α = 0,38

α = 0,4

α = 0,42

Рис. 1. Зависимость адиабатической температуры от соотношения кислорода и водяного пара при различных коэффициентах расхода кислорода

С помощью подобных графиков и, зная зависимость равновесно-

го состава от исходных компонентов, можно подобрать количество кислорода и водяного пара для достижения требуемой температуры автотермичного процесса и состава продуктов газификации, в зависи-мости от поставленных условий.

212


ОСОБЕННОСТИ СОВРЕМЕННОГО ПОДХОДА К РАЗРАБОТКЕ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ

МОЩНОГО ЭНЕРГОПОТРЕБИТЕЛЯ

Цыганаш В.Е.

Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск, Украина

При разработке системы управления мощного энергопотребителя

необходимо отдавать предпочтение не методам, а непосредственно решаемой задаче и учитывать два взаимно дополняющих аспекта [1]. Во-первых, целевую направленность. Мощные энергопотребители проектируются как системы в соответствии с их применением и поставленными перед ними целями. При этом необходимо обеспечить соответствующую более высокую универсальность. В противном случае получится система, которая использовалась ранее. При целевой направленности с учетом потребностей на универсальность разрабатываемой системы приходится накладывать ограничения и как в случае сложной системы осуществлять некоторый баланс. Во-вторых, аспект, ориентированный на универсализацию. При этом стремятся разработать такой алгоритм управления для системы, при котором приоритетными являются общность и расширяемость. Эти два понятия взаимно дополняют друг друга.

Успешного сочетания этих аспектов можно добиться, если для мощного энергопотребителя выбрать в качестве целевой функции коэффициент использования мощности источника питания )t(пК . С его помощью можно полнее характеризовать структуру энергопотребителя как системы, учесть взаимодействие источника питания и нагрузки, включая энергоперетоки между ними. Для одностадийного преобразования энергии его удобно представить в виде:

,)t(нP

)t(pP)I(потP)t(нP)t(нP)t(nP)t(пК

Δ−−==

где UI)t(нP = – фактическая мощность, зависящая от тока I и напряжения U, которая может быть отдана источником питания в нагрузку; )I(потP – мощность потерь, зависящая от тока I силовой цепи; )t(пP – фактическая полезная мощность, выделяемая на нагрузке; IUUI)t(рP Δ+Δ=Δ – недоиспользованная мощность источника питания, возникающая в результате отклонения от оптимального режима по току на IΔ и по напряжению на UΔ ; t – время.

213


Очень важным достоинством такой реализации целевой функции является то, что в ее основе находится уравнение баланса мощностей, позволяющее получать объективную информацию о процессе, а наличие в составе аддитивных и мультипликативных составляющих, представляющих частные критерии )t(нP , ),I(потP ),t(pPΔ позволяет просто формировать из числителя составной критерий как в дифференциальной, так и в интегральной форме. А это, в свою очередь, открывает перспективу не только получения составного критерия оптимального управления )t(пK для энергопотребителя в целом, но и дает основу для разработки математической модели системы [2]. Особенно он перспективен при решении задач динамики, так как при этом максимум функционала обеспечивается при максимуме подинтегральной функции.

Важной особенностью такого подхода является и то обстоятельство, что он хорошо подходит к задачам, имеющим очень высокий уровень неопределенности при получении информации о процессе. К этому типу задач можно отнести, например, построение систем управления дуговыми сталеплавильными печами при использовании в их контуре управления трех регуляторов, работающих на один объект, и оптимизатора, в качестве которого может быть использован оператор (сталевар) – лицо принимающее решения [3].

Удобен такой подход и для оптимизационных задач, например, для систем управления индукционными плавильными печами, при управлении сравнительно хорошо определенными процессами.

Литература 1. Системы: декомпозиция, оптимизация и управление /Сост.:

М. Сингх, А. Титли; Сокр. пер. с англ. А.В. Запорожца. – М.: Машиностроение, 1986. – 496 с.

2. Цыганаш В.Е. Анализ модели силовой электрической цепи мощной электротермической установки // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Обчислювальна техніка та автоматизація. Вип. 58. – Донецьк: ДонНТУ, 2003. – С. 130–135.

3. Цыганаш В.Е. Анализ и решение задачи выбора пред-почтительной инициативы при управлении мощной электро-термической установкой / В.Е. Цыганаш // Искусственный интел-лект. – 2010. – № 2. – С. 164–168.

214


МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЭМИССИИ ДИОКСИДА УГЛЕРОДА КОКСОХИМИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

Чесноков Ю.Н., Лисиенко В.Г., Лаптева А.В.

Уральский федеральный университет имени первого Президента

России Б.Н. Ельцина, г. Екатеринбург, Россия

При коксовании каменного угля выделяются летучие фракции в результате нагревания исходного продукта. После очистки и разделе-ния этих фракций из 1 т угольной шихты получают 650 – 750 кг кокса, 340 – 350 м3 прямого коксового газа, 30 – 40 кг смолы, 10 – 12 кг сы-рого бензола, 2,5 – 3,4 кг NH3 [1, 2]. Очищенный сухой коксовый газ (14 – 15 % от массы угля) используют в качестве топлива для обогрева батарей коксовых печей и для других энергетических целей (или сжи-гают в факелах коксовых батарей для доокисления CO и H2). Весь уг-лерод коксового газа при этом окисляется, что приводит к образова-нию диоксида углерода – CO2. Таким образом, для определения коли-чества образующегося парникового газа CO2 необходимо определить общее количество углерода в коксовом газе.

При коксовании сжигается топливо, однако это топливо или яв-ляется частью летучей фракции исходного угля – коксового газа, или является этой частью с добавкой доменного газа, образование CO2 из которого следует учитывать в выбросах доменного процесса.

Для расчетов примем состав коксового газа в объемных долях, приведенный в табл. 1 [3]. Из высших углеводородов учтем только этан и пропан. Табл. 1 иллюстрирует методику расчета массовой доли углерода в коксовом газе. Из табл. 1 следует, что масса 1 м3 коксового газа равна 0,482 кг, а масса чистого углерода в коксовом газе с учетом углерода CO2 равна 0,2233 кг, что определяет его долю 0,2233 / 0,482 = 0,463, т.е. 46,3 %.

Из приведенных выше данных следует, что на 1 т кокса необходи-мо 54,165,01 = т угля. Из него образуется 231,015,054,1 =⋅ т сухого кок-сового газа. Чистого углерода в нем будет 0,231·0,463 = 0,10695 т, из которого образуется 0,10695·3,667 = 0,392 т CO2. Коэффициент 3,667 показывает, сколько т CO2 образуется при сжигании 1 т углерода [4].

Таким образом, коэффициент удельной эмиссии диоксида угле-рода коксохимического производства равен 0,392. Очевидно, что зна-чение этого коэффициента зависит от выхода кокса и сухого коксово-го газа, конкретного состава коксового газа.

В общем виде проиллюстрированные числовым примером расче-ты можно представить следующим образом. Плотность газовой смеси из n газов определяется по формуле [3]:

215


∑ρ=ρn

iiiсм r , (1)

где iρ – плотность i-ой составляющей, кг/м3; ir – объемная доля i-ой составляющей.

Таблица 1 Исходные и расчетные данные для содержания углерода в коксовом газе

Компонент H2 O2 CH4 CO CO2 N2 C2H6 C3H8Среднее значение объемной доли компонента

0,570 0,005 0,250 0,066 0,029 0,050 0,015 0,015

Молекулярная масса, г/моль 2 32 16 28 44 28 30 44

Массовая доля углерода 0 0 0,750 0,429 0,273 0 0,800 0,818

Объем газа в 1 м3 0,570 0,005 0,250 0,066 0,029 0,050 0,015 0,015Плотность газа, кг/м3 0,089 1,429 0,717 1,250 1,977 1,251 1,339 1,786Масса газа 0,051 0,007 0,179 0,083 0,057 0,063 0,020 0,027Масса углерода 0 0 0,1343 0,0354 0,0156 0 0,016 0,022

Масса углерода Cm в 1 м3 газовой смеси, содержащей m углеро-

досодержащих составляющих определяется как

∑ρ=m

jjjjC wrm , (2)

где wj – массовая доля углерода в j составляющей. Масса углекислого газа, образующаяся при сжигании массы MF топливной газовой сме-си – коксового газа, определяется из соотношения

FCFсм

CC Mw667,3Mm667,3M =

ρ= . (3)

Для примера, производительность коксовой батареи достигает до 0,8 млн. т кокса в год [2]. Следовательно, коксовая батарея в год про-изводит около 0,314 млн. т диоксида углерода или 152 млн. м3.


1. Металлургия чугуна: Учебное пособие для вузов / Под ред. Ю.С. Юсфина. – М.: ИКЦ «Академкнига», 2004. – 774 с.

2. Воскобойников В.Г. Общая металлургия / Воскобойни-ков В.Г., Кудрин В.А., Якушев А.М. – М.: Металлургия, 1998. – 768 с.

3. Лисиенко В.Г. Топливо. Рациональное сжигание, управление и технологическое использование: Справочное издание: В 3-х книгах. Книга 1/ Лисиенко В.Г., Щелоков Я.М., Ладыгичев М.Г. Под ред. В.Г Лисиенко. – М.: Теплотехника, 2004. – 608 с.

216


4. Шевелев Л.Н. Оценка выбросов парниковых газов в черной металлургии России // ОАО «Черметинформация», Бюллетень «Чер-ная металлургия». – 2008. – № 8. С. 3–8.

217


МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ С УПРАВЛЯЮЩИМ ВОЗДЕЙСТВИЕМ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ

РАБОТЫ ЭЛЕКТРОФИЛЬТРА

Шатохин К.С., Мошкина Е.А


Для всех предприятий металлургического комплекса существует проблема улучшения энерго-экологических показателей их работы. Одним из аспектов решения данной проблемы может стать разработка новых и улучшение существующих технологий очистки отходящих газов сталеплавильных печей.

Для улучшения работы существующих аппаратов возможно при-менение новой концепции автоматического управления системой га-зоочистки, основным компонентом которой является газоочистной аппарат.

В настоящее время на металлургических комбинатах в системах пылегазоочистки однозонные электрофильтры получили наибольшее распространение, так как являются наиболее эффективными для очи-стки больших объемов газа от дисперсных частиц. Эффективность их работы зависит от многих факторов. К числу наиболее важных пара-метров относятся напряженность электрического поля, движение час-тиц в электрическом поле, время пребывания частиц в активной зоне, удельное электрическое сопротивление слоя пыли на электродах, эф-фективность встряхивающих устройств и явление вторичного уноса. Эти зависимости можно описать математически, с помощью уравне-ний. Сам электрофильтр можно рассмотреть с точки зрения теории планирования эксперимента.

В этом случае для вывода общего уравнения эффективности ме-тодом многомерной оптимизации с использованием множественной регрессии данные зависимости (уравнения) рассмотрены внутри оп-ределенной области эффективности от 91,25 % до 99,87 %. Получены два уравнения общей эффективности пылеулавливания:

– для пластинчатого электрофильтра η = –0,86·Х1 – 1,04·Х2 + 0,0073·Х3 + 0,725·Х4 – 0,0087·Х5 + 47,47;

– для трубчатого электрофильтра η = – 0,747·Х1 – 1,14·Х2 + 0,0014·Х3 + 0,74·Х4 – 0,0081·Х5 + 46,24,

где Х1 – скорость газа, м/с; Х2 – диаметр улавливаемых частиц в пре-делах от 2,5 до 20 мкм; Х3 – диаметр улавливаемых частиц в пределах от 5 до 55 мкм; Х4 – температура газа, 0С; Х5 – удельная мощность, подведенная к электродам, Дж/м3.

218


Для осуществления эффективного управления электрофильтром необходимо создание математической модели с управляющим воздей-ствием на основе существующих теоретических уравнений расчета эффективности электрофильтра (формулы Дейча, В.Н. Ужова) и вы-веденного общего уравнения эффективности (модель по теоретиче-ским уравнениям) (см. таблицу 1).

Таблица 1

Определение границ моделирования: входные параметры системы Практические

значения параметров

Модель с формулой В.Н. Ужова

(25 серий опытов)

Модель по теоретическим уравнениям

(10 серий опытов) Область Область Область Темпера-тура газа на входе в э/ф, °С

160–213 Темпера-тура газа на входе в э/ф, °С

202–239 Скорость газа (Х1), м/с

0,5–2,0

Темпера-тура газа после э/ф, °С

103–167 Давление газа на входе в э/ф, кПа

1,8–2,16 Размер улавливае-мых частиц (Х2), мкм (Х3), мкм

2,5–12,6 5–55

Давление газа на входе в э/ф, кПа

1,39–1,62 Напряже-ние на электро-дах, кВт

40,5–69,5

Температу-ра потока (Х4), °С

122–210 Используемы

е параметры

Скорость газа, м/с

1,8–2,5 Удельная мощность (Х5), Дж/м3

175–1400

Данная математическая модель с управляющим воздействием по-зволит использовать полученный материал, предоставляемый в виде уравнений, графиков, аналитических зависимостей, таблиц данных, номограмм для эффективного управления электрофильтром; доби-ваться улучшения работы систем газоочистки на базе электрофильт-ров (достижения норм ПДК по вредным выбросам, снижения потреб-ления энергии); использовать полученные результаты при проектиро-вании новых аппаратов.

Литература 1. Бердышев В.Ф., Шатохин К.С., Мошкина Е.А. Системная

оценка факторов, влияющих на эффективность работы электрофильт-ра // Металлург. – 2011. – № 2.

2. Планирование эксперимента при поиске оптимальных усло-вий / Адлер Ю.П. и др. – М.: Наука, 1971.

3. Очистка промышленных газов от пыли / Ужов В.Н., Вальд-берг А.Ю. и др. – М.: Химия, 1981.

219


АЛЬТЕРНАТИВНЫЙ ВАРИАНТ ЭЛЕКТРОСТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ

С ШАХТНЫМИ ПОДОГРЕВАТЕЛЯМИ И ОЦЕНКА ЕЁ ЭНЕРГО-ЭКОЛОГИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ

Шульц Л.А.

НИТУ МИСиС, г. Москва, Россия

Увеличение в электропечной шихте автомобильного лома, за-

грязненного пластмассами и другими галогеносодержащими материа-лами, особенно остро поставило перед металлургами проблему – про-блему стойких органических загрязнителей (СОЗ). В массе неразде-лимого с таким ломом не перерабатываемого остатка содержится до 6 % различных загрязнителей, среднее элементное содержание кото-рых, %: 4,84 С, 0,49 Н, 0,72 Cl, 0,03 F, 0,13 Sи др.; Qг = 30 МДж/кг. И только шредерная переработка автомобильного лома позволяет сни-зить их общее содержание до 1..2 %. С другой стороны, такая механи-ческая подготовка относительно легковесного автомобильного лома делает его особенно удобным для нагревания в условиях шахтного слоевого режима теплообмена.

Насыпная плотность шредерного автомобильного лома 0,9…1,3 т/м3, энергия, затрачиваемая на измельчение – 24…26 кВт·ч/т. Шредерная машина перерабатывает лом до кусков, не превышающих в любом направлении размеры 0,2 м. Причем, разо-рванные и смятые куски металла имеют объемную скругленную фор-му, со средним «диаметром» около 0,1 м.

Принципиальная технологическая схема предлагаемой шахтной ДСП для выплавки стали из автомобильного лома, прошедшего шре-дерную обработку, приведена на рис .1.

Печь имеет три последовательно расположенные шахтные зоны – камеры (4, 8, 10): подогрева лома до 800 оС, до 1300…1350 оС и до 1400…1450 оС. Камеры разделены поворотными (или вдвижными) за-слонками и пальцами. В первой камере нагрев осуществляется за счет сжигания топлива и примесей, во второй – топлива, примесей и вос-становительных газов, поступающих из третьей припечной камеры и самой печи. В качестве восстановительного газа в третьей зоне, на-пример, могут быть использованы продукты пиролиза природного га-за (ПГ) в кислороде при n = 0,35, которые вводятся через сопла в ниж-нюю часть высокотемпературной камеры непосредственно после ДСП. Высокая температура и достаточный восстановительный потен-циал газов, полученных в реакторе, гарантируют быстрое и практиче-ски 100 % восстановление железа перед поступлением лома в печь.

220


Рис. 1. Технологическая схема шахтной печи:

В – аспирируемый воздух с выбившимися из печи газами; ТВГ – топливно-воздушная горелка(одновременно завеса);

СИО – система контактного испарительного охлаждения и ввода порошка извести; КС – камера смешивания; РФ – рукавный фильтр;

Д – дымосос; 1 – ДСП; 2 – фрагмент зонта; 3 – удерживающие пальцы; 4 – камера перегрева шихты до 1400…1450 оС и восстановления

окисленного железа; 5 – реактор восстановительного газа; 6 – байпас; 7 – бункер пыли; 8 – камера перегрева лома до 1300…1350 оС, высокотемпературного дожигания, выдержки и деструкции СОЗ;

9 – удерживающие заслонки; 10 – камера подогрева лома до 800 Со, испарения и первичного сжигания примесей; 11 –совок для загрузки

лома; 12 – надвижная крышка; 13 – рекуператор

Важнейшей особенностью выделения энергии в первых по ходу лома шахтах является двухстадийное использование воздуха: в первой подогревательной камере сжигание производится при коэффициенте избытка аспирационного воздуха n = 2,0…2,5 и температуре его по-догрева 500 оС, а во второй камере – кислород в первичных продуктах горения (10…12 % О2 при 850 оС), поступающих по байпасам из пер-

221


вой камеры, используется для горения новых порций топлива при n = 1,3. Сжигание при большом избытке воздуха или другого балласта позволяет значительно увеличить объем газов и исключить чрезмер-ный перегрев лома в зонах расположения факелов горелок, активизи-ровать конвективный теплоперенос, усилить действие факельной за-весы на входе в систему шахт, подавить образование NO, усилить действие аспирационной системы печи.

Основные расчетные показатели шахтных камер и печи произво-дительностью 100 т/ч рядовой стали следующие:

– адиабатная температура горения ПГ (ПУТ) в камере 10 –1300 оС, 8 – 1700 оС;

– объемный коэффициент теплоотдачи в слое лома 800…1000 Вт/(м3 К);

– гидравлическое сопротивление слоя лома в шахтах 8, 10 – 500…700 Па;

– суммарный удельный расход ПГ (ПУТ) в камерах 8, 10 – до 60 м3/т;

– удельный расход электроэнергии в ДСП и на транспорт газа 75 кВт·ч/т;

– энергоемкость жидкой выплавленной из лома стали 700 кВт·ч/т;

– полезная емкость одной шахтной камеры 50 м3 (2,4 × 6 × 3,5 м);

– содержание СОЗ в дымовых газах – менее 0,1 нг/м3, NO(SO2) – 100 мг/м3.

Доля теплогенерации в шахтах за счет сжигания примеси лома зависит от чистоты шихты и может составлять 10…20 %. В ДСП ве-дется лишь чисто электрический нагрев, кислород и уголь имеют спе-циальное применение.

В зависимости от выплавляемой марки стали она подвергается той или иной внепечной обработке; помимо лома в печи может быть использован и первородный материал: металлизованные окатыши, жидкий чугун.

222


ОЧИСТКА ТРАНСФОРМАТОРНОГО МАСЛА УЛЬТРАЗВУКОВОЙ КАВИТАЦИЕЙ

Яковлева И.Г., Ильин С.В.

Запорожская государственная инженерная академия,

г. Запорожье, Украина В настоящее время ни одно предприятие металлургической отрас-

ли не может обойтись без электрической энергии. В частности, на предприятиях установлено большое количество масляных трансформа-торов тока, эксплуатационные характеристики которых в значительной степени зависят от состояния охлаждающей среды, то есть трансфор-маторного масла. На сегодняшний день существуют различные спосо-бы очистки масел, одним из которых является ультразвуковая кавита-ция. Ультразвуковая кавитация – основной инициатор физико-химических процессов, возникающих в жидкости под действием ульт-развука. Она реализуется за счет трансформации энергии ультразвука низкой плотности в энергию высокой плотности вблизи и внутри газо-вого пузырька. При прохождении ультразвуковой волны через транс-форматорное масло наблюдается появление небольших пузырьков газа, то есть имеет место дегазация масла. В случае стоячей звуковой волны эти пузырьки под действием звукового давления концентрируются преимущественно в пучностях колебаний, где и остаются.

Следует учитывать, что в звуковой волне каждый пузырек пуль-сирует, т. е. его объем увеличивается и уменьшается в соответствии с колебаниями давления в звуковой волне. При определенных размерах пузырьки газа совершают резонансные колебания. Эта резонансная частота определяется выражением:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ σ

+ρχ

π=

d4p3

d1f 0R ,

где d – диаметр пузырька, мм; р0 – гидростатическое давление в жид-кости с плотностью ρ; χ – отношение теплоемкостей газа в пузырьке; σ – поверхностное натяжение на границе газа и жидкости.

Обычно величиной 4σ/d можно пренебречь по сравнению с р0. Диаметр пузырьков воздуха в масле (χ = 1,14, р0 = 101325 Па, ρ = 895 кг/м3) можно вычислить по выражению:

ρχ

π= 0

R

p3f1d .

Тогда для частоты Rf = 50 кГц получим:

.мм0126,0895

10132514,135000014,31d =

⋅⋅⋅

=

223


Результаты расчетов приведены на рисунке 1.

y = 0,6267x‐1

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0 200 400 600 800 1000Резонансная частота ультразвуковых колебаний, кГц

Диаметр пу

зырьков воздуха в масле

, мм

Рис. 1. Зависимость диаметра пузырьков воздуха в масле

от резонансной частоты колебаний В стоячей звуковой волне вектор скорости движения среды на-

правлен к пучностям давления при повышении давления и от них при понижении давления. Поэтому пузырьки газа с диаметром меньше ре-зонансного мигрируют к пучностям давления, а пузырьки с диаметром больше резонансного – к узлам давления, т. е. к пучностям скорости.

Для масел заметная дегазация может быть достигнута лишь при низких частотах. Опытным путем обнаружено, что для удаления 1 см3 газа в секунду из масла при частоте 194 кГц требуется мощность 51,2 кВт, при частоте 380 кГц – 72,6 кВт [1]. Таким образом, дегазация существенно зависит от частоты. Применение акустической кавита-ции для очистки дегазации трансформаторного масла, по сравнению с гидродинамической кавитацией, при одинаковых прочих параметрах, приводит к экономии до 25 % электроэнергии, расходуемой на реге-нерацию масла [1].

Использование ультразвука для дегазации, может быть примене-но не только в отношении трансформаторного масла, но и для гидрав-лических, компрессорных и редукторных масел, которые в большом количестве применяются на металлургических предприятиях.


1. Бергман Л. Ультразвук и его применение в науке и технике. Перевод с немецкого. Издание второе. – М.: Издательство иностран-ной литературы, 1957. – 727 с.

224


ПРОБЛЕМЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВТОРИЧНЫХ РЕСУРСОВ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

Ярошенко Ю.Г.

ФГОАУ ВПО «Уральский федеральный университет»,

г. Екатеринбург, Россия

Использование вторичных ресурсов в металлургии позволяет: − уменьшить объемы извлекаемых из недр первичных ресурсов; − снизить материальные ресурсы и затраты на изготовление

продукции; − снизить удельные расходы энергетических ресурсов; − осуществить замещение в ряде случаев импортируемых мате-

риалов; − улучшить состояние окружающей среды. В итоге вовлечение вторичных ресурсов в различные металлур-

гические технологии обеспечивает существенное снижение энерго- и ресурсоемкости производимой продукции. Для получения значимых результатов надо стремиться любой отход возвращать, прежде всего, в ту технологию, где он образовался. При невозможности такого реше-ния следует этот отход эффективно использовать в других целях на выгодных условиях. Для металлургических предприятий вторичные ресурсы подразделяют на энергетические (ВЭР) и на материальные (ВМР). Их более подробная классификация приведена в таблице.

Вторичные ресурсы предприятий черной металлургии

Вид ресурса Вторичные ресурсы

Топливные Коксовый газ, доменный газ, конвертерный газ, газ дуговых электросталеплавильных печей, газ

ферросплавных печей

Тепловые Тепло отходящих газов, тепло горячего кокса, тепло горячего агломерата, тепло жидких шлаков, тепло металлопродукции, тепло охлаждающей воды

ВЭР

Энергия повышенного давления

Энергия колошникового газа, энергия природного газа

Твердые Металлический лом, отвальные шлака, пыли газоочисток, огнеупорный лом

Жидкие Шлаки, шламы газоочисток, сточные воды, травильные растворы

ВМР

Газообразные Азот, диоксид углерода, диоксид серы Вторичные энергетические ресурсы. Среди топливных ресурсов

уровень использования доменного и коксового газов достигает 90 – 225


100 %. Менее успешно утилизируют физическое и химическое тепло технологических газов дуговых сталеплавильных и ферросплавных печей для подогрева шихты. Конвертерный газ из-за значительных колебаний по выходу, а также в силу периодичности сталеплавильно-го процесса для технологических целей не используется. Внедрение конструкторских решений по применению конвертерного газа для по-догрева металлического лома, руды или окатышей, а также обжига из-вестняка решило бы эту проблему с большой эффективностью. Ути-лизация тепловых ВЭР приводит к экономии природного топлива, что в свою очередь не потребует его добычи и переработки. Для более полной утилизации тепла технологических газов металлургических печей необходимы более совершенные конструкции теплообменни-ков. Системы пароиспарительного охлаждения эффективно работают в металлургии. При активизации их внедрения проблема утилизации тепла воды, охлаждающей элементы металлургических печей тради-ционными способами, может быть успешно решена с помощью теп-ловых насосов. Тепло же металлопродукции, жидких шлаков, как мощный тепловой ресурс, практически не используется из-за отсутст-вия достаточно эффективных и, главное, надежных методов и обору-дования. Проблемой для ряда заводов является использование энергии избыточного давления газов – колошникового газа доменных печей и природного газа на входе в заводские сети. Применение ГУБТ, снимая эту проблему, обеспечивает предприятие дополнительной электро-энергией.

Вторичные материальные ресурсы. Среди твердых ВМР основ-ным вторичным ресурсом является металлический лом. Затраты на использование 1 т металлического лома в 8 раз ниже, чем на выплавку 1 т чугуна. Проблемы его эффективной утилизации состоят в органи-зации сбора, сортировки и подготовки к плавке. На предприятиях черной металлургии скопилось миллиарды тонн отвальных шлаков, экономически эффективная переработка которых ведется лишь на не-которых заводах, при этом получают абразивный продукт, удобрения, металлические отходы и др. Проблема переработки отвальных шла-ков – это распространение уже имеющегося опыта. Пыль газоочисток используется в технологиях подготовки железорудного сырья и про-изводстве огнеупоров. Проблема использования железосодержащей пыли появляется, если эта пыль загрязнена оксидами цветных метал-лов. Технологии сбора и переработки огнеупорного лома хорошо из-вестны. Увеличение доли вовлекаемого лома в производство огнеупо-ров может быть задачей ближайшего будущего. Среди жидких вто-ричных материальных ресурсов наиболее полно в металлургии пере-рабатываются шлаки, однако в технологиях их переработки следует отдавать предпочтение припечным способам. Технологии использо-

226


вания шламов мокрой газоочистки и сточных вод могут быть улуч-шены за счет применения более эффективного оборудования. Отра-ботанные травильные растворы регенерируют, при этом получают железный купорос, пользующийся низким спросом на внутреннем и внешнем рынках. Проблему совершенствования технологий травле-ния металлов можно решить применением бескислотного травления в нейтральном электролите. Газообразные вторичные материальные ресурсы используются далеко не полностью. Если азот находит при-менение, то диоксид углерода практически не используется. Сущест-вуют также проблемы улавливания диоксида серы из-за низкой его концентрации в технологических газах. Эти проблемы исчезнут после разработки и внедрения новых эффективных методов улавливания и утилизации СО2 и SO2.

Вовлечение в хозяйственную деятельность предприятий черной металлургии вторичных ресурсов, как энергетических, так и матери-альных, способно обеспечить значительное снижение ресурсоемкости валового внутреннего продукта, сохранить первичные топливные и минеральные ресурсы, а также, что не менее важно, уменьшить за-грязнение окружающей природной среды выбросами, сбросами и от-ходами производства и потребления.

227


MODELLING OF HEATING FURNACE WORK PARAMETERS

Henryk Radomiak, Monika Zajemska

Częstochowa University of Technology Poland,

Faculty of Materials Processing Technology and Applied Physics, The Chair of Industrial Furnaces and Environmental Protection

Introduction Charge heating in heat furnaces is an essential stage production of

products by metal plastic working. For the sake of quality very important is to achieve proper temperature of heating charge in the whole volume. The temperature decides largely about metal flowing, structure and properties of final product. By the irregular temperature distribution and phase conversion in a charge heating there are forming thermic stress. In the case of exceeded boundary material pliability stress lead to local material cracks, in the extreme case there might occur cracks of charge heating.

The research and calculations results Furnaces using for heating charge are usually firing by earth gas

which is very expensive and belonging to the group of non- renewable fuel. All action taking by researchers follow an aim to more effective and saving their utilization. In order to provide possibilities of analyzing an influence particular operating parameters of heating furnace on temperature decomposition in the heating charge and fuel consumption, it seems to be necessary to use numerical modeling that truly give back heating process conditions in the heating furnace. In the case of batch heating in a pusher or (pokroczny) furnaces walls, hearth, neighboring slab and gases of furnace are batch surroundings. For pusher or stepper furnaces often used simplification by authors is to replace batch surroundings by furnace temperature as a heating curve. Dominant mechanism of heat transport in a knockabout space of heating furnace is a heat conversion by radiation. It is estimated that in a pusher furnace chamber radiating transport of energy is more than 90 percent of total stream flowing energy.

The most widespread programs to modeling of gas dynamical and chemical course effects are: KIVA, COMSOL, FLUENT, FLUE GAS, HSC CHEMISTRY, CANTERA or CHEMKIN.

228


Fig. 1. Scheme partition of furnace by regulating area

Fig. 2. View of heating furnace chamber with spaced torches

Fig. 3. Directions of streamand temperature in a whole furnace geometry [P

oPC]

that was designated by COMSOL program

229


Tab. 1.

Summary of gas composition outlet from each area (CHEMKIN)

Summary Computer simulations, that are creating on the basis of practical data,

accompany inherent results of scientific research that are based on laboratorial experiments. Advanced computer simulations nowadays are very useful instrument enable recognition and understanding complicated physical and chemical processes, that are often impossible to explore in a laboratory conditions. The important advantage of computer simulations are low

T

financial expenditure compared with expensive T

experimental study. Available on the market computer programs allows on elaborate more

expanded chemical models, that makes possible to lead modeling study not only of providing combustion products, but also shows the way to reduce pollutant emission in industrial objects.

Satisfactory results of numerical simulations and large possibilities used to this aim software induce to take more studies, not only of providing combustion products, but also temperature distribution and stream spreading in a heating chamber industrial furnace.

230


INFLUENCE OF THE REBURNING ON NOX REDUCTION

Lazić L.1, Lukač L.2, Lukač P. 3

1 – Faculty of Metallurgy, University of Zagreb, Sisak, Croatia 2 – Faculty of Metallurgy, Technical University, Košice, Slovakia

3 – Faculty of mechanical engineering, Technical University, Košice, Slovakia

Nitrogen oxides are a significant threat to the environment, and com-bustion systems are a major source of these pollutants. Bearing this in mind, the development of efficient, low polluting combustion systems is a major goal of combustion researchers. Burner is always one of the key components of any combustion system. There are many factors related to the design of a burner that have significant impact on the emissions from its flame.

Many so-called “advanced” combustion techniques, such as the High Efficiency Combustion (HEC), are new developed combustion technolo-gies that combine high thermal efficiencies with reduced NOx emissions. Given their high investment costs at replacement the existing combustion systems, the focus of this paper is given on retrofit measures using com-mercially available technologies for lowering NOx emissions on the exist-ing furnaces equipped with conventional combustion technologies.

Different strategies to reduce the amount of NOx realized into the en-vironment from combustion devices have been developed, where the re-burning is one of the so-called primary methods used to prevent NOx for-mation in accordance with the limit level of the regulation at a lower cost. The air and fuel staging method, called also reburning or fuel staging, was applied as the staged combustion technology unlike other primary methods based on decreasing the temperature in the combustion zone.

Reburning is a combustion that takes place in three stages: • In the first stage (main combustion zone) a greater part of fuel is

burned, in little air excess: combustion is almost completed with few un-burnt hydrocarbons;

• In the second stage (reburning zone) only ''secondary'' fuel is in-jected to create a reducing zone (with fuel excess);

• In the third stage only air is injected (over fire air, OFA) to reach the stated air excess.

This paper presents the result of a series of laboratory tests to deter-mine the emissions of nitrogen oxides from the standard conventional par-tially premixed gas burner, which is applied very often in industrial prac-tice. Natural gas was used as a fuel. Non-preheated atmospheric air was used as the oxidizer. The natural gas and synthesis gas (syngas) were used as the reburning fuels. The gasification of biomass to produce syngas offers

231


an alternative to fossil fuels, which can be used as a supplemental fuel to reduce the consumption of natural gas. Furthermore, since it contains hy-drocarbons and other reducing compounds such as hydrogen and carbon monoxide, it has the potential to be used as a reburning fuel to reduce NOx emissions. The syngas, produced from the wood-wastes by gasification in the gasifier with the stationary layer on a grate, is of low heat value (Hi = 4.7 MJ/m3) containing the next species (in Vol.%): H2 – 10.6, CO2 – 12, CO – 23, CH4 – 3.33, O2 – 0.52 and N2 – 48.9.

The objective of this work is to investigate the effect of the quantity of the reburning fuel on pollutant emissions of nitrogen oxides. Experimental data were obtained from testing the low-NOx burner at the experimental facility intended for testing and improving industrial burners (Fig. 1).

Fig. 1. Test combustion facility All experimental investigations were done with natural gas as a fuel at

the flow of 1.4 m3/h and the value of air-fuel-ratio of 1.11. Increasing the reburning fuel level shows a marked influence on the NOx emissions, par-

232


ticularly in the use of natural gas (Fig. 2). Increasing the quantity of the natural gas up to 20 %, NOx emissions are observed to decrease by ap-proximately 40 %.

Fig. 2. Effect of the quantity of the reburning fuel on NOx emissions

The results of the study provide useful independent information on the practical limits of flue gas emissions that are achievable using standard in-dustrial low NOx burner and advanced techniques such as the reburning for reducing NOx emissions.

233


FLUIDISED BED VS GRATE ATMOSPHERIC

BIOMASS GASIFYING

Pástor M., Lukáč L.

Technical University in Košice, Slovak Republic

Gasification is the thermal decomposition of organic mater in the at-

mosphere with reduced air contents. For biomass, energo- gas containing

CO, H2 and CH4 traces (except ballast: CO2 + N2). Equivalence ratio is

suitable for gasification in the range of 0,2 to 0,4. Calorific value of wood

chips fluctuated in the range: Qn = 12 to 15 MJ/kg, humidity 15 to 22 %.

Calorific value fuel gas Qn = 2,5 to 5 MJ/m3, density 0,EP = 1,745 kg/m

3.

Efficiency gasification process is possible increases in contact time

the material with gasification media; reduce the thermal losses to the sur-

rounding devices, particularly in zones where there is a need for higher

temperature; pre-heating gasification medium; added alternative fuel.

Tab. 1

Comparison of parameters both gasifier types (generally)

Type reactor Grate Fluid

humidity, % < 20 < 40

bulk density, kg/m3 > 500 > 100

particle size, mm 10 – 100 0 – 20

ash

%

melting temperature, °C

< 5

> 1250

< 20

> 1000

working temperature, °C 800 – 1400 750 – 950

tar content, g/m3 < 5

Tab. 2

Working condition and obtained results by gasification

Type reactor Grate Fluid

biomass weight flow, kg/h 24 6

air flow, m3/h 30 7

working temperature, °C 450 600

wood gas, m3/h 60 45

gas composition, %

CH4

H2

N

CO2

CO

2

8

60

10

20

2

2

67

16

13

ash, kg/h 0,14 0,1

234


These results were obtained from experimental measurements on De-

partment of furnaces and thermal technology devices. Produced wood-gas

can be used for cogeneration, but must be modified (dry and wet cleaning).

This publication is the result of the Project implementation: Research

centre for efficient integration of the renewable energy sources, ITMS:

26220220064 supported by the Research & Development Operational Pro-

gramme funded by the ERDF.

235


STUDIES ON KINETICS OF SOLID MELTING AND DISSOLUTION IN A GAS STIRRED VESSEL

Ryabov D., Volkova O., Scheller P.R.

Institute of Iron and Steel Technology, Technical University Bergakademie,

Freiberg, Germany

The melting and dissolution process of scrap and alloys in high tem-perature liquid steel melt was investigated by conducting cold model inves-tigation of melting of solid sample of different geometries and sizes in ar-gon stirred vessel containing water.

For the studies on kinetics of melting the solid ice samples were used. The ice sample was submerged in the water and put above the rising gas plume. The argon gas is blown through bottom tuyers of a cylindrical ves-sel made of plexiglas. The planar laser-induced fluorescence (planar-LIF) was used for the experimental investigations of ice prism thickness change and flow fields in the vessel. The investigations were carried out by varia-tion of the operational parameters such as bath temperature (20, 40, 60 °C), thickness of the ice sample, geometry (cylindrical, sphere, plate) and gas injection rate (0 – 100 Nl/h). Thereby Phase transformation number Ph was assumed for the similarity criteria:

)Tc/(HPh x,p Δ⋅Δ= . (1)

Where: HΔ – latent heat of melting [J/kg]; s,pc – specific heat of solid [J/kg·K]; TΔ – superheat [K]. The range of Ph number for cold model experiment and actual scrap melting process are found to be same as calculated in Table 1.

Table 1

Comparision of physical properties of steel scrap and ice

Property Steel Scrap (1536°°C)

Property Ice (0 °C)

Specific heat of solid [J/kg·K]

760 Specific heat of solid [J/kg·K]

2010

Density of solid [kg/m3] 7200 Density of solid [kg/m3] 917 Thermal conductivity of

solid [W/m·K] 34.6 Thermal conductivity of

solid [W/m·K] 2.2

latent heat of melting [J/kg]

272000 latent heat of melting [J/kg]

334000

Ph no (at ΔT = 40) 8.95 Ph no (at ΔT = 20) 8.31 Ph no (at ΔT = 150) 2.39 Ph no (at ΔT = 60) 2.77

236


For the studies on kinetics of dissolution water and tert-butanol were used as solid/liquid system. Temperature of the water was 15 °C. The liq-uidus temperature of tert-butanol is about 25,8 °C.

Experimental data of cold model investigation of melting and dissolu-tion of solid sample in water vessel under different conditions are thor-oughly analyzed for the forced as well as free convection case. The results are compared with the literature reported correlations. The results are in good agreement with the reported correlations in the literature. Nusselt number is also derived as

3/1n PrReCNu ⋅⋅= . (2) Where: Re – Reynolds number; Pr – Prandtl number; C and n – coef-

ficient. For forced convection case using experimental data where the esti-mated values of C and n from experimental data are calculated as follow-ing:

for spherical geometry C = 0.5755 ; n = 0.4929; Correlation coefficient for fit = 0.9542;

for cylindrical geometry C = 0.1372 ; n = 0.7168; Correlation coefficient for fit = 0.7437;

for plate geometry C = 0.2947 ; n = 0.6045; Correlation coefficient for fit = 0.609;

average for all geometry C = 0.0281 ; n = 0.8591; Correlation coefficient for fit = 0.7117.

The mass transfer coefficient under forced convection condition was

estimated using Chilton-Colburn analogy for heat and mass transfer [1, 2]. The analogy is defined mathematically as following:

2fSc

Sc.ReShjPr

Pr.ReNuj 3/2

M3/2

H =⋅==⋅= . (3)

Where: Sh – Sherwood number, Sc – Schmidt number. The Sherwood number for dissolution of sample with spherical geometry was estimated as:

.ScRe5755,0Sh 3/14929,0 ⋅⋅= (4)

References 1. Ajay Kumar Shukla, Ryabov Dmitry, Olena Volkova,

Piotr.R.Scheller and Brahma Deo: Cold model investigation of melting of ice in a gas stirred vessel. MetMatTransB vol. 42, N1, pp. 224-235.

2. D.R. Poirier and G.H. Geiger: Transport Phenomena in Materials Processing, The Minerals, Metals & Materials Society, Warrendale, PA, 1994, pp. 248–315.

237


KINETICS OF CARBON OXIDATION IN MgO-C REFRACTORY BY TEMPERATURE RANGE

FROM 800 °C TO 1400 °C

Volkova O., Scheller P.R.

Institute of Iron and Steel Technology, TU Bergakademie Freiberg, Freiberg, Germany

Today MgO-C refractory are widely used in casting ladles due to its

excellent resistance to slag corrosion and thermal shock. However, the presence of carbon makes the MgO-bricks very susceptible to oxidation. The oxidation of carbon during ladle preheating using natural gas lead to reduce of the strength and penetrate of metal/slag through the porous de-carburised layer. In the present work commercial bricks containing 7 and 14 % carbon were oxidized isothermally with air. A 20 mm cube was cut from brick and dried. The sample was put in the isothermal zone of the 240 cm long by 36 mm diameter alumina tube of electric resistance fur-nace. Dry air was blown at 200 – 300 Nl/h. The samples were held at 800, 1000, 1200 and 1400 °C in air flow during fixed from 5 to 120 min. After treatment the weight loss of the sample was measured.

By temperature range from 800 °C to 1400 °C the oxidation process may proceed through the following five steps:

- Step1: oxygen diffuses through the gas film to the surface of sam-ple, - Step2: oxygen diffuses through the pores in the decarburised layer to the reaction interface, - Step3: carbon reacts with oxygen to form CO, - Step4: CO diffuses through the pores to the surface of the oxidizing specimen, - Step5: CO diffuses through the gas film to the air atmosphere. Thereby the equation describing kinetics of the oxidation process can

be described as [1]:

( ) ( ) ( ) tCs

CC

K21k

11D6

12131sk3 gr

eb

f

31

e

32

g⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⋅−

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

α−−+⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ α−+α−−+

α, (1)

where: α – fractional weight loss; gk – mass transfer coefficient through the gas film [m/s]; s – the length of sides of a cube [m]; eD – effective dif-fusion coefficient of air in pores [m2/s]; fk – rate constant of reaction [m/s]; bC – equilibrium constant of reaction; bC – oxygen concentration in air bulk [mol/m3]; eC – oxygen concentration on the reaction interface

238


[mol/m3]; grC – carbon concentration in the brick [mol/m3]; t – oxidation time [s]. Thereby the first second and third terms in the left side mean the resistance terms of mass transfer through the gas film, diffusion of gases through the pores and chemical reaction respectively. The fractional weight loss was calculated from measured weight changes of refractory samples based on the following definition:

oxidationcompleteafterlossweightTotalttimeatlossWeight

=α . (2)

The relation between second term of equation (1)

( ) ( )α−+α−− 12131 32

, which represents the diffusion resistance through the pores, and oxidation time is linear, Fig. 1. Thereby the slope of the straight means the effective diffusion coefficient. The Arrhenius plot of ef-fective diffusion coefficient for MgO–7%C and MgO–14%C is shown in Fig. 2. The effective activation energy calculated from the slope of the straight is 26 and 28 kJ/mol for MgO–7%C and MgO–14%C respectively.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 2000 4000 6000 8000

time [s]

1-3(

(1-a

)^2/

3)+2

(1-a

)

Fig.1. Relation between ( ) ( )αα −+−− 12131 3

2

and oxidation time at temperature of 1200 °C

-11,5

-11

-10,5

-10

-9,5

-9

-8,5

0,0004 0,0005 0,0006 0,0007 0,0008 0,0009 0,001

1/T [1/K]

LnD

e

Gas: AirFlow rate: 200l/h

MgO-7%C -

- MgO-14%C

Fig. 2. Arrhenius plot of the effective diffusion coefficient

References 1. Sunayama H., Kawahara M. Measurement of the oxidation rate of

MgO-C Brick with a thermobalance. Journal of the Technical Association of Refractories Japan. 2003, No.3, pp. 152-155.

239


ADIABATIC SIMULATIONS OF OXY-BURNERS USING NON-PREMIXED COMBUSTION MODEL

Zs.Vaszi1, J. Šváb1, A. Varga1, L. Lazić2

1 – Department of Furnaces and Thermal Technology, Faculty of Metallurgy,

Technical University in Košice, Košice, Slovakia 2 – Faculty of Metallurgy, University of Zagreb, Sisak, Croatia

The adiabatic combustion of natural gas with oxygen enhanced air are

described in this paper. The simulations was made with CFD software us-ing non-premixed combustion model. Two types of burners was compared in the combustion process where air contained 21 %, 35 %, 50 % and 75 %.

In many industrial processes heating can be enhanced by replacing some or all of the air with oxygen. The combustion with oxygen is called oxy-fuel combustion. The general benefits of oxygen enhanced combustion are increased productivity, higher thermal efficiencies, improved flame characteristics (in terms of higher turndown ratio, increased flame stability, better ignition characteristics), lower exhaust gas volumes, higher heat transfer efficiencies.

0

2

4

6

8

10

12

14

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

O2 [%]

V [

m3/

m3]

Lmin Vsp

Fig. 1. Effect of oxygen content in an oxidizing agent to the amount of oxidant and combustion gases

240


Effect of the combustion with oxygen air enrichment – oxy-fuel com-bustion – on the combustion process parameters for natural gas combustion are given in the Fig. 1.

The mixers of the burners was dimensioned for a 2 kW burner. The combustion chamber for the burners is shown in Fig. 2. The height of the chamber was 800 mm and the diameter was 100 mm. The inlet for the models were the same mass flows of air and natural gas, only the geometry of the mixers was changed. In the first tests burnt was the mixture of natu-ral gas and plain air. In the next tests the air was enriched by oxygen.

Fig. 2. Combustion chamber for burners

241


ОГЛАВЛЕНИЕ

Абдулин М.З., Турунов Д.Н., Абдулин А.М., Дворцин Г.Р.,

Жученко А.М., Ткаченко А.Г. Модернизация горизонтального

стенда разогрева сталеразливочных ковшей на основе СНТ. . . . 5

Агаджанян А.В., Губинский М.В., Федоров С.С., Форись С.Н.,

Карабеза И.И. Экспериментальное исследование коэффициен-

та турбулентной диффузии газа в плотном слое кускового ма-

териала. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

Аржадеева Г.Ю., Дмитриев А.Н., Чесноков Ю.А. Исследова-

ние влияния комплекса металлургических свойств железоруд-

ного сырья на технико-экономические показатели доменного

процесса. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

Арсеньев В.М., Шарапов С.О., Прокопов М.Г. Применение

жидкостно-паровых эжекторов в вакуумной металлургии. . . . . 12

Бейцун С.В., Михайловский Н.В., Тригуб И.Г. Влияние геомет-

рии ковша и структуры его футеровки на тепловые потери рас-

плава. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

Белоусов В.В., Бондаренко В.И., Недопекин Ф.В. Метод проек-

тирования программного обеспечения для моделирования про-

цессов переноса при производстве металлургических изделий. 16

Бойко В.Н. Выбор технологической схемы циклонной печи для

производства мелкодисперсной извести. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

Бровкин В.Л., Анурова Т.В., Радченко Ю.Н., Коваленко В.В.,

Лазич Л. Численное исследование влияния геометрических па-

раметров охлаждающего устройства на температуру сортового

проката. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

Булычев В.В., Швачич С.В., Олейник Е.И. Выбор энергоэффек-

тивного температурного режима в процессе термолиза твердых

бытовых отходов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

Бутенко И.Г., Чупейдо В.Г. Исследование теплообмена в жа-

ротрубном парогенераторе. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

Вишневский Б.Н., Чувакин В.А., Войтковский Г.П., Мищен-

ко А.И. Энергетическая характеристика дуговой электростале-

плавильной печи. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

243


Волкова О.Г., Магомедов Р.А. Технология слоевого сжигания

топлива в котельных агрегатах. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

Вохмякова И.С., Горбачѐв В.А., Гущин С.Н., Матюхин В.И.

Анализ процесса восстановления окатышей из гематитового

концентрата на базе технологии ITmk3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

Гаращенко В.И., Гаращенко А.В. Очистка оборотных вод ме-

таллургических производств от ферропримесей магнитными

фильтрами. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

Гинкул С.И., Лебедев А.Н., Сапронова Ю.М. Математическое

моделирование режимов нагрева металла в методической печи

при различной толщине заготовок. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

Гинкул С.И., Подобед Ю.В. Анализ параметров работы мето-

дической печи при переменном сортаменте металла. . . . . . . . . . 36

Гичѐв Ю.А. Исследование нагрева металлолома для кислород-

но-конвертерной плавки. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

Гичѐв Ю.А. Экспериментальное исследование процесса обжига

известняка. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

Гичѐв Ю.А., Перцевой В.А., Бершадский А.И. Исследование ра-

бочих характеристик системы газодинамической отсечки шла-

ка для сталеплавильных конвертеров. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

Гичѐв Ю.А., Ступак М.Ю. Исследование газодинамики и теп-

лообмена при пульсационном сжигании топлива. . . . . . . . . . . . . 44

Гичѐв Ю.А., Чувакин А.В. Разработка технических решений,

повышающих энергетическую эффективность промышленных

котельных. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

Горбунов А.Д. Аналитический расчет термических напряжений

при конвективном нагреве цилиндрических тел. . . . . . . . . . . . . . 48

Горбунов А.Д., Глущенко Е.Л. Аналитический расчѐт коэффи-

циента теплоотдачи в регенераторах металлургических печей. . 50

Горобец В.Г. Влияние загрязняющих отложений на тепловые

режимы и выбор конструкций оребренных теплообменных ап-

паратов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

Горобец В.Г., Драганов Б.Х. Эксергоэкономическая оптимиза-

ция энергетических систем в металлургии. . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

244


Грес Л.П., Каракаш Е.А., Карпенко С.А., Макоткин В.В.,

Флейшман Ю.М. Новое поколение высокотемпературных до-

менных воздухонагревателей. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

Грес Л.П., Каракаш Е.А., Флейшман Ю.М., Поротиков А.И.,

Щурова Н.И., Буркатовская Е.С. Моделирование движения

компонентов горения в купольной струйно-вихревой горелке

доменного воздухонагревателя. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

Грес Л.П., Карпенко С.А., Науменко А.А., Ерѐмин А.О.,

Флейшман Ю.М.; Волкова М.М. Устранение низкотемператур-

ной кислотной коррозии в системе утилизации теплоты блока

доменных воздухонагревателей. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

Грес Л.П., Макоткин В.В., Иващенко Л.В. Особенности служ-

бы динаса в доменных воздухонагревателях. . . . . . . . . . . . . . . . . 61

Губинский В.И., Затопляев Г.М., Воробьѐва Л.А. Сравнение ха-

рактеристик регенераторов с различными видами насадки

применительно к термическим печам. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

Губинский В.И., Пульпинский В.Б., Клевцур О.Ю. Нагрев тел

сложной формы с использованием метода эквивалентного раз-

мера. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

Губинский В.И., Пульпинский В.Б., Клевцур О.Ю. Способ поис-

ка энергосберегающего режима нагрева в многозонных проти-

воточных печах. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

Губинський В.Й., Шемет Т.М. Камерна регенеративна піч без-

полум’яного нагріву. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

Губинський М.В., Мурадян І.В., Мельникова К.В. Використання

надлишкового кисню на металургійних комбінатах. . . . . . . . . . . 72

Гупало Е.В., Трубский Б.И., Гупало В.И., Бондарев Ю.Г.,

Седнев А.Ю. Определение эффективности энергосберегающих

мероприятий. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

Гущин С.Н., Вохмякова И.С. Один из шагов на пути к модерни-

зации российской металлургии. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

Довгалюк Б.П. Проблеми ефективності функціонування

АСУ ТП доменної печі. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

Дремов В.В., Минакова О.А. Аналитический расчет затвердева-

ния металла в чугунной изложнице и песчаной форме. . . . . . . . 79

245


Дреус А.Ю., Лысенко Е.Е. Моделирование процесса размора-

живания криогенно-гравийного фильтра. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

Емельяненко В.И., Малик П.В., Ливитан Н.В., Егоров А.П.

К вопросу о влиянии мощности плазмотрона и концентрации

угольной пыли в аэросмеси на горение пыли АШ при плазмен-

ной подсветке. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

Еремин А.О., Губинский В.И. Влияние конструкции горелочно-

го устройства и динамических характеристик теплоносителей

на равномерность температурного поля в нагревательных ко-

лодцах. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

Зайченко В.Г., Заярская Л.И., Коханович В.И., Александро-

ва В.Н. Исследования технологии извлечения золота из препа-

рата «жидкое золото». . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88

Игнатова А.М., Артемов А.О., Игнатов М.Н. Введение в номенк-

латуру металлургических огнеупоров термостойких симиналов. . . 90

Игнатова А.М., Игнатов М.Н., Николаев М.М. Фторфлогопит –

материал для футеровки электролизеров в цветной металлур-

гии. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

Ильченко К.Д. Идентификация теплофизических свойств

сложных материалов на трехкомпонентных диаграммах. . . . . . . 94

Капустин Е.А. Модель эволюции Вселенной и теплотехника. . . 96

Климаш А.А., Гончаров В.В., Соловьѐв Г.И. Исследование

инфракрасных газогорелочных устройств на базе сотовых

некаталитических и каталитических систем. . . . . . . . . . . . . . . . . 102

Койфман А.А., Симкин А.И. определение параметров цикла

работы доменного воздухонагревателя в зависимости от реали-

зации режима нагрева насадки и требуемой температуры горя-

чего дутья. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

Колодяжный В.С., Губинский М.В., Перерва В.Я., Усенко А.Ю.,

Волков В.Ф., Тряпичкин М.Г. Разработка эффективного способа

теплоизоляции металлургических агрегатов. . . . . . . . . . . . . . . . . 107

Комаров В.Ф., Недопекин Ф.В., Белоусов В.В., Гончар Б.С.

К вопросу о влиянии гидрогазодинамических потоков в про-

межуточном ковше МНЛЗ на процесс удаления неметалличе-

ских включений. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

246


Кочнов Ю.М. Высокотемпературное дожигание технологиче-

ских газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей. 110

Кошельник В.М., Соловей В.В., Кошельнік О.В., Чорна Н.А. Ви-

користання металогідрідних термосорбційних компресорів в

системах утилізації теплоти димових газів високотемператур-

них теплотехнологічних установок промислових підприємств. . 112

Кравцов В.В., Бирюков А.Б., Гнитиѐв П.А. Разработка системы

управления работой горелок и дымового тракта в котельных. . . 114

Кравцов В.В., Бирюков А.Б., Дробот С.Г. Завод по переработке

твердых бытовых отходов (ТБО), без предварительной сорти-

ровки, в синтез-газ с последующим получением бензина. . . . . 116

Куманев С.А., Сухой М.П., Булычев В.В. Способ контроля каче-

ства сжигания природного газа. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

Курносов В.В., Прибытков И.А., Тихонова В.Р. Нефутерован-

ные печи – проблемы и перспективы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120

Лавка С.В., Соловьѐв Г.И., Климаш А.А., Орлик В.Н. Изучение

и сравнение каталитических газогорелочных устройств для

ГТУ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

Лейман Е.В., Волкова О.И., Шеллер П.Р. Применение метода

двух горячих термопар (DHTT Double Hot Thermocouple Tech-

nique) для измерения эффективной температуропроводности

синтетических шлаков. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

Лівітан М.В., Ніколаєнко Б.В. Дослідження процесу теплооб-

міну в рідинах, що періодично перегріваються. . . . . . . . . . . . . . . 127

Ливитан Н.В., Недойнов В.С. Исследование процесса выгора-

ния частиц пылеугольного топлива в фурменной зоне домен-

ной печи. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

Лисняк Р.В., Долгополов И.С., Тучин В.Т., Сигарев Е.Н. Иссле-

дование энергетических процессов восстановления футеровки

кислородного конвертера при раздуве шлака. . . . . . . . . . . . . . . . 131

Лозовая В.А., Лясов В.Г., Шеремет В.А. Совершенствование

конструкции и тепловой работы нагревательных колодцев цеха

Блюминг-2 ПАТ «АрселорМиттал Кривой Рог». . . . . . . . . . . . . . 133

Лухтура Ф.И. Тепломассообменные процессы в реакционной

зоне кислородного конвертера. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135

247


Лухтура Ф.И., Житаренко В.М. Взаимодействие струй пара с

питательной водой в процессе деаэрации. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 137

Мануйленко А.А. Теплотехнологические режимы обжига кар-

бонатного сырья в плотном слое. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

Матжанов Э.К., Хазратов Р.Р. Показатели тепловой эконо-

мичности парового котла ТГМ-151Б при работе в составе па-

рогазовой установки. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141

Матюхин В.И., Катышев С.Ф., Кийк А.А. Исследование неста-

ционарных процессов при работе вагранок. . . . . . . . . . . . . . . . . . 143

Матюхин В.И., Ярошенко Ю.Г., Матюхин О.В., Конова-

лов И.С. Использование энергии акустического поля для ин-

тенсификации тепломассообменных процессов в дисперсном

слое. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145

Махкамджанова Ш.К., Матжанов Э.К. Современное состоя-

ние станции подземной газификации угля в Узбекистане. . . . . . 147

Мелихов В.М., Недопекин Ф.В. Математическое моделирование

теплофизических процессов при формировании слитка с внут-

ренним холодильником. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149

Мирович И.Э., Колобов Г.А., Скачков В.А. Интенсификация

процесса центрифугирования стружки медных сплавов. . . . . . . 151

Мойкин В.И., Бездежский Г.Н. Пути экономии кокса на обжиг

известняка при производстве соды. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

Мороз С.С., Парахин Н.Ф. Снижение окалинообразования при

нагреве заготовок в проходных методических печах путем соз-

дания полувосстановительной атмосферы. . . . . . . . . . . . . . . . . . 155

Назаренко И.А. Анализ возможностей снижения затрат тепло-

ты на разогрев пека на основе моделирования процессов теп-

лопереноса в резервуарах хранения. (Сообщение 1). . . . . . . . . . . 157

Недопекин Ф.В., Кравец В.А., Бодряга В.В. Экологическая

проблема подавления выбросов при переливах чугуна. . . . . . . . 159

Недопекин Ф.В., Петренко А.А. Расчет температурного интер-

вала оптимальной термообработки материалов. . . . . . . . . . . . . . 161

248


Новохатский А.М., Диментьев А.О., Дорофеев В.Н., Михай-

люк Г.Д. Оптимизация режима выпусков на основе данных о

дренажных условиях в горне доменной печи. . . . . . . . . . . . . . . . 163

Ольшанский В.М., Гринберг В.Я., Гупало Е.В. Сушка влажных

материалов в движущемся слое. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

Пацков В.П., Топал О.І., Корнієнко О.В., Літошенко Н.Г., Пац-

кова Т.В. Макрокінетика термохімічних перетворень та

зв’язування оксидів сірки у різних модифікаціях киплячого

шару. Стан проблеми (огляд). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 165

Пикашов В.С., Троценко Л.Н. Реконструкция методической

печи скоростного нагрева легких сплавов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 167

Пикашов В.С., Троценко Л.Н., Виноградова Т.В. Совершен-

ствование системы отопления вращающейся печи для обжига

огнеупорной глины. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168

Пилипенко Р.А., Пилипенко А.В. Технология точного нагрева

металла. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170

Пирматов Н.Б., Исаматова Д.Н. Расчѐт механической харак-

теристики асинхронного двигателя с короткозамкнутым рото-

ром волочильного стана UZDWG 40/160. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172

Прибытков И.А. Об особенности импульсно-скоростного на-

грева сверхмассивных в тепловом отношении тел. . . . . . . . . . . . 174

Пульпинский В.Б. Упрощенный численно-аналитический метод

расчета нагрева тел правильной формы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 176

Радченко Ю.Н., Бровкин В.Л., Решетняк С.И. Совершенство-

вание работы нижнего строения мартеновской печи. . . . . . . . . . 178

Ревун М.П., Каюков Ю.М., Чепрасов О.І., Іванов В.І. До оцінки

якості нагрівання заготовок у печах, що працюють за камер-

ним режимом. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180

Романько Я.В., Решетняк С.И. Определение эффективности

компактных регенераторов радиального и шахтного типа. . . . . 182

Сайко Е.Н. Особенности конвективного теплопереноса в замк-

нутом объеме. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

249


Сибирь А.В. Повышение эффективности работы регенератив-

ных камерных печей на основе совершенствования топливос-

жигающих устройств. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186

Спирин Н.А., Лавров В.В., Новикова Н.В., Щипанов К.А.,

Перминов А.И. Современные принципы построения и реализа-

ция информационно-моделирующих систем энергонасыщен-

ных комплексов в металлургии. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 188

Степанов А.М. Концепция приведѐнной территории и инве-

стиционная привлекательность регионов и городов России. . . . 190

Сухий М.П., Козлов Я.М., Сухий К.М., Прокопенко О.М. Енер-

гетична ефективність полімерних сонячних колекторів на ос-

нові стільникових полікарбонатних пластиків. . . . . . . . . . . . . . . 192

Сущенко А.В. Исследование эрозийного износа сопел кисло-

родных фурм сталеплавильных агрегатов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194

Сущенко А.В., Безчерев А.С., Харин А.К., Прахнин В.Л., Гаври-

ков О.А., Трибрат С.В., Стариковский Н.Л. Повышение стой-

кости сводов мартеновских печей. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 196

Сысоева Т.Е., Абраменков Ю.Я. Регенеративная секционная

печь. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 198

Товаровский И.Г., Меркулов А.Е. Анализ процессов доменной

плавки и перспектив коксосбережения. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200

Тригуб И.Г., Федоров С.С., Форись С.Н., Михайловский Н.В.,

Бейцун С.В., Радченко В.П. Оценка влияния углов откоса засы-

пи известняка на процесс декарбонизации в слое с применени-

ем математической модели тепловой работы шахтной противо-

точной печи. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202

Туяхов А.И., Волкова Т.Г. Повышение эффективности исполь-

зования тепла продуктов сгорания в методических нагрева-

тельных печах. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204

Ульєв Л.М., Болдирєв С.А., Васильєв М.А. Теплова інтеграція

процесу очищення коксового газу від бензольних вуглеводнів. 207

Хаджинов А.С., Хаджинов Е.А. Математическое моделирова-

ние влияния состояния насадки доменных воздухонагревате-

лей на показатели их работы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209

250


Хаджинов Е.А., Бондаренко Б.И. Переработка угольного топ-

лива с помощью парокислородной газификации. . . . . . . . . . . . . 211

Цыганаш В.Е. Особенности современного подхода к разработ-

ке системы управления мощного энергопотребителя. . . . . . . . . . 213

Чесноков Ю.Н., Лисиенко В.Г., Лаптева А.В. Методика расчета

эмиссии диоксида углерода коксохимического процесса. . . . . . 215

Шатохин К.С., Мошкина Е.А. Математическая модель с

управляющим воздействием для определения эффективности

работы электрофильтра. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 218

Шульц Л.А. Альтернативный вариант электросталеплавильной

печи с шахтными подогревателями и оценка еѐ энерго-

экологической эффективности. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 220

Яковлева И.Г., Ильин С.В. Очистка трансформаторного масла

ультразвуковой кавитацией. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 223

Ярошенко Ю.Г. Проблемы использования вторичных ресурсов

черной металлургии. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 225

Henryk Radomiak, Monika Zajemska. Modelling of heating furnace

work parameters. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228

Lazić L., Lukač L., Lukač P. Influence of the reburning on NOX

reduction. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 231

Pástor M., Lukáč L. Fluidised bed vs grate atmospheric biomass

gasifying. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 234

Ryabov D., Volkova O., Scheller P.R. Studies on kinetics of solid

melting and dissolution in a gas stirred vessel. . . . . . . . . . . . . . . . . . 236

Volkova O., Scheller P.R. Kinetics of carbon oxidation in MgO-C

refractory by temperature range from 800°C to 1400°C. . . . . . . . . . 238

Zs. Vaszi, J. Šváb, A. Varga, L. Lazić. Adiabatic simulations of oxy-

burners using non-premixed combustion model. . . . . . . . . . . . . . . . . 240

251

НАУКОВЕ ВИДАННЯ

Праці XVI міжнародної конференції

«Теплотехніка та енергетика в металургії»,

НМетАУ, м. Дніпропетровськ, Україна, 4 – 6 жовтня 2011 р.

Російською, українською та англійською мовами

Технічний редактор О.В. Гупало

Коректор В.О. Гореленко

Здано на складання 20.06.11. Рекомендовано до друку Вченою радою

Національної металургійної академії України (протокол № 6 від 05.07.2011.)

Підписано до друку 06.07.11. Формат 84х108/32 Папір офсетний.

Умовн. друк. арк. 14,82. Тираж 300 прим. Зам. №

Видавництво і друкарня «Нова ідеологія».

49044, м. Дніпропетровськ, вул. Гоголя, 15-а.

Свідоцтво ДК № 191 від 20.09.2000 р.

Т78

Праці XVI міжнародної конференції «Теплотехніка та енергети-

ка в металургії», НМетАУ, м. Дніпропетровськ, Україна,

4 – 6 жовтня 2011 р. – Дніпропетровськ: Нова ідеологія, 2011. –

252 с.

ISBN 978-966-8050-85-5

Наведено тези доповідей учасників XVI міжнародної наукової

конференції «Теплотехніка та енергетика в металургії», що відбула-

ся 4 – 6 жовтня 2011 р. в Національній металургійній академії Укра-

їни.

Зміст опублікованих матеріалів відбиває сучасний погляд на

питання енерго- і ресурсозбереження в промисловості, конструю-

вання теплових металургійних агрегатів і енергетичних установок,

технології теплової обробки матеріалів, моделювання та експери-

ментального дослідження теплофізичних процесів металургійного

виробництва.

Матеріали конференції будуть корисні фахівцям в галузі тепло-

техніки та енергетики, що працюють в університетах, науково-

виробничих підприємствах, проектно-конструкторських організаці-

ях, промислових підприємствах.

УДК 574:621.1

ББК 31.3-391

«ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА В...

Documents

Transcript of «ТЕПЛОТЕХНИКА И ЭНЕРГЕТИКА В...