Портал освітньо-інформаційних послуг «Студентська консультація»

  
Телефон +3 8(066) 185-39-18
Телефон +3 8(093) 202-63-01
 (093) 202-63-01
 studscon@gmail.com
 facebook.com/studcons

<script>

  (function(i,s,o,g,r,a,m){i['GoogleAnalyticsObject']=r;i[r]=i[r]||function(){

  (i[r].q=i[r].q||[]).push(arguments)},i[r].l=1*new Date();a=s.createElement(o),

  m=s.getElementsByTagName(o)[0];a.async=1;a.src=g;m.parentNode.insertBefore(a,m)

  })(window,document,'script','//www.google-analytics.com/analytics.js','ga');

 

  ga('create', 'UA-53007750-1', 'auto');

  ga('send', 'pageview');

 

</script>

Удосконалення технології нагріву дуття у доменних повітронагрівниках з метою енергозбереження

Тип роботи: 
Автореферат
К-сть сторінок: 
44
Мова: 
Українська
Оцінка: 

style="text-align: justify;">  і   – коефіцієнти усереднення температур та теплового потоку по товщині розплавленого шару, які є функцією товщини шару; q1 і q2 – питомий тепловий потік, підведений відповідно до поверхні шару розплаву та твердого залишку, КДж/м2.

В. М. Ольшанский припускав, що q2 = 0 і динаміка та тривалість процесу плавління мало змінюються. Нами установлено взаємозв'язок між q1 та q2, використовуючи розв'язання задачі плавління прогрітих тіл з виведенням розплаву із поверхні. Приймали, що динаміка зміни розплаву буде такою ж, як для випадку із збереженням розплаву на поверхні.
У зв'язку з цим спочатку розглядали розв'язання задачі плавління прогрітих тіл з виведенням розплаву із поверхні. Аналогічно для цього випадку складали рівняння миттєвого теплового балансу:
 . (18)
Після перетворень та розв'язання рівняння (18) одержали вираз для визначення динаміки плавління тіла
 , (19)
де  ; Wв = 1-Х – твердий залишок;   – число Фур'є; а – коефіцієнт температуропровідності; м2/с.
Це рівняння використали у балансовому рівнянні (16) і одержали вираз у безрозмірному вигляді
  (20)
При розплавленні матеріалу Х = 1, Wв = 0, тоді
Fo = Foпл  . (21)
Одержаний вираз (21) повністю збігається з розв'язком В. М. Ольшан-ського, але при цьому динаміка плавління по виразу (20) декілька інша (рис. 2). При збільшенні числа Косовича відмінність у динаміці плавління зростає і при Ко = 20 середнє відхилення досягає 12, 7%.
При твердінні тіла без перегріву необхідно ураховувати відведення прихованої теплоти кристалізації та фізичну теплоту твердої фази. Тривалість кристалізації тіла визначається так само, як плавління прогрітих тіл з накопиченням розплаву на поверхні по формулі (21).
Розроблено метод розрахунку теплового акумулятора, який полягає у тому, що спочатку вибирають матеріал ядра, температура плавління якого приблизно дорівнює середній температурі дуття на вході в акумулятор, здійснюють його попередню компановку, розраховують значення теплового потоку, число Косовича та тривалість плавління ядра. Потім визначають поверхню нагріву теплового акумулятора, використовуючи рівняння теплового балансу, який включає кількість теплоти, акумульованої у першому півперіоді дуття, яка засвоєна теплообмінним елементом та витрачена на плавління матеріала ядра. Порівнюють суму тривалості періодів нагріву стінки трубки (н) та плавління ядра (пл) з тривалістю дуття ('/2). Якщо ці тривалості не збігаються, то використовують метод послідовного приближення, змінюючи матеріал ядра, зберігаючи температуру плавління та компановку акумулятора.
Як приклад, виконано розрахунок теплового акумулятора для умов доменної печі об'ємом 1386 м3. Приймали теплообміні трубки із зовнішнім діаметром 100 мм і товщиною стінки 15 мм, виконані із корунду. Матеріалом ядра вибрали Fe2SiO4 з температурою плавління 1200С і теплотою фазового переходу qпл = 450 КДж/кг. При цьому числа Косовича та Фур'є відповідно складали 21 та 5, 9. Температура дуття, у порівнянні з існуючим способом її стабілізації, збільшуються на 75С.
Виконані розрахунково-експериментальні дослідження для визначення впливу маси кладки тракту гарячого дуття на коливання його температури. Розрахунки показали, що глибина розповсюдження теплової хвилі у кладці тракту досягає 56 мм, а зменшення температури дуття уздовж його довжини складає 0, 3-0, 4С/м. На доменних печах порівнювали час початку відкриття дроселя змішувача та шибера гарячого дуття. Відзначено, що існує запізнення 10-13% у часі спрацьовання дроселя змішувача. Таким чином, маса тракта гарячого дуття зменшує перепад температур дуття на 10-13%.
Рівень коливання температури дуття у значній мірі визначається масою насадки. У результаті обробки експериментальних даних експлуатації 50 повітронагрівників галузі установлена залежність для визначення мінімальної маси насадки, яка забезпечує заданий рівень температури дуття.
 , кг, (22)
де   – середня теплоємність насадки, КДж/кгК.
Розрахунки фактичної та мінімальної маси насадки показали, що існуючі повітронагрівники мають достатній резерв маси насадки, що дозволяє у період нестабільної роботи доменних печей збільшувати тривалість періоду дуття на 30-50% без значного зменшення температури дуття.
 
ЕКОНОМІЯ ЕНЕРГОРЕСУРСІВ ШЛЯХОМ ЗБІЛЬШЕННЯ МІЖРЕМОНТНОГО ПЕРІОДУ ЕКСПЛУАТАЦІЇ ПОВІТРОНАГРІВНИКІВ
 
Збільшення терміну служби повітронагрівників призводить не тільки до економії енергоресурсів при виробництві вогнетривів, але й до зниження питомої витрати коксу, що пов'язано із зростанням середньої температури дуття за їх кампанію.
Статистична обробка даних 196 повітронагрівників галузі показала, що середній термін служби насадки складає 10, 80, а камери спалення – 7, 96 років внутрішньої та 8, 80 років винесеної. Визначено основні причини низької стійкості кладки внутрішньої камери спалення. Виконано розрахунки для визначення впливу різних параметрів на стійкість її кладки. При збільшенні температури під куполом на 50С (з 1350 до 1400С) деформація повзучості вогнетривів МКП-72 зростає практично у 4-и рази. При зменшенні висоти насадки на 10%, за рахунок підвищення питомої поверхні її нагріву, деформація повзучості знижується тільки на 6%.
Для поліпшення умов служби вогнетривів у камері спалення розроблено декілька нових способів опалення повітронагрівників з використанням двостадійного (нестехіометричного) спалення палива, коли коефіцієнт витрати повітря на першому ступені n  1 та n  1. Розрахунки показали, що використання цих способів призводить до зниження температур у нижній зоні камери спалення, де навантаження на кладку максимальне, з 1350-1400С до 1050-1150С, що забезпечує надійну стійкість кладки з вогнетривів МКП-72. Виконані дослідження двостадійного спалення газу на дослідному стенді
Фото Капча