Обеспечение качества сушки и разогрева футеровок воздухонагревателей с динасовым куполом Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 669.162.23

ОБЕСПЕЧЕНИЕ КАЧЕСТВА СУШКИ И РАЗОГРЕВА ФУТЕРОВОК ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ С ДИНАСОВЫМ КУПОЛОМ

И.Г. Бянкин, С.В. Скаков, Э.М. Щеглов, М.В. Конев, В.Д. Коршиков

Разработана математическая модель сушки и разогрева доменного воздухонагревателя с динасовым куполом. Произведены расчётные исследования особенности формирования температурных полей в динасовой зоне насадки. Показана необходимость использования для разогрева воздухонагревателя специальной горелки с регулируемыми расходами топлива и окислителя

Ключевые слова: доменный воздухонагреватель, динас, разогрев насадки

Повышение температуры нагрева дутья до 1100 0С и выше привело к тому, что в верхней части насадки и футеровок стен воздухонагревателей вместо высокоглиноземистых огнеупоров (с содержанием Л120з не менее 50 % ) повсеместно стали применять кремнеземистые огнеупоры ( 8Ю2 > 90 % ).

Температурный режим нагрева и охлаждения динасовых изделий характеризуется несколькими температурными интервалами, в которых протекают полиморфные превращения кремнезема. Наиболее характерные из них происходят в интервалах 117-163°С, 180-270°С, 570-600°С, где изменения объёма могут достигать 0,2, 2,8 и 7,82% соответственно. В связи с отмеченным характером температурного модифицирования кремнезема процесс сушки и разогрева "динасового" воздухонагревателя ведется по технологическому графику, учитывающему индивидуальные особенности конструкции аппарата. В процессе сушки и разогрева теплообменного аппарата его динасовые футеровки проходят через все отмеченные выше интервалы температурного полиморфизма.

В настоящее время для сушки и разогрева воздухонагревателя с динасовым куполом до уровня ~700°С используется вспомогательная горелка в виде длинной трубы для подвода греющего газа, которая вводится в камеру горения через запальное окно. Регулирование температуры продуктов сгорания вручную (по мере отклонения действительной температуры купола от заданной технологическим графиком) приводит к тому, что реальная скорость нагрева динасовых огнеупоров нередко превышает регламентированную. В таких условиях возможно образование микротрещин в динасовых футеровках и насадке воздухонагревателя, что приводит к снижению теплотехнических параметров динасовых огнеупоров ещё до ввода аппарата в эксплуатацию.

Бянкин Иван Григорьевич - ЛГТУ, канд. техн. наук, доцент, E-mail: byankin@lipetsk.ru Скаков Сергей Викторович - ЛГТУ, ассистент,

E-mail: SkakovS@yandex.ru

Щеглов Эдуард Михайлович - ОАО НЛМК, начальник ДЦ-1, тел. (4742)32-82-62

Конев Михаил Викторович - ОАО «Липецкстальпроект», инженер, тел. (4742) 41-63-46

Коршиков Владимир Дмитриевич - ЛГТУ, д-р техн. наук, профессор, E-mail: wdkorshikov@yandex.ru

Результаты расчётов, выполненных на основе методики [1] для условий работы воздухонагревателей доменной печи объёмом 3200 м3 при температуре купола 1300°С и расходе дутья 85 м3/с, показывают, что при полной потере теплопроводности материала насадки на участке 30% от всей высоте зоны динаса температура нагрева дутья снижается более, чем на 20°С по отношению к температуре, которая бы могла быть достигнута при сохранении свойств динаса.

В работе [2] предлагается использовать специальную короткофакельную пусковую горелку с возможностью автоматического регулирования расхода природного газа и воздуха. Адекватное управление расходом газовых сред с обратной связью по температуре купола должно обеспечить скорость сушки и разогрева строго в соответствии с инструкцией для "мягкого" прохождения нагреваемого динаса через зоны термической модификации.

Для определения расходов газообразных сред в работе [2] предложена расчётная схема, согласно которой расходы топлива и воздуха горения определяются для каждого из периодов разогрева воздухонагревателя, характеризующихся постоянной скоростью повышения температуры купола.

Однако непосредственное использование предложенного алгоритма связано с некоторыми трудностями. Во-первых, значение пирометрического коэффициента, характеризующего долю от внесенного в воздухонагреватель тепла, идущего на нагрев насадки, является в общем случае не только неизвестной величиной, но и изменяющейся во времени, поскольку учитывает затраты тепла на нагрев футеровок и потери в окружающую среду через кожух аппарата. Во-вторых, поддержание неизменных значений расходов топлива и воздуха горения в течение каждого из периодов с постоянной скорости нагрева является нереальной задачей, поскольку продолжительность каждого такого периода составляет несколько десятков часов.

Алгоритм определения расходов газообразных теплоносителей для разогрева воздухонагревателей, дополненный процедурой расчёта потерь тепла через футеровку купола, позволяет определить величину и характер изменения пирометрического коэффициента в процессе разогрева воздухонагревателя.

Разделим весь процесс разогрева насадки на интервалы регулирования (внесения управляющих воздействий) продолжительностью Дт. Для каждого интервала по технологическому графику разогрева определяется требуемая температура насадки в начале ^ и конце интервала t2=tI+w■Дт, где V -скорость роста температуры на данном этапе нагрева.

Предположим, что в течение каждого интервала Дт температура греющей среды (продуктов сгорания) „с. поддерживается постоянной и превышает конечную температуру нагрева насадки, задаваемую технологическим графиком, на определённую величину Д = „с - Дt. Суммарный коэффициент теплоотдачи в каналах насадки, требуемый для нагрева верхней её части от температуры tI до температуры t2, за время Дт при температуре греющей среды (п.с. определяется выражением [2]:

М(1 -г )-Р.-с. 1п Г!+, (!)

Е Н'■ Дт { Д )

где рн, сн - плотность и удельная теплоёмкость материала насадки; / - порозность насадки (относительное «живое» сечение); М - коэффициент массивности кирпича насадки; Н' - поверхность нагрева единицы объема насадки.

Таким образом, для каждого интервала Дт можно определить величину коэффициента теплоотдачи в канале насадки, позволяющую вести нагрев со скоростью, не превышающей заданную V, при определенной величине температуры продуктов сгорания („.с.=(2+Д1. Выделяя из суммарного коэффициента теплоотдачи конвективную составляющую с использованием критериального соотношения для турбулентного режима движения в канале насадки [3], получим выражение для требуемого расхода греющей среды:

Г а Л1,25

В = Г-Е

п.с. Л на

а

0,021- 2 Рг0’43- й0’25 .

’ п.с. п.с. /

,(2)

где Енас - площадь поперечного сечения камеры насадки; аконв -коэффициент конвективной теплоотдачи в каналах насадки; ё - гидравлический диаметр канала насадки; Хпс ,упс- коэффициенты теплопроводности и кинематической вязкости продуктов сгорания; Ргпс - число Прандтля для продуктов сгорания.

В свою очередь расход продуктов сгорания может быть найден через расход топлива В и коэффициент расхода воздуха п:

(3)

В = В-Г V0 + (п - 1)-у0 ] ,

п.с. Г п.с. \ / в.г. J -

где vпс , vвг - удельные теоретические расходы продуктов сгорания и воздуха горения.

Коэффициент расхода воздуха п зависит от требуемой температуры продуктов сгорания ґпс и может быть найден из уравнения теплового баланса в подкупольном пространстве (если регулирование температуры осуществляется изменением соотношения «газ-воздух»):

= tп

+ п-у^ег . -Св.г. -ґвг )- Qпот

в г.) В

с. - |^С02 - Ссо2 + Vнго • Снго

VN2 ’ СЩ £ + - 1) ^02 - С02

(4)

где Q¡р - низшая рабочая теплота сгорания топлива;

Япот=Яо.с.+Яакк -потери тепла через футеровку купола; Qо.с-потери тепла в окружающую среду; Qaш-затраты тепла на аккумуляцию футеровкой купола; се.г., ¿е.г,- удельная теплоёмкость и температура воздуха горения; V02, vNl , ^, VC02, сСОг , сНг0 ,

сиг , с0г - удельные расходы и удельные теплоёмкости компонентов продуктов сгорания.

Решая уравнения (2)-(4), получим расход топлива и коэффициент расхода воздуха горения для каждого интервала Дт нагрева насадки, а по ним определим значение пирометрического коэффициента в соответствии с выражением:

/ •с •В / В

п.с. п.с. п.с.1

(5)

вР + п-у1-с_-^ или с использованием величины потерь через футеровку:

в /В

^ пот /

п = 1 --

(6)

в. + п-У°г

Из изложенной модели очевидно следует, что параметры и «качество» разогрева воздухонагревателя будут зависеть от параметров регулирования: величины управляющих воздействий Д и их дискретности Дт.

Дт, ч

Рис. 1. Зависимость суммарного коэффициента теплоотдачи от параметров регулирования (для скорости нагрева wo=0,5 К/ч).

На рис. 1 представлена зависимость требуемого коэффициента теплоотдачи от параметров регулирования Д и Дт для периода разогрева со скоростью w0=0,5 К/ч. Анализ приведённых данных показывает, что при увеличении параметров Д и Дт требуемый суммарный коэффициент теплоотдачи снижается. Следует учитывать, что в суммарный коэф-

+

фициент теплоотдачи входит коэффициент теплоотдачи излучением, на который не оказывает влияния расход продуктов сгорания. Однако излучательно-поглощательная способность газообразных продуктов сгорания зависит от коэффициента расхода воздуха, с которым непосредственно связана доля трёхатомных газов. В ещё большей степени величина коэффициента теплоотдачи излучением зависит от уровня температуры насадки и газа, и повышается к концу разогрева, причём она тем выше, чем выше значение параметра Д(. Как следствие, можно сделать вывод, что обеспечение нагрева насадки с заданной скоростью возможно не при любой комбинации Дт и Д.

В результате решение изложенной задачи разогрева воздухонагревателя может быть получено только в очевидном случае, когда а£ > алуч. Как видно из зависимостей на рис. 1, в «разумном» диапазоне дискретности управляющих воздействий (Дт<4 ч) имеет место ограничение по величине управляющих воздействий Д, то есть по величине превышения температуры продуктов сгорания над температурой насадки в конце времени регулирования Дт. В частности, для участка температурного графика разогрева, соответствующего скорости подъёма температуры 0,5 К/ч, имеем ограничение Д(<4 К.

Расчетами установлено, что величина пирометрического коэффициента тем меньше, чем выше Д, причём она снижается в течение каждого из периодов с постоянной скоростью нагрева. Анализ выражения (6) показывает, что при примерно постоянной величине потерь через футеровку купола величина пирометрического коэффициента снижается за счёт уменьшения количества тепла вносимого под купол (знаменатель дроби) с продуктами сгорания из-за нелинейного роста лучистой составляющей теплоотдачи по сравнению с конвективной.

Характер изменения пирометрического коэффициента практически не меняется при изменении Д, но степень изменения его величины существенно зависит от величины параметра регулирования Д(. Так при скорости разогрева 0,5 К/ч в течении 400 ч и дискретности управляющего воздействия Дт=1 ч относительное изменение пирометрического коэффициента составит 1,2% при Д(=0,5 К и 11,3% при Д=2,0 К.

Следовательно, при практической реализации предлагаемой методики разогрева можно пренебречь изменением пирометрического коэффициента, учитывающего затраты тепла на аккумуляцию футеров-ками и потери тепла в окружающую среду, а принимать его постоянным и равным среднему за каждый период постоянной скорости подъёма тем пературы. При этом отклонение от требуемого расхода топлива не превысит 2,15%, а максимальное отклонение от заданной температуры насадки не превысит

0,12%.

Наиболее важным в процессе разогрева воздухонагревателя является обеспечение соответствия скорости подъёма температуры насадки заданному

температурному графику, особенно в интервалах полиморфных превращений кремнезема.

Анализ зависимостей на рис. 2 показывает, что при величине параметра Д>1,5 К и дискретности управляющих воздействий Дт= 1 ч в момент изменения скорости подъёма температуры с 0,5 до 1,5 К/ч температура нижней части динасовой зоны не успевает выйти из «опасной» зоны, что неизбежно приводит к резкому повышению скорости разогрева (рис.3) относительно заданной температурным графиком. Пунктиром показана часть графика, на которой происходит превышение допустимой скорости разогрева в области полиморфного превращения динаса.

В/тгя, ч

Рис.2. Изменение температуры нижней границы динасовой зоны =1,5 К/ч). Серым цветом выделен интервал

перекристаллизации динаса

Время, ч

Рис.3. Отличие скорости подъёма температуры нижней части динасовой зоны от заданной температурным графиком ^0=1,5 К/ч)

Когда параметр Д(>5 К, что может иметь место при ручном регулировании температуры купола, в процессе разогрева возможен случай, когда для поддержания скорости разогрева в регламентированных пределах требуется значительное уменьшение расхода топлива. Однако это не всегда возможно, так как при этом нарушается нормальная работа горе-лочного устройства, и тогда в случае чрезмерного повышения температуры купола производят временное отключение горелки. В зависимости от величины минимально допустимого расхода топлива

через горелку возможны два варианта развития процесса.

При малом расходе (<500 м3/ч) топлива скорость разогрева верхней части динасовой зоны насадки будет оставаться в допустимых пределах, однако нижняя часть динасовой зоны останется недог-ретой. Тогда в момент включения основного горе-лочного устройства (по достижении температуры купола 700°С) скорость разогрева нижней части динасовой зоны насадки значительно превысит допустимую, причём температура динаса будет ниже температуры превращения Р-кварца в а-кварц (с наибольшим изменением объёма), что может привести к повреждению насадки.

Если минимальный расход топлива большой (>500 м3/ч), нижняя часть насадки успевает прогреться до безопасного уровня к моменту включения основной горелки, однако при этом её верхняя часть будет постоянно находиться в условиях превышения допустимой скорости разогрева.

Рис.4. Влияние минимально допустимого расхода топлива на относительное отклонение скорости нагрева насадки от регламентированной На рис. 4 приведена зависимость максимального относительного превышения скорости разогрева верхней части насадки от минимально допустимого расхода топлива при Д=5 К и различных величинах Дт. Видно, что с уменьшением параметра регулирования Дт величина относительного превышения скорости снижается, и при Дт<0,1 ч не превышает 10 % даже при относительно большом минимальном расходе топлива. Это позволяет своевременно разогревать нижнюю часть динасовой зоны, одновременно исключая чрезмерные скачки температуры в верхней её части.

Таким образом, соблюдение технологического графика сушки и разогрева доменного воздухонагревателя с помощью специальной временной горелки предъявляет особые требования к процессу регулирования её работы. Полученные результаты и их анализ позволяют сделать вывод о том, что параметры регулирования (величина управляющих воздействий Д и их дискретность Дт) для обеспечения «качества» процесса разогрева, то есть требуемых уровня температуры и скорости её изменения должны удовлетворять достаточно «жёстким» требованиям для сохранения целостности и свойств динасовых огнеупоров:

- температура продуктов сгорания на входе в насадку не должна превышать требуемую температуру насадки более, чем на 1 К;

- интервал (дискретность) внесения управляющих воздействий (изменение расходов топлива и воздуха горения) не должен превышать 0,1 ч.

Разумеется, такие требования при регулировании в ручном режиме выполнить практически невозможно, что может привести к повреждению динаса, а, следовательно, необходимо создание и применение автоматической системы управления, которая будет поддерживать требуемые температуру и скорость её изменения на протяжении всего процесса разогрева аппарата.

В противном случае будут всегда иметь место повреждения динасовой насадки, связанные с чрезмерной скоростью «прохождения» ею областей полиморфных превращений кремнезема, что и отмечено экспертами при обследованиях воздухонагревателей [2]. Это особенно важно для нижней зоны динасовой насадки, испытывающей к тому же и механическое давление от вышележащих её слоёв. Такие повреждения, возникающие на этапе ввода воздухонагревателя в эксплуатацию, сохраняются в течение всей кампании его работы (не менее 10-15 лет).

Литература

1. Меньшиков Р.И., Соломенцев С. Л., Приближённый метод расчёта температур по высоте воздухонагревателей. Известия вузов. Чёрная металлургия, 1983, №11. С.140-143.

2. Стрельников Д.А., Бородин Ю.В., Кондратьев Г.В. Расчётная модель разогрева воздухонагревателя перед вводом его в эксплуатацию. Известия вузов. Чёрная металлургия, 2006. №1. С. 70.

3. Михеев М. А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1973.-320 с.

Липецкий государственный технический университет ОАО «Новолипецкий металлургический комбинат»

ОАО «Липецкстальпроект»

PROVIDING OF QUALITY OF DRYING AND WARMING-UP OF LINING-UPS OF HOT BLAST FURNACE STOVE WITH SILICA DOME I.G. Byankin, S.V. Skakov, E.M. Scheglov, M.V. Konev, V.D. Korshikov

The mathematical model of drying and warming-up of hot blast furnace stove with silica dome is developed. Calculation researches of feature of forming of the temperature fields are produced in the silica area of attachment. The necessity of the use for the warming-up of hot blast furnace stove of special gas-ring is routined with the managed charges of fuel and oxidant

Key words: Hot-blast stove, silica, warming-up

127