CC BY
10
Оригинальная статья / Original article
УДК 66.041; 62-65; 62-97; 67.05
DOI: http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2019-1 -41 -53
Оценка энергоэффективности подвесной нагревательной системы электрической печи для тепловой обработки сыпучих материалов
© А.В. Звездин, А.И. Нижегородов
Иркутский национальный исследовательский технический университет, г. Иркутск, Российская Федерация
Резюме: Исследование процессов теплопереноса в рабочем пространстве модулей обжига электрической печи для выявления дополнительных возможностей снижения энергоемкости обжига сыпучих материалов, при новой нагревательной системе. В ходе исследования проводилось моделирование процесса переноса лучистой энергии от нагревательных элементов на термообрабатываемую среду по методу сальдо-потоков. Кроме того, проводился сравнительный анализ новых данных, а также полученных ранее на прежних модификациях нагревательных систем аналогичных печей при обжиге вермикулита. Разработана конструкция новой подвесной нагревательной системы модулей обжига электрических модульно-спусковых печей, обеспечивающая качественное вспучивание вермикулита при сниженной на 22,1% удельной энергоемкости. Расчетным путем определена температура поверхности зерен вспучивающегося вермикулита, получено уравнение связи температур нагревателей и поверхностей зерен при установившемся температурном режиме. Проведенные исследования доказали эффективность новой конструкции подвесной нагревательной системы модулей обжига электрических модульно-спусковых печей. Расчеты показали, что при прочих равных условиях применение подвесной нагревательной системы в модулях печи обеспечивает полноценный обжиг вермикулита при пониженном до 79,3 кВт потреблении электрической мощности.
Ключевые слова: электрическая модульно-спусковая печь, подвесная нагревательная система, теплоперенос, лучистая энергия, удельная энергоемкость обжига, потребляемая мощность, температура нагрева, надежность печи
Информация о статье: Дата поступления 21 декабря 2018 г.; дата принятия к печати 25 января 2019 г.; дата онлайн-размещения 28 февраля 2019 г.
Для цитирования: Звездин А.В., Нижегородов А.И. Оценка энергоэффективности подвесной нагревательной системы электрической печи для тепловой обработки сыпучих материалов. Вестник Иркутского государственного технического университета. 2019;23(1):41-53. DOI: 10.21285/1814-3520-2019-1-41-53.
Assessing energy efficiency of electric furnace suspended heating system for bulk material heat treatment
Aleksey V. Zvezdin, Anatoly I. Nizhegorodov
National Research Irkutsk State Technical University, Irkutsk, Russian Federation
Abstra^: The article studies heat transfer processes in the working space of the electric furnace firing modules in order to identify additional opportunities to reduce the energy intensity of bulk material firing when using a new heating system. The study includes the modeling of radiant energy transfer from heating elements to the heat-treated medium using a balance-flow method. In addition, a comparative analysis is given to new data and the data obtained earlier on previous modifications of heating systems of similar furnaces when burning vermiculite. The design of a new suspended heating system of firing modules of electric modular trigger furnaces providing high-quality swelling of vermiculite under the reduced by 22.1% specific energy has been developed. The surface temperature of the intumescent vermiculite granules has been calculated. The equation of heater and grain surface temperature relationship has been obtained at a steady temperature. The conducted researches have proved the efficiency of the new design of the suspended heating system of electric modular trigger furnace firing modules. The calculations showed that under otherwise equal conditions the application of the suspended heating system in the furnace modules provides a complete calcination of the vermiculite under reduced to 79.3 kW consumption of electric power.
Keywords: electric modular trigger furnace, suspended heating system, heat transfer, radiant energy, specific energy consumption of firing, consumed power, heating temperature, furnace reliability
Information about the article: Received December 21, 2018; accepted for publication January 25, 2019; available online February 28, 2019.
0
Ш
For citation: Zvezdin V.A., Nizhegorodov A.I. Assessing energy efficiency of electric furnace suspended heating system for bulk material heat treatment. VestnikIrkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2019;23(1):41-53. (In Russ.) DOI: 10.21285/1814-3520-2019-1-41-53.
Введение
Тепловая обработка некоторых минералов, например вермикулита, сунгулит-вермикули-товых конгломератов, перлитового песка и др., может радикально изменить их свойства и получить целевые продукты с новым качеством, имеющие определенное назначение. Так вермикулит вспучивается и становится хорошим тепло- и термоизоляционным материалом [1-5], сун-гулит - химически активным реагентом, который используется для детоксикации техногенно загрязненных земель и водных объектов [6, 7]. Эта технология уже отработана и реализуется в электрических модульно-спусковых печах [8].
Но электроэнергия в большинстве регионов страны обходится дорого, это ограничивает широкое применение новых печных агрегатов, поэтому они постоянно совершенствуются.
Первые трехмодульные печи потребляли 102-110 кВт электрической мощности при удельной энергоемкости обжига вермикулита 245-252 кДж/м3, и они уже превосходили огневые печи, работающие на углеводородном топливе [8].
В шестимодульных модификациях печей, с вдвое укороченными модулями, потребляемая мощность была снижена до 112-120 кВт, а удельная энергоемкость - до 230-235 кДж/м3. Анализ коэффициентов полезного действия каждого из модулей обжига показал, что эффективность верхнего, который принимает сырьевой материал из дозатора, характеризуется коэффициентом полезного действия (КПД), равным 0,215, тогда как у нижнего (из которого выходит вспученный материал) он равен 0,0053 (в сорок раз меньше) [8, 9].
Тогда и возникла концепция модульно-спусковой печи с измененной конструктивной структурой, суть которой - перенос нижнего модуля наверх и установка параллельно с первым верхним модулем. Следующим шагом в развитии концепции было применение «нулевого» не электрифицированного модуля, работающего за счет накопленной в самом материале эксергии (см. рис. 1).
Здесь, на основе анализа процессов теплопереноса в рабочем пространстве модулей демонстрируется возможность дополнительного уменьшения энергоемкости обжига за счет модернизации нагревательной системы печи.
Цель исследования
Целью исследования является изучение влияния процессов теплопереноса в рабочем пространстве модулей электрической печи и выявление дополнительного уменьшения энергоемкости обжига сыпучих материалов за счет модернизации нагревательной системы печи.
На рис. 1 показана трехмодульная электрическая модульно-спусковая печь. Фотография дает полное представление об устройстве печи с прежней конструкцией нагревательной системы, в которой применялись нагреватели их полосового нихрома, установленные на ребро.
Модули обжига - это энергетические блоки печи, в которых происходит тепловая обработка сыпучего материала. На начальном этапе развития данной концепции конструкция модуля предусматривала горизонтальное положение полосовых нихромовых нагревателей -плашмя. Такая нагревательная система оказалось наиболее эффективной с точки зрения отдачи тепловой энергии в сыпучей среде: при правильном подборе параметров нагревателей достигалась максимальная суммарная площадь покрытия поверхности модуля - около 40%.
Но из-за образования нагара, локального перегрева нагревателей и плавления нихрома происходили частые отказы печи [10], поэтому второй вариант установки нагревателей вертикальный - на ребро - оказался более надежным и просуществовал до недавнего времени.
Машиностроение и машиноведение
Mechanical Engineering and Machine Science
Рис. 1. Электрическая модульно-спусковая печь: 1 - дозатор сырья, 2 - лоток, 3 - модуль обжига, 4 - воздуховод, 5 - крепления электронагревателей, 6 - корпус печи, 7 - дополнительный неэлектрический модуль Fig. 1. Electric modular trigger furnace: 1 - batcher of raw materials, 2 - tray, 3 - firing module, 4 - air duct, 5 - electric heater fixation, 6 - furnace body, 7 - additional non-electric module
Опыт эксплуатации таких печей на двух предприятиях г. Иркутска проявил недостатки и этой системы. Полосовые нагреватели образуют продольные камеры, в которых материал контактирует с нихромом, что постепенно приводит к нагару на его стенках, перегреву и плавлению. В местах пересыпания с одного модуля на другой возникает скученность материала, он перекрывает нагреватели по высоте, что так же приводит к плавлению нихрома [10]. Камерность создает заторы в местах сужения соседних полос, постепенно по длине камер образуются «пробки» из частиц материала, приводящие к тем же последствиям. И хотя второй вариант понизил число отказов, новая подвесная нагревательная система, в которой нагреватели находятся над потоком сыпучего материала, практически устраняет возможность контакта с ним.
И еще один недостаток: нагреватели занимают до 4% поверхности модуля, что уменьшает производительность печи из-за стеснения потока сыпучего материала в камерах.
На рис. 2 показана схема модуля обжига с проволочными нагревателями, число которых n определяет его ширину В, а она задается необходимой производительностью печи:
Исследование нагревательной системы методом сальдо-потоков
Для дальнейшего анализа сделаем следующие допущения:
- потери мощности в силовых кабелях и электроаппаратах не учитываем, так как они не являются составными частями печи;
- модули обжига создают симметричную нагрузку на сеть, поэтому потерь мощности из -за перекоса фаз нет;
- активное сопротивление проволочного нагревателя из нихрома [9], почти в тысячу раз больше индуктивного [10], поэтому индуктивным сопротивлением пренебрегаем;
- по этой же причине пренебрегаем влиянием электромагнитного поля нагревателя на образования индуктивного сопротивления соседних нагревателей;
Ш
- при температуре 827°С и ниже доля лучистой энергии нагревателей в видимой части спектра с длиной волны А = 0,4...0,76 мкм составляет 0,04% [11], поэтому потерями лучистой энергии пренебрегаем;
- нагрузку на сеть, создаваемую печью, можно считать активной (I - сила тока, А, и - линейное напряжение, В). Тогда вся потребляемая мощность с ошибкой не более 1 % преобразуется в тепловое излучение, Вт:
3 1-и« N0;
- скин-эффект, приводящий к распределению переменного тока, преимущественно в поверхностном слое проводника, и к увеличению активного сопротивления, не нарушает примерный баланс электрической и тепловой мощности.
Рис. 2. Конструктивная схема модуля обжига: модуль содержит огнеупорное основание (1), проволочные нагреватели (2), закрепленные на головках (3) с электроизолирующими шайбами (4) и шинами (5); нагреватели удерживаются на термокрышке (6) хомутами (7) из полосового нихрома
и комплектом спецдеталей (8) Fig. 2. Design scheme of the firing module: the module contains a refractory base (1), wire heaters (2) fixed to the heads (3) with electrical insulating beads (4) and buses (5); heaters are fixed to the thermal cover (6) with clamps (7) made of strip nichrome and a set of special parts (8)
Рассмотрим схему на рис. 3. Это стационарная система, образованная изотермическими поверхностями нагревателей 1 и 2, основания 3 термокрышки 4 с изоляционным слоем из мул-литокремнезема (б - диаметр нагревателей, а и г - соответствующие зазоры, Лу - высота пространства обжига). Система дополнена виртуальными поверхностями 5 и 6, замыкающими пространство, заполненное диатермической средой [11].
Поверхности 1, 2, 3 и 4 являются не прозрачными, диффузными, поэтому их излучатель-ная способность £ равна поглощательной а (р - отражательная способность):
а = £ = 1 - р.
Ш
Рис. 3. Схема к моделированию теплопереноса в условной рабочей камере Fig. 3. Diagram for heat transfer modeling in a conditional working chamber
Виртуальные поверхности 5 и 6 прозрачны, поэтому: а = 0, р = 0. Все поверхности не поглощают и не отражают собственное излучение. Потоки падающих и эффективных излучений определяются суммами [11], Вт:
Qni
к =1
(1)
Q = Р ZО-экФш + Qc
к=1
(2)
где р1 - отражательная способность /-й поверхности, фк/ - средний угловой коэффициент излучения, учитывающий долю эффективного излучения других поверхностей, достигающего данную, @эк - эффективный поток с поверхности к, падающий на поверхность /, - поток собственного излучения.
Алгоритм моделирования переноса лучистой энергии основан на методе сальдо-потоков [11] и для второго варианта установки нагревателей разработан в работе [9], но особенности навесной нагревательной системы создают специфику новой задачи.
Сначала, по правилу «натянутых нитей» [11] определим угловые коэффициенты фк/ соответствующих потоков, исходя из геометрических размеров условной рабочей камеры, показанной на рис. 3:
( = =
-2(Vd2 + r2 -rj. (4="1 (^а2 + r2 + d4(a + d)2 + r2 j,
(34 =-h'r
- (7 r2 + Ay2 - Ay j, (=~l (Jz 2 + r2 + d -J (z + d )2 + r2 j.
Дополнительные равенства из алгебры лучистых потоков [6]:
ф13 = ф31 = ф23 = ф32, ф14 = ф41 = ф24 = ф42 ф34 = ф43, ф31 = ф32, ф41 = ф42.
После преобразований выражений (1, 2) получаем систему уравнений:
Qs1 = Qs2 = Qc1 + PlQn1 = Qc1 + Р&э2?21 + РО(з1 + Р-ОаФы
(3)
Ш
бэ3 =РзОп3 =Лбэ1^13 +РзОэ2^23 +Рзбэ4^43' QЭ4 =p4Qп4 =Р£э&И +Р4бэ2^24 + Р4&,3^-
Если принять условную рабочую камеру на рис. 3 за центр симметрии модуля, то входящие слева и справа (а равно и выходящие) эффективные потоки теплового излучения равны:
Qs5 = Qa6.
(4)
Равенство (4) отражает тепловое равновесие между центральной и другими камерами. Уравнение (3) запишем без учета отраженного излучения:
Ö31 = Ö32 « QCi « Qc2 = £HvTH4fH = Q3,
(5)
где о - постоянная Стефана-Больцмана3, равная 5,6710-8 Вт/м2К4, Тн - температура нагревателей (°К), Ъ - площадь поверхности всех нагревательных элементов печи (м2).
Равенство (5) упрощает исследование, почти не влияя на точность, так как степень черноты нихрома £н « 0,96, а его отражательная способность рн составляет всего 0,04 [12].
Для шамота (основание модуля) и муллитокремнеземистого войлока (термокрышка) отражательные способности рш (рз) и рм (р4) равны, соответственно, 0,35 и 0,65 [12].
Учитывая выражение (5) и производя соответствующие преобразования, получим зависимости для эффективных потоков с поверхностей 1, 2, 3 и 4:
Q =енаТЦн (1
(6)
Qs3 =
2Рш£н°Тн/н (1 + Рн912 )<>13 + 9з49иРш )
1 2 2 : 1 -Рш%4
(7)
Qs4 =
2Рм8н^Т1/н (1 + Рн^12)(^14 + МазРм ) 1 2 2 '
1 - Рм$34
(8)
Формулы (6)-(8) не учитывают влияния нагревателей соседних камер 1, 2 и 3 на нулевую (центральную) камеру, поэтому найдем угловые коэффициенты для нагревателей С, В и А к поверхностям основания и термокрышки на участке рассматриваемой нулевой камеры, рис. 4.
Рис. 4. Схема к расчету угловых коэффициентов для потоков эффективного излучения в нулевую (центральную) камеру от нагревателей А, В и С соседних камер Fig. 4. Diagram for calculating angular coefficients for effective radiation flows into the zero (central) chamber from the heaters A, B and C of the adjacent cells
Ш
В отличие от второго варианта установки полосовых нагревателей, при котором на основания рабочих камер падали лишь отраженные от термокрышки потоки (их доля не превышала 4,8 %) [9], здесь на поверхность основания падет еще и собственное излучение соседних нагревателей. Пользуясь схемой на рис. 4, запишем выражения:
Раз =
7td
(з =—Г
7га
•\jr2 + (z + d)2 w4r2 + z2 -J4r2 + (z + d)2 ->/r2 + z2 ^4r2 + (z + d)2 W9r2 + z2 -J9r2 + (z + d)2 -л/4r2 + z2
(c 3 =
7d
^(3r - 0,5d j2 + (z + d)2 + V-6r2Tzr 4r - 0,5d j2 + (z + d)2 -V9
-V9r2 +z2
рис. 2).
Формулы для коэффициентов фм, фв4, и фс4 аналогичны, но вместо г будет зазор а (см.
О'
С учетом влияния нагревателей соседних камер, выражения для падающих ^п и эффективных Оэ потоков для поверхностей1 и 4 теперь примут вид:
Qn3 = 2Q((l3 + 0,4(43 + 2Q,(c3 + 2Qse(E3 + 2QA(A3-Qn4 = 2Q(( + Q,3( + 2Q( 4 + 2Q,E(E4 + 2Qa(A4. Qs3 = 2P3Q,(l3 + P3 Q,4 (43 + 2P3Q,c(c3 + 2P3Q,e(E3 + 2PзQэА(А3,
QL = 2P4Q,(l4 +P4Q,3(34 + 2P4Q,(C 4 + 2P4Q,E(E4 + 2P4QэА(А4,
(9) (10) (11) (12)
где Оэс, Оэв и Оэл - эффективные потоки с поверхности нагревателей третьей, второй и первой условных рабочих камер, достигающие поверхности 3 и 4 в центральной камере (рис. 4).
После преобразований выражений (9)-(12) получим формулы для расчета результирующих Ор -потоков с поверхностей 3 и 4 и поверхностей нагревателей Ор.
Ор3 = (1 -Рш )(2°э?>13 + Оэ4^43 + 2ОэсФс3 + 2<эвФв3 + 20эаФазХ Ор4 = (1 -Рм )(2<0эР14 + °3Р34 + 2<0эсУС4 + 20эВ^В4 + 20эА^А4)-
Qp = (1 + P„(l2)((l2 - -)(12 + Q3(31 +
4-
Далее определяем температуры оснований Тз и крышек Т4 во всех центральных условных камерах модулей (к ним не относятся шесть крайних камер, находящихся у левой и правой стенок модулей) и температуру самих нагревателей Тн.
1Справочник по элементарной физике / Н.И. Кошкин, М.Г. Ширкевич. М.: Изд-во физико-математической литературы, 1972. 256 с. / Handbook of elementary physics / N.I. Koshkin, M.G. Shirkevich. M.: Physical and Mathematical Literature Publ., 1972, 256p.
1
1
Ш
Т =■
Q Qd
i 1 л
1 -S,
V £н J
(13)
Qs - Qp 3
'1 -*Л
V S J
(14)
- Q
P 4
Л ^ 1 -S
Vs.« J
(15)
где Еш = 0,65 и Ем = 0,35 - степени черноты поверхностей основания (шамот) и термокрышки (муллитокремнеземистый войлок) [12], Ь = Ъ - суммарные площади основания и термокрышки модуля 2,71 м2.
Для оценки энергоэффективности подвесной нагревательной системы следует сравнить температуры поверхностей условных центральных камер с соответствующими температурами в прежней нагревательной системе. В работе [9] проведены следующие их значения: нагревателей - Тн = 1042,3 °К, основания - 812, 7 °К, термокрышки - 841, 1 °К.
Рассчитаем новые значения Тн, Тз и Т4. С учетом угловых коэффициентов ф12 = 0,032, фз1 = 0,27, ф41 = 0,17, фз4 = 0,52, площади поверхности всех нагревателей Ъ = 0,966 м2 и параметров сети I = 155 А и и = 220 В находим соответствующие эффективные и результирующие потоки и температуру поверхности нагревателей по формуле (13) - Тн = 1120,5 °К. Сравнение данных из работы [9] к полученным значением показывает, что при одинаковой потребляемой мощности (3155 220 = 102300 Вт) температура Тн возрастает на 7,5 %. Однако нагрев поверхностей про-странства обжига изменяется иначе. По формуле (14) с учетом коэффициентов фаз = 0,024, фвз = 0,0077 и фсз = 0,0031 находим температуру основания модуля - 693,8 °К, что на 14,6 % меньше. Снижение температуры объясняется наличием зазора г, которого нет в прежней нагревательной системе. Далее, по формуле (15) рассчитываем температуру поверхности термокрышки - 673,8 °К, а это меньше на 19,9% и это объясняется большей отражательной способностью муллито-кремнеземистого войлока.
Снижение температур на поверхностях пространства обжига не является отрицательным результатом. В работе [13] доказано, что более 90% поглощаемой вермикулитом тепловой мощности несут лучистые потоки нагревателей. Следовательно, эффект снижения будет приводить лишь к положительному результату - уменьшению тепловых потерь через кондукцию в термокрышке и основании.
Результаты исследований
Теперь нужно установить мощность нагревателей, достаточную для полноценного обжига материала. Наблюдение за движением вспучивающегося вермикулита показывает, что из -за неровностей поверхности его зерна находятся в состоянии постоянного подпрыгивания, поэтому на схеме к расчету температуры поверхности зерна, рис. 5, оно показано в положении напротив проволочного нагревателя.
Рассмотрим изменение температуры на поверхности зерна в зависимости от его положения х относительно нагревателя. С учетом уравнения баланса плотности мощности потока излучения вз для печи в целом и подводимой удельной мощности, Вт/м2:
Ш
ziy
Ось симметрии условной камеры
a Зерно
d 4 ¥ О
/ / f J H
X
0,5 г
Dn
Рис. 5. Схема к расчету температуры на поверхности зерна Fig. 5. Diagram for calculating grain surface temperature
3—- ^ es =аТ„,
J н
(16)
формулы для расчета температуры будут иметь вид:
- первый случай - для зерна, расположенного на оси симметрии условной рабочей камеры, рис. 5, при х = 0,5г
Т =
1 з1
61 •и£нп \ '
а--—(1 + РнФи) •Фи
(17)
- второй случай - для зерна, находящегося в соприкосновении с поверхностью первого нагревателя, рис. 5, при х = 0,56 + 0,50о:
Т =
1 з 2
«- 6^ (1 + РнФ12)
(18)
Здесь ав - поглощательная способность вермикулита (ав = 0,768 [14]), ф'12 - это угловой коэффициент от поверхностей нагревателей слева и справа до поверхности зерна, рис. 5, а цифра 6 в формулах (17) и (18) учитывает, что зерно получает энергию и от второго нагревателя (на рис. 5 не показан).
Формулы для расчета угловых коэффициентов потоков с обеих излучающих поверхностей нагревателей:
- первый случай:
Ф12 =
1
2nd
Ф
- 2 x = ■
nd
d 2 — -4 2
(19)
- второй случаи:
Ш
^2 =
d
d2 +
1 , U
—d + —Dn
\2
11 —d + — Dn
(20)
где пб - периметр окружности нагревателя.
Подставляя в формулу (19 и 20) численные значения параметров б = 5,05 мм и г = 32,0 мм, получим значения угловых коэффициентов:
- при х = 0,5г - ф'12 = 0,064 (при этом отклонение зерна вверх - вниз до контакта с поверхностями изменяет значение ф'12 на 2,2%, чем можно пренебречь);
- при х = 0,5б + 0,50о с учетом того, что нагреватель и зерно находятся в непосредственной близости, а поверхность нагревателя обладает свойством диффузности [10] - ф'12 = 0,42 (причем это значение будет иметь место и в случае, когда зерно располагается под нагревателем).
Суммарную площадь поверхности для виртуального вермикулитового зерна длиной, равной рабочей длине огнеупорной поверхности всех модулей, определим по выражению:
/в= 3пй • (2я„ +1) • /,
где (2ин +1) - число виртуальных зерен во всех условных камерах: при Пн = 10, (2ин+1) = 21; I - длина рабочего участка поверхности модуля (0,92 м). При этом площадь равна 0,92 м2.
Так как нахождение движущихся зерен вблизи нагревателей вдвое более вероятно, чем в центре условной рабочей камеры, то более общей является формула (18), которая с учетом приведенного углового коэффициента (2ф12 + фЪ) /3, примет вид:
Тз =
6^ (1 + P(2) * ((
(21)
По ней расчет температуры дает следующее значение: Тз = 847,1 °К. Возведем в четвертую степень обе части уравнения (21) и получим:
Т4а/е =ас ■ 61 -UsH ■ (1 + P(12)•
(2 +((2 3
(22)
Его левая часть представляет собой поглощенную всеми зернами вермикулитового потока мощность Опог за время обжига. Тогда уравнение (22) можно записать в виде:
Qm =ас •61 • Щен • (1 + P(( ) •
2(12М + (м
3
(23)
Произведя преобразования, получим уравнение связи температур нагревателей и поверхностей зерен в установившемся температурном режиме:
Г, = Т„
2 • f , ч а^ТТТ Sн"(1 + Ph (12) • (2(12 + ( j
3 • f в
(24)
В работе [13] экспериментально доказано, что полноценное вспучивание вермикулита
1
Ш
со средним условным диаметром зерен 4-5 мм за время ~ 3-3,2 с, происходит при температуре нагрева зерен 785,0 °К, что в подвесной нагревательной системе будет соответствовать температуре нагревателей Тн = 1001,3 °К (24). Тогда новая нагревательная система обеспечит полноценный обжиг при меньшей потребляемой мощности Nпс, которую можно рассчитать, используя выражение (16), сохранив некоторый запас по температуре (1,05 - коэффициент запаса температуры):
N„ = N-
f \ 4
11-Т
1'1 1 н1
=102300•
^1,05-1001,3v 1120,5
= 79303 Вт,
где N - потребляемая мощность прежней нагревательной системы (102300 Вт) [9].
Полученный результат показывает, что применение подвесной нагревательной системы в модулях обжига электрических модульно-спусковых печей обеспечит полноценный обжиг сыпучего материала (в данном случае - вермикулита) при потребляемой мощности 79,3 кВт, что на 22,1% меньше, чем в печах с прежней нагревательной системой при прочих равных условиях.
При одинаковой производительности удельная энергоемкость обжига вермикулита снизилась бы тоже на 22,1% до 179-183 мДж/м3. Но производительность печи за счет устранения камерности (подвесная система) возрастет при неизменной ширине модулей на 4%. Поэтому будет достигнуто дополнительное снижение энергоемкости до 172-176 мДж/м3 (в среднем на 25,1%).
Заключение
Моделирование процессов переноса лучистой энергии внутри условных рабочих камер на их ограничительные поверхности и на термообрабатываемую сыпучую среду в новой конструктивной конфигурации подвесной нагревательной системы показало следующее. При одинаковой потребляемой мощности (102,3 кВт) температура проволочных нагревателей по сравнению с прежней (камерной) нагревательной системой возрастает на 7,5%. И в тех случаях, когда требуется более высокая температура обработки тех или иных сыпучих материалов, такой температурный режим может быть обеспечен. А при обжиге вермикулита в частности возможно снижение потребляемой электрической мощности на 22,1%, при этом печь с подвесной нагревательной системой обеспечит его полноценное вспучивание. При одинаковой производительности будет обеспечено снижение и удельной энергоемкости обжига до 172-176 мДж/м3, что повышает конкурентоспособность электрических печных агрегатов по сравнению с шахтными или горизонтальными трубчатыми печами, работающими на углеводородном топливе.
Снижение энергоемкости будет обеспечено и при термообработке других материалов, но в каждом конкретном случае оно будет иметь свои значения. Кроме того, разработанная нагревательная система с нагревателями круглого сечения, будучи размещенной над огнеупорной поверхностью модулей обжига с зазором, практически исключает контакт с обрабатываемым материалом и, следовательно, - отказы печей, значительно повышая их надежность.
Однако, как было сказано выше, дополнительное повышение энергоэффективности электрических модульно-спусковых печей может быть достигнуто за счет изменения конструктивной структуры, о чем речь пойдет в следующей статье.
Библиографический список
1. Rashad A.M. Vermiculite as a construction material - A short guide for Civil Engineer. Construction and Building Materials. 2016. Vol. 125. P. 53-62.
2. Fuks L., Herdzik-Koniecko I. Vermiculite as a potential component of the engineered barriers in low- and medium-level
radioactive waste repositories // Applied Clay Science. 2018. Vol. 161. Р. 139-150.
3. Kariya J., Ryu J., Kato Y. Development of thermal storage material using vermiculite and calcium hydroxide // Applied Thermal Engineering. 2016. Vol. 94. P. 186-192.
4. Kim Hung Mo, Hong Jie Lee, Michael Yong Jing Liu, Tung-Chai Ling. Incorporation of expanded vermiculite lightweight aggregate in cement mortar // Construction and Building Materials. 2018. Vol. 179. P. 302-306.
5. Sevim i§çi. Intercalation of vermiculite in presence of surfactants // Applied Clay Science. 2017. Vol. 146. P. 7-13.
6. Кременецкая И.П., Беляевский А.Т. Аморфизация серпентиновых минералов в технологии получения магнези-ально-силикатного реагента для иммобилизации тяжелых металлов // Химия в интересах устойчивого развития. 2010. № 18. С. 41-49.
7. Кременецкая И.П., Корытная О.П., Васильева Т.Н. Реагент для иммобилизации тяжелых металлов из серпенти-носодержащих вскрышных пород // Водоочистка. Водоподготовка. Водоснабжение. 2008. № 4. С. 33-40.
8. Нижегородов А.И. Опыт эксплуатации электрических модульно-спусковых печей различных модификаций для обжига вермикулитовых концентратов // Огнеупоры и техническая керамика. 2014. № 9. С. 27-34.
9. Нижегородов А.И., Звездин А.В. Энерготехнологические агрегаты для переработки вермикулитовых концентратов. Иркутск: Изд-во ИРНИТУ, 2015. 250 с.
10. Нижегородов А.И. Факторы надежности энерготехнологических агрегатов для обжига вермикулита // Строительные и дорожные машины. 2015. № 5. С. 13-18.
11. Телегин А.С., Швыдкий В.С., Ярошенко Ю.Г. Тепломассоперенос. М.: Академкнига, 2002. 455 с.
12. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление. М.: Энергоатомиздат, 1990. 367 с.
13. Нижегородов А.И., Звездин А.В., Брянских Т.Б. Уточненная модель теплоусвоения вермикулита при обжиге в электрических печах с учетом новых экспериментальных данных // Строительные материалы. 2017. № 3. С. 9699.
14. Zvezdin A.V., Bryanskikh T.G. Nizhegorodov A.I. Analytical model of absorption reflec-tion properties of vermiculite under thermal / Refractories and industrial ceramics. 2017. Vol. 57. No. 1.
References
1. Rashad A.M. Vermiculite as a construction material - A short guide for Civil Engineer. Construction and Building Materials, 2016, vol. 125, pр. 53-62.
2. Fuks L., Herdzik-Koniecko I. Vermiculite as a potential component of the engineered barriers in low- and medium-level radioactive waste repositories. Applied Clay Science, 2018, vol. 161, рр. 139-150.
3. Kariya J., Ryu J., Kato Y. Development of thermal storage material using vermiculite and calcium hydroxide. Applied Thermal Engineering, 2016, vol. 94, рp. 186-192.
4. Kim Hung Mo, Hong Jie Lee, Michael Yong Jing Liu, Tung-Chai Ling. Incorporation of expanded vermiculite lightweight aggregate in cement mortar. Construction and Building Materials, 2018. vol. 179, рp. 302-306.
5. Sevim iççi. Intercalation of vermiculite in presence of surfactants. Applied Clay Science, 2017, vol. 146, рр. 7-13.
6. Kremeneckaya I.P., Belyaevskij A.T. Amorphization of serpentine minerals in the production technology of magnesia-silicate reagent for heavy metal immobilization. Himiya v interesah ustojchivogo razvitiya [Chemistry for Sustainable Development], 2010, no. 18, рр. 41-49. (In Russian)
7. Kremeneckaya I.P., Korytnaya O.P., Vasil'eva T.N. Immobilization reagent for heavy metals from serpentine-containing overburden rocks. Vodoochistka. Vodopodgotovka. Vodosnabzhenie [Water Purification. Water Treatment. Water Supply], 2008, no. 4, рр. 33-40. (In Russian)
8. Nizhegorodov A.I. Experience of operating electrical ovens of different modifications equipped with releasing units and intended for burning vermiculite concentrates. Ogneupory i tekhnicheskaya keramika [Refractories and Technical Ceramics], 2014, no. 9, рр. 27-34. (In Russian)
9. Nizhegorodov A.I., Zvezdin A.V. Energotekhnologicheskie agregaty dlya pererabotki vermikulitovyh koncentratov [Energy technological plants for vermiculite concentrate processing]. Irkutsk: IRNITU Publ., 2015, 250 р. (In Russian)
10. Nizhegorodov A.I. Reliability factors of energy technological units for vermiculite firing. Stroitel'nye i dorozhnye mashiny [Construction and Road Building Machinery], 2015, no. 5, рр. 13-18. (In Russian)
11. Telegin A.S., Shvydkij V.S., Yaroshenko Yu.G. Teplomassoperenos [Heat and Mass Transfer]. Moscow: Akademkniga Publ., 2002, 455 р. (In Russian)
12. Kutateladze S.S. Teploperedacha i gidrodinamicheskoe soprotivlenie [Heat transfer and hydrodynamic resistance]. Moscow: Energoatomizdat Publ., 1990, 367 р. (In Russian)
13. Nizhegorodov A.I., Zvezdin A.V., Bryanskih T.B. Refined model of vermiculite heat absorption at firing in electric furnaces with account of new experimental data. Stroitel'nye materialy [Building Materials], 2017, no. 3, рр. 96-99. (In Russian)
14. Zvezdin A.V., Bryanskikh T.G. Nizhegorodov A.I. Analytical model of absorption reflection properties of vermiculite under thermal. Refractories and industrial ceramics, 2017, vol. 57, no. 1.
0
Критерии авторства
Звездин А.В., Нижегородов А.И. исследовали процессы теплопереноса в рабочем пространстве модулей обжига электрической печи. Авторы заявляют о равном участии в получении и оформлении научных результатов, и в равной мере несут ответственность за плагиат.
Authorship criteria
Zvezdin, A.V., Nizhegorodov A.I. have studied the processes of heat transfer in the working space of electric furnace firing modules. The authors declare equal participation in obtaining and formalization of scientific results and bear equal responsibility for plagiarism.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Conflict of interests
The authors declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
0
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ Звездин Алексей Владиславович, соискатель, e-mail: alexzvez@gmail.com
Нижегородов Анатолий Иванович, доктор технических наук, доцент, профессор кафедры строительных, дорожных машин и гидравлических систем, e-mail: nastromo_irkutsk@mail.ru
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS Aleksey V. Zvezdin, external PhD student, e-mail: alexzvez@gmail.com
Anatoly I. Nizhegorodov, Dr. Sci. (Eng.), Associate Professor, Professor of the Department of Construction, Road Machinery and Hydraulic Systems, e-mail: nastromo_irkutsk@mail.ru
