CC BY
105
т е п л о э н е р г е т и к а
УДК 669.04
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ И ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА ОПТИМАЛЬНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА ВОЗДУХА В РЕКУПЕРАТОРАХ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПРОХОДНЫХ ПЕЧЕЙ МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ
Доктора техн. наук, профессора ТИМОШПОЛЬСКИЙ В. И., ТРУСОВА И. А., асп. МЕНДЕЛЕВ Д. В., канд. физ.-мат. наук ГЕРМАН М. Л.
ПИИ «Евросталь ЛТД», Украина, Белорусский национальный технический университет, Научно-исследовательское и проектное республиканское унитарное предприятие «Белорусский теплоэнергетический институт»
Анализ тепловой работы проходных печей машиностроительного производства, выполненный на основе многовариантных расчетов, показывает, что потери теплоты с дымовыми газами составляют от 30 до 60 % от общего количества теплоты, внесенной в печь. Известно, что использование теплоты уходящих газов в промышленных печах (в рекуператорах, котлах-утилизаторах) позволяет повысить КПД агрегатов, снизить удельный расход топлива на тепловую обработку материала, интенсифицировать процессы горения топлива и нагрева металла. Вместе с тем при выборе или проектировании рекуператора необходимо установить максимально возможную, но вместе с тем экономически оправданную степень рекуперации теплоты уходящих газов [1].
При проектировании рекуперативного теплообменника встает вопрос о выборе материала, который способен работать при контакте с высокотемпературными продуктами сгорания топлива. Учитывая, что на машиностроительных предприятиях функционируют пламенные печи с рабочей температурой от 500 до 1350 °С, температура уходящих газов в различных агрегатах и, как следствие, требуемая стойкость материала, из которого изготовлен рекуператор, будут различными. Кроме того, в зависимости от режима работы будут изменяться расход топлива и количество дымовых газов, что также оказывает существенное влияние на работу теплообменника и температуру подогрева воздуха. В связи с этим при выборе материала следует провести теплотехнические расчеты, где в качестве ограничения необходимо задавать допустимую температуру нагрева стенки рекуператора и при этом учитывать такой режим работы печи, когда расход топлива и температура дымовых газов максимальны. Данное замечание
особенно важно для проходных печей, работающих в нестационарном режиме. Наиболее полно указанная выше расчетная методика изложена в [2, 3].
Кроме ограничений, обусловленных жаростойкостью материала, из которого изготовлен рекуператор, на температуру подогрева воздуха при проектировании новых нагревательных устройств целесообразно наложить ограничения экономического плана. Несмотря на то, что с ростом температуры подогрева воздуха снижается потребление топлива и, как следствие, затраты на нагрев, суммарные затраты на оборудование при этом могут возрастать. Причиной этого является высокая стоимость сталей и сплавов, способных работать при высоких температурах и необходимых для изготовления рекуператора.
Ниже приведены основные положения усовершенствованной методики, разработанной на базе [2, 3].
В соответствии с рекомендациями [1, 4] значение оптимальной степени рекуперации теплоты при заданных температуре и расходе уходящих газов можно найти, исходя из минимума функции приведенных затрат на рекуператор и топливо при приравнивании к нулю частных производных этой функции по оптимизируемому параметру
дЗр дВ дЕ
= Ст^ + С— = 0, (1)
дР т дР р дР
где Зр - приведенные затраты по рекуператору и топливу, дол. США/год; Р - степень рекуперации теплоты уходящих газов; Вг - расход топлива, м /год (или кг/год); Е - площадь поверхности нагрева рекуператора, м ; Ст - стоимость топлива, дол. США/м3 (или дол. США/кг); Ср - приведенная годовая стоимость нагрева 1 м2 поверхности рекуператора, дол. США/(м2год).
Для решения (1) выполняется замена основных его переменных
{Вг, Р, Е, Ср} ^ {/ ), / (¿в ), /з (¿в ), /4 (Гв )}.
После выполнения указанной выше замены выражение (1) записывается в окончательном виде [1]
С дк.* Л4
д(в /1/2/3
г г / / /
= 0. (2)
Численное значение температуры нагрева воздуха ¿в в рекуператоре при решении (2) будет соответствовать оптимальному значению, до которого необходимо подогревать воздух в рекуператоре:
с дЛ 1 /1 (¿в ) = п • 3600-д1 = -п3600сЛ--(3)
С2 + С3(^в - О ^в С + С3((в - ОГ
где п - количество часов работы печи в году, ч; ¿в, - конечная и начальная температуры подаваемого на горение воздуха, °С,
С1 бмет + Qкл + Qизл + Qохл.ср + Qок + Qтр + Qи.пот - Q:
С2 = Qрн - У,А, - (0,126СОдг + 0,108Ндг) - У^л
2 г^р ' д.г'д.г
с3 = 1д • 0,0014.
/д.г. подс в '
Здесь Qмет - теплота, затраченная на нагрев металла, МВт; Qэкз - теплота, выделившаяся при окислении металла (теплота экзотермических реакций), МВт; Qок - тепловые потери с окалиной, МВт; Ор1 - низшая рабочая
теплота сгорания 1 м газообразного топлива, МДж/м3; Ъд - действительное количество воздуха для сжигания газообразного топлива, м3/м3; Уд.г -объем уходящих дымовых газов, м /м ; /д, - энтальпия уходящих дымовых газов, МДж/м3; Окл - тепловые потери через кладку, МВт; Оизл - тепловые потери через открытые окна и проемы, МВт; Оохл.ср - тепловые потери с охлаждающей средой, МВт; Отр - тепловые потери, связанные с нагревом перемещающихся частей печи и транспортирующих устройств, МВт;
Он.пот - неучтенные тепловые потери, МВт; СОдг, НЦ'г - содержание СО и Н2 в дымовых газах, %; Уподс - количество холодного воздуха, подсасываемого в печь, м3/м3; 7вдг - энтальпия воздуха (подсосы), нагретого до температуры дымовых газов, °С;
Ш) = 0,0014 (^ - ¿0);
д/2 = 0,0014;
дг
(5)
1п Тн
/3 ( ¿в ) =
(Тн -Тк К/
(6)
1 дт.
дх„
(тк)2 дт,
1п
в
т„ - Т„
'<к -<к
{ дв дв ,
(7)
При противотоке дымовых газов и воздуха в рекуператоре:
т = ¿1 - х • т = ¿2 - ¿0. 'д 'в> 'д 'в'
дТн дТ„
= -1;
д^ д/
(8)
где ¿д, - температуры дымовых газов до и после рекуператора, °С; гА( -поправочный коэффициент.
Из уравнения баланса теплоты [3]:
2 1
г =-
д 0,0015
1 Тд / ч I д? 11 Тд
0,0015/1 - • 0,0014 (/в-в0)|; ^ =--
д п Уд, 1 '/ дв 0,0015 пУд.г
•0,0014, (9)
т
к
где п - коэффициент, учитывающий потери теплоты через кладку рекуператора (0,7-0,9).
8Д = А( Я ) Р6 + В (Я ) Р5 + С (Я ) Р4 + Б (Я ) Р3 + Е (Я ) Р2 + ^ (Я ) Р + О (Я ), (10)
где
-1 - -2 я=;
-в - -в0
- - -в
Р =
-1 - -0'
2 в
При перекрестном противотоке дымовых газов и воздуха в рекуператоре «коэффициенты-полиномы» можно представить в следующем виде [2]:
А(Я) = 4690,7Я4 - 26338Я3 + 47474Я2 - 30577Я + 5277,4; В (Я) = -3119,4Я4 + 16989Я3 - 30419Я2 + 19937Я - 3381,6; С (Я) = 716,07Я4 - 3732,7Я3 + 6771,2Я2 - 4726Я + 727,91; Б(Я) = -70,132Я4 + 348,39Я3 -695,54Я2 + 567,01Я-47,523; (11) Е(Я) = 3,007Я4 - 15,205Я3 + 40,677Я2 - 39,195Я -5,5716; ^(Я) = -0,0557Я4 + 0,356Я3 - 1,333Я2 + 1,0778Я + 0,9618; О(Я) = 0,0003Я4 - 0,0024Я3 + 0,0095Я2 + 0,0029Я + 0,9735.
Для крестообразного тока «коэффициенты-полиномы» представим [2]:
А(Я) = 4322Я4 - 27101Я3 + 52167Я2 - 34430Я + 6039,1; В (Я) = -3432,2Я4 + 21667Я3 - 41905Я2 + 27572Я - 4778,3; С (Я) = 1011,2Я4 - 6447,1Я3 + 12516Я2 - 8114Я +1350,8; Б(Я) = -137,56Я4 + 883,23Я3 -1699,7Я2 +1041,7Я -149,98; (12) Е (Я) = 8,4184Я4 - 53,22Я3 + 96,147Я2 - 47,099Я - 2,0013; ^(Я) = -0,1836Я4 +1,0474Я3 - 1,353Я2 - 0,2903Я + 0,5168; О(Я) = 0,0007Я4 -0,0018Я3 - 0,0099Я2 + 0,0278Я + 0,9862.
Общий вид функции /4 (-в) можно представить следующим образом:
/4 (-в) = 5 + 2 + пСэ (Мв + Мд) + ^в + Яд, (13)
где Я - приведенная годовая стоимость рекуператора (с учетом монтажа), дол. США/год; 2 - средняя годовая заработная плата рабочего, выполняющего обслуживание рекуператора, дол. США/год; Сэ - стоимость электроэнергии для машиностроительного предприятия, дол. США/(кВт ч); Мв, Мд - средние рабочие мощности вентилятора и дымососа, кВт; Яд -стоимость дымососа (с учетом Мд), дол. США/год; Яв - стоимость тяго-дутьевого вентилятора (с учетом Мв), дол. США/год.
При определении вида функции (13) для конкретного рекуператора необходимо учитывать все его параметры. Однако учет абсолютно всех параметров практически невозможен, тогда как при обоснованной постановке и реализации физико-математической модели происходящих в рекуператоре процессов с применением программных средств для решения самых сложных алгоритмов, поставленная задача становится более реальной.
При расчетах полагали, что рекуператор оснащен игольчатыми трубами типа «17,5». Трубы типа «17,5» с расстоянием между иглами 17,5 мм обладают большей тепловой эффективностью, чем трубы типа «28», но быстрее засоряются, менее прочны в тепловом и механическом отношении. Но при использовании в качестве топлива природного газа и отсутствии пыли трубы типа «17,5» наиболее оптимальны. Длина труб составила 1640 мм. Рекуператор выполнен с одним или несколькими ходами, в которых схема движения дымовых газов имеет крестообразный ток или перекрестный противоток - в зависимости от количества ходов.
Годовая стоимость игольчатого рекуператора зависит от количества используемых труб и стоимости монтажа. Тогда вид функции представим в следующем виде (с учетом коэффициента 1,15 на увеличение массы на крепежные рейки [2])
5 = 1Д5 "СвКр5уд , (14)
ьт
где N ('в) - зависимость количества труб от температуры подогрева воздуха в рекуператоре; ттр - масса одной трубы, применяемой в рекуператоре, кг; 5уд - стоимость 1 кг рекуператора (с учетом монтажа), дол. США/кг;
ЬТ - срок службы рекуператора, год.
С учетом величины 5усл (условная поверхность нагрева одной трубы)
функция N ('в) будет иметь вид
N( ) = ^ Ж)/ ('в)/3 ('в) , (15)
5усл П К (®д , ®в )
где Gв - относительный расход воздуха, кг/кг; К(юд, юв) - общий коэффициент теплопередачи от рекуператорных труб к нагреваемому в них воздуху, кДж/(м2ч°С).
Для игольчатых труб типа «17,5» [2]
К = <вд [20,7491п (юв)-4,3972] +4,1321п (юв), (16)
где юд, юв - скорости дымовых газов и воздуха, м3/с.
Выбор скоростей воздуха и дымовых газов определяется с учетом приблизительного необходимого количества труб по воздушному пути и по пути дымовых газов (необходимый расход нагреваемого воздуха должен соответствовать физически возможному расходу пропускаемого через трубы воздуха). При этом необходимо, чтобы скорости воздуха и дымовых
газов были наименьшими - наименьшие затраты на преодоление аэродинамических сопротивлений (выбор температуры подогрева воздуха в рекуператоре будет оптимален в том случае, если достигается общий минимум по всем затратам и минимум по затратам на рекуператор). Количество труб по воздушному пути
<|7)
где SQW в - площадь сечения воздушного канала игольчатой трубы. Количество труб на пути дымовых газов
с V + V
n (t.)= + , ci»)
С2 + С3(,в - О ;д SQтр.д
где SQтрд - площадь сечения дымового канала игольчатой трубы.
Соотношениями N(Ув), ), N2(tв) задаются количество ходов и
число рядов в каждом ходе рекуператора. Как правило, для игольчатых рекуператоров, устанавливаемых на нагревательных печах кузнечных цехов машиностроительных предприятий, количество ходов не превышает двух. При этом из опыта выполненных практических расчетов использование двухходовых игольчатых рекуператоров обосновано в том случае, если температура подогрева воздуха в рекуператоре превышает 300 °С [2].
Количество ходов рекуператора и число рядов в каждом ходе рекуператора:
N (fB ) N^ )
m, =—; m2 = 1 в . 1 N^ ) 2 N2^ )
Величина Z рассчитывается согласно действующему тарифному классификатору либо по данным конкретного машиностроительного предприятия.
Необходимая мощность на преодоление сопротивления по воздушному пути имеет следующий вид [2] :
С + 273
Мв = 1,25 mtf^f- ;в, (19)
где И - аэродинамическое сопротивление игольчатых труб на пути воздуха, Па; ¿свр - средняя температура воздуха в рекуператоре, °С,
£ = ^ ; Ив = 0,3041(;в )2,0101.
Необходимая мощность на преодоление сопротивления на пути дымовых газов имеет следующий вид [2] :
Гд + 273
Мд = Ид ( n2 + m ;д -во-4, (20)
где ИД - аэродинамическое сопротивление игольчатых труб на пути дымовых газов, Па; ¿д - средняя температура дымовых газов в рекуператоре, °С,
? + ¿2
< д _ д д ср 2
ИД = 0,8434 (<
С учетом полученных мощностей, необходимых на преодоление аэродинамических сопротивлений по воздушному и дымовому путям, а также термина «стоимость киловатта мощности тягодутьевого вентилятора» выразим функцию стоимости тягодутьевого вентилятора от необходимой потребляемой мощности. Данные на цены тягодутьевых установок были собраны по различным поставщикам (4-й квартал 2008 г.) и скоррелированы.
Величины Зв и Зд можно представить в следующем виде:
^в = ^ (1113,61и(Мв) - 663,29); Зд = ^ (1113,61п(Мд) - 663,29). (21)
При решении выражения (2) относительно ¿в получим результат, представленный на рис. 1.
я я я и
я
^
3
Температура подогрева воздуха, град.
Рис. 1. Зависимость производной функции затрат от температуры подогрева воздуха в рекуператоре
Точка р1 соответствует значению, где производная функции затрат меняет свой знак с «+» на «-». Это означает, что в данной точке находится локальный максимум функции затрат.
Точка р2 соответствует значению, где производная функции затрат меняет свой знак с «-» на «+». Это означает, что в данной точке находится локальный минимум функции затрат.
При повышении стоимости топлива координата точек р1 и р2 увеличивается, а при росте стоимости рекуператора - уменьшается [1].
На рис. 2 приведены расчеты значений координаты р2 для варианта частичной модернизации (замена только рекуператора), а на рис. 3 - для
варианта полной модернизации нагревательных проходных печей РУП «Минский автомобильный завод».
1 2 3 4 5 6
500 I 480 Ц ^ 460 § 440
I I 420 -
& Ц 400 а Я 380 360 ) 340 320 ] 300 2 8 0
1 2 3 4 5 6 7
70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 570 620 670 720 770 820 Стоимость 1000 м3 природного газа Ст дол. США
60 110 160 210 260 310 360 410 460 510 560 610 660 710 760 810 Стоимость 1000 м3 природного газа Ст, дол. США
500 480
1 2 3 4 5 6 7
1 2 3 4 5 6 7
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Стоимость 1000 м3 природного газа С, дол. США
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 8 Стоимость 1000 м3 природного газа Ст, дол. США
& О
500 480
460
0 К
8, & 440 & 53
Ц & 420
1 В 400
н & « т
к | 380
5! о 360 к й
О 340 320
1 2 3 4 5 6 7
500 в 480 & о
§ ° 460 о ;
к
& &440 & 53
& | 420
3 400
| 380
3 360 й
340 320
1 2 3 4 5 6 7
т р
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 Стоимость 1000 м3 природного газа С, дол. США
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Стоимость 1000 м3 природного газа Ст, дол. США
5уд составляет: 1 - 1 дол. США; 2 - 2; 3 - 4; 4 - 6; 5 - 8; 6 - 10; 7 - 12; 8 - 15; 9 - 20; 10 - 25 дол. США
Рис. 2. Зависимость оптимальной температуры подогрева воздуха в игольчатом рекуператоре от стоимости 1 кг рекуператора (с учетом монтажа) и природного газа при частичной модернизации для нагревательных проходных печей РУП «МАЗ» производительностью: а - 1,0 т/ч; б - 1,5; в - 2,0; г - 2,5; д - 3,0; е - 3,5 т/ч
б
8
9
10
8
9
10
в
г
8
9
10
8
9
10
д
е
8
9
10
8
9
10
д
5
е
4
500 $ 480 -¡3 ^ 460 | 440 || §-420 £ £ 400 & а
В § 380 ¡2 8.360 -53 ; 340 -
I I 321
Я <3 300 -
К й
280 -° 260 -
) 260 310 360 410 460 510 560 610 660 710 760 810 860 910 960 Стоимость 1000 м3 природного газа С, дол. США
150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 Стоимость 1000 м3 природного газа Ст, дол. США
5уд составляет: 1 ■
1 дол. США; 2 - 2; 3 - 4; 4 - 6; 5 -9 - 20; 10 - 25 дол. США
8; 6 - 10; 7 - 12; 8 - 15;
Рис. 3. Зависимость оптимальной температуры подогрева воздуха в игольчатом рекуператоре от стоимости 1 кг рекуператора (с учетом монтажа) и природного газа при полной модернизации для нагревательных проходных печей РУП «МАЗ» производительностью: а - 1,0 т/ч; б - 1,5; в - 2,0; г - 2,5; д - 3,0; е - 3,5 т/ч
1 2
3
4
6
7
8
1 2
3
5
6
7
8
9
10
В Ы В О Д Ы
1. Усовершенствована классическая методика расчета рекуперативных теплообменников, используемых в нагревательных проходных печах куз-нечно-штамповочного производства машиностроительных предприятий (на примере РУП «МАЗ»).
2. На основе усовершенствованной методики для нагревательных проходных печей РУП «МАЗ» различных производительности выполнены
технико-экономические расчеты оптимальной температуры подогрева воздуха в игольчатых теплообменниках. Расчет был произведен для печи № 40 при различных режимах производительности [5]. Большинство остальных нагревательных проходных печей - типовые и аналогичны по характеристикам печи № 40, поскольку вводились в эксплуатацию двумя этапами [6] в 1960-1980-е гг.
Л И Т Е Р А Т У Р А
1. Р а с ч е т оптимальной температуры подогрева воздуха в рекуператоре на примере действующей термической печи современного машиностроительного завода с технико-экономической точки зрения / В. И. Тимошпольский [и др.] // Литье и металлургия. -2008. - № 2. - С. 8-12.
2. Т е б е н ь к о в, Б. П. Рекуператоры для промышленных печей / Б. П. Тебеньков. -2-е изд. - М.: Металлургиздат, 1958. - 405 с.
3. Р а с ч е т ы рекуператоров промышленных печей металлургического и машиностроительного производств / В. И. Тимошпольский // Металлургические печи. Теория и расчеты: учеб. / В. И. Тимошпольский [и др.]; под ред. В. И. Тимошпольского, В. И. Губин-ского. - Минск, 2007. - Т. 2. - С. 7-61.
4. Р а с ч е т и конструирование современных газопламенных установок для нагрева и термообработки металла / В. И. Тимошпольский [и др.] // Энергетика... (Изв. высш. учеб. заведений и энерг. объединений СНГ). - 2008. - № 4. - С. 34-43.
5. М е н д е л е в, Д. В. Теплотехнические исследования нагревательных толкательных печей проходного типа с целью определения и улучшения их основных энерготехнологических показателей / Д. В. Менделев // Литье и металлургия. - 2008. - № 4. - С. 47-51.
6. О б з о р основных направлений модернизации печного парка и совершенствование технологий нагрева и термической обработки слитков и заготовок в условиях современного машиностроительного предприятия / В. И. Тимошпольский [и др.] // Литье и металлургия. -2007. - № 4. - С. 54-62.
Представлена кафедрой металлургических технологий Поступила 11.11.2008
УДК 621.18-5
КОМПЛЕКСНАЯ МЕТОДИКА ОПТИМИЗАЦИИ ПАРАМЕТРОВ ДИНАМИЧЕСКОЙ НАСТРОЙКИ РЕГУЛЯТОРОВ ВПРЫСКОВ
Докт. техн. наук, проф. КУЛАКОВ Г. Т., асп. ГОРЕЛЫШЕВА М. Л.
Белорусский национальный технический университет
Износ основных производственных фондов, рост цен на топливно-энергетические ресурсы, финансово-экономический кризис и увеличение затрат на текущий и капитальный ремонт актуализируют проблему существенного улучшения качества регулирования температуры перегретого пара за котлом, так как это позволит повысить экономичность, надежность и долговечность работы технологического оборудования.
