. Fundamentarea Eficientei Economice Functionarii Furnalului cu Gaz Metan (s.c. Xyz S.a.)
CAPITOLUL 1
JUSTIFICAREA NECESITĂȚII DE MICȘORARE A CONSUMULUI DE COCS LA FURNALE PRIN INSUFLARE DE PRAF DE CĂRBUNE. INSUFLAREA PRAFULUI DE CĂRBUNE LA FURNAL
Tehnica insuflării prafului de cărbune în furnal a fost dezvoltată atât în Europa cât și în America. Insuflarea combustibililor auxiliari a fost pusă la punct în jurul anilor '60, fiind experimentate păcura, gazul natural și cărbunele. Dintre acestea păcura s-a dovedit a fi cel mai bun combustibil auxiliar însă atunci când a început criza petrolului s-a ajuns la folosirea cărbunelui.
Cercetările viitoare trebuiesc îndreptate spre optimizarea raportului de înlocuire cocs/cărbune și economicitatea operației. Acest raport rămâne în domeniul 0.91,1 Kg Cocs/Kg Cărbune, fiind foarte dependent de felul cărbunelui și în special de conținutul de cenușă a acestuia. Încercări s-au făcut în special în țările unde cărbunele reprezenta un combustibil avantajos în raport cu petrolul, însă cu toate acestea au existat și probleme în tehnica de realizare a dispozitivelor de insuflare. Totuși a fost soluția cea mai indicată pentru ca furnalele să lucreze iară păcură.
ISTORICUL INSUFLĂRII PRAFULUI DE CĂRBUNE
Tehnica modernă este originară din S.U.A. Prima experimentare s-a făcut la furnalul experimental US-BUREAU OF LINEL în 1959. În paralel au fost efectuate experimentări și la un furnal IRSID. Pentru experimentare industrială NATIONAL STEEL CORP a construit o instalație experimentală de insuflare a cărbunelui conceputa de PETROCARB în 1960.
În 1963 la furnalul nr. 3 WEIRTEAN a fost realizată o instalație de KAPPERS.
Prin anii 1962 au demarat lucrări puternice de cercetare în domeniul insuflării P.C. și în Japonia inclusiv fosta R.D.G. Cu toate ca la un moment dat aceste experimentări au fost întrerupte, totuși excepție au făcut-o cei de la firma ARMCO, care împreună cu BABCOCK & WILCOX au pus la punct un sistem de insuflare la furnalul BELLEFONTE din Ashland, deoarece aceasta uzina nu avea cocserie proprie.
După criza petrolului s-au reîntors și în Europa din nou la insuflarea cărbunelui. ARBED a instalat la începutul anilor '80 în uzina BELNOL procedeul de insuflare PAUL WURTH, cu scopul de a studia problemele de baza ale procesului. În acest scop s-au utilizat două feluri de cărbune și anume:
– cărbune brun;
– cărbune sec (antracinos).
În Japonia după criza petrolului s-a trecut la funcționarea furnalelor fără păcură. S-au experimentat instalații de tipul ARMCO și PETROCARB și în plus o instalație proprie la SUMITOMO METAL.
Și în China și U.R.S.S. au fost făcute experimentări industriale. O vedere de ansamblu asupra rezultatelor de exploatare cunoscute la insuflarea prafului de cărbune este data în tabelul următor (v. Anexa 2).
INSTALAȚII DE INSUFLARE
Sistemele de insuflare utilizate în prezent la furnale corespund în principiu acelora dezvoltate în anii 1960. Important la aceste instalații este reglajul debitelor de cărbune la gurile de vânt. Aceasta poate influența zona coezivă. În prezent se disting două tipuri de instalații:
cu dispozitive de insuflare mecanică;
cu dispozitive de insuflare pneumatică:
cu reglare de debitator la gurile de vânt;
fără reglare de debitator la gurile de vânt.
a) PETROCARB. Sistemul PETROCARB este prezentat în fig. 1. Principalele elemente ale acestui sistem sunt injectorul de stocare și injectorul primar. Injectorul primar este menținut în permanență sub presiune de gaz astfel încât cărbunii să poată fi insuflați continuu în furnal printr-un sistem de conducte. Debitul care se insuflă este măsurat printr-un dispozitiv de măsurare la injectorul primar și este controlat prin diferența de presiune dintre injectorul primar și conducta inelară. La debite sub 30% apar neregularități în transportul cărbunelui la duze, ceea ce poate acționa nefavorabil asupra funcționării furnalului.
b) ARMCO și BUBCOCK & WILCOX. Primul sistem a lui ARMCO a fost instalat la furnalul BELLEFONTE și a trebuit modificat datorită problemelor de etanșeități. Sistemul actual este prezentat în fig. 2.
Acest sistem nu mai are părți mecanice în mișcare. Cărbunele trece din recipientul de rezerva în cel de alimentare, datorită gravitației. Caracteristica principală a acestui sistem costă în utilizarea unui sistem de repartizare, cu ajutorul căruia cărbunele este trimis la gurile de vânt în cantități ce sunt menținute egale.
c) KOPPERS. Particularitatea acestui sistem consta în utilizarea pompei de cărbuni cu care cărbunele poate fi transportat mecanic. Debitul insuflat poate fi reglat prin variația turației pompei. Sistemul nu necesită un recipient de injectare. Dezavantajul acestui procedeu se afla în uzura puternică a cilindrului pompei și în pierderile de aer de la pompa, care la presiuni mari cu greu ar putea fi evitate.
d) Sistemele dezvoltate în Japonia KAWASAKI STEEL KDP nu au dispozitive mecanice. Praful de cărbune este evacuat din recipientul inferior care se află sub presiune ridicată, debitul de cărbune fiind reglat cu ajutorul presiunii din recipient și a presiunii gazului purtător.
e) PAUL WURTH. La cele mai multe procedee debitul de cărbuni la gurile de vânt nu se controlează, însă la aceasta este posibil datorită roților cu celulă instalate separat, de a regla debitul de cărbuni astfel încât să se introducă pe fiecare gura de vânt cantitatea optima. Sistemul este prezentat în fig.3 și fig. 4.
Cantitatea de cărbuni transportată este controlată așa cum se arată în fig. [4] prin măsurarea pierderii de presiune în conducta de alimentare. Se consideră foarte indicată utilizarea de cărbuni cu conținuturi ridicate de materii volatile.
f) În China au fost dezvoltate doua sisteme de insuflare. Unul este indicat pentru furnalele mari. EI consta din turnuri înalte de insuflare cu presiune de aer ridicată, dispuse paralel. Al doilea sistem este gândit pentru furnale a căror capacitate este mai mică de 225 [m3]. În acest caz, praful de cărbune este vehiculat cu melc și apoi dirijat la fiecare gură de vânt cu aer comprimat.
PROBLEME ALE DISPOZITIVELOR DE INSUFLARE
Problemele au apărut la dispozitivele de insuflare, însă, pentru sistemele moderne, aceste probleme nu mai solicită atenție. Nici problemele legate de coroziune nu au fost grave. Totuși s-au arătat alte dificultăți ca de exemplu la NATIONAL STEEL după începerea insuflării au apărut înfundări. Aceste înfundări apăreau dacă proporția cărbunilor peste 100[mesh] depășea 15 – 20% sau dacă umiditatea lor creștea peste 3%.
Dificultăți au apărut și datorită distrugerii rapide a gurile de vânt sau uzurii prin frecare a pompelor de cărbune ale sistemelor KAPPERS. Această ultimă uzură este caracteristică tuturor sistemelor ce transporta cărbunii mecanic.
După cum s-a văzut există două sisteme, unul pneumatic și unul mecanic. Primul este sensibil la variațiile umidității și granulației cărbunelui. Deci pentru o bună funcționare trebuie dată mare atenție la preparare, la sistemele de măcinare și uscare. Cel de-al doilea sistem are o funcționare relativ lipsită de probleme. Este independent de umiditate, iar reglarea debitului pe fiecare gură este posibilă, așa cum o dovedește sistemul PAUL-WURTH. Totuși la acest sistem apar dificultăți datorită uzurii puternice a pompei de cărbune și prin transportul sacadat al cărbunilor prin conducte, ceea ce conduce la arderea neuniformă în zona de circulație din fata gurilor de vânt.
ARDEREA PRAFULUI DE CĂRBUNE
Pentru ca insuflarea prafului de cărbune să fie cât mai eficienta trebuie realizata o ardere cât mai completa a cărbunelui. În general arderea cărbunelui se desfășoară mai lent decât arderea păcurii. Arderea cărbunelui în furnale are loc la temperaturi de peste 2.000°C, cu viteze de încălzire de 105 – 106°C/s, încât este necesară clasificarea proceselor de ardere și cineticii arderii în aceste condiții. Din experimentele industriale este cunoscut că se pot insufla fără dificultăți 100 – 150 Kg Cărbune/tfontă.
PROCESELE DE ARDERE ALE CĂRBUNILOR
Noțiunile arătate, au condus la necesitatea efectuării de experimentări, în mai multe țări, în special în Japonia cu ajutorul furnalelor experimentate sau în furnale industriale.
Rezultatele asemănătoare au obținut și KATE STEEL la diferite cuptoare, pentru a măsura compoziția gazului și repartizarea temperaturilor în zona oxidantă. După rezultatele obținute la cuptorul umplut cu cocs de la Kamayana fig. 7 prin insuflarea cărbunelui, a crescut viteza reacției a oxigenului
Temperatura în jurul zonei oxidante a devenit mai mică și zona oxidantă s-a lărgit. S-a observat o mică creștere a prafului, fără o variație sensibilă a debitului de gaz. Trebuie menționat că gradul de ardere în zona oxidantă, depinde de natura cărbunilor, de granulație, de temperatura aerului și de rapoartele stoechiometrice. O altă mărime ce influențează gradul de ardere este distanța de la lancea de insuflare la marginea gurii de vânt. REINTJES și TAMLTRA au stabilit că gradul de ardere crește cu creșterea acestei distanțe, însă cenușa se depune pe duza și gura de vânt și poate duce la înfundare. Rezultă că pentru fiecare fel de cărbune există o distanță optimă între lancea de insuflare și marginea gurii de vânt. NATIONAL STEEL a cercetat și modul de așezare a lancei, cu scopul creșterii gradului de ardere.
Materiile volatile sunt cele ce influențează cel mai puternic procesul de ardere. Raportul stoechiometric nu are nici o influență asupra arderii până la o distanță de 1 m de la gura de vânt și se face observat clar, abia de la peste 1,5 m. De la un raport de 2.0 joacă un rol important și granulația.
Fenomenul se poate explica prin faptul că în cursul primei faze are loc piroliza cărbunilor, după care are loc reacția heterogenă a reziduului cu O2. Aceste două fenomene sunt hotărâtoare pentru ardere și vor f descrise mai exact în următorul subcapitol.
MECANISMUL ARDERII CĂRBUNILOR
Studierea cinetică a proceselor de ardere este necesară pentru înțelegerea corectă a arderii și pentru a putea realiza o injectare optimală a cărbunelui. Totuși cercetările cinetice asupra arderii cărbunilor în condițiile din furnal nu sunt încă încheiate. Rezultatele obținute până acum sunt reprezentate în fig. 6.
Cu intrarea cărbunelui în conducta de aer cald are loc mai întâi o încălzire bruscă a particulelor datorită transmisiei de căldură prin variație și comutație. Degazarea (piroliza cărbunelui) și piroliza secundară a materiilor volatile este procesul care urmează. După aprindere ard mai întâi materiile volatile iar arderea reziduului solid are loc ca o reacție heterogenă. La aceste viteze ridicate de încălzire, degazarea și arderea se desfășoară în paralel.
Prima fază este determinată de piroliza cărbunelui. Cercetările lui Bolez au arătat că arderea în prima faza este determinată de procesul de piroliză al cărbunilor și că aceste procese sunt foarte dependente de felul cărbunilor. Piroliza diferitelor feluri de cărbuni la nu numai cantități diferite de materii volatile ci și variația în ceea ce privește produsele pirolizei.
Cercetările asupra cineticii pirolizei cărbunilor au arătat ca viteza pirolizei este treapta determinanta a reacțiilor chimice, atâta timp cât granulația este sub 100[m]. Aceasta reacție se compune dintr-un număr mare de reacții complicate și variabile . Totuși se poate defini aproximativ prin combinarea reacțiilor principale, ca o reacție de ordinul 1.
CAPITOLUL II
INFLUENTA INSUFLARII PRAFULUI DE CARBUNE (IPC)
ASUPRA PARAMETRILOR DE FUNCTIONARE A FURNALULUI. REZULTATE OBT1NUTE PE PLAN MONDIAL
2.1. Considerații generale
Propunerea de insuflare a prafului de cărbune în furnal, a altor combustibili și a unor adaosuri fondante, în scopul îmbunătățirii calității fontei a fost brevetată în Anglia în 1831, de către J. S. Dawes. La data respectivă aplicațiile au fost neconcludente din cauza utilajelor inadecvate, insuflarea combustibililor auxiliari la g.d.v.x) trebuind amânată până după cel de al doilea război mondial pentru a putea fi realizată industrial. Insuflarea prafului de căată industrial. Insuflarea prafului de cărbune a mai trebuit să aștepte și cele două șocuri petroliere din anii `70-80 pentru a se crea condițiile economice de extindere a procedeului pe plan mondial.
Parametrii medii de funcționare a furnalelor unor state din Uniunea Europeană (UE) sunt prezentați în tabelul 1.1. în tabelul 1.2 se arată comparativ parametrii de funcționare ai furnalului 5 SIDEX SA (1997), cu aceia ai unor furnale ale UE.
Se observă că atât parametrii medii pe țară, cât și parametrii medii ai unor furnale, clasează aceste agregate în categoria furnalelor performante, atât prin consumul specific de combustibil cât și prin productivitate. Din tabelul 1.2 rezultă consumuri de cocs medii în 1996, de 303 – 349 kg/t fo, în cazul insuflării a 181 – 143 kg PC/t fo. Consumul total de combustibil, practic nu depășește – 500 kg/t fo. Productivitatea raportată la volumul de lucru este de 2,4 – 2,9 t/m3, 24 h. Se observă preferința utilizării unor cărbuni sau amestecuri cu un conținut mediu de M.V., semnalându-se și furnale performante ce utilizează cărbuni cu un conținut înalt de M.V. Caracteristică este și cantitatea limitată de zgură (216 – 306 kg/t fo) produsă și conținutul relativ mic de siliciu (0,34 … 0,69%) din fontă.
Comparativ, parametrii F5 SIDEX indică un consum specific de cocs mediu în 1997 de 461 kg/t fo și de 102 kg PC/t fo, deci un consum total de combustibil mai mare cu 60 … 75 kg/t fo, diferență care se regăsește la toate nivelele de insuflare practicate și contribuie la limitarea cantităților de PC insuflate eficient.
Prezentarea situației IPC pe plan mondial va reliefa importanța pentru SIDEX SA, ca o condiție primordială pentru eficientizarea IPC, a ridicării nivelului de performanță al tehnologiei în varianta clasică. Această caracteristică se regăsește la toate furnalele europene ce folosesc eficient IPC.
Tabelul 2.1. Parametrii medii de funcționare a furnalelor cu insuflare de cărbune din Uniunea Europeană în 1996
x) materii volatile
2.2. Influenta insuflării prafului de cărbune (IPC) asupra parametrilor de funcționare a furnalului în Germania
Dintre societățile siderurgice germane, în acțiunea de trecere la utilizarea IPC, se evidențiază firma THYSSEN Stahl.
În anul 1983 THYSSEN Stahl a inițiat lucrări de cercetare-dezvoltare în domeniul IPC, care au condus în final la aplicarea tehnologiei la toate furnalele societății și la extinderea ei în Germania.
Inițial s-au efectuat experimentări la 3 guri de vânt ale furnalului 4 Hamborn, urmate de dotarea acestuia cu două tipuri de instalații industriale de insuflare. Astfel 15 g.d.v au fost echipate cu sistemul de transport și distribuție pneumatică a PC în fază densă (Kuttner) și 15 g.d.v cu sistemul în fază diluată (Paul Wurth). Experiența industrială astfel câștigată a permis evaluarea instalațiilor sub aspectul:
uzurii componentelor;
caracteristicilor transportului pneumatic;
comportării instalațiilor în cazul utilizării a diferite tipuri de cărbuni.
Ca urmare s-a hotărât dotarea furnalului 1 de la Schwelgern cu instalația cu fază densă și aceea de la furnalul 6 Rurhort cu sistemul în fază diluată [1].
Prima operație după punerea în funcțiune a instalațiilor de insuflare de la F4 a fost testarea a diferite sorturi de cărbuni ca atare sau în amestecuri binare sau ternare de la antracit la lignit. în aceste condiții, până la finele anului 1988 la cele 3 furnale s-au insuflat cca. 1,5 mil. tone de praf de cărbune, din care cca. 50% a fost cărbune cu un conținut mediu de materii volatile și 50°'0 amestecuri de diferite sorturi de cărbune care să conducă tot la un conținut mediu de MV (19 … 28%).
În tabelul 2.3 se prezintă parametri ai insuflării după 1 – 3 ani de la începerea aplicării tehnologiei.
Tabelul 2.3. Parametrii insuflării PC Ia Thyssen – Stahl
Cantitățile medii insuflate în 1988 (după 1-3 ani de la punerea în funcțiune) depășesc nivelul de 100 kg/t fo la toate cele 3 furnale, ajungând în cazul furnalului 1 Schwelgwern, la 141 kg/t fo. S-a urmărit insuflarea a 130-140 kg/t fo, lucru nerealizat în cazul furnalului 4, din cauza reparației capitale din 1988. Cantitățile maxime medii lunare ating 164 kg/t fo, acest rezultat fiind atribuit și caracteristicilor PC – un amestec de cărbuni cu un conținut mediu de MV.
În tabelul 1.4 se prezintă analiza elementară a cărbunilor experimentați. Finețea de măcinare a prafului de cărbune a fost relativ constantă, diametrul mediu fiind 0,06 mm. Conținutul în alcalii a variat între max. 0,15% pentru cărbunii din import și până la 0,6% la aceia germani.
Consumuri de peste 130 kg/t fo s-au obținut în toate cazurile.
Tabelul 2.4. Analiza și consumul specific de cărbune insuflat
La furnalul 4 s-a obținut pe o perioadă scurtă de 14 zile în 1988, un consum specific de 177 kg PC/t fo împreună cu un consum specific de 295 kg cocs/tfo.
În afară de cantitățile insuflabile de un deosebit interes este și indicele de înlocuire al cocsului cu praf de cărbune. Acesta poate fi definit în două moduri:
a) raportul de înlocuire efectiv (aparent) care indică rezultatele brute obținute,
b) se are în vedere indicele de înlocuire corectat metalurgic, prin care se compensează diferențele dintre unii parametri de lucru, folosind factori de conversie, pentru a evidenția aportul propriu-zis al PC.
S-a analizat o perioadă de referința numai cu cocs, fără insuflare de combustibili auxiliari. După cum se observă din fig.1.1 regimul de funcționare al furnalului numai cu cocs indica un regim tehnologic performant, în varianta clasică, întrucât consumul specific se situează sub 500 kg cocs/t fo.
În cazul IPC indicele efectiv (aparent) de înlocuire este de 1,03 kg/tkg.
Datele experimentale obținute arată că:
raportul de înlocuire nu depinde de cantitatea de PC insuflată,
calitatea cărbunelui are o influența limitată asupra raportului de înlocuire.
Valoare medie a raportului de înlocuire corectat este 0,86 kg/kg. Analiza rezultatelor experimentale evidențiază că dintre caracteristicile cărbunilor, o influență mai mare asupra indicelui de înlocuire, o au conținutul în carbon și puterea calorică, în timp ce conținutul în cenușă are o influență mai puțin evidentă în domeniul considerat.
Studiile au urmărit și stabilirea altor influențe asupra capacității de utilizare a diferitelor sorturi și amestecuri de cărbuni. Astfel, privind granulometria cărbunelui, a rezultat că este mai importantă gruparea strânsă a domeniului de împrăștiere în jurul valorii medii a dimensiunii particulelor, decât dimensiunea medie propriu-zisă.
De asemenea a rezultat că un conținut înalt de MV conduce la o proporție redusă de reziduu solid, favorizând desfășurarea rapidă a unor faze a procesului de combustie.
În cursul încercărilor preliminare, la Universitatea din Aachen s-a experimentat un simulator al procesului de ardere de la nivelul g.d.v. A rezultat că un grad de combustie de cca. 50% în g.d.v și 50% în zona de ardere din fața g.d.v se realizează la valoarea critică a raportului atomi oxigen (total din aer, de îmbogățire și din cărbune) per atomi carbon > 2,1. În condiții industriale, astfel cum reiese din fig.1.2 se observă micșorarea acestui raport la insuflarea a 164 kg PC/t fo. Se observă de asemenea (în partea stângă a diagramei) variația conținutului de praf din gazul de furnal cu proporția PC insuflat la furnalul de la Schwelgern. În condițiile date, depășirea nivelului de 130-140 kg PC/t fo corespunzătoare raportului O/C=2,1, conducea la înrăutățirea combustiei și la creșterea prafului antrenat cu gazul de furnal.
Pentru combaterea tendinței de scădere a temperaturii teoretice de ardere la nivele de insuflare de peste 100 kg PC/t fo s-a procedat la:
întreruperea adaosului de abur, aerul rămânând cu umiditatea sa naturală,
creșterea temperaturii aerului la cca. 1180°C funcție de posibilitățile cauperelor,
creșterea gradată a conținutului în O2 cu cca. 2% la insuflări de peste I20 kg PC/t fo.
În acest mod s-a reușit menținerea relativ constantă a temperaturii teoretice de ardere chiar și la nivele de insuflare de cca. 150 kg PC/t fo.
Un alt parametru al procesului ce trebuie urmărit la insuflarea unor cantități mari de PC este presiunea aerului. Astfel în cazul furnalului 1 Schwelgern presiunea nu trebuie să depășească 4,8 bar. La această presiune viteza aerului și în consecință energia cinetică și adâncimea de penetrare, respectiv dimensiunile cavității zonei de ardere din fața g.d.v sunt într-un domeniu corespunzător. La insuflarea unor cantități mărite de PC a fost necesară creșterea secțiunii g.d.v de la 5000 cm2, cu 20% (la 6000 cm2). Operația s-a desfășurat în trepte, pe măsura creșterii cantității de PC insuflată.
Se verifică principiul după care ca urmare a insuflării PC la furnalele ce funcționau în regim optim de ardere fără insuflare de PC, devine necesară creșterea secțiunii de insuflare, în timp ce pentru furnalele care anterior aveau o secțiune prea mare a g.d.v., optimizarea insuflării PC poate necesita reducerea secțiunii. Aceasta explică măsurile uneori aparent contradictorii luate la IPC la diferite furnale.
Acțiunile de reglare a procesului la nivelul g.d.v privesc în principal:
cantitatea de PC insuflată,
temperatura aerului cald, – umiditatea aerului,
îmbogățirea în OZ (în lance și în vânt), – viteza aerului insuflat,
energia cinetică a aerului insuflat,
presiunea de insuflare.
Al doilea parametru important este modul de repartiție a încărcăturii pentru controlul distribuției și temperaturii gazelor în cuva furnalului. S-a urmărit menținerea la nivelele anterioare cunoscute și verificate a distribuției gazelor pe secțiunea cuvei (de-a lungul razei) și în cazul insuflării prafului de cărbune.
Cantitatea de gaze formate la g.d.v a fost aproximativ aceeași în ambele perioade. Viteza gazelor pe rază a fost în ansamblu mai ridicată în cazul insuflării, în principal datorită creșterii temperaturii gazelor la folosirea IPC. Acesta rezultă din măsurători efectuate cu o sondă orizontală introdusă în cuvă la cca. 3,5 m sub nivelul încărcăturii.
Menținerea aceluiași profil al distribuției gazelor s-a făcut prin păstrarea neschimbată a raportului minereu/cocs lângă perete, în timp ce participarea pe ansamblu al proporției de minereu era mărita. Pentru a nu deranja permeabilitatea zonei coezive (ferestrele din cocs), grosimea individuală a straturilor de cocs a fost menținută. în aceste condiții grosimea straturilor de minereu a crescut odată cu mărirea cantității de PC insuflate.
În fig.1.3 se arată variația pe rază a raportului volumelor de minereu și cocs la cota de încărcare. Se observă descreșterea proporției de cocs pe raza furnalului până lângă perete, care a permis menținerea performanțelor furnalului în condițiile insuflării PC.
Referitor la calitatea cărbunelui, s-a constatat că toate sorturile individuale sau în amestec sau dovedit utilizabile, cu rapoarte de înlocuire relativ înalte. S-a demonstrat că practic, independent de cantitățile insuflate, raportul de înlocuire efectiv este de cca. 1 kg cocs/kg PC, în timp ce raportul corectat metalurgic este ~ 0,86.
Pentru arderea cât mai completă a PC se consideră esențială asigurarea unui raport atomic înalt oxigen/carbon, care pentru granulația cărbunelui de cca. 80% < 90 m nu trebuie să coboare sub 2,1 … 2,2.
Se evidențiază modificările necesare parametrilor procesului privind:
combustia la nivelul g.d.v,
repartiția încărcăturii furnalului.
În tabelul 1.5 se prezintă unii parametri de funcționare a furnalului 1 Schwelgern, fără IPC și cu diferite nivele de IPC.
Se observă că este posibilă:
înlocuirea parțială a cocsului cu cărbune, fără reducerea performanțelor furnalului, independent de consumul specific de PC,
creșterea proporției de cocs înlocuite, la cca. 35° o din totalul combustibilului, – menținerea productivității și a calității fontei.
Principala concluzie ce poate fi trasă din funcționarea cu IPC a furnalelor Thyssen este că insuflarea unor cantități de ordinul a 150 kg și mai mult de PC/t fo, însoțită de un indice adecvat de înlocuire este în mare măsură condiționată de un regim performant (la funcționarea numai cu cocs) cu un consum de 480…500 kg/t fo.
Tabelul 2.5. Parametrii de funcționare ai furnalului 1 Schwelgern
În acest caz, trecerea la IPC se face practic fără probleme, cu ajustările necesare (compensări complexe) privind în special regimul de ardere. Se pot atinge nivele de IPC înalte (peste 170 kg/t fo) și consumuri de cocs de ordinul a 320 kg/t fo, după cum reiese din tabelul 1.6. în acest tabel se prezintă consumurile specifice de cocs ale furnalelor din RFG și România dotate cu sisteme Kuttner de IPC.
Diferențele dintre rezultatele obținute se datorează în special caracteristicilor materiilor prime, aglomeratului și cocsului utilizate și a parametrilor de funcționare a furnalelor, tehnologia de insuflare fiind similară.
Tabelul 2.6 Furnale cu sisteme de insuflare Kuttner (transport în fază densă)
1) Instalație Kuttner/Wurth;
2) Calculat cu indice înloc. 0,8
3) Inclusiv 1,56 Nm3 CH4/t fo
2.3. IPC în Franța
Primele experimentări s-au efectuat în 1962 la un mic furnal de la Chasse. Prima aplicație industrială efectivă s-a realizat la Uckange în 1982. Ulterior la acest furnal s-a experimentat utilizarea arzătoarelor cu plasma la 6 din cele 14 g.d.v cu insuflarea mixtă a PC și minereului de fier. în prezent uzina este oprită.
Sollac a introdus IPC la furnalele din Dunkerque în 1983 și la Fos în 1990. La F2 Dunkerque, în 1985, prin insuflarea a 143 kg PC/t fo s-a redus consumul de cocs la 333 kg/t fo. Se preferă utilizarea cărbunilor cu un conținut mediu de MV și recent s-a pus în funcțiune o stație de amestec pentru diferite sorturi. După extinderea IPC la furnalele 4 și 7 și creșterea capacității blocurilor de preparare a cărbunelui, F4 a funcționat 3 luni în 1990 cu 156-180 kg PC/t fo, consumul de cocs reducându-se la puțin peste 300 kg/t fo. Indicele de utilizare al volumului de lucru s-a menținut în jur de 2,4 t/m3, 24 h. Conținutul de oxigen 22,5% și temperatura aerului a fost de 1200C. Temperatura adiabatică de ardere s-a redus la 2050-2100°C, însoțită de creșterea temperaturii gazului la gât la 150-190°C. Conținutul de siliciu în fontă a fost foarte mic: 0,2 – 0,3%. Gradul de utilizare al CO la periferie a fost menținut la 0,48-0,50, în zona intermediară la 0,55-0,58 și în centru de 0,25-0,35. În mai – iunie 1992, acest furnal a atins un record prin obținerea unui consum minim de cocs de 287 kg/t fo cu insuflarea a 149 kg PC/t fo. Aceste rezultate s-au reprodus și în alte perioade din 1995 și 1996.
La Fos prin insuflarea mixtă a 73-128 kg PC/t fo, însoțită concomitent de 14 kg gaz cocserie/t fo (în timpul verii) s-a redus consumul de cocs la 381-327 kg/t fo. în urma ultimei RK se prevedea realizarea regimului de lucru cu 170 kg PC/t fo și consum de cocs de cca. 300 kg/t fo, renunțându-se la insuflarea gazului de cocserie Întrucât una din cauzele principale ce provoacă limitarea eficienței IPC la SaEX SA inclusiv a cantităților ce pot fi insuflate comparativ cu furnalele din UE dotate cu instalații IPC similare, o constituie diferența nivelelor de performanță în regim de referință (diferența dintre necesarul energetic respectiv de combustibil total) se vor prezenta câteva date referitoare la regimul de funcționare al unui furnal de Dunherque în anii 1968-70, similar ca dotare cu furnalele SIDEX.
Într-o prima etapă în 1968:
temperatura medie a aerului insuflat: cca. 1050°C;
umiditate: 30 g/m3;
consum total cocs + păcură ~515 kg/t fo din care cocs ~480 kg/t fo și păcură ~ 35 kg/t fo.
Într-o a doua etapă în 1970:
temperatura medie a aerului: cca. 1100 – 1240°C;
umiditate: 8-10 g/m3;
consum total cocs + păcură: 470 … 490 kg/t fo, din care cocs: 430…384kg/t fo și păcură 58 … 86 kg/t fo.
Indicele de utilizare volum lucru: ~2 t/m3, 24 h.
Temp. gură ~ 200°C.
Deblocarea furnalului când există tendința de agățare se face cu insuflare de abur. Reglajul termic se face acționând asupra masei încărcăturii feroase.
G.d.v durează cca. 6-7 luni; sunt răcite cu apă tratată ~18 m3/h la 2,8 bar.
Cocsul conține 86-88% Cfix, 3% umiditate și 9% cenușă, granulația fiind 55-60 mm.
Aglomeratul are granulația medie de 10 mm, cu 7% sub 6 mm. Indice bazicitate 1,4. Rezistența aglomeratului se măsoară cu toba MTCUM: (50 kg 10-40 mm; 75 rotații); se determină fracția – 5 mm care trebuie să fie < 19%.
În tabelul 2.7 se prezintă parametrii de funcționare a F3 în cursul a 6 luni din anul 1970. Diferența dintre consumurile specifice de cocs dintre cele două perioade nu se pot explica numai prin compensarea variației parametrilor de funcționare, trebuind admisă și o îmbunătățire a arderii păcurii la g.d.v, datorită scăderii duratei de aprindere și de combustie a vaporilor.
În tabelul 2.8 se prezintă parametrii de funcționare ai furnalului 2 Usinor-Dunkerque, în regim de funcționare cu IPC în anul 1984 și pentru două luni din 1985. Consumul specific total de combustibil (echivalat) se situează la 471 … 454 kg/t fo pentru insuflare de 78 … 131 kg PC/t fo și consumuri de cocs de 406 (7) … 347 (18) kg cocs/t fo, în paranteză fiind indicată cantitatea de cocs mărunt clasa 10-25 mm amestecată cu încărcătura feroasă. Se observă și în acest caz nivelul performant al funcționării furnalului, care permite o eficiență înaltă a IPC în condițiile unui indice teoretic de înlocuire de 0,84 kg/kg.
Tabelul 2.7 Parametrii de funcționare ai furnalului 3 Dunkerque 1970
Tabel 2.8. Parametrii de funcționare ai furnalului 2 Usinor Dunkerque
2.4. IPC în Olanda
În Olanda, Hoogovens a început în 1982 insuflarea cărbunelui în furnalul 6 cu diametrul creuzetului de 11 m și furnalul 7 cu diametrul creuzetului de 13,8 m. în 14 ani s-au insuflat peste 20 de sorturi de cărbune cu MV – 17,5 – 42,2%, cenușă 3-11% și umiditate inițială 7,5-8,5%. Indicele de înlocuire al cocsului cu cărbune a variat între 0,79 și 0,96 kg/kg.
În 1988 s-a mărit capacitatea blocului de pregătire de la 30 la 50 t/h, ceea ce a permis creșterea consumului de cărbune de la 140 la 140 kg/t fo. Pentru aceasta s-a măcinat cărbunele la o granulație puțin mai mare (60% < 100 m).
La consumuri specifice de 120 kg PC/t fo, conținutul în oxigen al aerului se ridică la 23-25%, temperatura adiabatică fiind în jur de 2200°C. Parametrii furnalului 7 în campanii cu păcură, numai cu cocs și cu cocs și cărbune sunt arătați în tabelul 2.9.
În 1992 s-au efectuat experimentări Ia F 6 pentru insuflarea a 204 – 218 kg/t fo, cu o îmbogățire în oxigen de 26%, rezultând un consum de cocs de 270 kg/t fo. În cursul mai multor campanii de insuflare masivă de cărbune au apărut și unele probleme la depășirea nivelului de 200 kg PC/t fo precum:
tendință de creștere a pierderii de presiune cu 0,2-0,3 bar;
tendință de micșorare a stabilității la coborârea coloanei de materiale.
Tabelul 2.9 Parametrii tehnologici F7 Hoogovens, funcționare numai cu cocs, cu insuflare păcură și insuflare cărbune
Este interesant de observat că lucrările de cercetare-dezvoltare efectuate la Hoogovens referitoare la funcționarea furnalelor cu nivele din ce în ce mai înalte de insuflare a PC nu au privit combustia propriu-zisă a PC la g.d.v. ci s-au concentrat asupra următoarelor aspecte:
îmbunătățirea calității încărcăturii feroase,
îmbunătățirea calității cocsului,
îmbunătățirea repartiției încărcăturii și distribuției gazelor, – controlul zonei coezive.
În concluzie s-a hotărât creșterea capacității instalației pentru insuflarea a 200kgPC/tfo la ambele furnale.
În tabelele 2.1 și 2.2 se prezintă parametrii caracteristici ai insuflării PC la furnale din Olanda. În exemplele arătate se obțin nivele ridicate ale indicatorilor utilizându-se cărbuni cu MV înalte. În tabelul 2.10 sunt cuprinși parametrii caracteristici IPC în Olanda și Italia.
2.5. IPC în Italia
În această țară, laTaranto s-a introdus IPC în 1991-1992 la cele 4 furnale (F1, 2, 4, 5) în funcțiune. După cum se arată în tabelul 1.10, IPC practicată la nivele de consumuri de 140-170 kg/t fo conduce la consumuri specifice medii de cocs de 340 – 360 kg/t fo, în condițiile unor productivități înalte, Iu = 2,7-2,9 t/m3, 24 h.
Condiția de bază a obținerii acestor rezultate este funcționarea în regim performant a furnalului, cu un consum total de combustibil în jur de 500 kg/t fo, care se menține și la funcționarea în regim de referință numai cu cocs.
Tabelul 2.10 Parametrii tehnologici ai furnalelor cu IPC din Italia și Olanda
2.6. IPC în Belgia
Insuflarea PC s-a inițiat în 1982 dar aplicarea procedeului folosind cantități mari pe tona de fontă s-a făcut după 1990. Furnalele consumau în 1995 cocs 384 kg/t fo și 125 kg PC/t fo. Cei mai buni indicatori se obțin la furnalul A de la Gent cu 181 kg PC/t fo și 303 kg cocs/t fo, Iu = 2,77 tlm3, 24 h. Cele mai bune rezultate indică 194 kg PC/t fo și consumul minim de cocs de 278 kg/t fo.
2.7. IPC în Suedia
PC se insuflă în furnal cu începere din 1986 la un nivel de 40 kg/t fo. Din 1988 cu 60-80 kg/t fo, consumul de cocs se reduce cu 60 kg/t fo. După 1995 apare tendința creșterii cantităților insuflate în furnalele de la Oxelsund, la peste 90 kg/t fo; de exemplu la F -4 s-a redus consumul specific de cocs la 348 kg/t fo, cu utilizarea a 119 kg PC/t fo.
2.8. IPC în Spania
În această țară programul de restructurare a siderurgiei urmărește înlocuirea a 6 furnale cu o producție de 5,5 mil. t/an, ce foloseau combustibil lichid drept combustibil auxiliar, cu 2 furnale moderne cu diametrul creuzetului de 11,3 m, vol. total 2731 m3, V util 2349 m3, număr guri de vânt = 29 și 3 orificii de descărcare IPC ~ 175 kg/t fo.
Capacitatea de producție totală: 4,2 mil. t fo/an. Consumul de cocs prevăzut 310-340 kg/t fo la o insuflare de 175 – 190 kg PC/t fo. F-A pus în funcțiune în 1996 și F-B pus în funcțiune în 1997 funcționau în primele luni ale lui 1998 cu un consum mediu de 129 și respectiv 133 kg PC/t fo.
2.9. IPC în fosta URSS
Primele încercări s-au făcut în 1948 – 1956 urmate între 1960 și 1970 de funcționarea a 5 instalații experimentale. În 1980 s-a construit unul dintre primele blocuri de preparare și instalații complexe industriale de insuflare din Europa la combinatul din Doneț-Ucraina, cu o capacitate de 140.000 t PC/an. Se insuflau 70-90 kg PC/t fo, cu un indice de înlocuire de cca. 0,9 kg cocs/kg PC. O particularitate a acestei tehnologii era insuflarea simultană cu PC a 60-70 m3 gaze naturale/t fo. Consumul de cocs s-a redus de la 590-600 kg/t fo în 1980 la 450-460 kg/t fo la începutul lui 1990 [2].
În prezent se caută reducerea sau eliminarea gazelor naturale pentru a se utiliza numai PC. Se cercetează de asemenea metode de intensificare a procesului, pentru a se putea insufla 200 kg PC/t fo. Totuși datele disponibile arată că IPC nu a căpătat practic extindere în această zonă, probabil datorită posibilităților de aprovizionare cu gaze naturale și a unor condiții economice specifice.
Practica mondială consemnează o serie de cazuri de utilizare experimentală sau ca metodă tehnologică omologată a insuflării mixte, a mai multor tipuri de combustibili auxiliari, inclusiv PC și îmbogățirea aerului în oxigen.
Astfel în Ucraina, la furnalul nr.1 Doneț Steel s-a insuflat concomitent PC, CH4 și aer îmbogățit în O2, cu parametrii tehnologici arătați în tabelul 2.11. Se observă că față de regimul de referință cu 456,3 kg cocs/t fo 72,4 Nm3 CH4/t fo și 72 kg PC/t fo, 22,5% O2, s-a obținut un consum de 382 kg cocs/t fo, mărind consumul de CH4 la 86,3 Nm3/t fo, acela de PC la 85,7 kg/t fo și îmbogățirea în oxigen fiind de 25,3%. De remarcat că temperatura aerului a fost în jur de 1100°C.
Consumul total de combustibil s-a redus de la 597,7 kg/t fo la 582,0 kg/t fo, folosind în încărcătură și fier vechi.
Tabelul 2.11 Parametrii furnalului 1 Doneț Steel
Aceste niveluri de consum sunt ridicate în raport cu standardele occidentale dar pentru alte siderurgii nu sunt șocante. în orice caz datele sunt interesante și soluția intensificării funcționării furnalului prin insuflare complexă trebuie reținută.
În acest sens pledează și experiența SUA, unde furnalul 13 Gary-USX este renumit datorită utilizării simultane a păcurii, metanului, prafului de cărbune și oxigenului, la obținerea unor consumuri foarte mici de cocs.
Indicatorii celor mai bune perioade lunare sunt arătați în tabelul 2.12. [3].
Este de remarcat modul de insuflare cu două lănci pe gura de vânt. Într-una din lănci se insuflă PC și în cealaltă combustibil lichid, pulverizat cu ajutorul gazelor naturale.
Alte furnale ce au utilizat pe perioade de mai mulți ani insuflarea combinată sunt acelea de la Solmer – Fos Franța. Aici datorită situației locale izolate a uzinei, în timpul verii există un excedent de gaz de cocserie care este insuflat în furnal concomitent cu PC. în prezent după ultimul RK s-a renunțat la această variantă, extinzându-se capacitatea de insuflare a PC [4].
În Japonia sunt cunoscute campaniile furnalelor Kobe Steel (Kakogawa), unde pentru a se demonstra posibilitatea funcționării furnalului cu o cantitate mărită de PC s-au efectuat experimentări de utilizare mixtă a PC și combustibil lichid (CL). În acele condiții s-au obținut și rezultate care au reprezentat un record de consum redus de cocs la data respectivă. Echivalarea cantităților insuflate s-a făcut prin considerarea unui combustibil echivalent egal cu (PC + CL. 1,4) kg/t fo [S].
În orice caz utilizarea combustibilului auxiliar mixt (mai mulți combustibili insuflați concomitent) este o practică aplicată cu rezultate pozitive în străinătate. În SUA se consideră că reprezintă o rezervă de extindere a capacității de economisire a cocsului, la atingerea capacităților maxime ale unor instalații de PC din dotare [6].
2.10. IPC în China
Multă vreme această țară a fost renumită prin numărul foarte mare de furnale, peste 500, dar de volume foarte mici. Numai 35 aveau un volum mai mare de 1000 m3 și altele 22 se situau între 500 și 1000 m3. În ultimii ani s-a procedat la o modernizare a industriei siderurgice, prin construirea a 10 furnale mai mari de 2000 m3, între ele 2 de 4063 m3.
Primele încercări de IPC s-au efectuat într-un furnal de 756 m3 cu un consum maxim de 279 kg/to și o reducere a consumului de cocs la 336 kg/t fo. Aerul suflat a avut 1150°C și 24,2% O2.
La furnalul 2, Ansham Iron Co, prin creșterea IPC de la 73 la 170 kg/t fo s-a redus consumul de cocs de la 510 la 428 kg/t fo, în condițiile îmbogățirii aerului în O2. S-a observat că pentru asigurarea combustiei PC este necesară menținerea temperaturii flăcării la cel puțin 2100°C. La această temperatură cantitatea maximă de cărbune este de 130 kg/t fo, când se lucrează cu aer atmosferic. Prin îmbogățirea aerului între 23 și 25%, cantitatea de cărbune insuflată poate crește de la 175 la 220 kg/t fo. Insuflarea a 220 kg PC/t fo permite o economie de cca. 155 kg cocs/t fo, cu un indice de înlocuire de 0,7-0,8 kg/kg.
În prezent 75% din furnale funcționează cu IPC. Pentru asigurarea necesarului de fontă în condițiile date de aprovizionarea cu cocs se consideră indispensabilă aplicarea tehnologiei folosind aer îmbogățit în oxigen.
În general sorturile preferate de cărbuni sunt aceia antracitoși cu un conținut redus de MV.
2.11. IPC în Taiwan
În 1988 China Steel Corp (CSC) introduce instalații tip ARMCO de IPC la furnalele 1 (2434 m3) și 2 (2850 m3) pentru insuflarea a 80-100 kg PC/t fo. În 1993 într-o perioadă limitată de timp, la insuflarea a 104 kg PC/t fo se obține un consum de 401 kg cocs/t fo, pentru un indice de înlocuire de 401 kg cocs/kg PC și un indice de utilizare a volumului de lucru de 2,03 t/m3, zi.
În 1996 se pune în funcțiune la CSC un nou furnal de 3402 m3, diametru creuzet 12,5 m, producție 7700 t/zi, prevăzut cu insuflare de păcură și IPC.
2.12. IPC în India
Tata Iron & Steel Co a pus în funcțiune în 1991 la furnalul F o instalație de IPC. În primul an, furnalul a utilizat cca. 50 kg PC/t fo, cu un indice de înlocuire 4,9 kg/kg. Ulterior prin îmbogățirea aerului cu 1-2% O2 s-a mărit cantitatea insuflată la 70-80 kg PC/t fo, cu un indice de înlocuire de ~ 1 kg/kg și o creștere a productivității: Din 1992 IPC se extinde și la furnalul G cu o instalație Klockner – RFG, ce permite nominal insuflarea a 160 kg PC/t fo, valoare ce nu este atinsă din cauza neacceptării furnalului, ai căror parametri se deteriorează la depășirea nivelului de 13013S kg PC/t fo, situație întâlnită și la alte furnale pe plan mondial.
Caracteristicile furnalului:
volum util 1800 m3,
volum de lucru 1578,5 m3,
diametru creuzet 9,2 m,
număr guri de vânt: 22,
număr orificii descărcare: 2,
temperatura maximă aer: 1250°C,
Iu volum lucru: 1,75 t/m3 zi,
producție anuală ~ 1 mil. t.
Parametrii de funcționare: Iu vol. de lucru: 1,9-2 t/m3, zi, cocs: 585-590 kg/t fo, Si 0,7%, S 0,05%, fără oxigen suplimentar se pot insufla ~ 70-80 kg PC/t fo cu un indice de înlocuire ~1, astfel se permite coborârea consumului de cocs sub 500 kg/t fo. Cu o îmbogățire la 24-24,5% O2 și caracteristici stabile ale materiilor prime se pot insufla până la 130 kg PC/t fo. La depășirea acestor valori apar fenomenele de neacceptare, caracterizate prin combustie incompletă a cărbunelui la g.d.v, cu pierderi de PC în gazul de furnal, înrăutățirea permeabilității, limitarea debitului de aer, reducerea productivității și indicelui de înlocuire și funcționare instabilă. Sunt în desfășurare lucrări de cercetare-dezvoltare ce urmăresc creșterea IPC la peste 150 kg/t fo.
Se observă anumite similitudini cu aspecte ale IPC de la UAF – SIDEX privind regimul de referință și consumurile specifice de PCI și cocs realizate.
O problemă tipică în India este conținutul foarte înalt în cenușă a cărbunilor indigeni. Specialiștii indieni apreciază că:
Pentru menținerea unui indice de înlocuire ~1,0 este esențială asigurarea unui exces de oxigen exprimat prin factorul „Potențial de combustie” al cărbunelui: PCC = oxigen total insuflat la g.d.v/oxigen necesar arderii PC la CO2.
Oxigenul necesar se determină din condiția realizării un raport atomi oxigen/atomi carbon = 2,1. Se recomandă PCC > 1.
Arderea cât mai completă a PC la g.d.v astfel încât să rezulte un indice de înlocuire cât mai înalt la nivele ridicate de IPC sunt condiții ce demonstrează aplicarea eficientă a procedeului.
2.13. IPC în Coreea
Din anul 1985 POSCO a construit patru furnale mari la uzina din Kwangyang. Aceste furnale au diametrul creuzetului de 13,2 m și un volum de lucru de 3225 m3: Furnalele 1 și 2 funcționează cu instalații pentru IPC cu o capacitate de 80 kg/t fo, furnalul 3 cu 124 kg/t fo și furnalul 4 cu 150 kg/t fo.
Furnalele au o productivitate înaltă, de peste 2,70 t/m3, zi raportată la volumul de lucru, într-un mod de lucru ce conduce la o cantitate relativ mare de zgură (320 kg/t fo) și un conținut înalt în Al2O3 (15%). Acești factori constituie un obstacol în dezvoltarea insuflării unor proporții înalte de PC, din cauza retenției topiturii în omul mort și scăderea concomitentă a permeabilității.
Odată cu creșterea capacității IPC la 150 kg/t fo la F4 s-a urmărit realizarea concomitentă a consumurilor specifice înalte de PC, cu obținerea unor productivități ridicate în condiții de eficiență înaltă. În acest scop din 1991 se urmărește:
creșterea utilizării unor materii prime cu costuri reduse,
creșterea randamentului de utilizare a aglomeratului prin valorificarea mărită a fracțiunilor mici (4 … 12 mm),
creșterea indicelui de utilizare a volumului de lucru,
creșterea cantităților insuflate de cărbune,
creșterea producției de fontă.
Caracteristicile cărbunilor folosiți:
PCI = 7300 kcal/kg, MV = 33%, HGI = 50%, A = 8,3%, H2O = 9,4%.
Atingerea și menținerea unui consum mediu de 150 kg PC/t fo cu un indice înalt de utilizare al volumului de lucru s-a realizat prin aplicarea a 5 măsuri:
Controlul calității încărcăturii pentru menținerea permeabilității furnalului: măsurile privesc calitatea aglomeratului – 10 mm și rezistența cocsului.
Controlul repartiției încărcăturii: încărcarea aglomeratului se face în două porții cu cocsul la centru și apoi cu cocsul mărunt pentru o distribuție mai uniformă a gazului.
Îmbunătățirea combustiei cărbunelui prin:
îmbogățirea cu oxigen a aerului (3%),
insuflarea prin lance cărbune oxigen de tip coaxial.
Insuflarea cu acest tip de lance per mite creșterea indicelui de înlocuire de la 0,88 la 0,91. S-a reușit:
Optimizarea parametrilor funcționali: se controlează volumul de gaze din etalaj și se mărește presiunea la gât pentru evitarea înecării centrului. Se reduce în același scop cantitatea de zgură de la 310 la 290 kg/t fo.
Dezvoltarea unui sistem de diagnosticare a stării interne a furnalului cu 6 componente:
nivelul lichidului în creuzet,
urmărirea coborârii șarjelor,
prognoza evoluției termice,
prognozarea situațiilor de funcționare cu coșuri,
prognoza duratei de descărcare,
sistem de evaluare a stării furnalului cu informații la 12 min. privind permeabilitatea, repartiția scurgerii gazelor, nivelul termic, calitatea șarjei și nivelul de lichide din creuzet.
Posco a decis construirea furnalului 5 fără cocserie nouă, bazat pe creșterea la toate furnalele a capacității medii a IPC la 150 kg/t fo și maxime la 200 kg/t fo.
2.14. IPC în SUA și Canada
Primele încercări de insuflare s-au realizat în 1963 la un furnal al AK Steel (fost ARMC4) la Ashland – Kentucky. Timp de 20 de ani aplicarea industrială a procedeului s-a făcut practic la un singur furnal, fiind în schimb generalizate insuflarea păcurii și a gazelor naturale. Necesitatea unor mari investiții pentru modernizarea sau reconstrucția vechilor cocserii precum și noile reglementări privind protecția mediului au obligat societățile nordamericane la reconsiderarea IPC cu începere din 1990.
Astfel între 1993 și 1996 IPC s-a extins rapid prin utilizarea a 5 sisteme de insuflare inclusiv cu folosirea cărbunelui granulat. S-a ajuns la consumuri de peste 150 kg/t fo și un necesar de cocs mai mic de 340 kg/t fo. Bethlehen Steel a introdus insuflarea cărbunelui granulat la furnalele C și D de la Burns I-Iarbor (Indiana) pe baza tehnologiei British Steel.
În Canada Stelco a pus în funcțiune în 1995-96 IPC la furnalele D și E de la Hamilton-Ontario.
În tabelul 2.12 se prezintă rezultatele medii lunare ale celor mai bune perioade cu insuflare de PC la furnale din SUA. Se observă ca o caracteristică generală a siderurgiei Nord-Americane: tendința de utilizare a peletelor drept componentă principală a încărcăturii, folosirea unor proporții relativ ridicate de adaosuri (fier vechi, zgură de oțelărie, concentrate metalice separate din zgură LD etc.), nivele destul de mici ale temperaturii aerului, conținuturi relativ înalte de și în fontă (pentru utilizarea de proporții înalte de fier vechi la LD) nivele ridicate de sulf în fontă în baza folosirii extinse a desulfurării în afara furnalului cu Mg, elaborarea cu zgură puțină (190 – 275 kg/t fo).
Ca o particularitate (regăsită și în Ucraina și în Japonia) se menționează utilizarea insuflării mixte a combustibililor auxiliari (PC + păcură + GN).
În orice caz, după 1990 se observă o certă redresare a indicatorilor TE care se încadrează în nivelele caracteristice furnalelor performante. Acest progres se datorează atât evoluției costurilor energetice, extinderii IPC cât și colaborării cu firme siderurgice japoneze implantate în SUA.
Tabelul 2.12 Cele mai mici consumuri specifice medii lunare de cocs din SUA realizate cu ajutorul IPC
2.15. IPC în Japonia
În 1981 se introduce IPC pentru prima dată la F1-Oita (Nippon Steel) urmată treptat de extinderea procedeului.
Kobe Steel la Kakogawa a început utilizarea IPC în 1983 la furnalele 2 și 3, după care în 1989 toate furnalele erau echipate cu sisteme IPC. După ce perioade îndelungate nivelul de insuflare s-a limitat la 50-70 kg PC/t fo, în 1990 s-au efectuat experimentări industriale cu insuflarea simultană de PC (128 kg/t fo) și păcură (65 kg/t fo), rezultând un consum minim de cocs de 289 kg/t fo. Furnalele 1 și 3 au trecut la funcționarea cu nivele înalte de insuflare a PC, media anuală situându-se la peste 180 kg PC/t fo. Începând din 1994 la F1 s-au depășit nivelele de 200 PC/t fo.
Caracteristic pentru Kobe Steel este tehnologia pe care a dezvoltat-o, de încărcare centrală a cocsului cu un dispozitiv special la furnalele cu sistem de închidere cu conuri.
Sumitomo a început aplicarea tehnologiei IPC la Wakayama în 1985 și la Kokura în 1986. La început nivelele de insuflare se mențineau joase (25 kg PC/t fo), ulterior (1989) fiind mărite la 75 kg/t fo. în continuare la Kashima (F2) s-a introdus un sistem mai perfecționat, care a permis ridicarea nivelului de insuflare la 150 – 200 kg PC/t fo.
În tabelul 2.13 se prezintă evoluția parametrilor medii ai furnalelor cu IPC din Japonia. Se observă creșterea în trepte mici a cantităților insuflate. Consumurile totale de combustibil se mențin între 505 și 520 kg/t fo. în timp ce performanțele se situează la nivele comparabile cu cele din ITE, consumurile medii apar mai ridicate. O justificare ar fi aceea că în Japonia se utilizează gazul de furnal pe o scară mai largă ca sursă energetică în siderurgie.
Nippon Steel obține la F4 de 5151 m3 de la Kamistu prin insuflarea a 132 kg PC/t fo, un consum de cocs de 366 kg/t fo.
Se indică faptul că pentru un consum total de combustibil sub 500 kg/t fo, limita superioară de cărbune insuflată (combustie 100%) trebuie să fie 180 kg/t fo, cu o granulație de 80% < 0,07 mm.
În martie 1994 la F4 (5245 m3) de Ia Oita s-a obținut consumul total minim de combustibili de 455 kg/t fo, cu o insuflare de PC de 98 kg/t fo.
Furnalul 4 de la Fukuiama a lui NKK a realizat un record mondial de insuflare cu 218 kg PC/t fo (oct. 1994). Se utilizează un sistem nou de insuflare cu 2 lănci excentrice răcite cu apă, care permite creșterea gradului de ardere cu 10-15%, precum și un aglomerat hibrid din pelete având caracteristici superioare de reductibilitate și topire, tehnologii perfecționate de control a repartiției încărcăturii și cocsului precum și de control al regimului termic și al procesului prin modelare matematică. Obiectivul cercetărilor de la Fukuiama este stabilirea condițiilor unei IPC de 250 kg/t fo.
Tabelul 2.13 Principalii parametri tehnologici ai furnalelor cu IPC din Janonia
Producerea fontei s-a caracterizat în ultimele decenii printr-un efort continuu de perfecționare bazat pe cercetare. S-a urmărit creșterea productivității și reducerea consumului de cocs, prin micșorarea necesarului energetic al procesului și înlocuirea cu alți combustibili, între care în ultima perioadă IPC ocupă primul loc. De asemenea s-a urmărit prelungirea campaniei furnalului, îmbunătățirea calității fontei și nu în ultimul rând, reducerea costurilor de producție în condițiile unei mai bune protecții a mediului.
Extinderea pe plan mondial a IPC a arătat că în afară de înlocuirea altor combustibili auxiliari ce puneau probleme de cost și aprovizionare, precum păcura și gazele naturale, această tehnologie permite substituirea până aproape 40% din combustibilul total cu PC. Eficiența tehnologiei exprimată prin cantitatea de PC insuflat și indicele de înlocuire obținut este influențată de nivelul de performanța a furnalului în regim de referință. Cele mai bune rezultate se obțin în cazurile când regimul de referința se situa la nivele de 480 – 510 kg/t fo. Furnalele performante, în condiții de compensare complexă a influențelor specifice IPC acceptă regimuri de insuflare de 150-200 kg PC/t fo, cu obținerea de indici de înlocuire ~ 0,8 – 1 kg/kg (în funcție și de modul de evaluare al indicelui – aparent sau corectat).
Astfel în Uniunea Europeană se realizează curent la o insuflare de cca. 180 kg PC/t fo, un consum de 320 kg cocs/t fo. Rezultate apropiate se obțin și în SUA și Canada. în Japonia consumurile sunt puțin mai ridicate datorită penuriei energetice care este suplinită și prin valorificarea gazului de furnal și de cocserie.
În cazul SIDEX SA se observă o diferență de ordinul a 50-70 kg cocs/t fo care se menține în raport cu furnalele cu IPC performante din Europa de Vest, la nivele similare de insuflare. Se estimează ca posibilă înlăturarea acestei diferențe prin aplicarea unor măsuri complexe atât tehnologice cât și de politică a aprovizionării cu materii prime. Se va urmări să se micșoreze acest handicap sau chiar să fie eliminat, obținându-se rezultate asemănătoare privind nivelul de insuflare și indicele de înlocuire.
Ca măsură imediată trebuie însă pus accentul pe utilizarea maximală a capacității blocului de preparare a PC (cap. nominală 560.000 t PC/an) prin insuflarea la toate furnalele, la nivele mai mici, mai ușor acceptate de furnale în condițiile tehnologice existente dar cu optimizarea măsurilor specifice de compensare, cerute de tehnologia IPC, astfel ca eficiența procedeului să fie cât mai înaltă. Cantitatea de cocs economisită este avantajos să se apropie de echivalența a 560.000 t PC/an, cu indice de înlocuire E = 0,8 … 1 kg cocs/kg PC.
CAPITOLUL 3
3.1. Fundamentarea teoretică a oportunității și eficienței economice a funcționării furnalului nr. 5 – SIDEX Galați cu gaz metan și praf de cărbune pentru o variantă de referință
Cărbunii din Valea Jiului (tip PALD) neaglutinați spălați special (tip PALD pentru semicocs), la 9-10% cenușă.
– Compoziția cărbunilor luata în calcul:
Analiza tehnică:
Aanh=9,2% ;
Vanh=36,2%;
Stanh=1,01;
H2O=1,1%;
Pcalorifică= 6700[Kcal].
– Compoziția materiilor volatile:
CH4=5%;
H2=6%;
CO=37%;
CO2=35%;
N2=17%.
A fost acceptata ca bază de pornire pentru calculele tehnologice analiza efectuată asupra funcționării F5-C.S.G.- în martie 1997, urmând ca în final sa fie adus la nivelul normal indicatorul de intensitate de funcționare.
Consumurile de combustibili realizate (martie 1997), au fost:
-cocs tehnic (kt) = 478,93 [Kg/t];
-gaz metan = 0 [Nm3/t].
Din analiza efectuată a rezultat o desfășurare satisfăcătoare a proceselor de reducere și realizarea unor randamente bune ale CO și H2 la reducerile indirecte. S-a lucrat însă cu o temperatură insuficientă de preîncălzire a aerului, ceea ce a condus la scăderea raportului de înlocuire al cocsului prin gaz metan, evaluat la 0,9.
Pentru evaluarea preliminară a raportului de înlocuire al cocsului prin cărbuni din Valea Jiului, s-a recurs la relațiile utilizate de GARBEE (ARMCO) și FALKE – WEISSINGER, care au dat rezultatele următoare:
A.GARBEE:
[Kg cocs/Kg cărbuni] =1,45-0,666 =1,48-0,666 =0,97
[Kg cocs/Kg cărbune]
FALKE-VEISSINGER :
[Kg cocs/Kg cărbune]=0,0306Acărbune (%) + 1,231 = 0,0306 *9,6 + 1,231 = 0,94 [Kg cocs/Kg cărbune]
Se adoptă pentru calcul raportul de inlocuire 0,96 [Kg cocs /Kg cărbune].
VARIANTA-I-(varianta propusă)
Consumuri de combustibili auxiliari :
– gaz metan = 50 [Nm3 /t];
– cărbune (anh) =50 [Kg/t].
Evaluarea consumului de cocs :
Kt(ech)-III/1997=508,7153,9*0,9=557,21 [Kg cocs(ech)/t]
În cantitățile din proiect se considera că furnalul va avea o intensitate normală de funcționare, Ia(comb.) = 1,0, va utiliza aer la 1200 [°C] și conținând 24% O2, ceea ce va asigura randamente favorabile pentru CO și H2. Pentru calcul se acceptă Ri=60% și Rd=40% (de Ia FeO la Fe). Se acceptă raportul de înlocuire cocs/CH4=1,04.
kt(cu metan +P.C.): kt=455 [kg cocs anh/t]
Cantitatea de zgură, provenită din cenușa cocsului și a cărbunilor:
var propusă VARIANTA I
– cenușă de cocs: 63,6 [Kg/t] 56,9 [Kg/t]
– cenușă de cărbune: – 4,8 [Kg/t]
TOTAL: 63,6 [Kg/t] 61,7 [Kg/t]
– componenți ai zgurii(70%): 44,5 [Kg/t] 43,2 [Kg/t]
-necesar baze din încărcătura: 33,5 [Kg/t] 32,6 [Kg/t]
TOTAL: 78,0 [Kg/t] 75,8 [Kg/t]
Diferentele fiind neglijabile, nu este necesară o recalculare a încărcăturii:
Tabel nr. 3.1 Bilanțul materialelor de încărcare
Tabel nr. 3.2. Bilanțul oxizilor de fier și mangan:
Oxigen provenit din reducerea oxizilor de fier:
Fe2O3FeO: 825,2*0,143=118,0 [kg]
FeOFeO: 934,0*0,286=267,1 [kg]
TOTAL: 285,1 [kg O2]
– 50 [kg] cărbune conțin:
– masa combustibilă: 50*0,904=45,201 [kg]
– Ctotal: 50*0,904*0,805=36,39 [kg C]
a) CCH4=50*0,904*0,4*0,3*=4,07 kg C
b) CC2H2=50*0,904*0,4*0,1*=1,67 kg C
c) CC6H6=50*0,904*0,4*0,1*=0,17 kg C
Din a), b), c)5,91 kg
CCO=50*0,904*0,4*0,25*=1,94 kg C
CCO2=50*0,904*0,4*0,1*=0,44 kg C
Ccombustibil=36,39-1,94-0,49=33,96 kg C
a) H2(CH4)=16,08*0,3*=1,36 kg H2
b) H2 liber = 18,08 * 0,13 = 2,35 [KgH2]
c) H2(C2H4) = 18,08 * 0,10* = 0,14 [Kg H2]
d) H2(C6H6)= 18,08 * 0,01 g = 0,01 [KgH2]
H2(H2S) =18,08 * 0,03* = 0,03 [KgH2]
Din a), b), c), d) și e) TOTAL:
H2 cărbune= 3,89[KgH2]
Cliber=50*0,904*0,805-5,91-1,94-0,49=28,05[Kg C]
Cliber[%]==56,1[%]
BILANTUL CARBONULUI
Rd – oxizi de fier (Rd=40%)
O2 preluat prin reducere directă:
267,1 *0,4=106,84[KgO2]
Se obține:106,84=149,58[Nm3CO]
Se consumă:106,84=80,13[Kg C]
2) Rd-Mn, pentru 8,8 Kg Mn în fontă
Se obține 8,8=3,58 [Nm3 CO]
Se consumă 8,8=1,92[Kg C]
3) Rd-SiO2, pentru 8,4[ KgSi] în fontă
Se obține 8,4=13,44 [Nm3CO]
Se consumă 8,4= 7,2[kg C]
Rd-P2O5, pentru 1,07 [Kg P] în fontă
Se obține:1,07 2=1,03 [Nm3 CO)
Se consumă 1,07 2=1,04[Kg C)
5) Reacția H2O+C=CO+H
H2O (aer suflat)=12,0 [Nm3 H2O]
H2O (cărbune): [(50/0,96)-50]=22,08[Nm3 H2O]
TOTAL H2O (intrat prin g.d.v.)=14.08 [Nm3 H2O]
Se obține: 14,08 [Nm3 CO]+14,08[Nm3 H2)
Se consumă: 14.08= 7.54 [Kg C]
Relația CO2+C=2CO, pentru 50*0,904*0,4*0,1*1,81 [Kg CO2]
Se obține:1,81 = 1,84[Nm3 CO]
Se consumă:1,81 = 0,49[Kg C]
g.f.i. conține sub forma de CH4~3 [Kg C]
Carburarea fontei: 45,5 [Kg C]
Cars la g.d.v.: 445,96-146,82=300,14 [Kg C]
H2 care participă la reacțiile indirecte:
H2 (CH4-insuflat): 50 = 8,93 [Kg H2]
H2 (aer H2O+cărbune):14,08= 1,26 [Kg H2]
H2 (cărbuni)
Din 1), 2) și 3) 14.08 [KgH2]
4) H2(Ri): 14,08 *0,30=4,22 [Kg H2]
5) O2(Ri-H2): 4,22* = 33,76 [Kg O2]
6) H2O (Ri-H2): 4,22* = 37,98 [Kg H2O]
CO2 din gazul de furnal
1) Ri-Fe (cu CO):
a) FeO3 FeO:118,0-33,76=84,24
b) FeO Fe: 267,1-106,84=160,26
Din a) și b) 244,50 [Kg O2]
Se obține: 244,50 = 342,30 [Nm3 CO2]
2) Ri-Mn: 11,37 [Kg Mn] [Nm3 CO2]
3) Total CO2(Ri): 344,62 [Nm3 CO2]
4) CO2 (MV-cocs): 5,92 [Kg MV] *0.35 [Nm3CO2]
5) Total CO2 (gfi): 345,67 [Nm3CO2]
CO din gazul de furnal
1) CO (Rd): 168,53 [Nm3CO]
2) CO (H2O+C): 14,08 [Nm3 CO]
3) CO (CO2+C): 1,84 [Nm3 CO]
4) CO (MV-cocs): 5,92*0.37= 1,75 [Nm3 CO]
6) CO (MV-cărbune): 50*4,904*0,4*0,25= 3,62 [Nm3C0]
7) Arderea la gurile de vânt a 300,14 [Kg C]
300,14 =560,26 [Nm3 C0]
8) Total CO (gfi): 750,08-344,62=405,46 [Nm3 CO]
CH4 din gazul de furnal
1) CH4 (3 Kg C): 3 = 5,6 [Nm3 CH4]
2) CH4 (MV-cocs): 5,92*0,06= 0,50 [Nm3 CH4]
3) Total CH4 (gfi): 6,1 [Nm3 CH4]
N2 din gazul de furnal și aerul suflat
1) necesarul de O2 pentru a obține la gurile de vânt 560,26 [Nm3 CO]
560,26 = 281,13 [Nm3 O2]
2) N2 (aer): 280,13 = 887,08 [Nm3N2]
3) (MV-cocs): 5.92*0.15 = 0,71 [Nm3 N2]
4) N2 (cărbune): 50*0,904*0,4*0,03 = 0,43 [Nm3 N2]
5) N2 (gfi): 888,22 [Nm2 N2]
6) Aer suflat
uscat: 281,13+887,08=1168,21 [Nm;]
umed: =1180,01 [Nm3]
umiditate aer: =11,80 [Nm3H2O]
H2 din gazul de furnal
1) H2 (insuflat+aer+cărbune): 14.08 = 157,70 [Nm3]
2) H2 (MV-cocs): 5.92*0.07 = 4,64 [Nm3]
3) H2 (Ri): 4,22 2 = 47,26 [Nm3]
4) H2 (5,6 Nm3 CH4): 5.6*2=11.2 [Nm3]
5) gfi): 157,70+4,64-47,26-11,2=103,88 [Nm3 H2]
Gazul de furnal
100 =46,0; = 1,17
CO=
H2=30%
DATE PENTRU CALCULUL BILANȚULUI TERMIC
1) CCO2: 344,62=184,62 [kg C]
2) CCO2: [405,46-=213,84 [kg C]
3) Apa în încărcătură:
– minereuri (total): 22,05
– cocs: -455=20,99
TOTAL: 43,04 [kg H2O]
4) H2O (gfi): 43,04+37,98=81,02 [kg H2O]S
5) H2O (aer suflat): 12,0=9,64 [kg H2O]
6) H2O (cărbuni): 2,08=1,67 [kg H2O]
TOTAL: 11,31 [kg H2O]
7) Gaze combustibile:
CH4 (insuflat) =5000[Nm3]
CH4 (cărbuni): 18,08 [kgMV]*0,3=7,59 [Nm3]
C2H2 (cărbuni): 18,08*0,10=1,56[Nm3]
C6H6(cărbuni): 18,08*0,01=0,05[Nm3]
TOTAL: 1,61 [Nm3]
Bilanțul termic
Călduri intrate:
[103Kcal/t]
Arderea carbonului: – CO2: 184,62*7950=1467,73
CO: 213,84*2340=500,39
398,46*4.939)1968.12
[103Kcal/t]
Căldura aerului: – 1168,21*1200*0.336=476.87
– 9.64*1200*0.506)476.87
[103Kcal/t]
Oxidarea hidrogenului: – 47,26*2560)120.99
[103Kcal/t]
Zgurificare: 2,7*451.6*0.4643)0.57
TOTAL: 2566.55 [103Kcal/t]
Călduri consumate:
[103Kcal/t]
1) Disociere oxizi =1661,80
2) Evaporarea apei (încărcătura):
[103Kcal/t]
43,04*595=25,60
3) Evaporarea și supraîncălzirea apei (călduri):
[103Kcal/t]
1,67[kgH2O]*695=1,16
1,67[kgH2O]*1100[C]*0,506=0,93
TOTAL:2.09[Kcal/t]
4)Încălzirea cărbuni:
50[Kg]*I200[°C]*0,5[Kcal/Kg°C]=30.0
5)Disociere apă (aer+ cărbune):
11,31[KgH2O]*3212=36,33
6)Disociere gaze combustibile:
CH4: 57,59[Nm3*815=46,94
C2H2+C6H6: 1,61 [Nm3] *815 * 1,1=1,44
TOTAL:48,38
7)Căldura fontei: =278.0
8)Căldura zgurei:451.6*420=189,67
9)Căldura gazului:
1749,33*160*0,338=94,64
81,02* 160*0,464=6,01
TOTAL:100.61
10)Diferența de bilanț (7.56%)=194,07
TOTAL:2566.55
Randamentul termic:
t= 87.52%
Randamentul carbonului:
c= 62.13%
Coeficienți de înlocuire ai cocsului:
Proveniența H2 care participa Ia Ri (47.26[Nm3H2]:
-H2(CH4-insuflat):-50[Nm3CH4] 100[Nm3H2]=100[Nm3H2]
-H2(cărbune):-3.98[KgH2] 3.89 =43.57[Nm3H2]
-2.08[Nm3H2] 2.08[Nm3H2]
Total:45065 [Nm3H2]
TOTAL:145.65[Nm3H2]
H2 provine 68.7% din CH4(insuflat) și 31.3% din materiile volatile și umiditatea cărbunilor. Cantitatea de căldură obținută prin oxidarea H2 (120.99*103KcaI), se împarte astfel:
– pentru CH4(insuflat):
120.99* 103*0.687=83.12* 103[Kcal]
-pentru cărbune: 120.99*103 0.313=37.87* 103[Kcal]
Cocs înlocuit prin CH4(insuflat):
Varianta A(cu compensare):
C(CH4)=50*0.5357=26.79[KaC]
C(ech. oxid. H2)=
TOTAL: 43.62 [Kg C]
Cocs înlocuit: 43.62:0.852=50.6[Kg Cocs]
Coeficientul de înlocuire:(A)=
Varianta B (fără compensare)
a)C(CH4)=50*0.53 57=26.79
b)C(ech. oxid H2) =
Din a),b)35.37[Kg C]
-Cocs inlocuit:35.37:0.862=41.03[Kg Cocs]
-Coeficient de înlocuire(B): = 032
2)Cocs înlocuit prin cărbune:
-Varianta A(cu compensare) C(comb.+carbune) =33.96[Kg C]
C(ech.oxid.H2]= = 7.67[Kg C]
Din a) și b)41.63 [Kg C]
-Cocs înlocuit:41.63:0.862=48.29[Kg Cocs]
-Coeficient de înlocuire(A):
Varianta B (fără compensare):
-C(carbune+combustibil): =33.46[Kg C]
C(ech.oxid.Hz):2
Total C înlocuit :33.96+4.60=38.56[Kg C]
Cocs înlocuit:38.56:0.862=44.73[Kg Cocs]
Coeficient de înlocuire(B):
Temperatura teoretica de ardere la gurile de vânt
Totul se raportează la 1 [Kg C(cocs)]ars la gurile de vărsare C(cocs ars la g.d.v.)=300.14-26.79-33.96=239.39[Kg C]
C=
C(liber):0.2089*0.561=0.1172[Kg C] CH4=0.2089*0.904*0.4*0.3=0.0227[Kg]* 1.4=0.0318[Nm3CH4] C2H2=0.2089*0.904*0.4*0.1=0.0076[Kg]*0.862=0.0066[Nm3CH4]
C6H6=0.2089*0.904*0.1*0.4=0.0008(Kg]*0.287=0.0002[Nm3CH4]
H2 (liber)=0.2089*0.904 *0.4 *0.13=0.0098 [Kg] * 11.2= 0.1098 [Nm3CH4]
H2S=0.2089*0.904*0.4*0.03=0.0023[Kg]*0.559=0.0015[Nm3CH4]
N2=0.2089*0.904*0.4*0:03=0.0023[Kg]* *0.80=0.0018[Nm3CH4]
CO2=0.2089*0.904*0.4*0.1=0.0076[Kg C02] CO=0.2089*0.904*0.4*0.25=0.0189[Kg]* *0.80=0.0151[Nm3C0]
H2O= = 0.0087[KgH2O]
Total H2 (considerat liber):
0.1098+0.0015=0.1113 [Nm3H2]
-0.0076[Kg C02] aduc:
CO=0.0076*0.6364=0.0048[Kg] * *0.80=0.0038[Nm3CO] O2=0.0076*0.3636=0.0028[Kg)* *0.70=0.0020[Nm3O2]
Total CO:0.0151+0.0038=0.0189[Nm3C0]
-0.0087[KgH20] aduc:
H2=0.0087*0.11 I I=0.0010[Kg]* *11.2=0.0112[Nm3H2] O2=0.0087*0.8889=0.0077[Kg]* *0.7=0.0054[Nm3O2]
Total O2: 0.0020+0.0054=0.0074[Nm3O2]
TotalCH4(insuflat+M.V.+cărbune): 0.2089+0.0318=0.2407[Nm3CH4&Kg C]
Arderea la gurile de vânt(g.v.d.):
2C+O2=2C0
CH4+1/2O2=CO+2H2
C2H2+O2=2CO+H2
C6H6+3O2=6CO+3H2
Necesar oxigen (din aerul insuflat):
– pentru 1 Kg C(cocs):1.0 = 0.9333[Nm3O2]
– pentru 0.1172 Kg C(cărbune): 0.1172 2 =0.1094 [Nm3 O2]
-pentru 0.2407 Nm3 CH: 0.2407* =0,1204 [Nm3 O2]
– pentru 0.0066 [Nm3 C2H2]: 0.0066* 1=0.0066 [Nm3 O2]
– pentru 0.0002 [Nm3C6H6]: 0.0002*3=0.0006 [Nm3O2]
TOTAL: 1.1703 [Nm3O2]
– O2 provenit de la disocierile CO2 și H2O (cărbune) =0.0074 [Nm3 O2]
– necesar O2 (aer insuflat): 1.1703-0.0074=1.1629[Nm3 O2]
Compoziția de calcul al aerului (cu 24% Oz și 1% H2O]:
O2=24,139%
N2=74,866%
H2=0,995%
TOTAL= 100,00%
Cantitatea de aer (gurile de vânt):
– Va =1.1629:0.24139=4.8175[Nm3]
Cantitatea de CO:
– de la 1 Kg de cocs: 1.0 2 *=1,8667[Nm3]
– de la 0.1172 Kg C (cărbune): 0.1172 2 *= 0.2188 [Nm3]
– de la 0.2407 Nm3CH4: 0,2407 = 0,2407 [Nm3]
– de la 0.0066 Nm3 C2H2: 0.0006*2=0.0132 [Nm3]
– de la 0.0002 Nm3 C6H6: 0.0002*2*3=0.0012[Nm3]
– dimensiune MV (cărbune): =0.0189 [Nm3]
TOTAL: 2,3595 [Nm3]
Cantitatea de aer (gurile de vânt)=4.8175 [Nm3]
Cantitatea de N2:
– din aer: 4.8175*0.74866 =3,6067 [Nm3]
– din cărbuni: =0,0018 [Nm3]
TOTAL: 3,6085 [Nm3 N2]
Cantitatea de H2
– H2 (CH4): 0.2407*2=0,4814 [Nm3]
– H2 (C2H2):0.0066* 1=0.0066 [Nm3]
-H2 (C6H6):0.0002*3=0.0006 [Nm3]
-H2 (liber carb.): =0.1113 [Nm3]
-H2 (H2O-carb.): =0.0112 [Nm3]
-H2 (aer): 4:8175 *0.00995=0.0479 [Nm3]
TOTAL: 0.6590[Nm3 H2]
Gazul de la gurile de vânt:
– CO= 2.3595[Nm3]35.6%
– N2= 3.6085 [Nm3]54.5%
– H2= 0.6590 [Nm3]9.9%
– Vg=6.6270 [Nm3]100.0%
Calculul t(ta):
Numărătorul: 1*2340+ 0.1172*2340 +439*0.2407 +1466 [(0.0066) +0.0002] – 0.0087*695 – 0.0087*3212+4.8175 [(0.336+0.01 *0.407)* 1200-25.80] = 2340 + 274.25 + 105.67 + 9.97 – 6.05 – 27.94 +1841.65= 4537.55 [Kcal]
Numitorul: 6.6270*0.352=2.33
t(ta)== 1947[°C]
Consum specific de cocs (echivalent):Kt(carb.)
cocs tehnic =455.0 [Kg]
gaz metan 50 [Nm3/t]-*1.01 [Kg/Nm3 CH4]=50.5 [Kg]
cărbuni (anh) 50[Kg/t]*0.97 [Kg cocs/Kg carb]=48.5 [Kg]
554.0 [Kg cocs echivalent/t. fontă]
VARIANTA II (varianta propusă)
Se insuflă pe la gurile de vânt numai praf de cărbune.
Ipoteza de lucru adoptată în Varianta a II-a (fără gaz metan) adopta un consum de praf de cărbune de 125[Kg/t], ținând seama de faptul ca exista un conținut de cărbune în zona de ardere.
Consumuri specifice de 100-150[Kg P.C./t] se practică la numeroase furnale din Germania, Japonia, Franta, China.
Se iau ca bază de calcul rezultatele obținute în Varianta I.
Evaluarea consumurilor de combustibili în Varianta I:
kt=554 [Kg/t] – varianta I –
kt (cocs)=554-125*0.97=432.75[Kg cocs/t] – varianta II –
Se ia în calcul kt=430[Kg cocs/t]
BILANȚUL MATERIALELOR DE ÎNCĂRCARE [Kg/t]
Tabel nr. 3.3
S-a prevăzut o creștere a bazicității zgurii, din cauza creșterii cantității de sulf din încărcătura (S adus de cărbuni), prin mărirea cantității de CaO+Mg0 aduse de aglomerat.
(zg) Ls (potențial) Ls (efectiv)
Varianta I 1.334 30 20.6
Varianta II 1.419 37 26.3
BILANȚUL OXIZILOR DE FIER și MANGAN
Tabel nr. 3.4.
Oxigen provenit din reducerea oxizilor de Fe:
Fe2O3FeO: 825.7*0.143=118.1 [Kg]
FeOFe: 934.0*0.286=267.1 [Kg]
TOTAL: 385.2[Kg O2]
125[Kg cărbune] anh. conțin:
– masa combustibilă: 125*0.904= 113.0 [Kg]
– C (total): 125 *0.904 *0.805=90.97[Kg C]
– M.V. (cărbune): v=125*0.904*0.44=45.20[Kg]
a) C(CH2): 125*0.904*0.40*0.3 =10.17 [Kg C]
b) C(C2H2): 125*0.904*0.40*0.1=4.17 [Kg C]
c) C(C6H6): 125*0.904*0.40*0.01 = 0.42 [Kg C]
din a); b); c) rezultă un TOTAL: 14.72 [Kg C]
– C(CO): 125*0.904*0.40*0.25 =4.84 [Kg C]
– C(CO2): 125*0.904*0.40*.0.10 = 1.23 [Kg C]
– C (combustibil): 90.97-4.84-1.23=84.9 [Kg C]
– C (liber): 90,97-14,76-4,84-123=70,14 [Kg C]
– C (liber)%: 100=56.1%
a) H2 (liber): 45.20*0.13=5.8 [Kg H2]
b) H2 (CH4): 45.20*0.13 =3.39 [Kg H2]
c) H2 (C2H2): 45.20*0.13 =0.35[KgH2]
d) H2 (C6H6): 45.20*0.13 =0.03 [Kg H2]
e) H2 (H2S): 45.20*0.03 =0.08 [KgH2]
din a);b);c);d);e) rezultă un TOTAL:9.73[Kg H2] cărbuni
BILANTUL CARBONULUI
Intrări carbon (combustibil):
– Cfix (cocs): 430*0.862= 370.66 [Kg C]
– C(CH4)=0
– C(combustibili) din cărbuni=84.90 [Kg C]
TOTAL: 455.56[Kg C]]
Se scade C(praf de furnal)=6.00[Kg C]
TOTAL: 449.56[Kg C]
CARBON CONSUMAT:
1) Rd – oxizi de fier (Rd=40%)
O2 preluat prin reducerea directă:
267.1 *0.40=106.84 [KgO2]
Se obține: 149.58 [Nm3 CO]
Se consumă: 80.13 [Kg C]
2) Rd – MnO, pentru 8.8 [Kg Mn] în fontă:
Se obtine:3.58 [Nm3 CO]
Se consumă: 1.92 [Kg C]
3) R2 – SiO2, pentru 8.4 [KgSi] în fonta:
Se obține:13:44 [Nm3 CO]
Se consuma:7.2[Kg C]
4) Rd -P2O5, pentru 1.07 [Kg P] în fonta:
Se obține:1,93 [Nm3 CO]
Se consumă: 1.04 [Kg C]
5) Reacția H2O+C=CO+H2
H2O (aer suflat):12 [Nm3 H2O]
H2O (cărbuni): [(125:0.96)-125] =6.5 [Nm3 H2O]
TOTAL H2O (intrat prin g.d.v.)=18.50[Nm3 H2O]
Se obține:18.5 [Nm3 CO]+18.5 [Nm3 H2]
Se consuma:18 =9.9[Kg C]
6) Reacția CO2+C=2CO, pentru:
125*0.904*0.40*0.10=4.52[Kg C02]
Se obține: 4.52 =4.6 [Nm3 CO]
Se consumă: 4.52 =1.23 [Kg C]
7) g.f.i. conține sub formă de CH4 ~3 [Kg C]
8) Carburarea fontei: 45.5[Kg C]
9) Carbonul ars la g.d.v.: 449.56-149.92=299.64[Kg C]
H2 care participă la Ri
1) H2 (H2Oaer+H2Ocarb): 18.5 =1.65 [Kg H2]
2) H2 (cărbune): =3.73 [Kg H2]
Din 1) și 2)11.38 [Kg H2]
3) H2 (Ri): 11. 3 8 * 0.3 2=3.64 [Kg H2]
4) O2 (Ri-H2): 3.64 = 29.12 [Kg O2]
5) H2O (Ri-H2): 3.64 = 32.76(Kg H2O)
CO2 din gazul de furnal
1) Ri-Fe (cu CO):
a) Fe2O3FeO: 118.1-29.12=88.98
FeOFe: 267.1-106.84=160.26
Din a) și b) 249.24[Kg O2]
Se obține: 249.24 = 348.94 [Nm3 CO2)
2) Ri-Mn: 11.38 [Kg Mn] =2,32 [Nm3 CO2]
3) Total CO2 (Ri): 359.26 [Nm3 CO2]
4) CO2 (MV-cocs): 5.59 [Kg MV]*0.035 = 1.00[Nm3 CO2]
5) Total CO2 (g.f.i.): 352.26 [Nm3 CO2]
CO din gazul de furnal
1) CO (Rd): 168.53 [Nm2 CO]
2) CO(H2O+C): 18.5 [Nm3 CO)
3) CO(CO2+C): 4.6 [Nm3 CO]
4) CO (MV-cocs): 5.59*0.37 = 1·65[Nm3 CO]
5) CO(MV-carb.): 45.20 [KgMV]*0.25 = 9.04 [Nm3 CO]
6) Arderea la gurile de vânt a 299.64 [Kg C]
299.64 = 559.33 [Nm3 CO]
7) Total CO (g.f.i): 761.65-351.26=410.39 [Nm3 CO]
CH4 din gazul de furnal
1) CH4 (3Kg C): 5.6 [Nm3 CH4]
2) CH4 (MV-cocs): 5.59*0.06 = 0.47[Nm3 CH4]
DATE PENTRU CALCULUL BILANȚULUI TERMIC
1) CCO2: 351.26 = 188.18[Kg C]
2) CCO: [410.39-(1.65+9.04+)] = 212.89[Kg C]
3) Apa în încărcătură:
minereuri (total): =22.05
cocs: 4360 430 = 19.84
TOTAL [Kg H2O]:=41.89
4) H2O (g.f.i.): 41.89+32.76=74.65 [Kg H2O]
5) H20 (aer suflat):12.0 = 9.64
6) H2O (cărbuni): 6.5 = 6.22
Din 5) și 6) 14.86 [Kg H2O]
7) gaze combustibile:
CH4 (carb.): 45.2 [Kg MV]*0.3 = 1898 [Nm3 CH4]
C2H2 (carb.): 4.52 [Kg MV]*0.1 = 3.89 [Nm3 C2H2]
C6H6 (carb.): 45.2 [Kg MV]*0.01 = 0.13 [Nm3 C6H6]
BILANTUL TERMIC
Călduri intrate:
1) Ardere carbon
CO2: 188.18 * 7950=1496.03
CO: 212.89*2400=510.94
TOTAL: 401.07* 5004=2006.972 * 103 [Kcal]
2) Căldura aerului:
1190.09* 1200*0.336=479.84
14.88*1200*0.506=9.02
TOTAL:488.86* 103 [Kcal]
3) Oxidare H2: 40.77*2560=104.37
4) Zgurificare: 2.7*466*0.4751=0.60
TOTAL: 2606.20* 103[Kcal]
Călduri consumate:
1) Disociere oxizi:=1661.80
2) Evaporare apa (încărcătura): 41.89*595=24.92
3) Evaporare și supraîncălzire apă (cărbuni):
5.22 [Kg H2O] *6.95=3.63
5.22* 1100C*0.506=2.91
TOTAL: 6.54* 103 [Kcal]
4) Încălzire cărbuni:125 [Kg]* 1200C*0.5 [Kcal/KgC]=75.00
5) Disociere H2O (aer+carb.): 14.86 [Kg H2O]*32.12=47.73
6) Disociere gaze combustibile:
CH4:18.48*815=15.47
C2H2+C6H6: 4.02 [Nm3] * 815 * 1.1=3.60
TOTAL: 19.07* 103 [Kcal]
7) Căldura fontei: =278.00
8) Căldura zgurii: 466*420=195.72
9) Căldura gazului:
1760.77[Nm3] * 160[°C] *0.33 8=95.22
74.65 [Kg] * 160[°C] *0.464=5.54
TOTAL: 100.76* 103 [Kcal]
10) Diferența de bilanț: (7.55%) =196.65
TOTAL: 2606.20* 103 [Kcal]
RANDAMENTUL TERMIC
*100= 87.63%
RANDAMENTUL CARBONULUI
*100 = 62.94%
COEFICIENTUL DE ÎNLOCUIRE AL COCSULUI PRIN CĂRBUNI
Varianta A (cu compensare):
C (comb.+carli.) =84.90[Kg]
C (ech. Oxidare H2) = 20.86(Kg]
TOTAL:105.76[Kg C]
Cocs înlocuit: 105.76:0.862=122.69[Kg]
Coeficient de înlocuire (A): = 0.98[Kg Cocs/Kg Carb.]
Varianta B (fără compensare):
C (comb.+carb.) =84.90[Kg]
C (ech. oxidare H2): =17,05 [Kg]
TOTAL: 101.95 [Kg C]
Cocs înlocuit: 101.95:0.862=118.27 [Kg]
Coeficientul de înlocuire (B): = 0.95[Kg Cocs / Kg Carb]
TEMPERATURA TEORETICĂ DE ARDERE LA GURILE DE VÂNT
Totul se raportează la 1[Kg C] (cocs) ars la gurile de vânt (g.d.v.).
C (cocs ars la g.d.v.) = 299.64[Kg]-84.90=214.74[Kg C]
C= = 0.5821(Kg Carb / Kg C]
0.5821 *0.904*0.40=0.2105
C (liber): 0.5821 *0.561 =0.3266[Kg C]
CH4: 0.2105*0.30=0.0632[Kg] *1.40=0.0885 [Nm3 CH4]
C2H2: 0.2105*0.10=0.0211[Kg] *0.862=0.0182 [Nm3 C2H2]
C6H6: 0.2105*0.01=0.0021 [Kg] *0.287=0.0006 [Nm3 C6H6]
H2 (liber): 0.2105*0.13=0.0274[Kg] *11.2=0.3069[Nm3 H2]
H2S: 0.2105*0.03=0.0063[Kg] *0.80=0.0060 [Nm3 H2]
N2: 0.2105*0.03=0.0063[Kg] *0.80=0.0050 [Nm3 N2]
CO2: 0.2015 *0.10=0.0211 [Kg] *0.2111 [Kg CO2]
CO: 0.2105*0.25=0.0526[Kg) *0.80=0.0421 [Nm3 CO]
H2O: 0. 5821:0.96-0.5821=0.0243 [Kg H2O]
TOTAL H2 (considerat liber)=0.3069+0.0040=[Nm3 H2]
0.0211 [Kg CO2] aduc:
CO: 0.0211 *0.6364=0.0134 *0.80=0.0107[Nm3 CO]
O2: 0.0211 *0.3636=0.0077 *0.74=0.0054 [Nm3 O2]
TOTAL CO: 0.0421+0.0107=0.0528 [Nm3 CO]
0.0243 [KgH2O] aduc:
H2=0.0243 *0.1111=0.0027 * 11.2=0.0302 [Nm3 H2]
O2=0.0243*0.8889=0.0216 *0.7=0.0151 [Nm3 O2]
TOTAL: O2: 0.0054+0.0151=0.0205 [Nm3 O2]
Arderea la gurile de vânt:
2C+O2=2CO
CH4+1/2O2=CO+2H2
C2H2+O2=2CO+H2
C6H6+3O2=6CO+3H2
Necesar oxigen (din aerul suflat):
– pentru 1 [Kg C] (cocs): 1.0 = 0.9333 [Nm3 O2]
– pentru 0.3266 [Kg C] (carb.): 0.3266 = 0.3048 [Nm3 O2]
– pentru 0.8885 [Nm3 CH4]: 0.0885 *1/2 = 0.0443 [Nm3 O2]
– pentru 0.0182 [Nm3 C2H2]: 0.0182* 1=0.0182 [Nm3 O2]
– pentru 0.0006 [Nm3 C6H6]: 0.0006*3=0.0018 [Nm3 O2]
TOTAL:1.3024 [Nm3 O2]
– O2 provenit de la disocierile CO2+H2O (carb.):=0.0205 [Nm3 O2]
– Necesar O2 (aer insuflat):
1.3024-0.0205=1.2819[Nm302]
Compoziția de calcul a aerului (cul 1% H2O și 23.5% O2):
O2:23.5*0.99=23.265
N2: 76.5 *0.99=75.73
H2O: =1.00
TOTAL:100.00
O:23.265+0.5=23.765 O2=23.647%
N2:75.73 N2=75.358%
H2:1.00 H2=0.995%
TOTAL:100.500
Cantitatea de aer (g.d.v.):
va= 1.2819:0.23647=5.4210 [Nm3]
Cantitatea de CO:
– de la 1 [Kg C](cocs):1.0 =1.8667 [Nm3]
– de la 0.3266 [Kg C](carbune):0.3266 =0.6097 [Nm3]
– de la 0.0885 [Nm3 CH4]:0,0885*1=0.0885 [Nm3]
– de la 0.0182 [Nm3 C2H2):0.0182*2=0.0364 [Nm3]
– de la 0.0006 [Nm3 C6H6]:0.0006*6=0.0036 [Nm3]
– din M.V. (cărbune): =0.0421 [Nm3]
TOTAL: 2.6470[Nm3]
Cantitatea de N2:
– din aer: 5.4:10*0.75358= 4.0852 [Nm3]
– din cărbuni: =0.0050 [Nm3]
TOTAL: 4.0902 [Nm3]
Cantitatea de H2:
– H2(CH4):0.0885*2=0.1770 [Nm3]
– H2(C2H2):0.0182* 1=0.0182 [Nm3]
– H2(C6H6):0.0006*3=0.0018 [Nm3]
-H2 (liber cărbuni): =0.3109 [Nm3]
-H2(H2O liber): =0.0309 [Nm3]
– H2 (aer): 5.4210*0.00995=0.0539 [Nm3]
TOTAL: 0.5920 [Nm3]
Gazul de la gurile de vânt:
– CO=2.6470 [Nm3] =36.1%
– N2=4.0902 [Nm3]=55.8%
– H2=0.5920 [Nm3] =8.1 [Nm3]
– vg=7.3292 [Nm3] =100.00%
CALCUL tta:
Numărătorul:
1*2340 + 0.3266*2340 + 439*0.0885 + 1466(0.0182 + 0.0006) – 0.0243 *659 – 0.0243 *3212 + 5.4210[(0.336 + 0.01 *0.407) 1200 – 25.80] = 5148.95 [Kcal]
Numitorul:
7.3292*0.352=2.58
tta= =1996[C]
Consumul specific de cocs(echivalent):
– cocs tehnic=30.20[Kg/t]
– cărbune anh.: 125 [Kg/t]*0.98=122.5 [Kg/t]
TOTAL: 552.5 [Kg/t]
INDICATORII FURNALULUI NR. 5-SIDEX PENTRU VARIANTELE CALCULATE în PROIECT
Tabel nr. 3.6
CONCLUZII LA DATELE OBȚINUTE PRIN CALCULE TEHNOLOGICE
Pentru aceste calcule s-a luat în considerare faptul ca furnalul va funcționa cu o intensitate de ardere Ia normala inclusiv cu o capacitate normala de încălzire a cauperelor. S-a mai considerat un adaus de O2 astfel încât sa se poată menține o temperatura corecta tta și sa se poată obțină rapoarte de înlocuire favorabile. '
Am efectuat calcule tehnologice în doua variante și anume, varianta -I-a unde am considerat 50[Nm3gaz metan] și 50[Kg cărbune] (praf de cărbune) și varianta a II-a unde am considerat 100% praf de cărbune, adică 125[Kg cărbune]. Trebuie menționat că pentru proiectarea instalației de insuflare din capitolul -II- au luat în calcul varianta a II-a.
Avantajele economice se observa din următoarele:
– consumul specific de cocs tehnic a scăzut de la 508.7[Kg/t], (la funcționarea furnalului în luna martie 1997), la 455.0[Kg/t] (pentru varianta a II-a). Se poate observa că suma totală de combustibili a scăzut de la 562.6 la 555.
Ipotezele de calcul sunt acoperitoare și se poate conta în realitate pe economie de combustibili mai mare, deoarece s-au păstrat unele rezerve de căldură care să poată acoperi variațiile posibile în cazurile în care cărbunii ar prezenta neuniformizați de compoziție sau în cazul în care condițiile de insuflare nu ar fi cele mai bune. Economiile la consumurile de cocs respectiv la consumurile totale de combustibili sunt datorate funcționarii furnalului cu un regim normal de Ia și cu o corecta circulație a gazelor reducătoare, ceea ce nu este cazul în prezent când furnalul are o funcționare anormal de lenta, aceasta antrenând circulații unilaterale ale gazelor. În afară de aceasta se asigura un regim corect de temperatura în fata gurilor de vânt prin preîncălzirea aerului. La 1200[°C] temperatura ce corespunde caracteristicilor normale a cauperelor de la C.S.G. și prin adausuri de O2 în aerul suflat în corelație cu cantitățile de combustibili neauxiliari insuflați.
Randamentul CO (co) a crescut de la 44.6 până la 46.77, iar randamentul H2 a avut o ușoara scădere în varianta -I-a. Tragem concluzia ca s-au obținut randamente comparabile cu cele ce se realizează la furnale cum ar fi cele din Germania, S.U.A, Japonia, etc. Funcție de aceste randamente s-a obținut o proporție intre reducerile directe și indirecte,(de la Fe0 la Fe), de circa 40/60.
Calitatea fontei a rămas aceeași cu cea de la funcționarea furnalului în luna martie 1997,1a zgura observându-se o mică creștere a cantității pentru varianta 100% cărbune.
Raportul de înlocuire a cocsului din combustibilii auxiliari a putut fi crescut de la 0 la 1.01 și 0.97(pentru varianta -I-), inclusiv la 0.98(în cazul variantei a II-a).
Din cele menționate anterior, consider varianta cea mai plauzibilă pentru furnalele de la C.S.G. ca fiind varianta I, însă poate fi impusă și varianta a II-a din motive economice. Tocmai de aceea dimensionarea instalației de insuflare a fost făcută pe varianta 100% praf de cărbune.
Instalațiile permit conducerea procesului din furnal în condițiile în care adausurile de combustibili auxiliari pot varia în limite largi. Aceasta înseamnă că furnalul poate funcționa fie numai cu gaz metan sau numai cu praf de cărbune, fie cu ambii combustibili auxiliari în cantități diferite, însă corelate în așa fel încât regimul de temperatură în zona de ardere din fața gurilor de vânt și în general regimul de temperatura al creuzetului să fie menținut cât mai constant și la un nivel favorabil condițiilor de elaborare în furnalul respectiv a fontei de afânare.
Este de dorit ca în toate variantele de funcționare, regimul de preîncălzire al aerului suflat să fie menținut în vecinătatea nivelului normal de 1200[°C] și să nu se accepte scăderi importante ale temperaturii de preîncălzire a aerului așa cum este cazul în prezent, cu efecte defavorabile asupra funcționarii furnalului și a integrității grătarelor din material refractar superior al cauperelor.
3.2. Modelarea matematică a proceselor din zona de ardere a furnalelor în cazul utilizării de diferiți combustibili auxiliari
Varianta A: Modelul matematic pentru determinarea valorilor parametrilor de suflare în creuzetul furnalului în cazul funcționarii cu cocs și gaz metan.
În cazul utilizării gazului metan drept combustibil auxiliar la furnale, de mare importantă este valoarea indicelui de înlocuire al cocsului prin gaz metan. Acest model matematic conține ca primă ecuație de calcul relația următoare care dă valoarea indicelui de înlocuire al cocsului de către gazul metan (IcocsCH4 ) în funcție de conținutul de Cfix al cocsului(Cfix) și de volumul de gaz metan utilizat VCH4
[kg cocs/Nm3 CH4]
Întrucât carbonul fix din cocs variază în limite strânse, considerându-se o valoare constantă de 85%, relația pentru indicele de înlocuire devine:
IcocsCH4 = 0,0376VCH4- 2.68 * 10-4 VCH42 – 0.0869
În continuare modelul prezentat la acest paragraf utilizează ca variabile independente:
ta=t° aerului cald suflat în creuzet [°C]
O2=conținutul de oxigen în aerul suflat [°C]
– ponderea procentuala de Ccoccs ars la g.d.v.
Cu ajutorul acestui model se obțin ca variabile dependente:
va volumul de aer umed suflat [Nm3/t fo.]
vg volumul de gaz rezultat din reacțiile desfășurate în zona de ardere [Nm3/t fo.]
Tt temperatura teoretică din zona de ardere [°C]
N2 conținutul de azot în aerul suflat[%]
Funcția obiectiv a modelului este consumul specific de cocs tehnic fizic notat cu ktf [t/tfo.] Ecuațiile modelului matematic sunt:
, [Nm3/t fo]
vg=0,00933**Cfix*VCH4+0,9338+50, [Nm3/t fo]
Utilizând expresiile obținute pentru Va și Vg și considerând pentru temperatura teoretica din zona de ardere o valoare Tt =1850[°C], care ne conferă garanția unei funcționări normale a furnalului și se obține ktf în funcție de variabilele independente și dependente prezentate anterior.
Relația mai poate fi exemplificata considerând pentru Cfix o valoare de 85%, iar pentru [i=0.7. Utilizând pentru ta o valoare de 1100[°C], pentru O2 o valoare constanta de 24%, se obține corelația simpla dintre kt și VCH4 .
-k==5.3 2 * VCH4 +0.03 7- V- 2.68 * 10-4- V
Varianta – B:
Modelul matematic pentru determinarea parametrilor de suflare, în cazul funcționarii furnalelor cu cocs, gaz metan și praf de cărbune .
În cazul funcționarii furnalelor cu adaus de combustibili auxiliari gazoși (CH4) și solid ,(praf de cărbune), parametrii de suflare precum și consumul specific de cocs sunt influențați atât de cantitatea de CH4 notata VCH4, cât și cantitatea de cărbune notata P.
Modelul matematic determinat în această variantă este format din ecuații care permit determinarea volumului de aer necesar arderii Va, volumului de gaz rezultat din ardere Vg și a funcției obiectiv a modelului, consumul specific de cocs ktf în funcție de variabilele VCH4 ,P, O2, ta, Tt, Cfix.
Pentru praful de cărbune se consideră o compoziție constantă:
Cliber=56.12%
Apa(W)=4%
Volatile(V)=40%
Cenușa(A)=9.6%
Compoziția volatilelor se consideră constantă și anume:
CH4=30%
H2=13 %
C2H2=10%
C6H6=1%
CO=25%
COz=10%
H2S=3%
N2=3%
Pentru indicele de înlocuire al cocsului de către praful de cărbune se adoptă o valoare de 1.04[Kg Cocs/Kgpraf].
Cantitatea totală de cocs tehnic echivalent(k,) în [Kg Cocs/tfo.] este:
Kt= ktf+ * VCH4 +1.09*P ,[t/t]
În care ktf este consumul specific de cocs tehnic fizic.
3.3 Model matematic de prognoză a principalilor parametri tehnologici ai furnalului cu aplicare la determinarea indicelui de înlocuire cocs/praf de cărbune în cazul a diferite sorturi de cărbune
3.3.1. Considerații generale
Modelul matematic considerat reprezintă o adaptare a unui model elaborat de prof A.N. Ramm, cu aplicații în special în activitatea de cercetare și proiectare [19], [20]. El va putea fi utilizat la prevederea efectelor insuflării a diferite sortimente de praf de cărbune asupra parametrilor de funcționare a furnalului și la determinarea teoretică a raportului de înlocuire cocs/PC.
Algoritmul de calcul poate fi utilizat ca atare sau programat pe calculator. Este bazat pe rezolvarea simultană a bilanțurilor de materiale și termice. Are avantajul că în varianta considerată evidențiază principalele influențe ce determină în final consumul specific de cocs și parametrii de bază ai procesului.
Utilizarea lui permite verificarea indicatorilor procesului industrial și tendințele rezultate în cazul variației intrărilor în sistem.
Bazat pe elementele fundamentale ale procesului de elaborare modelul se dovedește a fi foarte sensibil răspunzând modificărilor oricât de mici ale datelor și permițând în acest mod orientarea în cazuri delicate greu de determinat experimental pe cercetări directe. Rezultatele teoretice astfel obținute se apropie de tendințele reale din regimul de producție astfel încât pot fi admise ca variante de control și avute în vedere la adoptarea unor decizii.
Varianta considerată, în afară de elementele de intrare obligatorii privind caracteristicile chimice ale încărcăturii, cocsului, prafului de cărbune, fontei elaborate și ale parametrilor aerului combinat, se bazează pe alegerea inițială a coeficientului de reducere directă a wustitei (după Pavlov), al coef. de participare a CO la red. indirectă și implicit și a coef. ce corelează participarea H2 la același proces.
Calculul este complex și în desfășurarea lui se pot aplica și iterații. Se consideră și unele relații empirice. Avantajul rezolvării directe a treptelor algoritmului îl constituie posibilitatea urmăririi și cunoașterii evoluției procesului și a căilor de intervenție pentru ameliorarea lui.
Dacă se urmărește stabilirea raportului de înlocuire al cocsului cu praf de cărbune nu este suficientă analiza tehnică fiind necesară și cunoașterea compoziției chimice elementare a cărbunelui care este de obicei comunicată de furnizor. Ea poate fi stabilită și în țară de laboratoare de specialitate.
Pentru calculele termice s-a admis ipoteza clasică a prezenței carbonului 50% sub formă grafitică și 50% amorfă, efectul termic al oxidării C la CO fiind de 9797 kJ/Kg C (2340 kcal). Oxidarea CO la CO2 degajând 23613 kJ/kg C (5640 kcal) respectiv 12645 kJ/Nm3 CO (3020 kcal) la oxidarea completă a C la CO2 vor rezulta 33410 kJ/Kg C (7980 kcal/Kg C).
Este indicat ca la determinarea raportului de înlocuire cocs/PC să se rezolve întreg algoritmul (respectiv să se deruleze întreg programul) pentru a se verifica pe baza unor factori suplimentari precum bilanțul termic final, raportul = H2/CO, temperatura teoretică a flăcării etc. și admisibilitatea rezultatelor obținute privind consumurile specifice de cocs și raportul de înlocuire.
Cu ajutorul modelului se pot evalua modificările principalilor indicatori ai procesului în cazul achiziției unor noi sorturi de cărbune pentru insuflare etc.
De asemenea se pot compara cu rapoartele de înlocuire stabilite prin calcul (teoretice) pe alte căi sau și cu acelea determinate direct din datele de producție pe baza analizei statistice de corelare și regresie.
Se prezintă în continuare lista principalelor simboluri întrebuințate și algoritmul de calcul propriu-zis. Alte date necesare sunt conținute în 3 anexe.
Pentru verificarea practică a modelului se prezintă odată cu algoritmul derularea calculelor pentru două ipoteze notate (1) în regim de referința (funcționarea furnalului numai cu cocs) și (2) în regim de experimentare sau proces (funcționarea furnalului cu insuflarea prafului de cărbune de un anumit sort) pe această bază determinându-se raportul de înlocuire și parametrii principali ai procesului.
În model s-a introdus și o relație dezvoltată de cercetătorii japonezi, ce caracterizează fluxului termic al gazului de furnal în cuvă ținând seama de influențele ce apar la utilizarea prafului de cărbune și a aerului îmbogățit în oxigen [21].
Forma prezentată a modelului este perfectibilă cu elemente suplimentare ce pot extinde aplicabilitatea lui la un domeniu mai larg de combustibili auxiliari.
Se apreciază că modelul poate fi util compartimentelor tehnice din cadrul UAF cât și operatorilor de la CAMC – furnale.
3.3.2. Semnificația simbolurilor utilizate
3.4. Determinarea indicelui de înlocuire cocs/praf de cărbune, pe baza analizei statice de corelare și regresie a consumurilor specifice
3.4.1. Considerații generale
Atunci când se analizează desfășurarea unui proces tehnologic sau un aspect al unui proces de producție, în practică se obțin numeroase date sub formă de valori numerice condiționate de o multitudine de cauze ce nu pot fi supuse întotdeauna unui control riguros. Metodele statistice au ca obiect obținerea din haosul aparent al datelor numerice și observațiilor a anumitor tendințe și legități. Plecând de la aceste constatări se va căuta stabilirea unor metodologii pentru determinarea cu ajutorul analizei statistice de corelare și regresie a raportului de înlocuire cocs / PC. Se vor considera consumurile specifice și alți parametri tehnologici ai procesului de elaborare a fontei la furnalele 4 și 5 de la SIDEX SA.
În acest mod pe lângă metoda teoretică bazată pe analiza pe model matematic a efectului insuflării prafului de cărbune prezentată anterior sau a altor metode indirecte de calcul bazate pe elemente de bilanț termic se va dispune de un instrument de analiză deosebit de eficient, aplicat de altfel pe scară largă în străinătate pentru determinarea, plecând de la date experimentale, a acestui parametru caracteristic exploatării moderne a furnalului.
Determinarea indicelui de înlocuire se poate face prin prelucrarea rezultatelor experimentale de pe un anumit interval de timp, de exemplu considerarea datelor medii lunare între ele pe un interval mai lung de timp (semestru, an etc.) sau a datelor medii zilnice, săptămânale sau decadale pe intervale mai scurte.
Rezultatele analizei pe medii lunare pot diferi de acela pe mediile unor intervale mai scurte de timp din cauza caracterului mai omogen al primelor în raport cu mediile unor intervale mai scurte. Acestea pot prezenta influențe cauzate de specificul procesului ce necesită un anumit timp de răspuns la modificările intrărilor în sistem și care nu pot fi reprezentate totdeauna suficient de veridic la intervale de exemplu de numai 24 ore. Din acest motiv s-a introdus ca metodologie în afară de considerarea datelor medii zilnice și considerarea mediilor acestora pe intervale mai largi de 5 … 6 zile_ Selectarea grupării adecvate se poate face și ținându-se seama de elemente statistice precum gradul de corelare (r) sau gradul de determinare (R= r2) ce caracterizează precizia estimației dreptei de regresie și intensitatea corelației.
Protocoalele zilnice redau mediile observațiilor prelevate de sensorii instalațiilor AMC și a acelora introduse manual de operatori sau tehnologi și conțin și prelucrări ale datelor precum bilanțuri de materiale și termice.
Alte protocoale se obțin sub formă de medii lunare, sau pentru alte intervale programate. Ele sunt completate în cadrul S. Tehnic UAF în special prin raportare la perioadele efective de funcționare.
Considerațiile noastre se vor referi cu precădere la furnalele nr.4 și 5 ce funcționează cu insuflare de praf de cărbune din anul 1996.
În scopul arătat se vor interpreta statistic pe bază de analiză de corelație și regresie informațiile pentru următoarele perioade:
valorile medii lunare (iulie – dec.) 1996,
valorile medii lunare pe anul 1997,
valorile medii lunare (ian. – mai) 1998,
ansamblul perioadelor 1996-97 considerate,
ansamblul perioadelor 1996 – 1998 considerate,
valori medii săptămânale (5-6 zile) pe durate de 2 luni în 1998,
valori medii zilnice pe durată de 1 lună în1998.
Se vor avea în vedere numai lunile sau respectiv zilele când s-a insuflat praf de cărbune. Analiza se va referi la date efective (aparente – brute) și la date corectate privind:
a) Corecții pentru utilizarea gazelor naturale drept combustibil auxiliar, pe lângă praful de cărbune (dar nu concomitent) în special la furnalul 4, când nu s-a suflat continuu praf de cărbune.
În cazul utilizării parțiale a gazelor naturale, astfel cum apare din datele medii lunare se face echivalarea în praf de cărbune pe baza corecțiilor:
1 Nm3 CH4 0,8 kg cocs, 1kgPC 0,9 kg cocs, de unde 1Nm3CH4 0,89kg PC
O corecție de acest tip se regăsește și în raportările privind parametrii furnalelor din SUA și Japonia unde se utilizează și insuflări mixte de PC + CH4 + păcură (SUA) și PC + păcură (Japonia și SUA).
b) Corecții metalurgice pentru compensarea variației unor parametri prin echivalări în kg cocs/t fontă, de exemplu:
scoatere în fontă: ± 8 kg/1 % Sc
temperatura aerului: ± 0,16 kg/1 °C
umiditatea aerului: ± 0,6/kg, t fo sau 0,8 kg/g H20, Nm3 aer
conținut în și al fontei: ± 6 kg/0,1% Si.
Se vor prezenta în continuare elemente de analiză statistică de corelație și regresie cu aplicare în cazul de față.
Se consideră două variabile și anume variabila independentă x (consumul specific de praf de cărbune) și variabila dependentă de aceasta y (consumul specific de cocs).
Dacă pentru o valoare determinată a variabilei independente x, variabila dependentă y ia de asemenea o valoare determinată, discretă, se spune că ele sunt legate funcțional y = f (x).
Dacă fiecărei valori x îi corespunde nu o singură valoare y ci o „distribuție legată” de valori y (legată de valoarea lui x) caracterizată fiecare printr-o medie y legată, există o legătură statistică (stohastică) respectiv o corelație între y și x. Această situație se regăsește și în cazul consumurilor specifice de praf de cărbune (x) și de cocs (y) la furnalele ce funcționează în condiții normale.
Dacă se cunoaște x se poate estima valoarea lui y. Mediile distribuțiilor legate se pot plasa aproximativ pe o dreaptă care trece cel mai aproape de toate punctele. Această dreaptă reprezentând aceste medii se numește dreapta de regresie a lui y în raport cu x.
Termenul de regresie derivă din latinescul „regresio" care înseamnă întoarcere și a fost introdus în statistică de englezul Francis Galton. în cadrul cercetărilor sale privind ereditatea Galton a constatat că din părinți cu talie mai mare decât media pe colectivitate se nasc copii cu o talie inferioară mediei colectivității și invers. Acest termen deși impropriu sub forma generală, a devenit o notiune consacrată în statistică.
În fig.2.1 se prezintă legătura dintre două variabile; a reprezintă legătura funcțională y = f (x) și b legătura de corelație între x și y caracterizată prin aceea că fiecărei valori a lui x îi corespunde o distribuție de valori pentru y, definită prin media legată y /x și dispersia legată s2/x. Dreapta figurată care trece cel mai aproape de mediile legate este dreapta de regresie.
Precizia estimării dreptei de regresie este cu atât mai mare cu cât corelația este mai intensă. Coeficientul de corelație r se poate exprima prin relația:
(1.6)
unde x și y sunt datele de observație, x și y mediile, n numărul de perechi de observații, sx și sy abaterile medii pătratice de selecție.
O altă relație bazată numai pe observațiile inițiale este:
(1.7)
Coeficientul de corelație caracterizează intensitatea legăturii lineare luând valori cuprinse între -1 și + 1 astfel:
cu cât r este mai apropiat de – 1 sau de + 1 cu atât corelația este mai intensă;
dacă r este aproape de zero cele două variabile nu sunt linear corelate existând alternativa de a fi corelate după altă lege decât aceea lineară sau a nu fi corelate deloc;
când valori mari ale lui x corespund cu valori mari ale lui y, r este pozitiv și variabilele sunt corelate pozitiv și în cazul invers variabilele au o corelație inversă sau negativa. în cazul urmărit al corelației dintre consumul specific de cocs și de praf de cărbune insuflat corelația este negativă, consumul de cocs micșorându-se la creșterea consumului de PC. Coeficientul de corelație rxy, reprezintă o estimare a unui coeficient de corelație teoretic p și ca urmare este testat sub aspectul nivelului de încredere folosind valorile tabelate din anexa 4. Dacă r calculat > r teoretic atunci corelația este dovedită cu o probabilitate P = 1 – a pentru n – 2 grade de libertate, unde a este pragul de probabilitate ( = 0,1 = 10%).
Pătratul coeficientului de corelație r2 = Rxy poartă numele de coeficient de determinare și exprimă proporția din variația variabilei y care poate fi atribuită factorului x, respectiv proporția participării propriu-zise a prafului de cărbune la modificarea consumului specific de cocs restul variației putând fi datorat altor influențe.
În continuare se prezintă un exemplu de stabilire a ecuației dreptei de regresie a consumului specific de cocs tehnic în funcție de consumul specific de cărbune insuflat la furnalul 5 în iulie – decembrie 1996. Calculul se poate face manual sau cu calculatorul electronic de exemplu CASIO fx 7000 prevăzut cu mod statistic de funcționare sau cu calculator tip IBM-486 cu ajutorul unui program statistic, care trasează dreptele de regresie cu limitele de încredere și intervalul maxim admis.
În varianta manuală de calcul care explicitează algoritmul analizei statistice de corelare și regresie se determină succesiv:
a) Coeficienții ecuației dreptei de regresie:
y=a-bx (1.8)
– Valoarea pantei b cu relația:
(1.9)
și a ordonatei a:
(1.10)
Gradul sau coeficientul de corelație r se stabilește de preferință cu relația (1.7) și cu ajutorul dispersiei
Sx2 = (1.11)
și
Sy2=
Gradul sau coeficientul de determinare rezultă din ridicarea la pătrat a lui r.
3.4.2. Exemplu de determinare a indicelui de înlocuire pe baza analizei de corelație și regresie
În continuare se prezintă modul de calcul în varianta manuală a indicelui de înlocuire pe baza determinării ecuației dreptei de regresie. Se exemplifică calculul pentru o situație concretă – F5 pe baza datelor de exploatare prezentate în studiul anterior. Consumul specific de PC este corectat cu adaosul echivalat în PC a CH4 utilizat temporar în lunile respective.
Tabel Calculul dreptei de regresie a consumului specific de cocs în funcție de consumul specific de PC (kg/t fo) la F5 SIDEX SA
Ecuația dreptei de regresie a consumului specific de cocs funcție de PC:
y=a+bx=533,64-0,8672x sau
y=533-0,87x
Raportul de înlocuire (indicele de echivalare) pentru x=1kg PC este 0.87kg cocs/kgPC
Dispersia:
=[(41,97-95,87)2+(85,18-95,87)2+(130,71-95,87)2+(121,79-95,87)2+
+(111,80-95,87)2+(83,77-97,87)2]/(6-1)=1061,0681061,1
de unde:
Sy2=[(498-450,5)2+(441-450,5)2+(426-450,5)2+(423-450,5)2+
+(436-450,5)2+(479-450,5)2]/(6-1)=945,1
de unde:
Gradul de corelare:
Rezultă că precizia estimației dreptei de regresie este înaltă. – Gradul de determinare:
R=r2=0,8446~0,86
Intensitatea corelației este ridicată.
Se obțin rezultate identice cu acelea determinate cu ajutorul calculatorului electronic. Se recomandă aplicarea metodei în situații de necesitate (lipsa mijloacelor electronice de calcul) și ca metodă de verificare.
3.4.3. Influența conținutului de cenușă a PC și cocsului asupra indicelui de înlocuire determinată prin analiză statistică de corelare și re regresie
Economia de cocs ce rezultă în urma IPC este influențată de conținutul de cenușă al cărbunelui. Cercetătorii spanioli au determinat pe baze statistice următoarea ecuație de regresie [ 3 ]:
E = 1,48 – 0,66 (%Ac / % Ak)
unde:
E este indicele de înlocuire al cocsului prin cărbune, kg/kg
Ac – conținutul în cenușă al cărbunelui, %
Ak – conținutul în cenușă al cocsului, %
Gradul de corelare al ecuației este r=0,594. Valabilitatea rezultatelor este circumscrisă cazului studiat dar sub aspect principal formularea poate fi generalizată. în practică prezintă interes reducerea conținutului în cenușă atât în cărbune cât și în cocs. Influența asupra consumului de combustibil a variației cantității de cenușă cu PC apare a fi mai mare decât a unei variații similare cu cocsul.
Capitolul 4
Proiectarea modelului analogic tridimensional de simularea la rece a insuflării prafului de cărbune la furnal
Combustia prafului de cărbune la gurile de vânt ale furnalelor este un proces complex, alcătuit succesiunea de procese fizico-chimice precum:
schimb de căldură prin convecție și radiație;
evaporarea umidității de la 0,7% 0%;
diminuarea volatilelor de la 38-39% 0%;
solicitări mecanice complexe – dilatare – întindere;
modificări complexe de structură legate de transformările complecșilor carbonici ai cărbunelui; ardere;
gazeificarea în mediu de oxigen și bioxizi de carbon.
Toate aceste procese au loc într-un timp extrem de scurt (0,2 – 0,3 sec.) și se pot desfășura preponderent în:
mediu oxidant – duză – gură de vânt – și primii 30-50 cm din zona de circulație;
mediu reducător – atmosferă în amestec CO – CO2 – N2 – în zona de circulație și rest.
Gradul de înlocuire a cocsului depinde în mod esențial de 2 aspecte:
modul de ardere și reacție a prafului de cărbune prin:
preponderența prin care reacționează praful de cărbune în zonele menționate;
compoziția chimică a prafului de cărbune (% cenușă, % volatile, % carbon);
performanțele momentane de funcționare a furnalului.
Atingerea obiectivelor propuse în tematică, prin modificări ale parametrilor de mers ai furnalului, este oarecum limitată dat fiind posibilitățile de consum a materialelor feroase și a calității cocsului. Câmpul de posibilități de acțiune se referă la regimul de insuflare, pierderea de presiune în coloană (-p), schemele de încărcare, aceste posibilități putând fi testate doar prin încercări industriale. Parametrii implicați în arderea prafului de cărbune pot fi însă studiați și în condiții de modelare la rece situația care face necesar un model analogic al zonei de insuflare – ardere și interacțiune mecanică în zona turbionară din fața gurilor de vânt.
Pentru atingerea obiectivelor propuse prin influența modului de ardere a prafului de cărbune și reacția lui în zona de ardere se prezintă ansamblul fenomenelor fizico-chimice din care relații se vor deduce rapoartele adimensionale de scară ale modelului.
În figura nr. 1 se prezintă schematic topologia desfășurării principalelor fenomene cunoscute susceptibile să influențeze într-un sens sau altul arderea prafului de cărbune.
Există trei zone distincte unde sunt concentrați 90% din factorii care determină regimul de ardere al prafului de cărbune și, prin acesta, gradul de înlocuire a cocsului, care este necesar a fi modelate și pot furniza informații utile pentru controlul procesului.
Zona de pulverizare a prafului de cărbune
Procesele vizate:
– incidența jeturilor de aer și amestec bifazic aer – praf de cărbune;
– gradul de amestecare;
poziționarea și caracteristicile norului de particule a prafului de cărbune
Modalități de experimentare:
modificarea unghiului de incidență a jetului de amestec bifazic aer – praf de cărbune;
modificarea vitezei și impulsului jeturilor incidente;
modificări ale poziției norului de praf de cărbune față de frontul gurii de vânt.
determinarea cu trasori gazoși a frontului de amestec turbionar a jetului aer – praf de cărbune în aerul cald.
folosirea parametrilor de turbulență pentru amplificarea gradului de amestec;
schimbarea unghiurilor de incidență a jeturilor;
variația câmpului de viteze ale aerului cald (de însoțire).
Informații obținute cu semnificație asupra obiectului propus:
creșterea gradului de ardere a prafului de cărbune cu efect imediat asupra înlocuirii cantității de cocs consumate;
diminuarea unor fenomene secundare: supraîncălzirea duzelor, arderea gurilor de vânt.
B. Zona de combustie parțială a prafului de cărbune – în duză și gura de vânt
Procesele vizate
viteza de curgere a amestecului bifazic prin duză și gura de vânt;
aprecierea dispersiei particulelor de praf de cărbune în aerul cald.
Modalități de experimentare
măsurarea cu trasori pentru diferite regimuri de insuflare a câmpurilor de viteze ca și variația vitezei de la lancea de insuflare la frontul de cocs staționar;
măsurarea gradului de amestec aer – praf de cărbune pe traseul de ardere.
Informații obținute
date privind mecanismele de transfer de căldură și aprindere a particulelor de praf de cărbune. C. Zona de ardere din fața gurilor de vânt
Procese vizate
interacțiunea jetului de amestec bifazic gaze – praf de cărbune cu cocsul aflat în mișcare în zona turbionară din fața gurilor de vânt.
dispersia norului de praf de cărbune în zona turbionară.
Analiza dimensională a proceselor care au loc în cele trei zone de desfășurare a proceselor de pulverizare și ardere, vizează obținerea mărimilor fundamentale implicate în procesele care pot fi modelate pe simulator precum și a factorilor de scală de la procesul real la cel simulat.
Zona de pulverizare (A) este caracterizată prin incidența jetului de aer cald sub presiune și jetul de amestec bifazic aer – praf de cărbune în duză, caracteristicile termofizice ale agenților fiind deduși din parametrii de funcționare a furnalelor la care se face referință:
Pentru analiza influenței parametrilor de insuflare a aerului cald și jetului de praf de cărbune, asupra coeficientului de înlocuire a cocsului s-a considerat necesară construirea unui model analogic tridimensional a zonei de pulverizare și de turbionare a cocsului în zona de ardere. Acest model poate aduce informații privind:
modul de interacțiune a jeturilor incidente de aer cald și amestec bifazic aer – praf de cărbune; vizualizarea modului de turbionare și amestec a norului de praf de cărbune și aer insuflat; dispersia amestecului de praf de cărbune și aer pe lungimea duzei și a gurii de vânt; interacțiunea jetului de praf cu zona turbionara din fața gurilor de vânt.
Aceste date corelate între ele pot conduce la informații privind modalitățile de acțiune asupra tehnologiei pentru a atinge cele două obiective propuse:
creșterea gradului de înlocuire a cocsului cu praf de cărbune de la 0,78 – 0,8 la 1,0 – 1,1 kgcocs/kgpraf de cărbune;
creșterea cantității de praf de cărbune insuflat pe tona de fonta, de la 80 – 90 kg/t fo la 130 – 150 kg/tfo la un nivel acceptabil de înlocuire a cocsului cu efecte importante în economia de cocs a elaborării fontei în furnal.
Modelul proiectat a avut la bază condițiile reale de funcționare a furnalelor nr. 3, 4, și 5 de la SIDEX S.A. Galați și poate reproduce condițiile de funcționare ale acestora precum și de la alte furnale din tară sau străinătate.
Concepția proiectării acestuia are la bază următoarele date:
criteriile de similitudine rezultate din ecuațiile generale de curgere sub presiune a gazelor reale prin conducte;
condițiile specifice impuse de anumite particularități ale proceselor care nu au putut fi descrise printr-o ecuație unitară;
condiții generale impuse de mărimea instalației, posibilitățile de măsurare; mărimea suflantei, eforturile maxime la care poate fi supusă incinta pentru respectarea normelor de protecția muncii a personalului ce o deservește.
Dimensiunile generale și vederea de ansamblu a acesteia sunt prezentate în figura nr. 1.
Posibilitățile oferite de acest model pentru studiul proceselor de insuflare din furnal sunt:
studiul turbulentei periferice a jetului de amestec bifazic aer – praf de cărbune la interacțiunea cu curentul de aer cald insuflat putându-se reproduce condiții și la limita exploatării reale, de exemplu, insuflarea cu viteze foarte mari ale aerului cald de 190 – 220 m/s;
măsurarea lungimii de amestec a norului de praf de cărbune cu aerul cald pentru diverse moduri de poziționare a lăncii de pulverizare a prafului de cărbune și alegerea celei mai bune variante ceea ce în condiții reale este foarte costisitor de realizat;
influențarea lungimii flăcării produsă de jetul de praf de cărbune prin modificări ale turbulenței aerului și a duzei de pulverizare;
vizualizarea interacțiunii jetului de praf de cărbune cu pereții duzei și a gurii de vânt pentru diferite poziții ale lăncii de pulverizare;
măsurarea și vizualizarea câmpurilor de dispersie a prafului de cărbune în aerul cald pe lungimea duzei și a gurii de vânt într-o gamă largă de viteze relative vpraf cărbune/vaer cald, ceea ce pe furnal nu poate fi măsurat decât cu mare greutate;
interacțiunea jetului de praf de cărbune cu cocsul din zona turbionară și deviația acestuia după ieșirea din gura de vânt, ceea ce nu se poate observă în condiții reale.
Interpretarea tuturor acestor observații vor constitui o bază de date care, coroborată cu datele de exploatare curente ne vor furniza cele mai bune măsuri de reglaj și modificări tehnice ce vor avea ca rezultat creșterea gradului de înlocuire a cocsului cu praf de cărbune.
Cercetările experimentale se vor efectua în etapele următoare ale lucrării ,etape în care se va realiza modelul experimental, se vor efectua experimente multiple din care să se obțină varianta optimă de utilizare a insuflării prafului de cărbune la furnalele de la SaEX 5A GALAȚI.
=== Anexa ===
1.3.Date medii reale
1. Componenta încarcaturii
aglomerat [t/zi] = 5840.2
pelete [t/zi] = 619.1
min. Fe Brazilia [t/zi] = 495.7
min.Mangan [t/zi] = 7163.6
________________________________
cocs tehnic [t/zi] = 2024.3
2. Componenta calitativa a încarcaturii
Tabelul 13.
(*)- dat ca sulf total în cocs
3.Analiza tehnica cocs
Tabelul 14.
4.Granulatie aglomerat si cocs
aglomerat : >3.0 mm : 14.49 10-15 mm : 22.14
>2.5 mm : 26.50 6-10 mm : 16.09 Rezistenta : 11.54
15-25 mm : 22.84 <6 mm : 10.85
cocs : >60 mm : 43.77
>40 mm : 37.62
>28 mm : 20.04
>10 mm : 1.12
<10 mm : 1.18
5.Parametrii de suflare.
Tabelul 15.
%O2 din aer îmbog. = [(Qaer*21/100 + QO2 spl.) / (Qaer + QO2 spl.)] *100
%O2 din aer îmbog. = 21.02 %
6. Compozitie volatile cocs.
Tabelul 16.
7. Date despre fonta si zgura.
-fonta :
Tabelul 17.
-zgura :
Tabelul 18.
8. Consumuri specifice (calculate).
aglomerat [kg/tfo] = 1409.58
pelete [kg/tfo] = 149.42
min. Fe. Brazilia [kg/tfo] = 119.64
min. mangan [kg/tfo] = 17.29 (Qmat.[t/zi] *103)/ (Pzi[t/zi]) kg/tfo
cenusa cocs [kg/tfo] = 53.25
cocs tehnic [kg/tfo] = 488.58
cocs tehnologic [kg/tfo] = 496.12
O2 suplimentar [Nm3/t] = 432.41
abur suplimentar [Nm3/t] = 15.61
9.Stabilirea prin calcul a bilantului de materiale, a cantitatii si compozitiei
gazului de furnal si a bilantului termic
A.Consum specific :
-aglomerat :
5840.2*103/4143.2 = 1409.58 [kg agl./tfo] ;
-pelete :
619.1*103/4143.2 = 149.42 [kg pelete/tfo] ;
-min. Fe. Brazilia :
495.7*103/4143.2 = 119.64 [kg min. Fe. Brazilia/tfo] ;
-min. mangan :
71.63*103/4143.2 = 17.29 [kg. Min. mangan/tfo] ;
-cocs tehnic :
2024.3*103/4143.2 = 488.58 [kg. cocs th./tfo] ;
-cenusa cocs :
cocs th.*(%A)/100 = 488.58*10.9/100 = 53.25 [kg. cen. cocs/tfo] ;
-cocs tehnologic :
cocs th./[(100-W)/100] = 488.58/[(100-1.52)/100] =
= 496.12 [kg. Cocs thl./tfo] ;
-O2 suplimentar :
1791.6*103/4143.2 = 432.41 [Nm3/tfo] ;
-abur suplimentar :
64.7*103/4143.2 = 15.61 [Nm3/tfo] ;
B.Cantitatea de fier în încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*57.20/100 = 806.27 [kg. Fe/tfo] ;
-în pelete :
149.42*60.63/100 = 90.59 [kg. Fe/tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*66/100 = 78.96 [kg. Fe/tfo] ;
-în min. mangan :
17.29*15/100 = 2.59 [kg. Fe/tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*16.2/100 = 8.62 [kg. Fe/tfo] ;
< Fe >total = 987.03 [kg. Fe/tfo]
C. Cantitatea de mangan din încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*0.51/100 = 7.18 [kg. Mn/tfo] ;
-în pelete :
149.42*0.10/100 = 0.14 [kg. Mn/tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*0.10/100 = 0.11 [kg. Mn/tfo] ;
-în min. Mn :
17.29*39/100 = 6.74 [kg. Mn/tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*0.30/100 = 0.15 [kg. Mn/tfo] ;
< Mn >total = 14.37 [kg. Mn/tfo]
D. Catitatea de SiO2 din încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*5.53/100 = 77.94 [kg. SiO2/tfo] ;
-în pelete :
149.42*8.44/100 = 12.61 [kg. SiO2/tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*3/100 = 3.58 [kg. SiO2/tfo] ;
-în min. mangan :
17.29*15/100 = 2.5935 [kg.SiO2/tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*35.5/100 = 18.90 [kg. SiO2/tfo] ;
< SiO2 >total = 115.62 [kg. SiO2/tfo]
E. Cantitatea de CaO din încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*8.79/100 = 123.90 [kg. CaO/tfo] ;
-în pelete :
149.42*1.77/100 = 2.64 [kg.CaO/tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*1/100 = 1.19 [kg. CaO/tfo] ;
-în min. mangan :
17.29*2.2/100 = 0.3803 [kg. CaO/tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*15.2/100 = 8.09 [kg. CaO/tfo] ;
< CaO >total = 136.2 [kg. CaO/tfo]
F. Cantitatea de Al2O3 din încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*2.39/100 = 33.68 [kg Al2O3 /tfo] ;
-în pelete :
149.42*0.68/100 = 1.01 [kg Al2O3 /tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*1/100 = 1.19 [kg Al2O3 /tfo] ;
-în min. mangan :
nu are ;
-în cenusa cocs :
53.25*17.8/100 = 9.47 [kg Al2O3 /tfo] ;
< Al2O3 >total = 45.35 [kg. Al2O3 /tfo]
G. Cantitatea de MgO din încarcatura :
-în aglomerat :
1409.58*1.33/100 = 18.74 [kg. MgO /tfo] ;
-în pelete :
149.42*1.11/100 = 1.65 [kg. MgO /tfo] ;
-în min. Fe Brazilia :
119.64*0.1/100 = 0.19 [kg. MgO /tfo] ;
-în min. mangan :
17.29*1.2/100 = 0.2074 [kg. MgO /tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*6.2/100 = 3.30 [kg. MgO /tfo] .
< MgO >total = 24.08 [kg. MgO /tfo]
H. Cantitatea de P din încarcatura :
-în min. Fe Brazilia :
119.64*0.04/100 = 0.04 [kg. P /tfo] ;
-în min. mangan :
17.29*0.3/100 = 0.0518 [kg. P /tfo] ;
-în cenusa cocs :
53.25*0.03/100 = 0.01 [kg. P/tfo]
< P >total = 0.10 [kg. P/tfo]
I. Cantitatea de S din încarcatura :
< S >total = 4.88 [kg. S/tfo]
Încarcatura aduce în furnal [kg./tfo] :
Tabelul 19.
FeO în aglomerat :
1409.58*6.30/100 = 88.80 [kg. FeO/tfo]
Fe din FeO :
88.80*56/72 = 69.06 [kg.Fe]
FeO(zg.) = 5.82*72/56 = 5.14 [kg.]
MnO(zg.) = 5.82*71/55 = 6.45 [kg.]
Din 4.88 [kg. S], în fonta avem 0.24 [kg.], iar în gazul de furnal 5%, adica
0.236 [kg.].
4.88-(0.24+0.23) = 4.41 [kg. S]
în zgura :
4.41*72/32 = 9.92 [kg. S]
Compozitia zgurii :
Tabelul 20.
Repartitia si gradul de oxidare al fierului si al manganului încarcati în furnal :
Tabelul 21.
(FeFeO)agl. = qagl.(%FeO)/100*Mfe /MFeO =806.27*6.30*56/(100*72) =
=39.50 Fe(FeO)agl.
10. Cantitatile de oxigen ce urmeaza a fi preluate prin reducerea oxizilor
de fier.
Fe2O3 contine : 3*16/(2*56) = 0.429 [kg. O2/kg. Fe(Fe2O3)] ;
FeO contine :
16/56 = 0.286 [kg.O2/kg.Fe(FeO)] ;
O2(Fe2O3FeO) = 0.429-0.286 = 0.143 [kg.O2/kg.Fe(Fe2O3FeO)]
-de la Fe2O3 la FeO pentru 937.50 kg.Fe :
937.50*0.143 = 134.06 kgO2.
-de la FeO la Fe pentru 987.03 kg.O2 :
937.50*0.286 = 268.12 kg.O2.
Total : 134.06+268.12 = 402.18 kg.O2.
11. Determinarea cantitatii de carbon care arde la gurile de vânt.
-carbonul care este adus de combustibil : Cfix din cocs :
Kt*Cfix/100 = 488.58*[100-(A+V)/100] = 488.58*[100-(10.9+0.88)/100] =
= 488.58*88.22/100
Ck = 431.02 [kg.C/tfo]
12. Carbonul consumat în procesele din furnal.
La reducerea directa a oxizilor de fier, se admite trecerea de la FeO la Fe
prin reducere directa în proportie de 40-60%, în cazul de fata 55%, cantitatea de
oxigen continuta fiind de 341.31 [kg.]
Pentru reduceri se va prelua cantitatea de :
268.12*0.55 = 147.46 [kg.O2]
a. La reducerea dupa reactia :
2C + O2 = 2CO
147.46*2*22.4/32 = 206.45 [Nm3 CO]
si se consuma :
147.46*2*12/32 = 110.59 [kg. C]
b. Lareducerea directa a MnO dupa reactia :
MnO + C = Mn + CO
pentru 5.6 [kg. Mn] în fonta se obtine :
5.6*22.4/55 = 2.28 [Nm3 CO]
si se consuma :
5.6*12/55 = 1.22 [kg. C]
c. La reducerea directa a SiO2 dupa reactia :
SiO2 + C = Si + 2CO
pentru 10.2 [kg. Si] în fonta se obtine :
10.2*2*22.4/28 = 16.32 [Nm3 CO]
si se consuma :
10.2*2*12/28 = 8.74 [kg. C]
d. La reducerea directa a P2O5 dupa reactia :
P2O5 + 5C = 2P + 5CO
pentru 10 [kg.P] în fonta se obtine :
10*5*22.4/(2*31) = 18.06 [Nm3 CO]
si se consuma :
10*5*12/(2*31) = 9.67 [kg. C]
e. Pentru descompunerea apei dupa reactia :
H2O + C = H2 + CO
apa aflata în aerul insuflat în cantitate apreciata la circa 15 Nm3 H2O se consuma :
15*12/22.4 = 8.03 [kg. C]
f. Pentru carburarea fontei sunt necesare 45 kg. C (4.5%C în fonta).
Total carbon consumat pentru procesele din furnal :
Cprocese = 110.54 + 1.22 + 8.74 + 9.67 + 8.03 + 45
Cprocese = 183.25 [kg. C/tfo]
Carbonul care arde la gurile de vânt : Cagv = Cintr. în pr. + Cprocese ;
deci :
Cagv = 431.02 – 183.25
Cagv = 247.77[kg. C/tfo] ,
ceea ce reprezinta 62% din carbonul adus de combustibil.
13.Bilantul aproximativ al hidrogenului.
Cantitatea de hidrogen adusa de gazul metan (CH4) este de :
0*4/22.4 = 0 [kg. H2]
Cantitatea de hidrogen adusa de aerul suflat prin gurile de vânt este de circa
15 Nm3 H2, ceea ce înseamna :
15*2/22.4 = 1.34 [kg. H2]
Cantitatea de hidrogen adusa de materialele volatile ale cocsului :
488.58 [kg. cocs/tfo]*0.008 = 3.90 [kg. mat. volatile]
deci :
3.90*0.06 = 0.234 [kg. H2]
Din cantitatea totala de 1.6 [kg. H2], la reducerile indirecte participa aproxi-
mativ 25-35%. În cazul de fata se admite 32%, adica 0.50 [kg. H2]
În urma reducerii se obtin :
0.50*32/4 = 4.00 [kg. H2O]
care se va evacua cu gazul de furnal.
14. Cantitatea de CO2 din gazul de furnal.
Cantitatea de oxigen ce urmeaza a fi preluata prin reducere indirecta cu CO
de la Fe2O3 la FeO este de :
134.06 – 4.00 = 130.06 [kg. O2]
Cantitatea de oxigen ce urmeaza a fi preluata prin reducere indirecta cu CO
de la FeO la Fe este de :
268.12 – 147.46 = 120.66 [kg. O2]
Deci în total va fi preluata, prin reducere cu CO, dupa reactia :
O2 + 2C = 2CO ;
cantitatea de oxigen este de :
130.06 + 120.66 = 250.72 [kg. O2]
se obtin :
250.72*2*22.4/32 = 351 [Nm3 CO2]
De la reducerea indirecta a MnO dupa reactia :
Mn2O3 + CO = 2MnO + CO2
pentru :
6.74*22.4/(2*55) = 1.37 [Nm3 CO2]
Din materialele volatile ale cocsului se obtin :
3.90*0.35*22.4/44 = 0.694 [Nm3 CO2]
Total CO2 în gazul de furnal :
CO2 g.f. = 1.37 + 0.69 + 351
CO2 g.f. = 358.06 [Nm3 CO2]
15. Cantitatea de CO din gazul de furnal.
Din reactiile de reducere directa se obtin :
206.45 + 2.28 + 16.32 + 18.06 + 15 = 258.11 [Nm3 CO]
Pentru descompunerea vaporilor de apa în zona gurilor de vânt se obtin
15 [Nm3 CO].
Din materialele volatile ale cocsului se obtin :
3.90*0.37*22.4/28 = 1.15 [Nm3 CO]
Din arderea la gurile de vânt a 247.77 [kg. C], dupa reactia :
2C + O2 = 2CO
se obtin :
247.77*2*22.4/(2*12) = 462.5 [Nm3 CO]
în total :
258.11 + 1.15 + 462.5 = 721.76 [Nm3 CO]
În gazul de furnal , dupa terminarea reducerilor indirecte cu oxid de carbon
( CO ) exista :
721.76 – ( 1.37 + 351 ) = 369.39 [Nm3 CO]
16. Cantitatea de gaz metan ( CH4 ) din gazul de furnal.
Din materialele volatile ale cocsului se obtin :
3.90*0.06*22.4/16 = 0.327 [Nm3 CH4]
Din cele 2 [kg. C] apreciat ca trec ca CH4 în gaz :
2*22.4/12 = 3.73 [Nm3 CH4]
Deci în gazul de furnal exista : 4.05 [Nm3 CH4]
17. Cantitatea de azot ( N2 ) din gazul de furnal si cantitatea de aer suflat
în creuzet.
Cantitatea de oxigen necesara pentru formarea a 462.5 [Nm3 CO] , prin
arderea la gurile de vânt a 220.57 [kg. C] , dupa reactia :
2C + O2 = 2CO
este de :
462.5*1/2 = 231.25 [Nm3 O2]
Cu aerul uscat se introduc :
231.25*79/21 = 869.94 [Nm3 N2] ,
( considerându-se în aer : 21% O2 si 79% N2 ).
Din materialele volatile ale cocsului rezulta :
3.90*0.008*22.4/28 = 0.024 [Nm3 N2]
Total în gazul de furnal :
869.94 + 0.024 = 869.96 [Nm3 N2/tfo]
18. Volumul aerului suflat în creuzet.
– aer uscat :
869.96 + 231.25 = 1101.21 [Nm3]
– aer umed cu 1% H2O :
1101.21/0.99 = 1112.33 [Nm3]
Deci :
1112.33 – 1101.21 = 11.12 [Nm3 H2O]
fata de 15 [Nm3 H2O] luat în calcul.
19. Cantitatea de hidrogen din gazul de furnal.
Din gazul metan suflat în creuzet si din volatilele cocsului rezulta :
( 0 + 0.234 ) [kg. H2] * 22.4/2 = 2.62 [Nm3 H2] 3 [Nm3 H2]
Din umiditatea aerului suflat în creuzet rezulta 13 [Nm3 H2] (egala cu volumul
apei ). În 3.73 [Nm3 CH4] exista :
3.73 * 2 = 7.46 [Nm3 H2]
La reducerea indirecta a oxizilor de fier participa :
0.48 [kg. H2] * 22.4/2 = 5.37 [Nm3 H2]
În total în gazul de furnal exista :
3 + 13 – ( 7.46 + 5.37 ) = 3.17 [Nm3 H2]
Compozitia gazului de furnal :
Tabelul 22.
Cantitatea de gaz de furnal uscat este de 1599.63 [Nm3/tfo]
CO/CO2 = 369.39/353.06 = 1.046
20. Calculul bilantului termic.
– cantitatea de carbon care arde la CO2 :
353.06*12/22.4 = 189.13 [kg. C] ;
-cantitatea de carbon care arde la CO :
( 369.39 – 1.15 ) [Nm3 CO]*12/22.4 = 197.27 [kg. C] ;
Proportia gazului metan în aerul suflat umed : 0 [%] ;
Temperatura necesara de preâncalzire a aerului : 1022.6 [0C] ;
Cantitatea de apa continuta de încarcatura :
– aglomerat :
1409.58*0 = 0 [kg. H2O] ;
– pelete :
149.42*0.03 = 4.48 [kg. H2O] ;
– minereu fier Brazilia :
119.64*0.02 = 2.39 [kg. H2O] ;
– minereu mangan :
17.29*0.01 = 0.17 [kg. H2O] ;
– cocs :
488.58*0.03 = 14.65 [kg. H2O] .
Total :
0 + 4.48 + 2.39 + 0.17 + 14.65 = 21.69 [kg. H2O]
Cantitatea de vapori de apa din gazul de furnal :
– apa adusa de încarcatura : 21.69 [kg. H2O] ;
– apa rezultata din reduceri : 4.00 [kg. H2O] .
Total :
21.69 + 4.00 = 25.69 [kg. H2O]
Umiditatea aerului suflat în creuzet :
13 [Nm3 H2O]*18/22.4 = 10.44 [kg. H2O].
21.Calduri intrate.
a. Prin arderea carbonului :
– la CO2 :
189.13*7950 [kcal/kg. C] = 1503.583*103 [kcal] ;
– la CO :
197.27*2340 [kcal/kg. C] = 461.611*103 [kcal].
Total :
1965.194*103 [kcal]
b. Caldura aerului preâncalzit :
1101.21 [Nm3 aer uscat]*1022.6 [grd.C]*0.328 [kcal/Nm3*grd] =
= 369.359*103 [kcal] ;
10.44 [kg. H2O]*1022.6 [grd.C]*0.484 [kcal/Nm3*grd.] =
= 5.167*103 [kcal].
c. Prin arderea hidrogenului :
5.37 [Nm3 H2]*2560 [kcal/Nm3 H2] =
= 13.747*103 [kcal].
d. Caldura dezvoltata prin zgurificare :
2.7 [kcal/kg. CaO]*173.85 [kg. CaO] =
= 0.469*103 [kcal].
Total calduri intrate :
2453.936*103 [kcal]
22.Calduri consumate.
a. Caldura consumata prin disocierea oxizilor :
Fe2O3 :
938.91 [kg. Fe]*1758 [kcal/kg. Fe] =
= 1650.603*103 [kcal] ;
FeO :
48.12 [kg. Fe]*1150.5 [kcal/kg. Fe] =
= 55.362*103 [kcal] ;
Mn2O3 :
5.6 [kg. Mn]*2175.5 [kcal/kg. Mn] =
= 12.182*103 [kcal] ;
MnO :
5.6 [kg. Mn]*339.0 [kcal/kg. Mn] =
= 1.898*103 [kcal] ;
SiO2 :
10.2 [kg. Si]*7423.0 [kcal/kg. Si] =
= 75.714*103 [kcal] ;
P2O5 :
1.0 [kg. P]*6664.0 [kcal/kg. P] =
= 6.664*103 [kcal].
Total :
1802.423*103 [kcal].
b. Caldura pentru evaporarea apei din încarcatura :
21.69 [kg. H2O]*595 [kcal/kg. H2O] =
= 12.905*103 [kcal].
c. Caldura consumata pentru disocierea vaporilor din aerul suflat :
10.44 [kg. H2O]*3212*18/22.4 =
= 26.826*103 [kcal].
d. Caldura de disociere a metanului :
0 [kcal].
e. Caldura din fonta :
1000 [kg.]*278 = 278*103 [kcal].
f. Caldura din zgura :
342.76 [kg. zgura]*425 [kcal/kg. zgura] =
= 145.673*103 [kcal].
g. Caldura evacuata cu gazul de furnal :
1599.63*250*0.33 = 131.969*103 [kcal] ;
25.69*150*0.475 = 1.839*103 [kcal].
Total :
133.808*103 [kcal].
Total calduri consumate :
2399.635*103 [kcal].
Diferenta de bilant :
Qi – Qc = 2453.936*103 – 2399.635*103
Qi – Qc = 54.301*103 [kcal]
adica 2.21 [%].
Calduri intrate Calduri iesite
Tabelul 23.
Bilantul de materiale.
Tabelul 24.
Diferenta de bilant :
42.74 [kg.] ,
adica 1.07 [%].
Randamentul termic al furnalului :
t = (Qutil/Qtotal)*100
t = {[Qc – (12.905 + 133.808)] / 2399.635}*100
t = 93.88 [%].
Randamentul carbonului în furnal :
c = {1965.194*103 / (189.13 + 197.27)*7950 [kcal/kg. C]}*100
c = 63.97 [%] 64 [%].
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: . Fundamentarea Eficientei Economice Functionarii Furnalului cu Gaz Metan (s.c. Xyz S.a.) (ID: 133006)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.