Теоретические предпосылки разработки эффективных газовых вагранок: Учебное пособие

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования «ПЕНЗЕНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ»

А.А. Черный ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ РАЗРАБОТКИ ЭФФЕКТИВНЫХ ГАЗОВЫХ ВАГРАНОК Учебное пособие

Пенза 2008

УДК 669.621.74

Р е ц е н з е н т ы: Научный совет Пензенского научного центра; главный металлург ОАО «Пензадизельмаш» А.С. Белоусов Черный А.А. Теоретические предпосылки разработки эффективных вагранок: учебное пособие / А.А. Черный. – Пенза: 2008. – 39 с.

газовых

Изложены теория горения, газодинамики, теплообмена, моделирования применительно к исследованию газовой плавки чугуна. Приводятся методические разработки моделирования газодинамических и тепловых процессов. Учебное пособие разработано применительно к учебному процессу по кафедре «Машины и технология литейного производства». Оно может быть использовано при изучении курсов «Принципы инженерного творчества», «Термодинамика», «Печи литейных цехов», а также при выполнении курсовых и научно-исследовательских работ. В пособии использованы оригинальные разработки автора, являющиеся его интеллектуальной собственностью.

© Черный А.А., 2008 2

ВВЕДЕНИЕ Литейное производство обеспечивает отливками-заготовками, предназначенными для последующей обработки, деталями различные отрасли машиностроения. Литейное производство представляет собой сложный комплекс технологических процессов. Основными из них являются приготовление формовочных смесей, изготовление оснастки, форм и стержней, приготовление расплавленного металла, заливка форм и контроль качества отливок. Большое внимание уделяется снижению материалоемкости и трудоемкости изготовления отливок, экономии топливноэнергетических ресурсов, применению малоотходных и безотходных технологий. В производство внедряются новые технологические процессы. В большинстве случаев производится изготовление чугунных отливок. Чугун плавят преимущественно в коксовых вагранках. Но ваграночное топливо – кокс становится дороже, а качество его ухудшается. Из кокса в металлический расплав переходит вредная примесь – сера, снижающая жидкотекучесть расплава и прочность металла отливок. Коксовые вагранки – экологически нечистые чугуноплавильные агрегаты. Электроплавка чугуна – дорогой процесс. Проблему можно решить заменой ваграночного кокса газообразным топливом – природным газом. Но этот новый, экологически чистый процесс плавки материалов не решается просто, необходимо проведение систематизированных исследований с применением моделирования. Задачи исследований вытекают из проведенного в этой работе литературного обзора. Учебное пособие позволяет проследить возможное направление исследований для достижения поставленной цели создания работоспособной, эффективной газовой вагранки.

3

СЖИГАНИЕ ГАЗООБРАЗНОГО ТОПЛИВА Газообразное топливо сжигают в различных энергетических, тепловых и металлургических агрегатах. Поэтому решением вопросов рационального использования газообразного, а также смешанного топлива, изучением процессов горения занимались многие исследовательские организации, заводы и комбинаты. В промышленных печах газообразное топливо сгорает в потоке с образованием пламени (факела). На основании экспериментальных данных Б.И. Китаев и П.В. Левченко предложили формулу для расчета видимой длины горящего факела lф: lф = 14 ⋅ К ⋅ ωtг0,34 ⋅ d c0,83 , м (1) где К - коэффициент, учитывающий влияние теплоты сгорания газа на длину горящего факела в условиях свободной струи; ωtг – скорость истечения газа, м/с; dс – диаметр сопла, м. Для окончательного определения длины факела авторы рекомендуют вводить поправки, учитывающие влияние коэффициента расхода воздуха, угла встречи струй, степени предварительного смешения газа и воздуха, высоты рабочего пространства. М.И. Глинков предложил приближенно длину горящего факела представить в виде произведения множителей: lф = l0 ⋅ K ω ⋅ K ∑ , (2) p ) - длина факела, горящего в условиях свободной где l = f (d 0 ; ωtг ; QHt струи, определяемая диаметром струи d0, скоростью истечения газа ωtг , p величиной теплоты сгорания газа QHt ; K ω - коэффициент, учитывающий полезное влияние скорости облегающего воздушного потока на перемешивание газа с воздухом; K ∑ = К П ⋅ K α ⋅ K обст ⋅ K см - коэффициент, учитывающий влияние избытка воздуха ( К П ), угла встречи ( K α ), обстановку, в которой развивается факел ( K обст ) и степень предварительного смешения ( K см ). Коэффициенты определяются по графикам, составленным на основании экспериментальных данных. Определение длины открытого горящего факела было предметом многих исследований. Первые расчеты длины горящего факела основывались на закономерностях холодной свободной струи. К числу таких теоретических исследований относится работа В.А. Шваба. Однако опытные определения длины горящего факела показывали существенные расхождения с данными расчетов, выполненных по указанной методике. Более удовлетворительное совпадение расчетных данных с экспериментальными данными по сжиганию различных газов было получено Гаутроном, Ведделем и Хоттелем, которые,

4

предположив неизменность концентраций и скоростей по поперечным сечениям струи, вместе с тем учли различие удельных весов горючего газа и воздуха и их изменение в процессе горения. Для случая, когда эффект подъёмной силы относительно незначителен вследствие высокой скорости истечения газа из сопла, видимая длина пламени lф может быть найдена из уравнения

lф = d 0 ⋅

⎡ М ⎤ ⋅ ⎢С Г + (1 − С Г ) В ⎥ , м МГ ⎦ ⎣

ТП 5,3 ⋅ СГ aГ ⋅ Т Г

(3)

где d0 – диаметр сопла, м; ТП – адиабатная температура пламени, 0К; ТГ – температура вытекающего из сопла газа, 0К; МВ, МГ – соответственно молекулярные веса окружающего воздуха и вытекающего газа; СГ – молярная доля вытекающего газа в не реагирующей стехиометрической смеси; aГ – отношение числа моей реагентов к числу молей продуктов горения в стехиометрической смеси. Это уравнение показывает, что длина пламени зависит от температурных параметров газа и продуктов сгорания. Е.И. Казанцев и И.Д. Семикин, исследуя свободные горящие факелы доменного и коксовального газов, а также различных смесей этих газов, предложили для определения видимой длины факела формулу: ω0 lф = d 0 ⋅ 5,6 + 0,021 + QHP , (4) 3,75 ⋅ 0,925 ⋅ ω

(

)

которая указывает на зависимость длины факела от диаметра сопла d0, скорости ω0 и теплоты сгорания QHP горючего газа. Исследование свободного горящего факела городского газа было проведено Кюде, который предложил выражение для определения видимой длины турбулентного факела в виде: (1 − rT ) ⋅ g 0 ⋅ γ 0 ⋅ 0,102 , м (5) lф = K R ω0 где rT - стехиометрическое соотношение воздуха и топлива, м3/м3; g 0 - расход газа, вытекающего из сопла, м3/с; γ 0 - удельный вес газа в сопле, Н/м3; ω0 - адиабатная скорость вытекания газа из сопла, м/с; R - массовое отношение среды струи к её горючей части, кг/кг; K - опытный коэффициент, равный 20,8.

5

Для истечения газа через сопло круглого π ⋅ d 02 ⋅ ω0 и R =1, формула (5) имеет следующий вид: g0 = 4

сечения,

когда:

π ⋅ γ 0 ⋅ 0,102 (6) 4 Приведенные выше формулы относятся к случаю, когда пламя образуется струей горючего газа, вытекающего в неподвижный воздух. Расчеты по этим формулам дают существенно отличающиеся результаты. В то же время каждая из этих формул базируется на экспериментальных данных. Поэтому, анализируя формулы (3), (4), (6), можно сделать вывод, что длина горящего факела lф пропорциональна диаметру выходного сечения сопла d 0 . Согласно формулам (1) и (4) длина горящего факела зависит от начальной скорости струи. Существенное влияние на уменьшение длины факела оказывает предварительное перемешивание газа с воздухом. В связи с этим, с целью сокращения длины факела и повышения при этом температуры, применяются горелки полного предварительного смешения газа с воздухом. Исследования, проведенные В.Н. Иевлевым, показали, что характер выгорания горючей смеси зависит от коэффициента расхода воздуха, скорости истечения газовоздушной смеси, диаметра сопла горелки. Для определения длины факела l Г (от вершины его «холодного» ядра) В.Н. Иевлевым было получено следующее выражение: 4,6 lГ = d0 3 d0 , (7) K в котором d 0 - диаметр сопла; K - коэффициент, слабо зависящий от скорости истечения смеси из сопла и диаметра сопла, что позволило формулу (7) записать для случая d 0 <90 мм следующим образом: l Г ≈ K1 ⋅ d 0 , (8) где K1 - константа. Длину внутреннего «холодного» ядра факела l В предлагается определять по формуле: ω f ⋅ r0 lВ ≈ , (9) UT где ω f - скорость истечения смеси; r0 - радиус сопла; U T - средняя турбулентная скорость распространения пламени поперёк струи. Применительно к сжиганию городского газа в туннельных горелках с диаметром сопла от 30 до 90 мм В.Н. Иевлевым было получено выражение: lф = d 0 ⋅ K (1 + rТ )

6

l В = B1 ⋅ ω0f,6 , м

(10)

причем коэффициент B1 в этом уравнении связан с нормальной скоростью распространения пламени U Н : B1 = m′ − n′(0,340 − U Н ) ⋅ (U Н − 0,184 ) (11) Скорость истечения смеси из сопла ω f и U Н выражены в м/с, коэффициенты m′ , n′ - постоянны и имеют следующие величины: m′ =0,0305, n′ =2. эмпирические соотношения (10) и (11) были найдены путем обработки результатов опытов, проводившихся в интервале значений коэффициента расхода воздуха α=1,0÷1,35 и скоростей ω f =10÷30 м/с. Факельное сжигание горючих смесей газа с первичным было также исследовано Н.Н. Норкиным. Согласно уравнению В.А. Михельсона, высота внутреннего конуса пламени определена по формуле d 0 ω02 (12) lВ = − 1 , мм 2 U2 где ω0 - скорость истечения, м/с; U - скорость распространения пламени, м/с; d 0 - диаметр сопла, мм. Н.Н. Норкин исследовал влияние на величину l В характера движения вытекающей струи и коэффициента расхода воздуха α в горючей смеси. l Обрабатывая экспериментальные данные в системе В f (Re ) = f1 (α ⋅ d 0 ) , ω0 Н.Н. Норкин пришел к выводу, что для ламинарной струи f (Re ) =1 и поэтому величина l В зависит только от скорости истечения и состава смеси, ⎛ 2320 ⎞ а для турбулентной струи lВ = f ′⎜ 0,5 ⎟ , но всегда прямо пропорциональна ⎝R ⎠

ω0 и d 0 . Высота внутреннего конуса l В имела минимальное значение при α=0,9÷0,7. Исследование процесса горения подогретых смесей природного газа с воздухом было проведено в ЭНИН В.И. Андреевым под руководством Л.Н. Хитрина и В.А. Спейшера. Опыты проводились на лабораторной горелке, имевшей диаметр сопла 18 мм. Диаметр туннеля был равен 54 мм. Температура газовоздушной смеси варьировалась в пределах от 20 до 6000С, скорость её истечения из сопла – от 25 до 100 м/с, а коэффициент расхода воздуха – от 1,1 до 1,4. Методика исследования была следующей. Производился отбор проб продуктов горения в различных точках по оси туннеля, в котором осуществлялось сжигание смеси при заданном режиме. Пробы продуктов горения отбирались при помощи водоохлаждаемой газозаборной трубки, внутренний диаметр которой был равен 2 мм. Анализ продуктов горения 7

производился при помощи газоанализатора на содержание двуокиси углерода, по которому определялась степень выгорания топлива на различных расстояниях от сопла горелки. На основании данных газового анализа строились кривые выгорания, причем расстояние от сопла до того места, где начиналось повышение концентрации СО2, принималось за длину зоны воспламенения l В , а то место где прекращалось повышение концентрации СО2, принималось за конец факела и расстояние от сопла до него обозначалось через lф . Аналитическая обработка полученных кривых выгорания привела к уравнению: 3

1 − χ = e − K1X , (13) где χ - степень выгорания, выраженная в долях единицы; e - основание натуральных логарифмов; X - расстояние от сопла горелки до данной точки на оси факела, отнесенное к диаметру сопла; K1 - коэффициент, характеризующий кинетическую и газодинамическую обстановку, в которой происходит процесс горения. lф l и В от начальной Анализируя зависимости относительных длин d0 d0 температуры смеси, полученных при различных значениях скорости истечения смеси и неизменном коэффициенте расхода воздуха (α=1,1), можно убедиться в том, что относительная длина пламени значительно уменьшается с повышением температуры смеси. Например, при изменении температуры смеси от 20 до 4000С относительная длина пламени уменьшается примерно вдвое. lф = f (t см ) в исследованном диапазоне Установлено, что все кривые d0 температур смеси t см от 20 до 6000С описываются одним общим уравнением: lВ 1 = В ⋅ 1,5 , (14) d0 Tсм

где Tсм - абсолютная температура газовоздушной смеси, поступающей в туннель, 0К. lф l = f (t см ) , представленные сравнивая зависимости В = f (t см ) и d0 d0 lф графически, можно заметить, что влияние предварительного подогрева на d0 l слабее, чем на В , то есть процессы горения и догорания труднее поддаются d0 интенсификации, чем воспламенению. При увеличении коэффициента 8

расхода (избытка) воздуха и скорости истечения смеси наблюдалось удлинение зоны воспламенения. Рассмотренные аналитические зависимости для определения зоны факела, несмотря на теоретическую ценность, не универсальны, так как содержат ряд опытных коэффициентов, определение которых затруднительно. Это делает невозможным определение длины факела для случая высокотемпературного сжигания газа без дополнительной экспериментальной проверки. По теории Г.Н. Абрамовича горящий свободный факел подчиняется закономерностям затопленной свободной струи. Экспериментальное изучение газодинамики свободно горящего факела проводилось Г.Я. Вьюговой и Ш.А. Ершиным. Эти исследования указывают на общность механизма переноса в холодных, горячих и горящих струях. Динамические свойства горящего факела мало отличаются от свойств обычной неизотермической струи. Вместе с тем исследования Г.Я. Вьюговой показали, что дальнобойность горящего факела несколько меньше, чем холодной струи. Угол раскрытия горящего факела оставался приблизительно равным 230 независимо от состава горючей смеси. Он оказался большим, чем для холодной струи, для которой угол раскрытия определен в 180. Форма факела была конически расходящаяся с круглыми поперечными сечениями. Во внутренней части конуса, заключающей холодную смесь газа и воздуха и ограниченной поверхностью сгорания, температура оставалась постоянной и только вблизи фронта горения быстро повышалась, достигая максимума в вершине поверхности сгорания. Химический состав горючей смеси менялся в момент сгорания вблизи поверхности сгорания. В зоне, расположенной выше поверхности сгорания, происходило непрерывное убывание температуры, скорости и содержания СО2 по оси факела. Поле температур видоизменялось следующим образом: в нижней части факела, на оси наблюдался минимум температуры и два максимума, расположенных симметрично по обе стороны оси в точках пересечения с поверхностью сгорания. По мере продвижения сечения от сопла горелки к вершине поверхности сгорания максимумы температуры сближались, сливаясь в одну точку в вершине поверхности сгорания. Поле скоростей видоизменялось аналогичным образом, но относительная величина максимумов была значительно меньше, чем для температурного поля, и они располагались ближе к оси. Наличие этих максимумов в полях скоростей объясняется весьма быстрым ростом температуры газов в результате реакции горения. Максимумы в скоростном поле сливались в одну точку несколько ниже вершины поверхности сгорания, причем скорость здесь приблизительно равнялась первоначальной скорости истечения холодной горючей смеси из сопла горелки. Некоторые исследователи утверждают, что газодинамические процессы в факеле при сжигании оказывают преобладающее влияние, а сама реакция горения после завершения перемешивания газа с воздухом протекает в очень малый промежуток времени. К.И. Щелкин считает основным 9

средством, форсирующим сгорание – турбулентность, которая сильно увеличивает поверхность горения, искривляя её передний фронт и раздробляя объёмы несгоревшего газа. Однако разработка теории турбулентного горения осложняется недостаточной ясностью механизма самой турбулентности и трудностью построения строгой теории, учитывающей все стороны процесса. Попытки строгого математического решения задач и связанные с ними допущения приводили к выражению турбулентной скорости горения через величины, не поддающиеся измерению. Поэтому рекомендуется рассматривать физические модели с сохранением минимального числа характерных особенностей явления. В литературе указывается, что объёмное теплонапряжение зоны горения факела можно повысить, уменьшая диаметра сопла, увеличивая скорость турбулентного распространения пламени, увеличивая периметр зажигания, причём объясняется это тем, что перечисленные мероприятия позволяют укоротить пламя главным образом за счет уменьшения величины l отношения В . d0 Практический и теоретический интерес представляет определение скоростей истечения газовоздушной смеси, при которых происходит проскок и отрыв пламени в горелках, работающих с полным предварительным смешением газа с воздухом и при турбулентном течении смеси. Так как задача стабилизации процесса горения в турбулентном потоке складывается из предотвращения проскока и отрыва пламени. Практически установлено, что основными конструктивными мерами по устранению проскока пламени являются устройство конфузоров на выходе газовоздушной смеси, способствующих выравниванию скоростей потока по сечению, установка на пути газовоздушной смеси сеток и решеток. Для предотвращения отрыва пламени применяется постоянный поджигающий очаг, обеспечивающий непрерывный подвод теплоты к корню факела в количестве, достаточном для непрерывного поддержания устойчивого горения. Обычно это достигается путем применения огнеупорных туннелей, установкой в струе газовоздушной смеси на выходе из сопла горелки тел плохообтекаемой формы, применением специальных поджигающих колец. Наибольшее распространение получил способ стабилизации пламени в огнеупорном туннеле. Высокая стабилизирующая способность туннеля определяется характерными особенностями газодинамического процесса при внезапном расширении, образованием постоянных завихрений у корня факела, создающих обратный ход продуктов сгорания. Экспериментальные ислледования формоизменений при соударении газовых струй были выполнены В.И. Миткалинным, который изучал влияние угла встречи струй, формы сечения сопла, размеров сопла и расстояния между соплами, то есть основных параметров, оказывающих влияние на характер соударения. Им установлено, что в процессе соударения происходит изменение формы струй, после чего образуется объединенный 10

поток, в дальнейшем распространяющийся как одиночная струя основной участок слившейся струи представляет собой одиночную свободную струю, начинающуюся с сечения, где перестают действовать силы деформации. Основой материального обмена между струями в процессе их слияния или соударения является процесс турбулентного перемешивания. Систематических исследований по взаимодействию горящих факелов не проводилось. Указывается на большое значение свечения пламени. Важное теоретическое и экспериментальное исследование светящегося пламени при сжигании газомазутных смесей выполнил В.Г. Лисиенко, который установил закономерности развития газомазутных факелов, изучил их радиационные характеристики и определил влияние различных воздействий на процессы горения топлива и теплообмена. Исследование выполнено применительно к условиям работы мартеновских печей. Для светящегося пламени большая часть излучения приходится на долю углеродных частиц. Поскольку углеродные частицы излучают в той или иной степени при любых длинах волн, то излучающая способность светящегося пламени бесконечной толщины равна единице. Основным источником излучения пламени являются очень мелкие частицы углерода, температура которых, по данным А. Шака, близка к температуре окружающего газа. Механизм образования и распределения в пламени сажистого углерода недостаточно изучен. Литературные данные свидетельствуют о том, что в связи со сложностью процесса горения не существует универсальных методик расчета параметров горящего факела. Для каждого конкретного случая сжигания газа применены математические модели, которые удовлетворительно описывают лишь процесс при определенных условиях эксперимента.

11

ГАЗОДИНАМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ И ВНУТРЕННИЕ ПРОФИЛИ ШАХТНЫХ ПЕЧЕЙ Газодинамические процессы в шахтных печах оказывают существенное влияние на процессы плавки, причем характер движения газов зависит от внутреннего профиля печи. Рассмотрение конструктивных вариантов предлагавшихся ранее газовых чугуноплавильных печей показывает, что эти плавильные агрегаты обычно имели цилиндрическую или более сложную по форме шахту, а также прямоугольную, кольцевую или цилиндрическую камеру перегрева металла. Чаще прототипом для газовой печи служила обычная коксовая вагранка с её цилиндрической шахтой и выносным стационарным копильником. Однако, несмотря на утверждения многих авторов, что рациональная форма шахты вагранки – цилиндрическая, изобретатели с момента появления вагранок делают предложения, касающиеся видоизменений внутренних профилей и усовершенствований вагранок, причем часто возвращаются к ранее предложенным вариантам. Неоднократно поднимался в литературе вопрос о вагранках с заплечиками. О преимуществах этих вагранок много писал Д. Лоури. Он отмечал, что вагранки с заплечиками работают лучше, чем цилиндрические. У них при прочих равных условиях большая скорость плавления, выше температура чугуна на желобе. Однако Д. Лоури признает, что опубликованные по этому вопросу материалы содержат ряд противоречий и большое число необоснованных выводов. В.П. Чернобровкин указывает, что для предотвращения «выгорания» футеровки профиль вагранок должен быть сделан с заплечиками по типу доменных печей. Много написано работ по вагранкам с эллиптическими и овальными сечениями шахт. Так, В.А. Фуклев указывает, что обычная цилиндрическая форма сечения шахты может быть рекомендована только для вагранок малой и средней производительности, для более мощных вагранок форма сечения их должна быть овальной. По мнению В. Кнаббе, если эллиптическое сечение и имеет некоторое значение, то лишь в том отношении, что приближает ось шахты к сфере наибольшего действия дутья. Он считает, что эллиптичность приносит пользу тогда, когда площадь сечения эллипса принимается равной расчетной площади цилиндрической вагранки и когда эта эллиптичность сохраняется по всей высоте шахты. На основе данных о работе вагранок без футеровки исследователи в Англии, Франции, США пришли к выводу о целесообразности выполнения кожуха вагранки в виде расширяющегося вниз конуса. Вагранки с конусным кожухом в той части, где не имеется футеровки, работают в Германии, Канаде и других странах. Л.Я. Садогурский считает, что поскольку резкое увеличение полезной высоты вагранки не может быть допущено как по технологическим, так и по технико-экономическим соображениям, то неизбежно увеличение размеров шахты и переход к доменному профилю. Ещё раньше в пользу доменного 12

профиля вагранки высказывался В.П. Чернобровкин. Большое значение внутренним профилям шахтных печей придает М.А. Глинков. По его мнению, смягчения эффекта периферийного хода можно достигнуть путём выбора надлежащего профиля шахты, а именно устройством заплечиков в нижней части шахты в целях уменьшения сечения шахты в месте выгрузки, применением вместо круглого эллиптического или прямоугольного сечения шахты, позволяющего получать меньшую толщину слоя сыпучих материалов при одной и той же производительности печи. Он считает, что путем подбора наклона стен шахты можно создать условия, способствующие разрыхлению материала (расширение шахты по направлению движения материалов) или его уплотнению (сужение шахты) и что выбором рационального профиля шахты путем ли устройства заплечиков (доменные печи) или сужения нижней половины шахты книзу (ватер-жакеты цветной металлургии) можно получить желательное распределение дутья. В цветной металлургии применяются расширяющиеся кверху шахтные печи для плавки медных руд на штейн. В черной металлургии получили распространение шахтные печи с доменными профилями. Имеются попытки учитывать газодинамику при проектировании доменных печей и стандартизировать доменные профили. Как видно, в литературе высказываются различные мнения о рациональном внутреннем профиле шахтных печей, но отмечается, что внутренний профиль печей оказывает влияние на газодинамические процессы плавки. Поскольку газовые вагранки по принципу работы относятся к шахтным печам, то вопрос о рациональных внутренних профилях газовых вагранок является нерешенным.

13

ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ И МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ПРИ ПЛАВКЕ ЧУГУНА НА ГАЗООБРАЗНОМ ТОПЛИВЕ, ТЕПЛООБМЕН В ШАХТНЫХ ПЕЧАХ Плавка чугуна в газовых печах имеет ряд особенностей, связанных с отсутствием контакта проплавляемого металла с коксом, отличным от коксовых вагранок составом продуктов сгорания, а также с воздействием на расплавленный металл факелов горящего газа. Приводятся данные по угару элементов в чугуне, из которых следует, что при использовании в качестве ваграночного топлива природного газа в связи с окислительной печной атмосферой происходит снижение содержания в чугуне углерода, кремния и марганца. Угар кремния и марганца в чугуне при плавке в шахтноотражательных печах не превышает угара этих элементов в обычных коксовых вагранках, угар углерода в чугуне достигает 5-15%. Б.А. Носков и В.Ф. Пелих сообщают о малом влиянии состава шлака на угар элементов чугуна при кислом и основном вариантах газовой печи. В связи с этим делается вывод, о том, что угары углерода, кремния и марганца происходят в основном во время плавления шихты. Л.М. Мариенбах отмечает, что при плавке чугуна в шахтных печах процессы окисления и обезуглероживания протекают в поверхностном слое кусков шихты. Во всех случаях использования газовых печей отмечается снижение содержания серы в чугуне. Взаимосвязь теплотехнических и металлургических параметров при плавке чугуна в газовых чугуноплавильных печах не изучалась. Нет систематизированных сведений о теплопередаче в слое шихтовых материалов, влиянии состава и температуры продуктов сгорания газообразного топлива на теплотехнические и металлургические показатели процесса плавки. Применительно к доменным печам теплопередача в слое шихтовых материалов достаточно подробно изучена Б.И. Китаевым и его научными сотрудниками. Применение метода Б.И. Китаева для расчета теплопередачи в коксовых и коксогазовых вагранках, показало, что получаемые расчетные данные по теплообмену при введении некоторых коэффициентов достаточно близки к практическим результатам. По методу Б.И. Китаева теплообмен характеризуется при помощи водяных чисел газа (WГ) и шихты (WШ), вычисляемых как произведение расхода на теплоемкость единицы расхода. Водяное число показывает, сколько теплоты в час нужно сообщить данному потоку или отнять от него, чтобы повысить или понизить его температуру на один градус. При теплообмене в вагранке возможны два случая: WГ> WШ и WГ< WШ. В первом случае теплоты в газах больше, чем может перейти в шихту. Поэтому в результате теплообмена температура шихты почти достигает начальной температуры газов, а газы из теплообмена выходят с избыточной температурой, причем температура газов на выходе тем выше, чем больше величина отношения WГ/ WШ. Во втором случае теплоты в газах 14

меньше, чем может перейти в шихту. Поэтому температура газов в результате теплообмена снижается почт до начальной температуры подаваемого в вагранку металла, а металл выходит из теплообмена нагретым до температуры, значительно меньшей начальной температуры газов. В шахте коксовой вагранки отношение водяных чисел газов и шихты при обычной плавке таково, что WГ> WШ. При этом шихта нагревается от температуры окружающей среды до температуры плавления, а газы охлаждаются до температуры, которая превышает температуру поступающей шихты и которая тем выше, чем больше величина отношения WГ/ WШ. В зонах плавления шихты и перегрева капель металла WГ< WШ, в результате чего достигаемая температура металла значительно ниже, чем начальная температура газов. Теплопередача описывается уравнением теплового баланса: ′′ + GM ⋅ g Т = К υ ⋅ V Ш ⋅ ΔtСР GM ⋅ C M ⋅ t M (15) где GМ – количество металла (производительность вагранки) СМ – теплоемкость уходящего металла; GT – скрытая теплота плавления металла; ′′ – температура металла на выходе из зоны теплообмена; tM VШ – объём теплообмена (объём шахты, заполненной шихтой); Кυ - суммарный коэффициент теплопередачи; ΔtСР – средний температурный напор, определяемый по формуле: (t′ − t′′ ) − (t ′Г′ − tМ′ ) , (16) ΔtСР = Г М ′′ t ′Г − tМ 2,3 ⋅ lg ′ t ′Г′ − tМ

t ′Г′ , t ′Г - температура газов на входе в зону теплообмена и на выходе из нее; ′ , tM ′′ - температура металла на входе в зону теплообмена и на tM выходе из нее. Б.И. Китаев рекомендует следующую итоговую формулу для определения Кυ: 1 , (17) Кυ = rк2 1 + αυ 9 ⋅ λк где αυ - суммарный коэффициент теплоотдачи; rк – средний радиус кусков шихты; λк – коэффициент теплопроводности кусков шихты. Суммарный коэффициент теплоотдачи αυ рекомендуется определять по формуле: w0 ⋅ Tср.г α υ = AF ⋅ ⋅ M ′, (18) d к0,75 15

где w0 – скорость газов на свободное сечение шахты при нормальных условиях, м/с; Тср.г – средняя температура газов в шахте, заполненной шихтовыми материалами, 0К; dК – диаметр кусков нагреваемого материала, м; АF – коэффициент, величина которого рекомендуется по результатам исследования доменного процесса: АF – 186 при размерности αυ Вт/(м3⋅град.); М′ - коэффициент, зависящий от процентного содержания мелочи в шихте. Для доменного процесса при 20%-ном содержании мелочи в шихте, М′≈0,5. Чаще всего при расчетах теплообмена в вагранках понятия Кυ и αυ отождествляют, считая, что определяющим в вагранке является внешний теплообмен, характеризующийся величиной αυ. Однако в реальных условиях ваграночного процесса внутреннее тепловое сопротивление кусков шихты также оказывает влияние на теплообмен, и особенно при больших размерах кусков шихты. При расчете теплопередачи в вагранках используют методы приближенного решения задач теплопроводности, разработанные А.И. Вейником.

16

СВОЙСТВА ЧУГУНА, ВЫПЛАВЛЕННОГО НА ГАЗООБРАЗНОМ ТОПЛИВЕ Получение качественного металла является важным условием эффективности плавильного агрегата и перспективности его внедрения а производство. Исследовательские работы ряда авторов свидетельствуют о том, что при плавке в газовых чугуноплавильных печах можно получать качественный металл. Отмечается, что чугун, выплавленный в газовой печи, обладает более высокими прочностными свойствами по сравнению с чугуном, расплавленным в обычных коксовых вагранках, но имеющем одинаковый химический состав металла. В отличие от плавки чугуна в коксовых вагранках, при использовании природного газа в качестве ваграночного топлива, нет источника поступления серы из топлива в металл. Поэтому содержание серы в чугуне, выплавленном в газовой печи, может находиться в пределах 0,04 - 0,05%. Предполагается, что в случае многократного использования в составе шихты собственного низкозернистого возврата содержание серы в металле может быть еще ниже. Этим объясняют повышение жидкотекучести металла при плавке на газообразном топливе и отсутствие отбела у тонкостенных отливок. Отмечается также чугуноплавильных печей высокопрочных чугунов.

перспективность для получения

использования газовых модифицированных и

Как на недостаток плавки чугуна в газовых печах указывается некоторое повышение содержания водорода в металле. Однако в литературе приводятся различные пределы допустимого содержания водорода в чугуне, что связано с недостаточной изученностью этого вопроса. В работах Ю.П. Поручиков отмечает значительное влияние шлаков ваграночной плавки на структуру и свойства чугуна. Применительно к газовой плавке чугуна этот вопрос не изучался.

17

ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ Анализ литературных и промышленных данных показывает, что в течение длительного времени в нашей стране и за рубежом неоднократно делались попытки использовать дешевое газообразное топливо для плавки и перегрева чугуна. Установлено, что природный газ, обладая высокими значениями теплоты сгорания и теоретической температуры горения, вполне может заменить ваграночный кокс. Однако разработанные ранее конструкции чугуноплавильных агрегатов, в которых использовалось газообразное топливо, по различным причинам не удовлетворяли производство и не получили широкого распространения в промышленности. Объясняется это прежде всего тем, что не было разработано теоретических основ процесса плавки чугуна на природном газе на базе систематических исследований процессов сжигания газа, газодинамики, особенностей теплотехнических и металлургических процессов, а, следовательно, не были выявлены оптимальные условия для плавки чугуна на газообразном топливе, рациональные конструкции горелочных систем и газовых вагранок. Повышение требований к качеству и перегреву чугуна, экономии кокса, улучшению санитарно-гигиенических условий труда потребовало снова возвратиться к вопросу использования для плавки чугуна в вагранка природного газа, применение которого в качестве технологического топлива имеет большие технико-экономические преимущества. Задачей настоящей работы являлось систематизированное исследование процессов горения, газодинамики, теплообмена и особенностей плавки чугуна в газовых вагранках, использующих в качестве топлива природный газ, с целью выявления рациональных и оптимальных конструктивных и технологических параметров горелочных систем, газовых вагранок, процесса плавки чугуна и свойств получаемого металла. Для решения поставленной задачи на основании планирования экспериментов для определения рациональных и оптимальных параметров необходимо последовательно выполнить следующее: − Теоретически обосновать возможность моделирования процессов горения, газодинамики, тепловых и металлургических параметров ваграночной плавки; − Теоретически и экспериментально исследовать процессы горения природного газа применительно к условиям плавки чугуна в газовых вагранках, выявить эффективные способы высокотемпературного сжигания природного газа, а затем на основании результатов исследования определить рациональные и оптимальные параметры горелочных систем, установить влияние формы и расположения горелочных сопел на факельное горение, разработать рациональные конструкции горелок для газовых вагранок; − Исследовать влияние расположения горелок и внутренних профилей газовых вагранок на газодинамические и тепловые процессы, определить рациональное размещение горелок и оптимальные внутренние профили шахты, камеры сжигания газа и перегрева металла при различных 18

конструктивных вариантах газовых вагранок, установить по оптимальным газодинамическим параметрам на основе моделирования основные размеры внутренних профилей газовых вагранок различной производительности; − Исследовать металлургический процесс и теплообмен в газовых вагранках различных конструктивных вариантов, при этом установить математическую модель металлургического процесса, определить зависимость производительности газовых вагранок, температуры получаемого металла, термического коэффициента полезного действия плавильных агрегатов от основных факторов, влияющих на ваграночный процесс; − По результатам экспериментальных и производственных плавок в газовых вагранках исследовать качество и свойства получаемого чугуна; − Определить экономическую эффективность применения природного газа для плавки чугуна по экспериментальным параметрам ваграночного процесса, установленным в результате исследований. Все это можно выполнить, применяя моделирование процессов и агрегатов на основании теории подобия, экспериментальное исследование в опытных агрегатах и реальных условиях ваграночного процесса с использованием рекомендаций по планированию многофакторных экспериментов при поиске оптимальных условий, а также методы статистической обработки результатов экспериментов, вычисления с использованием ЭВМ и графоаналитических методов решения. В конечном итоге работа должна свестись к решению вопросов по созданию работоспособных конструкций газовых вагранок и рациональных способов плавки в них чугуна на основе систематизированных исследований процессов горения, газодинамики, теплообмена и некоторых других особенностей плавки и перегрева металла в противотоке горячих газов, образующихся при сжигании природного газа.

19

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ ГОРЕНИЯ, ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ, ТЕПЛОВЫХ И МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ВАГРАНОЧНОЙ ПЛАВКИ Ι. Теория подобия и моделирования процессов горения газа. Исследование процессов горения в производственных тепловых агрегатах связано с большими трудностями. Поэтому начали прибегать к моделированию работы горелочных устройств и тепловых агрегатов на огневых моделях в соответствии с теорией подобия. Вопрос об огневом моделировании тепловых установок был рассмотрен и решен в общем виде Г.П. Иванцовым. Анализ, охватывающий все стороны топочного процесса, был проделан А.М. Гурвичем. Большой вклад в теорию моделирования процессов горения и топливосжигающих устройств внесли советские ученые Б.И. Китаев, И.И. Палеев, А.С. Иссрлин и другие. Согласно классической теории моделирования тепловых устройств необходимыми и достаточными условиями теплового подобия являются следующие: 1) Геометрическое подобие; 2) Подобие условий движения газов при входе; 3) Подобие физических параметров в сходственных точках модели и образца; 4) Подобие температурных полей на границах; 5) Одинаковость значений определяющих критериев Рейнольдса при вынужденном движении газов. Однако, такое осуществление всех условий моделирования настолько затруднительно, что может быть выполнено лишь в редких случаях. Поэтому была разработана методика приближенного моделирования, которое оказалось возможным благодаря особым свойствам движения газов: стабильности и автомодельности. Явлением стабильности называется свойство газов при движении принимать вполне определенное распределение скоростей. Это распределение скоростей определяется значением числа Рейнольдса, формой канала и относительной длиной пройденного участка пути. В случае тождественности этих факторов распределение скоростей получается подобным. С увеличением числа Рейнольдса вначале распределение скоростей изменяется очень сильно, но затем замедляется и, наконец, становится близким к постоянному значению. Независимость характера движения от числа Рейнольдса называется явлением автомодельности. В области автомодельного движения газов условие Re=idem (одно и то же) можно не соблюдать, что облегчает проведение эксперимента. Из литературных данных известно, что автомодельный режим наступает в различных устройствах при различных значениях чисел Рейнольдса: так, в регеративной стекловаренной печи – при Re=8000, для 20

рабочих камер нагревательных колодцев – при Re=4000, для рекуператоров П-образной формы – при Re=2000. Нижняя граница автомодельного режима факела лежит в области чисел Рейнольдса 5000-5500. Исследование процесса сжигания газа на моделях горелок малого масштаба показало, что при моделировании газогорелочных устройств полного предварительного смешения для достижения подобия необходимо: a) Модель выполнять геометрически подобной образцу; размеры модели должны быть такими, чтобы была обеспечена возможность работы в автомодельной области; b) Моделирование горелок полного предварительного перемешивания газа с воздухом должно вестись при одинаковой для образца и модели теплоте сгорания на единицу объема смеси, что достигается при одинаковых коэффициентах расхода воздуха (α) в натурной горелке и ее модели (α=idem); c) Число Рейнольдса должно превышать 5500; в открытых факелах – для выходного сечения горелки; в туннельных горелках – для сечения туннеля; d)Температуру ограждающих поверхностей камеры и ее модели необходимо поддерживать одинаковыми; e) В случае, когда кинетические условия имеют существенное значение, дополнительно необходимо соблюдение условия

ωc

= idem d 0 ⋅ p n−1 где ωc – скорость потока газовоздушной смеси; d0 – выходной диаметр сопла горелки; р – давление; n – порядок реакции. При давлениях, близких к атмосферному,

(19)

и

α

характеристикой кинетических условий является отношение

=

ωc

idem

. Для d0 горелок, работающих в автомодельной области, при α ≥ 1 наблюдается полное совпадение полей относительных скоростных напоров, полей относительной температуры и концентрационных полей в объеме факела. Известно, что при анализе подобных явлений необходимо сопоставить между собой только однородные величины, то есть имеющие одинаковый смысл и одинаковую размерность и лишь в сходственных точках и в сходственные моменты времени. Если обозначать отношение сходственных отрезков двух подобных систем через cl , скоростей через cω , масс через cm и т.д., то можно дать математическую формулировку понятия подобия в виде следующей системы равенств: ω ′′ l ′′ m′′ = cl ; = cω ; = cm ; и т.д. l′ m′ ω′ 21

коэффициенты пропорциональности cl , cω и cm называются коэффициентами подобия. Если l ′; l ′′; l1′ ; l1′′; l 2′ ; l2′′ и т.д. являются сходственными отрезками двух подобных систем, то для таких систем всегда имеет место следующее равенство: l ′′ l1′′ l 2′′ l 2′′ − l1′′ Δl ′′ = = = = = cl , (20) l ′ l1′ l 2′ l 2′ − l1′ Δl ′ то есть константа подобия (в данном случае cl ) сохраняет свое значение для любых случаев отношения сходственных величин. Из этого l ′′ равенства следует, что любое отношение отрезков, например , может быть l′ заменено любым другим отношением отрезков, включая и дифференциалы величин. Поэтому в общем случае можно написать: x′′ x1′′ x′′ Δx′′ dx′′ = = LL = n = = = cx , (21) x′ x1′ xn′ Δx′ dx′ Явления, подобные друг другу, объединяются в группу подобных. Определим константы подобия для основных параметров горелки полного предварительного смешения природного газа с воздухом, применявшейся первоначально на газовой вагранке Пензенского компрессорного завода. Горелка имела выходной диаметр канала конического сужающего сопла - d 0′ = 0,15 м, тепловую нагрузку QT′ при 330 3 расходе природного газа м /с с низшей теплотой сгорания 3600 QHp = 8420 ⋅ 4186,8 кДж/м3: 330 QT = 8420 ⋅ 4186,8 ⋅ = 3230 ⋅ 103 кДж/с. 3600 Принимаем масштаб моделирования по линейным размерам М 1:10, 1 то есть константу подобия линейных размеров – C M = . Отсюда, выходной 10 диаметр модели горелки должен быть равен 1 d 0′′ = d 0′ ⋅ CM = 0,15 ⋅ = 0,015 м. 10 Площадь выходного сечения канала горелочного сопла составляет π ⋅ (d0′ )2 3,14 ⋅ 0,152 f′= = = 0,0176625 м2, 4 4 а модели горелки – π ⋅ (d 0′′ )2 3,14 ⋅ 0,015 2 f ′′ = = = 0,000176625 м2. 4 4 22

Деление абсолютных значений площадей в сходственных сечениях модели и образца получаем константу подобия площадей: π (d 0′′ )2 ( f ′′ d 0′′ )2 4 Cпл = , (22) = = f ′ π (d 0′ )2 (d 0′ )2 4 то есть 2 ( d 0′′ )2 0,000176625 0,000225 1 ⎛ 1 ⎞ 2 Cпл = CM = = = = =⎜ ⎟ . 0,0225 100 ⎝ 100 ⎠ (d0′ )2 0,017662 Анализ размерности расхода газовоздушной смеси м3/с показывает, что эта величина имеет в числителе линейную размерность метр в третьей 1 степени. Константа подобия для линейных размеров C M = . Поэтому при 10 одинаковых (нормальных) условиях для одной и той же газовоздушной смеси константа подобия расхода должна бать равной : 3 g c′′ ⎛ 1 ⎞ 1 3 =⎜ ⎟ = C расх = C M = , где g c′ ⎝ 10 ⎠ 1000 g c′ - расход газовоздушной смеси в грелке – образце; g c′′ - расход этой же смеси в модели горелки. Для тепловой нагрузки, выраженной в кДж/с, константа подобия соответствует константе подобия расхода, поскольку 3 p QT′′ QH ⋅ g c′′ g c′′ 1 ⎛1⎞ 3 = p = = C расх = C M = ⎜ ⎟ = . 10 1000 QT′ QH ⋅ g c′ g c′ ⎝ ⎠ Скорость истечения газовоздушной смеси из сопла горелки можно определить по формуле: g′ 3795 ω c′ = c = = 60 м/с, f ′ 0,0176625 ⋅ 3600 а для модели горелки 3 ⋅ g′ g c′′ C M g′ 1 = 2 c = C M c = C M ⋅ ω c = ⋅ 60 = 6 м/с. ω c′′ = f ′′ C M ⋅ f ′ f′ 10 Следовательно, константа подобия скоростей равна константе ω ′′ 1 подобия линейных размеров, то есть C M = = , что подтверждается ω ′ 10 анализом размерности скоростей м/с. При одинаковой константе подобия для линейных размеров и скоростей соблюдается одно из основных условий моделирования газогорелочных устройств: ω c′′ C M ⋅ ω c′ ω c′ = = . (23) d 0′′ C M ⋅ d 0′ d 0′

23

Произведем расчет числа Рейнольдса для выходного сечения сопла ω ′′ ⋅ d ′′ модели горелки Re′′ = c 0 . Так как ω c =6 м/с, d 0′′ =0,015 м, а коэффициент vc кинематической вязкости газовоздушной смеси при нормальных условиях vc = 14 ⋅10 −6 м2/с, то ω ′′ ⋅ d ′′ 6 ⋅ 0,015 Re′′ = c 0 = = 6429 . −6 vc 14 ⋅10 Поскольку Re>5500, факел модели горелки будет находиться в автомодельном режиме. При этом константа подобия линейных размеров 1 факела будет близкой к СМ= . 10 Таким образом, масштаб моделирования М 1:10 по линейным размерам при Re′′ > 5500 обеспечивает возможность работы модели горелки предварительного смешения в автомодельной области. Соблюдая требования теории подобия, можно получить на модели горелки факел, в близком приближении подобный факелу натурной горелки. При этом в сходственных точках факелов модели и горелки – образца могут наблюдаться одинаковые процессы. Следует заметить, что моделирование носит приближенный характер и поэтому в каждом конкретном случае необходимо определять коэффициенты, учитывающие отклонения параметров моделирования от расчетных величин. Для факелов, горящих в турбулентном режиме в условиях свободной струи, когда горючий газ истекает в окружающий атмосферный воздух, Б.И. Китаев считает, что более правильно огневые модели выполнять, исходя из

ω Г2

= idem , где ωГ – скорость истечения газа, м/с; d0 – диаметр g ⋅ d0 сопла в выходном сечении, м; g=9,81 м/с2. По результатам исследований он делает вывод, что огневые модели нельзя строить, исходя из условия Re=idem. Было установлено, что при скоростях истечения газа в пределах 1525 м/с автомодельный режим в турбулентных факелах наблюдается в случае, если d0<20 мм. Из построенных по экспериментальным данным графиков, выражающих зависимость lф = f (ω Г , d 0 ) , видно что при d0 > 20 мм и ωГ<25 условия

м/с длина факела lф возрастает с увеличением ωГ. А это на то, что автомодельность не достигается.

24

МОДЕЛИРОВАНИЕ ХАРАКТЕРА ДВИЖЕНИЯ ГАЗОВ НА ГИДРАВЛИЧЕСКИХ МОДЕЛЯХ ВАГРАНОК Исходя из основ теории подобия, характер движения рабочих газов, распределения газовых потоков а печном пространстве можно изучать на уменьшенных моделях. При этом вместо изучения движения горячих газов в моделях можно изучать движение холодного воздуха или воды. Если модель с прозрачными стенками, то в этом случае характер движения рабочей жидкости можно наблюдать визуально. Для определения зависимости характера движения газов от внутреннего профиля вагранки и расположения горелок можно использовать гидравлические модели, построенные на основе теории подобия и моделирования печей. Согласно теории моделирования, условиями подобия движения газов в печи и воды в модели являются: полное внутреннее геометрическое подобие образца и 1) модели; подобие условий выхода жидкости или газа в модели и 2) образце; подобие физических параметров (постоянство отношений 3) плотности и вязкости в сходственных точках модели и образца); равенство критериев Рейнольдса в сходственных сечениях 4) печи и модели. Гидравлические модели газовых вагранок можно выполнить из прозрачных целлулоидных пленок и органического стекла в масштабе 1:10 по линейным размерам к экспериментально-производственным газовым вагранкам. При этом следует соблюдать полное внутреннее геометрическое подобие модели и образца. В качестве шихты при гидравлическом моделировании обычно применяется бой прозрачного стекла, в данном случае моделирующего шихту производственных вагранок в масштабе 1:10 по линейным размерам. Подобие условий входа жидкости выполняется путем устройства входного участка модели, геометрически подобным входному участку образца. На основе свойства стабильности этого достаточно, чтобы условия движения жидкости и газа при входе в модель и образец были подобны между собой. Расход воды определяется из условий равенства критериев Рейнольдса в сходственных сечениях шахты вагранки и модели: ω ш′ ⋅ d ш′ ω ш′′ ⋅ d ш′′ = ; (24) ν′ ν ′′ d ′ ⋅ν ′′ 1 d ш′′ ⋅ν ′′ 1 ν ′′ (25) ωш′′ = ωш′ ⋅ ш = ωш′ ⋅ ⋅ = ω ш′ ⋅ ⋅ ; d ш′′ ⋅ν ′ C M d ш′′ ⋅ν ′ CM ν ′

25

g ш′′ = ωш′′ ⋅ Fш′′ = ωш′ ⋅

g′ 1 ν ′′ 1 ν ′′ ⋅ ⋅ Fш′′ = ш ⋅ ⋅ ⋅ Fш′′ = CM ν ′ Fш′ C M ν ′

g ш′ C M2 ν ′′ ν ′′ = ⋅ ⋅ ⋅ Fш′′ = C M ⋅ g ш′ ⋅ , Fш′′ C M ν ′ ν′

(26)

1 - константа подобия линейных размеров; 10 ω 'ш и ω 'ш' – средние скорости газов и воды в поперечных сечениях шахты газовой вагранки и ее гидравлической модели м/с; d ш′ = 0,7 м; d ш′′ = 0,07 м – диаметры шахты газовой вагранки и ее модели в сходственных сечениях; ν ′ = 300 · 10-6 м2/с – коэффициент кинематической вязкости печных газов; ν ′′ = 1,31 · 10-6 м2/с – коэффициент кинематической вязкости воды при температуре 100С; g 'ш = 3799 м3/ч = 1,05 м3/с – расход газовоздушной смеси в производственной вагранке; g 'ш' – расход воды в гидравлической модели вагранки, м3/с; где см =

F 'ш и F 'ш' – площади сходственных сечений шахты производственной газовой вагранки и ее модели, м2. ν '' 1 1,31 ⋅ 10 −6 Следовательно, ω 'ш' = см · g 'ш · ' = ⋅ 1,05 ⋅ = ν 10 300 ⋅ 10 −6 = 0,0004585 м3/с ≈ 0,5 л/с. Как известно, в области автомодельного движения жидкости условие Re = idem можно не соблюдать. Однако независимость характера движения от числа Рейнольдса наблюдается только при турбулентном режиме движения жидкости. В цилиндрических трубах турбулентный режим наступает при Re > 2300. В сложных каналах критическое значение числа Рейнольдса резко снижается и для слоя может составлять 40-60. В связи с этим в сложных каналах автомодельность наступает при малых числах Рейнольдса. Определим число Рейнольдса для модели вагранки при расходе воды 0,0005 м3/с: wш'' ⋅ d ш′′ g ш'' d ш'' 0,0005 0,07 Re = = ⋅ = ⋅ = 6940. ν '' Fш'' ν '' 0,00385 1,31 ⋅ 10 −6 Поскольку Re > Reкр, движение жидкости будет автомодельным даже при меньших, чем 0,5 л/с расходах воды. Следовательно, возможные наибольшие колебания расхода воды не могут изменить установившейся характер движения жидкости в модели.

26

МОДЕЛИРОВАНИЕ ВАГРАНОЧНОГО ПРОЦЕССА НА ОГНЕВЫХ МОДЕЛЯХ ВАГРАНОК Правильная картина движения газов и соответствующие закономерности газодинамического сопротивления и теплообмена могут быть получены пери условии подобия явлений в образце и модели. При этом необходимыми и достаточными условиями теплового подобия являются: Геометрическое подобие; 1) Подобие условий движения газов при входе; 2) Подобие физических параметров в сходственных 3) точках модели и образца; Подобие температурных полей на границах; 4) Одинаковость значений определяющих критериев 5) Рейнольдса (Re) при вынужденном движении газа. Анализ размерностей величин, характеризующий ваграночный процесс, показал, что при выполнении действующей огневой модели в масштабе 1:4 к производственной вагранке-образцу константы подобия должны быть следующими: а) для линейных размеров, включая шихтовые материалы, См=1/4; 1 б) для площадей С пл = С м2 = 16 в) для объема, веса шихтовых материалов, расходов воздуха и газа, производительности, количества теплоты, выделяющейся в единицу времени, 1 ; С расх = С 3м = 64 г) для температур, состава газов и реагирующих веществ в сходственных точках модели и производственной вагранки СТ=1. Основным условием моделирования является равенство чисел Рейнольдса в сходственных точках модели и образца. Число Рейнольдса при движении потока газов в слое определяется d ср ⋅ ω0 приближенно из выражения Re = ,

νГ

где dср – средний диаметр кусков шихты в слое; ω0 – условная скорость газов на свободное сечение шахты, приведенной по форме к цилиндру; νГ – коэффициент кинематической вязкости газов. Произведем расчет чисел Рейнольдса для производственной вагранки со средним диаметром шахты в свету 700 мм и модели вагранки, выполненной в масштабе 1:4. а) Производственная вагранка Принимаем средний диаметр кусков шихты в слое, равным d´ср = 0,2м. Количество газов, продуваемых через слой, равно в среднем 1,05 м3/с, что при площади сечения шахты вагранки 0,385 м2 дает условную скорость газов на свободное сечение цилиндра ω´0=2,73 м/с. Коэффициент 27

кинематической вязкости газов (продуктов сгорания) при атмосферном давлении и температуре 12000С (средняя температура газов в вагранке): νг = 0,000221 м2/с. Зная эти данные, можно определить число Рейнольдса: Re = (ω´0 · d´ср)/υг = (2,73 · 0,2)/0,000221 = 2470. 1 d "ср = см · d´ср = · 0,2 = 0,05 м; 4 3 c ⋅ 1,05 1,05 1 1,05 = 0,683 м/с. = см · = ⋅ ω "0 = 2м 0,385 4 0,385 с м ⋅ 0,385 б) Действующая огневая модель вагранки (масштаб 1:4) Коэффициент кинематической вязкости газов принимаем как и производственной вагранки, то есть νг = 0,000221 м2/с. " ω0" ⋅ d ср 0,683 ⋅ 0,05 = = 154,5. Re´´ = νГ 0,000221 В слое турбулентный режим наступает при малых значениях чисел Рейнольдса, что объясняется турбулизацией потока газов при внезапных расширениях и сужениях, а также благодаря резким поворотам при движении газов через пористый слой. Критическое значение модифицированного числа Рейнольдса для слоя шихты составляет 40-60, то есть значительно меньше критического значения Re для гладких труб. Следовательно, как производственная вагранка, так и ее действующая огневая модель имеют числа Рейнольдса, превышающие критическое значение Re для слоя. Поэтому в обоих случаях режим движения азов будет турбулентный. И так как в сложных каналах автомодельность движения газов наступает очень быстро, то соблюдать пятое условие теории подобия Re=idem нет необходимости. Из расчета видно, что константой подобия для скоростей газов будет 1 сw = см = . 4 Произведем дальнейшие расчеты применительно к действующим огневым моделям вагранок, которые должны плавить чугун и в близком приближении моделировать работу производственных вагранок – образцов. Начнем с производительности. Константа подобия для производительности действующих огневых 1 . моделей вагранок принята равной: спроизв. = срасх. = собъем. = с 3м = 64 Уменьшая вес шихтовых материалов в 64 раза, можно получить на огневых моделях вагранок константу подобия производительности 1/64 только в том случае, если сход колош в моделях вагранок будет происходить за то же время, что и в производственных вагранках – образцах, то есть время пребывания шихты в производственных вагранках и их моделях должно быть одинаковым. Это достигается, если в модели и производственной вагранке топливо сгорает за одинаковые промежутки времени и если в сходственных 28

точках модели и вагранки – образца близки по величине температуры продуктов сгорания и ваграночных газов, причем при сгорании топлива в модели должно выделиться теплоты (в кДж) за одно и то же время в 64 раза меньше, чем в производственной вагранке. По закону действия масс, сформулированному Гульдбергом и Вааге, при неизменной температуре скорость химической реакции прямо пропорциональна активным массам реагирующих веществ. Поэтому при коэффициент расхода воздуха α=const общее количество топлива, сгорающего в единицу времени, определяется количество кислорода воздуха, вводимого в горелочную систему в единицу времени. Следовательно, для модели вагранки в количество топлива, в 64 раза меньше по весу и объему, чем для производственных вагранок, необходимо подавать в 64 раза меньше по весу или объему количество воздуха. В этом случае константа подобия для расхожа воздуха, а, следовательно, и 1 , что подтверждается также газовоздушной смеси буде равна ср.в. = с 3м = 64 анализом размерностей. Для плавок в производственных вагранках и их огневых моделях должно применяться одно и тоже топливо с одинаковой низшей теплотой сгорания. В этом случае подача в единицу времени на весовую единицу топлива одинакового для модели и вагранки – образца количество воздуха позволяет получать в моделях и производственных вагранках одинаковый удельный объем и состав продуктов сгорания при одинаковой средней теплоемкости их, а, следовательно, и одинаковые температуры в сходственных точках модели и производственной вагранки (при одинаковых удельных расходах газовоздушной смеси с одинаковым по величине коэффициентом расхода воздуха). Уменьшение скорости движения газов в огневых моделях в 4 раза по сравнению с производственными вагранками изменить состав ваграночных газов не может, так как основное влияние на состав получаемых газов оказывает температура. При близких по составу реагентах и одинаковых температурах протекают одинаковые металлургические процессы, что гарантирует также и металлургическое подобие огневых моделей производственным вагранкам. При давлении, незначительно превышающем атмосферное, уменьшение статического давления в моделях вагранок в 4 раза по сравнению с производственными вагранками с точки зрения термодинамики практически не оказывает влияния на ход ваграночного процесса. Таким образом, процессы горения, состав газов и температура в сходственных точках моделей и производственных вагранок будут приблизительно одинаковыми. Проанализируем критерии Больцмана (Bo), Прандтля (Pr), Рейнольдса (Re), Нуссельта (Nu), Эйлера (Eu), которые определяют при геометрически подобных границах подобие процессов теплоотдачи в системах, характеризующихся теплообменом. 29

Принимаем, что движение газов в условиях ваграночного процесса происходит по всему свободному сечению столба шихты, то есть через весь его свободный объем. При этом в расчетах используем гидравлический диаметр (dr), определяемый по формуле: 4 Fк ⋅ Н ш Vш 4 Fк 4⋅ε , (27) = = dr = uТ ⋅ H ш uк ϕ Vш где Fк - свободное сечение каналов для прохода газов, м2; uТ - омываемый периметр теплоотдачи, м; Нш - высота столба шихты, м; Vш - объем столба шихты, м3; F ⋅Н ε = к ш - относительный объем между кусками шихты Vш (коэффициент пористости), м3/ м3; u ⋅ Нш ϕ= Т - удельная поверхность теплообмена, м2/ м3. Vш Произведение скорости движения газов в каналах wк на свободное сечение каналов для прохода газов равно произведению скорости движения газов в пустой вагранке wп на свободное сечение шахты F: ωк · Fк = ωп · F , отсюда следует: F ⋅ Н ш ωп ; (28) = ωк = ωп · Fк ⋅ Н ш ε Подставляя полученные значения в выражения критериев подобия, получим: (29) (30) (31) (32) Т шихты ; Т газов где ρ - плотность μ - коэффициент вязкости; λ - коэффициент теплопроводности; αт - коэффициент теплоотдачи; а - коэффициент температуропроводности; Ат =

30

(33)

газов.

ΔР - давление (перепад давления); ср - теплоемкость при постоянном давлении; σб - константа Стефана-Больцмана; е - эмиссионное число; Ат - отношение абсолютных температур нагреваемой шихты и

При стабильных условиях работы вагранки количество ваграночных газов пропорционально количеству вдуваемого воздуха и расходу газовоздушной смеси с постоянным коэффициентом расхода воздуха, это же соотношение сохраняется для скоростей газов. Поэтому возможно скорость ваграночных газов в приведенных выше выражениях критериев подобия заменить скоростью воздушного дутья wд. Так как (34) (35) 1 - константа подобия линейных размеров, то ε можно 4 1 рассматривать как независимою постоянную, а φ´ = · φ´´ = см · φ´´. 4 Начнем анализ с критериев Больтцмана. Для производственных вагранок: ρ ⋅ ср ω ′Д . В0′ = ⋅ σ Б ⋅ е ⋅ Т Г3 ε Для огневых моделей: где см =

(36)

(37) При одинаковых значениях ρ, ср, σв, е, Тг, ε для огневых моделей и производственных вагранок после деления В´0 на В´´0 получим: (38) В´0/ В´´0 = 4 или В´´0 = В´0/4, то есть В´´0 = см · В´0. Из этого соотношения следует, что одинаковые температурные максимумы и температуры ваграночных газов будут наблюдаться в сходственных точках моделей и образцов. А это указывает на то, что, несмотря на уменьшение размеров моделей по сравнению с вагранкамиобразцами в 4 раза, в огневых модулях будут такие же условия плавки, как и в производственных вагранках. При подобных температурных полях в сходственных точках внутри моделей и производственных вагранок-образцов температуры газов и шихты соответственно равны. Поэтому А´т = А´´т. Для газов одинаковой атомности критерий Прандтля имеет (39) постоянную величину и, следовательно, Р´r = Р´´r . 31

Проанализируем критерии Рейнольдса, Нуссельта, Эйлера. Для одних и тех же составов ваграночных газов, при одинаковой температуре плотность газов ρ и коэффициент вязкости μ для огневых моделей и производственных вагранок будут иметь одни и те же значения. Поэтому если написать отношения

´

´´

(40)

то после сокращения одинаковых величин получим Re / Re = 16, или Re´= 16 · Re´´, что подтверждается и предыдущими расчетами Re′ 2470 ( = = 16). Re′′ 154,5 Следовательно, Re′′ = c м2 ⋅ Re′. (41) Благодаря автомодельности соблюдение равенства критериев Рейнольдса, как было доказано, не обязательно. Прежде чем анализировать критерий Нуссельта, характеризующий теплообмен, необходимо заметить, что в условиях шахтных печей теплообмен совершается при переменной температуре газов и шихты по высоте. Поэтому удельное значение отдельных видов теплопередачи будет меняться по высоте вагранки. Однако, учитывая то, что удельное значение теплопередачи конвекцией и лучеиспусканием в большей степени зависит от температуры соприкасающихся газов и тел, можно шахту вагранки условно разделить на две части – до зоны плавления и выше нее. Так как для газов одного и того же состава при одной и той же температуре коэффициент теплопроводности λ не изменяет своей величины, то задача сводится к определению коэффициента теплопередачи (теплоотдачи) αт, который складывается из двух коэффициентов: (42) αт = αк + αл, где αк – коэффициент теплопередачи конвекцией; αл – коэффициент теплопередачи лучеиспусканием. До зоны плавления решающее значение имеет теплопередача лучеиспусканием. Поэтому сначала определим коэффициент αл, который рассчитывается по формуле: (43) где сгш – коэффициент обмена лучеиспусканием; Тг – абсолютная температура газов; Тш – абсолютная температура шихты. При одинаковых температурах в сходственных огневых моделей и производственных вагранок, при одних и тех же газах и шихтовых 32

материалах с одинаковой степенью черноты коэффициент обмена лучеиспусканием будет постоянной величиной. Отсюда будет одинаковым для моделей и вагранок-образцов и αл. Считая коэффициент теплопередачи конвекцией αк, равным нулю, получим: αт = αл. На основании изложенного для области вагранок и их моделей ниже зоны плавления можно написать: (44)

´

(45)

´´

После деления Nu на Nu и сокращения одинаковых величин получим следующие соотношения: Nu´/Nu´´ = 4, или Nu´´ = Nu´/4, то есть (46) Таким образом, теплообмен в зонах плавления и перегрева чугуна моделей вагранок будет заканчиваться на расстоянии в 4 раза меньших, чем в производственных вагранках. Следовательно, форма зоны плавления огневой модели вагранки будет почти точно соответствовать зоне плавления производственной вагранке-образца, работающей в подобных условиях. 1 Константа подобия размеров зоны плавления см = . 4 Выше зоны плавления теплопередача осуществляется в вагранках конвекцией и лучеиспусканием. Удельное значение отдельных видов теплопередачи определять трудно. Поэтому воспользуемся формулами, характеризующими теплообмен в шахтных печах, но учитывающими только конвективный теплообмен: Nu = 0,106 · Re; (47) при Re < 200: 0,67 Nu = 0,61 · Re ; (48) при Re > 200:

(49)

33

(50) Рассматривая полученные результаты, видим, что выше зоны плавления для размеров, где теплообмен одинаков, константа подобия 1 , что, вероятно, связано с приближенным несколько отличается от 4 характером использованных для расчета формул Nu = f (Re). Кроме того, в какой-то мере вносит элемент погрешности то, что не учтена теплопередача лучеиспусканием, которая все же имеет место при движении газов через слой шихтовых материалов выше зоны плавления. поэтому в некотором приближении можно считать, что теплопередача от газов шихте в сходственных точках моделей и производственных вагранок выше зоны плавления будет одинаковой. Критерий Эйлера обычно связывается с критерием Рейнольдса следующей функциональной зависимостью: Еu = f(Re, l/d). Однако такой функциональной зависимостью воспользоваться для анализа критериев Эйлера невозможно. Поэтому проанализируем ранее написанные выражения:

(51) Равенство Eu´´ = 4 · Eu´ указывает на то, что слой шихты в моделях вагранок должен иметь возможность создавать в 4 раза больше сопротивление движению газов, чем в производственных вагранках. Такая зависимость создается при уменьшении размеров кусков шихты и относительном увеличении ее шероховатости. Теоретический анализ и расчеты показывают, что ваграночный процесс, несмотря на его сложность, можно приближенно моделировать.

34

ВЫВОДЫ ПО ТЕОРЕТИЧЕСКОМУ ИССЛЕДОВАНИЮ МОДЕЛИРОВАНИЯ ГАЗОГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ И ВАГРАНОЧНОГО ПРОЦЕССА 1. При проведении исследований можно применять приближенное моделирование процессов горения газообразного топлива, используя горелки малого масштаба, рассчитанные с учетом основных требований теории подобия и дополнительных условий, установленных экспериментально. 2. Характер движения газов в вагранках целесообразно исследовать на гидравлических моделях с прозрачными стенками, при этом должно соблюдаться полное геометрическое подобие образца и модели, подобие условий входа жидкости и газа в модели и образце, условие автомодельности движения жидкости и газа. 3. Теоретический анализ констант подобия, размерностей и критериев подобия показал, что ваграночный процесс, несмотря на его сложность, можно приближенно комплексно моделировать, соблюдая основные условия теории подобия и дополнительные требования, вытекающие из установленных теоретических соотношений критериев подобия. 4. Необходима экспериментальная проверка и уточнение в процессе проведения экспериментов некоторых констант подобия для определения коэффициентов погрешности моделирования.

35

КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ 1. Почему чугун плавят преимущественно в коксовых вагранках? 2. Можно ли плавить чугун в электропечах и почему этот процесс дорогой? 3. Что сдерживает использование газообразного топлива в вагранках? 4. Достаточно ли хорошо изучены процессы высокотемпературного сжигания газообразного топлива – природного газа? 5. Какие отличительные особенности процессов могут быть при плавке чугуна в коксовых и газовых вагранках? 6. Зачем надо моделировать процессы? 7. Какие задачи исследования сформулированы на основе анализа литературных данных? 8. Надо ли сравнивать результаты исследований, полученные на моделях, с экспериментальными данными, полученными на образцах? 9. Почему для выявления характера движения газов в печах применяют водяные модели? 10. В каких случаях могут быть использованы для исследований огневые (действующие подобно образцам) модели? 11. Как выявляется атомодельность процессов? 12. Что дает применение математического моделирования?

36

ЛИТЕРАТУРА 1. Грачев В.А., Черный А.А. Применение природного газа в вагранках.-Саратов: Приволжское книжное издательство, 1967.-172с. 2. Грачев В.А., Черный А.А. Современные методы плавки чугуна.Саратов: Приволжское книжное издательство, 1973.-342с. 3. Чистяков В.В. Методы подобия и размерностей в литейной гидравлике.-М.: Машиностроение, 1990.-224с. 4. Черный А.А. Математическое моделирование применительно к литейному производству: Учеб.пособие.-Пенза: Изд-во Пенз.гос.ун-та, 1998.121с. 5. А.с. 941823 СССР, М.Кл3.F27В1/08. Вагранка/А.А. Черный (СССР). - №2555727/29-33; Заявлено 16.12.77; Опубл. 07.07.82, Бюл. №25.

37

СОДЕРЖАНИЕ Введение…………………………………………………………. 3 Сжигание газообразного топлива……………………………… 4 Газодинамические процессы и внутренние профили шахтных печей………………………………………………….. 12 Теплотехнические и металлургические показатели при плавке чугуна на газообразном топливе, теплообмен в шахтных печах………………………………………………….. 14 Свойства чугуна, выплавленного на газообразном топливе………………………………………………………….. 17 Задачи исследования…………………………………………… 18 Теоретические основы моделирования процессов горения, газодинамических, тепловых и металлургических параметров ваграночной плавки…………. 20 Моделирование характера движения газов на гидравлических моделях вагранок…………………………….. 25 Моделирование ваграночного процесса на огневых моделях вагранок……………………………………………….. 27 Выводы по теоретическому исследованию моделирования газогорелочных устройств и ваграночного процесса…………………………………………. 35 Контрольные вопросы………………………………………….. 36 Литература………………………………………………………. 37

38

ЧЕРНЫЙ Анатолий Алексеевич ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ РАЗРАБОТКИ ЭФФЕКТИВНЫХ ГАЗОВЫХ ВАГРАНОК Учебное пособие

Пензенский государственный университет Пенза, Красная, 40

39