Совершенствование тепловой работы анодных печей

Совершенствование тепловой работы анодных печей

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Федеральное Государственное Автономное Образовательное Учреждение Высшего Профессионального Образования

Курсовая работа по курсу

"Промышленные печи и установки"

Тема: Совершенствование тепловой работы анодных печей

ванный печь плавильный медь

Екатеринбург 2014

Содержание

Введение

.        Конструктивные особенности ванных плавильных печей

.        Расчёт печи

.1      Расчёт горения топлива

.2      Материальный баланс рабочего пространства печи

.3      Тепловой баланс рабочего пространства печи

.        Анализ рассчитанных значений и рекомендации по совершенствованию теплотехнической работы печи

.        Вывод и заключение

.        Список используемой литературы

Введение

Медная промышленность является одной из ведущих отраслей цветной металлургии России. Выпуск меди в нашей стране постоянно растёт, а технология её получения непрерывно совершенствуется.

Завершающей стадией производства меди на предприятиях УГМК является ее рафинирование, которая сочетает в себе переплав черновой меди и вторичных металлов с отливкой жидкого металла в специальную форму - аноды, их последующее электрическое рафинирование с получением катодной меди и переплав катодов с получением конечной продукции.

Необходимость такой технологии основывается на том, что черновая медь, выплавляемая из руд или концентратов, содержит некоторое количество примесей (кислород, сера, мышьяк, свинец, висмут и т.д.), наличие которых существенно понижают ее основные качественные показатели: высокую электропроводность, ковкость, сопротивление коррозии. Поэтому последующая переработка меди требует ее очистки от примесей по схеме

Рисунок 1. Схема производства электрической меди

В основе производства анодной меди лежит ванная печь, в которой за счет тепла внешнего топлива (природный газ) производится переплав черновой меди и частичное удаление примесей.

Первоначально производится загрузка черновой меди и ломов в рабочее пространство ванной печи. Загрузка исходных материалов производится, как правило, в несколько этапов с промежуточным расплавлением шихты до полного заполнения ванны. Плавление исходных материалов ведут при окислительной атмосфере для одновременного частичного окисления примесей, находящихся в черновой меди. Иногда для повышения температуры в рабочем пространстве используют слабоокислительную атмосферу. Дальнейшее окисление примесей производят либо за счет кислорода атмосферы печи, либо продувкой жидкой ванны воздухом через стальные трубки, погруженные в ванну. Образующаяся при этом закись меди частично растворяется в расплавленной меди и частично всплывает на поверхности ванны в виде рафинировочного шлака, который удаляется через специальное окно. Окисление можно считать завершенным, когда прекращается кипение ванны жидкого металла - разбрызгивание меди в результате выделения сернистого газа. В этот период в печи поддерживают окислительную атмосферу. После окисления необходимо удалить из ванны кислород путем восстановления меди. Для этого на поверхность ванны наносят слой твердого или жидкого восстановителя. Эта стадия сопровождается операцией дразнения с помощью введения в жидкий расплав бревен или жердей. При сгорании древесины выделяются газы, которые барботируют ванну. В это время в рабочем пространстве поддерживают восстановительную атмосферу с помощью изменения соотношения топлива и воздуха на горелочных устройствах. Готовность металла к розливу определяют по излому пробы, по виду верхней поверхности пробы. Розлив жидкого металла производят через летку, которую пробивают ломком постепенно сверху вниз по мере понижения уровня ванны. Розлив осуществляют с помощью разливочной машины. По окончании розлива летку забивают специальной массой. После этого производят заправку стенок печи и прочий ремонт. После восстановления огнеупорного слоя ванны печь готова к следующей операции. Общая продолжительность операции рафинирования составляет от 18 до 25часов. Примерное распределение времени по стадиям составляет: завалка - 2 часа; плавление - 4-6 часов; окисление - 3,5 часа, восстановление - 3,5 часа; розлив - 4-6 часов. Продолжительность отдельных стадий рафинирования зависит:

Завалка - от механизации загрузки шихты;

Плавление - от состава шихты и термической мощности печи;

Окисление и восстановление от содержания примесей;

Розлив - от производительности разливочной машины.

Температурный режим рафинировочной печи зависит от:

целесообразности повышения температуры в период плавления для ускорения этого процесса;

допустимости колебаний температуры меди в ванне в периоды плавления, дразнения и розлива.

Практический опыт эксплуатации ванных печей позволил остановиться на следующем режиме:

Расплавление. Печь отапливается форсировано, с достижением наивысшей температуры для используемого топлива и стойкости применяемого огнеупора. При этом максимальная температура в рабочем пространстве поддерживается не ниже 1350^оС с возможностью повышения ее значений вплоть до 1550-1600^оС.

Окисление, восстановление, розлив. Температура в рабочем пространстве составляет 1300-1350^оС. Состав атмосферы в рабочем пространстве поддерживается по периодам: плавление - слабоокислительная или окислительная; продувка - окислительная; дразнение - восстановительная; розлив - нейтральная или восстановительная.

Давление в печи следует поддерживать положительным, особенно в восстановительный период.

В качестве основного топлива для отопления печи используется природный газ, который сжигается с помощью двух горелочных устройств, установленных в торце печи.

Отходящие газы, после отдачи части своего тепла нагреваемой шихте, имеют температуру на уровне 1200-1300^оС и отводятся через отдельный вертикальный газоход, расположенный на противоположной стороне от горелочных устройств. Для снижения температуры отводимых газов на анодной печи применяют ширмовые водоохлаждаемые поверхности и энергоагрегат рекуператорного типа для подогрева воздушного дутья, поступающего на отопление печи. При этом температура отходящих газов сокращается перед энергоагрегатом до 480-550^оС, а после него до 220-280^оС.

Присутствие в шихте шлаковых компонентов и образование рафинировочного шлака, а также наличие потока газов обеспечивают наличие пылевыноса из рабочего пространства. Это явление можно считать нежелательным так как происходит потеря части твердой завалки, а пылевые частицы осаждаются на теплообменных поверхностях энергоагрегата. Их общее количество может достигать до 2-3% от массы исходной шихты. Улавливание пылевых частиц на печи организовано на ширмовых поверхностях, на теплообменных поверхностях энергоагрегата и завершается на рукавных фильтрах. При этом сбор и удаление пыли из фильтров производится постоянно с последующим сбором их для переработки. Сбор и удаление пыли из энергоагрегата и ширмовых поверхностей производится во время ремонтов.

Все технологические процесс отражательной плавки осуществляют за счёт химической теплоты углеродистого топлива - природного газа, мазута или угольной пыли.

К достоинствам анодных печей следует отнести:

возможность переработки шихты любой крупности и влажности;

возможность переработки конверторного шлака;

высокая степень извлечения нежелательных примесей в шлак;

доступность наблюдения за ходом процесса.

К недостаткам анодных печей можно отнести:

повышенный удельный расход топлива;

низкий коэффициент использования вспомогательного оборудования ( механизмы для загрузки металла и разливочные машины), обусловленный переодичностью процесса ;

применение ручного труда (съём шлака , дразнение и прочее) ;

пылеунос ценных компонентов содержащихся в шихте (золото, серебро, селен, теллур);

затраты на нагрев кладки, как и у многих печей периодического действия.

1. Конструктивные особенности анодной печи

Печь размещается на мощном фундаменте, выполненном из бетона в виде монолитной плиты, имеющей небольшой уклон. На фундаменте установлены опорные столбики из шамотного кирпича сечением 510∙510 мм и высотой 0,5м. Опорные столбики и уклон фундамента предназначены для того, чтобы обеспечить беспрепятственный сток металла в аварийной ситуации - при его прорыве через подину, а также чтобы создать условия для эффективного охлаждения элементов металлического каркаса печи за счёт естественной циркуляции воздуха. На опорные столбики укладывают чугунную плиту толщиной 50 мм, которая служит основанием подины.

Под печи сооружают в виде трёхслойной арки, имеющей уклон в сторону лётки для выпуска металла. Между чугунной плитой и подом размещают прокладку из асбеста. Нижний слой арки состоит из легковесного шамотного кирпича. Материал последующих слоёв зависит от состава ванны. При переработке относительно чистой меди используют под из динасового кирпича, над которым иногда располагают кварцевую набойку. Если медь сильно загрязнена, то используют магнезитовые и магнезитохромитовые огнеупоры. Между слоями из магнезитохромитовых и шамот легковесных огнеупоров лежит слой стандартного шамота.

Ограждением печи служат двухслойные боковые и торцевые стены, выкладываемые изнутри шамотным кирпичём. На уровне ванны стены защищают наварными кварцевыми откосами. Внешний слой выполняет теплоизоляционные функции (применяют шамот-легковес). При переплавке черновой меди, содержащей большое количество примесей, ванну футеруют магнезитовым или магнезитохромитовым кирпичём.

Свод печи имеет распорно-подвесное исполнение, которое изготовляют из магнезитохромитового огнеупорного кирпича толщиной 380 мм. В хвостовой части печи к своду примыкает вертикальный боров, который служит для отвода продуктов сгорания топлива.

Снаружи печь заключена в стоечный каркас подвижного типа. На уровне ванны нижняя часть печи защищена металлическим кожухом (для придания прочности), который выполняют в двух вариантах: составной из чугунных плит или цельносварной из листового железа толщиной 25 мм.

Рафинировочные печи отапливаются только высококачественным топливом - природным газом. Устройства для сжигания газа устанавливают в специальных отверстиях, расположенных в передней торцевой стенке печи, к которой примыкает камера для предварительного сжигания топлива. Камера нужна для обеспечения завершения процессов окисления водорода до момента контакта топочных газов с расплавленной медью. Обычно для отопления рафинировочных печей используют пламенные двухпроводные горелки, обеспечивающие пламя повышенной светимости. Для печей с повышенной производительностью горелочные устройства могут располагаться вдоль длинной боковой стороны рабочего пространства.

Дымовые газы выводят из печи по примыкающему к задней торцевой стенке вертикальному газоходу. Их по возможности направляют в систему утилизации тепла отходящих газов и на очистку от пыли. В качестве утилизирующих тепло устройств служат радиационно-конвективные рекуператоры и котлы-утилизаторы. По принципу утилизации тепла отходящих газов эти агрегаты могут быть рекуперативными или регенеративными. На одной печи за счёт подогрева дутья в рекуператорах можно экономить до 4-5 миллионов м³ природного газа в год. Для осаждения пыли отводимых газов из рабочего пространства между теплоутилизирующими устройствами и плавильной камерой располагаются шлаковики, представляющие собой вертикальную огнеупорную камеру с возможностью сбора и удаления пыли из ее нижней части.

Шихтовые материалы и жидкую черновую медь подают в печь через специальные окна в боковой стенке печи, размеры которых зависят от габаритов слитков и способа загрузки. Печь имеет три загрузочных окна шириной 1,5 м и высотой 0,9 м. Окна для удаления шлака размещают на задней торцевой стенке печи. Перед началом операции его перегораживают одним-двумя рядами обмазанных глиной кирпичей. Сверху окна перекрывают арками в 1-2 кирпича. Подготовленная исходная шихта поступает в рабочее пространство печи путём загрузки шаржир-машинами.

Металл выпускают через расположенную в боковой стенке лётку. Она представляет собой щель шириной около 100 мм, стенки которой выложены из магнезитохромитового или хромомагнезитового кирпича. Её заполняют набивной массой из огнеупорного материала и снаружи закрывают специальными съёмными чугунными плитами. При разливе металла плиты и набивную массу удаляют из выпускной щели постепенно по мере понижения уровня ванны, размеры которой зависят от ёмкости и назначения печи. В среднем отношение длинны ванны к её ширине составляет 2,0-3,5.

Для контроля за технологическим процессом ванные печи оснащаются комплексом приборов и средств управления.

2. Расчёт печи

2.1 Расчёт горения топлива

Состав природного газа , %

При горении газа протекают реакции:

CH₄ + 2O₂ = CO₂ + 2H₂O₂H₆ + 3,5O₂ = 2CO₂ + 3H₂O₃H₈ + 5O₂ = 3CO₂ + 4H₂O₄H₁₀ + 6,5O₂ = 4CO₂ + 5H₂O+ 0,5O₂ = CO₂₂ + 0,5O₂ = H₂O₂S + 0,5O₂ = SO₂ + H₂O

Определяем процентное содержание водяных паров в 1 м³ природного газа, при влагосодержании g = 11 %

H₂O^ВГ = (0,1244 ∙ 11 ) / (1 + 0,00124 ∙ 11 ) = 1,349 %

Пересчитаем состав газа на рабочую массу:

CH₄^ВГ = CH₄  =  = 95,356 %

C₂H₆^ВГ = 1,17 ∙ 0,98651 = 1,154 %

C₃H₈^ВГ = 0,34 ∙ 0,98651 = 0,335 %

C₄H₁₀^ВГ = 0,13 ∙ 0,98651 = 0,128 %

N₂^ВГ = 1,7 ∙ 0,98651 = 1,677 %

Расчёт количества кислорода и воздуха для 1 м ³ природного газа

Vo₂ = 0,01 ∙ ( 2 CH₄^ВГ + 3,5 C₂H₆^ВГ +5C₃H₈^В + 6,5C₄H₁₀^ВГ ) =

= 0,01 ∙ ( 2 ∙ 95,356 + 3,5 ∙ 1,154 + 5 ∙ 0,335 + 6,5 ∙ 0,128 ) = 1,97258 м³/м³

Находим количество воздуха при α = 1 , необходимое для сжигания 1 м³ природного газа , используя соотношения азоты и кислорода в воздухе

k = 3,76

L₀^СВ = ( 1 + k ) ∙ Vo₂ = ( 1 + 3,76 ) ∙ 1,97258 = 9,39 м³/м³

Практически введённое количество воздуха при α = 1,1

L_α^св = α∙L₀^св = 1,1 ∙ 9,39 = 10,329 м³/м³

Расчёт объёма и состава продуктов сгорания при сжигании 1 м³ газа

V₀^RO2 = 0,01 ∙ (CH₄^ВГ + 2C₂H₆^ВГ + 3C₃H₈^ВГ + 4C₄H₁₀^ВГ ) = 0,01 ∙ ( 95,356 + 2 ∙ ∙1,154 + 3 ∙ 0,335 + 4 ∙ 0,128 ) = 0,99177 м³/м³

V₀^H2O = 0,01 ∙ ( H₂O^ВГ +2CH₄^ВГ + 3C₂H₆^ВГ + 4C₃H₈^ВГ + 5C₄H₁₀^ВГ ) =

=0,01 ∙ ( 1,349 + 2 ∙ 95,356 + 3 ∙ 1,154 + 4 ∙ 0,335 + 5 ∙ 0,128 ) = 1,97503 м³/м³

V₀^N2 = 0.01 ∙ N₂^ВГ + 3,76 ∙ V_O2 =0,01∙1,677 + 3,76 ∙ 1,97258 = 7,43367 м³/м³

V₀ = V₀^RO2 + V₀^H2O + V₀^N2 = 0.99177 + 1.97503 + 7.43367 = 10.401 м³/м³

Выход продуктов сгорания при α = 1,1 изменится только на величину содержания N₂ , внесённого с избытком воздуха и на величину избытка кислорода

Vα^N2 = 0,01 ∙ N₂ + α ∙ k ∙ Vo₂ = 0,01 ∙ 1,677 + 1,1 ∙ 3,76 ∙ 1,97258 =

= 8,175 м³/м³

Vо₂^изб = ( α - 1 ) ∙ Vо₂ = ( 1,1 - 1 ) ∙ 1,97258 = 0,197258 м³/м³

Объём продуктов сгорания при α = 1,1 составит:

V_α = 0.99177 + 1.97503 + 8.175 + 0.197258 = 11.339 м³/м³

Состав продуктов сгорания при α = 1:

RO₂ = ( V₀^RO2 / V₀ ) ∙ 100 = 0.99177/10.401 ∙ 100 = 9.54 %

H₂O = (V₀^H2O / V₀ ) ∙ 100 = 1.97503/10.401 ∙ 100 = 18.99 %

N₂ = (V₀^N2 / V₀ ) ∙ 100 = 7.43367/10.401 ∙ 100 = 71.47 %

Состав продуктов сгорания при α = 1,1

RO₂ = ( V₀^RO2 / V_α ) ∙ 100 =0.99177/11.339 ∙ 100 = 8.75 %

H₂O = (V₀^H2O / V_α ) ∙ 100 = 1.97503/11.339 = 17.42 %

N₂ = (V₀^N2 / V_α ) ∙ 100 = 7.43367/11.339 ∙ 100 = 72.09 %

О₂^изб = ( V₀^изб / V_α ) ∙ 100 = 0.197258/11.339 ∙ 100 = 1.74 %

Расчёт теплоты сгорания природного газа

Q_Н^Р = 358 ∙ CH₄^ВГ + 636 ∙ C₂H₆^ВГ + 913 ∙ C₃H₈^ВГ + 1185 ∙ C₄H₁₀^ВГ = 358 ∙ 96,66 + 636 ∙ 1,17 + 913 ∙ 0,34 + 1185 ∙ 0,13 = 35812,87 кДж/м³

Тогда балансовая температура горения: i_α^б = 2150 ⁰С

2.2 Расчёт материального баланса

Химический состав черновой меди , % :

Состав шихты

         медь черновая 84,5%, от общего количества загружаемой шихты :

* 0,845 = 295,75 т

анодные остатки 13 %

* 0,13 = 45,5 т

скрап от предыдущих плавок 0,45 %

* 0,0045 = 1,575 т

обороты других цехов 1,4 %

* 0,014 = 4,9 т

брак от предыдущих плавок 0,65 %

* 0,0065 = 2,275 т

Состав продуктов в плавке :

аноды годные 95,37 %

* 0,9537 = 333,795 т

брак 1,37 %

* 0,0137 = 4,795 т

скрап 2,64 %

* 0,0264 = 9,24 т

шлак 0,5 %

* 0,005 = 1,75 т

выломки 0,08 %

* 0,0008 = 0,28 т

потери 0,04 %

* 0,0004 = 0,14 т

Таблица 1. Материальный баланс ванны

2.3 Расчёт теплового баланса

Время технологических операций берём по данным работы стационарных рафинировочных печей.

Таблица 2

Расчёт теплового баланса печи

Статьи прихода

.        Химическая теплота топлива

Q_x = B ∙ Q_н^р ∙ τ ,

Где B - определённый расход топлива , м³/с ;

Q_н^р - теплота сгорания топлива , кДж/м³ ;

τ - время всей плавки , с

Q_x = 35812,87 ∙ 64800 ∙ B = 2320673976 ∙ B , кДж.

.        Физическая теплота подогретого воздуха

_в = B ∙ q_В ∙ τ ; q_В = L_α ∙ C_B ∙ t_B = > Q_B = B ∙ L_α ∙ C_B ∙ t_B ∙ τ ,

где С_В - средняя теплоёмкость воздуха , кДж/м³ ∙ ^оС ;

t_В - температура подогрева воздуха , ^оС ;

L_α - действительный расход воздуха для сжигания единицы топлива, м³/м³

Q_B = 10.329 ∙ 1.327 ∙ 260 ∙ 64800 ∙ B = 230928510 ∙ B , кДж

.        Физическая теплота подогретого топлива

_T = q_T ∙ τ ∙ B_T = C_T ∙ t_TT = C_T ∙ t_T ∙ τ ∙ B ,

где C_T - средняя теплоёмкость топлива в интервале температур 0 - t_T , кДж/м³ ∙ ^оС

t_T - температура подогрева топлива , ^оС

Q_T = 1,532 ∙ 20 ∙ 64800 ∙ B = 1985472 ∙ В кДж

.        Физическая теплота шихты

_ш = С_ш ∙ t_ш ∙ m_ш

_ш = 385,45 ∙ 20 ∙ 350 = 2698360 кДж

.        Теплота экзотермических реакций

_экз = ∑ q_экзi ,

где q_экзi - тепловой эффект реакции окисления отдельного компонента i.

Учитывая реакции окисления и восстановления меди, остальные реакции практического значения не имеют, так как количество примесей в черновой меди незначительно.

Окисление меди протекает по реакции :

Cu + 1/2O₂ = Cu₂O + 166,81 кДж/г ∙ моль

Q_Cu2O = i ∙ m_Cu2O ,

где на 1 т черновой меди m_Cu2O = 71,95 кг, то на 350 т черновой меди составляет:

m_Cu2O = 71,95 ∙ 350000 = 25182,5 кг

i = Q_реак ∙ 10³/М_Cu2O = 166,81 ∙ 10³ / 143 = 1166,5 кДж/кг

Q_Cu2O = 1166.5 ∙ 25182,5 = 29375386,25 кДж

При восстановлении, 70% Cu₂O восстанавливается по реакции:

Cu₂O + H₂ = 2Cu + H₂O + 75,19 кДж/г ∙ моль

При неполном сжигании газа 70% Cu₂O восстанавливается водородом:

Q_Cu2O^H= i ∙ m_Cu2O^H

На 1 т черновой меди m_Cu2O составляет 50,37 кг, тогда на 350 т черновой меди: m_Cu2O = 50,37 ∙ 350000 = 17629,5 кг

i = Q_реак ∙ 10³/М_Cu2O = 75,19 ∙ 10³ / 143 = 525,8 кДж/кг

Q_Cu2O^H= 525,8 ∙ 17629,5 = 9269591,1 кДж

Остальная часть Cu₂O восстанавливается окисью углерода:

Cu₂O + CO = 2Cu +CO₂ + 116.4 кДж/г ∙ моль_Cu2O^CO = i ∙ m_Cu2O^CO

= 116,4 ∙10³ / 143 =813,98 кДж/кг_Cu2O^CO = 17629,5 ∙ 0,3 = 5288,85 кг_Cu2O^CO = 813,98 ∙ 5288,85 = 4305018,12 кДж

∑q_экзi = Q_Cu2O ∙ Q_Cu2O^H ∙ Q_Cu2O^CO

∑q_экзi = 29375386,25 ∙ 9269591,1 ∙ 4305018,12 = 42949995,47 кДж

Статьи расхода

1.      Полезные затраты теплоты

₁ = Q_{НАГРЕВА} + Q_{ПЛАВЛЕНИЯ} + Q_{ПЕРЕГРЕВА}

- Расход тепла на нагрев твёрдой меди:

Q_{НАГРЕВА} = M ∙ C ∙ (t₂ - t₁) ,где

C - удельная теплоёмкость твёрдой меди - 0,389 кДж/кг ∙ град

M - масса полученной меди, кг

t₁ - начальная температура меди - 20 ^оС

t₂ - температура плавления меди - 1083 ^оС

Q_{НАГРЕВА} = 350000 ∙ 0,389 ∙ (1083 - 20) = 144727450 кДж

Расход тепла на плавление меди:

Q_{ПЛАВЛЕНИЯ} = ΔH ∙ M ,где

ΔH - теплота плавления нагретой меди - 213,5 кДж/кг

Q_{ПЛАВЛЕНИЯ} = 213,5 ∙ 350000 = 74725000 кДж

Расход тепла на перегрев жидкой меди:

Q_{ПЕРЕГРЕВА} = M ∙ C ∙ (t₃ - t₂) ,где

C - теплоёмкость жидкой меди - 0,435 кДж/кг ∙ град

t₂ - температура плавления меди - 1083 ^оС

t₃ - температура перегрева меди - 1180 ^оС

Q_{ПЕРЕГРЕВА} = 350000 ∙ 0,435 ∙ (1180 - 1083) = 14768250 кДж

Q₁ = 144727450 ∙ 74725000 ∙ 14768250 = 234220700 кДж

.        Потери теплоты с отходящими газами

₂ = C_{ср. д.г.} ∙ t_д.г. ∙ V_α ∙ τ ∙ B , где

- средняя теплоёмкость продуктов сгорания, кДж/м³ ∙ ^оС

средняя температура отходящих газов, ^оС

общий объём продуктов сгорания, м³/м³

Q₂ = 1,536 ∙ 1100 ∙ 11,339 ∙ 64800 ∙ В = 1241462661 ∙В кДж

.        Потери теплоты вследствие химического недожога топлива:

Q₃ = %Q_н^р ∙ τ ∙ В , где

%Q_н^р = 1,5% ∙ Q_н^р

Q₃ = 0,015 ∙ 35812,87 ∙ 64800 ∙ В = 34810109,64 ∙ В кДж

.        Потери теплоты излучением через окна и отверстия в кладке

.1      Потери через окна во время загрузки шихты

Q_4.1 = C_o ∙ [(T_п /100)⁴ - (293/100)⁴] ∙ F ∙ φ, где

C_o - коэффициент излучения абсолютно чёрного тела - 5,67 Вт/(м² ∙ К⁴)

T_п - температура в печи - 1473 К

F - площадь отверстия, м²

φ - коэффициент диафрагмирования отверстия - 0,63

F = 1,5 ∙ 0,9 = 1,35 м²

Q_4.1 = 5,67 ∙ [(1473/100)⁴ - (293/100)⁴]∙ 1,35 ∙ 0,63 = 226666,81 Вт/м²

Исходя из практики загрузка шихты осуществляется с поочерёдным открыванием окон в течении 4х часов. Соответственно потеря тепла составит:

Q_4.1 = (226667 ∙ 14400)/3 = 1088000 кДж

.2      Потери излучением через окна во время окисления

Q_4.2 = C_o ∙ [(T_п /100)⁴ -(293/100)⁴] ∙ F ∙ φ, где

F = (0,44 ∙ 0,4) ∙ 3 = 0,52 м²

Q_4.2 = 5,67 ∙ [(1473/100)⁴ - (293/100)⁴] ∙ 0,52 ∙ 0,63 = 87309 Вт/м²

По данным время окисления составляет 3 ч. Следовательно потеря тепла составит:

Q_4.2 = (87445,6 ∙ 10800)/2 = 314311 кДж

Q_4.3 = C_o ∙ [(T_п /100)⁴ -(293/100)⁴] ∙ F_отв ∙ φ,где

F_отв - общая площадь отверстий, м²

φ - коэффициент диафрагмирования - 0,2.

Общую площадь отверстий принимаем как 1,5 % от площади свода:

F_отв = 0,015 ∙ 74.55 = 1,12 м2

Q^’_4.3 = 5,67 ∙ [(1473/100)⁴ - (293/100)⁴] ∙ 1,12 ∙ 0,2 ∙ 79200 = 4728102 кДж

.        Потери теплоты теплопроводностью через кладку, свод и под печи

Набор кладки пода осуществляется на предварительно сформированную бетонную подушку толщиной 70 мм. Затем выкладывается слой из легковесного шамотного кирпича толщиной 230 мм , далее слой шамота 230 мм и на него выкладывается слой из периклазошпинелидных хромитовых огнеупоров толщиной 380 мм.

На границе кладки и облицовочной плиты формируется компенсатор из асбестовых плит и кварцита. Основу кладки стен (над уровнем ванны) и свода составляют периклазошпинеливидные огнеупоры (ПХСС).

Толщина кладки стенок 460 мм.

Толщина кладки свода 380 мм.

Наружный размер печи по кладке:

длина- 17850 мм- 17,85 м;

ширина - 5340 мм - 5,34 м;

высота - 2600 мм - 2,6 м;

глубина ванны - 800 мм - 0,8 м.

Внутренний размер печи:

длина ванны - 14400 мм - 14,4 м;

ширина ванны - 3040 мм - 3,04 м;

высота ванны - 800 мм -0,8 м.

Тогда площадь боковых стенок ванны будет равна:

F_б.с.в = 14,4 ∙ 0,8 = 11,52 м²

Площадь торцевых стенок ванны равна: F_т.с.в = 3,04 ∙ 0,8 = 2,432 м²

Внутренний размер печи над уровнем ванны:

длина - 16650 мм - 16,65 м;

ширина - 4140 мм - 4,14 м;

высота - 740 мм - 0,74 м.

Тогда площадь боковых стенок над уровнем ванны:

F_б.с.н.в = 16,65 ∙ 0,74 = 12,321 м²

Площадь торцевых стенок над уровнем ванны:

F_т.с.н.в = 4,14 ∙ 0,74 = 3,06 м²

Следовательно, толщина боковых стенок составит:

L_б.с = (5,34 - 4,14)/2 = 0,6 м

Толщина торцевых стенок: L_т.с = (17,85 - 16,65)/2 = 0,6 м

Площадь пода равна: F_П = 16,65 ∙ 4,14 = 68,93 м²

Площадь свода определяем по формуле:

F_СВ = L_СВ ∙ C_дуг , где

L_СВ- длина свода, м; C_дуг- длина дуги свода, м.

C_{ВНЕШ.дуги} = π ∙ r ∙ φ/180, где

r - радиус свода; φ - угол между крайними точками длины дуги свода - 51^о

C_{ВНЕШ.дуги} = ( 3,14 ∙ 5,78 ∙ 51)/180 = 5,14 м

F_{СВ.ВНЕШ.} = 15 ∙ 5,14 = 77,1 м²

C_{ВНУТ.дуги} = ( 3,14 ∙ 5,4 ∙ 51)/180 = 4,8 м

F_{СВ.ВНУТ.} = 15 ∙ 4,8 = 72 м²

F_{СВ.СРЕДН.} = (F_{СВ.ВНЕШ.} + F_{СВ.ВНУТ.})/2 = (77,1 + 72)/2 = 74,55 м²

.1      Потери тепла через свод

Стандартный свод определяем по формуле для однослойной стенки:

q_5.1 = (t₁ - t₂) / ( S_n/λ_n) , где

t₁- температура в рабочем пространстве печи - 1200

t₂- температура с наружной части свода - 120

S_n- толщина слоя огнеупора - 0,38 м

λ_n- коэффициент теплопроводности огнеупора

Для огнеупоров ПХСС коэффициент теплопроводности рассчитывается по формуле:

λ_n = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙t_cp + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ t_cp² = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 660 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 660² = 2,56 Вт/м ∙ К

q_5.1^’ = ( 1200 - 120 )/( 0,38/2,56 ) = 7275,79 Вт/м²

Общее количество потери тепла через свод за весь период работы печи:

Q_5.1 = Q_5.1^’ ∙ F_{св.средн.} ∙ τ = 7275,79 ∙ 74,55 ∙ 79200 = 42958942 кДж

Но однослойная конструкция свода перестаёт удовлетворять по теплотехническим параметрам, следовательно приведём и расчёты других конструкций, таких как однослойный свод толщиной 460 мм, двуслойный свод из 380 ПХСС и 65 мм шамота-легковеса или вермикулита.

1)      q_5.1 = (t₁ - t₂) / ( S_n/λ_n)

_5.1^’ = ( 1200 - 120 )/( 0,46/2,56 ) = 6006,0 Вт/м²

2)      q_5.1^’ = ( 1200 - 120 )/[( 0,38/2,56 ) + (0,065/0,3)] = 2957,0 Вт/м²

3)      q_5.1^’ = ( 1200 - 120 )/[( 0,38/2,56 ) + (0,065/0,2)] =2281,0 Вт/м²

Таблица 3. Сравнение теплотехнических потерь через свод.

Как видно из таблицы наиболее выгодно использовать свод состоящий из двух слоёв 380 мм ПХСС и 65 мм вермикулита, конструкцией как показано на Рисунке 1

.2      Потери тепла через под.

Определяем по формуле для многослойной стенки:

первый слой, толщиной 0,07 м, состоит из бетона;

второй слой, толщиной 0,23 м, состоит из шамота;

третий слой, толщиной 0,61 м, состоит из ПХСС.

Q_5.2^’ = ( t₁ - t₂ )/( S_б λ_б + S_ш/λ_ш + S_ПХСС/λ_ПХСС + 0,06), где

t₁ - температура расплава меди - 1100 ⁰С;

t₂ - температура внешней среды - 25 ⁰С;

S_б, S_ш, S_ПХСС - толщина огнеупорных слоёв, м;

λ_б, λ_ш, λ_ПХСС - коэффициенты теплопроводности каждого слоя, Вт/м ∙ К.

Температуру слоёв принимаем следующую:

t_ПХСС = 1100 ⁰С; t_ш = 500 ⁰С; t_б = 200 ⁰С; t_{вн.среды} = 25 ⁰С.

Определяем коэффициенты теплопроводности для каждого слоя:

λ_ПХСС = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 800 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 800² = 2,5 Вт/м ∙ К;

λ_ш = 0,804 + 0,59 ∙ 10^-3 ∙ 350 = 1,01 Вт/м ∙ К;

λ_б = 1 Вт/м ∙ К;

_5.2^’ = ( 1100 - 25 )/( 0,61/2,5 + 0,23/1,01 + 0,07/1 + 0,06 ) = 1787 Вт/м²

Проверим правильность принятых значений температуры слоёв кладки:

t_ПХСС^ср = 1100 - 1787/2 ∙ (0,61/2,5) = 883 ⁰С;

t_ш^ср = 1100 - 1787/2 ∙ (2 ∙ 0,61/2,5 + 0,23/1,01) = 460 ⁰С

Определим коэффициенты теплопроводности для огнеупорных слоёв для найденных температур:

λ_ПХСС = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 883 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 883² = 2,5 Вт/м ∙ К;

λ_ш = 0,804 + 0,59 ∙ 10^-3 ∙ 460 = 1,08 Вт/м ∙ К

Подставим полученные значения:

Q_5.2^’ = (1100 - 25)/(0,61/2,5 + 0,23/1,08 + 0,07/1 + 0,06) = 1831,4 Вт/м²

Общее количество тепла через под за весь период работы печи:

Q_5.2 = 1831,4 ∙ 68,93 ∙ 64800 = 8180248,450 кДж.

.3      Потери тепла через кладку боковой стенки ванны.

Рассчитываем по формуле передачи тепла через двухслойную стенку:

Q_5.3^’ = (t₁ - t₂)/(S_ПХСС/λ_ПХСС + S_асб/λ_асб + 0,06)

Определим коэффициенты теплопроводности для каждого слоя:

λ_ПХСС = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 831,3 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 831,3² = 2,51 Вт/м ∙ К;

λ_асб = 0,202 + 0,138 ∙ 10^-3 ∙ 297,5 = 0,243 Вт/м ∙ К;

Q_5.3^’ = (1100 - 25)/(0,83/2,51 + 0,07/0,243 + 0,06) = 1583,8 Вт/м²

Проверим правильность принятых средних значений температуры слоёв кладки:

t_ПХСС^ср = 1100 - 1583,8/2 ∙ (0,83/2,51) = 838,1 ⁰С;

t_асб^ср = 1100 - 1583,8/2 ∙ (2 ∙ 0,83/2,51 + 0,07/0,243) = 348,2 ⁰С

Выполним перерасчёт коэффициентов теплопроводности для найденных средних температур:

λ_ПХСС = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 838,1 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 838,1² = 2,51 Вт/м ∙ К;

λ_асб = 0,202 + 0,138 ∙ 10^-3 ∙ 348,2 = 0,25 Вт/м ∙ К

Подставим полученные значения:

Q_5.3^’ = (1100 - 25)/(0,83/2,51 + 0,07/0,25 + 0,06) = 1602,8 Вт/м²

Общее количество потери тепла через боковые стенки ванны:

_5.3 = (Q_5.3^’ ∙ F_б.с.в ∙ τ) ∙ 2 = (1602,8 ∙ 11,52 ∙ 64800) ∙ 2 = 2392967,578кДж.

5.4    Потери тепла через торцевую стенку ванны.

Рассчитываем так же, как потери тепла через боковую стенку ванны:

Q_5.4^’ = (t₁ - t₂)/(S_ПХСС/λ_ПХСС + S_асб/λ_асб + 0,06)

t_п = 1100 ⁰С ,

t_окр.ср = 25 ⁰С

S_ПХСС = 1,05 м;

λ_ПХСС = 2,51 Вт/м ∙ К

S_асб = 0,13 м;

λ_асб = 0,25 Вт/м ∙ К

Q_5.4^’ = (1100-25)/(1,05/2,51 + 0,13/0,25 + 0,06) = 1076,8 Вт/м²

Общее количество потери тепла через торцевые стенки ванны:

Q_5.4 = (Q_5.4^’ ∙F_т.с.в ∙ τ) ∙ 2 = (1076,8 ∙ 2,432 ∙ 64800) ∙ 2 = 339393,576 кДж

.5      Потери тепла через боковую стенку над уровнем ванны.

Q_5.5^’ = (t₁ - t₂)/(S_ПХСС/λ_ПХСС + 0,06) , где

t₁ - температура печи - 1200 ⁰С ,

t₂ - температура наружная - 60 ⁰С,

S_ПХСС - толщина слоя ПХСС - 0,58 м;

λ_ПХСС = 2,98 - 0,91 ∙ 10^-3 ∙ 630 + 0,41 ∙ 10^-6 ∙ 630² = 2,57 Вт/м ∙ К

Q_5.5^’ = (1200 - 60)/(0,58/2,57 + 0,06) = 3990 Вт/м²

Общая потеря тепла через боковую стенку над уровнем ванны:

Q_5.5 = Q_5.5^’ ∙ F_б.с.н.в ∙ τ = 3990 ∙ 12,321 ∙ 64800 = 3185619,19 кДж

.6      Потери тепла через вторую боковую стенку над уровнем ванны.

Для определения потери тепла через вторую боковую стенку над уровнем ванны из площади задней стенки вычтем площадь загрузочных окон

Составим уравнение теплового баланса печи

Q_прих = Q_расх

Q_прих =Q_х + Q_В + Q_Т +Q_экз

Q_прих = 2320673976 ∙ В + 230928510 ∙ B + 1985472 ∙ В + 42949995,47 = 2553587958 ∙ В + 42949995,47

Q_расх = Q₁ +Q₂ +Q₃+Q₄+Q₅+Q₆+Q₇

Q_расх = 200760600 + 1241462661 ∙ В + 34810109,64 ∙ В + 5881388,9 + 50110647,3 + 35129427 + 756900 = 1276272771 ∙ В +292638963,2

∙ В = 255824681,4

B = 0,209 кг/сек

Таблица 4. Тепловой баланс печи

КПД = (200760600/576649878) ∙ 100% = 34,81 %

3.      Анализ рассчитанных значений и рекомендации по совершенствованию теплотехнической работы печи

На основании Таблицы 3 делаем вывод, что наиболее эффективно использовать свод двухслойным.

Цветная металлургия относится к наиболее крупным источникам загрязнения атмосферы. При этом газы, получаемые при производстве цветных металлов, содержат значительное количество пыли, которая образуется при загрузке, транспортировке, пересыпании сыпучих материалов, при барботировании газа через расплавленных металл и т.д. Часто в горячих газах содержатся пары веществ, которые при охлаждении газов конденсируются, переходя в жидкое и даже в твердое состояние. Выбрасываемые в атмосферу газы могут нанести значительный ущерб здоровью человека, окружающей среде, животному миру. Следствием этого может быть нарушение экологического равновесия с непредсказуемыми негативными последствиями.

Проблему защиты окружающей среды от вредных выбросов решают различными способами:

уменьшением выбросов пыли и газов путем создания безотходных технологий

организация очистки выбрасываемых газов от пыли и токсичных веществ;

рассеиванием в атмосфере вредных веществ при помощи высоких дымовых труб;

физической или физико-химической нейтрализации выбросов вне технологических агрегатов.

У нас в стране предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в приземном слое регламентируются государственным стандартом (ГОСТ 12.1.005-79).

Необходимость улавливания в цветной металлургии диктуется также высокой стоимостью удаляемой пыли, содержащей ценные компоненты. Это способствует увеличению рентабельности пылеулавливающих установок. Так, при производстве меди, свинца и цинка стоимость установки для улавливания пыли не превышает 20-30% от стоимости пыли, уловленной в течение года.

Химический состав выбрасываемой пыли, как правило, близок к составу исходных материалов. Весь пылевой поток можно поделить на две основные группы: механическая пыль и возгоны.

Промышленные запыленные газы содержат пылевые частицы разных размеров. При этом считают грубой пылью частицы с размером частиц более 10мкм, мелкой - 10-1 мкм, а при размере частиц меньше 1мкм ее считают дымом или туманом. Знание размеров пыли является необходимым фактором для выбора конструкции пылеулавливающего аппарата.

При движении запыленного потока по газоходам на частицы действуют силы тяжести, давлениия газовой среды и центробежные силы, прижимающие частицы к стенке газохода.

При движении газового потока в горизонтальном газоходе на распределение пыли в поперечном сечении существенно влияет сила тяжести. Поэтому концентрация крупных частиц пыли в нижней части газового потока может быть значительно выше, чем в верхнем. При этом чем крупнее частицы, тем более неравномерным будет поле концентрации пыли. Силы тяжести значительно меньше влияют на мелкие частицы. На них сильное влияние оказывает турбулизация потока. В случае, когда газы движутся турбулентно и содержат частицы мельче 5мкм, поле запыленности получается практически равномерным.

При движении частицы в вертикальном канале под влиянием силы тяжести скорость ее падения возрастает, но одновременно возрастает и сопротивление газовой среды. Для мелких частиц быстро наступает такой момент, когда сила тяжести становится равной силе сопротивления. С этого момента частицы продолжают двигаться по инерции с постоянной скоростью витания. Если скорость потока в вертикальном направлении (снизу вверх) хотя бы немного превысит скорость витания, то частица пыли будет увлечена газовым потоком. Для частиц каждого размера имеется определенная скорость газа, при которой они будут выноситься потоком.

Улавливание твердых частиц из запыленного потока заключается в том, что частицы либо непосредственно выводятся из него, либо осаждаются на различных поверхностях или телах.

Для обеспечения эффективной очистки газов необходимо в каждом конкретном случае произвести подготовку подлежащих очистке газов путем их предварительной подготовки с таким расчетом, чтобы технологические параметры газов соответствовали оптимальным характеристикам газоочистных аппаратов, в которых они будут подвергаться очистке. Наиболее часто для этого приходится изменять:

дисперсность взвешенных частиц;

концентрацию частиц;

температуру очищаемых газов;

влажность газов и взвешенных частиц и их электрические свойства;

Одним из эффективных и малозатратных мероприятий по снижению пылевыноса является коагуляция взвешенных частиц, в результате которого происходит слипание мелких частиц с образованием крупных агрегатов, что значительно облегчает их последующее осаждение в пылеосадительных аппаратах. Этот процесс может происходить за счет броуновского движения (тепловая коагуляция), под действием гидродинамических, гравитационных, акустических, электрических и других сил.

Скорость коагуляции для большинства аэрозольных частиц подчиняется закону [1].

, (1)

Где n - концентрация частиц в некоторый момент времени , 1/м³;

n_o - начальная концентрация частиц, 1/м³;

K_k - константа коагуляции, м³/с.

Скорость убывания концентрации частиц в результате коагуляции составит

 (2)

В соответствие с этим выражением концентрация частиц в начальный момент времени значительна и процесс коагуляции протекает с максимальной скоростью. В последующем скорость ее уменьшается.

При тепловой коагуляции ее скорость может быть представлена [2] выражением

, (3)

где D_ч - коэффициент диффузии частиц, характеризующий интенсивность броуновского движения, м²/с. Для реальных процессов [3] его значение может быть определено

 (4)

В соответствие с этими данными, скорость тепловой коагуляции растет с увеличением абсолютной температуры газа Т_г, уменьшением давления, но при этом возрастает также и вязкость. Поэтому тепловая коагуляция оказывает влияние в основном в начальный момент образования аэрозоля и способствует практически мгновенному укрупнению частиц.

При наличии поперечного градиента скорости газов в потоке газов происходит градиентная коагуляция [3]. Она интенсивно развивается в основном в пристеночном слое при турбулентном движении газового потока и оказывает существенное влияние только при движении газов по длинным газоходам или при развитой поверхности контактов.

При турбулентном движении газового потока решающую роль в столкновении частиц играют турбулентные пульсации [2]. При этом возможно два механизма пылеосаждения: полного увлечения частиц пульсациями и коагуляция за счет механизма ускорения. Первый механизм наблюдается при плотности аэрозольных частиц больше плотности газа примерно в 1000раз и носит второстепенное значение. В полидисперсных потоках, благодаря существенному различию в скоростях движения частиц происходит увеличение частоты встречи и их коагуляция. Этот механизм имеет решающее значение на коагуляцию частиц размером более 10^-4-10^-5см.

При движении частиц движущихся с различными скоростями может происходить кинематическая коагуляция [1]. При этом более крупные частицы, движущиеся с большей скоростью захватывают мелкие при их столкновении. Этот механизм наиболее часто встречается при осаждении частиц распыленной водой в мокрых пылеуловителях [4].

При возникновении в частицах электрических зарядов коагуляция частиц может происходить при их соединении под действием электрических сил [5]. Пыли заряжаются в процессах дробления или распыления, при трении или контакте с поверхностью оборудования, движении через раскаленную среду. Дымы заряжаются при движении через раскаленную среду в результате ионизации в пламени, термо- и фотоэлектронной эмиссии электронов. Электрические заряды можно сообщать частицам и искусственно. В большинстве случаев неметаллические взвешенные частицы заряжаются положительно, а металлические - отрицательно. Величина заряда зависит от размера частиц и его величина не превышает 1-10% от величины искусственного заряда. Между частицами в этом случае могут возникать силы притяжения или отталкивания, индукции, внешнего электрического поля. В результате частицы самопроизвольно соединяются с укрупнением своей массы. Для ускорения электрической коагуляции широко используют внешние поля [6].

При наличии градиента концентрации компонентов газовой среды возможно протекание процесса коагуляции за счет эффекта конденсации - диффузиофорез. Этот процесс возникает при испарении жидкости с поверхности капли, согласно которому параллельно поверхности жидкости возникает направленное гидродинамическое движение парогазовой среды, компенсирующая диффузию газов к этой поверхности [7], способствующая захвату частиц.

При наличии неравномерно нагретых частиц в газовом потоке возможно возникновение сил отталкивания - эффект термофореза [8]. Иногда явление термофореза приводит к отложению на холодных стеках котлов или теплообменников слоя частиц с низкой теплопроводностью, что существенно снижает эффективность их работы.

Одним из эффективных способов пылеосаждения является акустическая или звуковая коагуляция взвешенных частиц [9]. При этом под воздействием внешних колебаний возникают три фактора: совместное колебание частиц и газовой среды, динамические силы между соседними частицами и давление акустической радиации. При определенной частоте внешнего акустического поля частицы вовлекаются в периодическое движение, увеличивается частота их столкновения, что способствует коагуляции пылевых элементов.

Отходящие газы из анодной печи отличаются высокой температурой и значительным содержанием пыли, которая представлена в основном в расплавленном виде. Покидая рабочее пространство плавильной печи, газы поступают в вертикальный водоохлаждемый канал высотой более 10м. После частичного охлаждения газы поступают на вход теплообменных поверхностей подогрева воздуха. При контакте расплавленных частичек пыли с относительно холодными поверхностями происходит их слипание и кристаллизация расплава, который представляет дополнительное тепловой сопротивление.

Если учесть, что пылевые частицы отходящих газов представляют собой продукты окисления меди, представляющие дополнительный источник сырья, то целесообразно осуществлять их осаждение непосредственно в рабочем пространстве плавильного агрегата.

Для очистки теплообменных поверхностей от предлагается использовать энергию акустического поля формируемого непосредственно на теплообменных поверхностях и в районе осадительной камеры.

Промышленные испытания использования энергии акустического поля для интенсификации тепломассообменных процессов на ряде технологических агрегатов (агломашина, плотный слой печи полимеризации, чугунолитейные и минераловатные вагранки, шахтный агрегат цветной металлургии) показали широкие возможности применения этого способа.

Так промышленные испытания этого процесса в условиях агломашины АК-50 Серовского металлургического завода в течение длительного времени подтвердили безопасность его использования. Кроме того, была показана возможность увеличения производительности агрегата на величину до 15…20%, повышения глубины протекания основных физико-химических реакций в слое, снижения вредных выбросов из агломашины (СО, NO_х, пыль), уменьшения удельного расхода топлива на процесс на 10…15%.

На печи полимеризации волокнистых материалов в зависимости от ее конструкции было изготовлено и смонтировано от двух до шести излучателей в камерах вакуумирования и сушки. Их испытания показали возможность увеличения производительности агрегата на 30…35% с улучшением качества использования органического связующего.

Результаты использования энергии акустического поля в рабочем пространстве чугунолитейных и минераловатных вагранок, шахтных агрегатов цветной металлурги показали возможность увеличения производительности плавильных агрегатов на величину 10…15% при соответствующем снижении расхода кокса и объема вредных выбросов. При этом отмечается также разрушение образующихся настылей при движении газов и материалов, что повышает производительность плавильного агрегата и уменьшает затраты на его обслуживание.

Формирование поля звуковых колебаний заданных параметров в движущемся запыленном потоке мелкодисперсной шихты вращающихся печей глиноземного производства как в направлении движения газов, так и в противоположную сторону позволили установить устойчивую тенденцию снижения пылевыноса в пределах рабочего пространства на величину вплоть до 40%. При этом наблюдалось более полное завершение всех химических преобразований в твердых компонентах. Опыт использования энергии акустического поля для снижения пылевыноса показывает, что каждое дополнительное место установки обеспечивает снижение пылевыноса примерно на 15-20% от входящего.

Длительный период (с сентября 2009г) использования акустических излучателей на шахтных печах (г. Кировград) показал возможность практически полного разрушения образующихся в рабочем пространстве шихтовых настылей. Кроме того, отмечается возможность увеличения производительности агрегата на 5…10% при снижении общего количества пылевых выбросов на величину до 25%.

Замеры состояния окружающей среды в районе испытаний (в соответствие с ГОСТ 12.1.028-80) позволили установить незначительное изменение (в соответствие с ГОСТ 12.1.012-90, ГОСТ 12.1.003-83, ГОСТ 27534-87 (ИСО 6394-85)) условий работы обслуживающего персонала по уровню звукового давления.

ОБОСНОВАНИЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ЭНЕРГИИ АКУСТИЧЕСКОГО ПОЛЯ ДЛЯ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ

При воздействии звуковых волн на промышленные запыленные газы можно при определенных условиях добиться такого колебательного движения частиц, при котором значительно увеличивается вероятность столкновения частиц друг с другом, в результате чего они слипаются, образуя крупные агрегаты, что значительно облегчает последующую очистку газов.

Согласно последним представлениям, на взвешенные частицы в газах при действии акустического поля действуют три основных фактора: совместное колебание частиц и газовой среды, динамические силы между соседними частицами и давление акустической радиации.

В зависимости от внешних условий, между частицами и колеблющейся средой действуют силы Стокса

. (5)

Это выражение справедливо для частиц размером меньше 4мкм и частоте колебаний до 10кГц.

При пропускании звуковых волн через объем запыленного газа в нем устанавливаются стоячие звуковые волны, которые формируют нестационарное скоростное поле V_г в виде периодически изменяющихся во времени  узлов и пучностей, определяемых его параметрами

 (6)

где с - скорость звука;  - угловая частота; а - амплитуда колебаний.

Тогда для каждой элемента запыленного потока имеющего частицы диаметром d_ч перемещающихся в направлении  в потоке газов, обладающих вязкостью  можно установить условия равновесия

. (7)

При начальных условиях входа акустического поля в слой () траектория движения отдельных частиц может быть представлена в виде

. (8)

Здесь

; (9)

 (10)

 (11)

где - частота колебаний, Гц;

Анализ выражения (8) показывает, что частицы запыленного потока, находящиеся в поле акустических колебаний, независимо от общего направления перемещения совершают в поперечном направлении синусоидальные движения около некоторого среднего положения, приближаясь к нему во времени с затуханием амплитуды.

В зависимости от значений акустического числа Рейнольдса () для среды плотностью  в акустическом поле с длиной волны  различают три характерных режима движения омывающего потока: течение вне пограничного слоя, в пограничном слое и быстрое течение без учета пограничного слоя. Рассматривая омывание колеблющимся газовым потоком отдельных тел, выделяют возникающие вокруг них газовые вихри, которые вращаются вокруг частиц в противоположных направлениях движению вне пограничного слоя. Масштаб этих движений определяется значением акустического критерия Re_а, относительной амплитудой колебательного смещения и числа Маха, которые развиваются в пределах от области существования только пограничного слоя (при Re_а >10) до протяженности всего движущегося потока (при Re_а <10).

При полидисперсной структуре частиц пыли, а также в присутствие существенной нелинейности движения струй газа с образованием дополнительных турбулентностей воздействие реальной газовой среды на твердые элементы нельзя считать упругой. При этом результирующий эффект их взаимодействия зависит от микро- и макронеоднородностей распределения твердых элементов пыли, условий столкновения не только бегущей в направлении акустического воздействия волны, но и образующихся отраженных и встречных струй. Различие условий распространения периодических колебаний газовой среды в запыленном потоке обусловлено изменением степени поглощения и отражения энергии акустической волны твердыми элементами обрабатываемой системы. Наличие отраженных от твердых частиц акустических волн, а также от границ раздела фаз создают реальные условия для полной диссипации колебательной энергии. Процесс затухания внешних возмущений при их распространении в продуваемых дисперсных системах указывает на присутствие в них элементов с широким спектром собственных частот, способных изменять в существенных пределах спектр частот внешних колебаний при их интерференции и дифракции. Наличие значительной нелинейности элементов обрабатываемой среды при распространении в ней периодических колебаний определенной интенсивности обеспечивают возникновение регулярных течений в направлении воздействия - акустический ветер. Присутствие дополнительных диффузионных потоков в потоке формируют условия для интенсификации массообменных процессов. Для получения наибольшей величины этого эффекта параметры внешних акустических колебаний необходимо синхронизировать с внутренними источниками по частотам колебаний (явление резонанса). При этом результат суммарного воздействия будет наибольший при определенных амплитудах и частотах внешнего акустического поля близких к частоте собственных колебаний твердых элементов слоя. Возникающие результирующие воздействия на уровень давления и скорости потоков определяют их устойчивость и структуру стационарного движения. Наибольшее воздействие энергии акустических колебаний концентрируется в точках неустановившейся структуры вещества (межфазные поверхности, дефекты структуры, внешние и внутренние неоднородности). В этом случае около периодически движущихся частиц возникает зона локального вакуума или давления, величина которого пропорциональна квадрату эффективного размера d и частоте колебаний  , что обеспечивает образование дополнительных конвективных потоков через слой.

На каждую твердую частицу слоя плотностью , находящуюся в поле внешних акустических колебаний амплитудой А и частотой  в газовой среде со скоростью звука с, действует суммарное давление

, атм. (12)

При этом помимо общего давления движущегося газа Р_о во внешнем акустическом поле с уровнем звука J действует дополнительная периодическая сила с амплитудой колебаний

, атм., (13)

величину которой можно изменять через конструктивные и технологические параметры процесса с изменением величины входных воздействий.

Если представить слой кусковых материалов (неподвижный или движущийся) или запыленный газовый поток как совокупность отдельных частиц различного гранулометрического состава, находящихся в контакте и разделенных порами в виде каналов переменного сечения, то независимо от степени их разобщенности газовой средой всю рассматриваемую систему можно описать в виде единой структурной схемы. При воздействии внешнего акустического поля твердые элементы запыленного потока подвергаются действию динамического и статического напора движущихся газов. В поперечном направлении каждый его твердый элемент испытывает действие Релеевой силы. При этом падающая на частицы акустическая волна частотой  и амплитудой А, омывая их с внешней стороны, формирует поле давлений излучения, действующее в обратном направлении. Образующаяся за частицами акустическая волна в виде турбулентных колебаний давления является излучающей и может быть причиной озвучивания последующих элементов потока. Избыточное давление газа между частицами, вызванное внешними колебаниями поверхностей, компенсируется оттоком избыточного или недостающего количества газов через поры в основном в направлении распространения колебаний. При этом происходит возникновение дополнительного движения газовой среды, вызванного внешними колебаниями и обеспечивающее интенсификацию тепломассообменных процессов на поверхности каждой частицы.

Вследствие вынужденных колебаний твердых элементов запыленного потока различной интенсивности в акустическом поле, амплитуда которых определяется как параметрами внешнего воздействия, так и их акустическими характеристиками, происходит возникновение низкочастотных мелкомасштабных контуров движения частиц. Последние способствуют разрушению пограничного слоя около колеблющихся кусочков и появлению дополнительных конвективных потоков.

В слое с высокой порозностью возникают контуры колебаний групп частиц, которые способствуют проявлению поршневого эффекта. При совпадении частоты внешних колебаний с частотой собственных колебаний частиц слоя возникает явление резонанса и амплитуда колебаний твердых элементов слоя постепенно возрастает. Экспериментальные замеры уровня этих давлений на примере виброкипящего слоя показали возможность достижения их максимальных значений до 20 кПа. Этот факт является существенным для развития тепломассообменных процессов в слое.

При полидисперсной структуре слоя кусковых материалов колебания его частиц вызывают формирование вокруг них локальных зон с отличным от внешней окружающей среды давлением. Чем больше размер обрабатываемых кусков, тем эта разница значительней. Поэтому в запыленном потоке под действие внешних акустических колебаний мелкие частицы перемещаются ближе к крупным, вокруг которых образуется локальная зона повышенного разрежения, формируя вокруг них зону с увеличенной концентрацией пылевых элементов. Это обеспечивает возможность удержания мелких пылевидных фракций вокруг крупных элементов под действием акустического поля. При наличии в системе сил адсорбции или абсорбции может происходить коагуляция частиц с увеличением их размеров с выделением из общего потока. Этот факт является основой для дополнительного осаждения пылевых элементов непосредственно в движущемся газовом потоке.

Таким образом, при воздействии внешнего акустического поля заданных параметров на запыленный поток возникают условия для сближения крупных и мелких частиц и обеспыливания отводимых газов непосредственно в нем самом.

Если учесть, что частицы запыленного потока представляют собой систему из отдельных твердых элементов, имеющих различную частоту собственных колебаний, то для интенсификации тепломассообменных процессов с наибольшим поглощением внешней энергии необходимо использовать источник периодических колебаний с широким спектром образующихся частот. Чем сложнее объект воздействия, тем шире диапазон его собственных частот. Поэтому для обеспечения явления резонанса внешних колебаний с твердыми элементами слоя целесообразно применять газоструйные излучатели, акустическое поле которых характеризуется широким спектром формируемого ими излучения, возможностью формирования заданной интенсивности излучения, высоким КПД и простотой конструкции.

Использование импульсно-энергетических воздействий акустического поля на осуществление ряда технологических процессов известно давно. При этом отмечается многосторонность их проявления. Влияние упругих колебаний на динамическую вязкость потоков позволяет изменять условия течения и перемешивания неньютоновских жидкостей, обеспечивая увеличение значений коэффициентов диффузии. В условиях существенной нестационарности распространения звуковых колебаний происходит разрушение теплового пограничного слоя вдоль твердых поверхностей, что способствует усилению интенсивности внешней теплопередачи. Возбуждение при этом собственных колебаний системы обеспечивает развитие явлений теплопроводности между ее элементами, закономерности которых зависят от скорости и длины волн.

Наличие многочисленных побочных дополнительных эффектов сопровождающихся использованием энергии акустического поля способствует развитию массообменных процессов при интенсивности внешних колебаний выше порогового значения 120-146 дб.

Чем сложнее система, тем большее число эффектов будет проявляться при воздействии на нее периодическими колебаниями. Степень внешнего воздействия на нее можно изменять параметрами объекта воздействия (конструктивными, технологическими, кинетическими и т.д.) или количественными характеристиками поля. Как правило, технологические параметры самой системы устанавливаются независимо от свойств и характеристик внешних интенсификаторов. Поэтому для управления энергетическим воздействием акустического поля на слоевые процессы требуется изучение закономерностей изменения основных и дополнительных эффектов, проявляющихся при обработке запыленного газового потока.

4. Выводы и заключение

. Использование энергии акустического поля на теплообменных поверхностях энергоагрегата способствуют разрушению пылевых отложений и обеспечивает увеличение температуры подогрева воздушного дутья на величину 24-26градусов. При этом происходит снижение уровня температуры отходящих газов на величину до 37-57градусов.

. Изменение условий теплообмена в энергоагрегате способствует повышению его теплового КПД с 35-37 до 40-42%. При этом наблюдается повышение выноса пыли из энергоагрегата на величину 12,9отн.%.

. Использование энергии акустического поля непосредственно в рабочем пространстве анодной печи способствует:

-повышению выхода медьсодержащих компонентов на 2,76% за счет внурипечного пылеосаждения, что в среднем составляет до 14750,5кг/плавку;

увеличивается выход шлаков на величину до 0,17% или на 980кг/плавку;

сокращаются энергозатраты на расплавление шихтовых материалов на величину до 0,57%. Что равносильно 198м³ газа;

увеличивается суммарный тепловой КПД рабочего пространства с 38,13 до 46,14% за счет увеличения теплосодержания твердых продуктов плавки и сокращения потерь тепла с отходящими газами.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Промышленные испытания использование энергии акустического поля в рабочем пространстве анодной печи и теплообменных поверхностях энергоагрегата являются недорогим и эффективным средством улучшения ее показателей за счет внутрипечного пылеосаждения и интенсификации тепломассообменных процессов.

5. Список использованной литературы

1.         Фукс Н.А. Механика аэрозолей. М.: АН СССР, 1955. -352с.

2.      Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Физматгиз, 1959. - 700с.

.        Современное состояние гидродинамики вязкой жидкости. Т.2. Пер.с анг. Под ред. С.Гольдштейна. М.: Издатинлит., 1948. - 407с.

. Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю. Очистка газов мокрыми фильтрами. М.: Химия, 1972. - 248с.

. Ужов В.Н. Очистка промышленных газов электрофильтрами. М.: Химия, 1967. - 344с.

. Жебровский С.П. Электрофильтры. М.-Л.: Госэнергоиздат, 1950.: 256с.

. Фукс Н.А. Успехи механики аэрозолей. Итого науки, химические науки, №5, М.: АН СССР, 1961. - 160с.

. Дерягин Б.В., Баканов С.П. ДАН СССР, 1957, т.117, №6, с.959-962.

. Медников Е.П. Акустическая коагуляция и осаждение аэрозолей. М.: АН СССР, 1963. - 263с. В процессе выполнения этого этапа работы необходим контроль следующих технологических параметров анодной печи и энергоагрегата: