Содержание к диссертации
Введение
1. Современная практика работы крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей и состояние проблемы защиты атмосферного воздуха 10
1.1. Особенности конструкций и работы современных крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 10
1.2. Дуговая сталеплавильная печь как источник выбросов загрязняющих веществ в атмосферу 20
1.2.1. Используемые энергоносители в электросталеплавильном производстве и газовыделение дуговых сталеплавильных печей 20
1.2.2. Пылеобразование в дуговых сталеплавильных печах и выбросы пыли в атмосферу 25
1.2.3. Дуговые сталеплавильные печи как источник газообразных вредных выбросов 29
1.2.4. Сверхтоксичные выбросы дуговых сталеплавильных печей 32
1.3. Системы отвода и очистки газов дуговых сталеплавильных печей и их эффективность 34
1.3.1. Способы локализации выбросов и отвода газов от дуговых сталеплавильных печей 34
1.3.2. Дожигание и охлаждение технологических газов дуговых сталеплавильных печей 44
1.3.3. Очистка газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 49
1.4. Перспективы улучшения энерго-экологических показателей дуговых сталеплавильных печей и их систем очистки газов 53
2. Анализ экологических показателей загрязнения атмосферного воздуха выбросами крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 56
2.1. Анализ выбросов загрязняющих веществ в атмосферу при работе крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 56
2.2. Учет степени воздействия на атмосферный воздух выбросов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 60
2.3. Анализ вклада высокотоксичных загрязнителей в загрязнение атмосферного воздуха выбросами дуговых сталеплавильных печей 65
3. Исследование газовыделения крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 73
3.1. Метод оценки газовыделения дуговых сталеплавильных печей 73
3.2. Особенности расчета газовыделения крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 76
3.3. Анализ условий газовыделения и дожигания технологических газов дуговых сталеплавильных печей 80
3.4. Экспериментальное исследование состава поступающих на очистку технологических газов. Оценка равновесного содержания монооксида углерода 83
4. Концепция обработки технологических газов и её применение в традиционных условиях эксплуатации крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 90
4.1. Анализ условий дожигания технологических газов в стационарном газоходе путем подсоса атмосферного воздуха 90
4.1.1. Смешение и температурно-временные ограничения эффективного дожигания технологических газов 90
4.1.2. Совершенствование системы отвода и дожигания технологических газов 96
4.2. Особенности охлаждения технологических газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 99
4.2.1. Анализ способов охлаждения технологических газов дуговых сталеплавильных печей 100
4.2.2. Анализ эффективности решений по реконструкции системы отвода и очистки газов ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» 102
4.2.3. Диспергирование и испарение капель при спрейерном испарительном охлаждении технологических газов дуговых сталеплавильных печей 105
4.2.4. Разработка рекомендации по спрейерному испарительному охлаждению газов ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» 110
5. Предложения по применению новых концепций обработки газов в условиях вновь создаваемых дуговых сталеплавильных печей 113
5.1. Анализ энерго-экологической и экономической эффективности применения современных систем очистки газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей 113
5.2. Пути совершенствования системы аспирации неорганизованных выбросов дуговых сталеплавильных печей 118
5.3. Непрерывное производство стали — основа комплексного решения проблемы защиты атмосферного воздуха от выбросов дуговых сталеплавильных печей и энергосбережения 124
6. Заключение 130
7. Список литературы 134
Приложения 143
Приложение 1. Выбросы в атмосферный воздух загрязняющих веществ дуговыми сталеплавильными печами и ЭСПЦ 144
Приложение 2. Алгоритм расчета газовыделения крупнотоннажной дуговой сталеплавильной печи и дожигания технологических газов 149
Приложение 3. Примеры расчета газовыделения дуговых сталеплавильных печей по различным вариантам 160
Приложение 4. Федеральный институт промышленной собственности. Уведомление о поступлении и регистрации заявки №2010128976 от 14.07.2010 г. 174
Приложение 5. Расчет капитальных затрат и себестоимости очистки газов ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» при использовании одного и двух блоков газоочистки 178
- Используемые энергоносители в электросталеплавильном производстве и газовыделение дуговых сталеплавильных печей
- Экспериментальное исследование состава поступающих на очистку технологических газов. Оценка равновесного содержания монооксида углерода
- Диспергирование и испарение капель при спрейерном испарительном охлаждении технологических газов дуговых сталеплавильных печей
- Пути совершенствования системы аспирации неорганизованных выбросов дуговых сталеплавильных печей
Введение к работе
Актуальность работы. Металлургический комплекс, являясь базовой, развивающейся отраслью народного хозяйства, вносит существенный вклад, как в экономику России, так и в загрязнение окружающей среды. Мировой и отечественный опыт свидетельствует об увеличении доли стали производимой в дуговых сталеплавильных печах (ДСП). При этом для выплавки стали в ДСП применяются современные методы интенсификации производства, увеличивается доля топливной составляющей в балансе печи, что ведет к существенному изменению качественных и количественных показателей пылегазовых выбросов. Увеличение газовыделения ДСП и постоянно возрастающие требования по их сокращению приводит не только к необходимости совершенствования систем очистки газов, но и, часто, требует их замены.
Для обеспечения современных высоких экологических требований ДСП оборудуют системами отвода и очистки газов, отличающимися огромными объемами очищаемых газов, в десятки раз превышающими газовыделение этих печей, и значительными расходами энергии на очистку. Поэтому поиск путей повышения эффективности работы систем очистки газов весьма актуален как с точки зрения защиты окружающей среды от выбросов загрязняющих веществ, так и с точки зрения энергосбережения.
Целью работы является совершенствование систем отвода, дожигания и очистки газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей, направленное на повышение их энерго-экологической эффективности, уменьшение объемов очищаемых газов и на сокращение выбросов загрязняющих веществ в атмосферный воздух.
Методы исследования. При выполнении работы использовались усовершенствованные расчетные методы оценки газовыделения и дожигания технологических газов и промышленного эксперимента на действующих ДСП.
Достоверность результатов работы базируется на:
- значительном объеме данных натурного эксперимента;
- хорошей сходимостью результатов расчетов с экспериментальными данными.
Научная новизна работы заключается в следующем:
1. На основе учета уровня воздействия на окружающую среду выбросов отдельных ингредиентов загрязняющих веществ обосновано применение рукавных фильтров для очистки газов ДСП от пыли эффективностью выше 99% (до остаточной концентрации пыли менее 5-10 мг/м3). Установлено, что традиционный компонентный состав выбросов крупнотоннажных ДСП должен быть расширен за счет таких ингредиентов загрязняющих веществ как цианиды, углерод (сажа), пары масел, а также высокотоксичных загрязнителей – бенз(а)пирена, диоксинов и фуранов. Показано, что, несмотря на незначительные массовые доли этих веществ в выбросах ДСП, их вклад в загрязнение атмосферного воздуха может превышать 1/3 общей доли выбросов загрязняющих веществ.
2. Усовершенствован метод расчета состава и количества газов для различных периодов работы современных крупнотоннажных ДСП, позволяющий проводить расчеты с учетом особенностей протекания технологического процесса и рассматривать как единое целое металлургический агрегат и систему отвода и очистки газов, а также оценивать условия дожигания и охлаждения технологических газов.
3. Подтверждена экспериментальными и расчетными методами ведущая роль узла дожигания и охлаждения технологических газов в системе очистки газов ДСП. Установлены условия смешения и температурно-временные ограничения высокотемпературного дожигания технологических газов, позволяющие обеспечивать эффективное дожигание. Показано, что только при дожигании технологических газов с температурой более 1200 оС монооксид углерода при концентрации менее 15 мг/м3 может служить надежным индикатором эффективного дожигания как различных углеводородов, сажи и углеродной пыли, так и сырьевой основы образования стойких органических загрязнителей (СОЗ), в том числе диоксинов и фуранов.
4. Разработаны концепции удаления, дожигания, подготовки и очистки газов крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей как для традиционных условий их эксплуатации, так и для условий вновь создаваемых агрегатов, позволяющие сократить объемы очищаемых газов и повысить энерго-экологическую эффективность очистки.
Практическая значимость.
1. Проведена оценка качественных и количественных характеристик выбросов современных крупнотоннажных ДСП с учетом степени воздействия на окружающую среду. Показана значимость вклада в загрязнение атмосферного воздуха выбросов цианидов, углерода (сажа), паров масел, а особенно высокотоксичных загрязнителей – бенз(а)пирена, диоксинов и фуранов, вклад которых в загрязнение атмосферного воздуха весьма значителен не смотря на их малую массовую долю.
2. Разработан алгоритм расчета состава и количества газов для различных периодов работы современных крупнотоннажных ДСП, а также изменения этих показателей в системе дожигания. Реализация расчета в математической оболочке «MathCad-12» позволила оценить энерго-экологическую эффективность решений по совершенствованию систем отвода, дожигания и очистки газов крупнотоннажных ДСП.
3. Определены условия эффективного дожигания технологических газов ДСП: струйное высокотурбулентное смешение газов, температура в зоне горения и выдержки - более 1200 оС, длительность процесса - более 2 с, содержание кислорода - более 2-3%, концентрация монооксида углерода в продуктах горения - не более 15 мг/м3.
4. Показано, что монооксид углерода при концентрации менее 15 мг/м3 может служить надежным индикатором эффективного высокотемпературного (при температуре более 1200 оС) дожигания как различных углеводородов, сажи и углеродной пыли, так и сырьевой основы образования стойких органических загрязнителей (СОЗ), в том числе диоксинов и фуранов.
5. Разработаны рекомендации по совершенствованию системы дожигания технологических газов в стационарном газоходе с последующим испарительным охлаждением для ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь», позволившие уменьшить объемный расход продуктов дожигания в 2 раза и ограничиться использованием одного блока газоочистки. Рекомендации были использованы ООО «Гипрогазоочистка инжиниринг» при проектировании системы очистки газов для этой печи.
6. Разработаны предложения по совершенствованию систем удаления, дожигания, подготовки и очистки газов для традиционных условий эксплуатации крупнотоннажных ДСП. На способ отвода и очистки газов дуговой сталеплавильной печи и устройство для его осуществления подана заявка о выдаче патента РФ на изобретение № 2010128976 от 14.07.2010 г.
Реализация результатов работы:
1. Результаты диссертационной работы в виде конкретных рекомендаций по совершенствованию системы дожигания и охлаждения технологических газов ДСП в рамках НИР проводимой НИТУ «МИСиС» переданы ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь». На основе выданных рекомендаций ООО «Гипрогазоочистка инжиниринг» проведена корректировка проекта строительства системы очистки газов этой печи.
2. Отдельные блоки расчета состава и количества газов реализованы в виде самостоятельных программ и используются в учебном процессе НИТУ «МИСиС».
Предмет защиты и личный вклад автора:
На защиту выносятся новые концепции удаления, дожигания, подготовки и очистки газов современных крупнотоннажных дуговых сталеплавильных печей и принципы совершенствования систем очистки газов на основе их энерго-экологических показателей.
Апробация результатов работы. Основные положения и результаты диссертационной работы доложены и обсуждены на III Международной научно-практической конференции «Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее. К столетию со дня рождения М.А. Глинкова» (1-3 февраля 2006 г., Москва, МИСиС); на IV Международной научно-практической конференции «Печные агрегаты и энергосберегающие технологии в металлургии и машиностроении» (3-4 апреля 2008 г., Москва, МИСиС); на VI ежегодной конференции «Новые тенденции рационального использования вторичных ресурсов и проблемы экологии» (10-16 ноября 2008 г., Москва, Федеральное агентство по науке и инновациям, МИСиС); на V Международной научно-практической конференции «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология. Безопасность технологических процессов» (27 сентября - 2 октября 2010 г., Москва, НИТУ «МИСиС»); а также на заседаниях кафедры «Теплофизика и экология металлургического производства (2008-2010 гг., Москва, НИТУ «МИСиС»).
Публикации. Основное содержание работы отражено в 10 публикациях, из них 3 статьи в журналах, рекомендованных ВАК для опубликования результатов докторских и кандидатских диссертаций.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы 119 наименований. Работа изложена на 142 страницах машинописного текста, содержит 32 рисунка, 19 таблиц, 5 приложений.
Используемые энергоносители в электросталеплавильном производстве и газовыделение дуговых сталеплавильных печей
В связи с происходящими сложными физико-химическими процессами при высоких температурах вьшлавка стали в дуговых сталеплавильных печах сопровождается интенсивным образованием газов. Именно от количественного и качественного состава образующихся в ДСП газов в значительной степени зависит способ отвода и очистки газов и энергозатраты на очистку. До 20 % энергии, введенной в печь, как уже отмечалось, теряется с отходящими газами, что соответствует потерям электроэнергии до 200 кВт-ч/т.
Потери энергии складываются из физической теплоты газов (50-65 кВт-ч/т) и химической теплоты, которая может быть выделена при их дожигании (окисление монооксида углерода и водорода) [19,20].
Количество и температура отводимых газов, как и их состав, определяются многими факторами и могут изменяться в широких пределах в зависимости от вместимости и мощности ДСП, марки выплавляемой стали, особенностей энерготехнологического и гидравлического режимов плавки, способов интенсификации и других характеристик процесса. Приводимые в различных работах данные по удельному количеству отводимых из печей газов с учетом разбавления их воздухом лежат в диапазоне от 40 до 400 м3/(чт), т.е. отличаются на целый порядок [19].
Удельные расходы газов, отсасываемых через отверстие в своде в различные периоды плавки, составляют: при расплавлении - 70 м3/(ч-т), в окислительный период -145—160 м3/(ч-т) и в восстановительный - 60—70 м3/(ч-т) [42]. Емкости печей, которым соответствуют эти расходы, не указываются, хотя в этой же работе приводятся данные, согласно которым удельный выход газов в зависимости от вместимости изменяется следующим образом:
Очевидно, что подобные усредненные данные могут использоваться при проектировании систем газоудаления только в качестве ориентировочных. То же относится и к приводимым в ряде работ значениям температур газов на выходе из рабочего пространства печей. Эти температуры даже по ходу одной и той же плавки могут изменяться от 250-300 С в начале периода плавления до 1500-1650 С в период интенсивной продувки ванны кислородом.
Наибольшие трудности в определении исходных данных для разрабатываемых систем отвода и очистки газов ДСП возникают не столько при оценке состава и запыленности отводимых газов, сколько от их общего количества и, особенно, интенсивности выделения, температуры. Ошибки в определении именно этих параметров, их максимальных значений ведут к трудно устранимым впоследствии конструктивным дефектам систем очистки газов. Это, в частности, относится и к неудовлетворительно работающим системам, созданным в 1975—1985 гг. в ряде отечественных электросталеплавильных цехов с первыми мощными 100-т печами.
При проектировании новых систем газоудаления возможности привлечения данных, относящихся к действующим объектам, в большинстве случаев весьма ограниченны из-за существенных различий в условиях работы различных ДСП. Поэтому возникает необходимость расчетов, учитывающих главные особенности каждого конкретного агрегата и особенностей технологии. Известные по немногочисленным работам расчетные методы определения основных параметров отводимых газов имеют существенные недостатки. Так для оценки газовыделения ДСП в работе [42] предлагается среднюю удельную интенсивность газовыделения за время плавки под током, Vr, рассчитывать с помощью выражения: т(СО + С02) где АС - количество выгоревшего углерода шихты, %; Мэ - удельный расход электродов, кг/т; Ми - удельный расход извести, кг/т; а - содержание в извести недопала, %.; т -продолжительность периода работы дуг, ч; СО и С02 - среднее содержание СО и СОг в газах рабочего пространства, %.
Аналогичные выражения приводятся в работе [43]. Все они основаны на уравнении материального баланса углерода за плавку. При использовании указанных выражений для расчетов при проектировании систем отвода газов сталкиваются со следующими трудностями: во-первых, для определения основных параметров систем необходимо знать не только средние, но и максимальные значения интенсивности газовыделения в отдельные периоды плавки, во-вторых, для использования, приведенного выше выражения, необходимо предварительно определить средние значения концентрации СО и СОг в отходящих газах, зависящие, как уже отмечалось, от множества факторов. Это не только требует проведения длительных и трудоемких исследований на действующих ДСП, но и далеко не всегда является приемлемым, поскольку условия и режимы работы проектируемых объектов, как уже подчеркивалось, могут значительно отличаться от существующих. Кроме того, рассматриваемые зависимости не учитывают влияния таких мощных источников дополнительного газообразования, как работа ТКГ и продувка ванны кислородом, хотя эти средства интенсификации электроплавки в последние годы получают все большее распространение, а на современных крупнотоннажных печах используются повсеместно. В работе [42] влияние продувки ванны кислородом на удельную интенсивность газовыделения в этот период предлагается оценивать исходя из допущения, что весь подаваемьш кислород расходуется только на окисление углерода ванны до СО, что не соответствует действительности.
В Челябинском научно-исследовательском институте металлургии (НИИМ) разработана методика расчета [19], предназначенная для инженерной оценки максимальных значений интенсивности газовыделения, температур газов и полной мощности тепловых потерь с газами в различные периоды плавки. Одновременно рассчитывается состав газов по основным компонентам. Полученные при расчете данные позволяют определить необходимую пропускную способность всего газоотводящего тракта и, таким образом, попытаться исключить возможность неорганизованных пылегазовых выбросов в отдельные периоды плавки. Эта методика достаточно полно учитывает все основные факторы, определяющие указанные основные параметры газов. К таким, факторам, в частности, относятся интенсивность продувки ванны кислородом и степень усвоения подаваемого кислорода при окислении углерода ванны (шихты), мощность и к.п.д. ТКГ, степень герметизации рабочего пространства и подсос в него воздуха в зависимости от применения уплотнителей электродных отверстий. Применение методики не требует проведения предварительных исследований в промышленных условиях и позволяет рассчитать определяемые параметры с достаточной для инженерной практики точностью.
Расчеты, проведенные с использованием данной методики, достаточно хорошо согласуются с результатами исследований, проведенных на ДСП-100 ЭСПЦ-2 Челябинского металлургического комбината, оборудованной уплотнителями электродных отверстий, работающей с ТКГ суммарной мощностью 30 МВт и продувкой ванны кислородом, подаваемым с интенсивностью 0,8-1,0 м3/тмин [19]. Параметры дымовых газов по периодам плавки приведены ниже
Основы расчетов газовыделения ДСП, заложенные в работах [19,42], широко используются многими исследователями и проектировщиками. Однако, данная методика не позволяет проводить расчеты в начальный период плавки (первые 5-10 мин.), когда идет интенсивное выгорание масел и других горючих компонентов шихты. Кроме того, данный метод не позволяет оценить количественные и качественные изменения, происходящие с газами на выходе из печи в процессе и после дожигания СО в стационарном газоходе (в большинстве ДСП газы отводятся с помощью патрубка на печи через зазор в стационарный газоход).
Оценка изменения качественных и количественных характеристик газов ДСП при их дожигаїши в зазоре между патрубком на печи и стационарным газоходом, предложена в работах [19,44]. Однако, большинство параметров газовьтделения ДСП при этом расчете следует задавать, что не позволяет учесть специфику процессов, происходящих в печи.
На основные параметры систем газоудаления большое влияние оказывает полное теплосодержание отводимых от печей газов, которое определяется не только их количеством и температурой, но и химической энергией, содержащихся в них горючих компонентов, главным из которых является СО. При расчетах используют обычно полную мощность тепловых потерь с отходящими газами. Характерной особенностью ДСП являются резкие колебания мощности тепловых потерь (qr) по ходу плавки. При использовании ТКГ и интенсивной подаче кислорода в слой шихты в период плавления наибольшие значения дг, достигающие на 100-т печах 20-30 МВт, имеют место в начале плавки (рис. 3) [45]. Это объясняется тем, что при таком ведении процесса окисление углерода происходит по ходу плавления и к концу этого периода, в основном, заканчивается. Такое распределение дг в течение плавки наблюдается и при работе ДСП на сильно замасленном ломе. Если же, как это имеет место в большинстве случаев, кислород подают только в окислительный период, то при продувке ванны с интенсивностью 0,6—0,8 м3/(т-мин) и выше, характерной для современной технологии, максимум дт совпадает с этой стадией процесса и соответствует наибольшей скорости выгорания углерода. К концу плавки полная мощность тепловых потерь, как видно из графика (рис. 3), уменьшается в несколько раз.
Экспериментальное исследование состава поступающих на очистку технологических газов. Оценка равновесного содержания монооксида углерода
Экспериментальные исследования газовыделения и показателей загрязнения атмосферного воздуха проводились на ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» после завершения реконструкции собственно рабочего пространства печи, связанной с ее герметизацией, установкой топливно-кислородных горелок и фурм для вдувания углеродного порошка. Контроль состава технологических газов проводился в газоотводящем канале на выходе из охлаждаемой части стационарного газохода печи после дожигания. Производительность печи в период испытаний составляла 63 т/ч. Старая же система мокрой очистки газов производительностью около 100000 м /ч во время проведения натурных испытаний оставалась не тронутой. Не решена была, в связи с сохранением прежней системы очистки, и проблема улавливания неорганизованных выбросов.
Химический состав газов, поступающих на мокрую очистку, при работе ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» контролировали с помощью газоанализатора «Testo-350 XL». При этом производился непрерывный контроль содержания следующих компонентов отходящих газов: монооксида углерода СО, сернистого ангидрида 80г, оксида азота NO, диоксида азота Ж 2, углеводородов СХНУ, а также кислорода Ог и водорода Нг. При проведении исследований печь работала с использованием ТКГ, на которые подавался кислород в количестве до 4800 м /ч и природный газ - до 2500 м /ч. В точке отбора проб температура газов изменялась в пределах от ПО С до 215 С в период расплавления и от 151 С до 350 С в период продувки. Максимальные температуры до 350 С наблюдались при продувке ванны печи кислородом перед выпуском плавки. Результаты исследований, полученные во время одной из плавок на ДСП 125 И7, представлены на рис. 20.
Обработка экспериментальных данных показала, что в пересчете на 1 т выплавляемой стали удельные показатели выбросов газообразных компонентов составили: СО - 1-3,5 кг/т, СХНУ - 0,04-0,08 кг/т, Н2 - 0,006-0,01 кг/т, NO - 0,03-0,06 кг/т, SO2 - 0,0005-0,001 кг/т. Сравнение полученных результатов со среднеотраслевыми данными газовыделения показывает, что уровень выбросов оксидов углерода от ДСП 125 И7 соответствует среднеотраслевым показателям, а выбросы оксидов азота и диоксида серы значительно меньше принятых отраслевых удельных показателей.
Исследования состава выбросов газообразных загрязняющих веществ показали, что оксиды азота NOx выделяются из печи, преимущественно, в виде оксидов азота NO. Концентрация NO по ходу плавкії изменялась в широких пределах от 2 мг/м3 до 350 мг/м3 (рис 20,в). При этом следует отметить, что максимальные выбросы NO (до 190-350 мг/м3) наблюдались в начале работы печи и после остановок на подвалки. При продувке печи кислородом концентрация NO не превышала 10 мг/м в начале продувки и 30-50 мг/м в конце, что свидетельствует о хорошей герметизации печи.
Выбросы диоксида азота NO2 по ходу плавки практически не обнаруживались (рис 20,е). Лишь в начале работы печи (первые 2-3 минуты) после остановок печи для завалки или подвалки концентрация NO2 достигала 1,3 мг/м3.
Столь малые концентрации оксида азота обусловлены восстановительной атмосферой в рабочем объеме ДСП 125 И7 и хорошей герметизацией печи. Как следует из экспериментальных данных, всплески выбросов оксида азота наблюдаются в периоды разгерметизации печи при подвалке и других операциях.
Герметизация ДСП 125 И7 и увеличение топливной составляющей подводимой энергии, как показали исследования, приводят к сокращению удельных выделений оксида азота N0 до 0,03-0,06 кг/т, что в 3-5 раз меньше среднеотраслевых показателей для печей старого поколения, удельные выбросы NO для которых в среднем составляют 0,26 кг/т. Обращает на себя внимание тот факт, что NO2 практически отсутствуют не только в выбросах печи, но и не появляются после дожигания газов в стационарном газоходе при любых режимах работы печи. Полученные данные указали на преимущественное образование оксидов азота в рабочем пространстве печи. Дожигание же газов за счет воздуха, подсасываемого в зазор на входе в стационарный водоохлаждаемый газоход, не приводит к заметному увеличению концентрации NOx.
Содержание сернистого ангидрида по ходу плавки изменялось в пределах от 0 мг/м до 43 мг/м (рис 20,з). Выбросы SO2 наблюдались в виде кратковременных всплесков (до 43 мг/м3) после завалки шихты и после подвалок, что обусловлено замасленностьго шихты и горением масел в первые 2-3 минуты после включения печи. Концентрация Нг (рис 20,6) изменялась в пределах от 0 мг/м3 до 90 мг/м3, увеличиваясь до максимальных значений при работе ТКГ.
Содержание Ог в уходящих газах в процессе проведения исследований изменялось в пределах от 17% до 20,4% (рис 20,а), снижаясь в периоды расплавления и продувки от 19,7% до 17%. При остановках печи содержание Ог достигало 19,5-20,4 %. Анализ результатов контроля содержания Ог и СОг, также как и температуры газов в точке отбора, указали на 10-15 кратное разбавление, уходящих из печи газов, атмосферным воздухом. Исследования (рис. 21) показали, что коэффициент избытка воздуха (в расчете на воздух), поступающих на очистку газов при выплавке стали в ДСП 125 И7, изменялся п = 6,2... 16,3 в процессе работы печи и увеличивался до п = 19,8 в межплавочные периоды, что свидетельствуют о неудовлетворительном дожигании газов.
Об неудовлетворительных условиях дожигания технологических газов на выходе из печи свидетельствуют не только высокое содержание Ог, в продуктах дожигания, но и значительное количество горючих компонентов (СО, Нг, СХНУ). В частности, концентрация углеводородов СХНУ по ходу плавки изменялась в пределах от 0 мг/м3 до 580 мг/м (рис 20,э/с), увеличиваясь до максимальных значений при использовании ТКГ.
Аналогично изменениям концентрации СХНУ по ходу плавки, изменялось и содержание монооксида углерода СО в уходящих газах (рис 20,г). Концентрация СО по ходу плавки изменялась в пределах от 2,7 мг/м до 3400 мг/м (кратковременно и более). Содержание СОг по ходу плавки изменялось от 0,9% до 2,5%, а в период расплавления возрастало от 0,9% (в начале периода) до 2,5%. При выпуске металла и в отдельные моменты плавки содержание СОг кратковременно возрастало до 3,5%.
Полученные при проведении исследований высокие концентрации СО и СХНУ в отходящих газах ДСП свидетельствуют о неудовлетворительных условиях горения в рабочем пространстве печи и их дожигании на выходе из нее. Для сравнения полученных экспериментальных данных с теоретическими использовались данные изменения равновесных концентраций СО в процессе горения метана СЬЦ, полученные в работах [77, 119] и представленные в таблице 12.
Константа равновесия Кр принималась в зависимости от температуры. Как изменяются равновесные концентрации СО в зависимости от содержания Ог, температуры и коэффициента расхода воздуха п видно на рис. 22. Экспериментальные исследования показали, что действительные концентрации СО (до 3400 мг/м ) значительно превышают равновесные концентрации СО, полученные при условиях близких к экспериментальным (менее 1 мг/м3 при и 1,2 и температуре 1600 К), как видно из таблицы 12 и рис. 22.
Для сравнения полученных экспериментальных значений концентрации СО отходящих газов ДСП дополнительно, на основе известных методик [99-102], проведены оценочные расчеты равновесных содержаний СО по степени диссоциации углекислоты: СО и а-С02, % где а - константа диссоциации принималась в зависимости от парциального давления и от температуры по данным [102].
Результаты расчетов равновесных концентраций СО представлены в таблице 13. Сравнение равновесных концентраций СО, полученных по степени диссоциации углекислоты при температуре 1000 К, с экспериментальными данными, полученными при 4 температурах близких к 1000 К, дополнительно подтвердили, что фактические концентрации СО значительно превышают равновесные (3000 мг/м » 0,015 мг/м ).
Основными причинами неэффективной работы узла дожигания являются плохое смесеобразование и низкие температуры при дожигании в стационарном газоходе. Фактическая длительность пребывания газов в зоне дожигания, не превышающая 0,5-1 с не обеспечивает эффективного смесеобразования, а температуры газов в зоне дожигания, не превышающие 600-1040 С, не обеспечивают эффективного дожигания СО.
Диспергирование и испарение капель при спрейерном испарительном охлаждении технологических газов дуговых сталеплавильных печей
Охлаждение технологических газов при спрейерном испарительном охлаждении осуществляется путем впрыска мелкораспыленной воды и испарения капель в стационарном газоходе печи. Недостатком данного метода охлаждения является, прежде всего, малое время пребывания частиц воды в зоне испарительного охлаждения, что при преобладающем конвективном теплообмене не обеспечивает полного испарения разбрызгиваемой воды и, как следствие, появление капельной влаги и низкой эффективности охлаждения газов. Поэтому для гарантированного испарительного охлаждения технологических газов процесс испарения капель должен завершиться до смешения с аспирационным воздухом и снижения температуры газов до 150 С.
Время прохождения потока газов после введения в него диспергированной воды до осадительной камеры не превышает 0,1-0,15 с. Поэтому относительно быстрое испарение капель (за время 0,1 с) предотвратит их вынос к поверхности водоохлаждаемого газохода и налипание пыли на его стенках. Плохое распыление воды может привести к вьшосу ее капель не только в «холодную» часть потока газов и к стенкам канала, но и к поверхности рукавного фильтра, что выведет его из эксплуатации.
Очевидно, форсунки должны давать распыливание с относительно небольшой дисперсией капель по размерам. Причем, важно заметить, что при среднем размере капель, например, 50 мкм их фактические размеры могут изменяться в пределах от 5 до 500 мкм. Учитывая, что время испарения капли пропорционально квадрату ее диаметра, на испарение крупных капель будет затрачено в 100 раз больше времени, чем для капель средних размеров и в 10000 раз больше, чем для самых мелких капель.
Вопросом образования дисперсных жидких струй, испарению одиночных капель и всей струи посвящено много работ: по сжиганию углеводородного топлива [112,113], по подготовке промышленных газов к очистке [49,109], по теоретическим основам очистки газов [114,115] и др. Основные выводы, которые следуют из этих работ, следующие:
Распыливание жидкости определяется критерием Вебера (We): 2-а где р — плотность окружающего струю газа, кг/м3; и — относительная скорость между каплей и газом, м/с; d—диаметр капли, м; а — коэффициент поверхностного натяжения.
При распаде капель, впрыскиваемых в поток газа, критерий We изменяется от 6 до 10. Для воды, например, между скоростью и диаметром капли в изотермическом с ней воздухе момент ее раздробления соответствует соотношению: d= 25м"2, мм.
Диаметр капли, в соответствии с критерием We, должен возрастать с уменьшением плотности газовой струи. Так, например, при замене воздуха на продукты горения при температуре 900 С плотность газа уменьшится, примерно, в 4 раза и критический максимальный диаметр капли воды составит: /= 100 м", мм. Очевидно, относительная скорость жидкости и разогретого газа, для ее распыления до диаметра 1 мм должна быть 10 м/с, а до диаметра 0,1 мм — 100 м/с.
Диаметр капель жидкости, кроме того, зависит и от типа, и от конструктивных размеров форсунок. Так, например, для звуковых пневматических воздушных форсунок [107] с площадью отверстия водяного сопла около 4 мм средний диаметр капли, при изменении отношения весовых расходов воды и воздуха (G K/GB) ОТ 0,2 до 1,4, изменяется от 30 мкм до 100 мкм.
В общем случае дисперсность распыливания определяется критериями Рейнольдса (Re), Лапласа (La) и Вебера (We): d/l =XRe,La,We), где / - характерный размер сопла форсунок, м.
По механизму дробления жидкости форсунки делятся на 2 основные группы: механические и пневматические. Механические форсунки подразделяются на струйные, центробежные, форсунки ударного действия и комбинированные. В них дробление струи на капли происходит под действием давления и высокой скорости выпета жидкости.
В пневматических форсунках дробление жидкости происходит за счет кинетической энергии потока газа (пара). Для оценки диаметра капель в условиях внешнего дробления можно воспользоваться формулой: d = /
Пневматические форсунки несколько сложнее нерегулируемых механических и, казалось бы, требуют больших затрат энергии. Так, если принять, что результат распыливания в обоих случаях определяется только квадратом относительной скорости (в соответствии с числом We), то для получения равного эффекта внешнего распыливания необходимо соблюдения соотношения: -2- = - Этому отношению давлений соответствуют отношения произведенной работы: Х = 182-0,001 т.е. затраты энергии для механических форсунок в 5 раз меньше, чем для пневматических.
Однако, достижение близких значений распыливания жидкости определяется не только значением квадрата относительной скорости потоков, но и плотностью окружающей струю среды (см. критерий We). Плотность среды в дымовом канале составляет около 0,28 кг/м , что меньше плотности воздуха при нормальных условиях, примерно, в 5 раз. Таким образом, для достижения близких значений распыливания за счет трения струи жидкости и окружающего ее газа в механических форсунках (трение между скоростной струей воды и горячими продуктами горения) или пневматических форсунках (трение между струей воды и скоростным потоком воздуха) потребуется, примерно, одинаковый расход энергии.
Принимая допустимое время испарения капли ОД с, определим радиус одиночной капли воды, нагретой в потоке газов с температурой 1200 С до 100 С. В соответствии с моделью Ленгмюра [114,115]:
При температуре газа 1200 С размер испаряющейся капли (температура капли остается 100 С) возрастет пропорционально
По данным [109] время на испарение капли в потоке газов можно оценить по экспериментальному соотношению: т = Ф(А, )/В, где 0(A,d) - функция, определяемая по номограмме [109] в зависимости от параметра А и диаметра капель d. Величины параметры А и В определяются из выражений: где ук и уг — концентрации пара, соответственно, у поверхности капли и в газе, кг/м3.
При температуре газов 1200 С и изменении относительной скорости от 0 до 25 м/с, параметр А меняется от 0 до 190, а величина параметра В = 6-Ю"7, (ук=0,8 , уг 0). Предельное изменение параметра А, представленное на номограмме [109], от 3 до 100, изменение d - от 0,1 до 2,0 мм. Время полного испарения капель в соответствии с приведенными в работе [109] данными, для А=3 и 100, В = 6-Ю"7 составляет:
- для частиц диаметром d - ОД мм время испарения т = (0,16-И)-10" с.
- для частиц диаметром d = 2,0 мм время испарения г = 0,1-И с.
Видно, что теоретические и экспериментальные данные по времени испарения капли разошлись более чем в 10 раз. Экспериментальные данные характеризуют скорость испарения одиночной капли. Для испарения группы капель потребуется больше времени, чем для одиночной капли. В целом же значительная часть времени процесса испарительного охлаждения газов будет затрачена на смешение диспергированного потока воды и потока технологических газов. Равномерный ввод диспергированной воды в высокотемпературные газы ускоряет ее испарение.
Оценим время разогрева капли в потоке газов. Для неподвижной частицы с/=50 мкм в потоке технологических газов, движущихся со скоростью 25 м/с критерий Рейнольдса Re=26,6, а степень скольжения частицы в потоке составляет 2,2-10"2 %, то есть теплообмен такой капли с окружающей средой в первом приближении соответствует числу Nu = 2 [112,113]. Коэффициент теплоотдачи от газа к капле в этом случае равен:
При массе капли диаметром 50 мкм равной 6,55-10"14 кг, площадь ее поверхности составляет 7,85-10"9 м2, время на разогрев капли до температуры 100 С составит менее 1-Ю"5 с. То есть разогрев капли диаметром 50 мкм никак не лимитирует время ее существования в потоке технологических газов.
Как было показано выше, для испарительного охлаждения необходимо применять форсунки тонкого распьшения. Наиболее тонкое распыление воды обеспечивают пневматическими форсунками. При стабильной работе (без изменения расхода) можно рекомендовать относительно простые механические форсунки. Проведем краткий сравнительный анализ возможности их применения для спрейерного испарительного охлаждения технологических газов ДСП. Механические форсунки тонкого распьшения работают при давлении жидкости 0,6-0,7 МПа и более имеют относительно малые отверстия для ее истечения. Небольшие механические форсунки могут работать исключительно на чистой (необоротной) воде. Механические форсунки обычных конструкций практически нерегулируемы по расходу воды, уменьшение расхода которой приводит к ухудшению качества распыливания. В случае необходимости регулирования количества воды часть механических форсунок просто включают или выключают. Регулируемые механические форсунки имеют сложную конструкцию и управление. Например, центробежные форсунки регулируются изменением сечения входных каналов и сливом жидкости из камеры закручивания [116,117].
Пути совершенствования системы аспирации неорганизованных выбросов дуговых сталеплавильных печей
Работа современных дуговых сталеплавильных печей сопровождается неорганизованными выбросами загрязняющих веществ в атмосферу, доля которых по данным многочисленных исследований может достигать 30% и более [19-21,42-44]. Поэтому эффективное решение вопросов защиты атмосферного воздуха от выбросов загрязняющих веществ современных крупнотоннажных ДСП невозможно без использования комбинированных систем отвода газов, в которых для локализации неорганизованных выбросов используются, как уже отмечалось, подкрышные зонты (рис. 27.6) или укрытия на печи (рис. 27.а).
Аспирационные системы очистки газов современных ДСП призваны улавливать, прежде всего, неорганизованные выбросы от электродных зазоров, а также выбросы при загрузке шихты и вьшуске стали. Другой, не менее важной задачей аспирационных систем, является необходимость их подмешивания к технологическим газам для охлаждения последних перед очисткой в рукавных фильтрах. Именно эти обстоятельства приводят к увеличению доли аспирационных газов в общем объеме поступающих на очистку до 80% и более. К сожалению, из-за огромного количества воздуха, собираемого зонтами аспирационных систем ДСП для охлаждения технологических газов разработчики порой забывают об эффективности работы этих устройств. Заблуждение, что покрыв зонтом практически всю поверхность под крышей можно полностью локализовать все неорганизованные выбросы ДСП.
Современные технические решения по локализации неорганизованных выбросов крупнотоннажных ДСП ограничиваются лишь установкой огромных подкрышных зонтов размещаемых на высоте более 15-20 м над уровнем электродных зазоров. Зонты устанавливаются, порой, не только на уровне фонарных окон цеха, но, иногда, и выше этих окон. Такое расстояние от источника теплогазовыделения (электродных зазоров) не позволяет обеспечить устойчивый восходящий поток газов от печи до зонта. Восходящий поток газов теряет устойчивость и легко сносится в сторону фонарных окон и поступает в атмосферу без очистки. Примеры неэффективной работы зонтов мы можем наблюдать практически в каждом ЭСПЦ (см. рис. 30).
Совершенствование систем аспирации современных крупнотоннажных ДСП направлено как на повышение эффективности локализации неорганизованных выбросов, так и на повьппение эффективности охлаждения технологических газов перед очисткой. В настоящее время для совершенствования систем аспирации неорганизованных выбросов ДСП идут по пути герметизации печей, а также совершенствования конструкции и повышения эффективности зонтов и укрытий.
Несмотря на организованный отсос технологических газов из рабочего пространства печей, которым оборудовано большинство ДСП, вследствие резких колебаний газовыделения в печи через неплотности печи выделяются неорганизованные выбросы. Загрязняющие вещества в атмосферу выделяются, главным образом, через электродные зазоры печи и открытое рабочее окно печи. Уплотнить эти зазоры и отверстия весьма сложно. Если вопрос уплотнения рабочих окон можно технически решить, используя, например, воздушно струйные укрытия или применяя современные ДСП, в которых рабочие окна отсутствуют, то уплотнить электродные зазоры технически невозможно. Эти зазоры можно лишь в той или иной степени уменьшить.
Значительное количество неорганизованных выбросов ДСП приходится на периоды загрузки шихты и выпуска стали из печи. Эти выбросы можно свести до минимума путем совершенствования конструкции ДСП. Так, например, сифонный выпуск металла и шлака позволяет значительно сократить неорганизованные выбросы при разливке, а применение непрерывных технологий загрузки шихты (шахтная или конвейерная загрузка) позволяют минимизировать выбросы в этот период. К сожалению, эти технические разработки только начинают применять на передовых предприятиях.
Важнейшими факторами, обеспечивающими эффективную работу зонтов, являются правильный выбор конструкции зонта, производительность вытяжной системы и организация притока воздуха в цех. Расстояние по вертикали между входным отверстием вытяжного зонта и печью в таких системах неизбежно оказывается большим, так как оно определяется необходимостью иметь свободное пространство для прохода крана, отворота свода, подъема электродов и наклона печи. В этих условиях для повышения эффективности работы вытяжных зонтов необходимо свести к минимуму воздействие поперечных потоков воздуха, резко снижающих полноту улавливания выбросов. С этой целью устанавливают экраны между печным и разливочным пролетами [73], применяют воздушные завесы, образующие по периметру зонта аэродинамическое укрытие печи [74]. При строительстве новых цехов предусматривают систему приточной вентиляции, обеспечивающую равномерный по периметру здания подвод воздуха, а профиль крыши выполняют в соответствии с формой вытяжных зонтов.
Форма зонта должна выбираться с таким расчетом, чтобы восходящий поток газов не отражался от его внутренней поверхности. Для повышения эффективности улавливания газов и равномерного распределения их по сечению всасывающее отверстие зонтов оборудуют специальными вставками. Это дает возможность повысить скорость всасывания по периметру зонта и соответственно увеличить эффективность улавливания запыленных газов. Однако, в современных крупнотоннажных печах об этом забывают, ошибочно считая, что при огромном количестве отсасываемых газов справится зонт любой конструкции. Тем не менее, даже в наиболее благоприятных случаях, с помощью вытяжных зонтов улавливают лишь около 95 % выбросов при условии отсасывания через зонты газов в больших количествах (для крупнотоннажных ДСП 1—2 млн.м3/ч), что обеспечивает необходимую скорость всасывания газов в зонт, составляющую не менее 3-4 м/с [75]. При меньших скоростях газов и интенсивностях отсоса эффективность работы зонтов не превышает 50-70 %. Относительно низкая эффективность улавливания пылегазовых выбросов и необходимость отвода чрезмерно больших количеств газов является существенным недостатком систем газоудаления с вытяжными зонтами.
Анализ газовыделения ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» позволил оценить эффективность решений по отводу и очистке газов в рукавных фильтрах. Один из вариантов решения задачи охлаждения технологических газов данной печи заключался в подмешивании к ним аспирационного воздуха от систем улавливания неорганизованных выбросов, забираемых подкрышными зонтами. Общее количество газов, поступающих на очистку, как видно из таблицы 17, возрастает до 1360 тыс. м /ч, что требует установки за реконструированной печыо двух рукавных фильтров ФРМИ-9600-12-Д-УХЛ1-ОС производительностью по 700 тыс. м3/ч каждый и двух дымососов ДА-26х2М. При работе двух дымососов расчетный удельный расход энергии на очистку составит 76,24 кВт ч/т стали, а действительный удельный расход достигает 106,6 кВт ч/т стали, что составляет соответственно 16,6 % и 23,2 % от общих затрат энергии на выплавку стали.
Уменьшить объемный расход аспирационных газов, а, следовательно, и расходы энергии на очистку можно путем размещения печи в укрытие либо установкой накатного зонта непосредственно над печыо. Оценочные расчеты показали, что установка накатного зонта над электродами ДСП 125 И7 ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь» позволяет, не снижая эффективности локализации неорганизованных выбросов, уменьшить объемный расход аспирационных газов в 2 раза (до 680 тыс. м /ч) и очистку газов производить в одном рукавном фильтре при использовании одного дымососом. Расчетный удельный расход энергии на очистку при этом снизится почти в два раза (до 41,12 кВт ч/т стали). К сожалению, принятые технические решения не позволили на модернизированной печи № 6 получить наивысшие результаты. На этой печи остались не решенными вопросы отвода неорганизованных выброс в периоды завалки шихты, выпуска стали. На печи принятыми решениями не обеспечено эффективного дожигания газов. Замена камеры дожигания стационарным водоохлаждаемым газоходом не позволяет обеспечить эффективного дожигания СО из-за низких температур поступающих на дожигание газов.
![Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс]](/i/i/4263/169004.png "Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс] Рябчиков Михаил Юрьевич")
