Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. STRONG Состояние математического моделирования прокалки углеродных мате
риалов STRONG 10
1.1. Физико-химические превращения в процессе прокалки углеродистого сырья 10
1.2. Технологические особенности процесса прокалки 20
1.3. Анализ работ по исследованию оптимальных условий прокалки и математическим моделям 35
Глава 2. Совершенствование математического моделирования прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся 53
2.1. Совершенствование математической модели 53
2.2. Идентификация комплексной математической модели прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи 72
Глава 3. Исследование процесса прокалки антрацита в барабанной вращающейся печи вычислительным экспериментом 88
3.1. Исследование прокалки в печи длиной 45 метров 88
3.2 Исследование прокалки в печи длиной 60 метров 99
Глава 4. STRONG Разработка математических моделей термообработки углеродных мате
риалов STRONG 108
4.1. Математическая модель пиролиза органических веществ при прокалке углеродных материалов 108
4.2. Синтез комплексной математической модели прокалки антрацита в электро-кальцинаторе на основе зонального метода 117
Заключение... 126
Список использованных источников.
- Технологические особенности процесса прокалки
- Анализ работ по исследованию оптимальных условий прокалки и математическим моделям
- Идентификация комплексной математической модели прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи
- Исследование прокалки в печи длиной 60 метров
Технологические особенности процесса прокалки
Нарастание скорости газовыделения, начинается 400 - 500, несколько запаздывает у пиролизного нефтекокса по сравнению с крекинговым и у донецкого антроцита по сравнению с листвянским. Это запаздывание следует отнести за счет более карбонизированного состава слагающих материал углеводородов у пиролизного нефтекокса по сравнению с крекинговыми и у донецкого антрацита по сравнению с листвянским. Причина этих отличий в первом случае обусловлена разными режимами коксования, во вторых - большим геологическим возрастом донецкого антрацита по сравнению с листвянским [26].
Для различных видов углеродных материалов эти процессы протекают по-разному; так, например, у антрацитов удаление летучих происходит плавно и нарастает до 700-800 С, при дегазации нефтяного кокса максимальный выход летучих происходит при температуре 550-650 С а затем газовыделение снижается и при 1200-1300 С оно, в основном, завершается [12,14].
Выделение летучих на участке подъема дифференциальных кривых газовыделения до их перегиба происходит преимущественно путем прямой дестилляции летучих с частичным их пиролизом: содержание водорода в летучих на этом участке не превышает 40 - 50%. По мере подъема температуры при приближении к участку перегиба кривых газовыделения продукты пиролиза в отходящих летучих становятся преобладающими, и на участке, следующем за перегибом кривых газовыделения, содержание водорода в летучих достигает 80 - 90%, то есть выделение летучих вещества почти полностью претерпевают пирогенетическое разложение до элементарных водорода и углерода, выпадающих в виде графита. Это разложение происходит в пределах температур 600 - 1000 для нефтекоксов и 750 - 1200 для антрацитов преимуществено в газовой фазе, а при дальнейшем повышении температур, после второго прегиба кривых газовыделения, - преимущественно в твердой фазе. С переходом в эту последнюю область собственно дегазация материалов может считаться практически завершенной, и происсходящий в пределах 1200 - 1600 для антрацитов и 1000 - 1300 для нефтекоксов.
Ход изменения физико-химических свойств углеродистых материалов в процессе их прокалки в основном определяется характером и ходом дегазации и первичной усадки материалов (рисунок 1.3 - 1.6). Резкое повышение электропроводности, истинного удельного веса и механической прочности материалов по ходу их дегазации является естественным результатом весьма интенсивного пиролиза слагающих материал углеводородов с отложением пирогенетического графита и обусловленного этим пиролизом процесса структурного уплотнения материала.
Таким образом, сущность основных процессов, происходящих в углеродных материалах при их прокалке, сводится к их дегазации, протекающей в основной своей части путем пиролиза углеводородов и обуславливающей удаление наименее карбонизированных летучих ингредиентов материала с отложением пирогенетического графита и структурное уплотнение материала.
Наряду с процессами пиролиза в твердой фазе происходит разрушение боковых связей и образование из параллельных пачек слоев (турбостатной структуры) так называемой карбоидной структуры, имеющей размеры плоских молекулярных слоев толщиной 10 А и более [13;27].
На основании зависимостей, полученных в[12;28;29] можно считать, что процесс удаления летучих лежит в кинетической области течения химических реакций, то есть скорость удаления летучих определяется скоростью собственно химических реакций пиролиза углеводородных компонентов углеродного сырья.
При более высоких температурах (800-1600 С), основные объемные изменения прокаливаемого материала обусловлены физическими факторами, связанными с такими процессами, как рост кристаллов, двухмерное упорядочение слоев и некоторое их сближение (а также термическое расширение). Процессы карбонизации и ароматизации углеродного вещества заметно ослабевают.
Существует хорошо развитая теория, описывающая закономерности образования и роста кристаллов[29-31]. Используя теорию процессов, происходящих в хрупких телах при высокой температуре, можно получить дополнительные сведения о механизме усадки и рекристаллизации углеродных материалов при прокалке. Вакансионно-дислокационный механизм процесса роста кристаллов используется лишь в отдельных работах, посвященных физике углеграфитовых материалов и позволяет подходить к изучению наблюдаемых явлений с единых по-зиций[31-33]. Использование электронной микроскопии графита позволило обнаружить вакансионные петли и дислокационные искажения кристаллической ре-шетки[12;32]. Эти методы оказались эффективными для разработки теоретических основ механизма процесса прокалки углеродных материалов.
Процессы усадки, роста зерен, упорядочения при прокалке в области температур 800-1600 С реализуются за счет диффузионных процессов при участии точечных и линейных дефектов, образующиеся же слои атомов углерода даже при высоких температурах обладают ограниченной подвижностью[31].
Сопоставление полученных данных показывает, что основным процессом при прокалке углеродного сырья в диапазоне температур 800-1600 С является рост кристаллитов и упорядочение слоев.
Достижение максимального структурного уплотнения и стабилизации усадки, является основной задачей прокаливания. Динамика изменения усадки углеродных материалов в основном определяется характером и ходом их дегазации, а абсолютная величина и знак усадки - природой, составом и микроструктурой материалов. Интенсивность протекания структурного уплотнения по ходу их дегазации определяется, главным образом, интенсивностью пирогенетического разложения их углеводородов, оцениваемой как количеством выделяющихся летучих соединений, так и глубиной пиролиза. Завершению структурного уплотнения и относительной стабилизации величины усадки соответствует температура прокалки не ниже 1300 С для нефтяных коксов и 1600 С для антрацитов[12]. Ход изменения физико-химических свойств материалов в процессе их прокалки в основном определяется характером и ходом дегазации и первичной усадкой материала, при этом повышается электропроводность, плотность и механическая прочность.
Анализ работ по исследованию оптимальных условий прокалки и математическим моделям
Зональный метод на практике очень полезен и является более универсальным по сравнению с другими методами расчета теплообмена. Зональный метод достаточно подробно описан в литературе [68, 69, 104-108]. Преимущество его заключается в том, что этим методом можно решать задачи с неизвестным распределением температур по длине печи.
Барабанная вращающаяся печь, имеющая большое отношение длины к диаметру, является объектом с распределенными параметрами, так как температура материала, футеровки, факела горящего топлива и газового потока в поперечном сечении зависят от расположения этого сечения по длине печи. Поэтому для моделирования процессов теплообмена использован зональный метод, позволяющий проводить расчеты таких объектов с неизвестным распределением температур [70-72, 66, 80-84].
Применение зонального метода с целью моделирования сложного, радиа-ционно-конвективного теплообмена основано на широко применяемых нелинейных уравнениях где к,і- номер зоны источника и приёмника тепла соответственно; ак коэффициент радиационного обмена, Вт/К ; Т- зональная температура, K;gki, Вт/К и g0i ,Вт - коэффициенты конвективного обмена; Qf, суммарный зональный (результирующий) тепловой поток, Вт. Математическое моделирование тепловых процессов, протекающих в металлургических агрегатах, широко применяется в металлургической теплотехни 54 ке. С помощью математических моделей можно на стадии проектирования выбрать оптимальные геометрические теплового агрегата и режимные параметры технологического процесса. Главное качество математических моделей тепловых процессов это их достаточно высокая точность и объем информации, которую они позволяют получить. Математические модели металлургических агрегатов с применением зонального метода расчета вполне отвечают этим требованиям.
Методика моделирования обжига инертных материалов описана в работе [66]. Печь по длине разбивается на заданное число участков (рисунок 2.1). На каждом участке выделяется по три зоны: на поверхности обжигаемого материала (материал), на поверхности футеровки печи (футеровка) и объёмная газовая зона (газ). Выделяются также две воображаемые поверхностные зоны по торцам барабана печи (торец 1 и торец 2). Зоны при разбиении печи на п участков имеют следующие номера:/= 1,..., и - зоны материала;/; = // + 1, ..., 2/7 - футеровки;/ = 2и + 1, 2и + 2 - торцов и / = да,..., / - газа, где т = 2п + 2 - количество поверхностных зон, а / = т + п - общее количество зон.
В случае термической обработки неинертных, например углеродных материалов, которые выделяют летучие вещества и горят в условиях прокалки, необ 55 ходимо учитывать кинетику этих процессов и тепловыделение не только от сжигания топлива, эндо - и экзотермических реакций, но и, при наличии окислителей, от горения самого материала и выделяющихся летучих веществ. Поэтому модель прокалки углеродных материалов включает практически все процессы, протекающие при различных видах термообработки большинства материалов.
Для построения математической модели тепловой работы составляются зональные уравнения теплового баланса с целью определения температур газа, материала и футеровки в любой точке рабочего пространства барабанной вращающейся печи. В рабочем пространстве печи имеет место перенос тепла излучением, конвекцией и теплопроводностью. Преимущественно передача тепла осуществляется излучением и конвекцией, поскольку в рабочем пространстве печи высокая температура и интенсивное перемещение материальных потоков. Поэтому в уравнениях теплового баланса теплопроводность учитывается только как потери тепла через футеровку и корпус печи [25].
Тогда общий вид зональных уравнений теплового баланса примет вид QU+QK + ZQUC=, С2-2) где Q - мощность теплового потока, Вт; и, к - индексы, обозначающие теплообмен соответственно излучением и конвекцией; Quc - суммарная мощность источников (стоков) тепла, Вт.
В этом уравнении суммарная мощность источников (стоков) включает в себя мощность теплового потока теплопроводностью, которую можно считать потерями тепла для зон на поверхности материала и футеровки. Для составления зональных уравнений теплового баланса процесса прокалки углеродных материалов необходимо учитывать не только процессы передачи тепла излучением и конвекцией, но и тепловыделение от горения топлива, материала, а также выделение летучих веществ при пиролизе и их горение в газовой зоне. В соответствии с этим уравнение (2.2) для процесса прокалки примет вид: где первое слагаемые представляют собой приток тепла за счет его переноса из предыдущей смежной газовой зоны, второе и третье слагаемые - приток тепла из зоны j\ за счет переноса летучих веществ и сгоревшего материала соответственно. Рисунок 2.2. Схема тепловых потоков для объемных зон: / - номер объемной газовой зоньі;_/і - номер смежной зоны на поверхности материала; - номер смежной зоны на поверхности футеровки; _/з - номер предыдущей по ходу газа смежной объемной зоны; м, ф, т, л - индексы, обозначающие материал, футеровку, топливо и летучие соответственно; а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м -К); G -массовый расход, кг/с; с - удельная теплоемкость при постоянном давлении, кДж/(м -0C);t- температура, С; - степень черноты; - площадь поверхности зо-ны, м ;AG - изменение массового расхода, кг/с; Q - мощность теплового потока, Вт.
Математическая модель процесса прокаливания углеродных материалов в барабанной вращающейся печи для расчёта массовых расходов G летучих веществ, прокаливаемого материала и топлива, и их изменений AG приведены в работе [2.13]. Конвективный тепловой поток, отдаваемый газовой зоной, выражается уравнением Qf p = alFp:? + a%F%T? + c Gffc - 27з), (2.15) где первое и второе слагаемые - это конвективный тепловой поток, переданный от газовой зоны в смежную с ней поверхностную зону материала и футеровки соответственно, третье - тепловой поток за счет перемещения газа в следующую по ходу газовую зону.
Идентификация комплексной математической модели прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи
На рисунке 3.1. видно, что при одновременном увеличением производительности печи и времени пребывания материала в печи происходит снижение удельных затрат, при обеспечении заданного качества. В таблице 3.1 представлено, что с увеличением времени пребывания материала в печи угар материала увеличивается.
Из приложения 3 видно, что удельное электрическое сопротивление материала зависят от температуры прокалки. С увеличением удельное электросопротивление снижается, что способствует улучшению качества прокаленного материала.
Определив взаимосвязь качественных показателей от входных параметров, произведен ряд экспериментов , при которых достигается удельное электросопротивление материала согласно ГОСТу 4793-97 для первого сорта (таблица 3.1). Из рисунка 3.3 видно, что дальнейшее увеличение производительности и времени прокалки не приводит к уменьшению удельных затрат. Так же из таблицы 3.1. видно, что дальнейшее увеличение производительности печи приводит к перегрузке печи, это видно из увеличения центрального угла сегмента материала, что нарушает теплообмен передачи тепла от газовой фазы материалу, что существенно снижает качество материала на выходе из печи.
При исследовании процесса также установлено, что изменение подаваемого в печь топлива, оказывает существенное влияния на удельные затраты. Данные исследования приведены в приложении 4. Видно, что при увеличении времени проведения прокалки можно увеличить производительность, а также снизить расход топлива, что ведет к уменьшению удельных затрат.
Получено уравнение зависимости удельных затрат от производительности, времени прокалки и расхода топлива (приложение 6): Зуд = 14.499 + 8.647 10"V - 1.228Р - 0.49В удельные затраты для печи 45 м
По данным исследования, найдены оптимальные условия проведения процесса прокалки антрацита в барабанной вращающейся печи, производительность печи 3.8 кг/с и время пребывания материла в печи т=7200с, соответствующие получению материала заданного качества, удельное сопротивление Z=1000 Ом-м/мм , с наименьшими удельными затратами г=10,66 р/кг.
Эти данные решения математической модели позволили установить, что оптимальные значения параметров процесса, обеспечивающие минимум затрат на производство прокаленного антрацита или максимум производительности печи по готовому продукту, полностью идентичны значениям параметров, обеспечивающих минимизацию угара антрацита в рабочем пространстве печи, и достаточно небольшой расход топлива.
Это объясняется тем обстоятельством, что при существующем уровне цен основная часть затрат в процессе прокалки приходится на стоимость сырья и топлива, вследствие этого, минимизация суммарных потерь антрацит, контроль рас 94 хода топлива обеспечивает экстремум по технико-экономическим показателям процесса прокалки.
Основными отличающимися затратами, для сравнивания всех экспериментов, и оказывающими влияние на удельные затраты являются расход топлива и производительность. Поэтому можно не учитывать другие затраты и для поиска оптимальных условий использовать оценочно экономический критерий
Были проведены исследования процесса прокалки антрацита в барабанной вращающейся печи длиной 60 м. с помощью математической модели получены зависимости описывающие взаимосвязь параметров. Для этого, при варьировании некоторых входных переменных процесса, рассчитывались качественные показатели и угар материала.
Данные исследований приведены в приложении 3. Используя эти зависимости, были построены графики (рисунок 3.6, 3.7) (приложение 11, 12) при неизменных параметрах подсоса воздуха V=4 кг/с и расходе топлива В=0,35 кг/с. Видно, что при увеличении производительности и времени пребывания материала происходит снижение удельных затрат. Так же можно сказать, что с увеличением температуры, происходит снижение удельного электросопротивления, что способствует улучшению качества прокаленного материала. Плотность материала меняется в пределах от начальной (сырой материал) до плотности готового продукта, что соответствует экспериментальным значениям.
Из приложения 2 были выбраны в таблицу 3.2. значения соответствующие заданному качеству, и построены графики (рисунок 3.8). По данным графикам видно, что при одинаковом качестве материала с увеличением времени и производительности удельные затраты снижаются.
Исследования изменения удельных затрат от расхода подаваемого топлива, не проводились для этого размера печи, так как было доказано выше, что топливо не оказывает существенных изменений на удельные затраты. Решая задачу аппроксимирования, были получены коэффициенты уравнения и для этого типоразмера печи и составлены уравнения (приложение 9; 10)
Исследование прокалки в печи длиной 60 метров
Уравнения (29, 30, 32) использованы с целью синтеза комплексной математической модели для процесса прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи. Для решения этой модели в операционной среде визуального программирования Delphi ХЕ2 разработана компьютерная программа. Она позволяет варьировать более пятидесяти входных технологических и конструктивных параметров и получать в виде распределения по длине печи двадцать параметров, в том числе поле зональных температур материала газа и футеровки.
Уравнения (2.63) - (2.68) использованы с целью синтеза комплексной математической модели для процесса прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи. Для решения этой модели разработана в операционной среде визуального программирования DelphiXE2 компьютерная програм-ма(приложение2). Она позволяет варьировать более пятидесяти входных технологических и конструктивных параметров и получать в виде распределения по длине печи двадцать параметров, в том числе поле зональных температур материала газа и футеровки. Разработанные зональные уравнения теплового баланса и алгоритмы расчёта коэффициентов конвективного обмена позволяют моделировать тепловую работу барабанной вращающейся печи в процессе прокалки углеродных материалов, как в режиме прямотока, так и противотока. Программа, реализующая комплексную математическую модель этого процесса, обеспечивает возможность его адекватного компьютерного моделирования, с целью экспериментального вычислительного исследования и автоматизированного проектирования.
Идентификация комплексной математической модели прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи
Для подтверждения адекватности математической модели реальному процессу и возможности использования разработанной математической модели при исследовании вычислительным экспериментом с целью оптимизации параметров процесса прокалки необходимо провести её параметрическую идентификацию.
В разработанной комплексной математической модели прокалки углеродных материалов в барабанной вращающейся печи, созданной на основе зонального метода расчёта массо- и теплообмена использован алгоритм расчета, приведенный в виде укрупненной блок-схемы на рисунке 2.5. Алгоритм основан на итерационной процедуре, которая начинается с задания первых приближений зональных температур, уточняемых на каждом последующем шаге расчёта совместно с другими расчётными параметрами, зависящими от них.
Для выполнения большого объёма вычислений при решении математической модели разработана программа для ЭВМ в операционной среде визуального программирования Delphi ХЕ2, защищенная свидетельством № 2014618763. Основными исходными данными для расчета являются: - технологические данные такие как: производительность, расход и состав топлива, время прокалки, коэффициент избытка воздуха, расход подсоса воздуха; - конструктивные данные такие как: диаметр и длина печи, толщина футеровки; - физико-химические данные такие как: тепловые свойства материалов, кинетические константы процессов и другие.
Вывод расчетных значений производится в базу данных и на экран монитора ЭВМ. Сходимость итерационной процедуры осуществляется за 8 итераций, что подтверждается графиком, изображенным на рисунке 2.6.
Сходимость итерационной процедуры при решении зональных уравнений теплового баланса математической модели: а) по максимальным температурам зон, б) по температурам зон на третьем участке. Данные решения математической модели при значениях входных контролируемых параметров, аналогичных параметрам промышленного эксперимента, приведены в таблице 2.2 и 2.3, по которым построены графики распределения расчетных параметров по длине печи, представленные на рисунке 2.6 (приложение 2). С целью проведения идентификации математической модели использованы данные промышленной печи. Промышленный эксперимент проведён на Таджикском алюминиевом заводе в обычных условиях ведения процесса, на печи прокалки кокса, работающей в режиме противотока, со следующими основными техническими характеристиками: длина - 45 м, наружный диаметр - 2,96 м, толщина кладки - 0,23 м, производительность по коксу - 3,1 кг/с, расход природного газа - 0,12 кг/с, время пребывания кокса в печи - 60 мин. При этом был произведен контроль переменных, таких как: расход материала, топлива (природного газа), температуры кокса в нижней головке печи и отходящего из печи газа, а также угар материала. Таблица 2.2 Параметры процесса прокалки кокса по длине вращающейся печи барабанного типа работающей в режиме про тивотока
По контролируемым параметрам, указанным в таблице 2.4, проведена параметрическая идентификация с целью проверки адекватности комплексной математической модели и алгоритма ее решения реальному процессу прокаливания, уточнения её структуры и определения значений настроечных коэффициентов. Сравнительные результаты решения математической модели и экспериментальных данных по контролируемым параметрам также представлены в таблице 2.4. Анализ показывает, что отклонение значений параметров вычислительного эксперимента от значений оценок математических ожиданий этих параметров промышленного эксперимента не превышает 2,5%. Результат параметрической идентификации подтверждает адекватность математической модели реальному процессу и возможность использования разработанной математической модели и алгоритма ее решения для оптимизации процесса прокаливания углеродных материалов в барабанной вращающейся печи.
Так же проведен сравнительный анализ результатов решения разработанной математической модели с моделью-прототипом, описанной в главе 1 [67]. Расчетные данные модели-прототипа и результаты параметрической идентификации приведены в работе [79] и также представлены в таблице 2.4. Этот анализ показал, что разработанная модель даёт меньшее отклонение значений контролируемых параметров, по сравнению с моделью-прототипом.