Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние и перспектива коксового производства в мире и России 9
2. Исследование износа большегрузных коксовых батарей и его влияние на технологию коксования 15
2.1. Динамика разрушения простенков печей разного объема 15
2.2. Анализ влияния состояния огнеупорной кладки печных камер на производственную мощность коксовых батарей 20
2.3. Анализ влияния состояния огнеупорной кладки печных камер на качество кокса 23
2.4. Методика определения технического состояния коксовых батарей 32
3. Теоретический анализ механизма процесса разрушения обогревательных простенков коксовых батарей 37
3.1. О расчетах обогревательных простенков коксовых батарей на прочность 37
3.1.1. Анализ литературных сведений о расчетах простенков коксовых батарей 37
3.1.2. Теоретические исследования прочности простенков коксовых батарей 48
4. Влияние условий коксования на сохранность огнеупорной кладки простенков коксовых батарей 67
4.1. Методика исследований 68
4.2. Обсуждение результатов исследований 73
4.3. Влияние различных факторов на сохранность кладки обогревательных простенков 84
5. Эффективность горячих ремонтов огнеупорной кладки коксовых батарей для удлинения срока их эксплуатации 87
5.1. Современные методы профилактических ремонтов коксовых батарей 88
5.2. Экономическая эффективность различных методов ремонта огнеупорной кладки 92
5.3. Выбор метода перекладки головочных частей отопительных простенков 98
Заключение 104
Литература 108
Приложения
- Состояние и перспектива коксового производства в мире и России
- Анализ литературных сведений о расчетах простенков коксовых батарей
- Обсуждение результатов исследований
- Выбор метода перекладки головочных частей отопительных простенков
Состояние и перспектива коксового производства в мире и России
В 1996 г. мировое производство кокса составляло 362 млн.т, в 1997 г. 366 млн. т., а в 1999 г. 326 млн.т. [1].
В 1996 г. в мире мощности по производству кокса составляли 430 млн.т/год, в 1999 г. 405 млн. т/год. Существенно сократились мощности в Западной Европе.
Ожидается, что в ближайшие 5 лет количество коксовых батарей, достигших возраста 25 лет, составит 40%, а к 2010 году возрастет до 60%.
В мире считается, что предельный срок службы коксовых батарей составляет 35 лет [3]. Следовательно, если не строить новые и не модернизировать существующие коксовые батареи, не проводить мероприятий для продления срока их службы, то к 2005 году выйдет го строя 20% коксопроизводящих мощностей, а к 2015 г.- -50%, что недопустимо. Поскольку строительство современных коксовых батарей требует больших производительностью 2 млн. т/год кокса с улавливанием химических продуктов коксования составляют 555 млн. долл. [4]), предпочитают принимать меры с целью удлинения срока службы действующих коксовых батарей до 40-45 лет.
Ужесточение законодательства по защите окружающей среды в США, Германии и других странах Запада может привести к дальнейшему сокращению мощностей по производству кокса.
Мировая потребность в коксе определяется на 90% производством чугуна и стали. А само потребление стали зависит от валового национального продукта, который в прошлом изменялся параллельно с потребностью в стали. Такая же взаимозависимость ожидается в перспективе. Исходя из этого предположения, задавшись умеренным ростом валового национального продукта на уровне 1,8% в год и основываясь на данных о современном потреблении готовой продукции из стали в мире, получим, что ее потребление в 2010 году должно возрасти до 850 млн. тонн (против 715 млн. тонн в 2000 г.). Это соответствует расходу сырой стали 960 млн. тонн.
Для обеспечения указанного производства в 2010 году потребуется более 400 млн. тонн кокса. Однако имеющиеся в настоящее время мощности способны обеспечить производство только около 360 млн. тонн кокса в год. Более того, отмечается тенденция к сокращению мощностей. Из-за высокой капиталоемкости, в последние 20 лет резко сократились объемы обновления основных фондов. В 2000 году возраст 15% мощностей по производству кокса превысил 38 лет, а 40% - составлял от 24 до 38 лет. В результате создается критическое положение по обеспечению коксом в будущем. По данным Международного института черной металлургии (МИЧМ) рассматривается два варианта баланса производства кокса до 2005 года.
По прогнозам МИЧМ, за период 1996-2005 г.г. мировые мощности по производству кокса могут увеличиться на 33 млн. тонн, то есть менее чем на 1% в год, что позволит получить дополнительно лишь 30 млн. тонн кокса. Этот прирост произойдет в результате увеличения производства в Китае на 42 млн. тонн, в странах Азии, Австралии и на Среднем Востоке на 10,5 млн. тонн, а во всех других странах - произойдет спад производства.
По состоянию на начало 2001 г., российская коксохимия представлена 12-ю коксохимическими предприятиями, имеет в своем составе 62 работоспособных коксовых батареи (3851 печей) общей проектной мощностью 39,066 млн. тонн в год кокса 6%-ной влажности. Из них в постоянной эксплуатации находится 59 батарей мощностью 36,9 млн тонн, 3-на консервации. Производство кокса в 2000 г. составило 30,1 млн. тонн.
В составе действующего печного фонда 11 батарей с высотой печных камер 7 м мощностью по 930 тыс-1 млн. тонн кокса в год. Коэффициент использования проектной мощности составляет 70,6 %. Показатели проектной мощности и фактического производства кокса в динамике представлены на рис. 1. проектной мощности и фактического производства кокса в динамике представлены на рис. 1.
Основные фонды коксового производства в большинстве выработали свой эксплуатационный ресурс, физически и морально изношены и не отвечают современным требованиям по охране окружающей среды, технической безопасности. Достаточно отметить, что удельные выбросы на многих предприятиях достигают 6-Ю кг/ т кокса и даже на относительно "молодых"- более 2 кг/т.
Средний возраст коксовых батарей в 2000 г. составил 22 года. В эксплуатации находится 28 коксовых батарей со сроком службы более 20 лет ( 50% действующего печного фонда), 15 коксовых батарей со сроком службы более 30 лет (около 27%), 7 батарей со сроком службы более 40 лет (13%). В возрастном интервале 20-30 лет полной перекладке верхнего строения печей подверглось 50% батарей, а в интервале 30-40 лет-80%.
Процесс реструктуризации топливно-энергетического и металлургического комплексов и налаживание рыночных отношений характеризуются не только нестабильностью поставок коксующихся углей на коксохимические предприятия, но и значительным непостоянством потребления кокса. Следствием этого является крайне неустойчивая работа коксового печного фонда: периоды коксования и, соответственно, температуры обогрева коксовых батарей колеблются в недопустимо широких пределах, чего в прошлой практике коксохимического производства не было. Все это ведет к ускоренному разрушению огнеупорной кладки печных камер коксовых батарей, снижению качества кокса, увеличению вредных выбросов в окружающую среду, ухудшению условий труда обслуживающего персонала [5].
В этих условиях, учитывая состояние коксового печного фонда, крайне важно выбрать правильную техническую политику, а точнее, стратегию обеспечения народного хозяйства России необходимым количеством кокса на ближайшую и более далекую перспективу. Специалистами ВУХИНа и Коксохимической теплотехсташгии с участием автора диссертации разработаны основные направления развития коксохимического производства на период 2000-2005 г. г.
Анализ литературных сведений о расчетах простенков коксовых батарей
Основные конструктивные размеры коксовых печей и их обогревательных простенков принимаются исходя из технологических соображений. Поэтому расчеты обогревательных простенков на механическую прочность, как правило, являются поверочными. Для коксовых печей отечественных конструкций они выполнялись, насколько можно судить, до начала 60-х гг. при проектировании, а в настоящее время для существующих коксовых батарей - с целью сопоставления разных расчетных моделей и разных конструкций печей, а также для того, чтобы выявить пути удлинения срока их службы. За рубежом такие расчеты выполняются при проектировании коксовых батарей.
Кладка обогревательных простенков работает в жестких и неизотермических условиях. По оценке [41], температура кладки со стороны обогрева может достигать 1450-15 00С и в результате реверсий газовых потоков в отопительной системе печей каждые 20-30 мин. (время между кантовками) испытывает колебания с размахом 60-100 С. По данным [6], при температурах 1300-1500С динас проявляет ползучесть; однако учет этого фактора при математическом моделировании поведения огнеупорной кладки сложен и, по тому же источнику, будет возможен только на программных комплексах следующих поколений.
Со стороны коксовой камеры температура кладки не столь высока ( в конце периода коксования 1050-1150С), но сильно изменяется во времени. При загрузке угольной шихты температура поверхности стен камер начинает быстро понижаться и, по [41], через 2-3 часа достигает 600 С ( по другим данным 700-800С); далее температура поверхности стен медленно возрастает до 900-950 С, а в последние часы периода коксования быстро повышается до указанных выше значений. Вследствие резкого снижения температуры поверхности стен камер в их материале создается большой градиент температуры, что приводит к появлению больших температурных напряжений, в результате возможен разрыв швов и образование трещин.
Температура стен камеры, ее пода и свода в головочной части резко снижается также вследствие поступления холодного воздуха при отводе дверей перед выдачей кокса. Так как в крайних и предкрайних вертикалах поддерживают более низкие температуры, чем в массовых, температура стен здесь может снизиться до температур аллотропных превращений диоксида кремния, а это усиливает эффект от снижения температуры.
На кладку простенка воздействуют также механические нагрузки: давление коксования, боковое давление со стороны коксового пирога и сила трения его о кладку при выдаче, вес углезагрузочного вагона и динамические усилия при его движении и т.п.
Действие всех этих факторов приводит к разрушению огнеупорной кладки печей. Однако количественная оценка температурных воздействий на кладку в полном объеме представляется неосуществимой, а влияние на кладку веса и динамических усилий со стороны углезагрузочного вагона-малосущественным. Важнейшим из остальных факторов все исследователи считают давление коксования (распирания). Поэтому расчеты обогревательных простенков коксовых печей на прочность выполняют применительно к воздействию давления коксования, а влияние остальных факторов рассматривают как некий постоянный фон, на котором проявляется действие основного фактора.
Обогревательный простенок в первом приближении можно представить как плиту, на которую действуют поперечные и продольные силы, а также сила веса плиты. По [42], пластина (плита) считается тонкой, если ее толщина не превосходит 0,2 наименьшего размера основания. Таким образом, обогревательные простенки всех существующих промышленных коксовых печей можно рассматривать как тонкие плиты. В литературе описаны относительно простые методы расчета таких плит на действие поперечных нагрузок и учета при этом продольных нагрузок. В частности, применительно к плитам переменного сечения они подробно рассмотрены в [42]. Эти методы состоят в определении коэффициентов дифференциального уравнения четвертого порядка и в интегрировании этого уравнения. Интегрирование таких уравнений в аналитической форме осуществимо лишь в простейших случаях [43,44]. Известен ряд приближенных методов (например Бубнова-Галеркина), но напряжения рассчитываются этими методами с невысокой точностью. Для реализации на ПЭВМ можно использовать численные методы, например, метод сеток [43] или обобщенных функций прогиба [44]. Этими методами можно рассчитать величины прогиба плиты в ряде точек, а затем, после численного дифференцирования прогибов-изгибающие моменты, вызванные ими нормальные и срезывающие (поперечные) напряжения.
В курсах строительной механики, например [45], рекомендуется в случаях, когда поперечная нагрузка зависит только от координаты, отсчитываемой вдоль короткой стороны плиты, рассчитывать ее как балку. Для этой цели мысленно вырезают из средней части плиты узкую полоску, параллельную ее короткой стороне. При расчетах обогревательных простенков на прочность имеет место именно такая ситуация; при расчетах обычно ограничиваются самыми грубыми приближениями. Например, принимают величину давления коксования во всех точках камеры постоянной или пропорциональной расстоянию точки от свода камеры.
Что касается напряжений, вызванных действием на плиту продольных сил, в том числе ее веса, то в простейших случаях они с достаточной точностью могут быть рассчитаны элементарными приемами При расчетах обогревательных простенков коксовых печей этому вопросу, насколько известно, уделяется мало внимания.
Расчеты обогревательных простенков коксовых печей на прочность, как правило, выполняются с использованием балочной модели. Причины этого были отмечены выше. Примером может служить метод расчета, описанный в [46] и, по-видимому, применявшийся в свое время в Гипрококсе. Он состоит в том, что элемент простенка, заключенный между двумя вертикальными плоскостями симметрии соседних вертикалов, включающий перемычку между ними, прилегающие к нему части стен коксовой камеры и зону кладки от свода вертикала до перекрытия, рассчитывают как балку, защемленную по концам. Описано два варианта расчетов: применительно к давлению распирания 7 кПа, распределенному равномерно по высоте коксовой камеры, и применительно к этому показателю, линейно убывающему от 11,7 кПа у пода камеры высотой 4,3 м до нуля у свода камеры. Рассчитывали изгибающие моменты, максимальные напряжения в кладке, создаваемые изгибающими моментами и весом кладки, суммарные максимальные сжимающие и растягивающие напряжения, а также перерезывающие (поперечные) силы и напряжения для трех сечений балки, в которых изгибающие моменты экстремальны. Следует отметить, что изгибающие моменты были рассчитаны по формулам для балок, имеющих постоянный по длине момент инерции поперечного сечения. В действительности же для сечений над уровнем перевала продуктов горения момент инерции существенно больше, чем для сечений под этим уровнем. Например, для печей с полезным объемом 41,3 м3 он больше на 53%. Приведены результаты расчетов для печей конструкции Гипрококса с высотой коксовой камеры 4,3 6,0 м. Показано, что на огнеупорную кладку обогревательных простенков 2 этих печей системы ПВР действуют напряжения, кг/см : сжатия 3,52-4,22, растяжения 1,38-1,84. Напряжения тем больше, чем больше высота коксовой камеры. Там же сообщаются следующие данные о прочности динаса на сжатие при высоких температурах. При 1400 С она составляет 70-80 кг/см , при 1450 С- 30-40 кг/см . Сделан вывод о том, что полученные при расчетах напряжения сжатия обеспечивают большой запас прочности.
В [7] приведены еще более оптимистические данные о прочности динаса, Так, сообщается, что при 1400 С динас Первоуральского завода 2 имеет прочность 13,6 мПа (139 кг/см ), а динас Красноармейского завода 2 16,5 мПа (168 кг/см ). Однако по [47], модуль упругости динасовой кладки на порядок меньше, чем самого динаса. Известно, что прочность и модуль упругости приближенно пропорциональны друг другу [48]. Поэтому следует ожидать, что прочность кладки на порядок меньше приведенных данных о прочности динаса. Но даже с учетом этого фактора запас прочности на сжатие остается значительным.
Обсуждение результатов исследований
Измерения ширины коксовых камер в верхней части до и после загрузки показали, что сразу после загрузки их ширина увеличивается. При серийности 2-1 величина перемещения верхней части простенков в среднем составляла 7 мм (5-Ю мм), а после перехода на серийность 4-2 и появления отложений графита в верхней части камер она уменьшилась до 5 мм. Таким образом, в этих условиях перемещение одного незаграфиченного простенка в верхней части в 20-30 раз больше максимальной расчетной величины. Отчасти это расхождение можно объяснить тем, что фактическая величина давления на стены и его распределение по высоте коксовой камеры отличается от принятых при расчетах. Но эти характеристики общеприняты и дают на практике удовлетворительные результаты. Следовательно, эту причину нельзя считать существенной. Из дифференциального уравнения упругой плоскости плиты следует, что величина прогиба обратно пропорциональна модулю упругости материала плиты. В литературе имеются указания на то, что модуль упругости кирпичной кладки на порядок меньше, чем для материала огнеупорных изделий [47]. Если это так, то расчетная стрела прогиба простенка возрастает до 1,3 мм, что существенно ближе к результатам прямых измерений. Однако, по мнению диссертанта, основной причиной несоответствия расчетных и фактических данных является следующее. Поперечные (перерезывающие) силы, действующие на кладку простенка у свода камеры, которые создаются действием давления коксования, не компенсируются полностью силами трения, возникающими от веса вышележащей кладки. Как было сказано выше, коэффициент трения динаса о динас составляет 0,75 -=- 1, а в сечениях у свода камеры поперечные силы достигают 0,89 веса вышележащей кладки. Таким образом, если верх простенка не защемлен в перекрытии, то не исключена возможность перемещения верхней части кладки простенков под действием поперечныхсил. Был выполнен расчет перемещения незащемленной верхней части простенка под действием давления коксования. При этом рассматривали балочную модель простенка и условно полагали, что в варианте с незащемленным верхним концом он работает как балка, защемленная с одного конца и свободная с другого. При тех же конструктивных параметрах простенка, давлении распирания и свойствах динаса, что ив гл. 3, расчетная величина перемещения свободного конца балки составила 6,7 мм, что полностью соответствует результатам замеров. Далее, на батарее № 10 НТМК верх простенков защемлен и, по результатам измерений, существенного смещения там не обнаружено. Это подтверждает правильность наших предположений о причинах разрушения кладки обогревательных простенков большегрузных коксовых батарей.
Измерения давления распирания при коксовании типовых угольных шихт восточных коксохимических предприятий проводились как в полупромышленных, так и в промышленных условиях [65,66].
В полузаводских условиях изучали влияние на давление распирания новых методов подготовки шихты: частичного брикетирования [67-79] и термической обработки [80-90]. Влияние частичного брикетирования изучали на угольной шихте НТМК средней спекаемости, а также ожирненной или отощенной добавкой 15% концентратов, соответственно, ОФ Беловская и ОФ Киселевская. Показатели качества шихты и добавок приведены в табл. 4.1.
Брикеты были изготовлены из тех же шихт; связующее- мягкий пек (смесь каменноугольной смолы со среднетемпературным пеком в соотношении 1: 1 по массе), имеющий температуру размягчения 35С по К и Ш; его содержание в брикетируемой смеси составляло 8%. Уровень измельчения шихт брикетируемых и вмещающих составлял 80% выхода класса 0-3 мм.
Содержание брикетов в частично брикетированных шихтах - 45%. Разовая загрузка шихт без брикетов 140 кг, с брикетами 160 кг при одинаковом объеме загрузки в ретортах Температура стен печи со стороны нагревательных элементов была 1080 С.
Влияние термической подготовки на давление распирания изучалось на шихте ЗСМК марочного состава,%: Г6-11, Г17 + Ж - 30, К + К2 - 59. Показатели ее качества также приведены в табл 4.1. Шихту подготавливали по схеме ДШ; ее термоподготовка состояла в нагреве до 150 С на полузаводской установке. Режим коксования шихт ЗСМК был тот же, что и шихт НТМК. Типичные графики изменения давления на стенку полузаводской печи и температуры в центре загрузки в процессе коксования представлены на рис 5.
Общий характер зависимости давления распирания (коксования) от времени при частичном брикетировании и термической подготовке шихты не изменяется: отмечаются два максимума. Время их появления от начала коксования и величина приведены в табл. 4.2.
Первый максимум объясняется тем, что при движении пластического слоя от стен к осевой плоскости загрузки его толщина и вспучиваемость нарастают вследствие снижения газопроницаемости. В то же время, возможная деформация пластического слоя увеличивается, поскольку возрастает усадка слоя полукокса-кокса. В результате давление, развиваемое пластическим слоем, проходит через максимум, а затем постепенно снижается (не более чем вдвое) до момента слияния пластических слоев. Второй максимум связан со смыканием пластических слоев при соответствующих температурах.
Введение в шихту как жирного, так и отощенного угля приводит к повышению максимального давления распирания: в первом случае-вследствие увеличения вспучиваемости пластического слоя, во втором-вследствие снижения трещиноватости и газопроницаемости слоя полукокса, прилегающего к пластической массе. Введение в шихту брикетов приводит к росту давления распирания на 6-40%. При термообработке шихты давление распирания возрастает в два раза по сравнению с влажной шихтой. Для исследованных шихт наибольшая величина давления распирания приходится, как правило, на первый пик. В обоих случаях давление распирания возрастает, прежде всего, благодаря увеличению плотности насыпной массы загрузки [68,82].
Итак, все исследованные шихты в полупромышленных печах дают давление распирания в 2-4 раза меньшее максимально допустимого уровня (7 кПа). Однако, как уже было отмечено, процесс коксования в полузаводских печах существенно отличается от промышленного и потому полученные на них результаты не могут быть использованы для расчетов отопительных простенков коксовых батарей на прочность.
Определения давления распирания (коксования) в промышленных условиях на коксовой батарее № 9 НТМК производились с участием диссертанта. Все предыдущие промышленные исследования были выполнены на ЗСМК под руководством С.Г.Стахеева [91].
Для измерений на большегрузных батареях была выбрана одна из зон, в которых плотность насыпной массы коксуемой загрузки печей повышена и где, исходя из известных закономерностей [53], следовало ожидать повышенного против среднего уровня давления распирания. Эта зона - на уровне 0,6 м от пода против третьего отопительного канала с машинной стороны.
Замеры выполнялись на большегрузных коксовых батареях ЗСМК с 3 полезным объемом камер 30 м ( батарея А, полезные размеры камеры , мм: 3 450 х 5000 х 15040), 41,6 м ( батарея Б, полезные размеры камер, мм: 410 х 3 6700 х 15160 ) и НТМК с полезным объемом камер 41,3 м (батарея В, полезные размеры камер, мм: 410 х 6700 х 15030).
На батарее А при загрузке влажной шихты обычным способом максимальное давление составило 12 кПа, а при загрузке термически подготовленной шихты через два крайних люка - от 14 до 20 кПа, в зависимости от скорости опорожнения бункеров (соответственно, от 150 до 500 кг/с). На батарее Б при загрузке влажной шихты обычным способом максимальное давление составило 18 кПа, а при загрузке термически подготовленной шихты со скоростью 250 кг/с - 23 кПа.
Во всех случаях сразу после окончания загрузки давление на стены камеры существенно снижалось, но оставалось в несколько раз большим, чем определенное для тех же шихт в печи с подвижной стенкой в полузаводских условиях. Измерения выполнялись в течение нескольких минут, а затем датчик извлекали из печи.
Более длительные по времени опыты проводились на батарее В. Результаты опытов представлены на рис. 8. Марочный состав шихты для коксования, %: ДГ + Г - 1,7; ГЖ - 33,1; Ж - 26,7; К + КО + ОС - 25,4; КСН + КС-12Д;ТС + СС-1,0.
Выбор метода перекладки головочных частей отопительных простенков
Наряду с системой организации технологического процесса производства кокса, своевременное проведение ремонтов огнеупорной кладки имеет решающее значение для продления срока службы коксовых батарей.
Вместе с заметным прогрессом в развитии технологии профилактических ремонтов (керамическая наплавка, полусухое торкретирование, вдувание в камеры огнеупорного порошка и др.) в практике успешно используется ряд методов замены дефектной кладки простенков на глубину 4-6 вертикалов и горячая перекладка простенков целиком.
Для значительного числа коксовых батарей характерным дефектом является ускоренное разрушение кладки стен и перегородок между ними в головочной части простенков. Это связано как с термическими ударами, возникающими при обработке печей и загрузке их шихтой, так и с действием растягивающих напряжений, вызванных давлением коксования. При этом средняя часть кладки простенков, кладка зон косых ходов и регенераторов, армирующие устройства, как правило, сохраняются в удовлетворительном состоянии.
В настоящее время используется, как минимум, четыре способа замены дефектной кладки головочных частей простенков. Выбору метода ремонта из нескольких существующих предшествует обычно многофакторный анализ, задачей которого является минимизация расходов на устранение дефектов кладки, восстановление заданного объема производства кокса и максимальное продление службы коксовой батареи.
При проведении горячих ремонтов динасовыми огнеупорами по традиционной технологии основной проблемой является обеспечение прочности и газоплотности сплошного вертикального шва на стыке перекладываемой и оставляемой кладок. Разрушения стыка возникают из-за роста новой кладки при разогреве, обусловленного значительным термическим линейным расширением динаса (1,2-1,4%). Величина разрушений закономерно возрастает с увеличением высоты простенков, что требует дополнительного уплотнения стыка перед загрузкой печи и периодически, в процессе дальнейшей эксплуатации. Многократное нанесение покрытий ведет к заужению камер в районе стыка и тугому ходу коксового пирога. Кроме того, длительность разогрева переложенного участка велика и составляет 8-Ю суток.
Не имея удовлетворительного решения проблемы создания плотного и надежного стыка, в ряде стран для проведения горячих ремонтов кладки коксовых печей используют так называемые "нерасширяющиеся" огнеупоры - модули из плавленого кварца с небольшим коэффициентом термического расширения (0,2-0,3 %). При этом обеспечивается хорошая плотность кладки в местах стыка и сокращение сроков ремонта. Так, по данным [105] перекладка простенка на глубину 4 вертикалов с использованием нерасширяющихся модулей была проведена за 14 суток.
Фирма "Фосбель" разработала свою технологию горячего ремонта кладки на глубину не более 3-х вертикалов с использованием модулей из нерасширяющегося огнеупора. После удаления дефектной кладки стен и перегородок 1-3 вертикалов восстановление кладки ведется с рабочей площадки. Модуль подвешивается на металлическую штангу и подается в печь к месту укладки. Скрепление установленных модулей осуществляется керамической сваркой. После монтажа модулей поверхность стены окончательно выравнивается керамической сваркой.
Вместе с тем, стоимость изделий из плавленого кварца составляет 10-12 тыс. долларов США за тонну, что превышает стоимость динасовых изделий в 20-25 раз. Соответственно цене огнеупоров возрастают и общие расходы на ремонт.
Для повышения эффективности ремонтов коксовых печей группой российских специалистов при участии диссертанта разработан метод горячей перекладки с совмещением процессов кладки и частичного разогрева укладываемого динаса (103, 104). При этом:
-используется обычные динасовые фасонные и нормальные изделия;
-частичные разогрев и расширение уложенных рядов кладки происходят непрерывно вследствие теплопроводности и лучистого теплообмена от соседних нагретых простенков и оставляемой части ремонтируемого простенка;
-кладка выполняется при любой высоте простенка с проектной перевязкой изделий в каждом ряде, в том числе и на стыке старого и нового участков;
-остаточный рост переложенного участка при окончательном разогреве до рабочих температур после ремонта невелик, что обеспечивает прочность и газоплотность выполненной кладки, включая стык; разогрев отремонтированного простенка производится в течение 3-5 суток;
-инженерные решения по теплоизоляции и вентиляции рабочей зоны позволяют вести ремонт круглогодично в любых климатических условиях.
Технология проведения горячего ремонта с совмещением процессов кладки и частичного разогрева, а также оборудование для этих ремонтов защищены патентами Российской Федерации (приложения 2, 3).
Для количественной оценки эффективности различных методов, определим уровень затрат на ремонт одного простенка батареи ПВР с емкостью камер 41,6 м3 с машинной стороны.
Исходные данные:
-количество печей в батарее 65,
-оборот печей, часов 18,
-выход кокса из одной печи, т 23,
-кладка 1-го и 2-го вертикалов находится в неудовлетворительном состоянии и требует замены, включая кладку перегородки между ними. Для восстановления кладки зоны перекрытия вертикалов №№ 1, 2 и кладки вертикала № 3 по высоте камеры необходимо израсходовать 1,5 т сварочного порошка "Фосбель", что обеспечит их работоспособность в течение последующих 4 лет;
-температура в соседних простенках поддерживается на уровне 950-1000 С, стены со стороны зоны ремонта изолируются, по технологии "Фосбель" -устанавливается фалып-дверь;
-затраты на предпусковую профилактическую обработку смежных простенков и оставляемой части кладки ремонтируемого простенка (вертикалы №№ 5-32) не зависят от метода ремонта и в расчете не учтены.
Ремонт дефектного участка осуществляется следующими методами:
- обычная перекладка динасовым огнеупором на глубину 4-х вертикалов от пода до верха печей со сплошным вертикальным швом на стыке кладок. Шов после разогрева заваривается по технологии "Фосбель", расход материала - 0,2 т. При дальнейшей эксплуатации требуется ежегодно расходовать по 0,1 т материала для герметизации стыка. Ожидаемая стойкость отремонтированного участка - 4 года (по опыту);
-перекладка динасовым огнеупором на глубину 4-х вертикалов от пода до верха печей методом совмещения кладки и частичного разогрева с проектной перевязкой кирпичей на стыке. Обеспечивает герметичность стыка после разогрева без дополнительной обработки. Ожидаемая стойкость отремонтированного участка - 8 лет (экспертная оценка);
-метод фирмы "Фосбель" с удалением стеновых и перегородочных кирпичей на глубину 2-х вертикалов от пода до перекрытия вертикалов с последующим монтажом и завариванием нерасширяющихся модулей. Головочные "марки" не заменяются. Дефекты кладки зоны перекрытия вертикалов №№ 1, 2 и кладки вертикала № 3 устраняются завариванием. Расход сварочного материала 1,5 т. Ожидаемая стойкость отремонтированного участка - 4 года (по опыту);
-перекладка нерасширяющимся огнеупором на глубину 4-х вертикалов, включая головочные "марки" с подвеской кладки зон перекрытия вертикалов и перекрытия печей. Дефекты на оставляемой кладке 1-3 вертикалов устраняются завариванием перед пуском печи и через 4 года. Расход сварочного материала 1 т. Ожидаемая стойкость отремонтированного участка - 8 лет (экспертная оценка).
Затраты, связанные с проведением вышеуказанных ремонтов для уровня цен на материалы и услуги, сложившиеся в России на конец 2000 года, приведены в таблице 5.4.
