книги из ГПНТБ / Табунщиков, Н. П. Производство извести

материала; коэффициенты (В = 0,026, D = 0,012) найдены расчет­ ным путем.

Уравнение для подсчета водяного эквивалента потока материала (сырья и топлива) будет иметь вид

Водяной эквивалент газового потока будет возрастать вместе с увеличением расхода топлива на обжиг, а также с увеличением коэф­ фициента расхода воздуха а (перечисленные показатели определяют удельный расход воздуха).

Проанализируем возможные варианты соотношения водяных экви­

влаги в известняке практически равно нулю. Невелико и содержа­ ние MgC03 (~1%). Водяной эквивалент потока материала при вы­ сокой степени обжига будет минимальным. При хорошей работе печи будет обеспечиваться и минимальный расход воздуха, т. е. и водяной эквивалент газового потока будет минимальным. Соотношение водя­ ных эквивалентов в этом случае находится в пределах 0,8—0,9. Следовательно, все тепло отходящих газов (до конечной температу­ ры ^ 100 °С) может быть использовано в печи (W JW r ^ 0 ,9 ) .

Увеличение расхода топлива потребует большего расхода возду­ ха, что увеличит водяной эквивалент газового потока. Соотношение W JW T уменьшится, и часть тепла будет выведена из печи с отходя­

Расчет произведен на 1 т СаО (вывод расчетных уравнений см. в главе VI).

З о н а п о д о г р е в а

Удельный расход сырья:

1786-10*. 1786-104

с СаСОсс• а 96-96,5

= 1930 кг

з

Удельный расход топлива: /Ст = 145 кг. Объем С02 при разложении СаС03 и MgC03:

= 400 + 0,266-10-2 y^MgCOa = 400 + 0,266- Ю"2-1930-0,82 = 404 м3

80

сAtcc + <2исп + QMgC03

Скаж AtKc.cp

Тепло на разложение MgC03:

QMgro3 = 2,73-1930-0,8-4,19 = 4220-4,19 кДж

Тепло на испарение влаги: QHCn = 0. Теплоемкость сырья (tK0H — 850 °С):

сс = (0,96-0,267 + 0,04-0,257)-4,19 = 0,266-4,19 кДж/(кг-К)

с1930-850-0,266 + 4220

Водяной эквивалент сырья:

1ГС= 1930-0,268-4,19 = 517-4, 19 кДж/К

Водяной эквивалент топлива:

Wr = 145-0,33-4,19 = 48-4,19 кДж/К

Теплоемкость печных газов:

с£г = 4,19 (0,4-0,52 + 0,58-0,33 + 0,015-0,335 + 0,005-0,35) =

= 0,406-4,19 кДж/(м3-К)

Водяной эквивалент печных газов:

Ц7Пг = 1566-0,406-4,19 = 635-4,19 кДж/К

Г м/Г п.г = 565:635 = 0,89

Конечная температура печных газов при завершенном теплообмене и отсут­ ствии потерь тепла в окружающую среду:

t“nT = t' = 850-0,11 = 94 °С

З о н а о х л а ж д е н и я

Масса извести (физическая) — 1175 кг.

Средняя температура извести на входе в зону охлаждения — 1100 °С.

водяного эквивалента потока материала резко возрастает, соотно­ шение водяных эквивалентов также увеличивается. В печи, при соот­ ветствующей высоте слоя, всегда обеспечена возможность полной утилизации тепла отходящих газов (W JW T > 1).

Для покрытия расхода тепла на испарение влаги недостающее ко­ личество его выводится из зоны обжига. Температура газового пото­ ка на входе в зону подогрева повышается.

III вариант. Обжиг известняка на природном газе. Водяной экви­ валент потока материала имеет минимальное значение, а водяной эквивалент газового потока существенно увеличивается (растет те­ плоемкость потока из-за большего содержания водяных паров от сжигания водорода в топливе; несколько возрастает общий расход

(см. рис. 26).

IV вариант. Обжиг влажного мела на природном газе. Водяной эквивалент потока материала увеличивается в большей

степени, чем WT. Использование тепла отходящих газов лимити­ руется технологическими особенностями (возможностью конденса­ ции водяных паров.на холодной поверхности загружаемого мате­ риала).

При W J W T := 0,9 тепло используется наиболее экономично, в полном соответствии с его энергетическим потенциалом (на нагрева­ ние материала поступают газы, температура которых примерно рав­ на температуре диссоциации СаС03). Отклонения от этого соотноше­ ния приведут к повышению расхода тепла. Если W JW T 0,9, то часть тепла не может быть утилизирована —■расход тепла возраста­ ет. При W JW T > 0,9 на нагревание материала приходится тратить тепла больше, чем его содержится в отходящих газах при t ^ 850 °С, что также ведет к увеличению общего расхода тепла.

Из приведенного анализа следует, что при обжиге известняка с малым содержанием примесей на любом виде топлива отношение водяных эквивалентов будет W JW T < 0,9 (на твердом топливе 0,8— 0,9, на газообразном 0,55—0,75) и, следовательно, тепла, выносимо­ го газами из зоны обжига, хватит для подогрева материала. Поэтому зона горения топлива не может проникать в зону подогрева, ибо это сразу же сказалось бы на температуре отходящих газов. Таким об­

82

разом, утверждение [II 1.23], что зона горения частично захватывает зону подогрева известняка, может оказаться справедливым только для расстроенного режима работы печи, когда низка степень обжига, либо когда в известняке содержится большое количество MgC03, ко­ торый разлагается в зоне подогрева, или при высоком содержании влаги в сырье.

В зоне охлаждения при минимальном расходе воздуха соотноше­ ние водяных эквивалентов W JW T ^ 0,7. Все варианты технологи­ ческого режима могут вызвать лишь увеличение водяного эквива­ лента потока воздуха, что приведет к уменьшению значения W jW r <.

< 0,7.

Отсюда следует, что при работе печи на твердом топливе часть топ­ лива всегда должна сгорать в зоне охлаждения, и это тепло будет расходоваться на подогрев воздуха. При работе печи на газообраз­ ном топливе оказывается возможным подавать на охлаждение изве­ сти примерно половину потребного для горения воздуха, остальное количество его можно направлять в горелочные устройства (непо­ средственно в зону горения) для достижения наиболее полного сжи­ гания топлива.

ТЕПЛООБМЕН ПО ЗОНАМ ПЕЧИ

Температура газового потока изменяется по высоте печи следую­ щим образом.

Температура поступающего в зону охлаждения воздуха равна температуре окружающей среды и за счет теплообмена с обожженным материалом она повышается до ~ 650 °С. Последующее нагревание воздуха в зоне охлаждения происходит за счет сгорания части топ­ лива, в результате чего температура газового потока достигает ~ 1300 °С (средняя температура массы материала ~ 1100 °С). Это — максимальная температура, соответствующая завершению процесса обжига карбоната кальция.

В зоне обжига тепло интенсивно расходуется на покрытие эндо­ термического эффекта реакции диссоциации и температура газов, несмотря на горение топлива, постепенно понижается до 900—1100 °С (в зависимости от соотношения водяных эквивалентов). Далее в зоне подогрева тепло передается потоку материала и температура газов постепенно снижается до своего конечного значения. Изменение во­ дяных эквивалентов потоков по высоте печи при работе на твердом и газообразном топливе показано на рис. 27.

Из общего количества тепла, участвующего в теплообмене, на до­ лю зоны подогрева (табл. 12) приходится от 34 до 44% (величина эта возрастает в зависимости от увеличения WM), на зону обжига — от 43 до 50%, а на зону охлаждения — от 13 до 15% (в зоне охлаж­ дения учитывается только тепло, отдаваемое известью, и не учиты­ вается тепло горения топлива, поскольку оно не участвует в тепло­ обмене между известью и газами).

Следует отметить, что тепло, участвующее в теплообмене, никог­ да не соответствует теплу, расходуемому на обжиг, так как в тепло-

обмене участвует тепло, циркулирующее в рекуперативных зонах, и не учитываются тепловые потери.

Неодинакова и интенсивность теплопередачи по зонам. На рис. 28 заштрихованная площадь показывает относительное количество пе­ редаваемого тепла, а абсцисса — интенсивность теплопередачи. Наи­ большая интенсивность приходится на зону обжига. Низкая интен­ сивность теплообмена в зоне подогрева вызвана малыми перепадами

Рис. 27. Изменение водяных эквивалентов потоков (в относительных единицах) по высоте печи:

а — на твердом топливе; б — на газообразном топливе при использовании различных горелочных устройств.

температур между теплоносителем и нагреваемым материалом (для случая обжига сухого сырья), вследствие чего протяженность этой зоны в 3—4 раза превышает протяженность зоны обжига. Если вы­ сота шахты печи выше необходимой для завершенного теплообмена, между зонами подогрева и обжига появится так называемая резерв­ ная зона [1] — участок, в котором не будет происходить теплообмен (рис. 28, в). Аналогичная картина может наблюдаться и в зоне охлаж-

84

дения, но здесь резервная зона будет находиться на выходе материа­ ла из печи (рис. 28, б). tK°Hи ^ он практически одинаковы во всех слу­ чаях. Излишняя высота не повышает производительность печи, а лишь создает дополнительное гидравлическое сопротивление.

При наличии резервной зоньП™н и ^ он не характеризуют положе­ ние зоны обжига до высоте печи.

В зоне охлаждения интенсивность теплообмена выше, чем в зоне подогрева, вследствие большей разницы tM— tr. Между зонами об­ жига и охлаждения имеется небольшой участок, в котором теплооб­

вокупности с особенностями условий теплообмена в слое при низкой температуре и тонких струях газов говорит о превалирующей роли теплопередачи конвекцией.

В зоне обжига при работе на твердом топливе наблюдается как конвективный, так и радиационный теплообмен, названный [2] слое­

85

вым режимом. «В слоевых печах, где слои излучающего газа очень тонки, а кладка как посредник в теплопередаче отсутствует, тепло­ передачи лучеиспусканием и конвекцией соизмеримы по величине в очень широком диапазоне температур и разделить их крайне трудно. В связи с этим внешний теплообмен при слоевом процессе... допусти­ мо рассматривать как самостоятельный режим, а теплопередачу ра­ диацией и конвекцией не отделять друг от друга» [2].

При сжигании газообразного топлива доля радиационного тепло­ обмена существенно уменьшается.

Процесс теплопередачи состоит.из двух стадий: первая стадия — теплообмен между теплоносителем и поверхностью куска, так назы­ ваемая внешняя задача, вторая стадия — теплопередача внутри кус­ ка — внутренняя задача.

Конвективный теплообмен зависит от распределения газово­ го потока в слое материала, от условий его движения, а также от гранулометрического состава шихты. Распределение газового по­ тока обусловлено распределением кускового материала по попереч­ ному сечению печи, поэтому для оценки теплопередачи достаточно охарактеризовать распределение одного из потоков — газового или кускового.

В области одномерной фильтрации теплообмен в условиях вынуж­

Эта область характеризуется автомодельностью, независимостью от симплексов геометрического подобия Hid и Did. Как известно, автомодельность соблюдается при Did > 20. Что касается значения симплекса Hid, то оно зависит от условий распределения газового потока на входе в аппарат (на входе в слой). При моделировании про­ цессов теплообмена необходимо соблюдать подобие ввода газов и подобие распределения кусковой засыпки по сечению слоя. Для мо­ делирования реальных процессов следует соблюдать и подобие дви-' жения слоя кускового материала, так как в движущемся слое су­ щественно изменяется его порозность.

Несоблюдение подобия по перечисленным выше показателям вы­ звало большой разнобой в экспериментальных данных по определе­ нию коэффициентов теплоотдачи.

Теплообмен внутри куска (внутренняя задача) может быть оха­ рактеризован уравнением

где индексы п и ц относятся к поверхности и центру куска; критерий

Bi = ad/2X.

При малых значениях критерия Bi процесс нагрева тел будет ли­ митироваться внешней задачей. Поэтому предложено [3] называть тела тонкими, если Bi < 0,25. При больших значениях Bi возрастает значение внутренней задачи теплообмена. Такие тела предложено называть массивными.

86

Большинство экспериментальных работ по определению коэффи­ циента теплопередачи в слое проводились с шарами или с телами другой геометрической формы, но одинаковых размеров, поэтому требование равномерного распределения материала по сечению авто­ матически выполнялось. Во многих случаях соблюдалось условие автомодельности по Hid и Did и выполнялось условие равномерного распределения теплоносителя на входе в аппарат (модель).

Результаты многочисленных исследований были критически обоб­ щены в работе [4]. При обработке данных по единой методике полу­ чены следующие зависимости:

сечению, м/с.

После подстановки значений критерия Нуссельта получаем сле­ дующие расчетные формулы для нахождения коэффициента теплоот­ дачи [в ккал/(м2-ч-°С)]:

В последующие годы появились новые работы по изучению тепло­ обмена в плотном неподвижном и движущемся кусковом слое [5—8].

Функциональные зависимости по уравнениям, заимствованным из более поздних работ, представлены графически на рис. 29. Из этого сопоставления можно сделать вывод, что упомянутые работы подтвердили уравнения, предложенные ранее [4].

В работах [5—7] описан теплообмен в противотоке между дви­ жущимся слоем кускового материала и потоком газа. Скорость дви­ жения материала изменялась в весьма широком диапазоне (6— 60 см/мин), но влияние ее на коэффициент теплоотдачи не было обна­ ружено. Исследованный интервал скорости движения материала значительно превышает фактически наблюдаемый в шахтных обжи­ говых печах (0,5—1 м/ч). Это могло бы служить основанием для утверждения, что перемещение материала не сказывается на коэф­ фициенте теплоотдачи. Однако в данном случае важна не скорость встречного движения материала, а изменение структуры слоя при движении (особенности движения сыпучего материала частично рас­ смотрены [2] М. А. Блинковым).

Большое значение изменения структуры движущегося столба ма­ териала подчеркивается в книге [1]; «В эллипсоидах разрыхления значительно уменьшается насыпная масса материала (примерно на 8%) и увеличивается, следовательно, порозность. Это должно су­ щественно влиять на теплообмен».

К сказанному следует добавить, что в случае перемещения полидисперсного столба материалов, при соотношении крайних значений

87

фракций по крупности кусков 3 : 1 и более, наблюдается опережаю­ щее движение мелких фракций материала и заполнение ими межкус­ ковых пор. Так, например, при обжиге неотсеянного после дробления известняка с размером кусков от 0,1 до 40 мм выгорала только поло­ вина загруженного в шихту кокса, остальное количество оказыва­ лось недоступным для горения из-за заполнения межкусковых пор мелким материалом.

Весьма сильное влияние мелочи в шихте на коэффициент тепло­ отдачи отмечено в работе [1]. Уже при содержании 20% мелочи коэф­

чественного определения.

На необходимость соблюдения равномерного распределения кус­ кового материала по сечению слоя, а следовательно, на необходи­ мость равномерного распределения потока теплоносителя, обращали внимание многие исследователи. В связи с этим следует остановиться на недоразумении, возникающем из-за неправильного толкования результатов исследований, приведенных в работах [9, 10], где опыт­ ные коэффициенты теплоотдачи оказались в 10 раз меньше соответ­ ствующих величин, рассчитанных по формуле В. Н. Тимофеева [4].

Причиной такого большого расхождения, как отмечает автор, яв­ ляется резкое нарушение равномерности движения газов и материа­ лов по поперечному сечению аппарата. Поэтому при расчете тепло­ обменников с подвижной насадкой рекомендуется [9, 10] величину коэффициента теплоотдачи, рассчитанного по формуле В. Н. Тимо­ феева, умножить на коэффициент неравномерности /(=0,068.

Таким образом, результаты, полученные для частного случая не­ равномерного движения потоков, предлагалось распространить на

88

все режимы движения потоков в теплообменной аппаратуре раз­ личного типа.

В самом деле, в исследованной конструкции теплообменника при отношении высоты аппарата к диаметру, равном 3,5, имела место ис­ ключительно периферийная подача воздуха.

Из изложенного ранее вытекает, что данный теплообменник рабо­ тал в области двумерной фильтрации, характеризуемой резким раз­ личием скоростей воздуха по поперечному сечению аппарата. Этот недостаток усугублялся неравномерной выгрузкой материала по се­ чению аппарата из-за малого выгрузного отверстия. Отсюда видна необоснованность обобщения, согласно которому во всех случаях при расчете теплообмена в движущемся слое следует вводить коэф­ фициент неравномерности К • Такое правило нельзя распространять на все конструкции аппаратов с подвижной насадкой, а тем более на шахтные обжиговые печи, в которых при правильном конструктив­ ном оформлении узлов подачи твердых материалов и газов движение последних по большей части высоты печи является близким к равно­ мерному.

Для определения суммарного коэффициента теплопередачи с уче­ том внутреннего термического сопротивления кусков шаровой формы [11] было предложено следующее уравнение:

где Kv — суммарный коэффициент теплопередачи, отнесенный к еди­ нице объема слоя; av — объемный коэффициент внешнего теплообме­ на; R — размер, характеризующий кусок.

На основе уравнения (V.10) предложена [1] новая интерпретация опытных данных Фернеса [12]. Вычислив значения «чистых» коэф­ фициентов внешнего теплообмена, получим зависимость av от d:

a v = E/d.o,«

Приведенное уравнение подтверждает тот вывод [12], что чем мельче дробление материалов, тем большая доля поверхности кус­ ков выключается из теплообмена вследствие «слеживания». Естест­ венно, что для шаров явление «слеживания» не наблюдается.

Для расчета суммарного коэффициента теплоотдачи, отнесенного к средней по массе температуре куска, авторами рекомендуется фор­ мула

где Ф — коэффициент формы тела.

По-новому трактуется авторами и влияние скорости газов на Кь. С ростом скорости газов падает внешнее тепловое сопротивление, но внутреннее сопротивление остается неизменным. В случае когда а 0 -»-оо, К. для шаров примет значение Kv = 9%/R2. Зависимость а0 от скорости газов выражается уравнением

av = Ew§>e2

89