Первичным видом энергии атомного реактора является тепловая энергия, которая выделяется в результате расщепления ядер. Вторичная энергия — электрическая получается преобразованием тепла, выделяющегося в реакторе. Преобразование осуществляется при помощи охлаждающей среды и сопровождается потерями энергии (до 60 %).
В черной металлургии для комбинированного производства тепла и электроэнергии должны найти применение высокотемпературные газоохлаждаемые атомные реакторы. В качестве охладителя в таких реакторах используется гелий, конечная температура которого на выходе из реактора достигает 1050—1200 К. Повышение ее в промышленных реакторах до 1300-1500 К вполне осуществимо в ближайшие годы.
Тепло охладителя можно использовать для конверсии углеводородсодержащего топлива, нагретые продукты которой необходимы как для внедоменного восстановления железных руд с получением губчатого железа или металлизации железорудных окатышей и агломерата, так и для жидкофазного восстановления железных руд. Электрическая энергия при этом будет потребляться в первом случае для проплавки губчатого железа или металлизованных окатышей и агломерата в электрических печах, а во втором случае для питания плазменных генераторов.
На рис. 73 показана схема процесса прямого получения стали с использованием тепловой энергии атомного реактора для получения губчатого железа и электрической энергии — для переплава губчатого железа в электрической печи.
Рас. 73. Схемы прямого получения стали с использованием тепла и электроэнергии атомного реактора:
Гелий1200″С Руда
Воссгпано витель
Природный газ
Т-
1 — атомный реактор (остальные обозначения в тексте)
Гелий в теплообменнике 2 нагревается до ISOO К и поступает для обогрева агрегата 3, где железорудный материал восстанавливается, и реформера 4, где конвертируется углеводородсодержащее топливо. Нагретый восстановительный газ подается в агрегат для металлизации железорудного материала 3. Охлажденный до 1200 К гелий вращает газовую турбину 7 и генератор 6, и, охлаждаясь до 600 К, снова поступает в теплообменник 2. Металлизованный железорудный материал переплавляется в сталь в электропечи 5, которая питается от генератора 6.
Возможно использование отводящего тепла атомного реактора и в случае внедоменного получения железа с применением твердого восстановителя. В такой установке получение восстановительного газа из твердого топлива и восстановление железорудных материалов происходит в одном агрегате. Охладителем атомного ректора в этом случае также слу – 318 жит гелий. Гелий выходит из атомного реактора с температурой 1500 К и поступает в гелиевосвинцовый теплообменник, в котором жидкий свинец нагревается до 1300 К. Из теплообменника жидкий свинец поступает в восстановительный агрегат, в который загружается железорудный материал и твердое топливо. Из восстановительного агрегата жидкий свинец выходит с температурой 1100 К и снова направляется в теплообменник. Охлажденный в теплообменнике гелий поступает в газовую турбину, служащую приводом электрогенератора и гелиевых компрессоров, а затем в холодильник, и направляется в атомный реактор в качестве охлаждающей среды. Полученное в восстановительном агрегате губчатое железо переплавляется в сталь.
Разработано несколько способов использования тепла атомных реакторов в доменном производстве. Для нагрева дутья можно использовать тепло атомного реактора с промежуточным теплообменным контуром (рис. 74). При этом охлаждающей средой атомного реактора служит гелий, покидающий реактор нагретым до 1500 К. Из реактора гелий поступает в промежуточный теплообменник 3, где нагревает жидкий свинец, и снова возвращается в реактор 1. Нагретый жидкий свинец направляется во второй теплообменник 5, где он нагревает воздух, поступающий в доменную печь. Охлажденный свинец поступает в первый теплообменник 3.
При одновременном вдувании нагретого восстановительного газа в фурмы, расположенные на горизонтах Ф1 и Ф2, на участке между ними создается изотермическая зона с заданной температурой, размер которой определяется взаимным расположением фурм, количеством и температурой подаваемого через них газа. Газ, подаваемый через фурмы Фг, обеспечивает нагрев железорудного материала от начальной до критической температуры (t™) (рис. 75, кривая 2), а через фурмы Ф1 компенсирует потери тепла через кожух шахты и поддерживает постоянную температуру шихты от уровня фурм Фг до зоны плавления. Условия теплообмена при подводе горячего восстановительного газа одновременно через фурмы Ф1 и Фг являются предпочтительными. При одновременном вдувании газа через оба ряда фурм достигаются оптимальные условия для протекания восстановительных процессов до начала плавления железорудных материалов.
Таким образом, для обеспечения максимальной степени восстановления в шахтной плазменной печи нагретый восстановительный газ должен истекать из плазменных генераторов и двух рядов фурм. Общая высота печи
Я = h + A1 + Л2, м, (268)
Где Л — расстояние от оси плазменных генераторов до первого ряда фурм; Л, — расстояние от первого до второго рядов фурм; Л2 — расстояние от второго ряда фурм до верха шахты.
Горизонт расположения первого ряда фурм определяется достижением железорудными материалами критической температуры. При плавке железорудных окатышей расстояние от плазматронов до первого ряда фурм составляет 350—400 мм. Расстояние между первым и вторым рядами фурм определяется линейной скоростью движения железорудных материалов (и) и временем нахождения материалов в объеме шахты между рядами фурм (т). Время нахождения материалов между рядами фурм зависит от крупности и восстановимости железорудного материала его металлизации при нагреве до критической температуры. Для агломерата и окатышей различной крупности и минералогического состава оно определено и имеется в литературе.
Расстояние от второго ряда фурм до верха шахты опреде – 316 ляется линейной скоростью движения материалов и временем нагрева материалов от начальной до критической температуры.
J ‘KPj ‘ s. ws.:–..’
– —J C„y„(l – е) ,
– аК^м/^г) – 1] !
Где (кр, tr — температура железорудного материала и средняя температура газа на уровне фурм второго ряда, °С; а — коэффициент теплопередачи, Дж/(мг • с • К); Cm — теплоемкость железорудного материала, кДж/(кг • К); – насыпная плотность материала, кг/м3; е— порозность слоя материалов; Wm и Wr – теплоемкость потоков материала и газа, кДж/(с • К).
§19. применение атомной энергии в металлургии
В последние годы все большее внимание уделяется проблеме использования атомной энергии в черной металлургии.
В 1985 г. электрическая мощность атомных реакторов во всем мире достигала 250 млн. кВт, а к 2000 г. атомные электростанции будут вырабатывать >20% мирового производства электроэнергии. Применение атомной энергии в черной металлургии представит большую свободу выбора места строительства металлургического завода и сократит транспортные издержки по перевозке топлива.
Рже. 72. Изменение температуры газа по высоте шахты при работе плазменных генераторов, одновременной подаче горячего газа через фурмы Ф, н Ф2: 1 — при работе только плазменных генераторов (остальные обозначения в тексте)
Высоте шахты при подаче
FM fH 1IKf,) 1M
Газовые потоки, истекающие из плазменных генераторов и фурм Wm температура материала в результате теплообмена достигнет температуры теплоносителя, и газ будет уходить из реактора с высокой температурой. Если температура газа выше температуры плавления материала, то материал начинает плавится на уровне фурм Ф„ что приведет к увеличению толщины слоя размягчения материалов, и движение материалов прекратится (рис. 72, а, кривая 3), если же температура газового потока меньше критической температуры нагрева материала, то в этом случае температура шихты после теплообмена будет ниже, чем это позволяют условия движения материалов. При подводе дополнительного количества высоконагретого восстановительного газа через фурмы Фоптимальные. условия теплообмена будут в случае, когда температура газового потока равна f?p (рис. 72, а, кривая 4).
Однако при подводе горного газа через фурмы Ф2> в любом рассмотренном случае не обеспечиваются необходимые условия тепломассопереноса, так как на значительном участке высоты шахты температура материалов низкая, и процессы восстановления при такой температуре идут медленно. При вдувании нагретого восстановительного газа через фурмы Ф2, расположенные на расстоянии h от оси плазматронов, характер изменения температуры показывает, что в слое шихты высоты Ii2 образуется зона интенсивного теплообмена (рис. 74, б, кривая 2). В зависимости от соотношения теплоемкостей потоков материала и газа (после его смешения с газом, вытекающим из плазменных генераторов) температура материала, выходящего из области интенсивного теплообмена, может быть различной. При изменении высоты установки этого ряда фурм возможно добиться получения заданной температуры материалов.
Допустим, что материал, пройдя участок шахты высотой h2, нагрелся до критической температуры ^p Опускаясь ниже, он будет охлаждаться газом, истекающим из плазменных генераторов. На участке высоты шахты hv материал будет недостаточно нагрет, и скорость восстановления будет недостаточной (рис. 74, б, кривая 3). Для повышения температуры в шихте необходимо увеличить высоту h2 за счет уменьшения высоты A1, либо увеличения общей высоты шахты. Распределение температур в шахте для этого случая представлено на рис. 74, б, кривая 4.
I = ISJ S или I = G/SWkp. (266)
Диаметр верхней части шахты должен быть определен из условия, при котором не превышается критическая скорость газа в верхней части шахты. Диаметр верхней части шахты находится из уравнения
4G’/itW’KP, м, (267)
Где Wkр – критическая скорость газа на свободном сечении в верхней части шахты, м/с; G’ – количество газа, проходящего через верхнюю часть шахты с учетом температуры газа, M3Zc.
Угол наклона шахты определяется из соотношения диаметров и высоты шахты. Ниже приведены результаты расчетов горизонтальных размеров шахтного плазменного реактора для прямого получения железа:
Производительность, т/сут. . 2000 3000 4000 5000 Оптимальное число плазменных генераторов при заданной форме зон
TOC \o «1-3» \h \z плавления…………………………………………………… 16 16 16 16
Мощность одного плазменного генератора, МВт 2,45 3,68 4,90 , 6,13
Расход газов (природный газ и кислород) через одни плазменный
Генератор, м3/ч …………………………………………. 391,7 587,5 783,3 972,2
Длина зон плавления, м…. 0,65 0,79 0,92 1,02 Ширина зон плавления, м… 0,32 0,40 0,46 0,51 Диаметр нижней части шахты на уровне установки плазменных генераторов, м 2,38 2,90 3,35 3,75
Диаметр верхней части, м… 2,19 2,69 3,10 3,46
В расчете принято: работа реактора на железорудных окатышах размером 5-20 мм; температура окатышей, приходящих в зону плавления, 850 0C: степень использования газа, тепловые потери реактора, к. п.д. плазматронов 40, 20 и 75 % соответственно; критическая скорость фильтрации газа через верхнюю часть шахты 56,9 м/с, нижнюю – 87,7 м/с; плотность газа соответственно 0,22 и 0,091 кг/м3.
Особенности теплообмена в шахтных плазменных печах, вызванные большими удельными тепловыми потоками, интенсивной теплопередачей от газа к материалу в зонах плавлениях и большой скоростью плавления, приводит к резкому снижению температур по высоте шахты. Это обусловливает минимальные размеры зоны, в которой железорудные материалы находятся в размягченном состоянии, но, с другой стороны, приводит к тому, что в значительной по высоте части шахты температура относительно низкая.
В шахте должен быть выполнен основной объем восстановительной работы, что становится невозможным из-за малого времени пребывания материалов в шахте до момента их плавления и относительно низкой их температуры. Для увеличения скорости восстановления необходимо повысить температуру в шахте, на горизонтах, находящихся выше области плавления. Температура в шахте может быть повышена подачей в нее горячего восстановительного газа.
На рис. 72 показано изменение температуры газа по
Горячего восстановительного газа на различных* горизонтах. При вдувании газа через фурмы V2 при неизменной температуре центра куска, равной начальной температуре. В момент плавления температура поверхности равна температуре плавления fnjI. Тогда перепад температур между поверхностью и центром куска будет
M1 = f„л ~ f„- (257)
Зная размер куска железорудного материала (г— радиус) и теплофизические свойства, можно определить удельный тепловой поток (qKP), который обеспечивает перепад температур Af,
QKP = IKLtJr = 2Лапл – g/r, (258)
Где Л — коэффициент теплопроводности железорудного материала, Дж/(м • с • К).
Тепловой поток < qKP не сможет обеспечить нужного распределения температур в куске. Толщина куска, на которой Af2 = tnn — fpa3M, при qKP представляет собой максимально допустимую толщину размягченного слоя, т. е.
5КР = IKLtJqyx, м. (259)
В зону плавления необходимо подвести такое количество тепла, чтобы даже при образовании выплавленной полости у сопла плазматрона с максимальной поверхностью удельный тепловой поток не был меньше qKP. Площадь поверхности выплавленной полости F = nn2d^ (dK – максимальный диаметр куска железорудных материалов). Подставив значения F и qKP в выражение (256), получили
TOC \o «1-3» \h \z Q1 = [2А(ГПЛ – fи)/г]ппЧ>, Дж/с. (260)
Потери тепла Qnox = Свп»в(‘! – fg) + InrCjtr + ч.
+ i(s/A)Va/a/’ Дж/С> (261)
Где Cb и Cr – теплоемкости воды и колошйикояого газа; 308 газа; fj и fg – начальная и конечная температура охлаждающей воды; tr – температура колошникового газа; f, и t2 7- температура внутренней и наружной поверхности огнеупорной кладки; 5 — толщина слоев материала, через которые теряется тепло; А — коэффициент теплопроводности футеровки и кожуха; а — коэффициент теплопроводности при естественной конвекции; / — площадь поверхности, через которую теряется тепло.
Таким образом, минимальное количество тепла, необходимое на процесс, »
Протяженность зоны размягченных материалов может быть определена аналитически, если принять, что плавление происходит при постоянной температуре и расплав сразу же стекает с поверхности плавящегося куска железорудного материала. В этом случае можно считать, что процесс плавления идет при постоянном тепловом потоке на поверхности. Тепло, подведенное к поверхности, будет расходоваться частично на плавление поверхностных слоев, частично на нагрев нерасплавившегося материала. Таким образом, плавление может рассматриваться как процесс нагрева двухслойного тепла, состоящего из плавящегося и нерасплавленного слоев (рис. 70). В куске железорудного материала часть нерасплавленного слоя находится в размягченном состоянии. 304
Если S— толщина расплавленного слоя, a q2 — удельный тепловой поток на границе плавящегося и нерасплавленного слоев, то на плавление элементарного слоя толщиной AS пойдет удельный тепловой поток qlt а на нагрев нераспла-
Вившегося слоя толщиной 5 — удельной тепловой поток Яг+ Чу Разность температур на поверхности плавящегося и нерасплавленного слоев г, и температуры начала размягчения куска железорудного материала t2 можно определить из уравнения:
Откуда толщина размягченного слоя, м:
6 = 2A(fj – t2)/q2, (252)
Где А — коэффициент теплопроводности, ДЖ/(м • с • К).
Как следует из уравнения (252), толщина размягченного слоя при постоянных теплофизических свойствах материала и при постоянных температурах на поверхности плавящегося и нерасплавленного слоев определяется только величиной удельного теплового потока, подведенного к нагреваемому слою: чем больше величина удельного теплового потока, тем меньше толщина размягченного слоя (при постоянном потреблении тепла на плавление).
Величина удельного теплового потока на границе плавящегося и размягченного слоев зависит от параметров нагрева и плавления, а также от толщины слоя плавления, т. е.
305
Or скорости перемещения фронта пяавления. Скорость нагрева элементарного плавящегося слоя
V1 = ^1- qjCycn?dS, 1 (253)
Где Cycn — условная теплоемкость плавящегося слоя с учетом открытой теплоты плавления Сусл = С + [р/^-^)]; К— плотность материала, т/м3; fcp— средняя температура плавящегося слоя; р — скрытая теплота плавления, Дж/кг; С – теплоемкость, Дж/(кг • К). Скорость нагрева оставшегося нерасплавленного слоя толщиной г
V2 = (2Ф + 2)qj[r – (5 + S)]yC, (254)
Где Ф — коэффициент формы куска (для шара Ф = – у-).
Величина удельного теплового потока, подведенного к нагревающемуся слою (q), обеспечивающая минимальную толщину размягченного слоя, достигается при v, = v2. Продолжительность нагрева куска от начальной O0) до конечной температуры (fK)
T = nC(tK – f0)/(2Ф + 2)q. (255)
С увеличением начальной температуры кусков железорудного материала по приходе его в зону плавления время нагрева сокращается, что приводит к увеличению скорости нагрева. В частности, для железорудных окатышей при температуре до 1173 К скорость нагрева нерасплавившегося слоя, т. е. скорость распространения тепла в слое, меньше скорости плавления. При 1173 К V1 = V2, а при > 1173 К
V1 > V2.
Таким образом, для того чтобы толщина слоя размягченного материала была минимальной, необходимы большая скорость плавления и интенсивный теплообмен между газом и плавящимися кусками железорудного материала. Выполнение этих условий возможно при больших величинах удельного теплового потока и коэффициента теплоотдачи. При q = 100+450 кДж/(м2 • с) толщина размягченного слоя составляет несколько миллиметров (см. рис. 69). Такой удельный тепловой поток и коэффициент теплоотдачи возможен при 306 нагреве восстановительного газа в плазменном генераторе. Относительно небольшое количество газа (в газе отсутствует азот) и высокая его температура позволяют при небольшой удельной мощности плазматрона вносить в шахтный реактор большое количество тепла (до 8000кДж/м3 газа).
Мощность, кВт….
Расход газа, м3/с. .
Скорость газа, м/с Размер железорудного окатыша, мм
|
10 |
25 |
40 |
|
2,25 |
3,75 |
7,50 |
|
3,33 |
5,06 |
4,0 |
|
380 |
870 |
1450 |
|
20 |
20 |
20 |
Ниже приведены размеры выплавленной полости, мм, для шахтной печи небольшого объема за время от включения плазматрона, с (числитель — длина, знаменатель— ширина):
76,0/21,3 100,0/33,6 150/40,0 Свод разрушился
53,5/31,5 70,0/36,5 92,0/45,5 96,0/54,5
33,5/16,0 52,0/26,0 55,0/31,5 76,5/39,0
Время, с: 20 . , 40 . . 80 . . 160
С увеличением скорости истечения газа возрастает интенсивность теплопередачи от газа к материалу в направлении движения струи, что приводит к увеличению скорости плавления и длины выплавленной полости. По мере увеличения длины полости уменьшается скорость ее распространения. Ширина полости увеличивается только до определенной величины.
Движение железорудных материалов в шахтной печи можно представить как истечение сыпучей среды через отверстие, размеры которого соответствуют размерам выплавленной полости. Из механики сыпучих сред известно, что для свободного истечения кусковых материалов требуется определенное отношение между размерами отверстия (^отв) и максимальными размерами кусков (dK). При нарушении этого отношения над выпускным отверстием образуется динамически устойчивый свод. Величина этого отношения зависит от свойств сыпучих материалов (коэффициента внутреннего трения, крупности кусков, их формы и т. д.).
Для железорудных окатышей при круглом отверстии образование устойчивого свода не происходит при величине n = dOTB/dK = 6,5. Для агломерата, куски которого имеют неправильную геометрическую форму и значительно более шероховатую поверхность, критическая величина этого отношения равна 9,5. При эллиптической форме отверстия, как это имеет место в присопловой области плазменного генератора, вероятность образования устойчивого свода исключается при проплавке окатышей, если величина отношения a/dK > 6,0 и b/dK> 3,0 (а и Ъ— большая и малая оси эллипса).
Таким образом, через определенный промежуток времени, зависящий от газоэлектрических параметров плазменного генератора, размер выплавленной полости достигает предельной величины. При этом, если максимальный размер куска материала не превышает критическое значение отношений (a/dK)K р и (b/dK)K р, то происходит обрушение свода, и очередная порция материалов заполняет выплавленную полость.
При заданном размере куска железорудного материала можно выбрать необходимые газоэлектрические параметры плазменного генератора, которые сохранили бы критические размеры выплавленной полости, обеспечивающие опускание материалов с заданной скоростью. При несоблюдении отношения критической величины отношения размеров выплавленной полостью образуется устойчивый свод, и опускания материалов не происходит. Дальнейший нагрев материалов увеличивает скорость распространения тепла на высоте слоя, что приводит к его размягчению.
Рже. 69. Распределение температуры (а) и удельных тепловых потоков (б) при нагреве куска железорудного материала
Шахтные печи, оборудованные плазменными генераторами, для получения жидкого металла удовлетворяют всем требованиям, изложенным выше. Удельная производительность такого агрегата значительно выше, чем доменных печей, и составляет по предварительной оценке 50—60 т/сут с 1 м3 объема агрегата.
Еще большую производительность можно получить в прямоточных плазменных реакторах. Схемы прямоточных плазменных реакторов приведены на рис. 70. В прямоточных реакторах в качестве железорудного материала используется мелкодисперсный концентрат. Благодаря большой реакционной поверхности и высоким температурам процесс восстановления завершается за сотые доли секунды, что обеспечивает огромную удельную производительность. В лабораторных прямоточных реакторах, удельная проводимость составляет 900 т/(м3 • сут). Однако энергетические затраты в прямоточных реакторах велики, так как степень использования тепла и восстановительной способности газа в этих реакторах ничтожно малы.
Для плазменных восстановительных процессов, используемых в черной металлургии, предпочтительны противоточные агрегаты, в которых энергетические затраты сопоставимы с затратами при существующей двухстадийной схеме получения железа, а удельные производительности намного выше.
Особенности теплообмена в шахтных печах /> при использовании плазмы
Высокие технико-экономические показатели процессов – прямого получения железа в шахтных печах достигаются при совершенстве тепло – и массообмена между газом и рудными материалами. Тепло – и массообмен улучшается с повышением температуры. Однако при прямом получении железа в шахтных печах необходимость фильтрации газа через столб материалов требует сохранения сыпучести и кусковатости рудного материала до момента его расплавления.
При обычных методах сжигания топлива теплообмен между газом и шихтой в нижней части шахтной печи не обеспечивает достаточно интенсивного снижения температуры газа, в результате чего на значительном участке по высоте печи температура такова, что зона размягченных материалов простирается на большую высоту.
Интенсивность теплообмена значительно возрастает при нагреве восстановительного газа в плазменном генераторе. Высокая кинетическая энергия газа, нагретого в плазменных генераторах, установленных в нижней части шахты, обеспечивает сверхзвуковую скорость истечения газа из сопла плаз- матрона, и интенсивность передачи тепла твердому материалу становится в десятки раз больше, чем в случае применения кислородного пламени. При этом снижается температура по высоте шахтной печи, и значительно уменьшается протяженность зоны размягчения материалов, что обеспечивает фильтрацию газа через столб материалов.
Нагрев газа в плазменном генераторе делает возможным получение больших удельных тепловых потоков, обеспечивающих интенсивное плавление железорудных материалов в объеме присопловой области плазматрона. Такой характер плавления железорудного материала приводит к образованию в нижней части шахтной печи поверхности плавления и объема (полости), ограниченного этой поверхностью (рис. 69). При достаточно больших размерах полости ее свод становится неустойчивым, разрушается, и очередная порция материалов поступает в зону плавления.
Если размеры полости малы, то свод, состоящий из кусков железорудного материала, становится динамически устойчивым, материал перестает опускаться, и это приводит 302 к постепенному его нагреву, а следовательно, к размягчению и слипанию, что затрудняет фильтрацию газа, и движение столба шахты прекращается.
Размеры выплавленной полости определяются мощностью плазменного генератора, расходом газа, скоростью его истечения из сопла и размером куска материала. Ниже приведены газоэлектрические параметры плазматрона (числитель— длина, знаменатель— ширина):