ROZPRAWA DOKTORSKA OBSZERNE STRESZCZENIE

Transkrypt

1 Wydział Inżynierii Środowiska i Energetyki Instytut Techniki Cieplnej ROZPRAWA DOKTORSKA OBSZERNE STRESZCZENIE Analiza możliwości obniżenia energochłonności procesu podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym Autor mgr inż. Ronald Urbańczyk Promotor Dr hab. inż. Marcin Szega, prof. Pol. Śl. Promotor pomocniczy Dr inż. Andrzej Sachajdak Gliwice, 2018 r.

2 Spis treści Wykaz ważniejszych oznaczeń Wstęp Technologie rozmrażania materiałów sypkich Konwekcyjna metoda podgrzewania materiału sypkiego Metoda radiacyjna podgrzewania materiału sypkiego Rozmrażalnia szerokotorowa huty ArcelorMittal Poland oddział Dąbrowa Górnicza Uzasadnienie podjęcia tematu pracy w świetle przeglądu literatury Zakres, cele i tezy pracy Badania laboratoryjne oraz identyfikacja warunków przepływu ciepła w wybranych gatunkach rudy żelaza Metodyka badań oraz aparatura pomiarowa Model matematyczny Zastępczy współczynnik przewodzenia ciepła Pojemność cieplna rudy Wyniki obliczeń Rozmrażanie rudy magnetytowej Rozmrażanie rudy hematytowej Badania przemysłowe Metodyka badań Czujniki pomiarowe Identyfikacja przebiegu zmian temperatury rud żelaza Ruda żelaza o symbolu handlowym J-GOK Ruda żelaza o symbolu handlowym AH Model matematyczny chłodzenia i podgrzewania rudy w wagonie kolejowym Model matematyczny Model podgrzewania rudy żelaza Estymacja warunku początkowego... 33

3 Wyniki symulacji numerycznych podgrzewania rud żelaza Bilansowanie energetyczne tunelu rozmrażalniczego Bilans energii pieca grzewczego Zastosowanie metody zaawansowanej walidacji i uwiarygodnienia pomiarów Bilans energii tunelu rozmrażalniczego Symulacja podgrzewania rudy żelaza w wagonie kolejowym Ocena możliwości oszczędności energii chemicznej gazu w podgrzewaniu rudy hematytowej (1) Ocena możliwości oszczędności energii chemicznej gazu w podgrzewaniu rudy hematytowej (2) Ocena możliwości oszczędności energii chemicznej gazu w podgrzewaniu rudy magnetytowej Wnioski końcowe Literatura... 63

4 Wykaz ważniejszych oznaczeń Symbole łacińskie A c c p g k L c Nu Pr Q ot pole powierzchni zewnętrznej pieca grzewczego, pojemność cieplna właściwa, zastępcza pojemność cieplna właściwa, przyspieszenie ziemskie, współczynnik przewodzenia ciepła dla powietrza, wymiar charakterystyczny, liczba Nusselta, liczba Prandtla, gęstość strumienia ciepła, straty ciepła do otoczenia, Q ot obl straty ciepła do otoczenia obliczone analitycznie, Q & nk strumień strat ciepła na drodze konwekcji swobodnej, Q & rad strumień strat ciepła na drodze promieniowania, Q w całkowita ilość ciepła zakumulowanego przez rudę żelaza i wagony kolejowe, Q ruda ilość ciepła zakumulowanego przez rudę żelaza, Q wag ilość ciepła zakumulowanego przez wagony kolejowe, r Ra t T T ot T p promień, liczba Rayleigha, temperatura, temperatura bezwzględna, bezwzględna temperatura otoczenia, bezwzględna temperatura powierzchni zewnętrznej pieca grzewczego, Symbole greckie α α d β ε współczynnik wnikania ciepła, współczynnik dyfuzyjności cieplnej, współczynnik rozszerzalności objętościowej, współczynnik emisyjności,

5 ε ob względna różnica bilansowych strat ciepła do otoczenia, ε ot η Ep λ υ ρ σ τ ω względne straty ciepła do otoczenia z tunelu rozmrażalniczego, sprawność energetyczna procesu podgrzewania rudy żelaza, współczynnik przewodzenia ciepła, współczynnik lepkości kinematycznej, gęstość, stała Stefana Boltzmanna, czas, względna oszczędność energii chemicznej paliwa.

6 1. Wstęp Stal to podstawowy materiał konstrukcyjny we współczesnym świecie. Jednym z głównych światowych producentów stali pozostaje koncern ArcelorMittal, w którego posiadaniu znajdują się jedyne w Polsce huty stali produkujące stal w oparciu o klasyczny proces wielkopiecowy. W metalurgii żelaza największe znaczenie i zastosowanie mają rudy hematytowe oraz magnetytowe. W celu zachowania ciągłości procesu technologicznego produkcji surówki żelaza i stali ruda żelaza transportowana wagonami kolejowymi w warunkach zimowych musi zostać poddana procesowi rozmrażania i podgrzewania. Urządzenia, w których dokonuje się procesu podgrzewania materiałów sypkich transportowanych w wagonach kolejowych potocznie nazywane są rozmrażalniami wagonów. W Polsce rozmrażalnie rud żelaza należące do koncernu ArcelorMittal Poland S.A. Dąbrowa Górnicza (AMP-DG) są jedynymi w Polsce. AMP DG posiada dwie rozmrażalnie rud żelaza: normalnotorową składającą się z siedmiu komór, przystosowaną do podgrzewania rud żelaza, koksu i topników, wykorzystującą opałowy gaz mieszankowy (skład ok. 92% gazu wielkopiecowego, 8% gazu koksowniczego), szerokotorową składającą się z dziewięciu komór, przystosowaną do podgrzewania rud żelaza transportowanych głównie z kopalni rud w okolicach miasta Krzywy Róg na Ukrainie, wykorzystującą jako gaz opałowy tylko gaz koksowniczy. Ze względu na konieczność zakupu gazu koksowniczego przez hutę AMP- DG, a w związku z tym z możliwymi przyszłymi wymiernymi korzyściami ekonomicznymi, podjęto decyzję, że zakres niniejszej dysertacji będzie dotyczył rozmrażalni szerokotorowej.

7 2. Technologie rozmrażania materiałów sypkich Istnieją różne technologie rozmrażania materiałów sypkich znajdujących się w wagonach kolejowych. Są one zbliżone do siebie pod względem zasady działania, lecz mogące różnić się od siebie pod względem energochłonności, a co za tym idzie pod kątem opłacalności inwestycji. Czas trwania procesu podgrzewania materiału sypkiego uzależniony jest od początkowej temperatury materiału, stanu technicznego tunelu oraz nierzadko od indywidualnych doświadczeń obsługi technicznej. Tempo wzrostu temperatury podgrzewanego materiału uzależnione jest od jego własności fizycznych i struktury materiału. Czas potrzebny do podgrzania węgla kamiennego będzie inny w porównaniu do czasu niezbędnego do podgrzania rudy żelaza. Materiały sypkie zamarzają głównie z powodu wilgoci zawartej w tych materiałach, która wnika pomiędzy cząsteczki zastępując powietrze. Własności, które charakteryzują szybkość procesu podgrzewania dla danego materiału to pojemność cieplna właściwa oraz współczynnik przewodzenia ciepła Konwekcyjna metoda podgrzewania materiału sypkiego Według [2] metoda konwekcyjna jest najczęściej stosowaną metodą w procesie podgrzewania materiału sypkiego znajdującego się w wagonie kolejowym. Podczas stosowania tej metody, ciepło pochodzące z medium grzejnego, najpierw podgrzewa wnętrze tunelu rozmrażalniczego, a następnie materiał sypki znajdujący się w wagonach oraz wagony kolejowe. Podczas procesu dochodzi do nieuniknionych strat ciepła Metoda radiacyjna podgrzewania materiału sypkiego Metoda radiacyjna rozmrażania wykorzystuje promieniowanie podczerwone, wytwarzane przez promienniki podczerwieni. Efekt działania promienników jest niemal natychmiastowy, bez potrzeby wytwarzania energii do wytworzenia medium grzejnego. Promieniowanie podczerwone rozchodzi się bezpośrednio w odpowiednim kierunku, co oznacza w praktyce możliwość podgrzewania ściśle określonych miejsc czy przestrzeni. Według pracy [2], sprawność metody radiacyjnej sięga 90%. Według [2] zaletą metody radiacyjnej jest jej elastyczność pod kątem rozruchu i unieruchomienia systemu, dostosowanie ilości ciepła do podgrzewanego materiału, małe straty ciepła, które są problemem w metodzie konwekcyjnej, ekologiczność, natychmiastowy efekt działania oraz możliwość

8 przeprowadzenia miejscowego procesu np. w przypadku mniejszej ilości wagonów z zamarzniętym materiałem. Wadą metody radiacyjnej w porównaniu do konwekcyjnej jest wyższy koszt wytworzenia jednostki ciepła w przeciwieństwie do spalin, powietrza czy pary wodnej Rozmrażalnia szerokotorowa huty ArcelorMittal Poland oddział Dąbrowa Górnicza W hucie żelaza ArcelorMittal Poland oddział Dąbrowa Górnicza (AMP DG) wszystkie surowce żelazonośne dostarczane są koleją przez stację przyjęciowo - zdawczą. Jednym z najważniejszych dostawców rud żelaza pozostaje zagłębie Krzywy Róg na Ukrainie. Całość rudy żelaza rozładowywanej z wagonów kolejowych trafia bezpośrednio do zasobników rudy znajdujących się pod wywrotnicami. Z zasobników przez podajniki stalowo-członowe o regulowanej wydajności ruda trafia na przenośniki taśmowe, którymi transportowana jest na składowisko buforowe rud żelaza. Ze składowiska buforowego ruda żelaza pobierana jest do dalszego cyklu produkcyjnego. Aby zapobiec uszkodzeniom zasobników rudy podczas rozładunku pomiędzy wywrotnicą, a zasobnikami zamontowane są kraty rozładowcze o wymiarze pojedynczego oczka 500 mm (rys. 2.1). Rys Kraty rozładowcze znajdujące się bezpośrednio poniżej wywrotnicy wagonowej

9 Proces technologiczny rozmrażania rudy żelaza mogącej ulec zamarznięciu w okresie zimowym, podczas jej transportu w wagonach kolejowych, polega na podgrzaniu rudy spalinami krążącymi w obiegu zamkniętym. Dziewięć równoległych i bezpośrednio przy sobie zabudowanych tuneli rozmrażalniczych, przeznaczonych jest do wstawiania do nich wagonów na czas podgrzewania. Każdy tunel rozmrażalniczy ma 360 m długości i 5,1 m szerokości. Długość użytkowa torów kolejowych w tunelu wynosi 351 m, co pozwala na jednorazowe wstawienie do niego 24 wagonów 4-ro osiowych. Każdy tunel jest ogrzewany oddzielnie roztworem spalin pochodzących z komór spalania pieców grzewczych i spalin pobieranych z tunelu rozmrażalniczego krążących w obiegu wymuszonym. Ze względu na gabaryty urządzeń wchodzących w skład zespołów grzewczych, każdy z tuneli rozmrażalniczych podzielony jest na cztery równe odcinki (sekcje) po 90 m każdy [3]. Na skutek spalania gazu koksowniczego w piecach grzewczych otrzymuje się spaliny o temperaturze od 1200 C do 1400 C (wg dokumentacji technicznoruchowej). Według dokumentacji technicznej rozmrażalni wagonowej BPR, temperatura spalin nie powinna przekraczać 90 C przy wylocie z rurociągów (kolektorów) nawiewnych oraz 70 C na wysokości 1 m licząc od główki szyny Uzasadnienie podjęcia tematu pracy w świetle przeglądu literatury Obecne światowe zapotrzebowanie rynku na wyroby stalowe, wymaga od producentów coraz bardziej efektywnego prowadzenia procesu ich wytwarzania. Chcąc pozostać konkurencyjnym na rynku huta ArcelorMittal Poland S.A. oddział Dąbrowa Górnicza musi stawić czoła coraz silniejszej konkurencji producentów zagranicznych, dlatego też tak bardzo ważna pozostaje umiejętność odpowiedniego zarządzania gospodarką energetyczną w procesie wytwarzania stali. Proces ten rozpoczyna się już na terenie Bazy Przeładunku Rud należącej do AMP DG, a każda możliwość prowadzenia tego procesu bardziej efektywnie pod względem energetycznym może okazać się niezwykle istotna z punku widzenia ekonomicznego. Proces podgrzewania wagonów kolejowych z rudą żelaza w warunkach zimowych jest niezwykle istotny z uwagi na zapewnienie ciągłości dostaw surowców i realizacji dalszych procesów metalurgicznych w hucie. Ze względu na obecny stan polskiego hutnictwa żelaza, liczba rozmrażalni wagonowych rud żelaza ogranicza się do istniejących na terenie huty AMP DG.

10 3. Zakres, cele i tezy pracy W dysertacji przedstawiono tematykę związaną z analizą możliwości obniżenia energochłonności procesu podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym. Na wstępnym etapie realizacji pracy dokonano przeglądu literaturowego odnośnie badanego działu wiedzy. Przeprowadzono badania laboratoryjne i przemysłowe. W ramach badań laboratoryjnych zaprojektowano i wykonano stanowisko pomiarowe do badań procesu przepływu ciepła w rudzie żelaza. Opracowano model matematyczny w programie Matlab pozwalający wyznaczyć współczynniki przewodzenia ciepła badanych rud żelaza. Następnie przeprowadzono serię badań w warunkach przemysłowych, dotyczących pomiarowej identyfikacji przebiegu zmian temperatury w rudzie żelaza podczas jej podgrzewania w tunelu rozmrażalniczym. W kolejnym etapie pracy przeprowadzono symulacje numeryczne za pomocą opracowanego modelu matematycznego przepływu ciepła w rudzie oraz dokonano porównania ich wyników z rzeczywistymi wynikami badań przemysłowych. W dalszej kolejności opracowano model matematyczny podgrzewania rudy żelaza znajdującej się w wagonie kolejowym. Następnie przeprowadzono bilansowanie energetyczne procesu podgrzewania wagonów kolejowych z wybranymi gatunkami rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym. W celu uwiarygodnienia wyników pomiarów wykorzystywanych w bilansowaniu zastosowano metodę zaawansowanej walidacji i uwiarygodnienia pomiarów. W tym celu opracowano program obliczeniowy w programie Matlab. Przeprowadzono próbę racjonalizacji czasu procesu podgrzewania rud żelaza. Głównym celem pracy doktorskiej jest analiza możliwości obniżenia energochłonności procesu podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym. W celu realizacji głównego celu pracy zdefiniowano, przedstawione poniżej, następujące cele cząstkowe: Opracowanie modelu matematycznego przepływu ciepła podczas rozmrażania i podgrzewania rud żelaza. Przeprowadzenie eksperymentalnych badań laboratoryjnych w celu identyfikacji warunków przepływu ciepła w wybranych do badania rudach żelaza. Opracowanie modelu matematycznego podgrzewania rudy żelaza w wagonach kolejowych w tunelu rozmrażalniczym.

11 Wykonanie przemysłowych badań eksperymentalnych dotyczących pomiarowej identyfikacji przebiegu zmian temperatury w rudzie żelaza podczas jej podgrzewania w tunelu rozmrażalniczym. Przeprowadzenie analizy porównawczej wyników uzyskanych za pomocą opracowanego modelu matematycznego z wynikami badań przemysłowych. Ocena możliwości obniżenia zużycia gazu koksowniczego w procesie na przykładzie wybranych rud żelaza. Przeprowadzenie próby racjonalizacji okresu czasu procesu podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym. W niniejszej pracy doktorskiej sformułowano następujące tezy: 1) Aktualnie prowadzony proces podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym wskazuje na nieefektywne wykorzystanie gazu koksowniczego w większości przypadków występuje podgrzewanie rudy do temperatury wyższej od techniczne uzasadnionej uwarunkowanej procesem jej rozładunku. 2) Istnieją możliwości obniżenia energochłonności procesu podgrzewania rud żelaza w tunelu rozmrażalniczym. 3) Obniżenie energochłonności przy jednoczesnym zapewnieniu niezawodności procesu podgrzewania rud wymaga identyfikacji warunków wymiany ciepła podczas ich podgrzewania w tunelu rozmrażalniczym.

12 4. Badania laboratoryjne oraz identyfikacja warunków przepływu ciepła w wybranych gatunkach rudy żelaza Badania eksperymentalne dotyczące wyznaczenia współczynnika przewodzenia ciepła magnetytu i hematytu przedstawiono w [9, 19]. Badania te przeprowadzono jednak jedynie dla pozbawionych wilgoci sprasowanych próbek laboratoryjnych. W rzeczywistym procesie przemysłowym mamy do czynienia z rudami żelaza w stanie usypanym. Ponadto w wagonach kolejowych procesowi rozmrażania nie jest poddawany czysty chemicznie magnetyt lub hematyt lecz wilgotna ruda żelaza o dominującej zawartości tlenków żelaza oraz innych związków chemicznych. Stąd bezpośrednie wykorzystanie wyników badań zamieszczonych w [9, 19] nie jest możliwe. Podobnie, dostępne w literaturze formuły matematyczne do wyznaczania pojemności cieplnej właściwej magnetytu i hematytu [32, 36] dotyczą substancji czystych i suchych Metodyka badań oraz aparatura pomiarowa W celu przeprowadzenia badań zbudowano odpowiednie stanowisko pomiarowe oraz opracowano metodykę badań procesu podgrzewania rudy żelaza w stanach: ustalonym i nieustalonym. Stanowisko pomiarowe zostało zaprojektowane i wykonane w postaci cylindra o średnicy 210 mm, wykonanego z blachy miedzianej o grubości 1 mm oraz wysokości 180 mm. Współosiowo w cylindrze umieszczono grzałkę patronową o średnicy 10 mm i wysokości 200 mm. Moc znamionowa grzałki wynosiła 50 W. Regulacji mocy grzałki dokonywano poprzez zmianę napięcia prądu w autotransformatorze zasilającym. Odczytów mocy grzałki dokonywano za pomocą watomierza ferromagnetycznego typu LW-1. Do badań procesu przepływu ciepła w rudzie żelaza w stanie nieustalonym cylinder zaizolowano płytami styropianowymi. Płyty te demontowano w trakcie przeprowadzania badań procesu przepływu ciepła w rudzie żelaza w stanie ustalonym (rys. 4.1). Czujniki rejestrujące temperaturę w złożu rudy żelaza umiejscowiono wzdłuż promienia cylindra w odległości 50 mm, 75 mm oraz 100 mm od jego osi, każdy przesunięty o kąt 90 od poprzedniego, tak aby nie zaburzać symetrii procesu przewodzenia ciepła przed rudę.

13 Rys Stanowisko pomiarowe do badania rudy żelaza w stanie nieustalonym (u góry) oraz w stanie ustalonym (na dole) Jako czujniki pomiarowe zastosowano czujniki rezystancyjne PMP typu PT-100 o średnicach 8 mm, które podłączono do urządzenia rejestrującego MPI-C 16.. Każdorazowo przed wykonaniem eksperymentu dokonywano pomiaru masy rudy, którą umieszczano w cylindrze, co umożliwiało wyznaczenie jej gęstości nasypowej. Pomiaru wilgotności rudy żelaza dokonywano za pomocą wagosuszarki typu MAC 50. Ze względu na możliwą nierównomierność zawartości wilgoci w rudzie przed pomiarami przeprowadzano jej mieszanie w celu ujednolicenia składu. Dokonywano pomiaru kilku próbek rudy, a następnie wynik uśredniano [20]. Badania procesu przewodzenia ciepła w rudzie żelaza w stanach nieustalonych rozpoczynano od zamrożenia wsypanej do cylindra rudy. W trakcie procesu zamrażania rudy rejestrowano przebieg zmian jej temperatury. Zamrożoną rudę poddawano następnie procesowi podgrzewania. W wyniku przeprowadzonych badań w stanie nieustalonym uzyskano przebiegi temperatury rudy w opisanych punktach pomiarowych. Wyniki pomiarów temperatury posłużyły do walidacji modelu przepływu ciepła w rudzie przedstawionego w kolejnym punkcie rozdziału. Po demontażu płyt styropianowych przeprowadzono badania przepływu ciepła w rudzie w stanie ustalonym. Rudę żelaza w cylindrze podgrzewano do

14 momentu ustabilizowania się procesu przepływu ciepła. Celem tego pomiaru było wyznaczenie zastępczego współczynnika przewodzenia ciepła usypanej rudy Model matematyczny Budowę modelu matematycznego rozpoczęto od zdefiniowania geometrii układu. Ze względu na symetrię cylindra wypełnionego rudą żelaza, zdecydowano się przyjąć geometrię dwuwymiarową osiowosymetryczną w postaci połowy wzdłużnego przekroju cylindra. Uzyskano w ten sposób prostokąt o szerokości 100 mm i wysokości 180 mm (rys. 4.2). Numeracja boków prostokąta na rysunku odnosi się do warunków brzegowych modelu matematycznego. Linie 1 i 3 oznaczają dolną i górną powierzchnię rudy zaizolowaną styropianem, linia 2 to powierzchnia boczna cylindra, a linia 4 oznacza powierzchnię boczną cylindrycznej grzałki. Oś symetrii układu leży w osi symetrii grzałki dla współrzędnej poziomej równej 0 [5, 20]. Rys Przyjęta geometria modelu Model matematyczny utworzony został w oparciu o ogólne równanie

15 przewodzenia ciepła zapisane w postaci: T ρ c (λ T ) = q& gen (4.1) τ gdzie: ρ, c oraz λ to odpowiednio gęstość, pojemność cieplna właściwa oraz współczynnik przewodzenia ciepła, T to temperatura oraz q& to ciepło wydzielone w cylindrze. Warunki brzegowe w modelu zdefiniowano następująco: linia 4 (powierzchnia boczna grzałki) zadano warunek brzegowy Neumana, znając moc grzałki wyznaczono gęstość strumienia ciepła dopływającego do rudy żelaza: Pel q& = (4.2) 2π rl gdzie: - gęstość strumienia ciepła, P el - elektryczna moc grzałki, r - promień cylindra grzałki, l - wysokość cylindra grzałki. gen linie 1, 2, 3 zadano warunek brzegowy Neumana, powierzchnie zaizolowane: q& = 0 (4.3) Przy założeniu, że w rudzie nie wydziela się ciepło możliwe jest rozwiązanie układu równań dla układu dyskretnego za pomocą ogólnie dostępnych solverów PDE (partial differential equations) np. PDE Toolbox w pakiecie Matlab [28, 33]. Obliczenia wykonano wykorzystując niestrukturalną siatkę dwuwymiarową trójkątną o rozmiarze elementu h max = 0,01 m Zastępczy współczynnik przewodzenia ciepła Dla potrzeb wyznaczenia zastępczego współczynnika przewodzenia ciepła opis procesu przewodzenia ciepła w rudzie żelaza mógł zostać uproszczony do przypadku jednowymiarowego przewodzenia dla geometrii cylindrycznej[4, 12]:

16 1 T 1 T r = r r r α τ d (4.4) λ z α d = (4.5) ρ c p Po przekształceniach, zakładając uzyskanie stanu ustalonego, zastępczy współczynnik przewodzenia ciepła rudy żelaza w stanie usypanym, poza zakresem przemian fazowych, wyznaczono z zależności [8, 12]: λ P r el cz z = ln ( t g tr ) 2πl r (4.6) g gdzie: λz - zastępczy współczynnik przewodzenia ciepła, P el - elektryczna moc grzałki, l- wysokość cylindra, t g - temperatura powierzchni grzałki, t r - temperatura czujników na promieniu 50, 75 i 100 mm, r cz - promień rozmieszczenia czujników, r g - promień grzałki. Współczynnik przewodzenia ciepła rud żelaza ze względu na odmienną strukturę tlenków żelaza różni się dla rud magnetytowych i hematytowych. W związku z tym przeprowadzono badania laboratoryjne i obliczenia dla dwóch gatunków rudy: magnetytowej o nazwie handlowej KKR (Koncentrat Krzywy Róg) oraz hematytowej o nazwie AH-59. W wyniku przeprowadzonych badań laboratoryjnych po uzyskaniu stanu ustalonego procesu wyznaczono z wykorzystaniem zależności (4.6) zastępczy współczynnik przewodzenia ciepła dla rudy magnetytowej o zawartości wilgoci o zawartości wilgoci g 2 H O g 2 H O = 8,4 % i rudy hematytowej = 6 %. Podane wilgotności rud są zbliżone do wilgotności rud znajdujących się w wagonach kolejowych w warunkach rzeczywistych. W tabeli 4.1 przedstawiono uzyskano wartości liczbowe współczynników przewodzenia ciepła dla rud żelaza. Tabela 4.1. Zastępcze współczynniki przewodzenia ciepła Magnetyt Hematyt λ z,w/mk 0,79 2,49

17 4.4. Pojemność cieplna rudy Ze względu na zawartość wilgoci w rudach żelaza, zastępcza pojemność cieplna właściwa rudy została wyznaczona jako funkcja temperatury z uwzględnieniem pojemności cieplnej właściwej lodu, ciepła topnienia lodu oraz pojemności cieplnej właściwej wody w odpowiednich zakresach temperatury: c ( t) ( 1 g ) c ( t) + g c ( t) + g c ( t) + g c ( t) = (4.7) p H O pr H O p l) H O tl H O p ( w) 2 2 ( 2 2 c p zastępcza pojemność cieplna właściwa rudy, c pr (t) pojemność cieplna właściwa substancji suchej rudy w funkcji temperatury, c p(l) (t) pojemność cieplna właściwa lodu w funkcji temperatury, c tl (t) ciepło topnienia lodu: 0 dla t < -3 C 30 c 20 tl s = 0.5 dla rudy magnetytowej c ( ) tl t =, (4.8) t ( ) 20 t + s + s = 1dla rudy hematytowej 0 dla t > 0 C c p(w) (t) pojemność cieplna właściwa wody w funkcji temperatury, g 2 udział gramowy wilgoci w rudzie. H O W trakcie przeprowadzania pomiarów laboratoryjnych w stanie nieustalonym zaobserwowano, że przemiana fazowa wilgoci zawartej w rudzie zachodzi, z uwagi na zawartość domieszek mineralnych, w przedziale temperatur od -3 C do 0 C. Stąd w opracowanym modelu matematycznym w programie MATLAB postać ciepła topnienia lodu została zmodyfikowana zgodnie ze wzorem (4.8) Wyniki obliczeń Rozmrażanie rudy magnetytowej Na rys. 4.3 rys. 4.6 przedstawiono wyniki symulacji podgrzewania rudy magnetytowej KKR. Moc grzałki wynosiła P el = 11,5 W, czas przebiegu procesu wynosił ok. τ = 16,4 h, krok czasowy w obliczeniach przyjęto na poziomie 0,1 s, zawartość wilgoci wynosiła g 2 H O = 8,4 %, temperatura początkowa rudy

18 t 0 =-18 C, współczynnik przewodzenia ciepła zgodnie z tabelą 4.1 wynosi λ = 0,79 W/mK. z Wyniki symulacji porównano z danymi pomiarowymi zarejestrowanymi przez czujniki temperatury zlokalizowane na promieniach 50, 75 i 100 mm. Widoczne przegięcia linii odpowiadają zjawiskom zachodzącym podczas rozmrażania: pierwsze przegięcie spowodowane jest rozmrożeniem rudy żelaza w okolicy danego czujnika, natomiast drugie przegięcie powstało na skutek rozmrożenia się całej rudy żelaza znajdującej się w cylindrze. Podczas wykonywania badań zaobserwowano, że proces rozmrożenia rudy zachodzi już w temperaturach ujemnych (przegięcie linii poniżej zera) prawdopodobnie ze względu na zawartość soli mineralnych w rudzie. Odchylenie wyników obliczeń oraz pomiarów w zakresie temperatur ujemnych spowodowane jest większą wartością współczynnika przewodzenia ciepła dla lodu w porównaniu do wody, czego nie uwzględniono w modelu. Rozbieżności powyżej temperatury otoczenia spowodowane są założeniem, że ściany cylindra są idealnie zaizolowane, podczas gdy w rzeczywistości dochodzi do niewielkich strat ciepła spowodowanych nagrzewaniem się miedzianej ścianki cylindra, stratami ciepła pomiędzy warstwami styropianu czy otworami na grzałkę i czujniki. Zaobserwowano, że model prawidłowo reaguje na zawartość wilgoci w rudzie żelaza. Obliczenia oraz pomiary wskazują, że zawartość wilgoci silnie wpływa na czas rozmrożenia rudy, dlatego też wymagane jest przeprowadzenie dokładnego pomiaru zawartości wilgoci w rudzie. Rys Wynik symulacji przebiegu temperatury w cylindrze wypełnionym rudą KKR

19 Rys Porównanie wyników symulacji procesu podgrzewania rudy KKR z wartościami zarejestrowanymi przez czujnik pomiarowy zamontowany na promieniu 50 mm od osi grzałki Rys Porównanie wyników symulacji procesu podgrzewania rudy KKR z wartościami zarejestrowanymi przez czujnik pomiarowy zamontowany na promieniu 75 mm od osi grzałki

20 Rys Porównanie wyników symulacji procesu podgrzewania rudy KKR z wartościami zarejestrowanymi przez czujnik pomiarowy zamontowany na promieniu 100 mm od osi grzałki Rozmrażanie rudy hematytowej W przypadku rudy hematytowej AH-59, ze względu na wyższą wartość współczynnika przewodzenia ciepła, moc grzałki zmniejszono do P el = 8 W, czas przebiegu procesu wynosił ok. τ = 17,0 h, krok czasowy w obliczeniach wynosił 0,1 s, zawartość wilgoci wynosiła g 2 H O =6 %, temperatura początkowa t 0 = -18,1 C, współczynnik przewodzenia ciepła zgodnie z tabelą 4.1 wynosił λ = 2,49 W/mK. Ponownie potwierdzono, że opracowany model dobrze z odwzorowuje proces rozmrażania, tym razem rudy hematytowej, co zostało potwierdzone porównaniem z wartościami pomiarowymi temperatury zlokalizowanymi identycznie jak w przypadku rudy magnetytowej. Zaobserwowano podobne trendy procesu, to jest przegięcia krzywych temperatury związanych z przemianami fazowymi, topnienie lodu w dość szerokim zakresie temperatury, niedoszacowanie współczynnika przewodzenia ciepła w zamarzniętej rudzie. Zaobserwowano ponownie silną zależność współczynnika przewodzenia ciepła od zawartości wilgoci. W badaniach laboratoryjnych skład rudy ujednolicono przez dokładne wymieszanie złoża.

21 5. Badania przemysłowe Badania pomiarowej identyfikacji przebiegu temperatury rudy żelaza podczas jej podgrzewania przeprowadzono na terenie huty AMP DG w dwóch okresach zimowych w latach 2015/2016 oraz 2016/2017. Wagony kolejowe przewożące rudę żelaza muszą być przystosowane do wyładunku na wywrotnicach wagonowych. Wagony te swoją budową są bardzo zbliżone do polskich węglarek typu Eas [11], różnią się one głównie rozstawem osi. W jednym składzie kolejowym może wystąpić niewielka różnica, jeżeli chodzi o ładowność i wysokość poszczególnych wagonów. Każdy wagon posiada swój numer ewidencyjny, widnieje on w karcie przyjazdu wagonów Metodyka badań Ze względów bezpieczeństwa i konieczności dostosowania się do przebiegu procesu technologicznego zadecydowano, że przyrządy pomiarowe będą montowane przy budynku dyżurnego ruchu kolejowego, który zlokalizowany jest w odległości około 260 m od budynku rozmrażalni. Montaż przyrządów pomiarowych odbywał się podczas postoju składu kolejowego, który zgodnie z przepisami, odbywa się każdorazowo przed wjazdem składu wagonów do tuneli rozmrażalniczych. Po umieszczeniu przyrządów pomiarowych, skład kolejowy wjeżdżał do tunelu rozmrażalniczego. Numer tunelu, do której wjeżdżał skład, uzależniony był od decyzji służb technicznych. Podejmując decyzję służby te opierały się na informacjach o wolnych w danej chwili tunelach, kolejności wyjeżdżania wagonów z tuneli oraz na własnym doświadczeniu zawodowym. Czas pracy tuneli uzależniony był od panujących temperatur zewnętrznych, na podstawie których pracownicy służb technicznych zgodnie ze swoim doświadczeniem ustalali czas podgrzewania rud żelaza. Po wyjeździe składu z rozmrażalni przyrządy pomiarowe wyjmowano z rudy znajdującej się w wagonie Czujniki pomiarowe Ze względu na specyfikę procesu podgrzewania rud żelaza przyrząd pomiarowy musiał być przyrządem bezprzewodowym. Zastosowano czujniki bezprzewodowe i rejestratory temperatury oparte na technologii ibutton [34]. Czujniki ibutton typu DS1922L służyły do pomiaru temperatury rudy, natomiast

22 czujnik typu DS1922T służył do pomiaru temperatury spalin w komorze tunelu. Ze względu na brak odporności obu czujników na wilgoć, zostały one umieszczone w kapsułce ochronnej typu DS9107. Aby umożliwić umieszczenie czujnika pomiarowego wewnątrz złoża rudy znajdującej się w wagonie kolejowym, zbudowano zestaw pomiarowy z wykorzystaniem rurki PCV, na końcu której znajdowała się kapsułka ochronna z czujnikiem ibutton. Drugi koniec rurki PCV zaślepiono śrubą albo zamontowano drugą kapsułkę ochronną (rys. 5.1). W celu eliminacji wpływu podgrzewania się powietrza zamkniętego w rurce PCV wstrzyknięto do niej piankę montażową o termicznej odporności do 100 C. Kapsułkę umieszczono na końcu rurki PCV na długości umożliwiającą w każdej chwili montaż czujnika ibutton. [21]. Zakończenie rurki w postaci śruby M24 Kapsułka pomiarowa Rys Przygotowane przyrządy pomiarowe do umieszczenia w rudzie żelaza Przyrządy pomiarowe, jak i cały osprzęt niezbędny do pomiarów, przygotowywano w budynku dyżurnego ruchu kolejowego. Po informacji od dyżurnego ruchu o planowanych przemieszczeniach wagonów lub przyjazdach składów kolejowych do BPR aktywowano czujniki pomiarowe tak, aby w każdej możliwej chwili przystąpić do ich umieszczenia w rudzie żelaza znajdującej się w wagonach. W czasie badań rejestrowano również temperaturę powierzchni rudy w wagonie kolejowym, temperaturę ściany bocznej wagonu oraz jego podwozia. Pomiary te przeprowadzano przed wjazdem wagonu do tunelu rozmrażalniczego

23 oraz zaraz po jego wyjeździe z tunelu. Wartość temperatury otoczenia rejestrowano na podstawie termometru cyfrowego znajdującego się w budynku socjalnym zlokalizowanym na terenie BPR Identyfikacja przebiegu zmian temperatury rud żelaza Podczas dwóch okresów zimowych na przełomie lat 2015/2016 oraz 2016/2017 przebadano różne gatunki rud żelaza zarówno magnetytowych jak i hematytowych. Zmieniające się warunki atmosferyczne oraz uwarunkowania technologiczne rozmrażalni wagonowej uniemożliwiają przebadanie wszystkich gatunków rud żelaza przy takich samych parametrach procesu, natomiast umożliwiają uzyskanie ważnych danych dotyczących zachowania się rud żelaza podczas procesu podgrzewania. W dalszej części streszczenia przedstawiono wyniki badań przemysłowych tylko na przykładzie procesu podgrzewania magnetytowej rudy J-GOK oraz hematytowej rudy AH-59 [21] Ruda żelaza o symbolu handlowym J-GOK Ruda żelaza o symbolu handlowym J-GOK była pierwszą badaną rudą żelaza podczas wykonywania badań przemysłowych. Pierwsze badania przebiegu zmian temperatury, z racji wszystkich przedstawionych wcześniej uwarunkowań, potraktowano jako badania próbne. W czasie badań zamontowany został tylko jeden przyrząd pomiarowy z obawy przed jego uszkodzeniem lub zniszczeniem. Po ustaleniach z dyżurnym ruchu BPR podjęto decyzję o montażu przyrządu pomiarowego w 6-tym wagonie kolejowym, licząc od wjazdu składu kolejowego do tunelu, czyli od tzw. spychu. Zamontowano przyrząd o długości całkowitej 1200 mm z dwoma kapsułkami pomiarowymi: z jednej strony z czujnikiem typu DS1922L, a z drugiej z czujnikiem typu DS1922T (rys. 5.2). Oba czujniki pomiarowe zostały aktywowane i pozostawione w gotowości w budynku dyżurnego ruchu. Po informacji o przyjeździe składu kolejowego i uzyskaniu pozwolenia od dyżurnego ruchu przystąpiono do montażu przyrządu.

24 Zamontowany przyrząd w rudzie J-GOK Rys Wagon kolejowy z rudą J-GOK wraz z zamontowanym czujnikiem Po wykonaniu w rudzie żelaza odwiertu na głębokość ok mm i średnicy 40 mm, w otworze zamontowano przyrząd pomiarowy. Aby nie dopuścić do pomyłki stron przyrządu przed montażem taśmą izolacyjną o kolorze czarnym zaznaczono stronę przyrządu z kapsułką typu DS1922L. Po montażu przyrządu dokonano, za pomocą pirometru laserowego, pomiarów temperatur powierzchni rudy, ściany bocznej wagonu oraz jego podwozia. Temperatura otoczenia wahała się w przedziale od -1 C do 0 C.W celu ułatwienia późniejszej identyfikacji wagonu zanotowano jego numer przewozowy. Wagony z rudą wraz z przyrządem pomiarowym wjechały do tunelu rozmrażalniczego nr 5. Na podstawie panujących warunków atmosferycznych dyspozytor służb technicznych ustalił wstępny czas podgrzewania wagonów. Wszelkie informacje dotyczące wjeżdżających wagonów do tuneli, czasu ich przebywania w tunelach oraz gatunku rudy, która jest podgrzewana, raportowane są w książce prowadzonej przez służby techniczne. Demontaż przyrządu pomiarowego odbywał się bezpośrednio zaraz po wyjeździe wagonu z tunelu rozmrażalniczego. Po demontażu przyrządu, jego zarejestrowane dane pomiarowe zostały zarchiwizowane przez interfejs. Dokonano również pomiarów temperatury powierzchni rudy, ściany bocznej

25 wagonu oraz jego podwozia. Dodatkowo po wyjeździe wagonu z tunelu, dokonano pomiaru temperatury obudowy łożysk kół wagonów, która w tym przypadku w zależności od wagonu, wahała się w przedziale od 25 C do 31 C. Wyniki pomiarów przebiegu zmian temperatury, zarówno w rudzie żelaza jak i temperatury spalin grzewczych przedstawiono na rys. 5.3 i rys Rys Przebieg zmian temperatury w rudzie J-GOK podczas procesu jej podgrzewania Na obu wykresach przebieg czasowy zmian temperatury rudy można podzielić na dwa okresy. W początkowym stadium zmiana temperatury związana jest ze zmianą środowiska otoczenia. Silny spadek temperatury związany jest z umieszczeniem przyrządu pomiarowego poza budynkiem dyżurnego ruchu. Drugi okres przedstawia rzeczywiste wartości temperatury rudy żelaza w wagonie jak i temperatury spalin grzewczych po wjeździe wagonu do tunelu rozmrażalniczego. Wartości na wykresie temperatury spalin odnoszą się do poziomu 200 mm powyżej poziomu załadowanej rudy żelaza (różnica pomiędzy długością przyrządu, a długością wywierconego otworu).

26 Rys Przebieg zmian temperatury spalin grzewczych podczas podgrzewania rudy J-GOK Z punktu widzenia procesu podgrzewania rudy istotne są dane przedstawione na wykresie przebiegu zmian temperatury w rudzie, która w tym przypadku, na głębokości jednego metra cały czas wynosiła powyżej zera stopni Celsjusza oraz w miarę upływu czasu zamiast wzrastać nieznacznie spadała. Spadek temperatury w rudzie na tej głębokości spowodowany jest dyfuzją wilgoci z topniejących górnych warstw rudy, które były zamrożone. Temperatura spalin utrzymywała się na stosunkowo wysokim poziomie ponad 80 C. Przyrząd zamontowano w jednym z pierwszych wagonów składu, czyli zarazem w jednym z ostatnich wagonów od strony bramy wjazdowej, przez którą dochodzi do największych strat ciepła z tunelu. W ciągu pierwszych godzin procesu podgrzewania temperatura spalin przekraczała wartość 90 C, a następnie uległa stabilizacji. Wzrost temperatury do takiej wartości mógł być spowodowany czasową zmianą parametrów pracy pieca grzejnego w tej sekcji (odcinka) tunelu, w którym znajdował się wagon. Z informacji jakie przedstawiają dane dotyczące zmierzonych temperatur burt wagonów (tabela 5.1) jak i obudów łożysk kół wagonów kolejowych, można wywnioskować, że istnieje spora rezerwa przyrostu temperatury do wartości bezpiecznej dla łożysk. Stąd wniosek, że proces podgrzewania rudy mógłby być prowadzony w sposób bardziej zintensyfikowany.

27 Tabela 5.1. Porównanie temperatur rudy i wagonu kolejowego przed i po procesie podgrzewania rudy J-GOK Przed podgrzewaniem Po podgrzewaniu Powierzchnia rudy -4,3 C 39,1 C Burta boczna wagonu -0,7 C 36,8 C Podwozie wagonu -1,6 C 32,7 C Ruda żelaza o symbolu handlowym AH-59 Na rys. 5.5 przedstawiono wyniki badań rudy AH-59. Czujniki przyrządu nr 1 oraz nr 2 przedstawiają zarejestrowane przebiegi zmian temperatury rudy żelaza, a czujniki nr 3 oraz nr 4 zarejestrowane przebiegi zmian temperatury spalin grzewczych. Czujnik nr 1 został umieszczony na głębokości 580 mm w osi stożka usypowego rudy, a czujnik nr 2 na głębokości 380 mm w osi drugiego stożka usypowego. Różnica w wysokości umieszczenia czujników uwidoczniona jest w postaci różnicy wzrostu temperatury rudy AH-59. Temperatury spalin grzewczych sugerują, iż proces podgrzewania rudy żelaza w tym przypadku prowadzony był w sposób zintensyfikowany oraz bardziej nierównomierny. Należy podkreślić, że moment demontażu przyrządów pomiarowych nie był, w tym przypadku, końcem prowadzonego procesu podgrzewania. Po demontażu przyrządów proces został dalej kontynuowany. Rys Wyniki badań rudy AH-59

28 6. Model matematyczny chłodzenia i podgrzewania rudy w wagonie kolejowym Restrykcyjne przepisy BHP obowiązujące na terenie całego zakładu ArcelorMittal Poland uniemożliwiają swobodne wejście do wagonu kolejowego. Z tego względu oraz ze względu na ograniczony czas zatrzymania składu wagonowego przed wjazdem to tunelu rozmrażalniczego nie jest możliwe każdorazowe pobranie próbek transportowanej rudy żelaza, które to można by wykorzystać do szczegółowego określania czasu prowadzenia procesu podgrzewania wagonów kolejowych. Wspomniane ograniczenia technologiczne, czasowe oraz BHP wymagają stworzenia modelu matematycznego opisującego proces podgrzewania rud żelaza, który na podstawie niewielu zmiennych i w możliwie krótkim okresie czasu obliczy efektywny czas niezbędny do podgrzania wagonów kolejowych z rudą żelaza Model matematyczny Budowę modelu matematycznego rozpoczęto od zdefiniowania geometrii układu. Zdecydowano się przyjąć geometrię dwuwymiarową osiowosymetryczną w postaci połowy wzdłużnego przekroju stożka usypowego. Uzyskano w ten sposób trójkąt o szerokości równej połowie szerokości wagonu kolejowego i wysokości równej wysokości danego stożka usypowego (rys. 6.1). Numeracja boków trójkąta odnosi się do warunków brzegowych modelu matematycznego. Rys Przykładowa przyjęta geometria modelu w postaci stożka

29 Część transportowanej rudy żelaza, zwłaszcza jeżeli chodzi o rudy hematytowe, na skutek drgań powstałych podczas transportu może mieć tendencje do zmiany geometrii. Wówczas przyjęta wcześniej geometria stożka usypowego może nieść za sobą błędy w obliczeniach modelu. Można tego uniknąć poprzez niewielkie modyfikacje geometrii odpowiadające warunkom panującym w danym wagonie kolejowym. Model umożliwia przyjęcie geometrii w sposób sparametryzowany. Proces przewodzenia ciepła w rudzie żelaza w wagonie kolejowym opisany został za pomocą równania Fouriera tak jak dla przypadku rozpatrywanego w rozdziale 4 (równanie 4.1). Warunki brzegowe w modelu zdefiniowano następująco: linie 1 i 2 powierzchnie dolna i boczna zadano warunek brzegowy trzeciego rodzaju zgodnie z równaniem: T ρ c ( λ T ) = q& gen + α( Tot T ) (6.1) τ linia 3 zadano warunek brzegowy Neumana, termiczna symetria modelu: T = 0 τ (6.2) Siatkę numeryczną utworzono jako niestrukturalną siatkę dwuwymiarową trójkątną o rozmiarze elementu h max = 0,05 m. Pojemność cieplną właściwą dla danych gatunków rudy żelaza przyjęto na podstawie wyników uzyskanych z badań laboratoryjnych przedstawionych w rozdziale Model podgrzewania rudy żelaza Estymacja warunku początkowego W przypadku prowadzonego procesu podgrzewania wagonów kolejowych z rudą żelaza, z racji ograniczeń technologicznych, nie jest możliwe zmierzenie pola temperatury w rudzie żelaza znajdującej się w wagonie kolejowym. Niezbędne jest zatem przeprowadzenie symulacji komputerowej procesu chłodzenia rud żelaza w wagonach kolejowych podczas transportu. Wyniki

30 takiej symulacji umożliwiają wyznaczenie startowego pola temperatury do procesu podgrzewania rudy żelaza. Ruda żelaza dostarczana do na teren BPR AMP jest w istocie koncentratem rudy uzyskanym w procesie wzbogacania rudy. Można zatem założyć, że zarówno skład jak i temperatura koncentratu ładowanego na wagony są jednolite oraz charakterystyczne dla danej pory roku. W zimie temperatura koncentratu wynosi od 5 C do 10 C natomiast jego wilgotność wynosi od 4% do 6% w przypadku rud hematytowych oraz od 8% do 10% w przypadku rud magnetytowych. Zakłada się również, że bezdotykowy pomiar temperatury powierzchni rudy żelaza w wagonie kolejowym wykonany za pomocą pirometru laserowego, czas transportu rudy określony na podstawie listów przewozowych oraz przybliżona wartość temperatury otoczenia pozwalają na przeprowadzenie symulacji procesu chłodzenia rud żelaza. Sam model procesu chłodzenia rud żelaza jest identyczny do procesu jej podgrzewania tak więc geometrię modelu, warunki brzegowe oraz siatkę numeryczną zdefiniowano jak w poprzednim podrozdziale. Przeprowadzono uproszczoną walidację modelu chłodzenia rudy żelaza poprzez porównanie wyników obliczeń symulacyjnych procesu chłodzenia rudy żelaza z przebiegami zmian temperatury w punktach pomiarowych określonych podczas wykonywania badań przemysłowych opisanych w rozdziale 5. Zaobserwowano, że model poprawnie oblicza i przedstawia wyniki symulacji procesu chłodzenia rudy żelaza. Przykładowy układ rozmieszczenia czujników pomiarowych wraz z polem temperatury uzyskanym w wyniku symulacji komputerowej procesu chłodzenia rudy żelaza przedstawiono na rys 6.2 natomiast na rys. 6.3 przedstawiono porównanie wyników symulacji komputerowej procesu chłodzenia rudy żelaza z wartościami pomiarowymi zarejestrowanymi przez czujniki zaraz po umieszczeniu ich w złożu rudy w wagonie kolejowym. Zarówno w przypadku symulacji procesu chłodzenia jak i podgrzewania rudy żelaza przyjęto sposób wymiany ciepła z otoczeniem na drodze konwekcji swobodnej. Liczne próby przeprowadzonych symulacji komputerowych procesu chłodzenia i podgrzewania rudy żelaza oraz znajomość warunków technologicznych panujących w tunelach rozmrażalniczych oraz znajomość wyników procesu podgrzewania rudy żelaza poprzez zarejestrowane wartości pomiarowe opisane w rozdziale 5 pozwoliły na założenie wartości W współczynnika wnikania ciepła równej: α = 4. 2 m K

31 Rys Pole temperatury w rudzie żelaza uzyskane w wyniku komputerowej symulacji procesu chłodzenia wraz z zaznaczonymi położeniami czujników pomiarowych Rys Przebieg temperatury w rudzie żelaza podczas procesu chłodzenia - linie przerywane uzyskane w wyniku symulacji modelu matematycznego. Liniami ciągłymi zaznaczono wartości początkowe temperatur zarejestrowanych przez czujniki pomiarowe podczas badań przemysłowych

32 Wyniki symulacji numerycznych podgrzewania rud żelaza W niniejszym rozdziale przedstawiono wyniki symulacji numerycznych podgrzewania rud żelaza na wybranym przypadku rudy AH-59. Na rys. 6.4 przedstawiono wynik symulacji modelu podgrzewania rudy AH-59. Czujnik pomiarowy umieszczony został na wysokości 620 mm licząc od dna wagonu kolejowego w osi stożka usypowego Na rysunku dodatkowo wyznaczono symulacyjnie krzywe przebiegu temperatury w punktach obliczeniowych znajdujących się +5 cm oraz -5 cm od umieszczonego czujnika pomiarowego zaprezentowane jako analiza wrażliwości położenia czujnika pomiarowego. Jest to margines błędu, który mógł powstać przy adnotacji danych podczas badań przemysłowych. Zaobserwowano, że różnica pomiędzy wartościami zarejestrowanymi przez kapsułkę pomiarową, a wartościami wyliczonymi przez model nie przekracza 2 C. Na rys. 6.4 wykres kończy się przed osiągnięciem temperatury 0 C przez rudę żelaza co związane jest z brakiem danych pomiarowych dotyczących dalszego trwania procesu. Jak to zostało opisane już w rozdz. 3 warunki technologiczne często uniemożliwiały pobór danych pomiarowych podczas całkowitego czasu trwania procesu. W tym przypadku proces podgrzewania wagonów kolejowych z rudą żelaza trwał jeszcze przez ponad 31 godzin. Model komputerowy umożliwia stworzenie symulacji trwającej dokładnie tyle samo co prowadzony proces technologiczny. Rys Porównanie wyników symulacji komputerowej z wartościami zarejestrowanymi przez czujnik pomiarowy w przypadku silnie zmrożonej rudy żelaza AH-59

33 7. Bilansowanie energetyczne tunelu rozmrażalniczego Do opracowania wszystkich bilansów energii wykorzystano dane pomiarowe uzyskane podczas wykonywania badań przemysłowych pomiary temperatury rudy w wagonach kolejowych, model matematyczny podgrzewania rud żelaza opracowany z wykorzystaniem danych laboratoryjnych oraz dane zarejestrowane z aparatury sterowniczo pomiarowej oraz dane z księgi raportowej pracy rozmrażalni. Przeprowadzono bilansowanie energetyczne pieców grzewczych w poszczególnych maszynowniach (sekcjach) tunelu rozmrażalniczego oraz całego tunelu Bilans energii pieca grzewczego Piece w sekcjach grzewczych umiejscowione są bezpośrednio nad tunelami rozmrażalniczymi. Na budowę pieca składa się komora spalania oraz komora mieszania, w której zachodzi proces mieszania się gorących spalin ze spalinami o obniżonej temperaturze pochodzącymi z tunelu rozmrażalniczego. Paliwem gazowym w procesie podgrzewania rud żelaza BPR AMP jest gaz koksowniczy pochodzący z koksowni Przyjaźń. W celu określenia zużycia gazu koksowniczego w procesie podgrzewania rudy żelaza przez poszczególne komory grzewcze (piece) tunelu rozmrażalniczego wykorzystano księgi raportowe służb technicznych rozmrażalni wagonów oraz dane pomiarowe pozyskane z Zakładu Energetycznego AMP DG. Zgodnie z danymi pozyskanymi z Zakładu Energetycznego AMP DG średnia wartość opałowa gazu koksowniczego w 2017 roku wytworzonego przez koksownię wynosiła W d = 16,811 MJ/m 3 n Bilans energii pieca grzewczego zasilającego pojedynczą sekcję tunelu rozmrażalniczego przedstawiono na przykładzie danych procesu podgrzewania silnie zamrożonej rudy magnetytowej oraz dwóch przypadków rudy hematytowej. Czas trwania procesu dla przypadku rudy magnetytowej wynosił τ = 36 h, a dla przypadków rudy hematytowej wynosił τ = 47 h oraz τ = 26 h. Dla analizowanych przypadków podgrzewania rud żelaza następnie przeprowadzono bilansowanie tunelu rozmrażalniczego. Równanie bilansu energii pieca grzewczego dla analizowanego odcinka czasu zapisano w postaci:

34 gdzie: V g W d V a i a i g V W + V i + V i = V i + Q (7.1) g ilość spalonego gazu koksowniczego, d średnia wartość opałowa gazu koksowniczego, ilość dostarczonego powietrza do spalania gazu, entalpia fizyczna właściwa powietrza, entalpia fizyczna właściwa gazu koksowniczego, V sp ilość spalin, i sp entalpia fizyczna właściwa spalin, Q ot straty ciepła do otoczenia z pieca grzewczego. a a g g sp sp ot Jako dane pomiarowe dotyczące zużycia gazu koksowniczego podczas prowadzonego procesu podgrzewania rud żelaza wykorzystano dane zarejestrowane bezpośrednio z aparatury sterowniczo pomiarowej, rejestrowane w księdze raportowej podczas pracy rozmrażalni. Poza zużyciem gazu koksowniczego wykorzystano wartości ilości powietrza dostarczanego do pieca oraz wartości temperatur panujących w komorach spalania pieca. W tabeli 7.1 przedstawiono poszczególne zużycia gazu i powietrza dla wybranych trzech przypadków prowadzonego procesu. W przypadku drugim dla rudy hematytowej proces podgrzewania rudy żelaza odbywał się przy tylko trzech pracujących maszynowniach. Tabela 7.1. Zestawienie zużycia gazu koksowniczego i dostarczonego do pieca powietrza dla trzech wybranych przypadków na podstawie danych z księgi raportowej Maszynownia m 3 Ruda Ruda Ruda magnetytowa hematytowa (1) hematytowa (2) V g V a V g V a V g V a V g V a

35 W celu obliczenia wartości entalpii właściwych fizycznych gazu, powietrza oraz spalin wykorzystano pakiet oprogramowania Matlab CoolProp [33]. Brak możliwości technicznych wykonania badań składu chemicznego spalin wylotowych z pieców grzewczych spowodował, że w obliczeniach stechiometrycznych do obliczenia jednostkowej ilości powietrza do spalania gazu wykorzystano ilości zużytego paliwa gazowego oraz powietrza zapisane w księdze raportowej. Straty ciepła do otoczenia Qot w równaniu (7.1) zostały obliczone na podstawie analizy wymiany ciepła z otoczeniem powierzchni bocznych komory spalania pieca grzewczego, zgodnie z równaniem: Q ot obl = ( Q& + Q& )τ (7.2) nk rad Poszczególne strumienie strat ciepła w równaniu (7.2) zostały obliczone z wykorzystaniem następujących równań [26]: Q & =αa T T ) (7.3) nk ( p ot 4 4 Q & = εaσ ( T T ) (7.4) rad W przypadku konwekcji naturalnej współczynnik wnikania ciepła α obliczono analitycznie. Ze względu na powierzchnię wymiany ciepła stanowiącą boczną powierzchnię komory spalania pieca grzewczego składającą się z powierzchni walcowej oraz płaskiej, postanowiono obliczenia rozdzielić na osobne obliczenia współczynnika wnikania, a zarazem strumienia strat ciepła, dla powierzchni walcowej i płaskiej. Straty ciepła do otoczenia powstałe na drodze promieniowania obliczono wykorzystując równanie (7.4) przy założeniu współczynnika emisyjności, zarówno dla powierzchni walcowej jak i płaskiej, wynoszącego ε =0,9 [26]. W tabeli 7.2 przedstawiono wyniki obliczeń dla obu powierzchni. Tabela 7.2. Strumień strat ciepła powstałych na drodze promieniowania p ot Powierzchnia walcowa Powierzchnia płaska Q & rad,w ,0 2705,8 Po zsumowaniu obu strumieni strat ciepła oraz po ich przemnożeniu przez czas pracy poszczególnych maszynowni otrzymano całkowite straty ciepła do

36 otoczenia pieca grzewczego. Straty te dla wybranych przypadków prowadzonego procesu przedstawiono w tabeli 7.3. Tabeli 7.3. Całkowite straty ciepła do otoczenia pieca grzewczego Q ot obl, MJ Ruda magnetytowa 3936,0 Ruda hematytowa (1) 5138,5 Ruda hematytowa (2) 2842,6 W tabeli 7.4 przedstawiono obliczone składniki równania bilansu energii (7.1) dla trzech wybranych przypadków podgrzewania rudy wraz z porównaniem strat ciepła do otoczenia wynikających z równania bilansowego (7.1), oraz strat ciepła obliczonych na podstawie wzoru (7.2). Wartości w tabeli 7.4 podano w MJ. Tabela 7.4. Wyniki obliczeń równania bilansowego Ruda magnet. Ruda hemat.(1) Ruda hemat.(2) τ h V g W d Va i V a g ig V sp isp Q ot Q ot obl 75649,5-1404,8-126, , , ,0-1646,7-135, ,3 9603, ,1-991,6-81, ,3 8299, ,0-1108,2-89, ,7 7491, ,9-1283,7-101, ,5 9918, ,0-2399,1-189, , , ,3-464,3-26, ,2 2121, ,6-1943,9-141, , , ,3-1020,1-69, ,2 5740, ,4-620,7-41, ,0 4694, ,1-1028,0-71, ,9 6966,6 3936,0 5138,5 2842,6 Na podstawie wyników obliczeń zamieszczonych w tabeli 7.4, obliczono względną różnicę bilansowych strat ciepła do otoczenia (w odniesieniu do energii chemicznej gazu) w postaci [29, 30]: Qot Qotobl ε ob = 100% (7.5) V W g d

37 Dla wybranych przypadków różnica ta dla poszczególnych komór grzewczych wynosi: ruda magnetytowa: ε ob1 = 9,58%, ε ob2 = 6,99%, ε ob3 = 8,89%, ε ob4 = 6,65%, ruda hematytowa (1): ε ob1 = 7,83%, ε ob2 = 10,45%, ε ob3 = 19,09%, ε ob4 = 6,29%, ruda hematytowa (2): ε ob1 = 6,95%, ε ob2 = 7,39%, ε ob3 = 9,62%. Obliczenia bilansu energii dla poszczególnych komór postanowiono przeprowadzić raz jeszcze z tą jednak różnicą, że porównano dane pomiarowe pozyskane z księgi raportowej pracy rozmrażalni dotyczące zużycia gazu koksowniczego oraz powietrza do procesu spalania gazu, z danymi pozyskanymi z Wydziału Energetycznego (PED) huty. Stwierdzono brak zgodności obu źródeł danych. Dane zużycia gazu koksowniczego otrzymane z PED wykazywały większe zużycie gazu niż wynikało to z księgi raportowej pracy rozmrażalni. Pozyskane dane z PED (kryza pomiarowa zabudowana na stacji redukcyjnej gazu BPR) przyjęto jako bardziej wiarygodne. Porównując zużycie gazu koksowniczego z danych Wydziału Energetycznego w stosunku do danych zamieszczonych w księdze raportowej obliczono współczynniki korekcyjne dla zużycia gazu zamieszczonego w księdze raportowej dla trzech wybranych przypadków prowadzonego procesu podgrzewania rud żelaza. Z racji braku danych porównawczych z Wydziału Energetycznego dotyczących zużycia powietrza do procesu spalania współczynniki korekcyjne przyjęto również w odniesieniu do zużytego powietrza do spalania. Pomimo przeprowadzonej korekcji zużycia gazu koksowniczego oraz powietrza dostarczonego do komory spalania różnica bilansowych strat ciepła do otoczenia jest na wysokim poziomie. Dlatego też postanowiono w dalszych analizach wykorzystać narzędzie matematyczne, jakim jest metoda zaawansowanej walidacji i uwiarygodnienia pomiarów rachunku wyrównawczego do zminimalizowania błędu obliczeń bilansu energii pieców grzewczych.

38 Zastosowanie metody zaawansowanej walidacji i uwiarygodnienia pomiarów Wielkościami pomiarowymi, które zostały poddane obliczeniom rachunku wyrównawczego, w przypadku bilansu energii (7.1) komory grzewczej, są: zużycie gazu koksowniczego V g, wartość opałowa gazu koksowniczego W d, zużycie powietrza do spalania V a, wartość temperatury panującej w komorze spalania pieca grzewczego T sp, wartość temperatury powierzchni zewnętrznej pieca grzewczego T, p wartość temperatury powietrza dostarczonego do procesu spalania gazu T a, wartość temperatury gazu dostarczonego do pieca T g. Uwiarygodnienie danych pomiarowych metodą rachunku wyrównawczego wymaga znajomości niepewności pomiaru mierzonych wielkości. Niepewności te (wyrażone najczęściej jako niepewności standardowe σ) spełniają rolę wag statystycznych w metodzie obliczeniowej. Tabela 7.5 przedstawia wartości niepewności pomiarów przyjęte w obliczeniach rachunku wyrównawczego. Tabela 7.5. Wartości niepewności pomiarów σ Zużycie gazu 0,02V g Wartość opałowa gazu* 38,79 kj/m 3 Zużycie powietrza 0,15V a Temperatura w komorze pieca 10 C Temperatura powierzchni bocznej pieca 5 C Temperatura powietrza 1 C

39 *przyjęto wg PN-EN Temperatura gazu 2 C W przypadku uwiarygodniania danych pomiarowych występujących w pojedynczym równaniu warunku w postaci równania bez wielkości niewiadomych matematycznie złożony algorytm obliczeń uwiarygodnienia pomiarów oparty na rachunku macierzowym ulega znacznemu uproszczeniu. W przypadku równania nieliniowego wymagana jest jednak iteracyjna metoda rozwiązania. Przeprowadzono uwiarygodnienie przedstawionych wcześniej danych pomiarowych uzyskując jednocześnie spełnienie równania bilansu energii pieca grzewczego. W tym celu opracowano w środowisku Matlab program obliczeniowy realizujący przedstawiony algorytm. Wyniki obliczeń przedstawiono w tabeli 7.6. Wartości podano w MJ. Tabela 7.6. Wyniki obliczeń równania bilansowego po zastosowaniu rachunku wyrównawczego Ruda magnet. Ruda hemat.(1) Ruda hemat.(2) τ h V g W d Va i V a g ig V sp isp Q ot Q ot obl ,0-2299,4-171, ,3 3956,8 3952, ,0-2560,9-183, ,0 3951,2 3946, ,1-1622,0-110, ,5 3964,7 3961, ,9-1735,7-120, ,0 3956,3 3953, ,9-2081,0-137, ,9 5178,1 5172, ,0-3975,5-256, ,0 5168,6 5158, ,2-522,5-35, ,1 5062,7 5061, ,0-3011,0-192, ,0 5163,0 5155, ,5-1644,1-96, ,9 2859,1 2854, ,2-1036,3-57, ,9 2872,2 2869, ,7-1735,6-99, ,1 2863,1 2858,3 Niezgodność bilansu energii poszczególnych pieców grzewczych po zastosowaniu rachunku wyrównawczego była jednakowa dla wszystkich pieców dla podgrzewania danego gatunku rudy i wynosiła odpowiednio: ruda magnetytowa: ε = 0,00448%, ob

40 ruda hematytowa (1): ε = 0,00672%, ruda hematytowa (2): ε = 0,00807%. ob ob Uzyskane wyniki obliczeń z zastosowaniem rachunku wyrównawczego wykorzystano w dalszej kolejności do obliczeń bilansu energii tuneli rozmrażalniczych Bilans energii tunelu rozmrażalniczego Bilans energii procesu podgrzewania rudy żelaza dla każdego z tuneli rozmrażalniczych należy rozpatrywać indywidualnie biorąc pod uwagę dane wejściowe ze wszystkich pracujących pieców grzewczych podczas prowadzonego procesu. Równanie bilansu energii tunelu zapisano w postaci: V W + V i + V i = Q + V i + Q (7.6) g d a a g g w sp sp ot V g W d V i a i g a Q w ilość spalanego gazu koksowniczego, średnia wartość opałowa gazu koksowniczego, ilość dostarczanego powietrza, entalpia fizyczna właściwa powietrza, entalpia fizyczna właściwa gazu koksowniczego, ilość ciepła zakumulowanego przez podgrzewaną rudę żelaza i wagony kolejowe V ilość spalin odprowadzanych z tunelu rozmrażalniczego, sp i sp entalpia fizyczna właściwa spalin odprowadzanych z tunelu rozmrażalniczego, Q ilość całkowitych strat ciepła do otoczenia z tunelu. ot W celu obliczenia wartości entalpii fizycznych gazu, powietrza oraz spalin wykorzystano przeprowadzone pomiary temperatur. Do obliczeń zastosowano pakiet oprogramowania Matlab CoolProp. Wykorzystano ponadto wyniki obliczeń stechiometrycznych spalania gazu oraz uwiarygodnione wartości zużycia gazu koksowniczego oraz powietrza do spalania uzyskane w bilansowaniu komór pieców grzewczych.

41 Ilość ciepła pochłoniętego przez podgrzewaną w tunelu rudę żelaza oraz wagony kolejowe został obliczony za pomocą opracowanego i przedstawionego w rozdziale 6 modelu matematycznego zaimplementowanego w programie Matlab. Ilość ta ten wynika z wzoru: Q = Q + Q (7.7) w ruda wag gdzie: tkr ( t) Q = m c dt (7.8) ruda ruda t pr p Q wag wag pwag ( t t ) = m c (7.9) k p przy czym: m ruda masa transportowanej rudy żelaza w wagonach kolejowych, c p zastępcza pojemność cieplna właściwa rudy żelaza wyznaczona na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych, t pr temperatura początkowa rudy żelaza (przed rozpoczęciem procesu podgrzewania), t kr temperatura końcowa rudy żelaza (po zakończonym procesie podgrzewania), m wag masa wagonu kolejowego, pojemność cieplna właściwa stali, z której wykonano wagon. c pwag Znając masę transportowanej rudy żelaza w jednym wagonie kolejowym wynoszącą około 69 t oraz wyznaczoną podczas badań przemysłowych gęstość danego gatunku rudy żelaza, przyjęto odpowiednią zastępczą geometrię usypanej rudy w wagonie kolejowym. Wykorzystując zastępczą pojemność cieplną właściwą rudy żelaza (4.7), przedstawioną w rozdziale 4, obliczono ciepło pochłonięte przez poszczególne gatunki podgrzewanej rudy żelaza. Wyniki zamieszczono tabeli 7.7. Tabela 7.7. Ciepło zakumulowane przez podgrzewaną rudę żelaza Ruda magnetytowa Ruda hematytowa (1) Ruda hematytowa (2) Q ruda, MJ

42 Korzystając z równania (7.9) obliczono ilość ciepła zakumulowanego przez wagony kolejowe podczas prowadzonego procesu podgrzewania rud żelaza co przedstawiono w tabeli 7.8. Tabela 7.8. Ilość ciepła zakumulowanego przez wagony kolejowe Ruda magnetytowa Ruda hematytowa (1) Ruda hematytowa (2) Q wag, MJ Zużycie gazu koksowniczego podczas prowadzonego procesu podgrzewania rudy żelaza w tunelu rozmrażalniczym jest sumą zużytego przez piece grzewcze gazu przynależne do tego tunelu. Przeprowadzone, jak wspomniano, obliczenia stechiometryczne wykorzystujące wyniki uzyskane z metody rachunku wyrównawczego oraz znajomość ilości ciepła zakumulowanego przez podgrzewaną rudę żelaza oraz wagony kolejowe pozwala na obliczenie z bilansu energii (7.6) strat ciepła do otoczenia procesu podgrzewania rudy żelaza w tunelu rozmrażalniczym. W tabeli 7.9 przedstawiono wyniki obliczeń dla trzech analizowanych przypadków. Tabela 7.9. Wyniki obliczeń strat ciepła do otoczenia Qot MJ V g W d Va ia V g ig V sp i sp Q w Q ot Ruda magnetytowa Ruda hematytowa (1) Ruda hematytowa (2) Wyniki obliczeń strat ciepła zamieszczone w tabeli 7.9, wskazują, że zdecydowana większość ciepła dostarczonego przez spaliny do tunelu rozmrażalniczego zostaje utracona przez straty ciepła do otoczenia przez ściany boczne, dach, bramę wjazdową oraz do gruntu. Sprawność energetyczna procesu podgrzewania rudy żelaza jest stosunkowo niewielka. Sprawność tą oznaczono jako η Ep i obliczono, pomijając entalpię fizyczną gazu i powietrza zgodnie ze wzorem [14, 15, 30]:

43 Qw η Ep = 100% (7.10) V W Dla wybranych przypadków sprawność energetyczna procesu podgrzewania wynikająca ze wzoru (7.10) wynosi: dla rudy magnetytowej: η = 16,79% dla rudy hematytowej (1): η = 17,39% dla rudy hematytowej (2): η = 35,89% Ep g W przypadku rudy magnetytowej mniejszy współczynnik przewodzenia ciepła wpływa bezpośrednio na mniejszą ilość zakumulowanego ciepła w rudzie podczas trwania procesu. W przypadku rudy hematytowej stwierdzono dwukrotną różnicę sprawności procesu. Większa sprawność procesu podgrzewania rud hematytowych w porównaniu do rudy magnetytowej wynika z większego współczynnika przewodzenia ciepła rud hematytowych. Dwukrotna różnica sprawności procesu podgrzewania rudy hematytowej (2) w stosunku do rudy (1) wynika ze znacznie krótszego czasu podgrzewania rudy, mniejszej o jeden wagon ilości podgrzewanej rudy oraz przede wszystkim od liczby pracujących pieców grzewczych podczas trwania procesu. Niewielka sprawność energetyczna procesu podgrzewania rud żelaza dla trzech wybranych przypadków ma swoje odzwierciedlenie przy obliczeniu względnych strat ciepła do otoczenia z tunelu rozmrażalniczego. Straty te wyliczono zgodnie ze wzorem [14, 15]: Qot ε ot = 100% (7.11) V W Dla analizowanych przypadków względna straty ciepła do otoczenia wynosi: dla rudy magnetytowej: ε = 76,84% dla rudy hematytowej (1): ε = 76,18 % dla rudy hematytowej (2): ε = 56,13 % g Ep Ep ot ot ot d d

44 8. Symulacja podgrzewania rudy żelaza w wagonie kolejowym Wykorzystując opracowany model matematyczny podgrzewania rudy żelaza oraz jego implementację w oprogramowaniu Matlab przeprowadzono obliczenia symulacyjne zmieniającego się w czasie pola temperatury w przekroju stożka usypowego rudy. Obliczenia symulacyjne przeprowadzono dla czasów podgrzewania analizowanych gatunków rud żelaza wynikających z badań przemysłowych. Dla zadanego do obliczeń czasu podgrzewania rudy uzyskano końcowe pole temperatury w przekroju stożka usypowego. Dla badanych rud żelaza końcowe pola temperatury przedstawiono odpowiednio na rys. 8.1, 8.3 i 8.5. W uzyskanym końcowym polu temperatury dokonano identyfikacji węzła o najniższej temperaturze podgrzania rudy. Na rys. 8.1, 8.3 i 8.5, węzeł ten oznaczono literą P. Na rys. 8.2, 8.4 i 8.6 przedstawiono natomiast przebiegi czasowe zmienności temperatury analizowanego węzła od momentu czasowego rozpoczęcia procesu podgrzewania rudy żelaza do momentu czasowego jego zakończenia w badaniach przemysłowych. Rys Położenie węzła P w przypadku rudy magnetytowej, t s temperatura spalin

45 Rys Przebieg zmian temperatury dla węzła P dla przypadku podgrzewania rudy magnetytowej Rys Położenie węzła P w przypadku rudy hematytowej (1), t s temperatura spalin

46 Rys Przebieg zmian temperatury dla węzła P dla przypadku podgrzewania rudy hematytowej (1) Rys Położenie węzła P w przypadku rudy hematytowej (2), t s temperatura spalin

47 Rys Przebieg zmian temperatury dla węzła P dla przypadku podgrzewania rudy hematytowej (2) W przypadku rudy magnetytowej rys. 8.2, przedstawiający przebieg zmian temperatury w węźle P, pokazuje początkowy spadek temperatury rudy, który związany jest z wciąż trwającym procesem chłodzenia rudy żelaza we wnętrzu stożka usypowego rudy. Zewnętrzne warstwy rudy żelaza zalegające bezpośrednio w okolicy węzła P odbierają ciepło od warstw wewnętrznych. Proces podgrzewania rudy w węźle P rozpoczyna się dosyć późno i kończy się przed osiągnięciem temperatury 0 C (około -0,8 C). Temperaturę 0 C możemy potraktować jako teoretyczną graniczną temperaturę podgrzania rudy. Z technicznego punktu widzenia proces podgrzewania powinien być jednak dalej kontynuowany w celu uzyskania pewności stopienia lodu z wilgoci rudy. W przypadku rudy hematytowej (2), rys. 8.6 przedstawiający przebieg temperatury w węźle P, również wskazuje na to, że proces podgrzewania rudy powinien być kontynuowany (w celu osiągnięcia temperatury 0 C). Pomimo nie osiągnięcia przyjętej teoretycznej granicznej temperatury 0 C, w tych dwóch przypadkach rzeczywisty proces podgrzewania rudy został zakończony, a wagony rozładowane na wywrotnicy wagonowej. Rozładowanie to okazało się możliwe, ponieważ zgodnie z wynikami przeprowadzonych badań laboratoryjnych procesu podgrzewania rud żelaza stwierdzono, iż proces przemiany fazowej lodu w wodę zaczyna się już w zakresie temperatur ujemnych. Z technologicznego punktu widzenia proces

48 podgrzewania rud żelaza został zakończony więc w odpowiednim momencie, ponieważ cała zawartość wagonów podczas rozładunku została przesypana przez kraty rozładowcze. Przesypanie rudy przez kraty rozładowcze oraz brak konieczności długotrwałego czyszczenia wagonów kolejowych jest warunkiem technologicznie uzasadnionym do zakończenia procesu podgrzewania rud żelaza. Tak więc warunek zakończenia procesu podgrzewania rud żelaza z teoretycznego punktu widzenia (osiągnięcie temperatury rudy żelaza co najmniej 0 C w całym przekroju stożka usypowego ) nie musi równać się z warunkiem zakończenia procesu z punktu widzenia technologicznego. Analizując pola temperatur rud żelaza uzyskane z symulacji numerycznej stwierdzono w obu przypadkach tylko niewielką ilość rudy żelaza o temperaturze poniżej 0 C skupioną wokół węzłów P. Z uwagi na to można uznać, że proces podgrzewania rud żelaza dla tych dwóch przypadków został zakończony pomyślnie. W przypadku rudy hematytowej (1) stwierdzono przegrzanie rudy żelaza w wagonach kolejowych o około T = 17 K, co bezpośrednio przekłada się na nieuzasadnione dodatkowe zużycie energii chemicznej gazu koksowniczego. Przypadek rudy magnetytowej oraz hematytowej (2) wskazuje na duże doświadczenie służb technicznych oraz możliwość prowadzenia procesu przy braku wykorzystaniu wszystkich maszynowni natomiast przypadek rudy hematytowej (1) wskazuje na możliwości działania z punktu widzenia zmniejszenia zużycia energii podczas podgrzewania rud żelaza. Możliwe do uzyskania oszczędności energii chemicznej gazu koksowniczego wyznaczono w dalszej części pracy Ocena możliwości oszczędności energii chemicznej gazu w podgrzewaniu rudy hematytowej (1) Ze względu na zbyt długi czas podgrzewania rudy hematytowej (1) w rzeczywistym procesie, postanowiono przeprowadzić symulację komputerową procesu podgrzewania tej rudy do teoretycznie uzasadnionego minimum, czyli do osiągnięcia przyjętej temperatury co najmniej 0 C w całym przekroju pola temperatury w stożku usypowym rudy żelaza. Postanowiono ponownie przeprowadzić symulację komputerową przebiegu zmian temperatury w węźle P, lecz z zadanym skróconym czasem trwania procesu. Wyniki symulacji numerycznej przedstawiono na rys. 8.7.

49 Rys Wynik symulacji numerycznej podgrzewania rudy hematytowej (1) ze skróconym czasem trwania procesu dla węzła P Rzeczywisty proces podgrzewania rudy hematytowej (1) wynosił 47 h, natomiast czas procesu podgrzewania tej rudy otrzymany z symulacji komputerowej wynosi 31h. Krótszy czas procesu podgrzewania rudy można bezpośrednio przełożyć na oszczędności zużycia gazu koksowniczego. W tym celu obliczono średnie godzinowe zużycie gazu koksowniczego w procesie podgrzewania rudy hematytowej (1), zgodnie ze wzorem (8.1), możliwą oszczędność energii chemicznej gazu opałowego zgodnie ze wzorem (8.2) oraz względną oszczędność energii chemicznej gazu zgodnie ze wzorem (8.3). gdzie: V & g V g τ V g V & g = (8.1) τ średnie godzinowe zużycie gazu koksowniczego, zużycie gazu koksowniczego podczas trwania procesu rzeczywistego, czas trwania procesu rzeczywistego. E = V& W τ τ ) (8.2) chg g d ( k E chg oszczędność energii chemicznej gazu koksowniczego,

50 W d τ τ k wartość opałowa gazu koksowniczego, czas trwania procesu, czas trwania procesu przyjęty na podstawie symulacji komputerowej dla warunku technicznego minimum. Echg ω = (8.3) E ch0 E ch0 ilość energii chemicznej gazu zużytej w procesie rzeczywistym. W przypadku rudy hematytowej (1) średnie godzinowe zużycie gazu koksowniczego wyniosło & m = 472,28. Uwzględniając warunek h technicznego minimum, oszczędność energii chemicznej wyniosła: V g 3 E chg =127GJ, natomiast względna oszczędność energii wyniosła =34% ω. Biorąc pod uwagę warunek technologiczny ukończenia procesu podgrzewania rud żelaza przeprowadzono kolejną symulację komputerową podgrzewania rudy hematytowej (1). Przyjęto możliwość pozostawienia w stożku usypowym pewnej ilości rudy żelaza w stanie zamrożonym. Założenie to wynika stąd, że wymagane jest przesypanie się zamrożonej rudy przez kraty rozładowcze o wymiarze kraty 0,5 m x 0,5 m. Przyjęto stąd zastępczy kształt bryły zamrożonej rudy w postaci kuli o średnicy wymiaru kraty rozładowczej. Symulację komputerową przeprowadzono dla węzła P oraz dla trzech węzłów P1, P2, P3 zlokalizowanych na promieniu 250 mm od węzła P. Lokalizacje węzłów oraz wyniki symulacji przedstawiono na rys. 8.8 i rys. 8.9.

51 Rys Położenie węzłów symulacji komputerowej P, P1, P2, P3. Współrzędne węzłów wynikają ze współrzędnych znajdujących się najbliżej promienia 250 mm od węzła P

52 Rys Wyniki przebiegu temperatur dla węzłów P, P1, P2, P3 Symulację numeryczną zakończono po osiągnięciu przez węzeł P3 temperatury 0 C. Czas trwania procesu podgrzewania w tym przypadku symulacji procesu był krótszy o 1,5 h od przypadku przyjętego minimum temperatury 0 C. Uwzględniając warunek technologicznego minimum (czyli pozostawienie zamrożonej bryły rudy w wagonie), oszczędność energii chemicznej wzrosła do E chg =139 GJ, czyli prawie o 12GJ więcej niż w przypadku przyjętego teoretycznego minimum 0 C, natomiast względna oszczędność energii wzrosła do ω 37%. Na rys przedstawiono potencjalne możliwości oszczędności energii chemicznej gazu koksowniczego w zależności od skrócenia czasu trwania procesu podgrzewania rudy.

53 Rys Potencjalne oszczędności zmniejszenia zużycia gazu koksowniczego podczas prowadzonego procesu podgrzewania rudy hematytowej (1) 8.2. Ocena możliwości oszczędności energii chemicznej gazu w podgrzewaniu rudy hematytowej (2) Przebieg zmian temperatury dla węzła P dla przypadku podgrzewania rudy hematytowej (2) zamieszczono na rys Z symulacji komputerowej wynika, że temperatura podgrzania rudy w najzimniejszym węźle dla rzeczywistego czasu podgrzewania rudy w tunelu rozmrażalniczym osiągnęła wartość poniżej -2 C. Pomimo nie osiągnięcia, wynikającej z symulacji komputerowej, przyjętej teoretycznej temperatury podgrzania rudy 0 C, w warunkach rzeczywistych ruda ta uległa rozładowaniu bez konieczności dodatkowego jej podgrzewania. Może to wynikać z faktu, że zgodnie z przeprowadzonymi badaniami laboratoryjnymi proces przemiany fazowej lodu w wodę w rudzie żelaza zaczyna się już w zakresie ujemnych temperatur. W przypadku rudy hematytowej (2) średnie godzinowe zużycie gazu koksowniczego wynosiło: & m = 347,1. Na podstawie przeprowadzonych h badań laboratoryjnych i przemysłowych oraz na podstawie symulacji numerycznych stwierdzono, że spełnienie warunku teoretycznego osiągnięcia temperatury 0 C w całym przekroju stożka usypowego czy też spełnienie V g 3