В.А.Чеченев

 

 

 

 

 

КРУПНОГАБАРИТНЫЕ

ОХЛАЖДАЕМЫЕ МОДУЛИ ШАХТ

ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ

 

(КОНСТРУКЦИЯ, ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ И МОНТАЖА, СТОЙКОСТЬ КОЖУХОВ)

 

 

 

 

 

 

 

 

Днепропетровск, 2011г.

УДК 669.162.21

 

 

 

 

В.А. Чеченев, д.т.н. Крупногабаритные охлаждаемые модули шахт доменных печей (конструкция, технология изготовления и монтажа, стойкость кожухов). Днепропетровск: Барвикс, 2011г. - 000с. На русском языке

 

Приведена новая конструкция шахт доменных печей с использованием крупногабаритных охлаждаемых модулей, технология их производства и монтажа на доменных печах. Анализируется напряженно-деформированное состояние кожуха шахт новой конструкции, условия повышения его стойкости и увеличения межремонтного периода в работе доменных печей.

 

Книга предназначена для инженеров и научных работников металлургических предприятий, проектных и научно-исследовательских организаций, которые работают в металлургической отрасли, а также для преподавателей, аспирантов и студентов высших учебных заведений металлургического профиля.

\

Печатается по авторской редакции на правах рукописи

 

Рецензенты: А.Д. Учитель, доктор технических наук, профессор

                      В.П. Иващенко, доктор технических наук, профессор

 

 

 

 

 

 

 

ISВN 978-617-627-022-5                           «Барвикс», 2011г.

ОТ  АВТОРА

 

В этой книге изложены материалы моей докторской диссертации по теме «Крупногабаритные охлаждаемые модули шахт доменных печей».

Идея создания новой конструкции шахты доменной печи в виде охлаждаемыхмодулей возникла в 1980 году. Уже в 1982 году были изготовлены два опытных охлаждаемых модуля и установлены на доменной печи №2, объемом 1033 м³, Мариупольского Металлургического Комбината им. Ильича (г. Мариуполь), каждая размером по высоте равной охлаждаемой зоны шахты и по ширине равной 1/8 периметра шахты по маратору. Надежная эксплуатация модулей в процессе работы доменной печи №2, послужила поводом к тому, что в 1986 году охлаждаемая зона шахты доменной печи №4, объемом 2000 м³, была полностью выполнена из охлаждаемых модулей. В течение последующих 7 лет, на капитальных ремонтах, охлаждаемые модули были установлены на всех пяти доменных печах ММК им. Ильича. За 25 лет эксплуатации в доменных печах выплавлено более 100 млн. тонн чугуна. На ДМК им. Дзержинского (г. Днепродзержинск) шахта доменной печи №11, объемом 1386 м³, выполненная из охлаждаемых модулей (охлаждение водой из реки Днепр) находилась в эксплуатации 18 лет с 1988 года.

За время эксплуатации было установлено, что в отличие от плитовых холодильников, на трубах охлаждения модулей по всей поверхности образуется устойчивый слой гарнисажа толщиной 150-200мм., который автоматически «намораэюивается» на поверхности труб охлаоюдения, и величина его за весь период эксплуатации остается практически неизменной. Жаростойкий бетон остается только между трубами охлаждения и кожухом печи. Слой гарнисажа и бетона надежно защищает как трубы охлаждения, так и кожух печи, и полностью заменяет огнеупорную футеровку. Новая конструкция шахты печи защищена авторским свидетельством СССР № 1370413 от 01.10.1987г. и патентом Украины Ш № 214336 от 25.04.1997г.

К освоению новой конструкции шахты печи привлекались специалисты ВНИИ Мехчермета, ГПИ "Днепропроектсталъконструкция", НМетАУ, трестов "Днепродомнаремонт" и "Донбассдомнаремонт", ММК им. Ильича, МК "Азовсталь", ДМК им. Дзержинского, за что автор выражает им глубокую признательность.

Особо автор благодарен заместителю министра черной металлургии УССР и СССР Плискановскому С.Т., который взял на себя ответственность за внедрение крупногабаритных охлаждаемых модулей на ММК им. Ильича и в дальнейшем способствовал их внедрению.

В случае возникновения вопросов по данной теме Вы можете обратиться ко мне по адресу 49054, Украина, г. Днепропетровск, ул. Тельмана, 35.

E-mail Этот адрес электронной почты защищён от спам-ботов. У вас должен быть включен JavaScript для просмотра.

 

С уважением                                                      Чеченев Владимир Андреевич

Чеченев Владимир Андреевич

 

Родился 17 января 1946 года в городе Артем Приморского края в семье   рабочего. В 1950 году семья Чеченевых переехала на Украину в город Жданов (ныне Мариуполь) Донецкой области.

В 1961 году поступает в Ждановский металлургический техникум.

После окончания в 1965 году техникума, работает в Ждановском специализированном управлении № 2 треста «Донбассдомнаремонт».

В 1965 году поступает на вечернее отделение Ждановского металлургического института, по спегщальности «Оборудование и технология сварочного производства». В специализированном управлении № 2 он проходит путь от рядового сварщика до старшего инженера производственного отдела, прораба, старшего прораба. В 1980 году назначен главным инженером этого специализированного управления.

В 1986 году, приказом министра черной металлургии Украины, его переводят в город Днепропетровск на должность главного инженера треста «Днепродомнаремонт».

В 1986 году Чеченев В.А. успешно заканчивает аспирантуру в Московском инженерно-строительном институте и защищает диссертацию кандидата технических наук.

За разработку и внедрение крупноблочных охлаждаемых модулей шахт доменных печей в 1993 году Чеченеву В. А. присуждена Государственная премия Украины.

В 2001 году он защищает диссертацию и ему присуждается ученая степень доктор технических наук.

На его счету более 30 научных работ, которые посвящены совершенствованию конструкций металлургических агрегатов. Он - заслуженный изобретатель и рационализатор, о чем свидетельствуют патенты, почетные грамоты и награды.

Чеченев В. А. является действительным членом Академии инженерных наук Украины по отделению «Материаловедение и металлургия».

СОДЕРЖАНИЕ

 

ВВЕДЕНИЕ

 

РАЗДЕЛ 1. АНАЛИЗ ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ПО УВЕЛИЧЕНИЮ СТОЙКОСТИ ШАХТ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ И ПУТИ ИХ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ

 

РАЗДЕЛ 2. ОЦЕНКА ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ КОЖУХА КРУПНОГАБАРИТНЫХ ОХЛАЖДАЕМЫХ МОДУЛЕЙ ШАХТЫ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

 

2.1.Анализ термонапряженного состояния стенки шахты

2.2.Оценка влияния труб охлаждения на напряженно-деформированное состояние кожуха модулей

2.2.1.       Деформации бетонной стенки в неравномерном температурном поле

2.2.2.       Граничные условия

2.2.3.       Метод расчета напряжений в бетонной стенке

2.2.4.       Определение величины деформирования труб охлаждения

2.2.5.       Расчетный метод определения смещений и усилий в кожухе

2.2.6.       Условия совместной деформации кожуха и труб охлаждения

2.2.7.       Результаты расчета термонапряженного состояния кожухашахт доменных печей

2.3.Тензометрические исследования состояния кожуха шахт доменныхпечей

2.3.1.      Методика и аппаратурное обеспечение исследований

2.3.2.      Результаты экспериментов и анализ напряжений в кожухе

2.4.Оценка напряженно-деформированного состояния кожуха при еголокальных перегревах

2.5. Выводы

 

РАЗДЕЛ 3. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАН­НОГО СОСТОЯНИЯ ТРУБ ОХЛАЖДЕНИЯ КРУПНОГАБАРИТНЫХМОДУЛЕЙ

 

3.1. Анализ влияния различных факторов на напряженное состояниетруб охлаждения

3.1.1.         Оценка уровня напряжений в толстостенных трубах различной длины с защемленными выводами

3.1.2.       Влияние разности температур "труба-кожух"

3.1.3.       Влияние разнотолщинности стенки трубы и температурногоградиента в ней на величину напряжений

3.1.4.       Напряженное состояние труб охлаждения опорного рядакрупногабаритных модулей

3.1.5.       Напряженное состояние труб охлаждения в случае образо­вания настылей

3.2.  Экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния труб системы охлаждения

3.2.1.           Методика исследования и аппаратура для тензометрирования

3.2.2.           Напряжения в трубах охлаждения вблизи мест их жесткогозакрепления в кожухе модуля

3.2.3.           Экспериментальная оценка уровня совместной деформациитруб охлаждения и кожуха модуля

3.3.    Выводы

 

РАЗДЕЛ 4. КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ ПО КОМПЕНСАЦИИТЕРМИЧЕСКОГО УДЛИНЕНИЯ ТРУБ ОХЛАЖДЕНИЯ КРУПНОГАБАРИТНЫХ МОДУЛЕЙ

 

4.1. Влияние дополнительного изгиба труб охлаждения на их термонапряженное состояние

4.2. Применение компенсаторов термического удлинения труб охлаждения в конструкции модуля           

4.3. Оценка жесткости труб охлаждения в конструкции крупногабаритных охлаждаемых модулей шахт доменных печей

4.3.1.        Канонические уравнения метода сил

4.3.2.        Труба охлаждения с изгибом в одной плоскости

4.3.3.        Труба охлаждения с изгибом в двух плоскостях

4.3.4.        Жесткость и области упругого деформирования труб раз­личной конфигурации

4.4. Выводы

 

РАЗДЕЛ 5. ОГНЕУПОРЫ КРУПНОГАБАРИТНЫХ МОДУЛЕЙ И ИХЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ

 

5.1.    Условия службы стандартных огнеупоров в шахте доменной печи

5.2.            Материалы и методы исследования

5.3.    Исследование прочностных свойств и фазового состава шамотногобетонадо и после службы

5.4.   Разработка, исследование и промышленное апробирование карбидкремнийсодержащих бетонов в конструкции крупногабаритныхохлаждаемых модулей

5.4.1.      Разработка состава бетонов и исследование их свойств

5.4.2.      Исследование стойкости карбидкремнийсодержащихбетонов в агрессивных средах

5.4.3.      Стендовые испытания изделий из карбидкремнийсодержащего бетона

5.5.    Промышленные испытания разработанных составов бетонов вконструкции крупногабаритных модулей шахт доменных печей

5.6.    Выводы

 

РАЗДЕЛ 6. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОБРАЗОВАНИЯГАРНИСАЖА НА РАБОЧЕЙ ПОВЕРХНОСТИ КРУПНОГАБАРИТ­НЫХ ОХЛАЖДАЕМЫХ МОДУЛЕЙ ШАХТ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ

 

6.1.  Распределение температурных полей в стенке крупногабаритногоохлаждаемого модуля

6.2.  Методика и результаты расчета динамики образования гарнисажного слоя на рабочей поверхности крупногабаритных охлаждаемых модулей

6.3.        Результаты экспериментальных исследований гарнисажеобразования на охлаждаемой поверхности крупногабаритных модулей

6.4.        Выводы

 

РАЗДЕЛ 7. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ЖИВУЧЕСТИ ЭЛЕМЕНТОВКОЖУХА ШАХТЫ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

 

7.1.     Схематизация процесса нагружения

7.2.      Расположение дефекта в напряженно-деформированном участкекожуха

7.3.     Материалы кожухов и размеры трещины

7.4.     Живучесть элементов кожуха доменной печи

7.5.     Статистический анализ развития разрушений кожуха шахты

7.6.     Выводы

 

РАЗДЕЛ 8. ИЗГОТОВЛЕНИЕ И МОНТАЖ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ОХЛАЖДАЕМЫХ МОДУЛЕЙ НА ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ, ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ВНЕДРЕНИЯ ШАХТ НОВОЙ КОНСТРУКЦИИ

 

8.1.                  Изготовление и сборка металлоконструкций

8.2.                  Бетонирование модулей

8.3.                  Контроль качества изготовления модулей

8.4.       Особенности монтажа крупногабаритных охлаждаемых модулейна доменной печи

8.5..... Сроки службы шахты доменных печей

8.6..... Сравнение показателей работы доменных печей с традиционной иновой конструкцией шахт

8.7.     Материалоемкость и затраты на изготовление шахт новой конструкции

8.8..... Выводы

 

ВЫВОДЫ

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

 

ПРИЛОЖЕНИЕ А. КАЛЬКУЛЯЦИИ ЗАТРАТ НА ВНЕДРЕНИЕ
КРУПНОГАБАРИТНЫХ ОХЛАЖДАЕМЫХ МОДУЛЕЙ НА
ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ РАЗЛИЧНОГО ПОЛЕЗНОГО ОБЪЕМА

 

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. АКТЫ ВНЕДРЕНИЯ РАЗРАБОТОК, СОДЕРЖА-ЩИХСЯ В ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЕ

 

Б.1. Акт промышленного внедрения футеровки неохлаждаемой части доменной печи из наливного огнеупорного бетона (ДМК им.Дзержинского)

Б.2. Расчет фактического годового экономического эффекта от вне­дрения огнеупорной бетонной массы для футеровки неохлаждаемойзоны шахты доменной печи № 8 ДМК им.Дзержинского

Б.З. Акт промышленного внедрения футеровки охлаждаемой части шахты               ДП-11 ДМК им. Дзержинского крупноблочными водоохлаждаемыми бетонными панелями

Б.4. Акт внедрения новой конструкции шахты доменной печи № 11 и ее системы охлаждения, выполненной с учетом положений и реко­мендаций диссертационной работы кандидата технических наукЧеченева Владимира Андреевича

Б.5. Справка об использовании Укргипромезом авторского свидетель­ства №1370413 и патента Украины №14336 "Способ изготовленияшахты доменной печи"

Б.6. Акт об использовании Укргипромезом рекомендаций диссертаци­онной работы кандидата технических наук Чеченева В.А., касающих­ся разработки новой конструкции шахт доменных печей и их системохлаждения

Б.7. Акт об использовании институтом "Днепропроектстальконструкция" методик, содержащихся в диссертационной работе кандидата технических наук Чеченева В.А.

Б.8. Акт промышленного внедрения результатов исследований по раз­работке конструкции шахт доменных печей и их системы охлаждения(меткомбинат им. Ильича)

Б.9. Акт промышленного внедрения результатов диссертационной работы Чеченева В.А., касающихся разработки конструкции шахт доменных печей и их системы охлаждения (металлургический комбинат"Азовсталь")

Б. 10. Акт о промышленном внедрении на доменной печи № 1 Аньшаньского металлургического комбината (КНР) новой конструкциишахты, выполненной из крупногабаритных охлаждаемых модулей попроекту специалистов Украины

ВВЕДЕНИЕ

 

 

Эффективность металлургического производства обеспечивается устойчи­вой работой первого передела - выплавкой чугуна. Наряду с подготовкой сырья, качеством кокса, внедрением новых технологий (кислорода, природного газа, пылеугольного топлива и других) результативность работы доменных печей оп­ределяется также их техническим состоянием и конструкционными особенно­стями. Конструкции доменных печей за последние десятилетия развивались в направлении обеспечения высокой производительности и экономичности рабо­ты, износостойкости и увеличения межремонтного периода. Сооружение новых доменных печей или их капитальные ремонты характеризуются большим уров­нем материалоемкости и трудозатрат. Кроме того, простои печей на капиталь­ных ремонтах связаны со значительными потерями производства чугуна и отри­цательно влияют на работу последующих переделов - выплавку стали и произ­водство проката.

Поэтому проблема надежности работы доменных печей сохраняет свою ак­туальность. При этом особое значение имеет конструкция шахты доменной пе­чи, т.к. стойкость её к износу определяет межремонтный период работы печи и основную составляющую стоимости ремонтов.

Увеличение единичной мощности доменных печей и форсирование их            ра­боты за счет совершенствования технологии плавки сопровождалось повышени­ем термического и физико-химического воздействия печной среды на           огнеупор­ную футеровку, холодильники и кожух печи и, прежде всего, шахты. Это вызы­вало необходимость поиска новых методов защиты кожуха.

В числе возможных путей, наиболее предпочтительный - совершенствова­ние конструкции охлаждающих устройств, предохраняющих кожух от воздейст­вия высоких температур. Именно в этом направлении велись и продолжаются разработки, целью которых является увеличение кампании доменных печей. Эволюция этих разработок - от простых коробчатых до чугунных плитовых           хо­лодильников различной модификации.

Однако, как показал опыт, использование холодильных устройств любого типа в традиционной конструкции стенки шахты печи (кожух - чугунный холо­дильник - огнеупорная футеровка) не гарантирует надежной и длительной                   защи­ты кожуха. Это определяется тем, что применяемые огнеупоры, теплопровод­ность которых не обеспечивает достаточно интенсивного охлаждающего        воз­действия холодильников на рабочую поверхность кладки, быстро изнашиваются после задувки печи, в результате чего в дальнейшем, при почти полном  отсутст­вии первоначальной футеровки, защита кожуха обеспечивается за счет охлаж­дающего воздействия холодильников и образующегося на их поверхности гарнисажа. Это сопровождается повышением тепловых нагрузок на чугунные холо­дильники, вызывающих их разрушение, что сокращает межремонтный            период работы доменных печей в среднем до 3-5 лет.

Отмеченные обстоятельства выдвигают в число актуальных проблем созда­ние принципиально нового конструктивного решения по охлаждению кожуха шахт доменных печей. Это определило научное направление теоретических и экспериментальных исследований, проведение крупномасштабных опытно-промышленных и промышленных испытаний по созданию и внедрению конст­рукции шахт доменных печей из крупногабаритных охлаждаемых модулей. В результате комплексных исследований получены научно обоснованные данные высокой степени достоверности и воспроизводимости результатов по конструи­рованию и технологии изготовления крупногабаритных охлаждаемых модулей, их монтажа и эксплуатации на доменных печах.

Результаты разработок не имеют аналогов в мировой практике и обеспечи­вают увеличение длительности межремонтного периода в работе доменных пе­чей в 1,5-2 раза, снижение их материалоемкости, трудозатрат и длительности проведения капитальных ремонтов.

Впервые показано, что альтернативным и весьма перспективным направ­лением совершенствования систем охлаждения шахт доменных печей является разработка конструкции охлаждаемой части шахт из крупногабаритных модулей на основе толстостенных стальных труб охлаждения, пространство между кото­рыми заполняется жароупорным бетоном;

Результаты теоретических и экспериментальных исследований внедрены надоменных печах:

- Днепровского металлургического комбината (№ 8 и 11), Донецкого металлургического завода (№1), Мариупольского металлургического комбината им. Ильича (№ 1-5), «Азовсталь» (№ 1 и 5), Енакиевского металлургического за­вода (№ 3), на двух Российских предприятиях, в Китае (доменная печь № 1 Аньшанского металлургического комбината).

По представленным в диссертации актам (приложение Б) годовой экономи­ческий эффект от внедрения разработок автора на части предприятий составил 1,693 млн. руб. (в ценах 1990 г.).

Выполнены рабочие проекты для доменных печей № 2 завода                             им. Г.И.Петровского, № 8 металлургического комбината «Криворожсталь» и № 1 Таныпаньского металлургического комбината (КНР).

За разработку и внедрение конструкции шахт доменных печей из крупнога­баритных охлаждаемых модулей в 1993 году автору в составе группы специали­стов присуждена Государственная премия Украины в области науки и техники.

РАЗДЕЛ 1

 

АНАЛИЗ ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ

ПО УВЕЛИЧЕНИЮ СТОЙКОСТИ ШАХТ ДОМЕННЫХ

ПЕЧЕЙ И ПУТИ ИХ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ

 

В условиях интенсивной работы доменных печей с высокими параметрами дутья и повышенным давлением газа под колошником надежная защита кожуха от действия высоких температур и агрессивной среды, сохранение в процессе эксплуатации агрегата проектных параметров рабочего профиля играют ре­шающую роль в обеспечении производительной и безаварийной работы на про­тяжении всего межремонтного периода. Увеличение продолжительности кампа­нии доменной печи позволяет существенно снизить фактические капитальные затраты на производство тонны выплавленного чугуна [1].

Несмотря на то, что совершенствованию огнеупорной футеровки и системы ох­лаждения уделялось всегда значительное внимание, простои из-за разрыва кожухов доменных печей составляют по продолжительности 15-20% всех простоев домен­ных печей, а связанные с ними потери производства чугуна достигают 30% всех потерь [2, 3]. Среди причин образования горизонтальных и вертикальных тре­щин в кожухе называют [4-7] большие напряжения двухосного сжатия, термиче­скую усталость от локального перегрева, концентрацию напряжений у отверстий для пропуска труб и крепления холодильников (от 6-8 отверстий для одного вер­тикального плитового холодильника при водяном охлаждении и до 12 при рабо­те с испарительной системой охлаждения - СИО), локальный разрыв на участ­ках с разрушенной футеровкой и вышедшими из строя холодильниками и непо­средственное охлаждение их водой.

Следовательно, среди основных причин разрыва кожухов - конструктивные недостатки и неэффективная работа системы охлаждения. Наименее стойким уча­стком конструкции печи является водоохлаждаемая часть шахты. Именно скоро-стью разрушения футеровки, выхода из строя элементов системы охлаждения в шахте, как правило, определяется продолжительность межремонтного периода. С увеличением объема печей и интенсификацией процесса выплавки чугуна срок службы шахт уменьшается [8-10].

Отметим, что обеспечение максимальной прочности кожуха, хотя и имеет большое значение, не может решить целиком проблему стойкости шахты. Простое увеличение толщины кожуха не обеспечивает повышения надежности конструк­ции, поскольку при повышении толщины проката как для рядовых, так и для               низ­колегированных сталей имеет место склонность к росту зерна, что снижает предел текучести и повышает хрупкость [11]. Существенное повышение прочности  кожу­ха было достигнуто в результате использования стали с карбонитридным упрочне­нием типа 14-16 Г2АФ сначала обычной выплавки, а впоследствии - электрошла­кового переплава, для которой, при высоких прочностных характеристиках, свой­ственна мелкозернистая структура, мало зависящая от толщины проката [12].

Тем не менее, обследование повреждений кожухов после длительной               экс­плуатации [6, 13] выявляет трещины, зарождающиеся на внутренней поверхно­сти в местах максимальной концентрации напряжений и распространяющиеся к внешней поверхности. В наиболее поврежденных местах наблюдается густая сетка трещин. Причина этого - термомеханическая и малоцикловая усталость - факторы, воздействию которых даже сталь указанных марок не может             противо­стоять в достаточной степени эффективно [6].

Проанализируем основные причины низкой стойкости и этапы совершенст­вования футеровки и системы охлаждения шахт.

Огнеупорная футеровка шахты доменной печи находится под постоянным воздействием совокупности разрушающих факторов [14-19], изменение интен­сивности которых по высоте доменной печи с использованием данных [19] представлено на рис. 1.1.

Рис. 1.1. Интенсивность воздействия различных факторов на футеровку по высоте доменной печи:

1   - периферийный ход;

2   - центральный ход;

3   - воздействие щелочей и цинка;

4   - воздействие ишака.

 

Среди факторов механического характера следует, прежде всего, назвать абразивное действие опускающихся шихтовых материалов и восходящего газо­вого потока [20], влияние которых наиболее существенно в верхней части шахты.

В нижней части шахты наиболее существенное влияние оказывают терми­ческие нагрузки [21, 22]. Фактические значения скачков температуры при работе на агломерате достигают 50°С/мин, а при работе на 50% агломерата и 50% ока­тышей - 150°С/мин, что превышает критические значения, при которых проис­ходит скалывание для всех видов огнеупоров кроме графитовых и полуграфити­зированных [23].

Значение теплового фактора разрушения для огнеупоров шахты особенно заметно в условиях развития периферийного хода, работы доменных печей на коксе с недостаточными прочностными характеристиками при высоком выходе шлака.

Шахта доменной печи охватывает область циркуляции щелочей и цинка, всвязи с чем химическое воздействие, связанное с образованием легкоплавких эв-тектик при взаимодействии огнеупоров с соединениями щелочных металлов, а также с отложениями цинка и сажистого углерода вносит решающий вклад в разрушение кладки [16]. Отложения сажистого углерода приводят к расшире­нию открытых пор и проникновению в них и в ослабленные швы кладки паро­образных щелочей, которые, конденсируясь, пропитывают от одной трети до половины толщины кирпичной кладки, снижая температуру ее размягчения примерно на 100°С. Образование калиофилита (K₂О·Al₂О₃·2SiО₂) в результате взаимодействия алюмосиликатов огнеупора с соединениями калия приводит к росту футеровки (вспучиванию) и впоследствии - к ее разрушению [9, 24-26]. Кроме того, авторами [13] показано, что расширение кладки вследствие указан­ных причин вызывает накопление усталости металла кожуха, обусловливает формирование и развитие в нем трещин, так как двухосное напряженное состоя­ние резко снижает пластичность материала кожуха.

На основании исследования стойкости кладки шахт доменных печей                 МК "Криворожсталь" и ММК им. Ильича авторы работы [27] рекомендуют                  применять плотные каолиновые, карбидкремниевые, шамотно-графитовые огнеупоры с пониженной пористостью и газопроницаемостью, алюмосиликаты, пропитанные углероди­стыми веществами, обладающие высокой теплопроводностью, стойкостью к воздействию шлака (до 5-10 FeO), металла и щелочей, а также уменьшение ве­личины швов кладки.

В работе [28] исследовали устойчивость различных огнеупоров к воздейст­вию щелочей. Установлено, что только такой дорогостоящий материал, как са­мосвязывающийся карборунд можно считать достаточно устойчивым к агрес­сивному воздействию. Для всех остальных (карборунд на глинистой и на нит-ридной связке, алюмосиликатные и высокоглиноземистые материалы с содер­жанием Al₂O₃ от 42 до 99%) наблюдаются эрозия, образование трещин и сниже­ние модуля прочности на разрыв на 22-76%. В исследовании [29] также отмеча­ется, что благодаря высокой абразивоустойчивости и термостойкости карбид-кремниевых огнеупоров, выражающейся в допустимой скорости нагрева или охлаждения до 60°С/мин (против 5°С/мин для шамотных или муллитокорундовых) и повышенной теплопроводности (8-12 Вт/(м^*К)), им нет альтернативы. Приме­няются также варианты с многослойной футеровкой типа "Сэндвич", в которой комбинируются графитовые и карбидкремниевые огнеупоры [19, 30].

В настоящее время за рубежом уже более 40% доменных печей имеют кар-бидкремниевую футеровку на различных связках [29]. Карбидкремниевые огне­упоры на углеродистой связке (SiC + С) признаются как наиболее перспектив­ные, несмотря на то, что их стоимость выше по сравнению с другими. Вместе с тем, отмечается, что такие огнеупоры, наряду с устойчивостью к воздействию щелочей и к тепловым ударам, уступают другим материалам по механической прочности и стойкости к окислению [31].

Механизм разрушения футеровки многостадиен и включает насыщение огне-упора твердыми, жидкими и газообразными компонентами, химическое взаимо­действие этих компонентов с материалом матрицы огнеупора, распад материала и образование новых соединений, химическое взаимодействие новообразований, из­менение свойств огнеупора. Следовательно, с появлением новообразований, огне­упорность и механические свойства огнеупоров резко снижаются [32, 33].

Можно констатировать достаточно парадоксальную ситуацию. С одной стороны, большое внимание постоянно уделяется увеличению прочности огне­упоров для шахты (огнеупоры марки ШПД), повышению тщательности выпол­нения кладки. Все это связано с весьма значительными материальными затрата­ми. С другой стороны, огнеупорная кладка в охлаждаемой части шахты служит лишь несколько месяцев [10, 22, 34]. После разрушения футеровки холодильни­ки печи работают на гарнисажном режиме с периодическим контактом тела хо­лодильника с шихтой и газовым потоком (при оползании гарнисажа) [20, 24, 35].

Авторы работ [22, 35] считают одной из основных причин разрушения           хо­лодильников шахты прямой контакт с высокотемпературными фазами в момент оползания гарнисажа. Во время таких контактов металл холодильников подвер­гается мощным тепловым ударам и интенсивно взаимодействует с агрессивной твердой, жидкой и газовой фазами, что приводит к возникновению сетки трещин на поверхности чугунного холодильника, ускоренному перерождению поверх­ностного слоя чугуна и последующему его разрушению.

Практика работы печей с гарнисажным покрытием стен шахты позволила внести предложения о создании тонкостенной шахты без футеровки (самофуте­рующаяся печь [36]). Это подтверждает вывод о том, что, сколько бы качествен­ной и мощной ни была футеровка, решение проблем сохранения заданного про­филя и целостности кожуха невозможно без организации надежной и эффектив­ной работы системы охлаждения.

Сегодня можно отметить, что в отечественной и зарубежной металлургии пройден большой путь совершенствования конструкции элементов охлаждения шахты доменной печи, на котором можно выделить следующие вехи.

Первоначально на отечественных доменных печах использовались горизон­тальные холодильники следующих разновидностей: кронштейновые, плитовые сменяемые и несменяемые. Охлаждающее действие таких устройств носит ло­кальный характер, в связи с чем основным их недостатком является неравно­мерность температурного поля, создаваемого в кладке [17], становящаяся источ­ником возникновения термических напряжений и деформаций в кладке и кожухе.

Горизонтальные холодильники в практике отечественного доменного про­изводства были практически везде вытеснены вертикальными плитовыми, кото­рые создают более равномерное температурное поле, в связи с чем надежность защиты кожуха от перегрева возрастает. Применение таких холодильников име­ло поистине революционное значение и позволило увеличить межремонтный период в среднем с 3-3,5 до 5-6 лет [37]. Значительно улучшилось техническое состояние доменных печей на момент их остановки на капитальный ремонт: ко­личество вышедших из строя охлаждающих труб холодильников сократилось, как утверждают авторы, весьма существенно - с 18-48 до 0,3-2,0%; соответст­венно снижены и простои для их отключения [34].

Вертикальные плитовые чугунные холодильники шахты претерпели суще­ственную эволюцию в 60-80-х годах. Так, первоначально, внедряя конструкцию тонкостенной шахты, толщину огнеупорной футеровки уменьшали до 230-345 мм(один ряд кирпичной кладки). При этом использовали изготовленные из низко­легированного хромистого чугуна плитовые холодильники с ребристой поверх­ностью, залитым кирпичом и прямоточными охлаждающими трубками, распо­ложенными в одной плоскости (рис. 1.2) [38]. Впоследствии были уменьшены высота ребер холодильников - с 210 до 145 мм; площадь залитого кирпича сна­чала сократили с 73 до 50%, а затем стали применять холодильники без залитого кирпича, так как его рост в связи с отложениями цинка способствовал скалыва­нию ребер холодильников, а также разрушению всего тела холодильника. Для повышения равномерности температурного поля вместо прямых применили змеевиковые трубки, расположенные в двух плоскостях.

Рис. 1.2. Конструкции холодильников шахты: четырехтрубный с

прямоточными трубками (слева); змеевиковый (справа)

 

В работе [39] отмечается, что расположение по толщине холодильника двух змеевиков обеспечивает более равномерное температурное поле в массиве холо­дильника и повышает надежность его эксплуатации. Так, на доменной печи №9 МК "Криворожсталь" выход из строя второго контура охлаждения произошел в среднем на 12 месяцев позже первого. При наличии двух контуров охлаждения змеевики в теле холодильника должны располагаться поперечно или в шахмат­ном порядке, что обеспечивает равномерную работу обоих контуров, тогда как при "коридорном" расположении контуров второй ряд экранируется первым и тепловая нагрузка на него составляет всего 10-15% от нагрузки на первый ряд.

Условия тепловой работы холодильников с залитым кирпичом проанализи­рованы в работе [37] и на основании полученных результатов предпочтение от­дано плитовым холодильникам с залитым клиновидным кирпичом на всю тол­щину плиты, конструкция которых представлена на рис. 1.3. Среди преимуществ отмечается более равномерное и интенсивное охлаждение металлической плиты за счет большего количества охлаждающих труб и равномерного расположениячугуна вокруг них, более качественное закрепление огнеупорного кирпича,         со­кращение потерь тепла с охлаждающей водой, снижение науглероживания               охлаждающих трубок в процессе изготовления холодильника благодаря уменьшению количества заливаемого чугуна; отмечается, что температура кожуха в случае использования таких холодильников ниже на 25-30°С, чем при обычных вертикальных плитовых.      

Рис. 1.3. Холодильник с S-образной формой металлической части и

залитым кирпичом:

1 - плита; 2 - огнеупорный кирпич; 3, 4- охлаждающие змеевики;

5 — компенсационные прокладки; 6 — отверстия для болтов.

Одним из распространенных вариантов вертикальных плитовых холодиль­ников является конструкция с водоохлаждаемым опорным выступом. Анализслужбы таких холодильников на доменных печах Череповецкого (ДП № 4),               Но­волипецкого (ДП № 6) и Криворожского (ДП № 9) металлургических комбина­тов [35, 38-40] показывает, что выступы подвергаются максимальному разруше­нию, так как они приближены к зонам активного движения шихтовых материа­лов и восходящего горячего газового потока.

С учетом этого в работе [39] предложено разделить охлаждение выступа и тела холодильника, перейдя к системе, реализованной на ЧерМК, где использо­вана комбинированная схема охлаждения из вертикальных и горизонтальных холодильников. Авторы [41] считают, что применение такой схемы создает ус­ловия для формирования гарнисажа, который удерживается на горизонтальных холодильниках.

Недостатками конструкции шахт, оборудованных такими холодильниками, являются снижение герметичности кожуха из-за отверстий для амбразур гори­зонтальных холодильников, а также наличие многочисленных коммуникаций, загромождающих кольцевые площадки и кожух. Предположение о том, что стойкость холодильников комбинированной конструкции должна быть высокой (так как вначале должны выйти из строя горизонтальные выступы, а затем толь­ко должны прогорать вертикальные плиты) не подтвердилось. В ряде случаев вначале приходилось отключать не выступ, а вертикальную плиту [22, 35,37].

Авторы работы [39] считают, что повысить эксплуатационную надежность можно увеличением количества контуров из труб охлаждения в теле плиты, причем первый вариант представляется более предпочтительным, поскольку по­зволяет добиться того же эффекта без ослабления кожуха.

Рассмотрим более детально вопрос о связи стойкости холодильников и ус­тойчивости гарнисажа. Многие исследователи [21, 42-44] отмечают, что в высо­котемпературной зоне шахты, благодаря наличию гарнисажа, условия службы холодильников улучшаются.

Формирование гарнисажа начинается в период задувки доменной печи [45]. В дальнейшем его устойчивость зависит от распределения газа по радиусу печи [46-50], свойств шихтовых материалов [24], а также поведения щелочей [51-53].

Однако, одним из решающих факторов, обеспечивающих образование гар-нисажа, является оптимальный режим теплоотвода, который определяется теп-лофизическими характеристиками футеровки и эффективностью работы систе­мы охлаждения [54-56].

На протяжении кампании доменной печи можно выделить два периода, ха­рактеризующиеся различными условиями формирования гарнисажа. При нали­чии огнеупорной футеровки значительные колебания температур в сочетании с низкой теплопроводностью огнеупоров приводят к периодическим оползаниям гарнисажа, сопровождающимся повышением интенсивности разрушения клад­ки, так как шамотные огнеупоры при температуре 1200°С имеют прочность око­ло 2 кг/см². После полного износа футеровки интенсивность теплопередачи к те­лу холодильника возрастает [57], что способствует формированию гарнисажа. Однако, при канальном или развитом периферийном ходе происходит оплавле­ние гарнисажа и его толщина уменьшается до величины, определяемой интен­сивностью теплопередачи. Расчеты и непосредственные замеры показывают [37], что в контакте с жидким металлом имеют место удельные тепловые нагрузки до 4^.10⁶ Вт/м², которые холодильник не в состоянии отвести, в результате чего про­исходит не только оплавление гарнисажа, но и прогар самого тела холодильника.

Следует остановиться на характеристике некоторых свойств чугуна, опре­деляющих эффективность его применения в качестве материала для отливки хо­лодильников.

В ряде работ показано [58-60], что знакопеременное изменение температур, так называемое термоциклирование, сопровождается ростом чугуна. Рост чугуна при термоциклировании - сложный процесс, развитие которого определяется воздействием целой совокупности факторов [61]. Одной из причин является распад цементита с образованием феррита и графита, протекающий с увеличе­нием объема [62]. Большое влияние на рост чугуна оказывает воздействие атмо­сферы печи, особенно СО₂, Н₂О. При этом развивается процесс, по механизму и результатам напоминающий межкристаллитную коррозию, который характери­зуется возрастающей во времени скоростью и, в отличие от графитизации, протекает практически неограниченно с увеличением времени выдержки [63, 64]. Кроме того, при температурах около 700-720°С происходит обратимый фазовый переход Fe_α↔Fe_ɤ сперестройкой кристаллической решетки металла. Известно, что вертикальные плитовые холодильники длительное время работают с темпе­ратурой свыше 700°С [65]. Изменение температур в теле холодильника при на­личии огнеупорной футеровки носит постепенный характер, что повышает пол­ноту фазовых превращений. По данным [66] величина объемного расширения обычно составляет 5-12%, но может достигать и 30-50%.

Эти процессы ведут к возникновению напряжений в холодильной плите и снижают ее механическую прочность. Откладывающийся в образующихся тре­щинах сажистый углерод расклинивает их, ускоряя разрушение холодильных плит табл. 1.1 и (рис. 1.4). Перечисленные факторы не только разрушают чугун­ную плиту холодильника, но и вызывают колебания ее линейных размеров при практически неизменной длине стальных труб охлаждения внутри плиты. В ре­зультате этого происходит разрыв труб в месте разрушения плиты холодильни­ка, попадание воды в печь, что сопровождается оползанием гарнисажа, выходом из строя воздушных фурм, повышением удельного расхода кокса и потерей про­изводительности [67].

В работе [35] изучены особенности износа холодильников, проработавших 33 месяца на доменной печи №9 МК "Криворожсталь". Установлено,что поверхностный слой холодильников содержал на 0,8-1,2% углерода больше и на 0,15% кремния меньше, чем исходный металл (плиты были изготовлены из серого чугуна), что свидетельствует о протекании в период эксплуатации диф­фузионных процессов, ведущих к возникновению трещин в холодильниках и их разрушению. Плиты из шахты имели трещины глубиной 50-100 мм. На основа­нии полученных результатов авторы сделали вывод о том, что материал холо­дильников (слабоэвтектический низколегированный чугун с пластинчатым гра­фитом) не отвечает по составу и структуре условиям эксплуатации. Предложено использовать для отливок холодильников чугун с компактной конфигурацией графита, легированный кремнием, магнием или редкоземельными металлами.

Таблица 1.1

Пределы изменения свойств чугуна холодильника

в процессе эксплуатации

 

 

Рис. 1.4. Характер износа чугунного плитового

холодильника в процессе работы

Следует отметить, что теплопроводность чугуна с повышением температу­ры снижается (рис. 1.5), причем, в области α-ɣ перехода теплопроводность           па­дает до крайне малых значений, в результате чего влияние температуры на стой­кость холодильника усиливается.

Рис. 1.5. Зависимость теплопроводности чугуна от

температуры (по данным [68])

 

При температуре 958°С происходит плавление фосфидной эвтектики, в свя­зи с чем возможность эксплуатации холодильника в условиях механических на­грузок вызывает сомнение. Расчетным путем показано, что допустимая средняя тепловая нагрузка на чугунный холодильник не должна превышать 35 кВт/м², а максимальная допустимая температура составляет 400°С. Измерения же свиде­тельствуют о том, что температура плитовых холодильников в течении длитель­ных периодов превышает 900°С, а тепловая нагрузка составляет не менее            65 кВт/м². В связи с этим неизбежен преждевременный выход холодильников из строя [68].

Необходимо добавить, что в процессе заливки чугуна при изготовлении хо­лодильников происходит науглероживание стальных трубок, что приводит к снижению пластичности материала стальных трубок и образованию в них тре­щин. Для предотвращения данного явления разработан ряд мероприятий, вклю­чающих нанесение различных покрытий на стальные трубки и их охлаждение в процессе заливки чугуна. Однако эти меры не всегда оказываются достаточно эффективными в связи с тем, что в реальных производственных условиях слож­но обеспечить равномерное и качественное нанесение покрытия [37,38].

При охлаждении холодильников после заливки труб между телом холо­дильника и трубой образуется воздушный зазор, поскольку чугун и сталь имеют разные коэффициенты термического расширения. В процессе эксплуатации этот зазор увеличивается, так как температура чугунной отливки становится выше температуры, охлаждаемой стальной трубы [68].

Наличие зазора сказывается на эффективности теплопередачи. На основании анализа условий теплопередачи в холодильнике в работе [39] установлено, что от­сутствие зазора между трубой и телом холодильника повышает коэффициент тепло­передачи холодильника с 310 до 360 Вт/(м²·град), а отсутствие накипи - до 450 Вт/(м²·град); замена чугуна на медь повышает этот показатель до 610 Вт/(м²·град). Гораздо менее эффективно увеличение расхода воды: его изменение с 5 до 10 м³ /ч повышает коэффициент теплопередачи всего до 320 Вт/(м²·град), а при от­сутствии накипи и надежном контакте тела холодильника с трубой - до 530-560 Вт/(м²·град). Отсюда авторы делают вывод о том, что перевод системы охлажде­ния на химически очищенную воду и применение медных охлаждающих эле­ментов являются наиболее эффективными мероприятиями, обеспечивающими заметное повышение стойкости холодильников в зоне нестабильности гарниса-жа. К аналогичным выводам ранее на основании результатов анализа совмест­ной тепловой работы огнеупорной футеровки и системы охлаждения пришел и автор работы [69].

В работах [35, 68] предлагается использовать для отливок легированный чу­гун с шаровидным графитом. Отмечая, безусловно, более высокую стойкость та­кого чугуна к воздействию факторов химического характера [70], следует подверг­нуть сомнению его устойчивость к термическому воздействию. Во-первых, по дан­ным [63] теплопроводность чугуна с шаровидным графитом при температуре 200°С в 1,9, а при 800°С - в 13,3 раза ниже, чем чугуна с крупным пластинчатым графитом. Кроме того, в процессе изготовления легированный чугун дает большую усадку, что повышает величину зазора между стальной охлаждающей трубой и те­лом холодильника. Все это снижает эффективность работы холодильника.

Следует подчеркнуть, что недостаточная стойкость чугунных плитовых хо­лодильников не позволяет в полной мере реализовать преимущества системы испарительного охлаждения. Например, фирма "Ниппон стил" (Япония) [66],приобретя лицензию на систему охлаждения, разработанную в бывшем СССР, отказалась от испарительного охлаждения, заменив горячую воду холодной хи­мически очищенной, что сопряжено со значительными эксплуатационными рас­ходами. В работе [65] также признается, что безнапорное испарительное охлаж­дение, особенно без принудительной циркуляции, мало пригодно для воспри­ятия неизбежно возникающих в шахте пиковых тепловых нагрузок вертикаль­ными плитовыми чугунными холодильниками. О вынужденном переводе до­менной печи, оборудованной такими холодильниками с испарительного охлаж­дения на охлаждение холодной водой сообщается таюке в работе [68]. Анало­гичные действия были предприняты и на ряде предприятий стран СНГ.

За рубежом также проведена большая работа по совершенствованию систе­мы охлаждения доменной печи. Благодаря новым техническим решениям кам­пания доменных печей в Европе и Японии увеличена с 5-7 до 10 лет и более и поставлена цель довести ее к 2000 г. как минимум до 15 лет [17]. Отмечая безус­ловно высокую эффективность зарубежных разработок, следует критически оценить насколько оправданы огромные затраты, за счет которых достигнуто  повышение стойкости шахт.

За рубежом используются два основных типа холодильников:

-    пустотелые коробчатые, как правило, медные, устанавливаемые в клаке горизонтально;

-    вертикальные чугунные с залитыми стальными охлаждающими трубками.

Первая из названных разновидностей существенно преобладает: она ис­пользуется на 95% доменных печей в США, 80% в Европе. Только в Японии набольшинстве доменных печей (70%) используются вертикальные плитовые мед­ные холодильники [71, 72]. Кроме того, применяются комбинированные систе­мы [73].

Размеры медных холодильников меняются в пределах 500-1000x400-800x75 мм при толщине футеровки в сторону рабочего пространства печи 50-150 мм. Такие холодильники изготавливают из электролитической меди сваркой или литьем. Теплопроводность сварных холодильников на 30% выше, однако литые более однородны [74]. Перед установкой обязательно осуществляют опрессовку и рентгеновскую дефектоскопию холодильников.

Основные типы применяемых медных холодильников приведены на рис. 1.6. Холодильники типа б и г, хотя они и более надежны в эксплуатации, не нашли широкого применения в связи с усложнением системы подвода воды.

Рис. 1.6. Типы применяемых за рубежом медных коробчатыххолодильников

 

Имеет место тенденция к уменьшению расстояния между рядами холо­дильников с 500-600 мм до 312 мм (Син ниппон сэйтэцу) и даже до 250 мм (Хо-говенс) [75]. Дальнейшее увеличение плотности установки практически не дает эффекта по снижению температуры футеровки, в то время как кожух печи зна­чительно ослабляется, а капитальные затраты и расход охлаждающей воды не­померно растут вместе с потерями тепла.

Используют три следующих типа крепления холодильников к кожуху до­менной печи:

-             с привариванием фланца холодильников непосредственно к кожуху печи;

-             болтовое соединение фланца холодильника через уплотнение с флацем патрубка, приваренного к кожуху;

-             сочленение патрубка с фланцем холодильника через компенсатор.

Последний тип, по нашему мнению, наиболее прогрессивен, посколкуобеспечивает не только возможность быстрой замены холодильника при его вы­ходе из строя, но и предоставляет холодильнику некоторую свободу перемещения вместе с футеровкой без нарушения герметичности кожуха.

К качеству меди для холодильников предъявляются весьма высокие требо­вания, поскольку наличие в ней оксидных пленок, образующихся в процессе из­готовления холодильников, может привести к так называемой "водородной бо­лезни" [76]: в нагретое тело холодильника из атмосферы доменной печи диф­фундирует водород, который, реагируя с оксидом меди, образует водяные пары, что ухудшает эксплуатационные характеристики холодильника.

Теплотехнические свойства меди при нагреве существенно ухудшаются. Так, если в диапазоне 20-200°С теплопроводность меди остается весьма высокой                (394-389 Вт/м·К), то при температуре 538°С она падает до 341 Вт/м*К, аналогично меня­ется и теплоемкость, составляющая при указанных температурах                          385-389 Дж/кг*К и 427 Дж/кг*К, соответственно. Необходимо также учесть, что при взаимодействии диоксида углерода с медью образуется карбонат ("патина"), что дополнительно снижает теплопроводность меди при нагреве [77,78].

Следует заметить, что высокая интенсивность теплоотвода при использова­нии медных холодильников может приводить к перегреву воды внутри камеры у торца холодильника и образованию паровой подушки. Резкое снижение интен­сивности теплопередачи при этом будет сопровождаться выходом холодильникаиз строя. Медные холодильники подвержены значительному износу в результате воздействия высокотемпературных газов и жидкой фазы, в связи с чем предла­гаются конструкции [79], в которых на рабочую поверхность крепятся огне­упорные плиты.

В отношении второй разновидности систем охлаждения, которая впервые бы­ла применена в бывшем СССР, а затем, по лицензии, в Японии, также ведутся ра­боты по совершенствованию в следующих направлениях [74]:

-          использование вместо серого перлитного чугуна с пластинчатым графитом менее склонного к трещинообразованию ферритного чугуна с шаровид­ным графитом;

-          замена чугунного тела холодильника хромистой нержавеющей сталью;

-          применение плазменного покрытия глиноземом для стальных охлаждающих трубок;

-          применение трубок из никелевого сплава, не подверженного науглероживанию;

-         защита внутренней поверхности трубок слоем меди, что на 10% повышает теплосъем и уменьшает вероятность образования в них ржавчины и отложений в виде накипи.

Кроме того, была усовершенствована конфигурация залитых трубок для бо­лее интенсивного охлаждения углов плитовых холодильников - одного из наи­более подвергнутых разрушению участков. Холодильники такой конструкции были названы холодильниками второго поколения [75].

Впоследствии были разработаны так называемые холодильники третьего поколения [80], устройство которых представлено на рис. 1.7. Видно, что они, в принципе, подобны описанным выше холодильникам со змеевиковыми охлаж­дающими трубками (см. рис. 1.2).

Рис. 1.7. Холодильник "третьего поколения"

 

В связи с тем, что и при использовании холодильников третьего поколения износ футеровки перед лицевой поверхностью холодильника происходит доста­точно быстро, причем объем печи увеличивается на 9-13%, очертания профиля меняются и требуется в процессе эксплуатации подбирать удовлетворительныйрежим работы печи, были разработаны холодильники четвертого поколения. От холодильников третьего поколения они отличаются большей толщиной и удли­ненными ребрами, между которыми размещается слой огнеупоров на основе кар­бида кремния толщиной 200 мм. Футеровка в печи в обычном понимании от рас­пара до середины шахты при этом отсутствует. Такие холодильники были уста­новлены на четырех доменных печах в Японии в 1995 году [81], причем на до­менной печи № 1 в Тобата профиль был выполнен по очертаниям, образовав­шимся после износа футеровки в период наиболее устойчивой работы в предше­ствующую кампанию.

В табл. 1.2 по данным [75] сопоставлены основные технические параметры обеих рассмотренных разновидностей систем охлаждения.

Таблица 1.2

Технические характеристики различных систем охлаждения

Из табл. 1.2 видно, что для коробчатых холодильников характерны более высокие значения площади охлаждающей поверхности, однако в холодильниках с охлаждающими трубками вдвое ниже расход воды. В настоящее время                      за ру­бежом развиваются обе разновидности систем охлаждения.

В работах [82, 83] сообщается о разработке принципиально новой конст­рукции вертикального плитового холодильника, в которой взамен чугуна ис­пользовали медный сляб толщиной 250 мм с высверленными каналами для циркуляции хладоагента в теле холодильника, что, по мнению разработчиков, должно повысить теплоотвод. На первом этапе испытаний изготовили два таких холодильника, снабженных проточками глубиной 65 мм на рабочей поверхности с залитым кирпичом, которые прослужили с 1979 по 1988 г на доменной печи №4 с диаметром горна 10,7 м фирмы Тиссен в Хамборне (Германия). При мон­таже медных плит зазор между ними в вертикальной плоскости уменьшен с 40 до 10 мм. После выплавки 13 млн. т чугуна печь остановили на ремонт и прове­ли сравнительный анализ состояния медных и чугунных плит. Отмечено, что в то время как чугунные холодильники оказались практически полностью изно­шенными, медные сохранили свой первоначальный вид - высота ребер на мед­ных холодильниках уменьшилась с 65 до 62 мм при среднем износе 1-3 мм. На основании результатов испытаний сделан вывод о том, что срок службы такого медного холодильника может значительно превысить экономически выгодную продолжительность работы всего доменного цеха: расчеты показывают, что та­кой холодильник способен прослужить от 30 до 50 лет при износе 0,3 мм в год.

На втором этапе испытаний подобные холодильные плиты толщиной       150 мм установили в нижней части шахты на доменной печи № 6 в Рурорте с диа­метром горна 11м. Через 2,5 года после выплавки 6 млн. т чугуна произвели ви­зуальный осмотр и также убедились в преимуществах новых холодильников: они совершенно не носили следов износа. Сохранилась и огнеупорная кладка на внутренней стороне плит. Сделан вывод, что при высокой интенсивности охла­ждения отсутствует необходимость установки дорогостоящей огнеупорной кладки перед холодильниками, так как образующийся слой гарнисажа надежно защищает их рабочую поверхность от воздействия шихты и газа.

Однако в работе [83] показано, что установка медных плит, по сравнению с любыми другими конструкциями холодильников, сопряжена с наибольшими ка­питальными затратами, которые лишь частично компенсируются снижением за­трат на устройство огнеупорной кладки. Правда, более длительный срок службы медных плит несколько уменьшает уровень затрат на охлаждение стен в расчете на тонну чугуна. В настоящее время эксперимент продолжается на доменной печи №2 той же фирмы в Швельгерне с диаметром горна 14,9 м, где установлен один ряд медных плит (печь задута в 1993 г. и о полученных результатах пока не сообща­лось).

В нашей стране, с целью устранения недостатков, присущих чугунным плитовым холодильникам, предложена конструкция из стальных толстостенных труб с заполнением межтрубного пространства не чугуном, а жароупорным                бе­тоном [84, 85]. По существу, это техническое решение было разработано с целью создания холодильника шахты печи, имеющего минимум недостатков, прису­щих чугунным холодильникам.

Холодильная плита представляет собой стальной сварной каркас, в котором размещены охлаждаемые трубы. Они могут быть выполнены в виде раздающего и собирающего коллекторов, соединенных вертикальными трубами (рис. 1.8), либо иметь индивидуальный подвод и отвод охладителя (рис. 1.9). Дно каркаса выполнено с термическими швами, что позволяет компенсировать термические деформации. Охлаждаемые трубы имеют оребренную поверхность, что обеспе­чивает дополнительное охлаждение бетона, которым заполняется межтрубное пространство холодильной плиты, а также уменьшает истирающее воздействие на трубы шихты и газового потока и, кроме того, способствует образованию и удержанию гарнисажа.

Технология монтажа холодильников этой конструкции на кожухе шахты такая же, что и при применении традиционных плитовых чугунных холодильни­ков. Зазоры между отдельными холодильниками зачеканивались чугунной на­бивкой, а между кожухом шахты и стальным каркасом холодильников - асбестоцементным раствором. Рабочая поверхность холодильников защищалась ог­неупорной футеровкой толщиной 535 мм.

Холодильники новой конструкции прошли испытание на доменных печах № 1 и № 2 (Vп = 1033 м³) Донецкого металлургического завода, № 4 (Vп = 2002 м³) и № 5 (Vп = 2300 м³) металлургического комбината им. Ильича. Опыт в целом подтвердил их стойкость, не уступающую традиционным чугунным холодиль­никам.

Рис. 1.8. Холодильник из стальных толстостенных труб, выполненных в виде коллекторов, соединенных вертикальными трубами:

1 — коллекторы; 2 — толстостенные трубы; 3 — лист;

4 -рама; 5 —ребра; 6 - бетон.

Рис. 1.9. Холодильник из стальных толстостенных труб автономным подводом воды:

1 — толстостенные стальные трубы; 2 -ребра;

3 - подводы; 4 — защитная труба.

Учитывая, что модуль упругости и коэффициент термической деформации бето­на значительно ниже, чем чугуна, то при равных температурах рабочей поверх­ности бетона и чугуна холодильных плит будут возникать разные термические напряжения. В массе жаростойкого бетона напряжения, возникающие из-за фа­зовых превращений гасятся за счет его пористости, достигающей 18-20%, что отсутствует в чугунном плитовом холодильнике.

Поэтому величины напряжений, образующихся в холодильных плитах из стальных толстостенных труб с бетоном, существенно ниже, чем напряжения, возникающие в чугунных плитовых холодильниках, что обеспечивает более вы­сокую стойкость холодильников новой конструкции. Так, возвращаясь к опыту работы ДП № 1 Донецкого метзавода, следует отметить, что за указанную кам­панию в шахте отключено 107 труб чугунных холодильников, расположенных в пяти рядах, и ни одной трубы плит с бетоном (3 ряда в шахте).

Преимущество холодильных плит с бетоном, размер которых аналогичный чугунным холодильникам, состоит также в значительной экономии металла:

Тип Холодильника                                           Общая масса, кг       Масса металла, кг

Плитовой чугунный                                      2000-2500                   2000-2500

Плитовой с толстостенными трубами и бетоном    800-850                 450-500

Вместе с тем, опыт эксплуатации холодильников такой конструкции в шах­тах доменных печей выявил и их недостатки, в т.ч. присущие чугунным холо­дильникам.

Главным недостатком является наличие сварных соединений труб охлажде­ния в рабочем пространстве доменной печи, подверженных термическому и ме­ханическому воздействию. В ряде случаев это сопровождалось разрушением сварных соединений и попаданием воды в печь, что требовало отключения от охлаждения отдельных труб или холодильной плиты в целом. Иногда наблюдалось смещение холодильников по вертикали относительно кожуха шахты (рис. 1.10) на 30-70 мм, за счет линейных термических деформаций корпуса холодильников по вертикали, что вызывало разрушение подводящих трубок и кожуха.

Кроме того, крепление холодильников к кожуху, выводы труб через него оставались уязвимым местом и очагами возникновения продувов газа, трещин и деформаций в кожухе. Недостатком бетонных, как и плитовых чугунных холо­дильников, являлась невозможность плотного заполнения пространства между кожухом шахты и холодильником, что способствовало образованию газовых ка­налов между холодильниками и кожухом, вызывая перегрев кожуха.

Поиски решения этих проблем привели к созданию принципиально новой конструкции стенки шахты доменной печи, изготавливаемой из крупногабарит­ных охлаждаемых модулей [86-92]. Это техническое решение позволило изба­виться от перечисленных выше недостатков, позволяет отказаться от традици­онной огнеупорной (кирпичной) футеровки шахты, выполнять строительные ра­боты путем монтажа предварительно изготовленных модулей, включающих в себя часть кожуха охлаждаемой зоны шахты, футеровку (бетон) и систему охла­ждения.

Рис. 1.10. Смещение относительно кожуха шахты плитовых

холодильников с толстостенными трубами и жароупорным бетоном (меткомбинат им. Ильича ДП№5 полезным объемом 2300 м³)

 

Конструктивно крупногабаритный охлаждаемый модуль (рис. 1.11) пред­ставляет собой элемент шахты доменной печи длиной, равной высоте ее охлаж­даемой зоны. Вся охлаждаемая зона шахты монтируется из нескольких (6-9) мо­дулей, количество и ширина которых определяется грузоподъемностью монтаж­ного крана и внутренним диаметром колошникового опорного кольца, через ко­торый модули вводятся в печь при монтаже во время капитального ремонта.

Изготовление кожуха модуля, элементов охлаждения в виде скоб из толсто­стенных труб, а также бетонирование конструкций осуществляется до остановки печи на капремонт на специальной площадке.

Эксплуатация крупногабаритных модулей может осуществляться в системе испарительного или водяного охлаждения.

Теоретическому обоснованию конструкций элементов крупногабаритных охлаждаемых модулей, разработке технологии их изготовления и монтажа на доменных печах, исследованию эксплуатационных параметров шахт новой кон­струкции и анализу опыта их внедрения посвящена настоящая диссертационная работа.

Выполненный анализ позволяет сделать следующие выводы:

1. Использование вертикальных плитовых чугунных холодильников даже с наилучшими эксплуатационными показателями сопряжено с такими недостат­ками, как высокая металлоемкость, трудоемкость изготовления и монтажа холо­дильников, сложность обеспечения качественного выполнения сварных швов при монтаже. При этом значительно ослабляется кожух печи в связи с необхо­димостью выполнения отверстий для крепления холодильников и вывода трубок системы охлаждения. Недостаточная гибкость конструкции, обусловленная ма­лой компенсирующей способностью соединительных труб, приводит к наруше­нию газоплотности кожуха, его перегреву, что в конечном итоге ведет к

Рис. 1.11. Крупногабаритный охлаждаемый модуль шахты

доменной печи:

а - модуль в сборе без футеровки; б — то же с футеровкой;

в — вертикальные разрезы модуля по осям труб охлаждения.

1 - кожух шахты; 2 - металлический каркас;3 –толстостенная

 труба охлаждения; 4 — кронштейн; 5 - косынка; 6 - чехлы для

установки термопар; 7 — компенсационный зазор; 8 — бетон.

 

Водоохлаждаемая панель для доменной печи № 2 объемом 1033 куб.м.

ММК им.Ильича, г.Мариуполь, 1982г.,

на фото автор изобретения Чеченев В.А.

трещинообразованию и не позволяет существенно увеличить межремонтный                   период. Серый чугун с пластинчатым графитом не выдерживает условий эксплуатации в доменной печи в течение 4-10 лет, а применение для изготовления холодильни­ков специальных легированных чугунов с шаровидным графитом, нанесение по­крытий на охлаждающие трубки требует увеличения затрат, хотя существенного повышения стойкости при этом не происходит. Увеличение толщины и качества огнеупорной футеровки бесперспективно, поскольку сопряжено со значитель­ными капитальными затратами и повышением длительности выполнения работ по сооружению и ремонту шахты, в то время, как срок службы                 шахты практиче­ски не возрастает.

2.             Применение медных коробчатых холодильников сопряжено с                   большойстоимостью системы охлаждения доменной печи. Ее внедрение требует, как минимум, двукратного увеличения расхода воды, что, с учетом напряженного водного баланса большинства металлургических предприятий делает данную систему неприемлемой.

3.             Оба названных варианта (пункты 1 и 2) охлаждения шахты доменнойпечи не позволяют полностью реализовать преимущества СИО. Удовлетворительная по длительности межремонтных периодов работа таких систем охлаждения возможна только при использовании химически очищенной воды, что непозволяет утилизировать тепло парообразования и связано с затратами на очисткуводы.

4.             Применяемые за рубежом вертикальные чугунные холодильники четвертого поколения, равно как и медные вертикальные плиты, разработанныефирмой Тиссен, во-первых, знаменуют переход к концепции жесткого профиля сотказом от футеровки в ее традиционном значении, вовторых, при этом конструкция шахты фактически монтируется из укрупненных блоков, одновременно
являющимися элементами футеровки и системы охлаждения. При удовлетворительных эксплуатационных показателях таких конструкций они не лишены            "генетических" недостатков предыдущих поколений, таких как высокая металлоемкость, трудоемкость изготовления и монтажа, необходимость применения             дорогостоящих материалов, высокий расход охлаждающей воды.

5.                           Альтернативным и весьма перспективным направлением совершествования конструкций систем охлаждения шахт доменных печей является разработка крупногабаритных охлаждаемых модулей на основе стальных толстостенных труб, пространство между которыми заполняется жароупорным бетоном.

РАЗДЕЛ 2

 

ОЦЕНКА ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ КОЖУХА

КРУПНОГАБАРИТНЫХ ОХЛАЖДАЕМЫХ МОДУЛЕЙ

ШАХТЫ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

 

Вопросы совершенствования конструкции шахты доменной печи (измене­ния типа холодильных устройств, применяемых огнеупоров, режимов охлажде­ния) необходимо решать в комплексе с разработкой методов количественной оценки прочности кожуха.

Известно, что элементы системы охлаждения шахты доменной печи в пери­од эксплуатации подвергаются действию повторно статических и динамических нагрузок различного происхождения. Для элементов конструкций шахты харак­терны постоянные нагрузки: от собственной массы, массы футеровки, частично передаваемых на элементы охлаждения и на нижележащие слои, а также                   по­вторно-статические нагрузки от изменения давления в рабочем объеме печи, температуры.

Из динамических нагрузок, действующих на элементы конструкции шахты, следует указать ударные воздействия, вызываемые осадками шихты после ее подвисаний. Однако, учесть эти воздействия весьма сложно, так как они носят случайный характер. С другой стороны, удар шихты после ее подвисания более всего воздействует на кладку заплечиков и горна [93-96]. Шахта печи в этом              от­ношении находится в более благоприятном положении, поэтому в дальнейшем при расчетах на прочность кожуха шахты и элементов системы её охлаждения эти нагрузки учитываться не будут.

В расчетной практике [93, 97] учесть влияние всех перечисленных факторов на прочность кожуха не представляется возможным, поэтому в данной работе взяты в расчет наиболее важные [98, 99].

 

2.1. Анализ термонапряженного состояния стенки шахты

 

В расчетах принято, что конструкция стенки шахты печи представляет со­бой многослойную усеченную коническую (ctgα=0,11042, α=78-81° - угол на­клона образующей к основанию) оболочку, находящуюся под действием внут­реннего давления и температурного поля (рис. 2.1).

Рассматривались три варианта конструкции стенки шахты:

1)    кладка шахты и слой жароупорного бетона крупногабаритных модулей полностью сохранены, что характерно для первых 3-4 месяцев работы печи по­сле ее задувки (рис. 2.1а);

2)             кладка в охлаждаемой части шахты полностью разрушена, а огнеупорныйбетон модулей сохранился (рис.2.1б) или частично разрушен (бетон сохраняется в промежутках между трубами и за ними со стороны кожуха). Такое состояниенаступает обычно через 1-1,5 года после задувки печи и длится до остановки пе­чи на капитальный ремонт, т.е. 10-12 лет;

3)                           при полном износе футеровки или нарушении работы системы охлаждения, когда температура на поверхности кожуха достигает опасных значений (150°С и более), вследствие чего необходимо принятие мер по снижению степе­ни нагрева кожуха.

Рис. 2.1. Расчетные схемы для анализа термонапряженного состояния кладки, бетона и кожуха шахты доменной печи:

а — огнеупорная кладка сохранена;

б — огнеупорная кладка отсутствует.

1 — кожух; 2 — компенсационный слой; 3 - бетон крупногабаритного охлаждаемого модуля; 4 — компенсационный слой; 5 — огнеупорная кладка.

 

В расчетах принято, что внутреннее давление (q) изменяется по высоте шахты по линейному закону (значения q представлены на рис. 2.1), темпера­тура на периферии может достигать 800-1350°С, а кожуха - не более 100°С (табл. 2.1,2.2).

Кирпичная кладка шахты выполнена из огнеупора марки ШПД-39                   (ГОСТ 1598-75), кожух - сталь 09Г2С-12 (ГОСТ 19282-73). Зазор между футеровкой и бетоном модулей заполнен углеродистой набивкой ДЭЗ ТУ 48-12-26-74                    (табл. 2.3). Свойства бетона приняты по СНиП 2.03.04-84 (табл. 2.4).

 

 

 

Таблица 2.1

Температуры элементов шахты печи

при проектных размерах огнеупорной футеровки (вариантI)

 

Таблица 2.2

Температуры элементов шахты печи

при полностью выгоревшей кладке (варианты II и III)

 

 

 

 

 

Таблица 2.3

Изменение деформации углеродистой набивки в зависимости от нагрузки

 

Таблица 2.4

Изменение линейных размеров бетона в зависимости от температуры

 

Материалы всех слоев, за исключением кожуха, деформируются по схеме ортотропного упругого материала [100]. Кожух считается упругим и изотроп­ным.

Следует отметить, что до настоящего времени свойства огнеупорных мате­риалов, углеродистых масс, засыпок остаются недостаточно изученными в раз­личных температурных режимах. Поэтому использование приближенных значений этих величин вносит определенную погрешность в результаты численных расчетов термонапряженного состояния шахты печи новой конструкции.

Математически задача определения напряженно-деформированного со­стояния многослойной оболочки под действием вышеперечисленных нагрузок заключается в интегрировании системы нелинейных дифференциальных урав­нений механики деформированного твердого тела, описывающих процесс "перемещения - деформации - усилия" [101] при заданных условиях на гранич­ных поверхностях и площадках контакта между слоями. Задача решения систе­мы уравнений сводится к минимизации функционала

на множестве возможных перемещений u [101-104].

Здесь  п — число слоев в конструкции;

Ω_k- область, занимаемая к-ым слоем;

W_k(Ɛ_ij) — плотность энергии деформации;

- поверхностные силы, приложенные k-ому слою;

S_mk - площадка контакта между слоями с номерами т и(1≤m<n).

Алгоритм решения реализован в виде пакета программ для расчетов на ЭВМ.

Определялись значения кольцевых (тангенциальных) σ_φ меридиональных σ_z и радиальных  напряжений в огнеупорной футеровке, бетоне и кожухе крупногабаритных модулей.

Так как напряженное состояние конструкции является объемным, то введе­на также величина ст_и, характеризующая интенсивность напряжений:

 

Результаты расчетов (рис. 2.2) свидетельствуют о том, что у наружной по­верхности кладки наблюдается область растягивающих напряжений. Величина их составляет 16-18 МПа, что превышает предел прочности шамотного кирпича при растяжении. Таким образом, при термическом расширении кладки происхо­дит нарушение ее целостности на периферии.

Вместе с тем, во всех сечениях шахты значения σφ, σz и σu (табл. 2.5) для ко­жуха существенно ниже расчетного сопротивления σp, равного 270 МПа для этого материала.

 

Таблица 2.5

Расчетные значения величин напряжений (вариант I)

 

Таким образом, кожух шахты при конструкции стенки по варианту I по всей высоте удовлетворяет условиям прочности.

Износ огнеупорной кладки (варианты II и III) вызывает рост напряжений в бетоне (рис. 2.3), что объясняется повышением его температуры. Соответствен­но возрастают напряжения в кожухе (табл. 2.6).

Однако при нормальном режиме эксплуатации даже при отсутствии огне­упорной футеровки величины напряжений в кожухе не превышают допустимых значений (вариант II).

Таким образом, при применении системы охлаждения из стальных толсто­стенных труб и жароупорного бетона огнеупорная футеровка в шахте доменной печи может не предусматриваться. Кожух шахты и в этом случае удовлетворяет условиям прочности.

Рис. 2.2. Напряжения и интенсивность напряжений:

а - в слое огнеупорной футеровки; б - в бетоне.

Таблица 2.6

Расчетные значения величин напряжений (варианты II и III)

 

В случае нагрева кожуха, например до 150°С (вариант III), значения напря­жений и интенсивность напряжений в нем достигают 290-320 МПа, что превы­шает расчетное напряжение для материала кожуха. Следовательно, прочность кожуха не может быть обеспечена при отсутствии надежного охлаждения шахты при толщине бетона 270 мм.

Величину напряжений можно снизить либо путем увеличения проектной толщины слоя бетона, либо установкой компенсационных швов в слое бетона по высоте и окружности шахты.

Например, при увеличении толщины слоя бетона с 270 до 470 мм и характере температурного поля в нем (табл. 2.7) распределение напряжений характеризу­ется данными рис. 2.4. При этом достигается снижение максимальных значений интенсивности напряжений в кожухе (табл. 2.8).

 

Таблица 2.7

Распределение температур в конструкции модуля

 

Однако путь, связанный с увеличением толщины бетона в конструкции крупногабаритного модуля, неперспективен, так как в процессе эксплуатации в первые месяцы после задувки печи огнеупорные материалы в шахте разрушают­ся (см. раздел 1).

 

ВариантIIВариантIII

Рис. 2.3. Напряжения и интенсивность напряжений в бетоне

Таблица 2.8

Расчетные значения напряжений при толщине бетона 470 мм

 

Рис. 2.4. Напряжения и интенсивность напряжений в бетоне при

увеличении его толщины до 470 мм

Поэтому предпочтительнее путь, не требующий увеличения расхода бетона. Снижение напряжений в бетоне и кожухе модулей шахты можно обеспечить из­готовлением компенсационных швов в слое бетона. В работе [105] аналитически определены параметры таких швов для доменных печей различного объема. Реко­мендована их ширина 10-15 мм с шагом 1,1-1,5 м по высоте и окружности шахты.

Опыт применения модулей с термошвами в бетоне (на всех доменных печах с новой конструкцией шахт) подтверждает высокую их эффективность, возмож­ность существенного снижения напряжений в кожухе, что повышает запас его прочности и длительность эксплуатации печи.

 

2.2. Оценка влияния труб охлаждения на напряженно-деформированное состояние кожуха крупногабаритных модулей

 

Особенностью конструкции модуля является наличие жесткой связи между кожухом и бетоном, осуществляемой посредством стальных трубок. Поэтому, характерное для конической футерованной оболочки "заклинивание" бетонной футеровки в кожухе, имеющее место вследствие их неодинакового температур­ного роста, в данном случае не является существенным. Учитывая это, а также незначительную конусность оболочки, представляется возможным выбрать рас­четную схему в виде аналогичной цилиндрической оболочки (рис. 2.5), что зна­чительно упрощает математическую модель (для толстостенной бетонной тру­бы) и не вносит серьезной погрешности в количественную и качественную кар­тину напряженно-деформированного состояния.

В рассматриваемой конструкции слой жаропрочного бетона имеет равно­мерно расположенные швы, заполненные асбестовым картоном. Учет этого об­стоятельства в предлагаемой автором расчетной схеме осуществляется путем определения некоторого "приведенного" модуля упругости бетона со швами [105].

В силу того, что стальные трубы, соединяющие кожух и футеровку, распо­ложены достаточно часто, то можно принять, что по наружной поверхности бе­тона и внутренней поверхности кожуха силовые факторы распределены равно­мерно. В то же время неразрывность горизонтальных и вертикальных смещенийопределяется с учетом смещений единичной трубы. При этом каждая труба счи­тается защемленной в бетоне и шарнирно закрепленной в кожухе.

Таким образом, принятая расчетная схема (см. рис. 2.5) состоит из трех элементов:

- толстостенной цилиндрической бетонной трубы (внутренний и внешний радиусы R₁и R₂соответственно, модуль упругости Е₁и коэффициент линейного термического расширения α₁), нагруженной неравномерным тепловым полем

и неравномерным внутренним давлением

- тонкостенного стального цилиндрического кожуха (толщина hи радиус срединной поверхности R₃, модуль упругости Е₃и коэффициент термического расширения α₃), нагруженного температурным полем

равномерным внутренним давлением газовой среды Ри равномерно распреде­ленной по торцу осевой растягивающей силой. Слагаемое отражает взаимодействие кожуха с маратором печи и заранее неизвестно; слагаемое возникает вследствие того, что кожух печи является замкнутым сосудом с внут­ренним давлением Р, действующим равномерно во все стороны;

Рис. 2.5. Расчетная схема конструкции:

                           1 — толстостенная бетонная труба;

2   - трубки охлаждения;

3   - кожух.

- толстостенных стальных трубок внутренним диаметром dи наружным D, соединяющих бетонную футеровку и стальной кожух. Причем на единицу по­верхности кожуха приходится п труб. Температурная нагрузка вдоль каждой трубы распределена линейно. В зоне, прилегающей к бетону, она равна

а вблизи кожуха - равна температуре кожуха T₃. Механические характеристики Е₂=Е₃и α₂= α₃.

Следует заметить, что в рабочем диапазоне температур механические               ха­рактеристики бетона существенно зависят от них. Учет этого обстоятельства производится путем введения усредненного модуля упругости

Поскольку температура по высоте меняется незначительно, необходимости в соответствующем усреднении по z нет. В дальнейшем под Е₁ понимается              число, определяемое соотношением (2.7).

С целью раскрытия статической неопределимости задачи, рассмотрим на­пряженно-деформированное состояние каждого из трех элементов конструкции, заменив отсутствующие элементы воздействием соответствующих неизвестных силовых факторов так, как это показано на рис.2.6. Неизвестными здесь являют­ся радиальный распор q_r,меридиональное усилие в кожухе q_z. Из условий рав­новесия следует, что каждая труба охлаждения нагружена продольным усилием q_r/n, перерезывающим усилием q_z/nи моментом m=q_z(R₃-R₂)/n. К бетонной трубе приложены радиальный распор q_r,распределенное по наружной поверхности касательное усилие q_zи сдвиговые усилия  , появляющиеся вследствие возникающего в защемлении момента т.Неизвестные силовые             фак­торы определяются из уравнения неразрывности деформаций.

 

Рис. 2.6. Взаимодействие элементов конструкции

2.2.1. Деформации бетонной стенки в неравномерном температурном поле

Уравнениями равновесия с учетом осевой симметрии конструкции, пред­ставленной на рис. 2.5, являются [106]:

где  µ - коэффициент Пуассона;

r- радиальная координата;

z - осевая координата;

w₁ -радиальное перемещение;

u₁- осевое перемещение.

В случае, когда температура меняется по линейному закону, то значение w₁ определяется аналогично формуле (2.3):

 

Здесь функции (r) и (r)удовлетворяют следующим уравнениям:

Очевидно, что функции и определяют перемещения бесконечно длинной цилиндрической трубы, неравномерно нагретой по радиусу до темпера­тур (r) и(r)соответственно.

С учетом соотношений (2.11) и (2.12) из уравнения (2.8) следует:

Отсюда

Решая уравнение (2.9) совместно с (2.10) и (2.14) получим:

Используя первый интеграл уравнения (2.12):

где - произвольная константа, подлежащая определению, уравнение (2.15) можно представить в виде:

Вследствие того, что функция φвместе со своими производными является функцией только радиальной координаты r, а функция ψи ее производные зави­сят только от осевой координаты z,уравнение (2.16) распадается на 2 уравнения:

где - произвольная константа, и

Из уравнения (2.17) следует:

Произвольная константа характеризует осевые смещения бетонного ци­линдра, как жесткого целого. Аналогичная константа появится и при определе­нии φ(r),причем в выражении для u₁они суммируются. Поэтому можно при­нять . Из уравнения (2.18) следует:

Получаем:

где и - произвольные константы, причем характеризует смещения ци­линдра, как жесткого целого.

Таким образом, деформации бетонного цилиндра можно представить в сле­дующем виде:

 

 

Функции и являются решениями дифференциальных уравнений (2.11) и (2.12) соответственно. Получить решение этих уравнений несложно. За­пишем его:

где  ,  , и - произвольные константы. Заметим, что константа ,  вхо­дящая в соотношения (2.24), уже использовалась в формулах (2.16), (2.18), (2.20) и (2.21). Заметим также, что величины  , и соответствуют деформациям цилиндрической толстостенной трубы, нагретой неравномерно по радиусу до температуры ; , и  - то же для температуры нагрева.

 

2.2.2. Граничные условия

 

Краевые условия на внутренней и внешней поверхностях бетонного цилин­дра можно представить следующим образом:

где   - нормальные напряжения в радиальном направлении;

- касательные напряжения в бетоне, а

Поскольку деформации, а, следовательно, и напряжения в цилиндре выра­жаются линейными функциями, естественно предположить, что

Для подстановки полученных ранее выражений компонент деформирован­ного состояния в условия (2.25) воспользуемся соотношениями закона Гука:

Рассмотрим вначале ту часть условий (2.25), которая относится к нормаль­ным напряжениям. Подставив в эти условия первое равенство (2.28) с учетом соотношений (2.22) и (2.27), получим следующие две системы:

где

Подставив далее в систему (2.29) формулы (2.23) и (2.24), получим систему алгебраических линейных уравнений относительно величин и

откуда

Произведя такую же подстановку в систему (2.30), получим аналогичные выражения для констант и :

 

В выражениях (2.32)-(2.35) остались неопределенные константы С₃ и . Константа С₃ характеризует осевые деформации в толстостенном цилиндре, не­равномерно нагретом по радиусу до температуры (r)и равномерно - в осевомнаправлении.

Воспользуемся принципом суперпозиции и представим, что эта часть на­пряженно-деформированного состояния цилиндра соответствует отсутствию на­грузки в касательном направлении по лицевым поверхностям. Тогда константа Сз определяется, исходя из равенства продольной силы, растягивающей цилинд­рическую трубу, величиной [106]:

 

 

Напротив, для определения  (и входящей также в выражение для ɣ_rzкон­станты ) необходимо использовать два оставшиеся граничные условия отно­сительно касательных напряжений τ_rz.Таким образом, условия (2.25) будут пол­ностью удовлетворены.

Для этого подставим в соответствующую формулу закона Гука (2.28) выра­жение (2.23) для углов поворота ɣ_rz.Получим:

 

 

Подставляя это соотношение в условия (2.25), переходим к следующей сис­теме:

 

Принимая во внимание соотношения между величинами ,и , изко­торых получены формулы (2.34) и (2.35), а именно:

 

после преобразований получим:

Тогда система (2.38) принимает вид:

Исключая неизвестную, получим:

С другой стороны, из соотношения (2.35) следует, что

Из последних двух уравнений получим:

Тогда из соотношения (2.35) следует:

Исключаяиз системы (2.43) величину ,приходим к выражению для :

 

2.2.3. Метод расчета напряжений в бетонной стенке

 

Подставляя формулы (2.22)-(2.24), (2.32)-(2.36), (2.46)-(2.48) в соотношения закона Гука (2.28), получим напряжения, возникающие в цилиндрической бе­тонной стенке. Представим их в следующем виде:

 

В формулах (2.49) составляющие

 

 

характеризуют напряженное состояние бетонной цилиндрической стенки, не­равномерно нагретой по радиусу до температуры (r)и нагруженной равно­мерным внешним давлением q₀ и внутренним давлением Р_о.

Остальные составляющие в формулах (2.49) выражаются следующим обра­зом:

 

 

 

Нетрудно видеть, что полученные формулы для напряжений удовлетворяют краевым условиям (2.25).

 

2.2.4. Определение величины деформирования труб охлаждения

 

Труба охлаждения рассматривается как стержень, подверженный неравномерному нагреву, осевому сжатию и изгибу (расчетная схема изображена на рис. 2.7).

Как указывалось выше, каждая труба нагружена сжимающим усилием , перерезывающими силами и моментом.При этом условия равновесия выполняются.

Эпюра изгибающих моментов в трубке описывается функцией

и изображена на рис.2.7.

Тогда, если и₂ - прогиб трубы, то уравнение упругой линии имеет вид

где Е₂ - модуль упругости;

 

Из уравнения (2.58) следует, что

 

 

Рис. 2.7. Расчетная схема трубы охлаждения

 

Неизвестные константы А₁и А₂определяются из условий совместности де­формации бетонной цилиндрической стенки и труб охлаждения:

что соответствует равенству вертикальных смещений и отсутствию поворота труб относительно бетонного слоя.

Тогда из условий (2.60) следует:

В дальнейшем понадобится значение и₂при r=R₃, то есть в месте контакта с кожухом. Подставив соотношения (2.61) в выражение (2.59) и приняв r=R₃, получим:

Рассмотрим далее изменение длины трубы охлаждения .Принимаем, что распределение температуры вдоль трубы линейно. Температура трубы на границе, прилегающей к бетону, равна

а на границе, прилегающей к кожуху, равна температуре кожуха Т₃(z). Тогда функцию, выражающую распределение температуры вдоль трубы, можно запи­сать следующим образом:

где t₀= Т₂; t₁ = Т₃- Т₂, r₁ = r-R₂.

Тогда, как известно [107], изменение длины трубы определяется:

где - площадь поперечного сечения.

          Учитывая, что t₀, t₁, α₂не зависят от r₁,запишем окончательно, подставляяформулы (2.64)

Поскольку

где

Таким образом, радиальное перемещение края трубы, прилегающего к ко­жуху, равно

причем величины и выражаются формулами (2.69) и (2.70).

 

2.2.5. Расчетный метод определения смещений и усилий в кожухе

 

Кожух шахты доменной печи рассматривается, как тонкостенная цилинд­рическая оболочка, подверженная воздействию внутреннего давления Р + q_r, равномерно распределенной тангенциальной нагрузки q_z и температуры T₃.                    Пре­небрегая вдали от краев оболочки напряжениями краевого эффекта, разделим напряженно-деформированное состояние на безмоментное и термоупругое. Для определения этих составляющих воспользуемся известными формулами [107]. Получим:

где N_z и N_φ - соответственно продольное и кольцевое мембранные усилия;

- составляющая главного вектора усилий, приложенного к краю оболочки z = 0.

Далее:

где  ν -коэффициент Пуассона для материала кожуха;

u₃и w₃- соответственно продольные и радиальные смещения;

Ɵ₃- углы поворота;

а_z- величина, характеризующая жесткое смещение оболочки;

u_т, Ɵ_тиw_т- температурные смещения, определяемые по следующимформулам:

Формулы   (2.74)-(2.81)   полностью   определяют   напряженно-деформиро­ванное состояние кожуха с точностью до двух неопределенных констант и а_z.

 

 

2.2.6. Условия совместной деформации кожуха и труб охлаждения

 

Совместность деформаций кожуха и труб охлаждения определяется условиями:

Подставляя в (2.82) и (2.83) выражения соответствующих величин и при­равнивая между собой коэффициенты при одинаковых степенях z, находящиеся справа и слева от знака равенства, получим пять уравнений:

Уравнения (2.84)-(2.88) содержат 13 неизвестных: q₀, q₁, q_z, , а_z, , , , , , , , . Однако к имеющимся пяти уравнениям необходимо добавить соотношения, выражающие произвольные константы через q₀, q₁иq_z, т.е. (2.32)-(2.34), (2.36), (2.46)-(2.48). Таким образом, имеется уже 12 уравнений. Необхо­димо также наложить определенное ограничение на жесткие смещения конст­рукции, а именно, условие, выражающее отсутствие вертикальных перемещенийбетонной цилиндрической стенки в точке z=0,r= R₁.

Условие (2.89) замыкает систему. Из этой системы уравнений можно легко исключить неизвестную С₃ и таким образом получить разрешающую систему 12 линейных алгебраических уравнений с 12 неизвестными.

Анализ показывает, что разрешающая система уравнений распадается на 2 независимые подсистемы. Действительно, подсистема из четырех уравнений (2.32), (2.33), (2.84) и (2.87) может быть решена независимо относительно q₀, ,  ичто несколько упрощает процесс решения. Оставшиеся восемь уравне­ний упрощению не поддаются.

Решение системы 12 уравнений с 12 неизвестными и получение состав­ляющих напряженно-деформированного состояния при различных величинахzи r реализовано в виде программы для ЭВМ.

 

2.2.7. Результаты расчета термонапряженного состояния

кожуха шахт доменных печей

 

Реализация разработанной математической модели термонапряженного со­стояния кожуха шахт была осуществлена для двух доменных печей полезным объемом 1386 м³ (ДП №11 Днепровского меткомбината) и 2300 м³ (ДП №5               меткомбината им. Ильича).

В соответствии с принятой расчетной схемой, для ДП № 11 рассматривался полый бетонный цилиндр длиной l= 10,56 м с оценкой напряжений в сечениях, соответствующих рис. 2.8.

Рис.2.8. Схема расположения расчетных сечений в шахте ДП№11

 

Согласно рис. 2.5 внутренний и наружный радиусы бетонного слоя, а также радиус срединной поверхности кожуха на уровне середины высоты шахты рав-ны соответственно R₁=5,09 м; R₂=5,52 м; R₃⁼5,57 м. На 1 м² поверхности кожу­ха приходится 4 трубы охлаждения с внутренним диаметром d=0,038 м и на­ружным D= 0,070 м (для водяного охлаждения). Толщина кожуха h= 0,04 м. Внутреннее давление на бетонный слой вследствие его незначительности принимается равным нулю. Внутреннее избыточное давление газовой среды, приложенное к кожуху, равно Р = 0,2 МПа. Коэффициент Пуассона для жа­ростойкого бетона принимается рав­ным нулю (µ=0), тогда как упругие константы стали имеют обычные вели­чины: Е₂=Е₃≈2,064·10⁵ МПа, ν=0,3.

Термические деформации кожуха в нижнем и в верхнем сечениях, то есть α₃ивычисляются по методике [105] и равны 0,0006. Теплофизические свойства жаропрочного бетона приняты по СНиП 2.03.04-84 для бетона №21: усредненный модуль упругости бетона равен E₁ = 1245 МПа. Температур­ные деформации труб охлаждения приняты равными 0,00072.

На доменной печи №5 меткомбината им. Ильича, работающей с испари­тельной системой охлаждения, трубы имели наружный диаметр D=0,095 м и толщину стенки 0,014 м, причем на 1 м² поверхности кожуха приходилось 6 труб охлаждения. Внутренний радиус бетонной оболочки R₁=5,908 м, наружный –R₂=6,218 м. Радиус срединной поверхности кожуха R₃=6,268 м. Высота шахты l=10,1 м. Толщина кожуха h = 0,04 м.

С внутренней стороны к бетону примыкала огнеупорная кладка из кирпи­чей ШПД-39. Давление кладки на бетонный слой определялось по методике [105] и составляло: внизу Р₀⁼0,409 МПа и вверху Р₁=0,258 МПа. Рассматрива­лось одно состояние конструкции: футеровка находится в проектном положе­нии.

Расчеты выполнялись для трех сечений кожуха шахты (рис.2.9). Характери­стики бетона такие же, как и в расчетах для ДП №11. Однако величины приве­денных модулей упругости для разных температур определены с учетом нали­чия в бетоне термошвов, компенсирующих термическое расширение. Усреднен­ная величина E₁=4495 МПа.

Внутреннее избыточное давление газовой среды, прило­женное к кожуху, составляло Р= 0,15 МПа. Температурные деформации верхней и нижней частей кожуха приняты в соот­ветствии с рекомендациями [105]:

= 0,00048 и = 0,00036,где  = 12·10^-6 град.^-1.

Результаты расчетов представлены в таблице 2.9.

Анализ полученных данных позволяет сделать вывод о незначительной ве­личине напряжений в кожухе шахты, изготовленной из крупногабаритных                 ох­лаждаемых модулей. Наблюдаемый рост меридиональных напряжений  (σ_z) для        ДП №5 по мере удаления от зоны маратора печи можно объяснить достаточно высоким градиентом температуры кожуха в направлении образующей.

Представляет интерес сравнение результатов расчетов с данными экспери­ментальных замеров величин напряжений в кожухе на действующих доменных печах.

Рис.2.9. Схема расположения расчетных сечений в шахте ДП № 5

 

Таблица 2.9

Термонапряженное состояние кожуха шахт доменных печей № 11                             ДМК и № 5 меткомбината им. Ильича (σ_r=0)

 

2.3. Тензометрические исследования состояния

кожуха шахт доменных печей

 

Исследования выполнены на трех доменных печах, отличающихся конст­руктивным исполнением стенки шахты и применяемой системой охлаждения. Например, шахты доменных печей № 4 и № 5 меткомбината им. Ильича состоя­ли из 8 крупногабаритных модулей, каждый из которых представлял собой кри­волинейную равнобедренную трапецию. Вплотную к бетону модулей (его тол­щина 310 мм) примыкала огнеупорная кладка (толщиной 575 мм из ШПД-39), в которой имелись радиальные выгорающие прокладки, расположенные через ка­ждые 7 кирпичей. Охлаждение шахты испарительное, поэтому в конструкции модулей применены трубы охлаждения (сталь 20) диаметром 95 мм (δ=14 мм).

На ДП № 11 ДМК толщина крупногабаритных модулей составляла 460 мм, огнеупорная кладка отсутствовала и применялась система водяного охлаждения.

 

2.3.1. Методика и аппаратурное обеспечение исследований

 

Для решения задачи экспериментального определения напряженно-деформированного состояния кожуха действующих доменных печей необходим выбор метода измерения деформаций. Требуется также разработка специальных приборов и аппаратуры для производства измерений.

Необходимость детальной проработки всех вопросов, связанных с методи­кой и приборами для измерений, продиктована отсутствием надежной стандарт­ной аппаратуры, применимой для тензометрических испытаний объектов          до­менного комплекса. Недостаточно разработаны и сами методы измерения             де­формаций кожухов доменных печей. Сложность проведения длительных натур­ных испытаний этих объектов обусловлена рядом требований, предъявляемых к используемым приборам и аппаратуре, важнейшие из которых:

-        стабильность показаний приборов в течение продолжительного времени;

-        независимость результатов измерений от изменения температуры окружающей среды в интервале -20...+120°С;

-        независимость результатов измерений от вредных  воздействий  окружающей среды (влажности, загазованности и др.).

Задача экспериментального исследования напряженного состояния кожуха шахты доменной печи усложняется тем, что контролируемая поверхность                 ис­числяется сотнями квадратных метров. В этих условиях применение малобазных тензометрических устройств потребовало бы огромного количества точек изме­рения для обеспечения надежных результатов. Как показали данные ранее вы­полненных автором исследований, наиболее существенной характеристикой для оценки напряженного состояния кожуха является величина мембранных             напря­жений в контролируемом сечении. Эти напряжения возможно определять путем измерения деформаций на большой базе (1-2 м).

Учитывая изложенное, для измерения приращений деформаций кожуха             до­менной печи целесообразно использовать длиннобазные тензометрические уст­ройства (ДТУ) [108, 109].

Эти приборы имеют ряд преимуществ по сравнению со стандартными пе­реносными механическими компараторами и тензорезисторами, обладают ста­бильными показаниями при длительных измерениях.

В то же время конструкция приборов не позволяет измерять кольцевые и меридиональные напряжения в одной точке, а лишь с некоторым смещением. С целью устранения этого недостатка на основе ДТУ разработаны двухкоординат-ные длиннобазные тензометры (ДДТ), при помощи которых осуществлялось тензометрическое исследование напряженного состояния кожухов доменных печей.

На рис. 2.10 изображен двухкоординатный длиннобазный тензометр (ДДТ), состоящий из двух гибких стальных полос (1), имеющих совокупную длину l=1 м и двух таких же полос (2) такой же длины.

Полосы 1 и 2 взаимно перпендикулярны и располагались на объекте таким образом, чтобы их направления совпадали с направлениями главных напряже­ний (в конструкции шахты доменной печи это кольцевые и меридиональные на­пряжения). Полосы 1 и 2 дальними концами приваривались к кожуху печи и к защитному кожуху 3, изготовленному из уголков 30x3. Ближние концы уголковзащитного кожуха приваривались к коробке 4, которая, в свою очередь, по углам приварена к кожуху шахты. Таким образом ближние концы полос прижаты к кожуху шахты. РазмерСопределялся ходом компаратора, входящего в комплект ДДТ (например, увеличения отсчетов в процессе измерений на 80% и уменьше­ния на 20%).

Рис. 2.10. Двухкоординатный длиннобазный тензометр:

1 и 2 — гибкие стальные полосы; 3 - защитный кожух; 4 –коробка

Использовался компаратор с базой 65 мм (рис. 2.11).

Ножки компаратора крепятся таким образом, что одна из них жестко связа­на с корпусом индикатора, а другая - с подвижным штоком. Компаратор в про­цессе измерений настраивался и проверялся по шаблону, изготовленному из инвара (сплава, обладающего значительно более низким, по сравнению со сталью, коэффициентом линейного теплового расширения).

Рис. 2.11. Компаратор:

1 — индикатор часового типа; 2 — измерительные ножки

(прибор разработан вГПИ "Днепроспецсталъконструкция")

 

Таким образом, конструкция ДДТ обеспечивала автоматическую компенса­цию температурного расширения кожуха печи, а также достоверность и ста­бильность показаний при качественной установке ДДТ на объекте.

Отличительными особенностями ДДТ по сравнению с длиннобазными тен-зометрическими устройствами (ДТУ) являются разработанные автором кресто­образное расположение полос и одинаковая база измерений в двух направлениях.

Выбор мест определения напряженно-деформированного состояния кожуха шахты доменных печей производился с учетом следующих соображений.

Охлаждаемая зона шахты печи имеет большую протяженность по высоте, следовательно, для того, чтобы выявить конфигурацию поля напряжений в ме­ридиональном направлении, необходимо производить измерения в нескольких уровнях по высоте шахты. В то же время из опыта экспериментальных исследо­ваний [109] известно, что напряженно-деформированное состояние кожуха шах­ты имеет невысокую изменяемость в меридиональном направлении. Поэтому, организация измерений в трех уровнях (верх, середина и низ охлаждаемой зоны шахты) представляется достаточной с точки зрения объема получаемой инфор­мации. Исходя из этих соображений, по разработанной автором схеме на ДП №5 меткомбината им. Ильича и ДП № 11 ДМК установлены ДДТ в трех уровнях по высоте шахт (см. рис. 2.8 и 2.9).

В кольцевом направлении охлаждаемая зона шахты печи состоит из не­скольких (например, 8) крупногабаритных модулей, поведение которых может отличаться друг от друга в зависимости от особенностей их изготовления, от хо­да печи, от работы системы охлаждения. Поэтому необходимо контролировать напряженно-деформированное состояние каждого модуля в каждом из трех уровней по высоте. Применение длиннобазных двухкоординатных тензометри-ческих устройств позволяет ограничиться установкой одного ДДТ в пределах одного модуля (в каждом уровне), то есть измерения выполнять в трех уровнях по 8 точкам в каждом.

Исключение составляла ДП № 4 меткомбината им. Ильича, где тензоуст-ройства были расположены в двух уровнях по высоте шахты (I - 22500 мм и II- 720450 мм), причем в каждом уровне измерения проводились в 5 точках.

Точки, в которых проводились измерения, удалены от области краевого эффекта, т.к. в этой области существенными могут быть деформации изгиба, не поддающиеся измерениям на большой базе.

Методика обработки результатов измерений была следующей.

Согласно закону Гука для плоского напряженного состояния

гдеЕ= 2,1-10 МПа - модуль упругости;

µ = 0,3 - коэффициент Пуассона;

и - соответственно кольцевые и меридиональные деформации;

σ_к и σ_м-соответственно кольцевые и меридиональные напряжения.

где Δl_к и Δl_м - измеренные абсолютные деформации кожуха, соответственно кольцевые и меридиональные, выраженные в количестве делений по шкале прибора;

Б_г - база горизонтального датчика для измерения кольцевых деформаций; Б_в - база, вертикального датчика для измерения меридиональных дефор­маций;

С = 0,01 мм/дел. - цена деления прибора.

Тогда формулы (2.90) и (2.91) можно записать:

 

 

Величины Δl_к и Δl_мопределяются с учетом поправок на шаблон:

где А_0ки А_0м- нулевые (начальные) отсчеты соответственно горизонтально­го и вертикального датчиков;

А_iки А_iм- i-е отсчеты тех же датчиков (показания датчиков, соответст­вующие определенному этапу деформирования);

ΔШ=Ш_i -Шо - разность i-х и нулевых отсчетов компаратора в шаблоне.

 

2.3.2. Результаты экспериментов и анализ напряжений в кожухе

 

Данные экспериментальных наблюдений, проводившихся на ДП № 4 меткомбината им. Ильича, приведены на рис. 2.12. Анализ графиков позволяет ус­тановить наличие двух этапов в развитии напряженного состояния кожуха шах­ты, соответствующих работе печи при целой и выгоревшей огнеупорной кладке. К концу первого месяца после задувки печи средние кольцевые напряжения в обоих уровнях (сечениях) интенсивно росли и достигли максимальных значений ~180 МПа во II сечении и ~150 МПа - в I. В течение следующего месяца - сни­зились до ~150 и ~130 МПа соответственно и ненадолго стабилизировались. Вероятно, наблюдаемое снижение напряжений объясняется тем, что произошло максимально возможное закрытие швов кладки при выгорании прокладок.

С разрушением огнеупорной кладки шахты (спустя полгода после задувки печи) наступил второй этап в развитии напряженного состояния кожуха. При этом, как видно из рисунка 2.12, в зимний период в условиях низкой температу­ры наружного воздуха (-10...-14°С в дни измерений) кольцевые напряжения в кожухе выросли до максимальных значений ~240 и 200 МПа соответственно. Летом произошло снижение кольцевых напряжений до ~200 и ~150 МПа в рас­сматриваемых сечениях. Таким образом, стабилизация напряжений, например, во втором сечении произошла на уровне ~220 МПа с сезонными колебаниями ±20 МПа.

Меридиональные напряжения в кожухе шахты печи развивались аналогич­но, однако их уровень в среднем на 20-30 МПа ниже, чем уровень кольцевых на­пряжений в тех же сечениях.

Графики средних по сечениям напряжений в кожухе шахты ДП № 5 меткомби-ната им. Ильича приведены на рис. 2.13, из которых следует, что развитие напря­женного состояния кожуха шахты этой печи происходит с теми же закономерностя­ми, которые были выявлены для ДП № 4. Тем не менее, уровни напряжений как на первом (работа печи с огнеупорной кладкой), так и на втором этапе (кладка отсутст­вует), оказались здесь значительно ниже.

 

 

 

 

 

Действительно, на первом этапе кольцевые напряжения во всех сечениях не превышали 85 МПа, а на втором - 110 МПа. По­скольку ДП № 4 и ДП № 5 меткомбината им. Ильича близки по объему, сходны по конструкции и имели одинаковую систему охлаждения, этот результат можно объ­яснить лучшей компенсацией термического расширения бетона за счет частоты рас­положения и толщины термошвов из асбестового картона (см. 2.1).

Средние значения кольцевых и меридиональных напряжений в кожухе шахты ДП № 11 Днепровского меткомбината приведены на рис. 2.14. На этих графиках не наблюдается падение напряжений после их интенсивного роста сразу же по­сле задувки печи, что служит подтверждением изложенной выше гипотезы о связи наблюдаемого явления с выгоранием прокладок в огнеупорной кладке.

Уровень напряжений здесь еще более низок: максимальные кольцевые напряже­ния после задувки печи составили: в сечении I~37 МПа, в сечении II~60 МПа, в сечении III~50 МПа; после стабилизации теплового режима они достигли зна­чений ~45; 60 и 50 МПа соответственно.

Сравнивая экспериментальные данные с результатами расчета по разрабо­танной нами методике можно видеть их высокую сходимость.

Например, при наличии в шахте ДП № 5 меткомбината им. Ильича огне­упорной футеровки, в первые месяцы после задувки экспериментально измерен­ные кольцевые напряжения в кожухе не превышали: в верхнем сечении 80 МПа, в среднем - 75 МПа и в нижнем - 90 МПа (см. рис. 2.13). Соответствующие рас­четные значения составили: 80,35; 87,6 и 93,4 МПа (см. табл. 2.9). По данным экспериментов меридиональные напряжения во всех сечениях находились в пределах 30-40 МПа, по расчету: в верхнем сечении - 37,39; в среднем - 35,96 и внижнем - 34,81 МПа.

 

2.4. Оценка напряженно-деформированного состояния кожуха

при его локальных перегревах

 

Приведенный выше метод расчета термонапряженного состояния кожуха применим для устойчивого теплового состояния доменной печи с равномерным распределением температур. Однако в практике эксплуатации доменных печей нередки случаи местных перегревов кожуха, причиной которых могут быть:

-       локальные разрушения огнеупорной кладки или бетона;

-       местные отказы системы охлаждения;

-        неравномерный характер конвекции кожуха (при сильном ветровом об­дуве или значительном теплопотоке над чугунной леткой).

При возникновении в кожухе зон локальных перегревов часто используется его наружный полив водой.

При этом в кожухе возникает значительный перепад температуры по            тол­щине. Так, при толщине кожуха 60 мм и тепловой нагрузке 880*10⁶ Дж/(м²*ч) перепад температуры составляет более 300°С [110]. Такой градиент температуры приводит к появлению в материале кожуха значительных изгибающих                     на­пряжений, которые могут привести к его деформации и разрыву.

В связи с этим актуальным является анализ напряженного состояния кожу­ха при локальных перегревах и различных способах отвода тепла от внешней поверхности.

В работах [111, 112] сделана попытка определить условия старта трещины в кожухе, имеющем локальный нагрев. Однако, по нашему мнению, принятые до­пущения (независимость механических характеристик от температуры; выбор расчетной схемы, описываемой линейными соотношениями) не позволяют              дос­товерно описать характер деформирования кожуха.

Автор считает, что следует учесть три главные особенности.

Во-первых, интервал температур в кожухе имеет широкие пределы, поэто­му расчет необходимо производить с учетом изменения механических характе­ристик материала от температуры [113, 114]. Во-вторых, возникновение боль­ших изгибающих моментов при охлаждении водой, что требует обязательного их учета при оценке напряженного состояния кожуха. Третьей особенностью             яв­ляется возникновение нелинейных эффектов при деформировании кожуха. Не­линейность неизбежно возникает при локальном нагружении оболочек, на это обращается внимание при нагружении оболочек статическими нагрузками                  [115, 116] и при воздействии температурным полем [114, 117].

Большое внимание при выполнении конкретных расчетов необходимо уде­лить выбору алгоритма решения уравнений теории оболочек. В ряде работ по локальному нагреву оболочек традиционным являлось разложение решения в ряды Фурье [118-121]. Такой алгоритм весьма эффективен в том случае, когда хорошо сходятся ряды, однако в этих же работах показано, что при локальном нагреве ряды Фурье сходятся плохо, и даже для линейных задач, рассматривае­мых в указанных работах, конкретный расчет вызывает трудности. Применение ЭВМ позволяет количественно увеличить число учитываемых членов разложе­ния, но не дает желаемых результатов.

Более приемлемыми для расчета локально нагруженных оболочек являются методы, основанные на численном интегрировании [114, 117].

В настоящей работе использован вариант метода численного интегрирова­ния уравнений по окружной координате, основанный на приеме перехода от краевой задачи к задаче Коши и продолжении решения по параметру нагрузки [122, 123].

Разработанная автором модель свободна от упрощений указанных выше, а тем самым более адекватна реальному процессу.

В качестве математической модели локально нагретого кожуха доменной печи рассмотрим замкнутую цилиндрическую оболочку, подвергнутую дейст­вию равномерно распределенного давления и температуры, переменной как в срединной поверхности оболочки, так и по толщине. Принимаем, что темпера­тура нагрева оболочки более 200°С, поэтому необходимо учитывать зависимо­сти модуля упругости материала и коэффициента линейного расширения от          температуры [113]:

На коэффициент Пуассона V температура влияет несущественно, поэтому ν= const. Тогда физические соотношения принимают вид:

где N₁, N₂- мембранные усилия в продольном и окружном направлениях оболочки;

S - сдвигающее усилие;

М₁,М₂- изгибающие моменты;

Н - скручивающий момент;

, - относительные линейные деформации;

- относительная деформация сдвига;

ӕ₁,ӕ₂ - относительные кривизны;

ӕ₁₂ - относительный угол закручивания срединной поверхности.

где      z- координата по толщине оболочки;

h - толщина оболочки.

Предположим, как это принято для тонкостенных конструкций, что закон изменения температуры по толщине оболочки линейный [124]. Тогда темпера­тура в любой точке оболочки может быть представлена в виде:

где      х,у — продольная и окружная координаты оболочки;

t_о- температура в срединной поверхности оболочки;

t₁- перепад температуры по толщине.

Выражения дляВ,Д, N_t, М_tв этом случае упрощаются и имеют вид:

Для геометрических соотношений принимаем, что относительные                 дефор­мации малы по сравнению с единицей, а углы поворота малы, но конечны:

где и, ν, w - продольное, окружное и радиальное перемещения оболочки.

Тогда уравнения равновесия будут также нелинейными и записываются ввиде:

 

где R - радиус оболочки.

Воспользовавшись соотношениями (2.97), (2.100)-(2.102), получим систему нелинейных уравнений равновесия в частных производных относительно пере­мещений:

где L_i- дифференциальные операторы.

Система (2.103) должна быть дополнена граничными условиями.Ниже бу­дут рассмотрены условия неподвижного шарнира при х = 0:

-  и симметрии при х = l/2:

где  l - длина оболочки;

Q₁- поперечная сила.

Для  решения   системы  уравнений   (2.102)  используем   прием  Власова-Канторовича, согласно которому представим поле перемещений в виде [125]:

Здесь Н_i - полиномы Эрмита III степени, обеспечивающие непрерывность функций и их первых производных и удовлетворяющие граничным условиям (2.104), (2.105):

Разделение переменных в решении  (2.106)  позволяет свести  исходную двухмерную задачу к системе обыкновенных дифференциальных уравнений поокружной координате. Ортогонализируя невязки исходных уравнений L_iк коор­динатным функциямН_j

приходим к системе уравнений относительно функций и_i, ν_j ,w_k.

Дальнейшее решение строится численно путем сведения краевой задачи к эквивалентной задаче Коши в сочетании с приемом продолжения решения по параметру нагрузки. Численное интегрирование осуществляется методом Рунге-Кутта с использованием метода Ньютона. Реализация такого подхода подробно освещена в литературе [122, 123].

Разработанный нами метод расчета был применен для анализа причин ава­рии на доменной печи № 9 меткомбината "Криворожсталь". В результате выхо­да из строя холодильников в районе заплечиков произошел локальный перегрев кожуха с последующим его разрывом.

Размеры пятна перегрева составили в диаметре 0,5 м с максимальной тем­пературой 400°С.

Диаметр кожуха (толщиной 40 мм) в месте образования локального пере­грева составлял 16,8 м. Кожух изготовлен из стали 16Г2АФ (ТУ 14-1779-76), имеющей при 20°С следующие характеристики:

-        модуль упругости 2,1·10⁵ МПа;

-        коэффициент Пуассона 0,3;

-        коэффициент линейного расширения 11·10^-6 град.^-1.

Параметры аиЬ, характеризующие зависимость Е и α температуры, рав­ны - 0,00035 град.^-1 и - 0,00045 град.^-1.

Расчет напряженно-деформированного состояния кожуха состоял из трех этапов.

На первом - оболочка нагружалась внутренним давлением до величины              0,4 МПа. Состояние оболочки, полученное к концу этого этапа, соответствует без­аварийной работе печи.

На втором этапе расчета в качестве параметра нагрузки выступает температура срединной поверхности оболочки в центре пятна нагрева, при этом               распре­деление температуры по толщине принималось равномерным и в конце расчета равным 400°С. Напряженно-деформированное состояние соответствовало при этом выходу холодильника из строя.

На третьем этапе расчета принимался перепад температуры по толщине ко­жуха, причем внутренняя его поверхность прогрета до температуры 400°С, а внешняя - охлаждена до 100°С. Этот этап моделировал процесс охлаждения ко­жуха при поливе разогретого пятна водой.

Рассмотрим напряженно-деформированное состояние оболочки при ло­кальном нагреве, равномерном по толщине. В процессе изгиба область пятна              на­грева и прилегающая к нему зона для заданного распределения температуры де­формируется внутрь оболочки. На рис. 2.15 (кривая 1) приведена форма изгиба оболочки по окружной координате при температуре 400°С.

Рис. 2.15. Форма изгиба оболочки в сечении х=l/2:

1   — при равномерном нагреве по толщине;

2   — при перепаде температуры по толщине.

 

Усилия, действующие в оболочке, сконцентрированы в пятне нагрева и в зоне, прилегающей к пятну. В самом пятне нагрева окружные усилия растяги­вающие, что является следствием действия внутреннего давления, а продольные - сжимающие. В зоне, прилегающей к пятну, оба усилия растягивающие. Мак­симальная интенсивность напряжений срединной поверхности оболочки дости­гается в центре пятна.

На рис. 2.16 а (кривая 1) приведено распределение интенсивности напряже­ний срединной поверхности по окружной координате при температуре 400°С. Для более высоких температур расчет оболочки, геометрия которой задана вы­ше, необходимо вести с учетом пластических деформаций в зоне нагрева.

Внутри нагретой области в оболочке возникают отрицательные изгибаю­щие моменты, однако, величина их невелика и вклад, который они вносят в на­пряженное состояние элементов оболочки, наиболее отстоящих от срединной поверхности, небольшой. Распределение интенсивности напряжений на внешней поверхности оболочки по окружной координате показано на рис. 2.16 б (кривая 1).

При охлаждении наружной поверхности оболочки возникает отрицатель­ный перепад температуры по толщине, температура срединной поверхности                па­дает. Прогиб оболочки в центре пятна при этом уменьшается. На рис. 2.15 (кри­вая 2) показана форма изгиба оболочки при перепаде температуры по толщине 300°С и температуре срединной поверхности 250°С.

Характер распределения тангенциальных усилий в оболочке при охлажде­нии сохраняется, причем величины усилий уменьшаются и срединная поверх­ность оболочки становится менее нагруженной. Происходит это за счет умень­шения в ней температуры. Интенсивность напряжений в срединной поверхности показана на рис. 2.16 а (кривая 2).

Рис. 2.16. Интенсивность напряжений σ_и в срединной части (а) и наружной (б) поверхности кожуха печи при х = l/2

(обозначения аналогичны рис. 2.15)

 

Однако, с возникновением неравномерности нагрева по толщине изменяет­ся характер распределения изгибающих моментов в пятне нагрева: оба момента становятся положительными, т.е. на элементы оболочки, расположенные на внешней поверхности, действуют растягивающие усилия, а на внутренней -сжимающие. Затем происходит быстрый рост значений моментов. При перепадетемпературы в 300°С вклад моментов в напряженное состояние элементов обо­лочки, расположенных на ее поверхностях, значительно превышает вклад тан­генциальных усилий. На рис.2.16 б (кривая 2) показано резкое возрастание ин­тенсивности напряжений на внешней поверхности оболочки, которое возникло в результате охлаждения оболочки внешним поливом. Наибольшие напряжения при этом превышают предел пропорциональности материала.

Полученные результаты показывают, что при локальном нагреве оболочки искусственное создание градиента температур (например, при интенсивном по­ливе водой) может привести к существенному росту напряжений, деформации кожуха и его разрушению.

Применение в шахте крупногабаритных охлаждаемых модулей с толсто­стенными трубами, обеспечивающих экранирование поверхности кожуха, сни­жает вероятность образования очагов перегрева кожуха, что повышает надеж­ность работы конструкции.

 

2.5. Выводы

 

1.            Создание и внедрение новой конструкции шахты доменной печи,               со­стоящей из крупногабаритных охлаждаемых модулей, поставили перед авторомзадачу разработки методики термопрочностного расчета данной конструкции.

2.            Разработанная автором методика расчета величин напряжений и дефор­маций в кожухе и в бетоне, армированном трубами охлаждения, позволила доказатьвозможность изготовления конструкции модуля, включающего футеровку, элемен­ты охлаждения, кожух печи, как единое целое, в отличие от традиционно сущест­вующей конструкции шахты печи: огнеупорный кирпич, компенсационный зазор, плитовые холодильники, кожух.

3.            Разработана и реализована на практике методика экспериментальногоопределения термонапряженного состояния шахты печи новой конструкции. Ре­зультаты исследований подтвердили правильность теоретических предположений, выдвинутых автором и положенных в основу методики расчета прочности крупногабаритных модулей.

4.            Сравнение расчетных и экспериментальных данных о величинах              напряжений в кожухе шахт свидетельствуют о хорошей сходимости результатов ивозможности применения разработанной методики при проектировании и             реконструкции доменных печей.

5.            Исследования на доменных печах позволили выявить пути компенсации термического роста бетона, рассчитать количество и толщину термошвов.Это дало существенное снижение напряжений в кожухе шахты, и, следователь­но, увеличило запас его прочности и длительность эксплуатации.

6.            Опыт работы ДП № 11 Днепровского меткомбината, шахта которойвыполнена без огнеупорной кладки и печь находится в эксплуатации более                  11 лет, подтвердил целесообразность такой конструкции. В настоящее время все печи скрупногабаритными модулями в шахте выполнены без кирпичной кладки в ох­лаждаемой зоне.

7.                         Разработан автором метод расчета влияния локальных перегревов кожухана его напряженное состояние. Показано, что применение внешнего охлажденияводой очагов перегрева кожуха может сопровождаться его разрушением.

РАЗДЕЛ 3

 

ИССЛЕДОВАНИЕ                                                               НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО

СОСТОЯНИЯ ТРУБ ОХЛАЖДЕНИЯ                                    КРУПНОГАБАРИТНЫХ МОДУЛЕЙ

 

При традиционной конструкции шахты (кожух - плитовой чугунный холо­дильник - огнеупорная футеровка) количество технологических отверстий в ней достигает 7-10 штук диаметром 70-80 мм на 1 м² поверхности охлаждаемой час­ти шахты (табл. 3.1).

Таблица 3.1

Традиционная конструкция шахт доменных печей

Известно, что отверстия являются концентраторами напряжений в кожухе, поэтому исследованию поведения таких оболочек посвящено большое количест­во монографий и обзоров [126-130], в соответствии с классификацией которых, отверстия в кожухе шахт доменных печей принято считать малыми:

 

где r₀ - радиус отверстия;

Rиh — радиус и толщина кожуха.

Отверстия в кожухе определяют уровень его напряженного состояния. По­этому, уменьшение их количества повышает прочность, газоплотность и надеж­ность эксплуатации шахт доменных печей. Этим условиям в значительной сте­пени отвечает разработанная нами новая конструкция шахты, изготавливаемая из крупногабаритных охлаждаемых модулей [88].

Опыт эксплуатации доменных печей с такой конструкцией шахт [89] свиде­тельствует о том, что уменьшение количества отверстий в кожухе до 5-8 штук на 1 м² охлаждаемой поверхности (табл. 3.2) достигается даже при применении толстостенных труб охлаждения минимальной длины: 0,5; 1,0; и 1,5 м.

Таблица 3.2

Шахты доменных печей, изготовленные из

крупногабаритных охлаждаемых модулей

Таким образом, применение шахт новой конструкции должно обеспечивать увеличение межремонтного периода в работе печей.

Вместе с тем, жесткое защемление (сваркой) выводов труб охлаждения с кожухом, обеспечивающее высокую его газоплотность, вызывает рост напряже­ний в трубах особенно при колебаниях температуры.

Удлинение труб при изменении температуры составляет:

где  α- коэффициент линейного расширения материала трубы, град.^-1;

l - длина трубы, м;

Δt- разность температур, °С.

Так, при α=12,0-10^-6 град.^-1 повышение температуры на 100°С вызывает удлинение трубы (l = 1 м) на 1,2 мм.

Так как оба конца трубы жестко закреплены в кожухе модуля (сваркой), то в материале трубы возникают напряжения:

где Е - модуль упругости материала, МПа.

Для Е=2·10⁵ МПа величина а составит 240 МПа.

При изменении параметров трубы (длина, диаметр, толщина стенки и т.д.), ее формы и способов крепления к кожуху величина напряжений может изме­няться в широких пределах.

Задача наших исследований состояла в выборе условий, при которых на­пряжения в трубах охлаждения не превышали бы уровень критических значе­ний.

 

3.1. Анализ влияния различных факторов на напряженное

состояние труб охлаждения

 

Шахта новой конструкции может работать с водяной или испарительной системой охлаждения. Для водяного охлаждения используются трубы с наруж­ным диаметром 70 или 76 мм и толщиной стенки δ=14 мм (при работе на по­вышенном давлении воды 0,5-0,6 МПа δ=16 мм). В случае испарительного ох­лаждения 95 мм и δ=14(16) мм. Геометрические характеристики сечений этих труб приведены в таблице 3.3.

Таблица 3.3

Геометрические характеристики труб крупногабаритных

охлаждаемых модулей шахт доменных печей

 

Материал труб системы охлаждения - сталь 20 (ГОСТ 1050-74), механические характеристики которой приведены в таблице 3.4.

Таблица 3.4

Механические характеристики стали 20

 

При выполнении прочностных расчетов труб выбрано расчетное сопротив­ление, равное пределу текучести этой стали.

Говоря о механических характеристиках материала, следует отметить, что для сталей, находящихся в условиях действия напряжения при повышенной температуре, характерно развитие со временем необратимой деформации, полу­чившей название ползучести [131]. Однако, известно, что для малоуглеродистой стали временные эффекты становятся существенными при температурах выше 400 °С [132]. В работе [133] на основании обширных экспериментальных данных ползучесть стали 20 рассматривается при различных значениях напряжений для температуры  500°С. Это  позволяет пренебречь остаточными деформациями, возникающими в конструкции модуля вследствие ползучести материала. Об этом же свидетельствуют данные [134], где рассматриваются вопросы ползуче­сти трубопроводов, работающих в режиме высоких температур (500-600°С).

Фактически внешняя поверхность трубы модуля в рабочей зоне печи при нормальном режиме эксплуатации имеет температуру на 30-50°С выше, чем температура теплоносителя (табл. 3.5).

Таблица 3.5

Температура труб охлаждения крупногабаритных модулей

при различных режимах эксплуатации

 

В табл. 3.5 представлены температуры, соответствующие различным режи­мам эксплуатации печи при водяной и испарительной системах охлаждения. Приведены температуры труб при нормальном ходе печи, а также величины температур, до которых прогревается наружная поверхность труб при суточных циклах, вызванных неравномерным ходом печи и годовых циклах при переходе с водяного охлаждения на испарительное.

Внешняя поверхность трубы может быть нагрета до более высокой темпе­ратуры при отклонениях хода печи от нормального (периферийный ход). Рост температуры трубы наблюдается также в случае перехода с водяной на испари­тельную систему охлаждения.

В расчетах принимали равномерный прогрев трубы до температуры сред­ней по толщине.

На рис. 3.1 приведены расчетные схемы труб системы охлаждения (трубы в местах сопряжения с кожухом жестко защемлены сваркой).

Рис. 3.1. Схема расчета величины напряжений в трубе при

ее жестком креплении к кожуху модуля:

1-2; 2-3; 3-4 и т.д. -  принятая условная разбивка трубы на

расчетные элементы; l₁= 0,96м; l₂= 1,275 м;l₃ = 1,6м

 

Расчетные схемы построены автором с учетом следующих предположений:

-       на величину напряжений в трубах не оказывает влияние наличие бетонамежду трубами и кожухом;

-       не учитывалась также термическая деформация кожуха, связанная с нагревом его в режиме эксплуатации.

В пользу расчетной схемы без учета влияния бетона можно привести сле­дующие соображения:

-       учет влияния бетона необходим только на этапе задувки печи, посколькув дальнейшем происходит его износ и замена бетона со стороны рабочего про­странства на тонкий слой гарнисажа [89, 90], который не оказывает существен­ного механического воздействия на трубы;

-       бетон представляет собой материал, склонный к усадке и ползучести, чтоприводит [95, 96, 135] к снижению уровня напряжений в бетоне во времени.Кроме того, модуль упругости бетона на порядок меньше, чем модуль упругости стали 20, из которой изготовлены трубы;

- отсутствие огнеупорной кладки в охлаждаемой части шахты и наличие компенсационных швов из Ст.3 в бетоне крупногабаритных модулей приводит к существенному снижению уровня деформации в кожухе шахты по сравнению с традиционной ее конструкцией (кожух - чугунный холодильник - огнеупорная кладка) [93, 136].

Все это свидетельствует о незначительном влиянии бетона на уровень на­пряжений в трубах, чего нельзя сказать о влиянии термического роста кожуха.

Следует отметить, что оба эти допущения приводили к завышению расчет­ного напряжения в трубах в сравнении с реальными значениями. Вместе с тем расчеты позволяют определить наиболее напряженные участки в конструкции крупногабаритного охлаждаемого модуля.

Для анализа напряженного состояния труб охлаждения модулей использо­ван пакет прикладных программ для автоматизированного проектирования же­лезобетонных конструкций надземных и подземных сооружений в промышлен­ном и гражданском строительстве [137], позволяющий определить распределе­ние внутренних силовых факторов в сечениях труб. Решение строится на основе метода конечных элементов.

 

3.1.1. Оценка уровня напряжений в толстостенных трубах

различной длины с защемленными выводами

 

Результатом вычислений являются значения N, Qи М (продольной, попе­речной сил и изгибающего момента соответственно) в узлах конечных элемен­тов по рис. 3.1. Зная распределение этих факторов, можно определить величины напряжений, развивающиеся в трубах.

Анализ напряженного состояния показал, что величиной касательных на­пряжений можно пренебречь и расчет труб выполнять только на нормальные напряжения:

 

 

где Fи W— см. табл. 3.3.

На рис. 3.2 приведены эпюры распределения по трубе охлаждения внутрен­них силовых факторов N,QиМ для труб различной длины. Анализ эпюр пока­зывает, что наиболее нагруженными являются узлы, представленные на рис. 3.1 точками 1 и 10 (места защемления труб в кожухе). Напряжения в этих узлах (табл. 3.6) значительно превышают расчетное сопротивление для материала труб (сталь 20). Характерной особенностью при этом является тот факт, что увеличе­ние толщины стенки трубы с 14 до 16 мм приводит к росту напряжений в этих точках.

 

 

 

Таблица 3.6

Значения напряжений в трубах охлаждения диаметром 95 мм при

изменении толщины (δ) стенки и длины (l) (температура трубы 150 °С)

Примечание. Числитель –δ=14 мм; знаменатель - δ=16 мм.

 

3.1.2. Влияние разности температур "труба-кожух"

 

На напряженное состояние труб охлаждения оказывает существенное влияние температурный рост кожуха модуля [138], который с достаточной для прак­тики точностью может быть рассчитан по схеме стержня. Учитывая, что труба в расчетной схеме также сводится к стержню, то в конечном итоге расчет можно производить на разность температур "труба-кожух" [139]. Такое допущение ос­вобождает от необходимости точного определения температур кожуха модуля и трубы охлаждения в отдельности.

На примере расчетной схемы по рис. 3.1 получим аналитическое решение этой задачи:

где   σ^max- максимальные изгибающие напряжения в сечениях 1 и 10, МПа;

М₀ - изгибающий момент в указанных сечениях;

W- момент сопротивления сечения трубы (см. табл.3.3);

D - внешний диаметр трубы, м;

h - вылет трубы, м;

l - длина трубы, м;

Е - модуль упругости материала трубы;

R_y - расчетное сопротивление материала трубы.

 

Рис. 3.2. Распределение внутренних силовых факторов в сечениях трубы диаметром 95 мм (δ= 14 мм).

Температура трубы 150°С. Цифры в каждой точке относятся к трубам длиной 1600, 1275 и 960мм, соответственно (см. рис. 3.1).

 

Уравнение (3.5) позволяет установить оптимальное соотношение между длиной трубы охлаждения (l) и ее вылетом за пределы кожуха модуля в рабочее, пространство печи (h),удовлетворяющее условиям прочности.

На рис. 3.3 приведены данные расчетов.

Представленные кривые являются нижней границей комбинации l и h, удовлетворяющей условиям прочности узлов 1 и 10. Точки, лежащие ниже кри­вых, условиям прочности не удовлетворяют, выше кривых - удовлетворяют. Эти результаты совместно с данными о вертикальных перемещениях кожуха печи (см. раздел 2) рекомендованы для использования при проектировании крупнога­баритных охлаждаемых модулей.

 

Рис. 3.3. Предельные соотношения вылета (h) и длины (l) труб системы

водяного (а) и испарительного (б) охлаждения при различных

температуре (t) и величине роста кожуха (цифры у кривых, мм)

 

Ранее было отмечено, что преимуществом шахт, изготовленных из крупно­габаритных охлаждаемых модулей, является существенное снижение (на -30%) количества отверстий в кожухе (см. табл. 3.1 и 3.2). Это обеспечивает более              высокую газоплотность кожуха, повышение его надежности и стойкости.

Поэтому стремление к дальнейшему уменьшению количества отверстий в кожухе является оправданным. Однако это может быть достигнуто только в ус­ловиях применения новой конструкции шахты путем снижения количества ох­лаждаемых элементов за счет увеличения их длины. Отметим, что такое реше­ние принципиально невозможно при традиционной конструкции стенки шахты.

Поэтому весьма актуальным является вопрос о максимально допустимой длине толстостенных труб в конструкции крупногабаритного модуля. Обосно­ванное увеличение их длины будет, повторимся, сопровождаться уменьшением числа отверстий в кожухе, что в конечном итоге повысит его стойкость и надеж­ность работы доменной печи. Кроме этого, снизятся трудоемкость и стоимость изготовления конструкции модуля вследствие уменьшения работ по изготовле­нию скоб, отверстий в кожухе, обварке стыков скоб с кожухом и т.д.

При увеличении длины охлаждаемых скоб в конструкции модуля следует исходить из того, что в процессе эксплуатации термические условия работы труб могут существенно изменяться (см. табл. 3.5).

На рис. 3.4 представлены данные об изменении величин напряжений в узлах 1 и 10 в зависимости от перепада температур (ΔT) "труба-кожух", длины труб и их диаметра, вида охлаждения. Отметим линейную зависимость напряжений в трубах от величины ΔTи то, что с увеличением диаметра и длины труб достигаются большие напряжения в узлах 1 и 10 при меньшей допустимой разнице в температурах кожуха и трубы. Применение труб с толщиной стенки 16 мм не приво­дит к существенным изменениям зависимостей.

Рис. 3.4. Зависимость напряжений в опасном сечении трубы

(узлы 1 и 10) от перепада температур "труба-кожух":

а - система водяного охлаждения:— - диаметр трубы 70 мм,

δ= 14 мм;----- - диаметр трубы 76мм, δ=14 мм;

б - система испарительного охлаждения: диаметр трубы 95мм, δ=14 мм

 

На рис. 3.5 представлены кривые, разделяющие области упругого деформи­рования труб (расположенные ниже кривых) от областей пластического дефор­мирования (расположены выше кривых).

Данные рис. 3.4 и 3.5 показывают, что превышение предельных значений разницы температур "труба-кожух" ведет к исчерпанию упругих свойств мате­риала трубы. Это необходимо учитывать при проектировании крупногабаритных охлаждаемых модулей.

Рис. 3.5. Границы упругого деформирования труб (материал - сталь 20)

 

3.1.3. Влияниеразнотолщинности стенки трубы и

температурного градиента в ней на величину напряжений

 

При изгибе толстостенных труб в скобу для крупногабаритных модулей               по­является разнотолщинность по периметру в зонах с наибольшей кривизной.

При этом упруго-пластические деформации, возникающие в металле трубы при изгибе, сопровождаются остаточными пластическими деформациями в сжатой и растянутой зонах ее стенки, достигающими максимальных значений на внеш­ней и внутренней частях гиба. Процесс гиба сопровождается уменьшением тол­щины стенки трубы на ее внешней части и увеличением ее на внутренней части, изменением формы поперечного сечения.

По данным металлографических исследований [138, 140] в трубах системы охлаждения максимальное превышение толщины стенки в сжатой зоне над тол­щиной в растянутой зоне примерно равно двум. Это приводит к увеличению на­пряжений в этой зоне на 10-15%.

В то же время напряжения в опасном сечении трубы (узлы 1 и 10 на рис. 3.1) превышают напряжения в зоне гиба в несколько раз. Следовательно, уменьше­ние толщины стенки трубы, вызванное ее изгибом, не приводит к появлению в зоне гиба напряжений более высоких, чем в местах жесткого крепления труб к кожуху.

Автором рассмотрены изменения напряжений в трубах в зависимости от неравномерного прогрева по толщине их стенки. Принимаем, что температурноеполе симметрично относительно оси трубы, постоянно по ее длине, а модуль уп­ругостиЕне зависит от температуры.

В литературе подробно представлено решение этой задачи (задачи Ламе) для случаев изменения температуры по толщине трубы по линейному и                    лога­рифмическому законам [141-143]. Линейное изменение можно описать следую­щими соотношениями [141]:

σ_r, σ_Ɵиσ_z -нормальные напряжения в трубе в радиальном, окружном и продольном направлениях, соответственно, МПа;

Δt - перепад температуры по толщине стенки трубы, °С;

ρ - текущий радиус трубы, м;

r -внутренний радиус трубы, м;

R - внешний радиус трубы, м;

t_н,t_в - температура наружной и внутренней поверхностей трубы, С;

ν - коэффициент Пуассона.

Таблица 3.7

Напряжения в трубе, вызванные градиентом температур

по толщине стенки

На внутренней поверхности трубы при ρ = r:

На наружной поверхности при ρ= R:

Принимаядля трубрассматриваемыхсечений E = 2·10⁵ МПа,v=0,3 иν=12·10^-6 град.^-1 и определив по уравнениям (3.9) величиныАи В, получим значения напряжений в крайних волокнах внутренней и внешней поверхностей трубы при разных перепадах температуры (Δt) по ее стенке (1; 30 и 50 °С). Как следует из данных таблицы 3.7, для указанных Δtнапряжения не превышают предельных значений длясталь 20, хотя с ростом Δtзначения σ_Ɵповышаются.

 

3.1.4. Напряженное состояние труб охлаждения опорного ряда

крупногабаритных модулей

 

Применение крупногабаритных охлаждаемых модулей в конструкции шахт доменных печей определило переход к жесткому тонкостенному профилю: тол­щина стенки охлаждаемой зоны шахты не превышала 420 мм. Возникла необхо­димость решения вопроса о стыковке этой части шахты с верхним, неохлаждаемым участком (огнеупорная кладка толщиной 920 мм).

Решение было найдено в придании верхнему ряду труб охлаждения моду­лей функций опоры для огнеупорной футеровки верхней части шахты. При этом конфигурация труб опорного ряда отличалась от труб охлаждения нижних рядов модуля (рис. 3.6).

Актуальным стал вопрос об изучении влияния этого фактора на термонапряженное состояние труб, а также обосно­вание рационального соотношения длины трубы и ее нижнего "вылета" за пределы кожуха модуля (параметр b - таблица 3.8).

Расчеты выполнялись для трубы сис­темы испарительного охлаждения, имею­щей диаметр 95 мм и толщину стенки 14 мм. Температура трубы принята равной 128°С, нагрузка на нее - фрагмент огне­упорной кладки неохлаждаемой зоны шах­ты (толщина - 500 мм, ширина - 370 мм и высота - 6000 мм, удельная масса огне-упора 2,0 т/м³). В расчетной схеме воздей­ствие массы кладки представлено в виде распределенной поперечной нагрузки, приложенной к верхнему горизонтальному участку трубы охлаждения, выполняющей роль опоры.

В таблице 3.8 представлены эпюры распределения внутренних силовых фак­торов в трубах для трех вариантов их ис­полнения, а на рис.3.7 - характер зависи­мости в наиболее опасных сечениях трубы (точки 1 и 4).

Из представленных данных следует, что характер изменения напряжений в точ­ках 1 и 4 при увеличении величины b ана­логичен для труб вариантов А и Б (вели­чина σ снижается при увеличении b). При применении труб опорного рядапо варианту В наблюдается рост напряжений в точках защемления (сваркой) трубы с кожухом модуля.

 

Рис. 3.6. Вертикальный разрез крупногабаритного охлаждаемого

 модуля шахты доменной печи:

1- кожух; 2 - металлический каркас;

3 -  толстостенные трубы охлаждения;4 -  кронштейн;

5 -  косынка;6 -  трубы охлаждения опорного ряда;

 

 

Рис. 3.7. Влияние величины вылета трубы (b) опорного ряда на ее напряженное состояние

 

 

Таблица 3.8

Распределение продольной силы (N) и изгибающего момента (М) в

элементах трубы охлаждения опорного ряда крупногабаритного

модуляшахты доменной печи

 

 

 

Рис. 3.8. Схема узла примыкания верхней части крупногабаритного охлаждаемого модуля к футеровке неохлаждаемой зоны шахты доменной печи:

1   - кожух шахты печи;

2   - охлаждаемый модуль;

3   - кронштейн;

4   - косынка;

5   - скоба охлаждения;

6   - шамотно-глинистая масса;

7   - шамотно-глинистый раствор;

8   - шамотно-асбестовая масса

 

С учетом полученных результатов автором предложено при изготовлении крупногабаритных охлаждаемых модулей применять трубы опорного ряда, изо­гнутые по вариантам А и Б (см. табл. 3.8). В этом случае узел стыковки модулей с огнеупорной кладкой неохлаждаемой зоны шахты может быть выполнен по схеме рис. 3.8.

Конструкция модулей с опорным рядом труб, выполненных по схеме               рис. 3.8, применены на ряде доменных печей [89] и показали высокую надежность в экс­плуатации.

 

3.1.5. Напряженное состояние труб охлаждения

 в случае образования настылей

 

Некоторые режимы эксплуатации доменной печи, обусловленные неодно­родным распределением газовых потоков в поперечном сечении рабочего объе­ма, иногда приводят к образованию настылей на внутренней поверхности шах­ты. При этом масса настыля передается в качестве нагрузки на трубы системы охлаждения. Это вызывает повышение уровня напряжений в трубах. Поэтому, оценка такого влияния настылей представляет практический интерес.

В качестве нагрузки на трубу выбран фрагмент настыля толщиной 1000 мм, выделенный плоскостями симметрии, проходящими между трубами (длина фрагмента 2300 мм, ширина 215 мм) (рис. 3.9). Для настыля принята удельная масса 3,5 т/м³. В расчетной схеме воздействие настыля на трубу представлено в виде распределенной нагрузки, приложенной к участку трубы, параллельному кожуху и сосредоточенным в срединном сечении трубы моментом. Расчеты вы­полнены для трубы охлаждения, имеющей диаметр 70 мм и толщину стенки 14 мм. Температура трубы принята равной 44°С.

На рис. 3.10 приведены эпюры распределения внутренних силовых факто­ров в трубе от термического воздействия и массы настыля. Анализ эпюр показы­вает, что учет массы настыля оказывает несущественное влияние на величину наибольшего момента, развивающегося в сечении трубы, в месте врезки в ко­жух. Наибольшее напряжение в этом сечении составляет 245,9 МПа, а без учета массы настыля 242,3 МПа. Это свидетельствует о незначительном влиянии мас­сы настыля на напряженное состояние в трубе.

 

 

Рис. 3.9. Расчетная схема для определения напряженного состояния трубы охлаждения с настылем:

а- разрез стенки шахты;

б - расчетная схема

Рис. 3.10. Распределение внутренних силовых факторов в

элементах трубы

 

3.2. Экспериментальные исследования напряженно-деформированного

состояния труб системы охлаждения

 

В разделе 2 описана методика контроля деформированного состояния ко­жуха доменной печи с применением двухкоординатных длиннобазовых тензо­метров. Обладая высокой эксплуатационной надежностью, позволяющей произ­водить замеры в течение продолжительного времени на действующих доменных печах, эта система тензометрирования обеспечивает уменьшение относительной погрешности измерений за счет большой базы.

С другой стороны, замеры на большой базе дают информацию об инте­гральной характеристике деформации и не позволяют определить уровень де­формации вблизи разного рода конструктивных концентраторов напряжений на кожухе. В то же время внедрение крупногабаритных модулей со стальными тол­стостенными трубами предполагает получение экспериментальной информации о характере деформированного состояния элементов конструкции - труб охлаж­дения и кожуха модуля. Отметим, что возможно это только при использовании тензодатчиков на малой базе.

 

3.2.1. Методика исследования и аппаратура для тензометрирования

 

Для измерения деформаций автором применялись высокотемпературные тензометрические датчики типа НМТ-450 (ТУ 25-7726.001-86), имеющие                      сле­дующие характеристики:

-        диапазон измеряемой деформации - от -2000 до 2000 мкм/м;

-        предельное относительное отклонение сопротивления тензорезисторов впартии от номинального - не более 5%;

-        максимальный рабочий ток питания - 30 мА;

-        интервал рабочих температур - до 450°С.

Тензодатчики устанавливались на трубах и кожухе модуля с внутренней и внешней его стороны. В качестве подложки для тензодатчиков НМТ-450 ис­пользовалась фольга (сплав Х20Н80, ГОСТ 24222-80) толщиной 0,15 мм.

С внешней стороны кожуха устанавливались обычные тензодатчики типаКФ-5 (ТУ 25-06.2002-80), предварительно наклеенные на подложку из нержа­веющей стали Х18Н10Т толщиной 0,15 мм с полимеризацией в термошкафу.

Рис. 3.11. Расположение тензодатчиков на кожухе и трубах

охлаждения модуля

 

Регистрирующие приборы соединялись с тензорезисторами при помощи высокотемпературных проводов типа МГТФ-4, выведенных на внешнюю сторо­ну кожуха через трубку, вваренную в кожух печи. С целью защиты от механиче­ских повреждений, тензодатчики, зафиксированные с помощью точечной сварки на предварительно зачищенной поверхности элементов конструкции, закрыва­лись металлическими коробочками и заливались эпоксидным клеем (рис. 3.11).

Деформации на кожухе измерялись информационно-измерительной систе­мой СИИТ-3 (ТУ 25-06.2087-83), предназначенной для измерения выходных сигналов тензорезисторов. Структурная схема измерения представлена на рис. 3.12. Схема предусматривала компенсацию влияния температуры на показания дат­чиков. Измерительные преобразователи, установленные на доменной печи, соединены со входами блока дистанционного релейного переключения (БДРП), который производит согласование различных схем включения тензорезисторов с блоком измерений (БИ) и коммутацию измерительных каналов.

Рис. 3.12. Структурная схема измерения деформаций:

1-99 — измерительные преобразователи;

БДРП — блок дистанционного релейного переключения;

БИ — блок измерения;

ЦПУ - устройство цифропечатающее

 

Результаты измерений фиксировались визуально на табло блока измерений (БИ) или на ленте цифропечатающего устройства (ЦПУ), которое выдает на пе­чать номер измерительного канала и результаты измерений.

Измерение деформаций и соответствующих напряжений металлоконструк­ций или их элементов основано на принципе электрического измерения механи­ческих величин методом снятия двух показаний измерительного преобразовате­ля. "Нулевые" показания (до нагружения конструкции, т.е. при отсутствии на­пряжений) и текущие показания (при нагружении).

Входные сигналы тензорезисторов (ξ_i) соответствуют следующим данным:

- при четырех активных тензорезисторах:

где N₀ и N_i- результаты соответственно нулевого и текущего наблюдений;

- при двух активных тензорезисторах:

- при одном активном тензорезисторе:

 

При вычислении относительной деформации(ɛ)применима формула

 

где S- коэффициент тензочувствительности. Начальные (нулевые) измерения были выполнены перед задувкой доменной печи. Все последующие замеры велись на действующих печах.

 

3.2.2. Напряжения в трубах охлаждения вблизи мест

их жесткого закрепления в кожухе модуля

 

С целью получения данных о фактическом уровне напряжений в трубах мо­дулей, выполнены экспериментальные замеры на доменной печи № 11 Днепров­ского меткомбината, шахта которой изготовлена из крупногабаритных модулей с водяным охлаждением [139].

Тензодатчики были установлены в период капитального ремонта печи II разряда на трубе (l = 1340 мм,  = 70 мм, δ= 16 мм) четвертого яруса в сты­ке I и VIII модулей в районе отметки 18400. Схема установки тензодатчиков представлена на рис. 3.13.

Замеры производились начиная с момента задувки доменной печи и до дос­тижения наибольших значений деформаций в трубе (в течение месяца).

На основании данных о величине деформаций рассчитывались напряжения. Для этого, исходя из характера одноосного напряженно-деформированного со­стояния труб, использовался закон Гука для одноосного состояния:

где  σ_iи ɛ_i- напряжения и деформации в i-той точке;

Е - модуль упругости стали 20, из которой изготовлены трубы (приня­то E=2,0·10⁵ МПа).

 

Как следует из таблицы 3.9, напряжения в трубе медленно возрастали с мо­мента ввода печи в эксплуатацию до выхода ее в режим устойчивой работы, ко­торый был достигнут на ~ 20 сутки после задувки. В табл. 3.10 дано сравнениеэкспериментальных и расчетных напряжений, полученных на основании приве­денных выше исходных данных. Сравнение приведено для датчиков 2 и 4, уста­новленных в плоскости изгиба трубы в крайних ее волокнах. Датчики 2 и 4 рас­положены на удалении 50 мм от стыка трубы с кожухом.

Рис. 3.13. Схема установки тензодатчиков на трубе системы охлаждения:1-8 — тензодатчики

 

Таблица 3.9

Значения напряжений (МПа) в трубе системы охлаждения шахты

доменной печи № 11 Днепровского меткомбината

Таблица 3.10

Сравнение экспериментальных и расчетных напряжений

в трубе системы охлаждения

Приведенные результаты свидетельствуют об адекватности предложенной автором расчетной схемы реальному процессу деформирования труб системы охлаждения крупногабаритных модулей шахт доменных печей.

 

3.2.3. Экспериментальная оценка уровня совместной

деформации труб охлаждения и кожуха модуля

 

Исследования выполнены на двух доменных печах: ДП № 4 меткомбината им. Ильича (V_п = 2002 м³) и ДП № 11 ДМК (V_п = 1386 м³) с применением испари­тельного и водяного охлаждения шахты соответственно.

На ДП № 4 тензодатчики были установлены на трубе охлаждения и кожухе модуля в соответствии со схемой рис. 3.14 [138].

Рис. 3.14. Схема установки высокотемпературных тензодатчиков

в конструкции крупногабаритного модуля шахты ДП № 4

меткомбината им. Ильича:

1-17 -  тензодатчики; 18- кожух модуля; А и В —участки трубы

При пересчете измеренных деформаций в напряжения, развивающиеся в трубах охлаждения, применяли уравнение (3.18), а величину продольных и кольцевых напряжений в кожухе определяли по уравнениям (2.90) и (2.91). Ре­зультаты исследований представлены в таблице 3.11 и на рис. 3.15.

Таблица 3.11

Значения напряжений (МПа) в трубах и кожухе крупногабаритных

 модулей шахты ДП № 4 меткомбината им. Ильича

Анализ уровня напряжений, развивающихся в кожухе и трубах системы ох­лаждения, указывает на изменение во времени напряженно-деформированного состояния конструкции. Главной причиной такого процесса является изменение температурного поля, обусловленное следующими факторами:

-        постепенным износом футерующих элементов шахты в процессе экс­плуатации печи;

-        сезонными колебаниями температуры внешней среды;

-        неравномерностью тепловых потоков в рабочем объеме печи, вызванных периферийным ходом.

 

Рис. 3.15. Характер изменения напряжений в трубах и кожухе

модулей ДП № 4 меткомбината им. Ильича (цифры у кривых –

номера тензодатчиков по рис. 3.14)

 

Стойкость элементов конструкции модуля в значительной степени зависит от количества теплосмен [144-149]. Автором этот вопрос рассмотрен в разделе 7.

Обращает внимание, что напряжения в кожухе несколько выше по сравне­нию с трубами охлаждения. С целью уточнения данных и получения разносто­ронней информации о поведении кожуха в конструкции модуля автором прове­дены специальные исследования на ДП № 11 ДМК [150].

Тензодатчики устанавливались не только на трубах охлаждения и на внеш­ней поверхности кожуха, но дополнительно на внутренней поверхности кожуха. Так, на внешней поверхности кожуха (рис. 3.16) датчики № 1-25 были установ­лены с целью определения характера распределения продольных и кольцевых на­пряжений между отверстиями для вывода труб охлаждения. Фоновые напряжения определялись по данным замеров деформации кожуха датчиками № 26 и № 27.

В рабочем объеме печи датчики № 1-8 были установлены на кожухе с це­лью определения величины его изгиба в зоне выводов труб (рис. 3.17).

Рис. 3.16. Схема установки внешних датчиков:

1-27- номера датчиков; к - компенсационный датчик

 

Рис. 3.17. Схема установки датчиков на кожухе и трубах

модуля со стороны рабочего пространства:

1-16 - номера датчиков;

кик₁- компенсационные датчики температуры

Деформации в этих точках сопоставлялись с показаниями датчиков, уста­новленных в зоне отверстия на кожухе с внешней стороны. Для определения уровня напряжений в трубах в наиболее нагруженных сечениях (примыкание труб к кожуху со стороны рабочего пространства) использовались датчики № 9-16.

Все тензодатчики были установлены в период капитального ремонта печи после монтажа крупногабаритных охлаждаемых модулей.

Результаты пересчета деформаций в напряжения в трубах и кожухе модулей, достигаемые в ходе эксплуатации печи, представлены в таблицах 3.12 и 3.13.

 

Таблица 3.12

Значения напряжений (МПа) в трубах и на внутренней поверхности

кожуха модуля ДП № 11 Днепровского меткомбината

 

Анализ приведенных данных свидетельствует о постепенном повышении напряжений в элементах конструкции модуля (рис. 3.18). Такой характер изме­нения напряжений соответствует стабилизации теплового состояния шахты пе­чи, а их абсолютная величина далека от предельных значений для стали кожуха и труб.

 

 

Таблица 3.13

Значения напряжений (МПа) на внешней поверхности кожуха

модуля шахты ДП № 11 Днепровского меткомбината

 

Так, на 19 сутки после задувки печи фоновые кольцевые растягивающие на­пряжения в кожухе модуля достигли 62,4 МПа (что составляет 23% от предела те­кучести стали 09Г2С, из которой изготовлен кожух ДП № 11 ДМК), а максималь­ные значения напряжений в зоне отверстия - 86,9 МПа (32%). Уровень напряжений в трубе охлаждения в месте ее примыкания к кожуху со стороны рабочего про­странства составил в растянутой зоне 37,6 МПа (18% от предела текучести стали 20, из которой изготовлены трубы), в сжатой - 32,7 МПа (соответственно 16%).

Рис. 3.18. Экспериментальные значения напряжений в трубах

охлаждения (----) и кожухе (—) доменной печи (цифры у

кривых - номера тензодатчиков)

 

Результаты замеров напряжений на кожухе между отверстиями под трубы (рис. 3.19) показывают, что вблизи отверстий кольцевые напряжения возрастают, но далеки от критических значений. По мере удаления от отверстий напряжения умень­шаются и достигают величин фоновых. Это свидетельствует о низком влиянии рядом расположенных отверстий на напряженное состояние кожуха между ними.

Представляет интерес вопрос о величине продольных усилий, возникающих в кожухе модулей шахты при изменении температуры. Для оценки этих напря­жений воспользуемся соотношением [139]:

где Р - продольное усилие в кожухе, кН;

S - площадь поперечного сечения кожуха, м²;

σ - нормальное продольное усилие в кожухе, МПа;

R - радиус кожуха, м;

δ - толщина кожуха, м;

α - коэффициент линейного расширения материала кожуха;

Е - модуль упругости материала;

ΔT - разность температур между кожухом и трубами охлаждения, °С.

 

 

Для кожуха ДП № 11 имеем: R = 6220 мм, δ = 40 мм, Е =2-10⁵ МПа, α=12,0-10^-6 град.^-1. Тогда

Для определения ΔT исходили из температуры отходящей воды из трубы охлаждения, на которой выполнялись замеры (она была равна 26,5°С). Следова­тельно, температуру трубы, согласно табл. 3.4, которая соответствует нормаль­ному ходу печи можно принять равной 30°С.

Температура кожуха в зоне размещения датчиков равнялась 41°С. Таким образом, перепад температур "труба-кожух" составил 11°С.

Полученное по уравнению (3.20) значение продольных усилий (Р)соизме­римо с массой технологического оборудования для печи объемом 1386 м³, нахо­дящегося выше шахты и воздействующего на нее (примерно 3300 кН [151]).

Таким образом, равномерный разогрев кожуха на 1 °С вполне компенсирует массу технологического оборудования, приходящуюся на кожух.

Учитывая малое значение этой величины и погрешности, связанные с опре­делением температур трубы и кожуха, можно пренебречь влиянием массы тех­нологического оборудования, находящегося выше шахты печи, на температур­ный рост кожуха шахты при разогреве.

 

 

3.3. Выводы

 

1.             Наличие в конструкции модулей толстостенных труб с жестким за­щемлением (сваркой) выводов в кожухе требует исследования их термонапря­женного состояния. Автором предложены расчетные схемы, позволяющие оце­нить влияние различных факторов на величину деформаций и напряжений втрубах и кожухе модулей шахты.

2.             Установлено, что жесткое соединение (сваркой) труб охлаждения с кожухом не вызывает роста напряжений до опасных значений - они находятся в об­ласти упругих деформаций.

3.             Определены рациональные соотношения длины и вылета труб охлаждения в конструкции модуля в случае применения водяного и испарительногоохлаждения.

4.             Показано, что превышение разности температур "труба-кожух" вышепредельно допустимых значений сопровождается исчерпанием упругих свойствматериала трубы, что может привести к их разрушению. Это позволило сформу­лировать требования к режиму эксплуатации доменных печей с шахтами пред­лагаемой конструкции: недопустимость перебоев в подаче хладоагента (водыили пароводяной смеси) в трубы модулей, чрезмерного развития периферийно­го, канального хода и т.д.

5.             Установлено, что влияние на величину напряжений в трубах такихфакторов, как разнотолщинность их стенки (вызываемая изгибом), наличие в ней температурного градиента, приложение к трубам внешней нагрузки (напри­мер, настылей и т.д.) не велико и в расчетах может не учитываться.

6.             В связи с применением шахт новой конструкции, знаменующей пере­ход к жесткому тонкостенному профилю, теоретически обосновано и разработа­но техническое решение по узлу стыковки тонкостенных модулей с футеровкой           неохлаждаемой зоны шахты.

7.             На доменных печах металлургических комбинатов им. Ильича и ДМК выполнены экспериментальные замеры (тензометрированием) деформаций иопределено напряженное состояние элементов модуля. Полученные данные    сви­детельствуют об адекватности предложенных расчетных схем реальному     про­цессу деформаций.

8. Применение крупногабаритных модулей с длиной труб охлаждения до 1,5 м привело к уменьшению на 20-30% количества отверстий в шахте на едини­цу ее охлаждаемой поверхности.

Учитывая, что отверстия в кожухе являются концентраторами напряжений, то уменьшение их количества является одним из эффективных путей повышения газоплотности кожуха и его стойкости.

В этой связи автор утверждает, что увеличение длины труб охлаждения в конструкции модуля может быть осуществлено только путем применения реше­ний, позволяющих компенсировать их термическое удлинение.

РАЗДЕЛ 4

 

КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ ПО КОМПЕНСАЦИИ

ТЕРМИЧЕСКОГО УДЛИНЕНИЯ ТРУБ ОХЛАЖДЕНИЯ

КРУПНОГАБАРИТНЫХ МОДУЛЕЙ

 

Термическое удлинение труб охлаждения крупногабаритных модулей шахт доменных печей вызывает рост напряжений в местах примыкания труб к кожуху (см. раздел 3), величина которых пропорциональна длине применяемых труб [152-154]. Снижение уровня напряжений в трубах может быть достигнуто за счет введения в конструкцию температурных компенсаторов. Наиболее просты­ми в реализации представляются дополнительный изгиб труб в срединном по длине сечении, либо вывод труб за кожух через специальный патрубок, устанав­ливаемый с внешней стороны кожуха модуля.

Автором произведена оценка уровня напряжений в трубах охлаждения при применении этих технических решений.

 

4.1. Влияние дополнительного изгиба труб охлаждения

на их термонапряженное состояние

 

На рис. 4.1 представлены два варианта изгиба труб. В обоих случаях труба охлаждения имеет изгиб в срединной части (точка С). Однако в варианте I все точки изгиба (В, В' и С) лежат в одной плоскости (xoz) с точками крепления тру­бы к кожуху (точки А, А'). В варианте II труба изогнута в двух перпендикуляр­ных плоскостях: в плоскости xoz лежат точки А, В, А' и В', а в плоскости y'o'z' -точки В, В' и С.

Мера отклонения вариантов I и II от обычного варианта исполнения трубы охлаждения (без изгиба в точке С) определяется прогибом f  или углом а.

Расчеты выполнены по методике [137] в соответствии с условиями, изло­женными в разделе 3. Введено еще одно допущение: сопряжение прямолиней­ных участков трубы выполнено по лучам, совпадающим с осью трубы (т.е. не учитывался радиус изгиба труб в точках В, В' и С).

В пользу этого предположения свидетельствуют данные исследований [138], в которых сопоставление результатов расчетов напряженно-деформированного состояния трубы с учетом и без учета радиуса гиба показало их практическое совпадение. Кроме того, наибольшие напряжения в трубе развиваются в сечени­ях, не совпадающих с точками гибов, а именно, в точках приварки труб к кожу­ху (см. раздел 3).

Расчетные схемы построены с учетом совместного деформирования труб и кожуха, обусловленных температурой. При этом расчет труб производился не на абсолютное значение температуры в трубе, а на разность температур "труба-кожух". Такое предположение, как было отмечено в разделе 3, освобождает от необходимости точного знания температур трубы и кожуха в отдельности.

 

Рис. 4.1. Варианты изгиба труб охлаждения, позволяющие

компенсировать их термическое удлинение:

I- изгиб в одной плоскости;

II- изгиб в двух плоскостях

 

Результатом вычислений являлись значения N, Q и М в узлах конечных элементов (продольной, поперечной сил и изгибающего момента соответствен­но). По известному распределению этих силовых факторов определялись вели­чины напряжений, развивающиеся в трубах. Анализ показал, что величиной ка­сательных напряжений можно пренебречь и расчет производить только на нор­мальные напряжения по уравнению (3.4).

Наиболее нагруженными в трубе являются сечения, примыкающие к кожу­ху. Поэтому в таблице 4.1 приведены результаты расчета напряжений именно в этих точках (1 и 10) для труб, изготовленных по варианту I.

С целью сравнения, в этой таблице приведены также данные для труб без дополнительного изгиба (вариант А, табл. 4.1) и с изгибом трубы в сторону ко­жуха модуля (вариант Б).

Видно, что изгиб трубы по варианту Б сопровождается даже повышением напряжений в узлах 1 и 10 в сравнении с исходным вариантом А. Поэтому трубы с такой формой изгиба не могут быть применены в конструкции модуля.

 

 

 

Таблица 4.1

Показатели напряженного состояния труб охлаждения (изогнутых в одной

плоскости) в местах защемления их с кожухом модуля (узлы 1 и 10) [155]

 

Снижение уровня напряжений в местах примыкания труб к кожуху можно получить при введении в конструкцию дополнительного изгиба труб по схемам В и Г. Развиваемые в этом случае напряжения в трубе D=70 мм и δ=14 мм в уз­лах 1 и 10 составляют 194 и 149 МПа соответственно, что значительно ниже значений σ_в(временное сопротивление) и σ_т (предел текучести) для стали 20 (см. раздел 3).

Таким образом, изготовление труб с дополнительным изгибом по рис.4.1 (вариант I) позволяет в значительной степени компенсировать ее термический рост. Однако при этом актуальным становится вопрос о рациональной конфигу­рации гнутых труб, углов изгиба с целью определения влияния этих факторов на уровень напряжений в местах приварки труб к кожуху модуля, на жесткость труб в направлении движения шихты в доменной печи.

Рассмотрим влияние на величину напряжений в трубах такого фактора, как изгиб в двух плоскостях (см. рис. 4.1, вариант II). Расчетная схема представлена на рис. 4.2.

В анализируемом варианте самокомпенсация труб осуществляется за счет деформаций изгиба и кручения, развивающихся в трубах взамен линейных уд­линений, обусловленных изменением температуры.

При этом в трубах развивается сложное напряженное состояние, характери­зуемое в общем случае шестью компонентами тензора напряжений. Для трубы нормальное напряжение в любой точке сечения определяется по формуле:

где N, M_z, My- действующие усилия в поперечном сечении стержня, кН-м;

F- площадь поперечного сечения, м²;

I_z, I_y— моменты инерции сечения относительно главных центральных

осей z и у;

y, z- координаты рассматриваемой точки сечения.

Рис. 4.2. Расчетная схема для оценки напряжений в трубе

охлаждения при ее изгибе в двух плоскостях (вариант II, рис. 4.1)

 

Наибольшие напряжения возникают в опасных точках S и S' сечения (рис.4.3), наиболее удаленных от нейтральной линии. Нейтральная линия пер­пендикулярна плоскости действия результирующего изгибающего момента

Следовательно,

где W - момент сопротивления наиболее удаленной точки. Касательные напря­жения от поперечных сил Q_yи Q_zвычисляются по формуле Журавского [93]:

где S(y), S(z) - статические моменты частей сечения, лежащих выше (или ниже) уровня у и z, на котором определяются напряжения;

b(y), b(z) - ширина поперечного сечения на расстоянии у и z от оси.

Рис. 4.3. Схема распределения сил в трубе, изогнутой в двух плоскостях

 

Наибольшие касательные напряжения в трубе от поперечных сил Q_y и Q_z будут в точках А и В:

в точке А

в точке В

 

Касательные напряжения от крутящего момента

где    М_кр - крутящий момент в поперечном сечении;

          W_p - полярный момент инерции.

Касательные напряжения от поперечных сил в опасной точке S будут зна­чительно меньше вычисленных максимальных значений напряжений от крутя­щего момента. Поэтому, ввиду громоздкости определения касательных напря­жений, приведенные напряжения в точке S определяем без учета влияния попе­речных сил по формуле:

Анализ внутренних силовых факторов выполнен для труб испарительного охлаждения с углом гиба α  равным 15°. Результаты приведены на рис. 4.4, а в таблице 4.2 представлены рассчитанные величины напряжений в элементах тру­бы испарительного охлаждения (Ø95 мм, δ=14 мм).

Рис. 4.4. Распределение силовых факторов в сечениях трубы

испарительного охлаждения (Ø95x14 мм), изогнутой в двух

плоскостях

Приведенные данные иллюстрируют существенное снижение напряжений в наиболее опасных сечениях трубы (места жесткого крепления к кожуху) при из­гибе трубы в двух плоскостях в сравнении с одноплоскостным изгибом (см. табл. 4.1). Так, для вариантов В и Г (табл. 4.1) напряжения в этих точках соста­вили 695 и 548 МПа соответственно, а при изгибе трубы в двух плоскостях -336,3 МПа (см. табл. 4.2).

Рис. 4.5 иллюстрирует зависимость внутренних силовых факторов в наибо­лее опасном сечении трубы от угла гиба трубы α. Видно, что силовой фактор М_у, определяющий уровень напряжений в трубе, уменьшается в два раза при угле α равном 15° и в четыре - при α = 25°. Таким образом, предлагаемое конструктив­ное решение существенно снижает уровень напряжений в конструкции и может быть предложено в качестве мероприятия, направленного на самокомпенсацию труб большой длины в конструкции крупногабаритных модулей.

Таблица 4.2

Значения напряжений в элементах трубы,

изогнутой в двух плоскостях (схема рис.4.2)

 

Рис. 4.5. Влияние угла гиба α на величину усилий в местах жесткого

закрепления трубы (Ø95x14 мм) в кожухе модуля

 

4.2. Применение компенсаторов термического удлинения

труб охлаждения в конструкции модуля

 

Представляет интерес другой возможный путь снижения уровня напряже­ний в трубах за счет введения в конструкцию специального температурного компенсатора (рис. 4.6) [156]. В этом случае один вывод трубы жестко защемлен в кожухе (сваркой), а другой - сопрягается с кожухом через патрубок. При этом с внешней стороны кожуха появляется участок (13-14), соединяющий рядом расположенные выводы труб охлаждения.

 

Рис. 4.6. Расчетная схема трубы охлаждения

с температурным компенсатором

Расчет внутренних силовых факторов и напряжений выполнен для труб ис­парительного охлаждения (диаметр 95 мм, толщина стенки 14 мм, температура 150°С), а в качестве компенсатора предусмотрен патрубок диаметром 153 мм и толщиной стенки 6 мм. Результаты расчетов приведены на рис. 4.7 и в таблице 4.3.

Влияние компенсатора на напряженное состояние труб охлаждения в кон­струкции модуля видно при сравнении рисунков 4.7 и 3.2, а также таблиц 4.3 и 3.6, где представлены результаты расчетов для таких же труб, но с защемлением (сваркой) в кожухе обоих выводов. В наиболее опасных сечениях (узлы 1 и 10) трубы с компенсатором величина напряжений (σ^тах) снизилась при длине труб:

-        с 428,6 до 145,9-170,2 МПа (l = 0,96 м);

-        с 533,1 до 179,9-219,7 МПа (l =1,275 м);

-        с 637,3 до 211,3-270,4 МПа (l = 1,6 м).

 

 

Таблица 4.3

Значения напряжений в трубах охлаждения (Ø95х14 мм, Т=150°С)

с температурным компенсатором

Рис. 4.7. Распределение внутренних силовых факторов

в сечениях трубы диаметром 95x14 мм (температура 150 °С)

Представляет интерес характер влияния на напряженное состояние труб ох­лаждения параметров компенсатора: толщина стенки, диаметр и длина патрубка. Анализ выполнен на примере трубы испарительного охлаждения (D=95 мм, δ=14 мм) при ее длине 1.6 м для следующих вариантов компенсатора (табл. 4.4).

 

Таблица 4.4

Параметры патрубка, принятые в расчетах

 

В таблице 4.5 приведены значения внутренних усилий и напряжений, раз­вивающихся в наиболее характерных сечениях трубы. Из результатов расчетов следует, что наиболее нагруженными участками трубы являются узлы 1 и 10 (узел 12 принадлежит патрубку). На рис. 4.8 представлены данные об изменении напряжений в этих узлах в зависимости от параметров патрубка. Можно видеть, что увеличение жесткости патрубка ведет к росту напряжений в трубе охлажде­ния. А именно, увеличение толщины стенки и диаметра патрубка, а также уменьшение его высоты над кожухом вызывает повышение напряжений в узлах 1 и 10. Влияние высоты патрубка особенно значительно.

 

 

Рис. 4.8. Влияние размеров патрубка-компенсатора на величину

напряжений в наиболее опасных узлах трубы охлаждения

 

Это техническое решение по компенсации термического удлинения труб допускает более высокий перепад температур между кожухом и трубой, чем при жестком закреплении в кожухе обоих выводов трубы (рис. 4.9). Следует отметить, что ограничением по максимальной величине напряжений служит исчерпание упругих свойств материала (сталь 20), т.е. 220 МПа.

Еще в большей степени положительное влияние компенсаторов сказывается в трубах, изогнутых в двух плоскостях (см. рис. 4.1, вариант II). Расчетная схема в этом случае представлена на рис. 4.10, а данные о напряженном состоянии труб - в таблице 4.6.

 

Таблица 4.5

Внутренние силовые факторы и напряжения в наиболее нагруженных

сечениях трубы при изменении параметров компенсатора

 

Рис. 4.9. Изменение величины напряжений в опасных сечениях труб испарительного охлаждения (D = 95 мм, δ=14 мм) в зависимости от перепада температур "труба-кожух" крупногабаритного модуля:

— - труба без патрубка; ----- -труба с патрубком;

цифры у линий - длина труб охлаждения, мм.

 

Рис. 4.10. Расчетная схема труб охлаждения с изгибом в двух плоскостях и применением компенсатора температурного

удлинения труб

Таблица 4.6

Значения напряжений в элементах трубы, изогнутой

в двух плоскостях с температурным компенсатором

 

Сравнение данных таблиц 4.2 и 4.6 иллюстрирует существенное снижение напряжений в наиболее опасных сечениях трубы при применении компенсато­ров в трубах, изогнутых в 2-х плоскостях. Так, в точках 1 и 7 (см. рис. 4.2 и 4.10) максимальные напряжения снизились с 336,3 МПа (труба без компенсатора) до 55,3-160,8 МПа (труба с компенсатором).

Таким образом, предложенная автором конструкция модуля с компенсато­ром напряжений для труб охлаждения, позволяет снизить напряжение в месте выхода, труб из кожуха в несколько раз. Это решение делает возможным приме­нение труб охлаждения до 2000 мм и более.

 

 

 

 

4.3. Оценка жесткости труб охлаждения в конструкции

крупногабаритных модулей шахт доменных печей

 

4.3.1. Канонические уравнения метода сил

 

К настоящему времени практически отсутствуют данные о нагрузках, ока­зываемых движущейся и падающей после подвисания шихтой на рабочую по­верхность охлаждаемой зоны шахты доменной печи. Все это свидетельствует о невозможности точного расчета напряженного состояния труб системы охлаж­дения, вызванного взаимодействием с шихтой. Косвенным свидетельством о способности труб сопротивляться воздействиям шихты является их жесткость в направлении движения шихты.

Выполним сопоставительный расчет жесткости труб охлаждения различной конфигурации. С этой целью сначала определим податливость труб и, а затем найдем жесткость С—1/и. Податливость механической системы определяется как перемещение, возникающее в системе от единичной силы, приложенной в заданном направлении [157].

Введем следующие предположения:

-        трубы жестко защемлены в местах примыкания к кожуху (за счет при­
варки труб к кожуху с его внешней и внутренней сторон);

-        влияние бетона не учитывается;

-        единичная нагрузка приложена к трубе в ее срединном по длине сечениии направлена параллельно прямой, проходящей через точки примыкания трубы к кожуху.

Представленные варианты конфигурации труб приводятся к расчетной схе­ме в виде плоской (вариант I) и пространственной (вариант II) статически неоп­ределимых рам. Расчет статически неопределимых рам рационально выполнять методом сил, в соответствии с которым за основные неизвестные принимаются обобщенные реактивные силы в отброшенных связях системы [157].

От заданных систем (рис.4.1) необходимо перейти к основным, отбросив лиш­ние связи и приложив вместо них неизвестные обобщенные силы Х₁, Х₂, X₃,...X_n.

Канонические уравнения метода сил выражают условие, при котором перемещения по направлению каждой неизвестной обобщенной силы от всех неизвестных и от заданной нагрузки должны равняться нулю, так как в заданной системе по каждому из этих направлений имеются связи:

Коэффициенты δ₁₁, δ₁₂,..., δ_пт являются перемещениями основной системы по направлению неизвестных Х₁, Х₂,...,Х_п. от единичных сил , ,…, , соответствующих этим неизвестным.

Свободные члены уравнений (Δ_lp, Δ_2p,..., Δ_nр) - это перемещение основной системы по направлению неизвестных от заданной нагрузки.

Коэффициенты при неизвестных и свободные члены уравнений (4.10) опре­деляются с помощью интеграла Максвелла-Мора:

где    Е - модуль упругости стали 20, из которой изготовлены  трубы  (принято Е = 2·10⁵ МПа);

I - момент инерции поперечного сечения трубы (см. табл.3.3);

, - эпюры изгибающих моментов от единичных сил , ,…, ;

М_р - эпюра изгибающих моментов от заданной нагрузки.

В рассматриваемых пространственных рамах в общем случае в поперечных сечениях стержней могут действовать шесть компонентов внутренних усилий. Это изгибающие моменты М_х, М_у, крутящий момент Н, поперечные силы Q_x, Q_yи продольная сила N_x.

Канонические уравнения метода сил для пространственной рамы имеют тот же вид и смысл, что и для плоской рамы, но входящие в них в виде коэффициентов при неизвестных и свободных членов перемещения определяются с учетом изгибающих моментов, действующих в двух плоскостях, и крутящих моментов.

Перемещения с учетом изгибающих моментов определяются по формулам (4.11) с учетом крутящих моментов следующим образом:

 

µ - коэффициент Пуассона;

I_р = 2I - полярный момент инерции;

- эпюры крутящих моментов от единичных сил , ,…, ;

H_р - эпюра крутящих моментов от заданной нагрузки.

При расчете рамы на тепловое воздействие свободные члены канонических уравнений определяются по формулам:

где    α - коэффициент температурного расширения материала трубы - стали 20 (принято α= 12,5 · 10^-6 град.^-1).

Для систем, состоящих из прямых стержней, при постоянной по длине стержня температуре формулу (4.13) можно представить в виде:

где     ,  - площади эпюр продольных сил и изгибающих моментов от =1

t₁, t₂ - приращения температур соответственно на сжатой и вытянутой стороне прямолинейного участка трубы, °С;

D - внешний диаметр трубы, h₂ = h₁ =D/2, м.

 

4.3.2. Труба охлаждения с изгибом в одной плоскости

 

Рассмотрим вариант I конфигурации трубы. Заданная и эквивалентная сис­темы представлены на рис. 4.11.

Рис. 4.11. Расчетная схема для трубы, изогнутой в одной плоскости

 

 

В соответствии с методом сил коэффициенты системы уравнений

определяются способом Верещагина:

 

 

 

Исходя из единичных сил нагрузки Р получаем:

В результате решения системы уравнений (4.15) и определения неизвестных Х₁, Х₂, Х₃, находим изгибающие моменты в исследуемых сечениях:

Перемещение точки С (см. рис. 4.1, вариант I), характеризующее податли­вость трубы охлаждения, получаем, перемножая суммарную эпюру изгибающих моментов, учитывающую Х₁, Х₂, Х₃, Р на эпюру изгибающих моментов от Р = 1:

Результаты расчетов податливости в зависимости от угла гиба трубы α представлены на рис. 4.12 (кривая I).

 

Рис.   4.12.   Податливость   труб  различной   конфигурации  

в направлении движения шихты:

I - изгиб трубы в одной плоскости;

II— изгиб трубы в двух плоскостях.

 

4.3.3. Труба охлаждения с изгибом в двух плоскостях

 

Рассмотрим вариант II (см. рис. 4.1) изгиба трубы охлаждения в конструкции модуля. Расчетная схема для этого случая представлена на рис. 4.13.

Рис. 4.13. Расчетная схема для трубы, изогнутой в двух плоскостях

 

В систему уравнений вида (4.10) будут входить шесть основных неизвест­ных Х₁, Х₂, Х₃, Х₄, Х₅, Х₆. Симметричная группа сил, действующих на симмет­ричную систему, не вызывает кососимметричных перемещений, и наоборот.

Поэтому побочные перемещения δ₁₄, δ₁₅, δ₁₆, δ₂₄, δ₂₅, δ₂₆, δ₃₄, δ₃₅, δ₃₆  равны нулю и канонические уравнения упрощаются. Система канонических уравнений распадается на две независимые подсистемы: первая содержит симметричные неизвестные, вторая - кососимметричные неизвестные

Коэффициенты при неизвестных в уравнениях (4.28) определяются спосо­бом Верещагина:

Исходя из единичных сил и нагрузки  Р получаем:

После решения системы уравнений (4.28) на ЭВМ и определения основных неизвестных Х₁, Х₂,..., Х₆, находим изгибающие и крутящие моменты в иссле­дуемых сечениях.

Изгибающие моменты в вертикальной плоскости:

Изгибающие моменты в горизонтальной плоскости:

Крутящие моменты:

Исследуемое горизонтальное перемещение узла С (см. рис. 4.1) получаем перемножая суммарную эпюру изгибающих моментов, учитывающую Х₁,Х₂,..., Х₆, Р, на эпюру изгибающих моментов от Р = 1:

Результаты расчетов податливости трубы, изогнутой в 2-х плоскостях, в за­висимости от величиныа представлены на рис. 4.12 (кривая II).

 

4.3.4. Жесткость и области упругого деформирования

труб различной конфигурации

 

Рис. 4.12 иллюстрирует зависимость податливости труб вариантов I и II от угла дополнительного гиба α и величины f. Отметим, что при α = 0 трубы охла­ждения превращаются в плоские скобы, не имеющие дополнительных гибов. Такая конструкция трубы охлаждения обладает меньшей податливостью, чем трубы, изогнутые по вариантам I, II.

На рис. 4.14 представлены результаты расчетов жесткости труб, изогнутых по этим вариантам. Анализ данных свидетельствует о том, что значения и для рассматриваемых вариантов изготовления труб существенно зависят от α и f.

Рис. 4.14. Зависимость жесткости труб охлаждения по отношению к движущейся шихте в доменной печи:

I и II- варианты изгиба труб по рис. 4.1.

Так, трубы по варианту II обладают наибольшей жесткостью при α=0, а тру­бы по варианту I - при незначительном изгибе трубы к кожуху (α= - 3°).

Увеличение угла изгиба (α) сопровождается снижением жесткости труб обоих вариантов. Однако в диапазоне изменения а от 0 до 8° с позиций жестко­сти наиболее приемлемыми являются трубы варианта I, от 8° и более - трубы варианта II.

Следует отметить, что размещение изгиба в сторону рабочего пространства доменной печи (труба варианта I) вызывает незначительное уменьшение ее объ­ема. Однако это уменьшение несравнимо с приростом объема шахты печи при переходе от традиционной конструкции (кожух - холодильник - футеровка) к крупногабаритным охлаждаемым модулям. При традиционной конструкции толщина стенки шахты составляет 1,1-1,4 м, а в случае применения крупногаба­ритных модулей - 0,4-0,47 м.

Изгиб труб в сторону рабочего пространства может, на первый взгляд, вы­зывать увеличенный абразивный износ трубы в месте дополнительного гиба. Однако, как показывает опыт [89], при разрушении слоя бетона над трубами ох­лаждения, их поверхность покрывается слоем гарнисажа, который предохраняет трубы от абразивного износа шихты.

Несмотря на более сложную конфигурацию труб охлаждения, изготовлен­ных по варианту II, трудозатраты при их монтаже на кожухе крупногабаритного модуля несколько меньше, чем труб выполненных по варианту I.

Это связано с тем, что при несовпадении осей отверстий в кожухе и трубы неизбежен дополнительный подгиб трубы. При варианте I выводы труб через кожух теряют свою параллельность, что затрудняет их монтаж на кожухе моду­ля.

Однако изготовление рассматриваемых конструкций из толстостенных труб по варианту I, безусловно более технологично.

На рис. 4.15 представлены результаты определения областей упругого              деформирования гнутых труб по вариантам I и П. Ниже каждой кривой располага­ется область упругого деформирования труб, выше кривой - область пластиче­ского деформирования.

Отметим, что при углах изгиба трубы α ≥5° кривые имеют минимум при оп­ределенных значениях длины трубы (l), а затем отмечается рост значений ΔT. Ме­ханизм такого поведения труб может быть, по-видимому, объяснен нелинейным характером взаимодействия в трубе ее изгибной жесткости, жесткости на растяже­ние-сжатие и крутильной (для труб варианта II).

 

4.4. Выводы

 

1. Одним из эффективных решений для компенсации термического удли­нения труб охлаждения в конструкции крупногабаритных модулей является до­полнительный их изгиб в срединном по длине сечении, выполненный в однойили двух плоскостях относительно мест защемления выводов труб в кожухе. При этом появляется возможность увеличения длины труб охлаждения до

Рис. 4.15. Границы упругого деформирования труб вариантов I и II в зависимости от угла их изгиба в срединном сечении

 

2,0 м и более, что требует изготовления меньшего количества отверстий в кожухе, яв­ляющихся местами концентраций напряжений. Этим обеспечивается увеличениегазоплотности кожуха и надежность его работы.

2.             Сопоставительный анализ жесткости труб различной конфигурации поотношению к воздействиям движущейся шихты показал их высокую надежностьэксплуатации в конструкциях крупногабаритных охлаждаемых модулей. С по­зиций обеспечения высокой жесткости труб охлаждения по отношению к воз­действиям движущейся шихты и снижения напряженного состояния труб пред­почтительным является вариант их изгиба в срединной части с углом до 8° вплоскости скобы.

3.             Снижение напряжений в толстостенных трубах охлаждения крупнога­баритных модулей могут быть уменьшены путем установки компенсаторов -патрубков на одном из выводов труб через кожух. Увеличение длины патрубкаведет к снижению уровня напряжений в местах жесткого крепления труб к ко­жуху, а увеличение толщины стенки и диаметра - к росту. Применение компен­саторов обеспечивает работу труб в упругой области деформации при любом изприменяемых типоразмеров труб и температуре теплоносителя.

РАЗДЕЛ 5

 

ОГНЕУПОРЫ КРУПНОГАБАРИТНЫХ МОДУЛЕЙ И

ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ

 

5.1. Условия службы стандартных огнеупоров в шахте доменной печи

 

В разделе 1 отмечен ряд факторов, определяющих условия службы огнеупор­ной футеровки доменных печей [14-35]. Для оценки возможных путей повыше­ния стойкости шахт необходим более глубокий анализ этого вопроса.

В процессе задувки и эксплуатации доменной печи на кладку шахты оказы­вают влияние:

-        механические напряжения, превышающие 90 МПа [158];

-        термические напряжения, обусловленные градиентом температуры изде­лий [21, 22, 159, 160];

-        химическое   воздействие   флюсующих   оксидов   пылегазового   потока[20, 160], в том числе щелочей, вносимых в количестве до 17 кг на 1 т чугуна, изкоторых в шлак переносится 60%, уносится с газами 28%, остальное поглощаетсяогнеупорами и циркулирует в печи [161];

-        абразивное воздействие [162] шихтовых материалов, движущихся со скоростью 8,3-11,1 м/с и более, а также воздействие пылевого потока, скорость ко­торого составляет 32-64 м/сна участке фурма-распар и 22-24 м/с - на участке распар-колошник;

-        воздействие сажистого углерода - продукта распада СО при 460-600°С [16,159, 163] в порах и трещинах огнеупора;

-        воздействие цинкита (ZnO), образующегося при конденсации металличе­ского цинка в трещинах огнеупора, при окислении которого происходит увели­чение объема [159];

-        воздействие в шахте - заплечиках первичных легкотекучих шлаков, содержащих до 20-30% FeO и до 10% МпО с основностью от 0,9-1,0 и конечных шлаков, содержащих 0,3-0,5% FeO с основностью 1,1-1,2 в зоне горна [164];

- попеременное воздействие конечного шлака, чугуна и восстановитель­ных газов в зоне горна и чугунных леток [164].

В настоящее время нет единого мнения о том, какой из перечисленных фак­торов оказывает наибольшее влияние на износ футеровки в разных зонах домен­ной печи.

Установлено [165-169], что разрушающее воздействие на огнеупоры в ин­тервале температур 460-600°С оказывает сажистый углерод от распада СО. Эта реакция катализируется оксидами железа, свежевосстановленным железом [159], цинком, цинкитом, цементитом, а также алюмосиликатным материалом [170], входящим в состав огнеупоров шахты доменной печи.

Разрушение огнеупоров носит механический характер, заключающийся в расклинивающем воздействии сажистого углерода за счет отложения или рекри­сталлизации [171] в порах или трещинах огнеупора.

В работах [170, 172] установлено, что отложение сажистого углерода про­исходит, в основном, вдоль границ между связкой и зернами шамота. В работе [173] ставят под сомнение решающую роль сажистого углерода в разрушении футеровки шахт доменных печей.

По мнению авторов [174-178] одной из причин разрушения огнеупоров в шахте, распаре и заплечиках является также воздействие щелочей. Щелочи про­никают в кладку на глубину до 100 мм в газообразном или жидком виде и легко разрушают шамотные, муллитовые, муллитокорундовые и корундовые огнеупо­ры. По данным [179] скорость проникновения в огнеупор щелочей выше, чем ско­рость отложения сажистого углерода. Незначительное увеличение содержания К₂О при высоких температурах ведет к полному разрушению муллита и резкому увеличению количества вязкой стеклофазы. В работах [180, 181] указывается, что в огнеупорах, содержащих 50-75% Аl₂Оз, образуются трещины, распространяю­щиеся на значительную глубину материала, вызванные увеличением объема кри­сталлизующихся продуктов при взаимодействии огнеупора со щелочами; в огнеупорах, содержащих 20-30% АЬОз, на поверхности образуются вязкие пленки, препятствующие дальнейшему проникновению щелочей; огнеупоры, содержа­щие 38-45% Аl₂Оз, разрушаются незначительно и имеют наибольшую щелоче-устойчивость.

Считают [159, 174, 175], что в условиях насыщения щелочами (более 35%) происходит полное перерождение огнеупора с перекристаллизацией из расплава калиофилита, сопровождающейся увеличением плотности и объема прореагиро­вавшей зоны.

На износ футеровки значительное влияние оказывает образование легко­плавких соединений вследствие "прилипания" продуктов возгонки, что вызыва­ет размягчение огнеупора. Известно, что температура начала деформации под нагрузкой 0,2 МПа шамотных огнеупоров составляет 1200°С. Это усиливает аб­разивное воздействие шихты на футеровку [160, 182].

Из приведенных данных и опыта эксплуатации доменных печей можно за­ключить, что износ кладки в верхней части шахты происходит, в основном за счет, абразивного воздействия шихты. Механизм разрушения огнеупоров в средней и нижней части шахты, а также распара, сложный и зависит от совокуп­ности разрушающих факторов (термических и механических напряжений), вы­зывающих трещинообразование; коррозии (структурное перерождение огнеупо­ра в результате его взаимодействия со щелочами и другими продуктами возгон­ки); эрозии (скалывание рабочей поверхности и абразивный износ). Удельный вес того или другого фактора зависит от сырья, режима работы доменной печи, системы охлаждения и конструкции шахты.

Это позволяет сформулировать основные требования к огнеупорам [183]:

-        высокая плотность и низкая газопроницаемость;

-        инертность к воздействию щелочей и первичных железистых шлаков;

-        высокая термостойкость и объемопостоянство;

-        хорошая теплопроводность;

-        необходимая прочность, абразивоустойчивость при высоких температурах (900-1500°С).

Разработка огнеупоров, одновременно отвечающим всем этим требованиям, представляет сложную задачу [184-187].

Согласно теории Кёнинга [188], повышение теплопроводности и нижней температуры реакции огнеупора с окружающей средой (СО, щелочи, первичный шлак) позволяет сдвинуть изотерму последней в сторону рабочей зоны и тем             са­мым увеличить остаточную толщину футеровки под защитой охлаждения. Это явилось причиной использования в шахте печи карбидкремниевых огнеупоров на нитридной, оксинитридной, сиалоновой и Р-карбидкремниевых связках, об­ладающих большими значениями нижней температуры реакции (на 300-400°С) и теплопроводности (в 7-8 раз), чем шамотные огнеупоры. По данным [189] за ру­бежом до 56% доменных печей футерованы карбидокремниевыми огнеупорами. Однако такие огнеупоры в 15-20 раз дороже шамотных, поэтому пока их приме­нение ограничено фурменной зоной, распаром и заплечиками.

С целью снижения стоимости футеровки при сохранении или даже продле­нии сроков ее службы в шахтах доменных печей, в 80-е годы все шире сталиприменять неформованные огнеупоры в виде торкретмасс или бетонов [190-195], а также бетонные блоки [196].                                                          

К огнеупорным бетонам или торкретмассам для шахты предъявляется ряд требований:

-        объемопостоянство при повышении температуры вплоть до 1500°С;

-        высокие прочность и абразивоустойчивость при температурах службы;

-        устойчивость к монооксиду углерода (СО), разрушающего бетон в ре­зультате образования сажистого углерода.

По этой причине для бетонов доменных печей рекомендуют специальные цементы Secor-40 или Secor-50 [197].

Известно, что свойства бетона определяются как заполнителем, так и вя­жущим. Огнеупорные заполнители следует рассматривать как химически актив­ные компоненты, которые при взаимодействии с вяжущим образуют структуру бетона с регулируемыми свойствами. Заполнитель снижает усадку бетона. Вя­жущее является составной частью огнеупорного бетона, обеспечивающей их начальную прочность, а также прочность в широком диапазоне температур. Значи­тельные полиморфные превращения в вяжущем нежелательны, так как приводят к нарушениям связи между зернами заполнителя и разрушению в целом [198].

Поэтому применение бетона на алюмофосфатной связке, в связи с положи­тельным объемным эффектом берлинита (АlРО₄) при 586°С, не желательно. При высокой температуре фосфаты алюминия неустойчивы. Кроме того, бетоном на алюмофосфатной связке для твердения требуется термообработка при 500°С, что неприемлемо для металлоконструкций.

Применение в качестве вяжущего жидкого стекла приводит при высоких температурах к повышению усадки и увеличению деформации под нагрузкой за счет образования стеклофазы, поэтому этот бетон для низа шахты не оптимальный.

Гидравлическое вяжущее (высокоглиноземистый цемент) в процессе экс­плуатации образует прочную связку вплоть до температуры 1345°С с шамотным заполнителем, а с корундовым - выше 1600°С. Исследованиям применения вя­жущего из высокоглиноземистого цемента посвящен ряд работ [199-203].

С участием автора впервые на металлургических предприятиях Украины (ДМЗ, МК им. Ильича) по проектам НПО "Энергосталь" взамен литых чугунных холодильников были испытаны в шахтах доменных печей холодильные плиты с толстостенными трубами, пространство между которыми заполнялось бетоном на основе шамота и глиноземистого цемента. При этом кирпичная рабочая футе­ровка выполнялась так же, как и при применении чугунных холодильников. Опыт показал, что в межтрубном пространстве шамотный гидравлически твердеющий бе­тон служит удовлетворительно, однако по мере отдаления от труб в сторону рабочей горячей поверхности он быстро разрушался при отсутствии кладки. Это обусловле­но низкими теплопроводностью, абразивоустойчивостью и коррозионной устойчи­востью бетона.

Поэтому возникла необходимость в разработке жаропрочного бетона, удовле­творяющего условиям эксплуатации в шахтах доменных печей. Эта задача приобре­ла особую актуальность в связи с применением новой конструкции шахт, изготов­ленных из крупногабаритных охлаждаемых модулей.

 

5.2. Материалы и методы исследования¹

 

Для изготовления огнеупорных бетонов, являющихся предметом исследова­ний, в качестве заполнителя использовать муллитокорундовый кусковой шамот марки ШС-85 Семилукского огнеупорного завода (ТИ завода 199-0-4-01-80) или муллитокорундовый кусковой шамот марки ШМК-77,5 Запорожского огнеупорно­го завода по ТУ 14-297-45-85, карбид кремния черный по ГОСТ 3647-80, заполни­тель шамотный марки ШКН-1 по ТУ 14-8-58-72, глиноземистый цемент марки 400. Химический состав применяемых материалов приведен в табл. 5.1.

В качестве связующего применяли натриевое жидкое стекло, техническая характеристика которого соответствовала ГОСТ 13678-67. Высокоглиноземи­стый быстротвердеющий цемент изготавливали на опытном производстве Укр-НИИО по ТИ 207-40-282-1. Для изготовления высокоглиноземистого цемента использовали мел Белгородского месторождения по ГОСТ 1498-64 и глинозем марок Г-0, Г-00 по ГОСТ 6912-74. Химический состав высокоглиноземистого цемента был представлен оксидами, %: Аl₂О₃ - 64,0; СаО - 24,0; Fe₂O₃ - 0,35; п.п.п.-0,36.

 

При изготовлении огнеупорных бетонов использовали метод оформления изделий вибрационным уплотнением на установке модели УВ 70/200 [204] и "Инструкцию по технологии приготовления и применения жаростойких бетонов СН 156-79". Увлажнение бетонов начинали через 3-4 часа после укладки в фор­мы и продолжали 48 часов.

В основу методики исследования эффективности процесса виброуплотне­ния положено определение величины осадки уплотняемого зернистого материа­ла (заполнителя) Δh_i, как разность высот зернистой массы до (h₀) и после (h_i) виброуплотнения.

По расчетному значению относительной осадки y_i = Δh_i/h₀ и из условия ра­венства масс до и после уплотнения определяли величину достигнутой относи­тельной плотности ρ_i по формуле [205]:

где ρ₀- относительная плотность зернистого материала до виброуплотнения, равная, по определению, отношению кажущейся насыпной плотности ис­следуемого материала   ρ_k  к плотности компактного материала ρ_комп.

Приращение относительной плотности Δρ_i равно разности достигнутой ρ_i, и насыпной ρ₀ относительной плотности.

Изучение прочностных и термомеханических свойств бетона проводили на кубах (40x40x40 мм), отформованных вибрацией.

Свойства образцов и изделий, такие как предел прочности при сжатии, от­крытая пористость, кажущаяся плотность, теплопроводность, изменение линей­ных размеров после термообработки, температура деформации под нагрузкой, термостойкость определяли по методикам, принятым в огнеупорной промыш­ленности, согласно стандарту [206].

При проведении петрографических исследований использовали методики, принятые в петрографии огнеупоров [207]. Петрографические исследования проводили в шлифах, иммерсионных препаратах и полировках при помощи по­ляризационного микроскопа типа МИН-8 и автоматического структурного ана­лизатора "Эпиквант".

Рентгенофазовый анализ выполняли на дифрактометре ДРОН-1,5, съемку производили в излучении Cu-Cd (Ni фильтр). Для анализа использовали образцы в виде таблеток диаметром 10 мм и толщиной 2 мм, спрессованных из анализи­руемых порошков на декстриновой связке. Идентификацию минералов произво­дили в соответствии с американской рентгенометрической картотекой (УСРДБ, USA, 1973).

Электронномикроскопические исследования образцов бетонной массы, подвергнутых термообработке в разных средах, проводились на электронном микроскопе ЭМВ-100АК. В качестве вспомогательной аппаратуры использова­лись вакуумная установка ВУП-2к и оптический микроскоп NH-2E. Для изуче­ния микроструктуры применялись методики: двухступенчатые целлюлозоугольныереплики; реплики с извлечением; метод суспензий; электроннографический метод.

Для определения зависимости свойств бетона от массовой доли в нем кар­бида кремния применен метод математического планирования эксперимента [208]. Испытания образцов бетона на щелочеустойчивость и шлакоустойчивость выполняли по методикам [209, 210], а химические исследования проводили со­гласно ГОСТ 2642.0-81 и ГОСТ 2642.12-81.

Абразивоустойчивость бетонов определяли на высокотемпературном абра-зивометре огнеупоров, позволяющем учитывать влияние линейной скорости движения абразива, температуры и потери массы испытуемых образцов [211].

Результаты исследований свойств исходных материалов и огнеупорных из­делий из них представлены автором в ряде работ [212-227].

 

5.3. Исследование прочностных свойств и фазового состава

шамотного бетона до и после службы

 

С целью оценки механизма износа бетона и выбора направления исследова­ний по определению оптимального его состава для холодильных плит, изучено изменение структурно-механических свойств и фазового состава бетона после службы в доменной печи.

На Донецком металлургическом заводе и Мариупольском меткомбинате бы­ли проведены испытания в шахтах доменных печей холодильных плит, залитых шамотноцементным бетоном, состоящим из глиноземистого цемента марки 400, в т.ч. и с добавками водного раствора жидкого стекла плотностью 1300 кг/м³.

Шихту составляли из 34% шамотной крошки, 25% шамотного порошка, 25% глиноземистого цемента и 16% жидкого стекла.

Свойства образцов исследуемого шамотного бетона:

-        огнеупорность,°С                                                                - 1445

-        предел прочности при сжатии, МПа:

без термообработки                                                            -18,0

после термообработки до:    800°С                                    -16,4

                                                            1000°С                                           -15,8

                                                            1100°С                                           -12,0

-        открытая пористость после термообработки при 800°С,% - 28,9

-        термическое расширение при 1100°С, %       - 0,64

-        теплопроводность, Вт/(м-К)                                               - 0,84

-        усадка при 1100°С, %                                                         -1,27

Из приведенных данных видно, что бетон характеризовался низкой тепло­проводностью, невысокой прочностью и повышенной пористостью.

Из доменной печи № 4 Мариупольского меткомбината им. Ильича (рис.5.1) отобраны пробы шамотного бетона после службы из холодильных плит, запол­ненных шамотным бетоном (район 3-го ряда сверху). При отборе на исследова­ние взяты образцы из наименее измененной зоны (между холодильными труба­ми и кожухом) и рабочей зоны (горячая сторона между холодильными трубами и рабочей поверхностью).

 

Рис. 5.1. Вырезанная часть кожуха шахты ДП№ 4 Мариупольского

меткомбината им. Ильича после службы с холодильными плитами, заполненными шамотным бетоном

 

Петрографические исследования образцов шамотного бетона после службы показали, что фазовый состав наименее измененной зоны представляет, %: ще­лочной карбонат (К₂СО₃ и Na₂CO₃) или гидрокарбонат - 65-70; шамот - 25-30; алюминаты кальция - 1-2; гексаалюминат кальция (СаО·6Аl₂Оз) - 3-5; гидраты щелочного силиката - менее 1. В рабочей зоне на поверхности бетона образуют­ся науглероженные слои. Образец состоит в основном из углеродистого вещест­ва и щелочного карбоната или гидрокарбоната натрия. В подчиненном количе­стве присутствуют шамот, алюминат кальция (СаО·А1₂О₃) и магнитные части­цы. Бетон сильно науглерожен (7,48% С), пропитан щелочами (12,5%), серой (1,1 %) и оксидом железа (7,4%).

Химический состав образцов шамотного бетона, отобранных после службы, представлен в табл. 5.2.

Таблица 5.2

Химический состав бетона после службы

 

Прочность при сжатии образцов шамотного бетона наименее измененной и рабочей зон соответствовала 25,1 и 34 МПа. Прочность бетона в рабочей зоне повысилась за счет насыщения углеродом и дополнительного спекания в про­цессе службы. Эти же факторы привели и к изменению пористости (10,5%) и со­ответственно кажущейся плотности 2290 кг/м³. Теплопроводность рабочей зоны соответствовала 0,84 Вт/(м·К). Усадка в рабочей зоне составляла 1,5%.

Обследование отслуживших плит шахты доменной печи показало, что со­стояние бетона в межтрубном пространстве удовлетворительное, однако в рабо­чей зоне структура бетона претерпела полное перерождение.

Для более эффективной работы огнеутюрной футеровки и холодильных плит, заполненных бетоном в зоне близкой к рабочей поверхности, необходимо приме­нять материалы имеющие огнеупорность до 2000°С и теплопроводность (до 3 Вт/(м·К)), незначительной усадкой при температурах 800-1000°С.

По данным [228] этого можно достичь путем добавки в шихту SiC от 20% и более. Благодаря высокой твердости (13 ед. по шкале Мооса), низкому коэффи­циенту термического расширения (4-10^-6 град^-1), высокой теплопроводности (выше 40 Вт/(м·К)) и относительно высокой стойкости к силикатным расплавам (шлакам) карбид кремния (α-SiC) широко применяют для повышения стойкости огнеупоров в металлургии, химии, энергетике.

С целью экспериментальной проверки возможности использования α-SiC в составе бетона для крупногабаритных охлаждаемых модулей шахт доменных печей, автором проведены исследования составов бетонов, в которых в качестве заполнителя кроме высокоглиноземистого шамота применялся также карбид кремния с вяжущими из высокоглиноземистого цемента с пластификаторами.

 

5.4. Разработка, исследование и промышленное апробирование

карбидкремнийсодержащих бетонов в конструкции крупногабаритных

охлаждаемых модулей

 

5.4.1. Разработка состава бетонов и исследование их свойств

 

С целью получения плотного малоусадочного бетона с усадкой до 0,5%,твердеющего без дополнительной термообработки при t = 20°С, исследовали влияние добавок карбида кремния в бетонные массы, используемые для запол­нения межтрубного пространства холодильных плит и крупногабаритных охла­ждаемых модулей. В качестве вяжущего предусматривалось использование вы­сокоглиноземистого цемента.

Методом определения максимальной насыпной массы при постоянном до­бавлении монофракций 2-1, 1-0,5 и менее 0,5 мм и монофракции 3-2 мм опреде­лен оптимальный четырехфракционный зерновой состав заполнителя из шамота. Установлено, что максимальную насыпную массу (плотную упаковку) имеет следующий состав заполнителя, %: 3-2 мм - 12-14; 2-1 мм - 18-22; 1-0,5 мм - 20-24; менее 0,5 мм - 40-50.

Карбид кремния в качестве заполнителя существенно улучшает свойства бетона на основе алюмосиликатных заполнителей [228-232].

Для определения оптимального состава карбидкремнийсодержащего бетона использован метод полного факторного эксперимента [208].

Для проведения исследований формовали кубы 40x40x40 мм. Состав               бе­тонной массы колебался в пределах, % (масс):

-    заполнитель шамотный марки ШС-85 фракции 3-0 мм

(четырехфракционный состав)- 25-85

-        карбид кремния (cc-SiC)- 0-60

-        высокоглиноземистый цемент- 15

-        вода (сверх 100%)-7-8

После семисуточного твердения образцы бетона обжигали в коксовой за­сыпке для выявления взаимодействия углерода с бетоном, выдерживали в тече­ние 4 часов при температурах 800, 1000 и 1400°С. Определяли кажущуюся плот­ность, открытую пористость, предел прочности при сжатии образцов до и после термообработки.

Характеристика факторов, оказывающих влияние на свойства бетонной массы, приведена в табл. 5.3.

Таблица 5.3

Характеристика и область определения факторов

 

Проверка по критерию Кохрена   

позволила объединить результаты экспериментов в единый расчетный комплекс и определить коэффициенты линейной регрессии, характеризующие зависимость открытой пористости, кажущейся плотности и механической прочности при сжатии бетонной массы в зависимости от количества введенного в нее карбида кремния и температуры обжига.

В результате расчетов установлено, что для условий службы, характери­зующихся температурами 800-1000°С, целесообразно применять бетонную мас­су с содержанием 20-30% SiC.

Для изготовления такой бетонной массы использовали высокоглиноземи­стый шамот с массовой долей Аl₂О₃ - 85%, карбид кремния черный (α-SiC) и вы­сокоглиноземистый цемент. При изготовлении бетона в состав массы вводили карбид кремния в количестве 25%. Содержание высокоглиноземистого цемента

в массе составило 15%, что обеспечивает высокую прочность бетона в процессе затвердевания и сохранение достаточной его прочности при температуре служ­бы [233, 234].

Образцы бетона готовили в виде нормального кирпича (230x114х65/75мм) на вибростоле с частотой вибрации 2300 кол/мин и амплитудой 1 мм.

После семисуточного твердения при t = 20°С открытая пористость бе­тона составляла около 20%, кажущаяся плотность - 2320 кг/м³, а предел прочности при сжатии - выше 45 МПа. Упрочнение бетона происходит засчет гидратации диалюмината кальция и алюмината кальция, в процессе чего образуются гидратные соединения (2СаО·А1₂Оз·8Н₂О, ЗСаО·А1₂Оз·8Н₂О) с выделением большого количества тепла.

Петрографический анализ показал, что структура бетона после гидратации плотная, в связующей массе выделяются черные зерна карбида кремния. Связка представлена тонкими зернами шамота и гидроалюмината кальция. Толщина плен­ки гидроалюминатов 6-12 мм с показателем преломления N_cp.=1,510-1,530±0,010. Контакт связующей массы с зернами шамота и карбида кремния плотный. Алюми­наты кальция по скорости растворения, гидратации и степени упрочнения распола­гаются в ряд: ЗСаО·А1₂Оз→5СаО·ЗА1₂Оз→СаО·А12Оз→СаО·2А1₂Оз. По абсолютной величине прочности после твердения этот ряд идет в обратном порядке.

С целью изучения поведения бетонов при нагревании, их обжигали при температурах, приближенным к условиям службы (1000°С), а также при темпе­ратурах ниже 800°С и выше 1400°С. Методика испытания бетонов разработана автором и внедрена в УкрНИО (г. Харьков). Обжиг бетона проводили в восста­новительной среде (в коксовой засыпке), приближая к условиям службы футе­ровки шахты доменной печи. Выдержка при заданных температурах составляла 24 часа, скорость подъема температуры была на уровне 50°С/час с выдержками при 200°С - 18 час, при 300°С - 12 час и 500°С - 12 час.

В процессе испытания бетонов установлено, что гидроалюминаты кальция разлагаются уже при 400°С. При повышении температуры до 1100°С происходит образование легкоплавких соединений анортита (СаО·А1₂Оз·2SiO₂) за счет взаимодействия алюминатов кальция с примесями SiO₂, находящегося преиму­щественно в стекловидном веществе и силикатах.

С увеличением температуры до 1100°С наблюдается повышение открытой пористости и снижение прочности и плотности за счет изменения структуры бе­тона, сопровождающегося раскрытием контактов связующей массы с зернами и появлением трещиновидных пор 10-12 мкм (рис. 5.2) [221]. При дальнейшем по­вышении температуры до 1400°С указанные свойства несколько улучшаются, происходит упрочнение и уплотнение бетона за счет спекания. Усадка бетона отсутствует. Основной причиной уплотнения бетона является перекристаллизация α-SiC в β- SiC, сопровождающаяся объемным ростом решетки.

 

Рис. 5.2. Зависимость изменения открытой пористости П_отк (1),

предела прочности при сжатии σ_сж (2) и кажущейся плотности

 Q_каж (3) бетона от температуры обжига t в коксовой засыпке

 

Бетон, подвергнутый обжигу в восстановительной среде до 1100°С, харак­теризуется теплопроводностью при 300°С - 2,4 Вт/(м·К) и температурой начала размягчения под нагрузкой 0,2·10⁶ Н/м² - 1640°С. Термическое расширение бе­тона увеличивается от 0,06% при 500°С до 0,36% при 800°С, затем при повыше­нии температуры до 1100°С оно несколько снижается до 0,24% за счет появле­ния жидкой фазы в начале спекания.

Таким образом установлено, что разработанный бетон как до, так и после его термообработки вплоть до 1400°С сохраняет плотную структуру и достаточ­но высокую (39-45 МПа) прочность.

Для получения данных о свойствах бетона, необходимых для проектирова­ния крупногабаритных модулей, выполнены исследования на предмет темпера­турной зависимости прочности бетона при сжатии в условиях одно- и двуосного сжатия, изгиба, теплопроводности, термического расширения и теплоемкости.

Учитывая, что в ряде случаев для торкретирования шахт, а также заполне­ния холодильных плит использовался шамотный бетон на жидкостекольном вяжущем, термомеханические и теплофизические испытания для сопоставления свойств выполняли параллельно на двух составах бетона: первый (А) - разрабо­танный автором, второй (Б) - представлен тем же заполнителем, что и первый, но в качестве связующего использовано жидкое стекло (19%) и отвердитель феррохромовый шлак (7%).

Изделия размером 230x114x65 мм формовали на вибростоле с частотой 2800 колебаний в минуту и амплитудой колебаний 1 мм. После сушки при 150°С бетоны А и Б имели прочность при сжатии соответственно 67,4 и 43,6 МПа, а пористость 19,6 и 19,9% соответственно. Затем изделия после 7-ми суточного твердения обжигали 72 ч. при 1200°С и подвергали испытаниям. Результаты               ис­следований представлены в табл. 5.4.

Таблица 5.4

Прочность жаростойких бетонов состава А и Б

при их сжатии и изгибе (ТИ 07-87)

Все включенные в таблицу данные получены путем усреднения результатов измерений не менее чем на 5-ти образцах (идентичных) каждого бетона, а дан­ные по двуосному сжатию - не менее чем на 10 образцах. В качестве статистиче­ских характеристик, кроме усредненных значений каждого показателя, приведе­ны средние квадратичные отклонения Sи доверительные границы случайной погрешности измерений ɛ (при доверительной вероятности 0,95), рассчитанные в соответствии с требованиями ГОСТ 8.207-86 "Прямые измерения с многократ­ными наблюдениями".

Температурные зависимости исследованных свойств аппроксимированы уравнениями типа у=а_о + а₁x+а₂x² + а_зx³, рассчитанными на ЭВМ. В таблице 5.4, кроме указанных уравнений, приведены температурные границы их применения Δt, а также в ряде случаев - значения критерия Фишера F, характеризующего адекватность уравнения данным эксперимента.

Из рис. 5.3 видно, что прочность при сжатии у бетонов состава А выше во всем диапазоне температур. Разрушения, имеющие пластический характер (де­формацию), в бетоне состава А наступают при 1300°С, а состава Б - при 1100°С. Это свидетельствует о том, что для футеровки холодильных плит в нижней час­ти доменных печей следует применять бетон состава А.

Рис. 5.3. Зависимость предела прочности при сжатии бетонов

на высокоглиноземистом цементе (А) и жидком стекле (Б) от

температуры испытания

 

Прочность бетонов при двуосном сжатии определяли на образцах в форме кубов размерами 30x30x30 мм при трех уровнях бокового нагружения, состав­ляющих 0,1; 0,2 и 0,3 от разрушающей нагрузки. Испытывали 10 образцов каж­дого типа бетона при каждом уровне бокового сжатия.

Результаты исследований бетонов в условиях двуосного сжатия от уровня боковой нагрузки представлены на рис. 5.4.

 

 

С увеличением боковой нагрузки прочность бетонов непрерывно возрастает и достигает 66% у бетонов состава А и 35% у бетонов состава Б при уровне сжа­тия 0,3. Увеличение прочности в условиях двуосного сжатия объясняется тем, что боковое усилие частично компенсирует тангенциальные напряжения, кото­рые возникают в образце при осевом сжатии, и поэтому для разрушения его тре­буется приложить более высокие нагрузки. Опыт показал, что такие образцы разрушаются не по диагонали (конусу), как в условиях одноосного сжатия, а в направлении приложения основной нагрузки.

Температурные зависимости теплопроводности бетонов показаны на рис. 5.5.

Из приведенных данных следует, что теплопроводность бетонов А и Б с по­вышением температуры растет и отличается незначительно. Температурная за­висимость теплопроводности бетонов описывается уравнениями третьего по­рядка. Для бетонов на высокоглиноземистом цементе (А):

Для бетонов на жидком стекле (Б):

Результаты исследований теплового расширения огнеупорных бетонов по­казаны в табл. 5.5. В интервале температур 20-1100°С величины теплового рас­ширения бетонов на жидком стекле (бетоны Б) несколько выше, чем бетонов навысокоглиноземистом цементе (бетоны А) и составляет соответственно 6,8-10^-6 и 5,3-Ю^-6 К^-1.

Рис. 5.5. Температурная зависимость теплопроводности огнеупорных бетонов на высокоглиноземистом цементе (А) и жидком стекле (Б)

 

Теплоемкость огнеупорных бетонов не зависит от характера их макрострук­туры, пористости, плотности и определяется только химическим или фазовым составом. Увеличение теплоемкости с повышением температуры, как правило, незначительно, особенно выше 1000°С. Теплоемкость огнеупорных бетонов навысокоглиноземистом цементе составляет  1,25  кДж/(кг·К) при температуре 900°С, а для бетонов на жидком стекле - 1,27 кДж/(кг·К).

5.4.2. Исследование стойкости карбидкремнийсодержащих

бетонов в агрессивных средах

 

Отмечая положительное влияние добавок α-SiC на качество бетона, следует иметь в виду, что при высоких температурах (выше 1000°С) карбид кремния подвергается окислению кислородом, монооксидом (СО) и диоксидом (СО₂) уг­лерода, парами воды.

Окисление карбида кремния этими газами усиливается при совместном воз­действии с ними щелочей (К₂О или Nа₂О).

Для выявления взаимодействия карбида кремния в составе огнеупоров с агрес­сивной средой, имеющего место в шахте доменной печи, автором выполнены экспе­рименты по воздействию на α-SiC монооксида углерода (СО) и совместно СО со щелочами (СО+К₂О) и шлака (СО + шлак). Испытания проводили в среде СО при парциальном давлении кислорода Ро₂⁼10^-10-10^-12 МПа [227].

В качестве исходного материала использовали порошок α-карбида кремния Запорожского абразивного завода фракции 0,2-0,6 мм, содержащий 87% α-SiC, 11% Al₂O₃+TiO₂, до 0,5% Si и 0,25% Fe₂O₃. Навеску (100 г) порошка α-SiC поме­щали в газопроницаемый (с отверстиями) корундовый тигель, который в свою оче­редь  помещали  в  большой  тигель  с  засыпкой  из нефтяного  кокса фракции 3-5 мм.

Таблица 5.5

Термическое расширение карбидкремнийсодержащих бетонов

 

Аналогично этому во 2-й и 3-й тигель помещали смеси из 80% α-SiC и 20% щелочей (К₂СО₃), а также смесь из 80% α-SiC и 20% молотого доменного шлака, содержащего, %: СаО - 52; SiO₂ - 24; FeO - 13; А1₂О₃ - 8; , MgO - 2;и (K₂O+Na₂O) - 1. Тигли помещали в электропечь и нагревали до температур 1200, 1400и1500°С(4ч).

Из рис. 5.6а видно, что в среде СО количество SiC несколько снижается (на 2%), затем при повышении температуры увеличивается. По термодинамическим данным наиболее вероятны реакции окисления [235]:

Продуктом реакции (5.4) является пленка из SiO₂, покрывающая поверх­ность зерен SiC и тормозящая дальнейшее окисление. Однако продукты реакции могут реагировать и дальше, что свидетельствует о сложности процесса окисле­ния SiC, зависящего в каждом конкретном случае от парциального давления па­ров СО₂, Н₂О, СО, О₂, Н₂ и SiO. При температуре 1200°С и выше более вероятны реакции 2 и 3 с образованием кремния и углерода. Поэтому на кривой 1 (см. рис. 5.6б) количество кремния увеличивается до 1,5%, а затем при 1400-1500°С снижа­ется за счет расходования на образование (З-SiC (кубической формы) по реакции:

 

 

Рис. 5.6. Зависимость содержания SiC(а) и Si(б) в пробе карбидкремниевого

порошка от температуры обжига, газовой среды и добавок:

 

В итоге суммарное количество SiC (α-SiC+β-SiC) с увеличением темпера­туры увеличивается по сравнению с исходным.

При воздействии щелочей разрушение α-SiC более интенсивное (см. рис. 5.6, кривая 2), особенно при температуре 1200°С, сопровождающееся и более уси­ленным образованием как кремния (до 3%), так и β-SiC с повышением темпера­туры до 1400 и 1500°С. Суммарное количество SiC в продукте при 1500°С ста­новится больше, чем в исходном, вследствие образования β-SiC.

При воздействии шлака на порошок α-SiC при 1200°С в среде СО количе­ство SiC также снижается, а при 1500°С суммарное количество (α-SiC+β-SiC) увеличивается, оставаясь количественно несколько ниже, чем в исходной смеси.

Таким образом, карбид кремния (α-SiC), будучи в составе огнеупора, при температурах 1200°С и выше в восстановительной среде, в присутствии щелочей и шлака хотя и не является инертным, все же в процессе фазовых изменений и образования β-SiCколичественно уменьшается незначительно и его степеньразрушения будет зависеть от плотности огнеупора, ограничивающей контакт с агрессивной средой. Образующиеся дополнительно кубический β-SiC и углерод уплотняют и упрочняют огнеупорный бетон в результате отложения β-SiC и уг­лерода в матрице огнеупора.

С целью изучения влияния добавки α-SiC на свойства огнеупорного бетона на вяжущем из высокоглиноземистого цемента (ВЦ) были изготовлены образцы методом вибролитья с добавкой α-SiC 25%, которые после 7-суточного тверде­ния на воздухе, также как и в вышеописанном эксперименте, были термообрабо-таны на воздухе (образец 1), в среде СО (образец 2) и в среде СО с парами щело­чей (образец 3). Для создания среды СО+щелочь засыпку готовили из 80% кокса и 20% щелочей (Na₂O+K₂O). После обжига при 1100°С образцы имели проч­ность: в атмосфере воздуха - 20-25 МПа; в среде СО - 27-30 МПа; в среде СО+щелочь - 9-12 МПа. Из этих данных видно, что наибольшее снижение прочности до 25% (при сравнении с прочностью сырца 40-50 МПа) наблюдается у образцов обжига в средах СО + щелочь и на воздухе, а наименьшее - до 50% в среде СО.

Специально выполненными исследованиями [227] путем петрографическо­го и электронномикроскопического анализа образцов карбидкремнийсодержа-щего бетона установлено, что добавки α-SiC в рекомендуемых соотношениях способствует уплотнению и упрочнению бетона, повышая тем самым его тепло­проводность до 2,5 Вт/(м·К) и более.

Оценку влияния факторов агрессивной печной среды на свойства карбид-кремнийсодержащего бетона проводили на образцах 40x40x40 мм. В качестве реагента при определении щелочеустойчивости использовали углекислый калий.

После испытания на щелочеустойчивость при 1100°С образцы исследова­лись по зонам проникновения щелочных оксидов: 1 - центральная (мало изменен­ная), 2 - промежуточная, 3 - наиболее измененная (таблица 5.6.).

На поверхности бетона наблюдался белый налет, состоящий из гидрокарбо­натов кальция и калия (таблица 5.7). В рабочей зоне появилось 10-15% криптокристаллического вещества, образовавшегося в результате разложения алюмина­тов кальция. За счет реакций (5.4)-(5.7) произошли соответствующие изменения массовой доли основных компонентов (корунда, муллита и карбида кремния) по толщине изделия. Содержащийся в бетоне карбид кремния на поверхности изде­лия подвергается незначительной коррозии за счет реакции (5.4). Образовавшая­ся на поверхности карбида кремния пленка из SiO₂ предохраняет его от даль­нейшего разрушения.

Воздействие оксидов углерода на образцы бетона в течение 100 часов при температуре 500°С также не сопровождалось видимым разрушением образцов. В таблице 5.8 приведены данные о некоторых свойствах образцов до и после этих испытаний.

Исследования устойчивости карбидкремниевых бетонов к истиранию про­водили на образцах диаметром 23-24 мм и высотой 35-40 мм при температуре750°С. Для сравнения испытывался^: образец бетона, изготовленный из новосе-лицкого шамота ШКН-1 (60%), карбида кремния (25%) и глиноземистого цемен­та (15%), а также образец бетона на высокоглиноземистом цементе термообра-ботанный (после модельных испытаний).

Таблица 5.6

Химический состав карбидкремнийсодержащего бетона после

испытаний на щелочеустойчивость

 

Таблица 5.7

Фазовый состав образцов бетона

Таблица 5.8

Свойства карбидкремнийсодержащего бетона, подвергнутого

воздействию газа СО

Из таблицы 5.9 следует, что бетон с заполнителем из высокоглиноземистого шамота имеет на порядок выше значения истираемости, чем бетон с заполните­лем из каолинового рядового шамота.

Таблица 5.9

Истираемость бетона при температуре 750 °С

Таким образом, исследования показали, что разработанный состав карбид-кремнийсодержащего бетона обеспечивает устойчивость к воздействию щело­чей, газа СО и истиранию, имеющих место в шахте доменной печи.

 

5.4.3. Стендовые испытания изделий из

карбидкремнийсодержащего бетона

 

Для оценки изменений свойств карбидкремнийсодержащего бетона в усло­виях одностороннего нагрева проведены его испытания в конструкции модели холодильной плиты [220]. Скорость нагрева холодильника составляла 40-50°С/час. Во время испытаний контролировали расход воды, измеряли темпера­туру бетона в различных зонах и температуру охлаждающей воды на входе и выходе из холодильника. Выполнили 2 цикла испытаний в разных условиях од­ностороннего нагрева до заданной температуры с изотермической выдержкой и охлаждением до 20°С. При этом перепад температуры воды колебался от 12 до 51°С, что превышает перепады температур воды в реальных условиях охлажде-ния (табд. 5.10).

Первый цикл обжига проводился при температуре 930°С при воздействии на бетон оксидов углерода и щелочей. С этой целью внутри периодической печи из шамотного кирпича выкладывали муфель (рис. 5.7), одной из стенок которого служила рабочая поверхность бетона. Пространство муфеля заполняли смесью нефтяного кокса и углекислого калия в соотношении (масс.) 1:1. После испыта­ний проводили визуальный осмотр поверхности бетона: поверхность не имела трещин и разрушений. Для химического и петрографического анализа с поверх­ности модели холодильника отбирали пробу бетона.