Universiteit Gent Faculteit Ingenieurswetenschappen
Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Vakgroepvoorzitter: prof. dr. ir. R. Sierens
Energieverbruikmeting opwarmovens warmwals Arcelor-Mittal Gent
Frederik Dorekens
Promotor: prof. dr. ir. M. De Paepe, Universiteit Gent Begeleider: ir. A. Willockx, Universiteit Gent Promotor: ir. G. De Zutter, Arcelor-Mittal Gent
Scriptie tot het behalen van de academische graad van
Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar 2006 - 2007
Universiteit Gent Faculteit Ingenieurswetenschappen
Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Vakgroepvoorzitter: prof. dr. ir. R. Sierens
Energieverbruikmeting opwarmovens warmwals Arcelor-Mittal Gent
Frederik Dorekens
Promotor: prof. dr. ir. M. De Paepe, Universiteit Gent Begeleider: ir. A. Willockx, Universiteit Gent Promotor: ir. G. De Zutter, Arcelor-Mittal Gent
Scriptie tot het behalen van de academische graad van
Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar 2006 - 2007
Woord vooraf Tijdens het laatste ingenieursjaar maken de studenten burgerlijk ingenieur aan de Universiteit Gent een persoonlijk werk; zelf kreeg ik de kans om mijn opdracht te volbrengen bij de staalproducent Arcelor-Mittal. Dit afstudeerwerk was voor mij een zeer leerrijke ervaring. Velen hebben een al dan niet rechtstreekse bijdrage geleverd aan die ervaring die resulteert in de schriftelijke neerslag van deze thesis. Om deze reden wens ik de belangrijkste actoren in de realisatie van mijn afstudeerwerk allemaal nog eens te bedanken. Graag had ik de firma Arcelor-Mittal Gent bedankt voor het aangeboden onderwerp en de geboden mogelijkheden. Ik wens mijn bedrijfspromotor de Heer Geert De Zutter en de medewerkers van warmwals afdeling te danken. Stagebegeleider Marc Van Achte, Noël Verbrugge, Benny Van Doorsselaere, Carine Hendrickx, Marniek Gaudissabois, Raphaël De Raet en Marc Bultyck, stonden altijd klaar om me door het bos de bomen te laten zien en me met raad en daad bij te staan. Ook Teun de Raad en Hendrik van Steenkiste van de dienst systemen en modellen en Herman de Bruyne van de dienst industriële automatisatie en meettechniek wens ik te danken voor hun bereidwillige steun en gegeven informatie. In het bijzonder wens ik ook mijn promotor prof. dr. ir. Michel De Paepe en begeleider ir. Arnout Willockx te bedanken. Zij stonden steeds paraat om me de goede richting aan te wijzen en te motiveren om de volgende horde te nemen. Mijn ouders wens ik te bedanken voor hun onvoorwaardelijke steun tijdens dit werk en mijn hele studiecarrière; een steun die ik dikwijls voor al te vanzelfsprekend nam. Ook mijn vriendin Annelore, die steeds een steun en toeverlaat was, mag in deze ere wie ere toekomt zeker niet ontbreken.
i
“De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting uitdrukkelijk de bron te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie.”
“The author gives the permission to use this thesis for consultation and to copy parts of it for personal use. Every other use is subject to the copyright laws, more specifically the source must be extensively specified when using results from this thesis.”
Gent, 1 juni 2007
Auteur, Frederik Dorekens
ii
Energieverbruikmeting opwarmovens warmwals Arcelor-Mittal Gent door Frederik Dorekens
Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur
Academiejaar 2006-2007
Promotor: prof. dr. ir. M. DE PAEPE Begeleider: ir. A. WILLOCKX Faculteit ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. R. SIERENS
Samenvatting De opwarmovens van de warmwalsafdeling van Arcelor-Mittal Gent zijn zeer grote energieverbruikers. Om de kwaliteit van het opwarmproces en de energiekost te beheersen dient men over een accurate meting van het energieverbruik te beschikken. In hoofdstuk 1 wordt de functie van de opwarmovens in het productieproces van de Arcelor-Mittal Gent belicht. De opbouw van de oven en bijhorende warmtewisselaar worden besproken. Na deze situering wordt de doelstelling van de thesis geformuleerd. In hoofdstuk 2 wordt een ovenmodel opgesteld. Dit ovenmodel geeft een beeld van de energiehuishouding door de energiestromen die de oven en warmtewisselaar binnenkomen en buitengaan te begroten. Het rendement van de oven, de efficiëntie van de warmtewisselaar en het verbruik per ton ontladen slabs wordt bepaald. Hoofdstuk 3 zoomt in op de meting van het brandstof energiedebiet. Via een onzekerheidsanalyse worden de onzekerheidsgrenzen van het brandstof energiedebiet bepaald. Met een sensitiviteitsanalyse worden de verschillende beïnvloedende parameters apart geëvalueerd. In hoofdstuk 4 volgt het besluit.
iii
Onderzoeksgroep Technische Thermodynamica en Warmteoverdracht Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding - UGent
ENERGY CONSUMPTION REGISTRATION WALKING BEAM FURNACES HOT STRIP MILL ARCELOR MITTAL GHENT Dorekens F. Faculty of Engineering Department of Flow, Heat and Combustion Mechanics, Ghent University, B-9000, Ghent, Belgium, E-mail:
[email protected]
ABSTRACT A computer-controlled hot rolling process for steel slabs requires high quality reheated slabs in terms of time, temperature, thermal profile and furnace atmosphere. Since the blast furnace and the hot strip mill are not synchronized slabs need to be reheated. The slabs are reheated to ± 1240 °C in a walking beam furnace.
NOMENCLATURE d h Hu LD P ∆P qm qv
[mm] [MJ/Nm3] [MJ/Nm3] [mbar] [mbar] [kg/hr] [Nm3/hr]
Diameter Enthalpy Heating value Load Door Static pressure Differential pressure Mass flow rate Volume flow rate
Q
[MJ/hr]
Energy flow rate
T UD Vol%
[K] [%]
Temperature Unload Door Volume percentage
[kg/Nm3] [-]
Specific gravity Relative humidity
⋅
Greek symbols ρ φ
Subscripts AH AR BH CA CW FiG FU FuG HE LS n o RL US w
After Heat exchanger Air Remainder Before Heat exchanger Combustion Air Cooling Water Firing Gas Furnace Fume Gas Heat Exchanger Loaded slab Norm Design phase Remaining Losses Unloaded slab Effective
The furnace can be stoked with gas. This can be cokes gas or a mixture of blast furnace gas and natural gas or a mixture of cokes gas, blast furnace gas and natural gas, named ternair gas. The oven can also be partially fired with pitch (heavy residue of crude oil after distillation). The choice of fuel is made according to availability and market price. Due to the large volume flow rates and the high economic impact, knowledge of these quantities needs to be as accurate as possible.
iv
The purpose of this study is on one side to get a better insight and comprehension of the walking beam furnace by monitoring its energy housekeeping and losses. To obtain this goal a global furnace model was built . On the other hand the energy flow rate of the firing gas is evaluated. The energy flow rate of firing gas plays a very important role in the energy housekeeping. Error initiation and propagation that occur at the measurements of this combustion gas flow rate were evaluated by an uncertainty and sensitivity analysis in order to define the intervals of precision of the energy gas flow rate. The numerical solution of both the global furnace model an the uncertainty and sensitivity analysis is obtained by using a computational code. Fume Gas
HE
Firing Gas
Combustion Air Slab movement LD
UD
Slab Cooling Water Circuit
Figure 1 Walking beam furnace
GLOBAL FURNACE MODEL In a first step a global furnace model was built. The goal of this model is to visualise and characterise the energy flows towards and away from the furnace. Q& FuG , AH
Q& LS
Q& CW
Q& RL
Q& US
Furnace + HE
Q& CA , BH
Q& FiG
Figure 2 Considered energy flows
The energy flows entering the furnace and the heat exchanger (HE) are: combustion air ( Q& CA ), firing gas ( Q& FiG ) and metal slabs loaded ( Q& LS ). The energy flows leaving the furnace and the heat exchanger are: useful energy according to metal slabs unloaded ( Q&US ), fume gas loss ( Q& FuG ), cooling water loss ( Q& ) and remaining losses CW
The
remaining
losses
(
were
defined
as:
)
Q& RL = Q& CA + Q& FiG + Q& LS − Q&US + Q& FuG + Q& CW . The efficiency of the furnace and the effectiveness of the heat exchanger were determined.
UNCERTAINTY ANALYSIS An uncertainty analysis was made on the measurements of the volume flow rate of the firing gas. Flow rates are quantified by pressure differential meters mounted over venturi tubes. The volume flow rate of the firing gas was calculated in two separate parts: an ‘offline’ and an ‘online’ part. The names refer to the manner the data are processed in the existing information system. The offline part makes the calculation according to ISO 5167 for one specific gas (cokes gas) and design circumstances. For these design parameters ( ∆po , To , Po , ρo , ϕo , d ) a volume flow rate will be obtained. In the online part the measured values ∆pw , Tw , Pw ,ϕ w , ρ w are compared with the design parameters and processed via correction factors. These correction factors will adapt the norm volume flow rate to a new norm volume flow rate according to the real operating conditions. To define the precision error of the energy flow rate, a sampling based sensitivity analysis was carried out. For this Monte Carlo analysis 10,000 samples from the chosen input distributions were taken for computation.
CONCLUSION The energy housekeeping was monitored by a global furnace model. This model shows that about 40 % of the ingoing energy will be lost. This losses were split up in cooling water loss (4%), fume gas loss (14 %) and remaining losses (22 %). It was found that the effectiveness of the heat exchanger is 0.535. The efficiency of the furnace depends strongly on the working regime. The efficiency varies between 0.49 and 0.65. By application of an uncertainty analysis it was concluded that the relative error of the energy flow rate is 1.95 à 2.5 %. This error can be reduced by taking the expansion of the measuring device into account to 1.75 à 2.2 %. This value can be further diminished to 1.2 % by doubling the accuracy of the temperature measurements. The loss of diameter of the measuring device caused by the attachment of impurities has high influence on the relative error of the energy flow rate. A diminution of 1 % in diameter will lead to an additional error of 2 %.
( Q& RL ).
v
Inhoudsopgave Hoofdstuk 1: Inleiding .....................................................................................1 1.1. Arcelor-Mittal ..........................................................................................1 1.2. Arcelor Gent.............................................................................................2 1.3. Warmwalserij ...........................................................................................4 1.4. Opwarmovens van de warmwalserij ......................................................5 1.5. Doel van de thesis..................................................................................16
Hoofdstuk 2: Ovenmodel ..............................................................................17 2.1. Inleiding .................................................................................................17 2.2. Metingen van de energiestromen ........................................................19 2.3. Resultaten ..............................................................................................29
Hoofdstuk 3: Onzekerheidsanalyse, sensitiviteitsanalyse ...................35 3.1. Inleiding .................................................................................................35 3.2. Onzekerheidsanalyse op het energiedebiet van de brandstof ...........35 3.3. Sensitiviteitsanalyse op het energiedebiet van de brandstof .............40
Hoofdstuk 4: Besluit........................................................................................45 Bijlagen ...............................................................................................................46 Bibliografie ........................................................................................................68 Figurenlijst .........................................................................................................69
vi
Symbolenlijst
d h Hu k Ln M n P ⋅
Q qm qv RF t T v
Vol%
[mm] [MJ/Nm3] [MJ/Nm3] [%] [Nm3/Nm3] [kg/kmol] [kmol] [mbar]
Diameter Enthalpie Stookwaarde Thermische uitzettingscoëfficiënt Stoichiometrische luchtbehoefte Molaire massa Aantal kmol Druk
[MJ/uur]
Energie debiet
[kg/hr] [Nm3/hr] [%] [°C] [K] [Nm3/kmol] [Nm3/Nm3]
Massa debiet Volume debiet Relatieve fout Temperatuur Temperatuur Reëel molair volume Volume percentage
[kg/Nm3] [%]
Gemiddelde Soortelijke massa Relatieve vochtigheid Verschil
Speciale karakters µ ρ φ ∆ Subscript B dp dr i ing KW L LO n NWW o OKG OV p r RG s SI SU w WG VWW
Verbrandingsgas Dauwpunt Droog Gascomponent Ingelezen Koelwater Verbrandingslucht Lucht Overschot Norm (omstandigheden) Na warmtewisselaar Ontwerp fase Ontwerp cokesgas Overige verliezen Primair resulterend Rookgas Verzadiging Ingaande slab Uitgaande slab Effectief, werkelijk Werkingsgas Voor warmtewisselaar
vii
Lijst van afkortingen
BIS
Beeld Instrumentatie Systeem
DORST
Procescomputer ovenregeling en –sturing
DSO
Door Stoot Oven
E2
Edger 2 (zijkantwalstuig WWA)
HBO
Hef Balk Oven
HNx
Beschermgas in gloeiovens KWA (mengsel van H2 en N2)
IAM
Industriële Automatisatie en Meettechniek
KWA
afdeling Koud Walserij
LD
Laaddeur
MC
Monte Carlo
OA
Onzekerheidsanalyse
OD
Ontlaaddeur
PLC
Programmable Logic Controller
R2
Rougher 2 (horizontaal voorwalstuig WWA)
RSB
Roughing Scale Breaker (ruwe oxidebreker WWA)
SA
Sensitiviteitsanalyse
SIKEL
Sidmar Klöckner Electroverzinking
STTR
3D Stapel Transfert
TTS
Turbobeitserij Tandem Sidmar
WAF
Warmband Afwerking
WW
Warmte Wisselaar
WWA
afdeling Warm Walserij
viii
Hoofdstuk 1 Inleiding 1.1. Arcelor-Mittal Na de oprichting van de NV “Sidérurgie Maritime” (afgekort Sidmar) in 1962 begon de bouw van de fabrieken in 1963 [1-3]. Vier jaar later, in 1967, werd in Vlaanderen het eerste staal gegoten. Sindsdien produceerde Sidmar méér dan 100 miljoen ton staal, dit is 1/7 van de actuele wereldjaarproductie. Sidmar groeide in 4 decennia uit tot één van de modernste staalbedrijven met een ruwstaalcapaciteit van 4,2 Mton/jaar en een warmwalscapaciteit van 5,5 Mton/jaar. Het is bovendien een industriële groep geworden die in 2002 méér dan 100 dochterondernemingen, stroomafwaartse bedrijven en participaties controleerde. Mijlpalen in die evolutie zijn de overname in 1994 van het toenmalige Oost-Duitse KLÖCKNER STAHL dat door de fusie omgedoopt werd in STAHLwerke BREMEN (SwB), en de participatie in 1997 in het Spaanse staalbedrijf ACERALIA. De 40ste verjaardag van Sidmar viel ook samen met het eerste levensjaar van ARCELOR, de nieuwe staalgroep die ontstaan is uit het Spaanse Aceralia, het Luxemburgse Arbed en het Franse Usinor. In 2004 bedroeg de (record)productie van deze eenheid 10,1 Mton ruwstaal, 9,8 Mton warmgewalste rollen, 6,1 Mton koudgewalste rollen, 3,1 Mton dompel verzinkte rollen, 423 kton elektrolytisch verzinkte rollen en 349 kton organisch beklede rollen. Onder Arcelor is Sidmar één van de 4 maritieme sites voor vlakke producten, samen met Aceralia, Duinkerke en Fos-sur-Mer. Bij het begin van 2005 is de Arcelor-groep de tweede grootste staalproducent van de wereld die in 2004 circa 43 Mton staal produceerde. Daarvan neemt Sidmar ongeveer 1/10 of 4,5 Mton voor zijn rekening. In 2005 was Mittal het grootste staalbedrijf in de wereld. Mittal ontstond in 2004 door de fusie van de LNM-groep (ISPAT) en de overname van ISG (International Steel Group. Mittal produceerde in 2004 ca. 52 Mton staal. Op het ogenblik dat deze inleiding geschreven wordt, is de fusie van Arcelor en Mittal Steel net tot stand gekomen. ArcelorMittal wordt nu de grootste staalgroep met 61 bedrijven in 27 landen. De groep neemt in zijn huidige vorm 320.000 werknemers, een zakencijfer van 55 miljard euro en 10 % van de wereld staalproductie voor zijn rekening.
1
1.2. Arcelor Gent Arcelor Gent is een maritiem staalbedrijf dat zich toelegt op het vervaardigen van warm- en koudgewalste, al dan niet beklede, vlakke producten uit laaggelegeerd koolstofstaal. Het ligt halfweg het kanaal GentTerneuzen op de rechteroever. Via deze waterweg kunnen de grondstoffen aangevoerd worden en de afgewerkte producten verscheept worden. Arcelor Gent is een geïntegreerd staalbedrijf aangezien het beschikt over alle installaties die nodig zijn om, vertrekkend van de aangevoerde grondstoffen, afgewerkte staalproducten te produceren. Arcelor Gent concentreert zich op de sector van het vlak koolstofstaal. Dit vlak koolstofstaal wordt voornamelijk in (beklede) rollen geproduceerd van ongeveer 20 ton. Dit staal behoort metallurgisch tot het extra zacht en zacht koolstofstaal met een koolstofgehalte dat voor de meeste kwaliteiten gelegen is tussen 0,02 en 0,2 %. Voor de hogere sterkte stalen kan het C-gehalte iets hoger liggen, voor de ultrazachte ontgaste staalkwaliteiten nog lager. We zetten de voornaamste kenmerken van dit plaatstaal op een rij. Deze staalproducten hebben uniforme mechanische eigenschappen (sterkte, vervormbaarheid,…) en hebben zeer enge toleranties wat betreft vlakheid en afmetingen. Bovendien kan het plaatstaal aangepast worden aan de gebruikseisen (bijvoorbeeld lasbaarheid) van de klant. Zo kan ook de zeer zuivere oppervlaktekwaliteit aangepast worden aan de toepassing van de klant. De toepassingen liggen voornamelijk in de sectoren vervoer (autocarrosserie, rollend spoorwegmaterieel, wegenuitrusting,…), vaten en metalen verpakkingen, bouwelementen (zoals trappen, plafonds en muurbekledingen, meubelen en huishoudapparaten, sanitair,…) en talrijke andere producten waarin kwaliteit en specifieke gebruikseigenschappen een hoofdrol spelen. In Figuur 1 ziet men de verschillende productiestappen die doorlopen worden om beginnende van ijzererts tot laag koolstofstaal (half)fabrikaten te komen. In de staalfabriek wordt het (van de hoogoven afkomstige) vloeibare ruwijzer gelegeerd, eventueel ontgast en continu gegoten in metalen plakken (slabs). In de warmwalserij worden de slabs terug opgewarmd en gewalst tot warmrollen. In de koudwalserij worden de warmrollen gebeitst, koudgewalst, gegloeid en eventueel in platen geknipt. De warm- en koudgewalste rollen kunnen nog bekleed of geverfd worden De tailored blank-lijn tenslotte levert lasergelaste, samengestelde vormstukken af. Voor een gedetailleerde beschrijving van die verschillende stappen verwijzen we de lezer graag naar de referenties [1], [3] en [15].
2
CONVERTOR
STAALFABRIEK
Staal PANMETALLURGIE
ONTGASSING
Bestudeerde Installatie thesis
CONTINUGIETEN Stageplaats
Plakken (Slabs)
WARMWALSERIJ
Extern
PLAKKENPARK Slabs
DOORSTOOTOVENS
VERZENDING
HEFBALKOVENS
Rollen WARMWALSLIJN Rollen (Coils)
KOUDWALSERIJ
BEKLEDING GALTEC-SIDGAL
BEITSERIJEN
TANDEM
BEKLEDING GALTEC-SIDGAL DECOSTEEL 2
TTS
HNXGLOEIEN
WATERSTOFGLOEIEN
CONTINUGLOEIEN HARDINGSWALSERIJ
HARDINGSWALSERIJ
BEKLEDING SIKEL OVERWIKKELBANEN TAILORED BLANK
KNIPBANEN Platen VERPAKKING Samengestelde blanks VERZENDING Koudgewalste(beklede / geverfde) rollen Geknipte (beklede) platen Figuur 1: Schematische weergave productieproces
.
3
1.3. Warmwalserij De warmwalserij wordt gevoed vanuit de staalfabriek met continu gegoten plakken. Zie figuur 1. Deze worden in het plakkenpark gekoeld en behandeld: dit is controleren, schoonbranden en snijbranden. Vervolgens worden ze in het plakkenpark gestapeld. Zie figuur 2.
Schoonbranderij
Plakkenpark
Laadmachine
Ontlaadmachine
Hefbalkoven
Oxidebreker
Verticaal Horizontaal Walstuig
Figuur 2: Situering van de opwarmovens tussen schoonbranden en voorwalsen
Daarna worden ze geselecteerd voor de warmwalslijn in overeenstemming met de vraag en het ritme van de warmwalslijn. Deze is afhankelijk van de staalkwaliteit en de samenstelling van het orderboek. In de warmwalserij is een rudimentaire tiendaagse planning. Die tiendaagse planning geeft aan welke formaten gewalst mogen worden tussen twee walsenwisselingen. De eerste vier dagen zal men breed, niet al te dun materiaal wensen te walsen. De laatste drie dagen zal men enkel nog smal materiaal walsen en in de tussenperiode walst men alle formaten. De ovens, waarin de plakken eerst opgewarmd moeten worden tot ± 1250 °C, bevinden zich in het productieproces vóór de warmwalslijn. Deze ovens worden overeenkomstig voorgenoemde de warmwalslijnplanning geprogrammeerd. De opgewarmde plakken, ca. 220 mm kouddikte, worden eerst ontdaan van oxides in de oxidebreker RSB en daarna in het omkeerbaar (reversibel) voorwalstuig E2/R2 uitgewalst tot een dikte van 30 à 55 mm in 5 (soms 7) passen. Figuren 2 en 3 tonen een overzicht van voorvermelde installaties. In voorwalstuig R3 wordt de plaat in één pas verder gereduceerd tot een dikte van 30 à 40 mm. De voorgewalste plaat gaat over de rollenbaan naar de eindwalsgroep bestaande uit de schaar, oxidebreker FSB en 7 walstuigen. De uitgewalste band wordt afgekoeld in de koelbaan en opgewikkeld tot bobijnen of coils op één van de drie beschikbare haspels. Daar worden ze eventueel nog bijgeknipt (inspectiestuk van 5m) en vervolgens gewogen. De coils worden verstuurd naar de warmbandafwerking (WAF), de koudwalserij of direct naar externe klanten. Zie figuur 1 en 3.
4
Horizontaal
Verticaal
Voorplaat koeling
Oxidebreker Voorwalstuig 2
Schaar
Oxidebreker
Voorwalstuig 3
Oppervlakte Koelrollenbaan inspectie
Oppervlakte inspectie Opwikkelhaspels
Eindwalstuigen
Draaistoel
Schaar Transportbalk
Bindmachine Afvoertranportketting
Inspectie- en conditioneerstation
Figuur 3: Schematisch overzicht warmwalslijn
1.4. Opwarmovens van de warmwalserij De warmwalsafdeling beschikt over vier opwarmovens. Twee hefbalkovens (HBO) en twee doorstootovens (DSO). Zie figuur 4. De vier ovens vervullen dezelfde functie maar verschillen qua constructie. De opwarmovens worden gebruikt om de stalen plakken (±11 x 1 x 0,2 m) die in de staalfabriek continu gegoten werden terug op te warmen tot de gewenste warmwalstemperatuur (± 1250 °C) zodat deze verder bewerkt kunnen worden tot rollen of platen. De opwarming van de plakken dient snel, homogeen en met een minimaal energiegebruik te gebeuren. De homogene opwarming is belangrijk om walstechnische redenen en om een uniforme diktebeheersing van de warmband te bekomen In normale bedrijfsomstandigheden zijn de 2 hefbalkovens in dienst. In elke hefbalkoven wordt 450 ton/uur slabs opgewarmd, in elke doorstootoven is dat ongeveer 220 ton/uur. Beurtelings wordt een plak gelost uit één van de beide hefbalkovens. In geval een HBO wegens onderhoud of defect buiten dienst is, staan de DSO’s gebruiksklaar en wordt er beurtelings ontladen uit de HBO en uit een DSO.
5
1. Koelbakken 2. Portaalkraan 3. Aanvoer plakken hefbalkovens 4. Inspectie ultrasoon 5. Laadrollenbaan hefbalkovens 6. Coördinatiecentrum plakkenpark 7. Hefbalkovens 8. Laadmachines hefbalkovens 9. Ontlaadmachines 10. Kleedkamer 11. Laadmachines doorschuifovens 12. Doorschuifovens 13. Plakkenpark en schoonbranderij 14. Laadrollenbaan DSO 15. RSB 16. Atmosferische koelers 17. Pompenzaal 18. Omkeerwalstuig E2/R2 Figuur 4: Lay-out van de opwarmovens t.o.v. het plakkenpark en het begin van de walslijn
1.4.1. Aanvoer van de plakken en laden in de oven De plakken, afkomstig uit het plakkenpark, die bestemd zijn voor de HBO worden als stapels met de loopkraan op de aanvoertafel STTR (3D STapel TRansfert) geplaatst. Zie (A) in figuur 5. Een hefbalksysteem verplaatst de stapels naar de heftafel (zie (B) in figuur 5) die ervoor zorgt dat de stapels opgetild worden tot op de hoogte van de toevoerrollenbaan. De klaarhangende tang van de ontstapelkraan neemt een plak van de stapel en legt die op de toevoerrollenbaan. In de ontstapelkraan wordt de breedte, de lengte en het gewicht van de plakken gecontroleerd om materiaalverwisseling te vermijden. Eens de stapel volledig weggenomen is, daalt de heftafel en ontvangt die de volgende stapel. Sinds 2005 voorziet men ook het warm (700°C) laden van 25% van de totale lading van de oven, men noemt dit ‘Hotcharging’. Dit zorgt voor een aanzienlijke energiebesparing in de ovens.
Figuur 5: Zicht op aanvoertafel STTR en heftafel
6
Figuur 6: Toevoerrollenbaan en borstelmachine
Figuur 7: Toevoerrollenbaan voor de ovens 3 en 4
De plakken bestemd voor een welbepaalde oven worden met behulp van een kraan uit hun opslagzone opgepikt en één na één op de toevoerrollenbaan gelegd. De laadrollenbaan is uitgerust met een borstelmachine en een perslucht-afblaasinstallatie. Hierdoor wordt vermeden dat vuil op de plakken blijft liggen;
dit vuil zou eventueel kunnen zorgen voor een slechte opwarming. Vandaar rollen ze tot de
geprogrammeerde oven. Vervolgens worden ze door de laadmachine in de oven geplaatst. De laadmachine wordt hydraulisch (verticaal) en elektrisch (horizontaal) aangedreven. Het principe wordt weergegeven in figuur 8.
Figuur 8: Laadmachine van de oven
1.4.2. Oven en warmtewisselaar De walsbare plakken worden opgewarmd in een horizontale tunneloven met een rechthoekige doorsnede waarvan de breedte overeenkomt met de lengte van de plakken. De maximale plaklengte bedraagt 11 m en de ovenbreedte is 11,2 tot 11,6 m. De lengte van de ovens is verschillend: 32 m voor de beide DSO en 64 m voor de beide HBO. Het grote constructieve verschil tussen beide oventypes is het transportsysteem van de plakken in de oven: • In de HBO liggen de plakken op een korte afstand (5 à 10 cm) van elkaar. Ze worden ondersteund door een watergekoelde en geïsoleerde draagconstructie die als een aan elkaar gekoppeld geheel in de oven verplaatst wordt over de breedteafstand van een plak op het ogenblik dat er een plak geladen en gelost wordt. • In de DSO schuiven de plakken in hun lengterichting tegen elkaar aan op een draagconstructie van 6 watergekoelde glijbuizen. Het verplaatsen gebeurt telkens wanneer aan de laadzijde een plak in de oven geduwd wordt, terwijl op hetzelfde ogenblik aan de loszijde een plak uit de oven ontladen wordt.
7
De verblijftijd van de plakken in de oven bedraagt 130 à 140 minuten bij normaal walsregime. Het opwarmen gebeurt normaal in een oxiderende atmosfeer (verbranding met luchtoverschot) zodat op het oppervlak van de plak een oxidelaag gevormd wordt. De oven is ingedeeld in een aantal regelzones waarin zich een aantal gas- of fuelbranders bevinden. Elke zone is voorzien van thermokoppels waarmee wand- en zonetemperaturen gemeten worden. De plaktemperatuur zelf wordt in de oven niet gemeten omdat een correcte meting niet mogelijk is vanwege de oxidelaag. Daarom wordt de plaktemperatuur op elke plaats in de oven berekend door een computermodel. De gewenste zonetemperatuur wordt via de interface op een scherm ingegeven door de ovenoperator op een manuele ovenregeling. De ovenregeling kan ook automatisch gebeuren met een computergestuurd ovenmodel. Afhankelijk van de vereiste walstemperatuur (belangrijke parameter van de metallurgische programmering) kan de ontlaadtemperatuur van de plak uit de oven variëren tussen 1.100 °C
en 1.250 °C. Tijdens het walsproces is de staart van de plak langer onderhevig aan afkoeling. Om dit temperatuurverlies te compenseren worden de zonetemperaturen op de staart van de plak ongeveer 20 °C hoger ingesteld dan op de kop. De oven die in dit werk verder bestudeerd zal worden is oven 3, dit is een oven die werkt met het hefbalkprincipe. Figuur 9 toont schematisch een langsdoorsnede van een HBO.
Slab
Branders Doorwarmzone
Verwarmzone
Voorverwarmzone
Rookgasuitgang
Inloopzone Laadzijde
Ontlaadzijde
Waterslot
Translatiebalk
Hefbalk
Figuur 9: Langsdoorsnede van een HBO
Oven 3 is 11,4 m breed en 64 m lang. De hefbalken strekken zich uit over de ganse ovenlengte. De ovenromp is een 5 mm dikke staalplaat die ter hoogte van de branders zelfs 10 mm dik is. De hoofddraagstructuur is opgebouwd uit aan elkaar gelaste profielen. De structuur van het ovendak bestaat uit zware profielen die de vuurvaste bekleding van het gewelf dragen. De ovenhaard bestaat uit langsliggers die de dwarsbalken en de draagplaten van de vuurvaste bekleding dragen. Bovenop alle balken zijn draagruiters gelast die vervaardigd zijn uit refractair UMCO staal (50 % Cobalt). Hierop rusten de plakken. Om koude stroken in de opgewarmde plakken (skidmarks) tengevolge van het contact met de draagruiters te beperken, zijn alle balken over de laatste 18 m divergerend uitgevoerd t.o.v. de lengteas van de oven. De oven is uitgerust met laad- en watergekoelde ontlaaddeuren. Deze verzekeren door hun aangepaste constructie een maximale ovendichtheid. Het is een gelaste en versterkte plaatconstructie.
8
De ovens zijn uitgerust met een warmtewisselaar om de warmte uit de rookgassen te recupereren en daarmee de verbrandingslucht voor te verwarmen. De energierecuperatie gebeurt telkens via een of meerdere warmtewisselaars of recuperatoren;
deze zijn opgesteld in de rookgasafvoerleidingen of in de
schoorste(e)n(en). De koude verbrandingslucht wordt buitenaf aangezogen. Het debiet van de verbrandingslucht wordt geregeld door twee ventilatoren V1 en V2 telkens in combinatie met een vaantjesregeling. Zie figuur 12. Een deel van de aangezogen koude lucht wordt benut als koeling voor de schouwklep die in de afvoerschouw van de rookgassen gemonteerd staat. De klep wordt zo beschermd tegen te hoge temperaturen. In de warmtewisselaar wordt de koude verbrandingslucht dan voorverwarmd. De verbrandingslucht wordt door een groep hangende pijpenbundels (zie figuur 10) door de rookgaskapel (zie figuur 11) geleid. De opgewarmde verbrandingslucht wordt vervolgens afgevoerd naar de collector voor warme lucht. Om deze collector te beschermen tegen te hoge drukken werd een overdrukflens voorzien. Vanuit de warmeluchtcollector wordt de voorverwarmde verbrandingslucht dan naar de verschillende branders van de ovenzones gevoerd. In de toevoerleiding van elke zone wordt het debiet geregeld door middel van een stelklep (weergegeven voor één zone in figuur 12). De rookgassen afkomstig van de verbranding van de brandstof worden via het rookgassenkanaal naar de rookgaskapel gevoerd. Indien de temperaturen van het rookgas te hoog oplopen kan men verdunlucht
toevoegen. Globaal koelen de rookgassen in de warmtewisselaar (zie figuur 10) van 500 à 800 °C aan de rookgasuitgang van de oven af tot 250 à 450 °C aan de uitgang van de warmtewisselaar. De verbrandingslucht wordt van buitentemperatuur in diezelfde warmtewisselaar door de rookgassen voorverwarmd tot 300 à 450 °C.
Verbrandingslucht voor WW 20 °C
Verbrandingslucht na WW
Rookgas voor WW
Rookgas na WW 300 °C
500 °C
520 °C
675 °C
Rookgaskapel
Figuur 10: Schema warmtewisselaar oven 3
Figuur 11: Warmtewisselaar oven 3
9
Figuur 12: Schema warmtewisselaar oven 3
10
1.4.3. Plakkentransport doorheen de oven De slabs liggen evenwijdig met elkaar op een afstand van 5 à 10 cm op 6 vaste en 4 beweegbare hefbalken. Ovenruimte
Plak
Brander
Deur
Vaste balk (6) Beweegbare balk (4)
Translatiechassis Waterslot
Juk Hellend vlak + wielgroep
Stijve plaat
Figuur 13: Dwarsdoorsnede HBO met translatiechassis
De beweging van de slabs wordt verzekerd door drie hydraulische cilinders aan de laad- en aan de ontlaadzijde. Deze hydraulische cilinders zorgen voor de verticale beweging van het translatiechassis (1-2-4-5 op figuur 15) waarop de draagstructuur met de hefbalken voor de horizontale verplaatsing rust (3-6 op de figuur 15).
3
1
5
6
2
4
Figuur 14: Hefchassis met hellende vlakken en draagwielen
Figuur 15: Schema bewegingen translatiechassis
11
Het heffen gebeurt door de hydraulische cilinders die elk een hefchassis, uitgerust met een reeks wielgroepen aandrijven. Bij Translatiechassis
de hefbeweging worden de twee buitenste van drie concentrisch op dezelfde as gemonteerde wielen (zie figuur 15) door de hydraulische zuiger over een hellend vlak omhoog getrokken worden. Hierbij rolt het middelste wiel over het translatiechassis dat hierdoor enkel een verticale beweging maakt. Op dat ogenblik gaan de vier hefbalken gelijktijdig omhoog over de ganse ovenlengte. De lengte van translatie van een translatiestap bedraagt ongeveer 600 mm. De HBO beschikt over twee translatiechassis. Dit systeem laat toe om de plakken enkel te verplaatsen die in de oven geladen of uit de oven ontladen worden. In beide gevallen wordt één transportsysteem aan één zijde van de oven (aan de ingangshelft of de uitgangshelft) uitgeschakeld. Wanneer de plakverplaatsing gebeurd is, keert het translatiechassis terug naar zijn oorspronkelijke positie. Wegens de grote ovenlengte en de relatief slappe constructie van het translatiechassis en de hefbalken is het noodzakelijk dat het chassis verankerd wordt tegen scheefloop. Dit wordt bekomen door de jukken te bevestigen aan het translatiechassis. Elk juk is voorzien van twee schijven aan beide zijden van een
Figuur 16: Schema bewegingen translatiechassis
vast opgestelde en zeer stijve plaat onder de oven. De schijven verhinderen een zijwaartse beweging. Zie figuur 13.
De ondersteuning van de vaste draagbalken staat op de ovenvloer terwijl de beweegbare hefbalken zich verplaatsen door openingen in de ovenvloer. Ze zijn vast verbonden aan meebewegende watersloten waarmee de ovenatmosfeer afgedicht wordt van de omgeving. Op die manier wordt warmteverlies en intrede van koude lucht in de oven vermeden. Oxides die via de openingen in de ovenvloer terechtkomen in de waterbakken worden door oxideschrapers afgevoerd.
Vaste balk Hefbalk
Ovenvloer
Hefbalk
Waterslot Water Oxideschraper
Waterslot
Figuur 17: Verticaal gedeelte van een hefbalk en 2 vaste balken in oven 4
Waterbak
Figuur 18: Waterslot
12
1.4.4. Opwarming van de plakken In de hefbalkovens zijn slechts over ruim een halve ovenlengte branders aangebracht. Het inloop-gedeelte aan de laadzijde, de zgn. tunnel, is extra lang gemaakt om zoveel mogelijk warmte van de rookgassen te recupereren. Zie figuur 9. De schouw(en) werd(en) aangebracht aan de zijde van de laaddeur. Het eigenlijke stookgedeelte is ingedeeld in 14 regelzones, met 163 branders voor oven 3. (Zie figuur 19.)Dit grote aantal regelzones is noodzakelijk om een goede beheersing van de oventemperatuur mogelijk te maken, gelet op de grote ovenafmetingen. Alle branders bovenaan zijn vlakstraalbranders. Zij warmen in eerste instantie het ovengewelf op, dat op zijn beurt de stralingswarmte overdraagt naar de plakken. Alle branders onderaan zijn zijbranders, behalve in de doorwarming (zones 13 en 14) en onderwarming zone 3, waar frontbranders voorzien zijn, met een vlamrichting evenwijdig met de lengteas van de oven.
Voorwarmzone
Verwarmzone 1
Verwarmzone 2
Verwarmzone 3
Doorwarmzone
Figuur 19: Branderverdeling over de verschillende regelzones in oven 3
13
Alle ovens worden gestookt met cokesgas, afkomstig van Arcelor Gent, menggas (= aardgas + hoogovengas) of ternair gas (= cokesgas + menggas). Het is mogelijk de zones 1, 2, 3, 4 en 5 met fuel te stoken. Dit gebeurt enkel in geval van aardgasbeperking of wanneer het stoken op fuel goedkoper is dan stoken op gas.
1.4.5. Het ontladen De plakken worden uit de oven gehaald met de ontlaadmachine. Het principe is ongeveer hetzelfde als bij de laadmachine. De 6 armen van de machine rijden in lage stand tussen de rollen van de ontlaadrollenbaan de oven binnen. De plak wordt opgetild, achteruit gereden en neergelegd op de ontlaadrollenbaan, die zich in het verlengde van de walslijn bevindt. Sinds enige tijd worden de deuren slechts half geopend bij de ingaande beweging van de ontlaadmachine. Alvorens de slab op te heffen, wordt de laaddeur volledig geopend. De stralingsverliezen worden hiermee gereduceerd maar werden nog niet gekwantificeerd.
Figuur 20: Ontlaadzijde oven
Figuur 21: Opgewarmde slab aan ontlaadzijde oven
1.4.6. Kwaliteitsaspecten van het ovenproces Temperatuur
Elke zone is voorzien van thermokoppels waarmee wand- en zonetemperaturen gemeten worden. De plaktemperatuur op elke plaats in de oven wordt, uitgaande van deze metingen, berekend door een computermodel.
De gewenste zonetemperaturen worden op scherm ingegeven door de ovenoperator
(werking zonder model). Elke oven is uitgerust met een complex regelsysteem dat ervoor zorgt dat de gewenste zonetemperaturen gerealiseerd worden. De bekomen ontlaadtemperatuur van de plakken kan niet correct gemeten worden omwille van de oxidelaag die op het plakoppervlak kleeft. De ontlaadtemperaturen worden daarom enerzijds berekend door het stookmodel, anderzijds door een terugrekenmodel. Dit rekenmodel berekent de ontlaadtemperatuur van de slabs via de gemeten temperatuur van de plaat na het voorwalstuig R3 (en na het afspuiten van de oxide). Om de gewenste ontlaadtemperatuur te kunnen halen, moeten alle plakken een minimale oven-verblijftijd kennen, afhankelijk van de plakdikte. Het respecteren van de minimale verblijftijden wordt verzekerd door het model mill-pacing, dat de productieritmes van ovens en walslijn optimaal op elkaar afstemt.
14
Oppervlaktekwaliteit
Naast temperaturen worden ook de hoeveelheden verbrandingslucht in de ovenzones zorgvuldig onder controle gehouden. Teveel lucht geeft aanleiding tot een zeer dikke oxidelaag op de plakken die er ook afvalt bij het eerste contact met de doorwarmvloer. Te weinig lucht geeft een te dunne oxidelaag. Bij geen of een te dunne oxidelaag gaat het smerend effect van de oxides tussen plakken en doorwarmvloer verloren. De onderzijde van de plak wordt dan zeer sterk ingegroefd door alle mogelijke oneffenheden op de vloer. Dit kan aanleiding geven tot de gevreesde ovenmerken en ovenschilfers op het eindproduct. Figuur 22 toont merken (= groeven) in een plak. Een dunne oxidelaag is meestal moeilijker van de plak te verwijderen in de oxidebreker. Hierdoor vergroot de kans op ingewalste oxides. Het oxidatieproces komt op gang vanaf ± 900 °C en het wordt in hoge mate versterkt door een hoge oventemperatuur en verblijftijd van de slab in de oven.
Figuur 22: Gegroefd slaboppervlak
15
1.5. Doel van de thesis De opwarmovens van de warmwalsafdeling (WWA) van Arcelor-Mittal Gent zijn zeer grote energieverbruikers (grootteorde 400 MW). Een optimalisering daarvan heeft een groot winstpotentieel. Deze optimalisatie
moet
steunen
op
een
betrouwbare
energieverbruikmeting
en
-rapportering.
De
energieverbruikmeting moet daarbij toepasbaar zijn voor wisselende brandstoffen (namelijk verschillende gassen) in verschillende werkingsomstandigheden. De druk van het gasnet, de temperatuur, de vochtigheid, de verbrandingswaarde en de luchtbehoefte zijn variabel. De debietmeting van het brandstofgas moet gerelateerd worden aan het tonnage slabs dat moet opgewarmd worden om zo te komen tot een specifiek energieverbruik per ton ontladen slabs. Er wordt een analyse gemaakt van het stookproces van de ovens en de daarvoor aangewende installaties. Om een beter inzicht te krijgen in de totale energiehuishouding van de oven en de warmtewisselaar zal een ovenmodel opgesteld worden. Dit ovenmodel zal de verschillende energiestromen van de energiehuishouding begroten. De uitdrukkingen die de energiestromen karakteriseren worden opgesteld en geïmplementeerd in het ovenmodel. Het rendement van de oven, de effectiviteit van de warmtewisselaar en het verbruik per ton ontladen slabs kunnen vervolgens bepaald worden. Vanuit het opgestelde ovenmodel wordt er dan gefocust op het brandstofdebiet. Er zal een inschatting gemaakt worden van de onzekerheidsgrenzen van de metingen van de invloedsparameters. Via een onzekerheidsanalyse zal dan de onzekerheid van het geregistreerde energiedebiet bekomen worden. Via een sensitiviteitsanalyse zullen de invloedsparameters geëvalueerd worden. De resultaten en het opgestelde model kunnen dienen als werkinstrument voor de procesingenieurs van de warmwalsafdeling die voortdurend werken aan een verdere optimalisatie van het energieverbruik van de opwarmovens.
16
Hoofdstuk 2 Ovenmodel 2.1. Inleiding De eerste stap om een systeem te besturen, bestaat erin een model te bouwen. De noodzaak om een model te bouwen werd door Rosenbluth [10] als volgt omschreven: ‘Geen enkel wezenlijk deel van het universum is van die aard dat het begrepen en gecontroleerd kan worden zonder abstractie. Abstractie betekent dat een deel van het universum te beschouwen is via een gelijkaardig model, maar eenvoudiger van structuur. Modellen zijn m.a.w. een centrale noodzaak van een wetenschappelijke procedure.’ Het wetenschappelijke model is een abstractie van het werkelijke systeem die een basis zal vormen voor de voorspelling en controle van dat systeem. Gezien de hoge energiebehoefte die deze opwarmovens in het productieproces behelzen (met bijhorende aandeel in de totale productiekost), ,is een degelijke kennis van de aanwezige energiestromen wenselijk.
Rookgas
WW
Verbrandingsgas
Verbrandingslucht
LD
OD
Slab Koelwater circuit
Figuur 23: Hefbalkoven
17
Er werd een model opgesteld waarin de energiestromen benoemd en begroot worden. Er wordt een controlevolume afgebakend dat de hefbalkoven (HBO) en de warmtewisselaar (WW) incorporeert. In een black boxvoorstelling ziet het geheel er als figuur 24 uit. Aangezien de warmte wisselaar mee in rekening werd gebracht, wordt bij de ingaande energiestromen het energiedebiet van de verbrandingslucht voor de warmtewisselaar beschouwd. Bij de uitgaande energiestromen zal men om diezelfde reden het energiedebiet van de rookgassen na de warmtewisselaar beschouwen.
Q& OV
Q& RG , NWW
Q& KW
Met:
Q& : Energiedebiet [MJ uur ] B: Brandstof
Q& SI
Q& SU
HBO + WW
KW: Koelwater NWW: Na WW OV: Overige verliezen RG: Rookgas SI: Ingaande slabs SU: Uitgaande slabs VL: Verbrandindingslucht
Q& VL ,VWW
Q& B
Figuur 24: Hefbalkoven & warmtewisselaar
De energiedebieten ( Q& ) naar de oven en warmtewisselaar toe zijn afkomstig van: - brandstof (B) - verbrandingslucht (VL,VWW) - geladen slabs (SI) De energiedebieten ( Q& ) die oven en warmtewisselaar verlaten werden benoemd als: - nuttige energie opgenomen door de ontladen slabs (SU) - rookgasverlies (RG,NWW) - koelwaterverlies (KW) - overige verliezen (OV) De overige verliezen werden gedefinieerd als:
(
Q& OV = Q& B + Q&VL ,VWW + Q& SI − Q& SU + Q& RG , NWW + Q& KW
)
(1)
De overige verliezen worden veroorzaakt door lekken ( de oven staat op een lichte overdruk), thermische conductie door de ovenwanden en het openen van de ovendeuren wanneer slabs geladen en ontladen worden.
18
2.2. Metingen van de energiestromen De energiedebieten ( Q& ) worden bekomen via de vermenigvuldiging van het volumedebiet (qv) met de enthalpiewaarde (h). Voor de gasvormige fluïda wordt het volumedebiet opgemeten door een verschildrukmeting. Het gemeten debiet wordt dan gecorrigeerd. Hiertoe moet men de werkelijke temperatuur, druk en soortelijke massa vergelijken met de ontwerpomstandigheden. De metingen voor elk energiedebiet afzonderlijk worden in volgende paragraaf besproken. De registratie van de metingen gebeurde om de 10 seconden. Deze meetwaarden werden dan uitgemiddeld per 3 minuten. De afgeleide waarden (zoals bijvoorbeeld enthalpy, stookwaarde, soortelijke massa, …) werden eveneens elke drie minuten berekend. Er wordt verondersteld dat alle meetwaarden 100 % accuraat zijn. Er worden met andere woorden geen fouten op meetresultaten en –principes in rekening genomen. Het meetinterval begint op 01/03/07 om 11.00u en stopt diezelfde dag om 19.00u. Dit interval werd gekozen omwille van de verschillende regimes die tijdens deze uren aan bod komen: in het begin (11u) worden nagenoeg geen slabs geladen of ontladen, tegen het einde (18u) worden er een vijftiental slabs geladen en ontladen per uur. Tussenin doet zich vanzelfsprekend een overgangsregime voor. Tijdens de metingen werd de oven enkel op gasvormige brandstoffen gestookt. De luchtfactor-regeling werd ingesteld op een waarde van 1.1. D.w.z. 10% luchtovermaat ten opzichte van de stoïchiometrisch benodigde luchthoeveelheid. De O2-zone beveiliging werd eveneens uitgeschakeld. Deze controleert onder normale werkingsomstandigheden de hoeveelheid O2 in de oven. De volledige warmtewisselaar werd benut (geen bypass) en er werd geen verdunlucht toegevoegd. De hoeveelheid rookgas aan de ingang van de warmtewisselaar is dus gelijk aan de hoeveelheid rookgas na de warmtewisselaar.
2.2.1. Metingen van de ingaande energiestromen
Brandstof Aan de brandstofzijde werd enkel gas als brandstof in overweging genomen. De energie-inhoud van de gasstroom berekend worden als:
Q& B = qv , B × (hB + Hu B )
(2)
Hiertoe dienen het volume debiet van het gas, de enthalpie van het gas en de verbrandingswaarde van het gas gekend te zijn. Deze worden ofwel gemeten, ofwel berekend op basis van de samenstelling van het gas. Volumedebiet:
Het volumedebiet brandstofgas
qv ,B wordt bepaald door een verschildruk meting over een venturi die in de
toevoerleiding van elke zone staat. Het werkingsprincipe van een verschildruk opnemer [4] is gebaseerd op de relatie tussen massadebiet en de drukval ∆P = P1 − P2 langs het stroompad (met subscript 1, 2 voor up-, resp. downstream).
q m ≈ ∆P
(3)
19
De interne verandering van het stroompad door de lokale versmalling zal een meetbare drukval veroorzaken langsheen de stroomlengte. Deze drukval is deels te wijten aan het Bernouilli-effect (snelheid omgekeerd evenredig met de druk) en deels aan verliezen. Verschildrukmeters die gebruik maken van een lokale reductie van het doorstroomoppervlak om zo een drukval te bekomen noemt men obstructiemeters. De doorgangvernauwing wordt ofwel gecreëerd door een meetflens (orifice) of door een venturi.
Figuur 25: Venturi
Figuur 26: Meetschijf
Voor de gasdebietmeting maakt men gebruik van een venturi omdat deze minder snel vervuild raken. De venturi’s werden ontworpen, gemaakt en geplaatst volgens de ISO-standaarden [5-8]. Het resultaat van de verschildrukmeting in combinatie met de gekende soortelijke massa van het gas geeft dan het volume debiet van de gasstroom.
qv ≈
∆P
(4)
ρ
Het geregistreerde gasdebiet wordt gecorrigeerd naargelang de verschillen in druk, temperatuur, soortelijke massa en relatieve vochtigheid
t.a.v. het norm cokesgasdebiet onder ontwerpomstandigheden. In het
opgestelde ovenmodel werden de norm cokesgas debieten uitgerekend via uitdrukkingen conform ISO 5167. Uit deze normen volgt dat het norm volumedebiet onder ontwerpomstandigheden (qv,o,n). Dit normdebiet wordt via toepassing van de ideale gaswet aangepast naar de werkelijk heersende druk en temperatuur en de werkelijke soortelijke massa van het brandstofgas bij de gemeten verschildruk. De uitwerking van bijhorende uitdrukkingen vindt men in bijlage A. Hieruit volgt het volumedebiet van het werkingsbrandstofgas (q v,B) :
q v , B = q v ,o , n
Pw To Po Tw
Mo Mw
∆Pw ∆Po
(5)
De ontwerptemperatuur (To) voor het brandstofgasdebiet is 50 °C, de ontwerp overdruk (Po ) is gelijk aan 75 mbar. De ontwerp verschildruk (∆Po ) bedraagt 10 mbar behalve voor ovenzone 4; daar bedraagt de ontwerp verschildruk 14 mbar (aangezien daar een verschildrukomvormer met een ander bereik gebruikt wordt). Het volume debiet onder norm omstandigheden (qv,o,n) verschilt voor elke ovenzone afhankelijk van de afmetingen van de venturi. De werkelijke druk, temperatuur en verschildruk werden gemeten. De soortelijke massa wordt in de volgende punten besproken.
20
Correctie soortelijke droog gas Indien men enkel rekening houdt met het droge gas, dan gebruikt men uitdrukking (6) die de droge soortelijke massa van het ontwerp cokesgas en de droge soortelijke massa van het werkelijke gas bij normcondities met elkaar vergelijkt.
ρ o,dr ,n ρ w,dr ,n
Mo = Mw
(6)
De soortelijke massa van het ontwerp cokesgas (ρo,dr,n) bedraagt 0,4130 kg Nm3 . De soortelijke massa van het droge gas (ρw,dr,n) wordt bepaald met behulp van de metingen van een massa spectrometer. Dit meettoestel bepaalt de volumepercentages van: H2, N2, O2, CO, CO2, CH4, C2H4, C2H6, C3H8, C4H10, C5H12, C6H6, H2S en SO2 van een gedroogd gasmonster. Het niet in rekening brengen van H2O wordt later gecompenseerd door de meting van de dauwpuntstemperatuur. De som van de geregistreerde volumepercentages bedraagt meer dan 99,99 %. De soortelijke massa van het gas wordt dan bepaald als:
ρ w,dr ,n = ∑ i
(Vol % )i × ρi ( ) Vol % ∑ i
(7)
i
De waarden van de soortelijke massa’s van de individuele moleculen vindt men terug in bijlage B. Correctie soortelijke massa inclusief relatieve vochtigheid Indien ook de relatieve vochtigheid bij de correctie voor de soortelijke massa in rekening genomen wordt, dient men volgende uitdrukking te gebruiken:
Mo = Mw
ρ o ,n ρ w,n
(8)
De soortelijke massa van het ontwerp brandstofgas (ρo,n) bij normomstandigheden wordt bepaald door de uitdrukking:
ϕ o Ps ,o
Po
ρ o ,n = ρ o ,dr ,n 1 −
+
ϕ o Ps ,o Po
× ρ H 2O ,n ×
Po Tn Pn To
(9)
De uitwerking van uitdrukking 9 vindt men in bijlage C. Bij ontwerp gaat men ervan uit dat het brandstofgas een relatieve vochtigheid (φo) van 100 % heeft. De verzadigingsdruk bij ontwerpomstandigheden (pS,o) bedraagt 20 mbar. Zo zal ook de soortelijke massa van de werkelijke brandstof onder normvoorwaarden:
ϕ w Ps ,w
Pw
ρ w,n = ρ w,dr ,n 1 −
(
+
ϕ w Ps ,w
Met ϕ w Ps , w = PH 2O , w = f Td ,w
Pw
× ρ H 2 O ,n ×
Pw Tn Pn Tw
)
(10) (11)
Voor het werkelijke gas wordt de partieeldruk van de waterdamp PH20,w uitgerekend met behulp van de gemeten dauwpuntstemperatuur. De uitdrukking vindt men terug in bijlage C. Het is belangrijk dat hier de brandstoftemperatuur Tw gebruikt wordt die geregistreerd werd ter hoogte van de dauwpuntmeting. Dit is nodig gezien de grote verschillen tussen de temperatuurwaarden geregistreerd ter hoogte van de gascollector (dit is de algemene gastoevoer) en de temperatuurwaarden geregistreerd ter hoogte van de dauwpuntmeting. Zie bijlage D.
21
Enthalpie en stookwaarde: Via de gassamenstelling bepaald door de massaspectrometer kan met de kennis van de gastemperatuur de
enthalpiewaarde
h=
hB van het brandstofgas berekend worden.
∑ i
(Vol % )i × h i ∑ (Vol % ) i i
(12)
hi = f (T , i ) waarbij hi de enthalpie van elke gasmolecule is. Zie bijlage E. De stookwaarde van het brandstofgas
(13)
Hu B wordt eveneens bepaald via de gemeten vol%. Er wordt gerekend
met de onderste stookwaarde aangezien de verbrandingsgassen al het water in dampvorm bevatten. De onderste stookwaarde van het verbrandingsgas (Hu) wordt bekomen door:
Hu = ∑ (ni × Hui )
(14)
i
Met ni het aantal kmol per m3 van elke gasmolecule onder normomstandigheden en Hui de onderste stookwaarde van elke molecule. Het aantal kmol per m3 van elke gasmolecule onder normomstandigheden wordt berekend via de gemeten vol% en het reëel molair volume (vi). ni =
(Vol % )i vi ∑ (Vol %)i
(15)
i
7,00E+05
Energiedebiet [Mj/uur]
6,00E+05 Brandstofgas 5,00E+05 4,00E+05 3,00E+05 2,00E+05
Verbrandingslucht
1,00E+05 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 27: Energiedebiet van het brandstofgas [MJ / uur]
Het geregistreerde brandstof energiedebiet is sterk afhankelijk van het aantal geladen slabs. Zie figuur 27 en 28. In het begin worden nagenoeg geen slabs in de oven geladen. Aan het einde van de beschouwde periode wordt een tiental koude slabs per uur in de oven geladen. Het gasdebiet verhoogt aanzienlijk om de energieinhoud van de oven op peil te houden.
22
16 14 12 Slabs In
Aantal
10
Slabs Uit
8 6 4 2 0 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 28: Aantal geladen en ontladen slabs
Verbrandingslucht
Q& L = qv , L × hL
(16)
De energetische inhoud van de verbrandingslucht die wordt toegevoegd aan de oven wordt bekomen door de vermenigvuldiging van het volumedebiet met de enthalpiewaarde van die verbrandingslucht. Zie (16). De metingen en berekeningen van zowel debiet als enthalpie verlopen zoals bij de brandstof. De constante in uitdrukking (A4) (zie bijlage A) zal nu op een iets andere wijze berekend worden aangezien de meting gebeurt over een meetflens (figuur 25) in plaats van over een venturi. Een bijkomend verschil is dat de samenstelling van de lucht niet opgemeten wordt door een massa-spectrometer, maar constant is verondersteld (zie bijlage B) en dat er geen dauwpuntmeting uitgevoerd wordt op de verbrandingslucht. Het opgemeten debiet zal enkel voor druk en temperatuur gecorrigeerd worden ten aanzien van het norm volume debiet bij ontwerp. 9,00E+04
Energiedebiet [MJ/uur]
8,00E+04
Verbrandingslucht na WW
7,00E+04 6,00E+04 5,00E+04 4,00E+04 3,00E+04 2,00E+04 Verbrandingslucht voor WW
1,00E+04 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 29: Energiedebiet van de verbrandingslucht [MJ / uur]
Het energiedebiet van de verbrandingslucht volgt dezelfde trend als het energiedebiet van het brandstofgas. De verhouding tussen beide energiedebieten zal echter niet constant zijn onder andere aangezien de samenstelling van het verbrandingsgas en bijgevolg de luchtbehoefte voor het verbrandingsgas wijzigt. In figuur 29 ziet men duidelijk de invloed van de warmtewisselaar op de koude verbrandingslucht.
23
Geladen slabs Q& SI = qv , SI × hSI
(17)
De energie die de oven binnenkomt via de geladen slabs wordt bekomen door het volume van elke slab te vermenigvuldigen met de enthalpie van die slab. Koudlengte, -breedte en –hoogte zijn gekend. De enthalpie van de slabs werd berekend door de enthalpie van ijzer (zie bijlage E) te bepalen bij de gemeten laadtemperatuur. Indien de slabs koud geladen worden, wordt de laadtemperatuur gelijk verondersteld aan 20 °C.
Energiedebiet [MJ/uur]
6,00E+04 5,00E+04 4,00E+04 Geladen slabs 3,00E+04 2,00E+04 1,00E+04 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur
Figuur 30: Energiedebiet geladen slabs [MJ / uur]
De verhouding van het energiedebiet van de geladen slabs (figuur 30) en het aantal geladen slabs (figuur 28) is niet constant aangezien de grootte van elke geladen slab verschilt. Ook de laadtemperatuur kan verschillen en geeft aanleiding tot een andere enthalpiewaarde.
2.2.2. Metingen uitgaande energiestromen
Ontladen slabs Q& SU = qv ,SU × hSU
(18)
De metingen en berekeningen voor de ontladen slabs zijn gelijkaardig aan die van de geladen slabs. Enkel de temperatuur van de uitgaande slabs wordt niet rechtsreeks gemeten bij het ontladen. De slabtemperatuur wordt verderop in het productieproces gemeten en via recurrente berekening bekomen. Zie paragraaf 1.4.6. Dit resulteert in de getalwaarden terug te vinden in [16] onder de noemer TTRGGWG.
24
4,50E+05
Energiedebiet [MJ/uur]
4,00E+05 3,50E+05 3,00E+05
Ontladen slabs
2,50E+05 2,00E+05 1,50E+05 1,00E+05 5,00E+04 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 31: Energiedebiet ontladen slabs [MJ / uur]
Ook hier geldt dat de verhouding van het energiedebiet van de ontladen slabs (figuur 31) en het aantal ontladen slabs (figuur 29) niet constant hoeft te zijn aangezien de grootte van elke ontladen slab verschilt. Ook de ontlaadtemperatuur verschilt en geeft aanleiding tot een andere enthalpiewaarde.
Koelwater Q& CW = qm × c × ∆T
(19)
Om het aan het koelwater gerelateerde warmteverlies te bepalen, worden de temperatuur aan de ingang en uitgang van het koelwatercircuit gemeten. Het massadebiet wordt eveneens opgemeten. De warmtecapaciteit wordt berekend aan de hand van de gemiddelde temperatuur van het koelwater aangezien het temperatuursverschil maximum 8K bedraagt. Het temperatuursverschil van het koelwater aan de ingang en de uitgang van het koelwatercircuit (∆T) zal stijgen naarmate er meer gestookt wordt (zie trendlijn op figuur 32) en heeft tot gevolg dat het energiedebiet dat via het koelwater verloren gaat, stijgt. Zie figuur 33.
362 360 Koelwater uit
356 354
Koelwater in
352 350 348 346
18
17
16
15
14
13
12
344 11
Temperatuur [K]
358
Uur Figuur 32: Temperatuur koelwater [K]
25
Energiedebiet [MJ/uur]
3,00E+04 2,50E+04 Koelwater 2,00E+04 1,50E+04 1,00E+04 5,00E+03 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur
Figuur 33: Energiedebiet koelwater [MJ/uur]
Rookgas Q& RGr = qv ,RGp × hRGp + qv , LO × hLO
(20)
De energie-inhoud gerelateerd aan het rookgas bestaat uit twee delen. Een eerste deel van de energie-inhoud
& ) is afkomstig van de stoichiometrische verbranding van het van het resulterende rookgas ( Q RGr brandstofgas. Dit wordt het primaire rookgas genoemd (qv,RGp). Een stoichiometrische verbranding is het ideale verbrandingsproces waarbij de toegevoerde brandstof volledig verbrandt. De toegevoerde hoeveelheid verbrandingslucht is echter groter dan de hoeveelheid verbrandingslucht nodig voor stoichiometrische verbranding. De hoeveelheid lucht die teveel toegevoerd werd, noemt men het luchtoverschot (qv,LO). Dit is het tweede deel dat zal bijdragen tot de energie-inhoud van het resulterende rookgas. Volume debiet rookgas Het volumedebiet van het primaire rookgas wordt bepaald door de stoichiometrische verbranding van de
brandstof in combinatie met vochtige lucht te berekenen. De beschouwde rookgasmoleculen zijn N2, CO2 en H2O. Zie bijlage B. Volume debiet luchtoverschot Het volumedebiet luchtoverschot werd afgeleid uit het volume debiet verbrandingslucht (qv,L) verminderd
met het theoretisch benodigde luchtdebiet voor stoichiometrische verbranding. Dit benodigde luchtdebiet wordt bepaald via het gemeten volumedebiet brandstofgas (qv,B) en de natuurlijke luchtbehoefte van het werkings brandstofgas (LnB). De berekening van de natuurlijke luchtbehoefte van het brandstofgas is gebaseerd op meting van de vol% van het brandstofgas via de massaspectrometer en de natuurlijke luchtbehoefte van elke gasmolecule (Lni).
qv , LO = qv , L − qv , B × Ln B
(21)
( Vol % )i LnB = ∑ × Lni ∑ (Vol % ) i i i
(22)
Voor de waarden van Lni: zie bijlage B.
26
De verhouding van het werkelijk toegevoerde luchtdebiet op de hoeveelheid lucht nodig voor stoichiometrische verbranding geeft de luchtfactor (LUFA).
LUFA =
qv , L
(23)
qv , B × Ln B
Een te lage luchtfactor geeft aanleiding tot ongewenste vorming van koolstofmonoxide (CO). Een te hoge luchtfactor leidt tot dalende efficiëntie van de branders. Zie figuur 34. Het verloop van de opgemeten luchtfactor vindt men in figuur 35. Efficiëntie [%] CO [ppm x 10^3] CO
78
Efficiëntie
20 76
Optimale luchtovermaat 15
74 10 72 5 70 Luchtfactor 0,90
0,95
1
1,05
1,10
1,15
1,20
Figuur 34: Invloed luchtfactor
1,16 1,14 1,12 Luchtfactor
1,10 1,08 1,06 1,04 1,02 1,00
18 u
17 u
16 u
15 u
14 u
0,98 Uur
Figuur 35: Luchtfactor
Enthalpie De enthalpie waarden van het primaire rookgas en het luchtoverschot werden berekend in overeenstemming
met de berekende chemische samenstelling van het rookgas enerzijds en de gemeten rookgastemperatuur aan de uitgang van de warmtewisselaar anderzijds. Zie bijlage F.
27
1,80E+05
Energiedebiet [MJ/uur]
1,60E+05 1,40E+05 1,20E+05
Rookgassen voor WW
1,00E+05 8,00E+04 Rookgassen na WW
6,00E+04 4,00E+04 2,00E+04 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur
Figuur 36: Energiedebieten van de rookgassen voor en na de WW [MJ/uur]
Het energiedebiet van de rookgassen is aanzienlijk groter voor de warmtewisselaar dan het energiedebiet erna door de voorverwarming van de verbrandingslucht.
Overige verliezen De sluitterm die men bekomt door het verschil te nemen van de som van de ingaande energiestromen (brandstof, verbrandingslucht en ingaande slabs) en de som van de uitgaande energiestromen (rookgas, koelwater en uitgaande slabs) werd overige verliezen genoemd. Zie uitdrukking (1). Het energiedebiet gerelateerd aan die overige verliezen fluctueert zeer sterk. Er werd gepoogd om dit energiedebiet te koppelen aan de frequentie van het openen en sluiten van de laad- en ontlaaddeuren van de oven. Er werd echter geen bevredigende correlatie gevonden. Figuur 37 toont het energiedebiet van de overige verliezen. Er werd ook gezocht naar een verband tussen de overige verliezen en de energie-inhoud van de oven en de slabs in de oven. Ook hier werd geen correlatie gevonden.
2,50E+05 Energiedebiet [MJ/uur]
Overige verliezen 2,00E+05 1,50E+05 1,00E+05 5,00E+04 0,00E+00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 37: Energie-inhoud overige verliezen [MJ/uur]
28
2.3. Resultaten 2.3.1. Rendement van de oven Het rendement van de oven (ηHBO) werd bepaald. Het rendement van de oven werd gedefinieerd als de verhouding van de energie-inhoud van de uitgaande slabs minus de energie-inhoud van de ingaande slabs op het energiedebiet van de verbrandingswaarde van het brandstofgas:
η HBO =
Q& SU − Q& SI qv , B × Hu B
(24)
In de eerste uren van de beschouwde periode is de energie-inhoud van de ingaande slabs groter dan de uitgaande slabs aangezien er dan geen slabs ontladen worden. Dit resulteert in een negatief rendement. De relevante resultaten vindt men in figuur 38. Het ovenrendement varieert van 0,49 tot 0,65 en is dus zeker niet constant.
0,7 0,6 Ovenrendement 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 15
16
17
18
Uur
Figuur 38: Ovenrendement
2.3.2. Effectiviteit van de warmtewisselaar Om de effectiviteit van de warmtewisselaar te bepalen, dienen de enthalpie van de verbrandingslucht aan de ingang en de uitgang van de warmtewisselaar (hL,VWW respectievelijk hL,NWW) en de enthalpie van de rookgassen aan de uitgang van de warmtewisselaar (hRG,NWW) gekend te zijn. De effectiviteit (εWW) van de warmtewisselaar wordt dan gedefinieerd als:
ε WW =
hL , NWW − hL,VWW hRG , NWW − hL ,VWW
(25)
De effectiviteit van de warmtewisselaar bedraagt 0,54 ongeacht het werkingsregime. Zie figuur 39.
29
0,60 0,58 Effectiviteit Warmtew isselaar
0,56 0,54 0,52 0,50 0,48 0,46 11
12
13
14
15
16
17
18 Uur
Figuur 39: Effectiviteit van de warmtewisselaar
2.3.3. Verbruik per ton ontladen slabs Om het verbruik van gas per ton opgewarmde en ontladen slabs te bepalen, bekijkt men de verhouding van
& het energiedebiet afkomstig van de verbrandingswaarde van het brandstofgas ( Q ) op het volume B , Hu , w debiet ontladen slabs (qv,SU). Indien slechts een kleine hoeveelheid slabs ontladen wordt, valt te verwachten dat het verbruik per ton hoog zal zijn aangezien de warmte verliezen van de oven zwaarder zullen doorwegen.
Verbruikton =
[q
v , B ,n
× Hu w ]B
qv ,SU
=
Q& B , Hu ,w qv ,SU
(26)
Via uitdrukking (5) komt men tot de uitdrukkingen (27) en (28). De volledige uitwerking vindt men in bijlage G. Uitdrukking (27) geeft het energiedebiet afkomstig van de verbrandingswaarde van het ontwerp
& cokesgas ( Q ) in functie van het wobbegetal bij ontwerp. Uitdrukking (28) drukt het verband uit tussen B , Hu ,o de werkelijke wobbe en de en het energiedebiet afkomstig van de verbrandingswaarde van het werkingsgas
& (Q ). B , Hu , w Pw Q& B , Hu , o = q ing Po
To Tw
ρ o × wobbe o
(27)
Pw Q& B , Hu , w = q ing Po
To Tw
ρ o × wobbe w
(28)
Met Wobbe = Hu
(29)
ρ
30
Indien de wobbe een gelijke, constante waarde heeft zullen bovenstaande uitdrukkingen eenzelfde resulterend energiedebiet geven voor eenzelfde opgemeten verschildruk ∆P. De uitdrukking voor
[Q&
]
B , Hu ,o OKG
kan gebruikt worden als benadering in het beeld instrumentatie systeem (BIS). Uit de metingen
blijkt dat het wobbegetal echter niet constant is. Zie figuur 40. Het wobbegetal fluctueert door de wijzigende samenstelling van het brandstofgas. Indien er voldoende cokesgas is , wordt er gewerkt met cokesgas alleen. Dit gas heeft nagenoeg een constante energie-inhoud (29,1). In normaal walsbedrijf is er steeds te weinig cokesgas. Het cokesgas kan dan vervangen worden door een mengsel van hoogovengas en aardgas (= menggas). Hoogovengas heeft een lagere wobbe dan cokesgas en aardgas een hogere wobbe dan cokesgas. Het menggas wordt meestal zo samengesteld dat wobbe van dat mengas gelijk is aan de wobbe van cokesgas. Wanneer cokesgas gemengd wordt met het menggas, noemt men dit ternair gas. Om minder aardgas te verbruiken wordt er regelmatig gewerkt met een verlaagde wobbe (bijvoorbeeld 27 of 25). Wobbe 30,5 30 29,5 29 28,5 28 27,5 27 26,5 26
18 u
17 u
16 u
15 u
14 u
13 u
12 u
11 u
25,5
Uur
Figuur 40: Verloop Wobbe
Het is dus beter de uitdrukking
[Q&
]
B , Hu , w WG
te gebruiken. Dit kan natuurlijk enkel indien de massa-
spectrometer in dienst is. Figuur 41 toont het verbruik per ton ontladen slabs gebaseerd op de uitdrukkingen (26) en (28). Er wordt dus gerekend met de werkelijke wobbe. Het verbruik per ton is niet constant. Dit is te verwachten aangezien het rendement van de oven ook verre van constant is. Een hoog rendement van de oven leidt logischerwijze tot een laag verbruik per ton en omgekeerd.
31
Verbruik per ton [GJ/ton]
3,50 3,00
Verbruik per ton (ontladen) slabs
2,50 2,00 1,50 1,00 0,50 0,00 11
12
13
14
15
16
17
18
Uur Figuur 41: Energieverbruik per ton ontladen slabs [GJ/ton]
2.3.4. Totale energiehuishouding Het ovenmodel geeft naast de cijferwaarden voor de energiedebieten gerelateerd aan de ingaande en uitgaande energiestromen ook de efficiëntie van de warmtewisselaar, het rendement van de oven en het verbruik per ton ontladen slabs. Het model genereert ook schijfdiagrammen die een beeld geven van de totale energiehuishouding van de oven. Figuren 42 & 43 geven een grafische weergave van de gemiddelde resulterende ingaande en uitgaande energiestromen van de oven in regime, d.i. het interval van 15 tot en met 18u. Zowel de ingaande als de uitgaande stromen werden gesommeerd tot 100 %. Voor de door het ovenmodel gegenereerde uurresultaten verwijzen we naar bijlage H (cijferwaarden) en bijlage I tot en met P (schijfdiagrammen).
SI: 7%
RG, NWW: 14%
L, VWW: 1%
Legende:
OV: 22% KW: 4%
B: Brandstofgas L: verbrandingslucht SI: Ingaande slabs VWW: Voor warmtewisselaar KW: Koelwater NWW: Na warmtewisselaar OV: Overige verliezen RG: Rookgas SU: Uitgaande slabs
B: 92%
Figuur 42: Ingaande energiestromen
SU: 60%
Figuur 43: Uitgaande energiestromen
32
Gemiddeld is 92 % van de ingaande energie afkomstig van de brandstof. Van die 92 % is 99,9 % afkomstig van de verbrandingswaarde van het gas. Aan de uitgaande zijde ziet men dat 60 % van de energie opgeslagen wordt in de uitgaande slabs. De overige 40 % zijn verliezen onder de vorm van rookgasverlies (14 %), koelwaterverlies (4%) en overige verliezen (22 %). Het gemiddelde rendement van de oven bedraagt volgens uitdrukking (24) 0,58 = 60 − 7 . Dit is ook de gemiddelde waarde van het rendement in figuur 38.
92
Om de invloed van de warmtewisselaar op de energiehuishouding van de oven te evalueren, wordt deze nu weggelaten. Indien de warmtewisselaar niet mee in beschouwd wordt, ziet de blackbox-voorstelling er als volgt uit:
Q& L ,VWW
Q& RG , NWW
Met: Q& : Energiedebiet [MJ uur ] B: Brandstofgas HBO: Hefbalkoven KW: Koelwater L: Verbrandindingslucht
WW
Q& RG ,VWW
Q& OV
Q& L , NWW
Q& SI
Q& SU
HBO
Q& B
NWW: Na warmtewisselaar OV: Overige verliezen RG: Rookgas SI: Ingaande slabs SU: Uitgaande slabs
Q& KW
Figuur 44: Hefbalkoven zonder warmtewisselaar
De energiedebieten naar de oven zijn afkomstig van het brandstofgas (B), de verbrandingslucht na de warmtewisselaar (LNWW) en de geladen slabs (SI). De energiedebieten die oven verlaten horen bij de ontladen slabs (SU), het rookgas voor de warmtewisselaar (RGVWW), het koelwater (KW) en de overige verliezen (OV). De overige verliezen werden gedefinieerd als:
(
Q& OV = Q& B + Q& L , NWW + Q& SI − Q& SU + Q& RG ,VWW + Q& KW
)
(30)
De diagrammen van de ingaande en de uitgaande energiestromen zijn nu anders verdeeld. Indien de warmtewisselaar de energie van het rookgas niet zou recupereren zou de verdeling van de uitgaande energiestromen er als volgt uit zien:
33
OV: 20%
RG, VWW 24%
Legende: KW: Koelwater OV: Overige verliezen RG: Rookgas SU: Uitgaande slabs VWW: Voor warmtewisselaar
KW: 4%
SU: 52%
Figuur 45: Uitgaande energiestromen zonder WW
De verliezen zouden dan bijna 50 % bedragen. Wanneer de warmtewisselaar mee in beschouwing genomen wordt, bedragen de verliezen 40 % (zie figuur 45). De warmtewisselaar zorgt dus voor een vermindering van de verliezen van bijna 10 %. De gerecupereerde energie van het rookgas verschijnt terug in het diagram van de ingaande energiestromen, indien enkel de oven beschouwd wordt. Zie figuur 46. Het energiedebiet van de verbrandingslucht na de warmtewisselaar bedraagt 11 % van het totale ingaande energiedebiet in de oven door de gedeeltelijke recuperatie van de rookgasenergie. SI: 6% L, NWW: 11%
Legende: G: Brandstofgas L: verbrandingslucht SI: Ingaande slabs NWW: Na warmtewisselaar G: 83%
Figuur 46: Ingaande energiestromen in HBO met WW
Figuur 47 toont een globaal overzicht van de energiestromen in een Sankey diagram.
4%=
Q& KW 20 % =
Q& B
= 83 % 100 %
Q& SI Q&
Q& OV
Oven
=6%
L , NWW = 11 %
52 % =
Q& SI
&
24 % = QRG ,VWW
WW
Q& L ,VWW =
14 % =
Q& RG , NWW
1%
Figuur 47: Sankey-diagram
34
Hoofdstuk 3 Onzekerheidsanalyse, sensitiviteitsanalyse 3.1. Inleiding Een sensitiviteitsanalyse (SA) bestudeert hoe de variatie aan de uitgang van een model kan worden gevonden uit de verschillende bronnen van variatie aan de ingangen en in hoeverre het model afhangt van de informatie die ingebracht wordt. Hierom zou een sensitiviteitsanalyse de basis moeten vormen voor elk te bouwen model. Het model wordt gedefinieerd door een aantal vergelijkingen, input-factoren, parameters en variabelen. De inputs zijn onderhevig aan verschillende bronnen van onzekerheid zoals onder andere meetfouten. Deze beperken de betrouwbaarheid van de output van het model. Een sensitiviteitsanalyse leunt nauw aan bij onzekerheidsanalyse (OA). Een onzekerheidsanalyse definieert de variatie of onzekerheid op de output van een model die te wijten is aan de variaties van de input [13]. Informatie over de robuustheid van simulatiewaarden is belangrijker dan over een loutere kwantificering (d.i. een kwantificering die geen rekening houdt met onzekerheid) van de simulatieresultaten. Bovendien geeft een waarschijnlijkheidsdistributie curve substantieel meer informatie dan de uitkomst van één enkele simulatie. Bovendien kan een sensitiviteitsanalyse o.a.: - nagaan of het model het bestudeerde systeem benadert - de parameters opsporen die het meeste invloed uitoefenen op de output en die bijkomende inspanningen vergen om nauwkeuriger te worden opgemeten - parameters opsporen die verwaarloosbaar zijn
3.2. Onzekerheidsanalyse op het energiedebiet van de brandstof Er werd een onzekerheidsanalyse uitgevoerd op het energiedebiet afkomstig van de stookwaarde van het brandstofgas cf. de verbruiksregistratie per ton ontladen slabs. De enthalpie van het gas wordt dus niet mee in beschouwing genomen.
35
3.2.1. Bepaling van het energiedebiet van de brandstof Het energiedebiet afkomstig van de verbrandingswaarde van het brandstofgas wordt bepaald volgens de uitdrukking:
Q& B = qv , B × Hu B .
(31)
Zoals reeds eerder vermeld, wordt het volumedebiet verbrandingsgas (qv,B) bepaald door een verschildrukmeting over een venturi die in de toevoerleiding van elke branderzone staat. In combinatie met de soortelijke massa van het gas komt men dan tot het volumedebiet. De berekening wordt opgesplitst in twee delen: namelijk een ‘offline’ en een ‘online’ gedeelte. Het offline gedeelte is een Excel rekenblad opgesteld door de dienst Industriële Automatisatie en Meettechniek (IAM dat waarden voor de debieten conform de ISO normering [5-8] geeft. In het ‘online’ gedeelte wordt het geregistreerde gasdebiet gecorrigeerd naargelang de verschillen in druk, temperatuur, soortelijke massa en relatieve vochtigheid ten aanzien van het norm cokesgasdebiet onder ontwerp omstandigheden (qv,o,n) dat bepaald werd in het offline gedeelte. De uitdrukkingen van het online gedeelte kan men in de bijlagen A, C en G terugvinden. Het online gedeelte van de berekeningen gebeurt bij Arcelor Gent via een PLC. De resultaten van bepaalde berekeningen worden weergegeven op het beeldinstrumentatiesysteem (BIS). Figuur 48 geeft een screenshot van deze WinCC-applicatie die mogelijkheden biedt voor het presenteren, archiveren en bedienen van procesinformatie, meldingen, meetwaarden en rapportering.
Figuur 48: Screenshot BIS
36
3.2.2. Bepaling van de fout op het brandstof energiedebiet Inleiding Elk resultaat van een meting zal in een onzekerheidsinterval liggen. Dit onzekerheidsinterval wordt
veroorzaakt door fouten die inherent zijn aan het meetsysteem, de kalibratie,… De grenzen van die intervallen van de opgemeten waarden dienen geschat te worden. Er wordt verondersteld dat de fouten enkel tijdsonafhankelijk of statistisch zijn. Uniforme distributies mogen als eerste aanname gebruikt worden en fysische waarschijnlijkheidsargumenten kunnen de range bepalen. Wanneer aangewezen data beschikbaar zijn, is het mogelijk om de distributies en de distributieparameters van de ingangsparameters via formele statistische procedures te schatten. Er wordt dan impliciet bij de definitie van de onzekerheidsintervallen verondersteld dat: 1. de meting volgens een welomschreven procedure verloopt waarbij al de gekende kalibreringscorrecties toegepast werden om biasfouten, systematische fouten te elimineren. 2. de meetdata werden bekomen onder constante omgevingscondities. 3. enige kennis betreffende het meetorgaan beschikbaar is. 4. de stabiliteit doorheen de tijd niet mee beschouwd werd. Fout op de (verschil)drukmeting De (verschil)drukken worden opgemeten door drukomvormers van het type ASA800 van de fabrikant
Hartmann & Braun. Voor de datasheets zie bijlage Q. Het onzekerheidsinterval van de verschildrukmetingen werd geschat op 100 % ± 1 %. Zie bijlage Q. De berekende full-scale relatieve fout werd gelijk gesteld aan twee maal de standaarddeviatie (σ) van de normale verdeling van elk meetresultaat zodat verondersteld wordt dat 95 % van de metingen in dit interval liggen. Zie eveneens bijlage Q. Voor de drukmeting werd dezelfde procentuele onzekerheidsband verondersteld. Fout op de temperatuurmeting Meetresultaten worden meestal verondersteld normaal verdeeld te zijn rondom een gemiddelde waarde. Bij
de temperatuurmetingen wordt echter een uniforme verdeling aan de meetresultaten toegekend. De fout wordt hier niet veroorzaakt door de nauwkeurigheid van het meetorgaan, maar door de verschillen in temperatuur van het gas op verschillende plaatsen in eenzelfde sectie. Bovendien zijn er gegevens van twee temperatuurmetingen beschikbaar. Enerzijds wordt de gastemperatuur gemeten in de gascollector, dit is de hoofdaanvoerbuis van het verbrandingsgas. Anderzijds wordt de gastemperatuur ook gemeten daar waar de dauwpuntmeting op het gas uitgevoerd wordt. Tussen beide metingen kan het verschil oplopen tot 7 °C. Zie bijlage D. Hierom werd aan de temperatuurmeting een absolute fout toegekend van ± 10 °C. De sensitiviteit van deze parameter werd geëvalueerd. Zo kan bekeken worden of het plaatsen van meerdere thermokoppels om de juiste temperatuursverdeling over de volledige sectie van de aanvoerbuis te kennen loont.
37
Fout op de metingen van de massaspectrometer Er wordt verondersteld dat de meetgegevens van de massaspectrometer zeer accuraat zijn. De tijdsvertraging
die optreedt door de tijd die benodigd is om het gasmonster te evalueren wordt niet in rekening gebracht. Totale fout op het energiedebiet van de brandstof Om de totale fout op het berekende energiedebiet van de brandstof te bekomen, wordt gebruik gemaakt van
een Monte Carlo analyse. De Monte Carlo analyse zal uit elke verdeling van de meetwaarden een aantal samples nemen verspreid over het onzekerheidsinterval overeenkomstig de distributie van dat meetwaardeninterval. Er werden 10000 samples genomen van de distributie van elke meetwaarde. Voor die 10000 samples wordt dan telkens het energiedebiet uitgerekend. Die 10000 resultaten geven de verdeling van de berekende energiedebiet weer. Van het resulterende energiedebiet kunnen dan standaarddeviatie, relatieve fout, enz bepaald worden om de distributie van dat energiedebiet te kwantificeren. Om een indicatie te krijgen van de distributie van het berekende energiedebiet werd een onzekerheids- analyse uitgevoerd volgens bovengenoemde methode. De analyse werd uitgevoerd op de periode 18u. Figuur 49 toont voor twee intervallen de distributie van het energiedebiet. De twee gekozen intervallen zijn die met de kleinste (L) en de grootste (R) standaarddeviatie van de periode 18u. Op de horizontale as vindt men de waarde van het berekende energiedebiet van het gas [MJ]. De gemiddelde waarden van het opgemeten energiedebiet bedragen 6840 [MJ] (L) versus 43144 [MJ] (R). De verticale as toont telkens de frequentie van het betreffende berekende energiedebiet. De relatieve fout van het interval met de kleinste standaarddeviatie bedraagt 2,2 %. Voor het interval met de grootste standaarddeviatie bedraagt de relatieve fout 2,1 %. De schommelingen van de relatieve fout voor een bepaald interval blijken eerder constant te zijn, ondanks de grote verschillen in resulterend energiedebiet. De waarde van deze resultaten is eerder beperkt aangezien ze slechts een momentopname (1 uur) zijn: de schommelingen van bijvoorbeeld de temperaturen zijn beperkt. Bovendien wordt aangenomen dat de berekeningswijze volgens de offline-, online-methode met correctiefactoren geen fouten initieert of propageert. Hiermee wordt bedoeld dat de correctiefactoren juiste correcties uitvoeren en geen invloeden die verschillen ten opzichte van de ontwerpomstandigheden verwaarlozen.
38
Aantal samples
Aantal samples
Interval met kleinste σ
[MJ]
Figuur 49: Resultaten
Interval met grootste σ
[ x 10^4 MJ]
[Q& ]
B Hu
39
3.3. Sensitiviteitsanalyse op het brandstof energiedebiet Om de correcties die in het ‘online’ gedeelte toegepast worden te evalueren, zullen alle inputparameters die betrekking hebben op de berekening van het energiedebiet van de brandstof ( ∆p, T , P, ρ ,ϕ , d ) gelijk gesteld worden aan de ontwerpvoorwaarden ( ∆po , To , Po , ρ o , ϕ o , d ). Men komt zo terug tot het norm ontwerp cokesgasdebiet. De parameters temperatuur, druk en verschildruk zullen onafhankelijk gevarieerd worden. Het resulterende energiedebiet zal dan vergeleken worden met het resultaat bekomen door de rechtstreekse straight forward berekening van het debiet conform ISO 5167. Via laatstgenoemde berekeningswijze zijn geen correctiefactoren nodig en kan bij het toepassen van die correctiefactoren geen foutinitiatie en -propagatie optreden.
Temperatuur De temperatuur van het gas werd lineair gevarieerd rondom de ontwerptemperatuur (50 °C).
In de offline-online combinatie werd het gasvolume gecorrigeerd volgens:
qv ,w,n ≈ qv ,o ,n
Pw To Po Tw
Mo Mw
∆Pw ∆Po
(32)
Aangezien enkel de werkingstemperatuur zal afwijken van de ontwerpomstandigheden zal:
Totale RF brandstof energiedebiet [+/-%]
qv , w ,n ≈ q v ,o ,n
To Tw
(33)
2,30 2,20 2,10 2,00 1,90 1,80 1,70 1,60 1,50 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 Gastemperatuur [°C]
Figuur 50: Relatieve fout
[Q& ]
B Hu
i.f.v. TB
40
De relatieve fout van
[Q& ]
B Hu
in figuur 50 werd bekomen door de straight forward berekening. De relatieve
fout daalt in functie van een stijgende temperatuur. De relatieve fout bij de offline-online combinatie (zie figuur 51) blijkt groter te zijn dan bij de straight forward methode. Door verwaarlozing van de thermische expansie of contractie van het meetorgaan ontstaat een bijkomende fout. De uitdrukking die de lineaire uitzetting (k) in functie van de temperatuur van de brandstof in graden Celsius (tB) weergeeft: 2
k StaalV = k drukvalapp = 1 + (17 × (t B − 20)) + 0,0038 × (t B ) × 10 −6
(34)
Bij een temperatuurverschil van 45 °C t.o.v. de ontwerptemperatuur (50 °C), bedraagt de fout op de diameter 0,077 %. Deze afwijking zorgt voor een bijkomende relatieve fout op het berekende energiedebiet van 0,3 %.
Totale RF brandstof energiedebiet [+/-%]
Indien deze fout mee beschouwd wordt komt men tot het resultaat weergegeven in figuur 51.
2,70 2,50 2,30 2,10 1,90 1,70 1,50 5
10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 Gastemperatuur [°C] Figuur 51: Totale relatieve fout
[Q& ]
B Hu i.f.v. TB
De relatieve fout heeft een minimumwaarde van 1,95 % bij ontwerptemperatuur en kan oplopen tot 2,50 %. De nauwkeurigheid van de temperatuurmeting werd lineair gevarieerd rondom de initieel veronderstelde meetnauwkeurigheid van ± 10 [°C]. Hieruit blijkt dat indien men erin slaagt de nauwkeurigheid van de temperatuurmeting te verdubbelen ( T ± 5 [°C]) , de relatieve fout op het brandstof energiedebiet van daalt 1,95 % daalt tot 1,2 % bij ontwerp omstandigheden. Dit zou bereikt kunnen worden door op meerdere plaatsen van één sectie de temperatuur te meten. Nauwkeuriger meten dan ± 1 [°C] heeft geen zin aangezien de relatieve fout daar op een constante waarde van ± 0,79 % blijft. Figuur 52 toont de relatieve fout op het energiedebiet van de brandstof in functie van de nauwkeurigheid waarmee de temperatuurmeting geschiedt.
41
Totale RF brandstof energiedebiet [+/-%]
4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 T +/20
T +/15
T +/10
T +/5
T +/1
0,85 0,80 0,75 0,70 0,65 0,60 0,55
T +/- 0,05
T +/- 0,25
T +/- 0,50
T +/- 0,75
0,50 T +/- 1
Totale RF brandstof energiedebiet [+/-%]
Nauwkeurigheid temperatuurmeting [°C]
Nauwkeurigheid temperatuurmeting [°C]
Figuur 52: Relatieve fout
[Q& ]
B Hu i.f.v. absolute fout TB
Druk van het gasnet De druk van het gasnet werd lineair gevarieerd tussen 95 en 50 mbar. Bij ontwerpomstandigheden bedraagt deze 75 mbar. De relatieve fout op het geregistreerde energiedebiet blijft nagenoeg constant op 1,95 %. De druk van het gasnet blijkt in praktijk ook nagenoeg constant te zijn.
42
Totale RF brandstof energiedebiet [+/- %]
1,98 1,97 1,96 1,95 1,94 1,93 1,92 95 92,5 90 87,5 85 82,5 80 77,5 75 72,5 70 67,5 65 62,5 60 57,5 55 52,5 50 Druk van het gasnet [mbar]
Figuur 53: Relatieve fout
[Q& ]
B Hu i.f.v. dalende PB
Verschildruk De uitlezing van de verschildruk werd gevarieerd tussen 0 en 100 %. De relatieve fout streeft naar een constante waarde van 1,95 % indien het debiet meer dan 5 % bedraagt. De ongevoeligheid van de fout op het brandstof energiedebiet ten opzichte van de variatie van de verschildruk werd ook opgemerkt in paragraaf 3.2.2. De relatieve fout van het energiedebiet wordt weergegeven in figuur 54 in functie van het brandstofdebiet.
Totale RF brandstof energiedebiet [+/-%]
3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 2,1 2,6 3,2 3,7 4,2 4,7 5,3 5,8 6,3 6,8 7,4 7,9 8,4 8,9 9,5 10,0
3 2,5 2 1,5 1 0,5
95
100
89
84
79
74
68
63
58
42
37
53
47
32
26
21
16
5
0 10
Totale RF brandstof enrgiedebiet [+/-%]
Debiet [%]
Debiet [%]
Figuur 54: Relatieve fout
[Q& ]
B Hu i.f.v. qB
43
Diameter Er werd een onzekerheidsanalyse uitgevoerd om de invloed van een tijdsafhankelijke fout te bekijken: de vermindering van de diameter van het meetorgaan door vervuiling. Deze vervuiling treedt op ondanks de wassing van het toegevoerde brandstofgas. Alle andere inputparameters werden constant gehouden. Er werd een lineaire relatie vastgesteld tussen de vermindering van de diameter en de bijkomende relatieve fout op het
Totale RF brandstof energiedebiet [%]
energiedebiet. Zo zal een diametervermindering van 1 % resulteren in een bijkomende fout van 2 %.
4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 0,1 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9
Vermindering diameter [%]
Figuur 55: Relatieve fout
[Q& ]
B Hu i.f.v. diametervermindering
Men zou deze bijkomende fout kunnen vermijden door de vermindering van de diameter in de loop van de tijd op te volgen en te verrekenen. Een frequente reiniging van de drukvalapparaten maakt deze correctie overbodig maar blijkt moeilijk haalbaar aangezien de ovens volledig gasvrij dienen gemaakt te worden. Een lange stilstand is hiervoor noodzakelijk.
44
Hoofdstuk 4 Besluit Om het globale project tot een goed einde te brengen werden een aantal zaken gerealiseerd. Tijdens een stageperiode in het begin van het academiejaar werd de werking van de oven en de registratie van de energieverbruikmeting geanalyseerd. Vervolgens werd via een literatuurstudie de beschikbare informatie betreffende deze materie doorgenomen en samengevat. De uitdrukkingen die de verbruikmeting karakteriseren werden op papier gesteld. Om een zicht te krijgen op de energiehuishouding van de hefbalkoven werd een globaal ovenmodel opgesteld en geïmplementeerd in een softwarepakket. Dit resulteerde in de begroting van de verschillende energiedebieten. Het rendement van de oven blijkt sterk afhankelijk te zijn van het werkingsregime. Tijdens de meetperiode varieerde het rendement van de oven tussen 0,59 en 0,65. De effectiviteit van de warmtewisselaar daarentegen bleek een constante waarde te hebben ongeacht het werkingsregime. De effectiviteit van de warmtewisselaar bedraagt 0,535. Het brandstofverbruik per ton ontladen slabs varieert omgekeerd evenredig met het ovenrendement. Bij het hoogste rendement van de oven werd een verbruik van 1,62 GJ per ton opgemeten. Vanuit het ovenmodel werd dan verder ingezoomd op de aan het verbrandingsgas gerelateerde energiedebiet. De beïnvloedende grootheden werden geëvalueerd. Via de toepassing van een Monte Carlo simulatie werd dan het betrouwbaarheidsinterval van het resulterende energiedebiet van het verbrandingsgas bepaald. De onzekerheid op het energiedebiet van de brandstof bedraagt 1,95 à 2,5 % indien de vervuiling van de vervuiling van de meetorganen buiten beschouwing gelaten wordt. De variatie van de temperatuur en de nauwkeurigheid van de temperatuurmeting blijken samen met vervuiling van de verschildruk meetorganen de meest kritische parameters te zijn. Zo leidt een vermindering van 1 % van de diameter tot een bijkomende fout op het energiedebiet van de brandstof van 2 %. De implementatie van het globale ovenmodel en de beïnvloedende grootheden in het softwarepakket kunnen gebruikt worden als studie-instrument voor verdere optimalisatie van het energieverbruik van de ovens. De thesisopdracht gaf me tevens de kans een kijk te nemen in de boeiende wereld van de productie van staal bij ’s werelds grootste staalconcern: Arcelor-Mittal. De realisatie van dit werk heeft me des te meer doen vaststellen dat het motto ‘levenslang leren’ zeker voor de gekozen (af)studeerrichting van toepassing is. De theoretische basis is gelegd, maar de oplossing van concrete probleemsituaties is voor een groot deel afhankelijk van de eigen creativiteit en een analytisch probleemoplossend denken waarbij die theoretische basis van onontbeerlijk belang is.
45
Bijlage A Bepaling volumedebiet brandstofgas Uit de ISO normen volgt dat het norm volumedebiet onder ontwerpomstandigheden (qv,o,n) gelijk is aan:
qv ,o ,n = cte
Po ∆Po T o ρo
(A1)
Met
Po M P = o o RoTo R To
(A2)
ρo =
⇒ qv ,o ,n = cte
Po ∆Po To M o
(A3)
Het werkelijke gasdebiet onder normvoorwaarden (qv,w,n) bekomt men eveneens via :
q v ,w,n = cte
Pw ∆Pw Tw M w
(A4)
Hieruit volgt:
Pw Po
q v , w , n = q v ,o , n
To Tw
Mo Mw
∆Pw ∆Po
(A5)
Het in de PLC ingelezen debiet (qing) is:
(q )× v ,o ,n
∆Po
∆Pw
=
(q )× meetwaarde = q v ,o , n
2,7648 × 10 4
ing
(A6)
De waarde 2,7648 x 104 is een waarde eigen aan de gebruikte data-acquisitiekaart van het merk Siemens en geeft een indicatie van de resolutie bij het inlezen van de data in de PLC. Zie bijlage R.
qv, w,n = qing
Pw To Po Tw
Mo = qv , B Mw
(A7)
46
Bijlage B Moleculaire eigenschappen Molaire
Compress
Reël
reële
rel
massa
factor
molair
dichth
dichth
M
Z
volume
ρ
ρ rel
Molecule [kg/kmol]
[-]
[Nm^3/kmol] [kg/Nm^3]
Onderste
Bovenste
Lucht-
stookwaarde stookwaarde
behoefte Ln
[-]
[MJ/kmol
[MJ/kmol]
[Nm^3/Nm^3]
H2
2,0159
1,001
22,4362
0,0898
0,0695
241,83
285,84
2,411
N2
28,0135
0,9996
22,4049
1,2503
0,9669
0
0
0
O2
31,9989
0,999
22,3914
1,4291
1,1051
0
0
0
CO
28,0105
0,9995
22,4026
1,2503
0,9669
282,99
282,99
2,414
CO2
44,01
0,993
22,2569
1,9774
1,5292
0
0
0
CH4
16,0429
0,9976
22,36
0,7175
0,5549
802,32
890,36
9,676
C2H4
28,054
0,9924
22,2435
1,2612
0,9753
1322,96
1410,99
14,59
C2H6
30,0699
0,9899
22,1875
1,3553
1,0481
1427,83
1559,88
17,065
C3H8
44,0969
0,9784
21,9297
2,0108
1,555
2044,01
2220,03
24,665
iC4H10
58,1239
0,9644
21,6159
2,6889
2,0795
2648,68
2868,72
32,53
iC5H12
72,1509
0,9394
21,0556
3,4267
2,65
3264,06
3528,12
41,102
C6H6
78,1143
0,9089
20,5
3,8105
2,9468
3169,46
3301,52
39,577
H2S
34,0825
0,9899
22,1875
1,5361
1,1879
518,52
562,54
7,313
SO2
64,0655
0,979
21,9431
2,9196
2,2578
0
0
0
H2O
18,0153
0,965
21,629
0,8329
0,6441
0
0
0
C4H10 C5H12
C6H6
H2S
SO2
H2O
6,53
0,00
0,00
0,00
Verbr. Gas [1 Nm^3]
H2
N2
O2
CO
Rookgassamenst. [Nm^3]
CO2 CH4 C2H4 C2H6
C3H8
Bij verbranding met vochtige lucht (1,15 Vol% H2O)
CO2
0,00 0,00 0,00 0,99 1,00 1,00
2,01
2,01
3,05
4,13
5,30
H2O
0,99 0,00 0,00 0,03 0,00 2,05
2,11
3,12
4,23
5,38
6,64
3,62
1,06
0,00
1,00
N2
1,86 1,00 0,00 1,86 0,00 7,47
11,26
16,17
19,04
25,11
31,73
30,55
5,65
0,00
0,00
Samenstelling lucht Molecule Vol %
H2
N2
O2
CO
CO2 CH4 C2H4 C2H6
0,00 77,20 21,62 0,00 0,03
0,00
0,00
0,00
C3H8 0,00
C4H10 C5H12 0,00
0,00
C6H6
H2S
SO2 H2O
0,00
0,00
0,00
1,15
47
Bijlage C Bepaling soortelijke massa inclusief relatieve vochtigheid
Mo = Mw
ρ o ,n ρ w,n
(C1)
De soortelijke massa van het ontwerp kooksgas onder normvoorwaarden (ρo,n) wordt als volgt bepaald:
[ρ o ]P ,T o
o
ϕ P ϕ P = ρ o ,dr 1 − o s ,o + o s ,o × ρ H 2O ,o Po Po
In deze uitdrukking is
[ρ o ]P ,T o
[ρ o ]P ,T o
ρ o ,n =
o
o
(C2)
de soortelijke massa van het ontwerp kooksgas bij To, Po
ϕ P P T ϕ P P T = ρ o ,dr ,n × o n 1 − o s ,o + o s ,o × ρ H 2 O ,n × o n Pn To Po Po Pn To
ϕ P Pn To P T ϕ P P T × ρ o ,dr ,n × o n 1 − o s ,o + o s ,o × ρ H 2O ,n × o n Po Tn Pn To Po Po Pn To
ϕ P ϕ P P T ⇒ ρ o ,n = ρ o,dr ,n 1 − o s ,o + o s ,o × ρ H 2O ,n × o n Po Po Pn To
(C3)
(C4)
(C5)
Zo zal ook de soortelijke massa van de werkelijke brandstof onder normvoorwaarden (ρw,n):
ρ w,n = ρ w,dr ,n 1 −
ϕ w Ps ,w ϕ w Ps ,w P T + × ρ H 2O ,n × w n Pw Pw Pn Tw
(
Met ϕ w Ps , w = PH 2O , w = f Td ,w
)
(C6) (C7)
Voor het werkelijke gas wordt de partieeldruk van de waterdamp PH20,w uitgerekend met behulp van de gemeten dauwpuntstemperatuur volgens de uitdrukking: 2 4 (C8) ϕ H 2O = ϕ w .Ps ,w = 36.135688 + 0.424522 × t dp + 0.017035 × t dp + 0.000119 × t 3dp + 0.00000616 × t dp
48
Bijlage D Meetgegevens gastemperatuur 25 20
Gastemp. ~ meting 1
15
Gastemp. ~ dauwpuntsmeting
10 Verschil 5
18 u
17 u
16 u
15 u
14 u
13 u
12 u
0 11 u
[°C]
Uur
49
Bijlage E Enthalpie waarden hH2
= - 350255,3 + 1282,457 * T + 3,41538e-03 * T^2 + 2,05700e-05 * T^3
hN2
= - 329237,7 + 1167,451 * T + 0,17224 * T^2 - 2,02e-5 * T^3
hO2
= - 337201,5 + 1171,106 * T + 0,245270 * T^2 - 3,862e-05 * T^3
hCO
= - 350959,5 + 1243,911 * T + 0,1096675 * T^2
hCO2
= - 414832,6 + 1292,357 * T + 0,81214 * T^2- 1,6439e-04 * T^3
hCH4
= - 271311,9 + 489,7517 * T + 1,99475 * T^2 - 5,1073e-04 * T^3
hC2H4
= - 294999,9 + 272,1568 * T + 3,18517 * T ^2 - 8,1540e-04 * T^3
hC2H6
= - 361931,5 + 391,529 * T+ 3,59827 * T^2 - 6,300e-04 * T^3
hC3H8
= - 429786,3 - 63,5205 * T + 6,455316 * T^2 - 1,6616e-03 * T^3
hiC4H10
= - 646892,0 + 332,2704 * T + 7,99565 * T^2 - 1,9318e-03 * T^3
hiC5H12
= - 828530,8 + 427,4336 * T + 10,25243 * T^2 - 2,53912e-03 * T^3
hC6H6
= 583000, * (T - 273,15) / 100
hH2S
= - 424023,6 + 1553,2 * T
hSO2
=0
hH2O
= - 350768,6 + 1209,300 * T + 0,372705 * T^2- 3,43586e-05 * T^3
hFe
= 1,51*10^4 + 5.93*10^2*T -1.5* T^2 + 4.19*10^-3*T^3-3.59*10^-6*T^4+ 1.01*10^-9*T^5
50
0
100
200
300
400
500
600
700
800
11u
[°C]
900
12u
Temp lucht voor WW Temp lucht na WW Temp rookgas voor WW Temp rookgas na WW
13u
14u
15u
16u
17u
18u
Uur
Bijlage F
Meetgegevens lucht-, rookgastemperatuur
51
Bijlage G Bepaling energiedebiet afkomstig van de verbrandingswaarde van de brandstof Voor het ontwerp cokesgas geldt (zie (A5) tot (A7) in bijlage A):
[q ]
= q ing
v , w, n OKG
[Q&
]
B , Hu , w OKG
Pw Po
To Tw
Mo Mw
ρo ρo
Pw To Po Tw
= qing
(G1) OKG
× HuOKG
(G2)
OKG
Voor het werkings brandstofgas geldt:
[q ]
v , w , n WG
[Q&
]
Pw Po
= qing
B , Hu , w WG
= qing
To Tw
Mo Mw
Pw To Po Tw
ρo ρw
(G3) WG
× HuWG
(G4)
WG
Met Wobbe = Hu
(G5)
ρ
Zodat:
P To Q& B , Hu ,o = qing w Po Tw
ρ o × wobbeo
(G6)
P To Q& B , Hu , w = qing w Po Tw
ρ o × wobbew
(G7)
52
Bijlage H Uurresultaten van het ovenmodel Uur Grootheid
11
12
13
14
15
16
17
18
[Eenheid]
Verbruik per ton
[MJ / ton]
0
0
3,27E+03
1,28E+03
2,04E+03
2,07E+03
1,76E+03
1,62E+03
Q_Energie_Gas_HU =
[MJ / uur]
2,28E+05
2,45E+05
1,46E+05
3,81E+05
5,38E+05
5,94E+05
5,54E+05
5,35E+05
Energiedebiet brandstofgas
[MJ / uur]
2,28E+05
2,46E+05
1,46E+05
3,81E+05
5,39E+05
5,95E+05
5,55E+05
5,36E+05
Energiedebiet verbrandingslucht VWW
[MJ / uur]
1,34E+03
1,55E+03
1,09E+03
2,44E+03
3,44E+03
3,65E+03
3,16E+03
2,80E+03
Energiedebiet verbrandingslucht NWW
[MJ / uur]
2,26E+04
2,62E+04
1,67E+04
4,01E+04
6,95E+04
8,29E+04
8,00E+04
7,86E+04
Energiedebiet rookgas VWW
[MJ / uur]
4,78E+04
5,36E+04
3,04E+04
7,98E+04
1,50E+05
1,69E+05
1,69E+05
1,62E+05
Energiedebiet rookgas NWW
[MJ / uur]
2,30E+04
2,64E+04
1,54E+04
3,84E+04
8,00E+04
9,07E+04
8,99E+04
8,69E+04
Energiedebiet koelwater uit
[MJ / uur]
1,64E+04
1,84E+04
1,82E+04
2,00E+04
2,35E+04
2,36E+04
2,56E+04
2,52E+04
Energiedebiet ingaande slabs
[MJ / uur]
2,15E+03
2,04E+04
0,1
4,82E+04
4,22E+04
4,81E+04
3,66E+04
4,88E+04
Energiedebiet uitgaande slabs
[MJ / uur]
0,1
0,1
5,65E+04
3,55E+05
3,08E+05
3,45E+05
3,82E+05
3,94E+05
Overige fout (sluitterm)
[MJ / uur]
1,92E+05
2,23E+05
5,69E+04
1,80E+04
1,73E+05
1,87E+05
9,74E+04
8,12E+04
Aantal slabs in
[stuks]
1
5
0
15
12
12
10
15
Aantal slabs uit
[stuks]
0
0
2
14
11
11
14
13
Ovenrendement
[-]
-0,009
-0,083
0,388
0,807
0,493
0,500
0,623
0,645
Effectiviteit WW
[-]
0,52
0,54
0,59
0,55
0,51
0,55
0,53
0,54
53
Bijlage I Schijfdiagrammen 11 uur
54
Bijlage J Schijfdiagrammen 12 uur
55
Bijlage K Schijfdiagrammen 13 uur
56
Bijlage L Schijfdiagrammen 14 uur
57
Bijlage M Schijfdiagrammen 15 uur
58
Bijlage N Schijfdiagrammen 16 uur
59
Bijlage O Schijfdiagrammen 17 uur
60
Bijlage P Schijfdiagrammen 18 uur
61
Bijlage Q ASA 800 Contrans P Uittreksel uit:
62
63
64
Gegevens: Pmax
: 10 mbar (omvormer)
Pmax
: 10 mbar (werkingsinterval)
T
: 0-50 °C
Gain V : 1 (=Pmax, omvormer / Pmax, werkingsint.) PN
: 2.5 bar (zie kenplaat, afhankelijk van de nominale druk)
Fouten (full scale): - lineariteit, hysteresis
: 0.1 %
- Fout door statische druk bij nul-debiet: Pstat nul: 0.08 × PStat × V = 0.08 × 0.1 × 1 1bar 1
: 0.008 %
- Fout door statische druk bij volledig debiet: Pstat full scale: 0.1 × PStat = 0.1 × 0.1 PN 2.5
: 0.004 %
- Invloed van de temperatuur bij volledig debiet: Tnul: 0 .1 × V ( −20 ... 60 °C ) = 0.1 × 1
: 0.1 %
- Invloed van de temperatuur bij nul-debiet: Tfull scale: 0.1 × V (−20...60°C ) = 0.1 × 1
: 0.1 %
- Time stability: 0.05% 6month Totale fout (full scale):
0.12 + 0.0082 + 0.0042 + 0.12 + 0.12 = 0.17 % Aangezien qv ≈
∆P :
ρ
100 % ± 0.17 % = 100 % ± 0.1 % De berekende full-scale relatieve fout werd gelijk gesteld aan twee maal de standaarddeviatie (σ) van de normale verdeling van elk meetresultaat zodat verondersteld wordt dat 95 % van de metingen in dit interval liggen.
2 × σ = 0,1% ⇒ σ = 0,05% Het in de PLC ingelezen debiet (qing) is gelijk aan:
(q )× v ,o ,n
∆Po
∆Pw
=
(q )× meetwaarde = q v ,o , n
2,7648 × 10 4
ing
(B6)
De relatieve meetfout resulteert in een fout van 14 meetpunten op het ingelezen debiet in de PLC:
σ =
27648 * 0,05 = 14 meetpunten 100
65
Bijlage R DAQ-kaart Uittreksel uit: http://dce.felk.cvut.cz/rs/plcs7315/manualy/S7300Moduly.pdf
Voltage and Current Measuring Ranges Table 4-6 shows the representation of the digitized measured value • for the voltage measuring ranges 1 to 5 V and • for the current measuring ranges 0 to 20 mA, 4 to 20 mA. Table 4-6: Representation of the Digitized Measured Value of an Analog Input Module (Voltage and Current Measuring Ranges)
S7-300 and M7-300 Programmable Controllers Module Specifications EWA 4NEB 710 6067-02 01
4-5
66
4.4.1 Characteristic Features and Technical Specifications of the Analog Input Module SM 331; AI 8 x 12 Bit Order No. 6ES7 331-7KF01-0AB0
Characteristic Features The analog input module SM 331; AI 8 x 12 Bit has the following characteristic features: •
8 inputs in 4 channel groups
•
Measured-value resolution; settable per group (depending on the integration
•
time set)
•
–
9 bits + sign
–
12 Bit + sign
–
14 Bit + sign
Measuring method selectable per channel group: –
Voltage
–
Current
–
Resistance
–
Temperature
•
Arbitrary measuring range selection per channel group
•
Programmable diagnostics
•
Programmable diagnostic interrupt
•
Two channels with limit monitoring
•
Programmable limit interrupt
•
Galvanic isolation to CPU
•
Galvanic isolation to load voltage (not for 2-wire transducer)
Resolution The resolution of the measured value is a direct function of the integration time selected. In other words the longer the integration time for an analog input channel, the more accurate the resolution of the measured value will be (see Technical Specifications of the analog input module and Table 4-3). 4-60
S7-300 and M7-300 Programmable Controllers Module Specifications EWA 4NEB 710 6067-02 01
67
Bibliografie [1.]
Schelstraete J., D.S.A., PRODUCTIESTAPPEN: Hoe maakt Arcelor Gent vlak koolstofstaal. 128156.
[2.]
Schelstraete J., D.S.A., Bauwens J., Siderurgie 2de jaar: Opwarmovens. 48.
[3.]
Schelstraete J., D.S.A., PRODUCTIESTAPPEN: Hoe maakt SIDMAR staal? 122-133.
[4.]
Figliola, R.S., Beasley, Donald E., Theory and design for mechanical measurements. 1991: Wiley J. & Sons. 516.
[5.]
NBN, ISO 5167 - 1: 2003 (E).
[6.]
NBN, ISO 5167 - 2: 2003 (E).
[7.]
NBN, ISO 5167 - 3: 2003 (E).
[8.]
NBN, ISO 5167 - 4: 2003 (E).
[9.]
Rubenstein, Y.R., Simulation and the Monte Carlo method. 1981: John Wiley & Sons.
[10.]
Rosenbluth, A.a.N.W., The role of models in science. Philos. sci., (Oct. 1945): p. 316-321.
[11.]
Naylor, T.J., J.L. Balintfy, D.S. Burdick, and K. Chu, Computer Simulation Techniques. 1966, New York: Wiley.
[12.]
Saltelli, A., K. Chan, and E.M. Scott, Sensitivity analysis. 2000.
[13.]
Macdonald, I., Quantifying the Effects of Uncertainty in Building Simulation, in Department of Mechanical Engineering. 2002, University of Strathclyde: Glasgow.
[14.] [15] [16]
ANSI/ASME, Power Test Codes-PTC 19.1. Measurement Uncertainty. 1983, NY. www.sidmar.be/movies/movie.php?lang=NL sidmar.be\dfs\organisatie\ism\documenten\publiek\symo\symoweb\Procesmodellen\_Wwa\OVibovt
68
Figurenlijst
Figuur 1: Schematische weergave productieproces……………………………………………………………………………………..…3 Figuur 2: Situering van de opwarmovens tussen schoonbranden en voorwalsen……………………………………………………….…4 Figuur 3: Schematisch overzicht warmwalslijn…………………………………………………………………………………………….5 Figuur 4: Lay-out van de opwarmovens t.o.v. het plakkenpark en het begin van de walslijn………………………………………….….6 Figuur 5: Zicht op aanvoertafel STTR en heftafel …………………………………………………………………………………….…..6 Figuur 6: Toevoerrollenbaan en borstelmachine……………………………………………………………………………………….…..7 Figuur 7: Toevoerrollenbaan voor de ovens 3 en 4………………………………………………………………………………………...7 Figuur 8: Laadmachine van de oven…………………………………………………………………………………………………...…..7 Figuur 9: Langsdoorsnede van een HBO………………………………………………………………………………………………..…8 Figuur 10: Schema warmtewisselaar oven 3………………………………………………………………………………………….……9 Figuur 11: Warmtewisselaar oven 3………………………………………………………………………………………………………..9 Figuur 12: Schema warmtewisselaar oven 3………………………………………………………………………………………………10 Figuur 13: Dwarsdoorsnede HBO met translatiechassis……………………………………………………………………………..……11 Figuur 14: Hefchassis met hellende vlakken en draagwielen………………………………………………………………………..……11 Figuur 15: Schema bewegingen translatiechassis…………………………………………………………………………………………11 Figuur 16: Schema bewegingen translatiechassis……………………………………………………………………………………...….12 Figuur 17: Verticaal gedeelte van een hefbalk en 2 vaste balken in oven 4………………………………………………………………12 Figuur 18: Waterslot………………………………………………………………………………………………………………………12 Figuur 19: Branderverdeling over de verschillende regelzones in oven 3……………………………………………………………...…13 Figuur 20: Ontlaadzijde oven…………………………………………………………………………………………………………..….14 Figuur 21: Opgewarmde slab aan ontlaadzijde oven…………………………………………………………………………………..….14 Figuur 22: Gegroefd slaboppervlak…………………………………………………………………………………………………….…15 Figuur 23: Hefbalkoven………………………………………………………………………………………………………………...…17 Figuur 24: Hefbalkoven & warmtewisselaar…………………………………………………………………………………………..….18 Figuur 25: Venturi……………………………………………………………………………………………………………………...….20 Figuur 26: Meetschijf………………………………………………………………………………………………………………..…….20 Figuur 27: Energiedebiet van het brandstofgas [MJ / uur] ……………………………………………………………………….………22 Figuur 28: Aantal geladen en ontladen slabs………………………………………………………………………………...……………23 Figuur 29: Energiedebiet van de verbrandingslucht [MJ / uur] ……………………………………………………………..……………23 Figuur 30: Energiedebiet geladen slabs [MJ / uur] ……………………………………………………………………….………………24
69
Figuur 31: Energiedebiet ontladen slabs [MJ / uur] ………………………………………………………………………………………25 Figuur 32: Temperatuur koelwater [K] ………………………………………………………………………………………………...…25 Figuur 33: Energiedebiet koelwater [MJ/uur] ……………………………………………………………………………………….……26 Figuur 34: Invloed luchtfactor…………………………………………………………………………………………………………..…27 Figuur 35: Luchtfactor………………………………………………………………………………………………………………….…27 Figuur 36: Energiedebieten van de rookgassen voor en na de WW [MJ/uur] ……………………………………………………………28 Figuur 37: Energie-inhoud overige verliezen [MJ/uur] ………………………………………………………………………………..…28 Figuur 38: Ovenrendement……………………………………………………………………………………………………………..…29 Figuur 39: Effectiviteit van de warmtewisselaar…………………………………………………………………………………….……30 Figuur 40: Verloop Wobbe…………………………………………………………………………………………………………..……31 Figuur 41: Energieverbruik per ton ontladen slabs [GJ/ton] …………………………………………………………………………..…32 Figuur 42: Ingaande energiestromen…………………………………………………….…………………………………………….….32 Figuur 43: Uitgaande energiestromen……………………………………………………………………………………………..………32 Figuur 44: Hefbalkoven zonder warmtewisselaar…………………………………………………………………………………………33 Figuur 45: Uitgaande energiestromen zonder WW………………………………………………………………………………….……34 Figuur 46: Ingaande energiestromen in HBO met WW……………………………………………………………………………......…34 Figuur 47: Sankey-diagram…………………………………………………………………………………………………………..……47 Figuur 48: Screenshot BIS………………………………………………………………………………………………………...………36 Figuur 49: Resultaten
[Q& ]
Figuur 50: Relatieve fout
B Hu ……………………………………………………………………………………………………….…39
[Q& ]
B Hu
Figuur 51: Totale relatieve fout Figuur 52: Relatieve fout Figuur 53: Relatieve fout Figuur 54: Relatieve fout Figuur 55: Relatieve fout
[Q& [Q& [Q& [Q&
i.f.v. TB……………………………………………………………………………………………..…40
[Q& ] ] ] ] ]
B Hu i.f.v. TB………………………………………………………………………………….....…41
B Hu i.f.v. absolute fout TB………………………………………………………………………...…..…42 B Hu i.f.v. dalende PB……………………………………………………………………………….……43 B Hu i.f.v. qB…………………………………………………………………………………………..…43 B Hu i.f.v. diametervermindering……………………………………….………………………….……44
70
