شبيه سازي موازنه هاي جرمي و حرارتي به منظور کاهش اتلاف انرژي در کوره هاي ذوب فلز سيد خطيب الاسلام صدرنژاد (استاد) هومن فخر نبوي (کارشناسي ارشد) چکيده در اين پروژه از نرم افزار Excell براي شبيه سازي موازنه جرم و حرارت در کوره ذوب فلز قوس الکتريکي استفاده شده است. انتخاب برنامه Excell به دليل سهولت ارتباط بين داده ها و استفاده ا سان کاربر مي باشد. ا ناليز بارهاي فلزي مواد کربن دار ا هک پخته و ا هک دولوميتي به عنوان ورودي به برنامه داده مي شود. داده هاي موجود در اين برنامه از نتايج ا ناليز نمونه هاي بار فولاد انتخاب شده است. اين اطلاعات بسته به کاربرد موردي براي کاربر قابليت تغيير دارند. نحوه محاسبه کاهش اتلاف انرژي و ميزان هزينه هاي عمليات با استفاده از نرم افزار شبيه سازي شده تشريح شده است. كلمات کليدي: شبيه سازي موازنه جرم موازنه حرارت کوره ذوب فلز فولادسازی مقدمه نگراني در مورد کاهش ذخاي ر طبيعي از جمله سنگ معدن ا هن در جهان روز به روز در حال افزايش است. يک راه حل بازيافت مواد زايد و مستعمل است. کوره قوس الکتريکی (EAF) وسيله مناسبی است که می تواند کمک طولاني مدت و شايانی در اين زمينه اراي ه دهد. در همين راستا روند توليد فولاد جهان بهسوي جايگزيني کوره BOF با EAF متمايل بوده وطبق گزارش سازمان جهاني فولاد ٣٤ در صد فولاد دنيا درسال ٢٠٠٢ به وسيله کوره قوس الکتريکی توليد شده است [١]. پيش بيني مي شود که حدود ٥٠ در صد کل فولاد جهان تا سال ٢٠٢٠ به روش قوس الکتريکی توليد شود. با وجود اهميت و پيچيدگی فرايند فولاد سازی در کوره قوس الکتريکي فعاليت بسيار کمی برای اتوماسيون اين فرايند تا کنون انجام شده است. به طوری که خروجي هاي مهمي همچون دما و ترکيب شيميايي فولاد همچنان به طور دستی و توسط اپراتور کنترل می شوند. در نتيجه مشکلات کاری فراوان و اختلالات زيادی در مقادير خروجي سامانه ها همچنان موجود است. اين نوع ناهماهنگی ها منجر به تنزل کيفيت فولاد و کاهش درا مد شرکت های توليد فولاد می شود. با زياد شدن پيچيدگي های فرايند در اثر افزايش دانش فنی و ارتقاء سطح توقعات کاربرها کنترل دستی توسط اپراتور روز به روز دشوار تر و ناکارا مدتر مي شود. عوامل ديگري مانند تغيير نوع مواد ورودی ا ناليز خروجی مطلوب و توقف فرايند تاثيرات منفي اجتناب ناپذيري بر فرايند می گذارند. اعمال کنترل فرايند فواي د بسياري بر عمليات کوره قوسی داشته و انتخاب نقطه تنظيم مناسب را ميسر می سازد.
و ٦ از بين بردن اختلالات نامطلوب و تنظيم خروجي ها در يک محدوده مشخص امکان کنترل بهينه عمليات را فراهم می سازد ] ٣]. و ٢ مزاياي حاصل از اعمال کنترل فرايند توسط بکر [٥ ٤] Bekker و اوست هوزن ] Oosthuizen ٧] تشريح شده است. در هر دو مورد از مدل سازي براي کنترل فرايند استفاده شده و بنظر مي رسد که بر پايه زمينه هاي کيفي مدلي مناسب براي نشان دادن فرايند حاصل شده است. اکثر سيستمهاي کنترل بر پايه يک مدل رياضي مناسب يعني مدلي که توسط داده هاي واقعي تست شده بنا نهاده شده اند. براي جلوگيري از توقف برنامه ريزي نشده مرحله تصفيه در شرايط کاري معمولي به طور ناپيوسته اجرا می شود. زيرا تنظيم ترکيب شيميايي و دماي فولاد مذاب نيازمند اندازه گيري اين کميات و در پي ا ن اعمال کنترل بر پايه اطلاعات دريافتی است. براي اندازه گيري ترکيب شيميايي و دما و اجراء کنترل بر پايه نتايج حاصل مداخله اپراتور اجتناب ناپذير است و تا زماني که شرايط حمام مذاب به حد مطلوب نرسيده اندازه گيری ها بايد تکرار شود. اين کار اتلاف زيادی را به وضوح به همراه دارد. هر اندازه گيري نيازمند يک پروب جديد يکبار مصرف است. تاخيرهاي ايجاد شده در حين اندازه گيري و اقدام بعدی بر مبناي نتيجه اندازه گيري ها هزينه بر بوده و به سيستم تحميل می شوند. در هنگام اندازه گيری دما برای مثال از قدرت قوس الکتريکي بايد کاست. اين کار منجر به کاهش بازدهی قوس مي شود. يک راه مناسب براي حل اين مشکل کاهش تعداد اندازه گيري ها است. اين کار با کمک گيري از مدل رياضي شبيه سازی شده امکان پذير مي شود. چنين مدلی بر پايه اندازه گيري هاي اوليه و ورودي هاي بعدي می تواند رفتار ا ينده کوره را پيش بيني کرده و بعنوان نمايش دهنده مرحله تصفيه عمل کند. اين مدل بايد بتواند روابط بين ورودي ها و خروجي ها به درستی در نظر گرفته و با تطبيق داده ها با پاسخ های سيستم پارامتر ها را به طور صحيح تنظيم نموده و امکان دستيابی به نتايج مطلوب را محقق سازد. کارهاي زيادي در زمينه مدل سازي و شبيه سازي کوره قوس الکتريکي توسط مرالس [٨] Morales و همکارانش انجام شده است. ا نها اطلاعات زيادي در مورد پفکي سازي سرباره جمع ا وري و پس از تحليل داده ها گزارش کرده اند. بر اساس گزارش ا نها استفاده مداوم از سرباره پفکي منجر به کاهش جريان الکتريکي و افزايش بازدهي فرايند می شود [٩]. اين پژوهشگران تحقيقاتي نيز در بارهشبيه سازي کوره قوس الکتريکی انجام د دا ه و رفتار سرباره خصوصا" تاثير ترکيب شيميايي و در صد FeO و اثرات و ويژيگيهاي ا هن اسفنجي بر فرايند فولاد سازی را توسط برنامه شبيه سازی شده پيش بينی نموده اند. علاوه براين رفتار کربن و تاثير دمای کوره نيز توسط ايشان البته نه بصورت کاملا" جزي ي و دقيق بررسي شده است [٨]. نتايج پفکي سازي سرباره و شبيه سازي EAF به يک مدل واحد تبديل شد. مرکز توجه اين تحقيقات برشيمي سرباره بود [١١ ١٠]. يک مدل شبيه ساز تصفيه براي EAF توسط اولمن و پرتوريس Oltmann و Pretorius توليد شد [١٢]. در اين کار بر فواي د کف سازي سرباره و کاهش بازدهي حاصل از اکسايش اضافي حمام مذاب تاکيد شده بود [١٢]. نيسن Nyssen و همکارانش [١٣] يک مدل استاتيک به منظورکمک به اپراتور کوره EAF طراحي کردند. محاسبات اين مدل براي حالت خاموش و قبل از شروع بکار کوره انجام شده و سپس تنظيمات مدل در حين کار انجام مي شود. به اين طريق مي توان انحراف از مقدار پيش بيني شده را بحساب ا ورده و تلفات حرارتي از طريق سيستم ا بگرد را منظور نمود. بنا بر گزارش اراي ه شده استفاده صنعتي از مدل سبب کاهش مصرف انرژي و افزايش ميزان توليد شده است. اين پژوهشگران در تحقيقي ديگر يک مدل ديناميک براي EAF اراي ه داده اند که قادر به تخمين روند ذوب مواد خام ارتفاع سرباره دما و ترکيب فولاد مذاب مي شود [١٣]. بکر Bekker و همکارانش [٥] بر پايه موازنه جرم و انرژي و تکيه بر کنترل دما ترکيب فشار و بقيه خروجي هاي مورد نظر با استفاده از متغير هاي گاز خروجي فرايند کوره قوس الکتريکی را شبيه سازي کرده اند.
با استفاده از يک مدل کنترلي پيش بيني کننده (MPC) متغيرهاي گازخروجي مي تواند براي کنترل فشار کوره (براي به حد اقل رساندن تلفات حرارتي از طريق هواي محيط) و بطور غير مستقيم دماي حمام مذاب پيش بينی شود. علاوه بر اين مدل می تواند گسترش يافته و عوامل اقتصادي براي فرموله کردن تابع هزينه بمنظور کمينه سازي توسط کنترلر مورد استفاده قرار گيرد [١٤ ٧]. اين کار تغييراتي را در استفاده سنتي از عملگرها بر متغيرهاي کنترل شده ايجاد می کند. مطالعات مفصلی در باره جنبه اقتصادي فرايند توسط ساير محققين [١٦ ١٥] انجام شده است که منجر به توليد مدل های استاتيک شده که هدف ا نها بهينه سازي افزاينده هاي سرباره براي کاهش هزينه بوده است. استفاده از مدلهاي استاتيک يک شيوه مطلوب براي مدل سازي کوره هاي قوس الکتريکي است [١٧٢٠]. از لحاظ مفهومي محاسبه جرم و انرژي مورد نياز براي افزودن بمنظور دستيابي به خواص نهاي ي مطلوب فولاد مانند دما و تر کيب کاري درست و صحيح است [٢١٣٠]. اين کار در حالت خاموش و قبل از شروع بکار کوره قوس الکتريکی انجام مي شود. در هنگام تخليه نيز گاهی دو باره تکرار شده و انحرافات را جبران می کند. اين محاسبات معمولا" در مراحل اوليه دمش اکسيژن انجام مي شود تا دمش نهاي ي اکسيژن تنظيم شود. کنترل ديناميک فرايند هنگامي که نمونه گيري برای تعيين دما و ترکيب شيميايي از سطح مذاب انجام مي شود نيز قابل اعمال است [ ١٣ و ٢٢ ]. هدف اين پژوهش کاهش مصرف انرژي با اعمال اصول موازنه جرم و انرژي و استفاده از نرم افزارهای ساخته شده بر مبنای اصول رياضی مي باشد. با استفاده از تغيير بار کوره يا ايجاد تغيير درنحوه کار کوره مصرف انرژي را می توان کاهش داد. با استفاده از نرم افزار اثر افزايش کربن ا هن اسفنجي به دو صورت تزريقی و کپه اي و نيز استفاده از شارژ داغ در کوره قوس الکتريکي (HOTLINK) بر قيمت نهايي فولاد توليدي مورد بررسي قرار گرفته است. روش تحقيق در اثر تغيير درصد کربن ا هن اسفنجی ورودي مقدار بار DRI و مقدار ا نتراسيت اضافه شده انرژي الکتريکي مصرفي و اکسيژن تزريق شده به کوره تغيير مي کنند. تاثير هر يک از اين تغييرات به صورت جداگانه بررسي مي شوند. با توجه به ثابت بودن ترکيب بقيه شارژهاي فلزي با افزايش کربن موجود در ا هن اسفنجي براي تامين ا هن مورد نياز سرباره و فولاد بايد مقدار شارژ DRI ورودي به سيستم افزايش يابد. الف بررسي اثر افزايش کربن ا هن اسفنجي افزايش يک درصد کربن حدود ۰/۵ دلار بر هزينه ا هن اسفنجی می افزايد. بر اين اساس مقدار ا نتراسيت شارژ شده به کوره را مي توان محاسبه نمود. با فرض ۰/۷۵ درصد کربن در شارژ فلزي و کربن باقيمانده در فولاد مقدار ا نتراسيت لازم برای افزودن به بار کوره قابل محاسبه خواهد بود. اگر قيمت هر کيلوگرم ا نتراسيت ۰/۱ دلار باشد براي افزايش کربن به صورت کپه اي با نرخ بازيابي ۲۵ درصد به ازاء افزايش هر درصد کربن ا هن اسفنجي ۱/۳۶ دلار کاهش در هزينه شارژ ا نتراسيت و براي تزريق کربن با نرخ بازيابي ۸۰ درصد ۰/۴۳ دلار کاهش هزينه محاسبه می شود. در هر دو حالت تزريق کربن و شارژ کپه اي نياز به کربن ا نتراسيت قابل حذف است. کربن موجود در DRI در اين صورت قادر به تامين کربن مورد نياز سيستم خواهد بود. براي بررسي اثر محتواي کربن بر مقدار اکسيژن مصرفي بايد دو فاکتور در نظر گرفته شود: ۱ طبق قانون بقاء جرم:
ي م (١) جرم تلف شده + جرم خروجي = جرم ورودي C Ch arg ed + CAnthracite = CSteel + CBurned (٢) که در ا ن C Steel C Anthracite C Charged و C Burned به ترتيب مقدار کربن وارد شده توسط شارژهاي ورودي بدون در نظر گرفتن کربن اضافه شده به صورت کپه اي يا تزريق شده مقدار کربن وارد شده از طريق ا نتراسيت کربن موجود در فولاد و کربن اکسيد شده در کوره مي باشد. ۲ در اثر احتراق ۸۵% کربن به منوکسيدکربن تبديل شده و مابقي در اثر احتراق بعدي Combustion) (Post به دي (۳) اکسيدکربن تبديل مي شود. بنابراين اکسيژن لازم براي احتراق را مي توان از رابطه زير محاسبه کرد: 28 44 O2 (Kg) = CBurned 0.85 + CBurned 0.15 12 12 3 22.4 2 (m ) = O (Kg) 32 O 2 (۴) بنابراين با تغيير درصد کربن مقدار کربن شارژ شده به صورت ا نتراسيت تغيير کرده و متعا قبا" مقدار کربن سوخته شده و اکسيژن مورد نياز نيز تغيير مي کند. مشاهده مي شود که مصرف اکسيژن با افزايش درصد کربن تا ۳/۵ درصد کاهش و از ا ن به بعد افزايش مي يابد. بررسي نحوه تاثير کربن بر مصرف انرژي الکتريکي تا حدي پيچيده بوده و بايد فاکتورهاي متعددي را در نظر گرفت. طبق قانون بقاء انرژي: حرارت خروجي=حرارت ورودي (۵) بنابراين تغيير حرارت ورودي به سيستم نيز با تغيير حرارت خروجي برابر است. تغيير انرژي الکتريکي را نيز مي توان از همين طريق محاسبه نمود. در اثر تغيير ميزان کربن ورودي سيستم و متعاقبا" تغيير ميزان کربن سوخته شده ميزان انرژي ورودي به سيستم در اثر احتراق کربن نيز تغيير مي کند. بنابراين: 6.56 ( 2.54 + مقدار کربن سوخته شده = انرژي حاصل از احتراق کربن 0.15) (۶) تغييرانرژي حاصل از احتراق کربن تغييرات انرژي خروجي= تغييرات انرژي الکتريکي (۷) تغيير انرژي خروجي از افزايش گرماي همراه CO و افزايش انرژي همراه گازهاي CO 2 CO و O 2 ناشي مي شود. CO Latent Heat(KWh / TLS) = VCO 3.52 (۸) طبق قانون بويلماريوت در اثر احتراق هر کيلوگرم کربن ۱/۸۶۵ متر مکعب گاز شامل منو اکسيد و دي اکسيد کربن ۱/۲۵Kg/m 3 و چگالي گاز ۱/۹۶ Kg/m 3 CO باشد مي توان گفت که در 2 تشکيل مي شود با توجه به اينکه چگالي گاز CO اثر احتراق هر کيلوگرمکربن ۱/۹۸ کيلوگرم مونوکسيد کربن و ۰/۵۵ کيلوگرم دي اکسيد کربن تشکيل مي شود. با توجه به تغيير مقدار گاز توليد شده در اثر احتراق کربن و مقدار اکسيژن مصرفي کوره مي توان تغييرات انرژي خروجي کوره را محاسبه کرد. ب_ استفاده از شارژ داغ در کوره قوس الکتريکي (HOTLINK) هدف اين قسمت محاسبه تاثير درصد ا هن اسفنجي و دما بر انرژي الکتريکي مورد نياز سيستم در شرايط استفاده از بار داغ است [١٣]. انرژي الکتريکي مورد نياز براي بار فلزي معمولی به عنوان انرژي پايه در نظر گرفته شده و تغيير انرژي مورد نياز سيستم نسبت به انرژي پايه محاسبه مي شود. ΔE Electric en = ΔE Exit ΔE Chemical ΔE HDRI E Electric en (٩) که در ا ن تغيير انرژي الکتريکي مصرفي نسبت به حالت پايه است ΔE Exit تغيير انرژي خروجي (تلف شده) از سيستم
نسبت به حالت پايه ΔE Chemical تغيير انرژي شيمياي ي توليد شده حاصل از احتراق کربن اکسيداسيون سيليسيم و احياء ا هن و ΔE HDRI تغيير ميزان انرژي وارد شده به سيستم از طريق شارژ داغ است. ابتدا اجزاء و عوامل موثر بر انرژي خروجي ) Exit (ΔE معرفي شده و وزن شارژ فلزي (ا هن اسفنجي و قراضه) براي توليد يک تن فولاد محاسبه می شود: mi = 1000 %mi (%FeTot %Yield) (١٠) که m% i درصد ا هن قراضه و يا ا هن اسفنجي در شارژ فلزي m i وزن شارژ فلزي %Fe Tot درصد ا هن موجود در بار فلزي و %Yield درصدي از ا هن بار است که قابليت توليد فولاد دارد. مقدار گرماي خارج شده به وسيله سرباره و فلز مذاب را مي توان از مجموع گرماي خارج شده توسط عناصر يا ترکيبات شيميايي موجود در شارژ محاسبه کرد: j ΔE i = (%j) mj/mj Cp dt. (١١) j جمله C p ظرفيت حرارتي عنصر j در شارژ i است. مقادير مربوط به ظرفيت حرارتي عناصر مورد نظر را مي توان از جداول ترموديناميکي استخراج کرد. ميزان توليد سرباره بازاء هر تن بار فلزي داراي ٢٠% ا هن اسفنجي ٦٥kg در نظر گرفته شده است. اين مقدار با افزايش در صد ا هن اسفنجي افزايش يافته و در ازاء ١٠٠% ا هن اسفنجی به ١٢٠Kg بر تن شارژ فلزي بالغ می شود. اگر ميزان احتراق ثانويه Combustion) (Post ١٠% فرض شود ٩٨/ کي ١ لوگرم گاز منو اکسيد کربن و ٥٥/ کي ٠ لوگرم گاز دي اکسيدکربن در اثر احتراق هر کيلوگرم کربن توليد مي شود. مقدارکربن محترق شده را مي توان به کمک قانون بقاي جرم (معادله ٢) محاسبه کرد. با توجه به ميزان کربن سوخته شده مقدار منوکسيد و دي اکسيدکربن محاسبه شده و انرژي خروجي از طريق اين دو گاز تعيين مي شود. در اثر تغيير شارژ ورودي مقدار گازهايخروجي منو اکسيد و دي اکسيد کربن تغييرکرده و در نتيجه انرژي خروجي از سيستم نيز تغيير مي کند. به طوری که داريم: Out Gas Energy = m i (Enthalpy) i (١٢) انرژي شيميايي لازم برای ادامه کار سيستم با افزايش ميزان کربن سوخته شده سيليسيم اکسيد شده و يا تغيير در مقدار ا هن احياء شده ايجاد مي شود. مقدار عناصر اکسيد و يا احياء شده را مي توان بر اساس قانون بقاء جرم محاسبه کرد. به اين منظور فرض می شود که ٩٠% کربن به منو اکسيد و مابقي به دي اکسيد کربن تبديل مي شود. سيليسيم موجود در شارژهاي فلزي به دي اکسيد سيليسيم تبديل شده و وارد سرباره مي شود. ا هن اسفنجی DRI فاقد سيليسم است. فلزات قراضه مصرفي داراي ٠/١٥ در صد سيليسيم فرض می شو د.ن زير تعيين کرد: سرباره داراي ١٩/٥ در صد اکسيد ا هن فرض می شود. بنابر اين ميزان ا هن احياء شده را مي توان از رابطه m Fe (Reduced) = m Fe (Charged) m Fe (Slag) (١٣) بخش ا خر انرژي وارد شده به سيستم انرژي ا هن اسفنجی داغ است که مقدار ا ن را مي توان به کمک ظرفيت حرارتي عناصر و اکسيدهاي تشکيل دهنده در دماي مورد نظر تعي ني کرد. نتايج و بحث ريز اقلام محاسبه شده برای تعيين مقادير گرما انرژی الکتريکی و هزينه برق در جدول های ۱ تا ۳ اراي ه شده است. ارقام اراي ه شده بر اساس مباحث مطرح شده در باره انرژي الکتريکي و عوامل موثر بر ميزان مصرف ا ن برا ورد شده است. در اين جداول شارژ
پايه داراي ۰/۵ در صد کربن در نظر گرفته شده است. تغيير انرژي گرمايي خروجي و انرژی الکتريکي نسبت به حالت پايه براي ساير درصدهاي کربن محاسبه شده است. اختلاف هزينه ها مربوط به ا نتراسيت ورودي و اکسيژن مصرفي و نيز انرژي الکتريکي است. در جدول ۳ تفاوت در هزينه انرژي الکتريکي مصرفي مشخص شده است. در کل مي توان به اين نتيجه رسيد که در حالت پايه هزينه توليد از طريق تزريق نسبت به افزايش کپه اي ۸/۲ دلار بر تن کمتر است. علاوه بر اين با انتخاب صحيح درصد کربن مي توان کاهش هزينه بيشتري را سبب شد. در اين بررسي و با توجه به ا ناليز قراضه و ا هن اسفنجي مقدار کربن ايده ا ل ۳/۵ در صد در نظر گرفته شده است. اين مطلب در شکلهای ۱ و ۲ نشان داده شده است. جدول ۱ تاثير در صد کربن موجود در ا هن اسفنجی بر انرژی های گرمايي مصرف الکتريسيته و هزينه برق مصرفی در شرايط بار کردن جداگانه ا نتراسيت بصورت کپه اي. قيمت برق ۴ سنت بر کيلو وات ساعت و واحد انرژی KWh/Ton در نظر گرفته شده است. %C DRI CO Latent heat CO sensible heat CO 2 sensible heat O 2 sensible heat Change in total out put energy Carbon combustion energy Change in carbon combustion energy Change in electric energy consumption Change in electric energy cost at 0.04 $/KWh 0.5 208.3 36.6 13.1 2.9 131.6 1.5 159.8 28.1 10.7 2.2 60.1 101 30.6 29.5 1.18 2.5 110.3 19.4 8.3 1.5 121.5 69.7 61.9 59.6 2.38 3.5 59.8 10.5 5.8 0.8 184.2 37.7 93.9 90.3 3.61 4.5 76.9 13.5 6.6 1 162.8 48.6 83 79.8 3.19 5.5 94.8 16.6 7.5 1.3 140.8 59.9 71.7 57 2.28 جدول ۲ تاثير در صد کربن موجود در ا هن اسفنجی بر انرژی های گرمايي مصرف الکتريسيته و هزينه برق مصرفی در شرايط تزريق ا نتراسيت به طور مجزا. قيمت برق ۴ سنت بر کيلو وات ساعت و واحد انرژی KWh/Ton در نظر گرفته شده است. %C DRI CO Latent heat CO sensible heat CO 2 sensible heat O 2 sensible heat Change in total out put energy Carbon combustion energy Change in carbon combustion energy Change in electric energy consumption Change in electric energy cost at 0.04 $/KWh 0.5 71.5 12.6 6.4 1 45.2 1.5 67.6 11.9 6.2 0.9 4.86 42.7 2.5 2.36 0.1 2.5 63.7 11.2 6 0.8 9.82 40.2 5 4.82 0.19 3.5 69.6 10.5 5.8 0.8 23.64 37.6 7.5 16.14 0.64 4.5 76.9 13.5 6.6 1 6.3 48.6 2.9 3.4 0.14 5.5 94.8 16.6 7.5 1.3 28.7 59.9 14.7 14 0.56
جدول ۳ تفاوت هزينه انرژي الکتريکي مصرفي برای توليد فولاد در شرايط افزودن ا نتراسيت به شيوه تزريق يا کپه اي همراه با شارژ ا هن اسفنجي داراي ۰/۵ در صد کربن CO Latent heat CO sensible heat CO 2 sensible heat O 2 sensible heat Total out put energy variation Carbon combustion energy Electric energy consumption Change in electric energy cost at 0.04 $/KWh ΔE 136.8 24 6.8 1.9 169.5 86.4 83.1 3.32 10.0 8.0 6.0 4.0 2.0 0.0 2.0 تزريق کربن اضافه کردن کربن بصورت کپه اي 0 1 2 3 4 5 6 درصد کربن ا هن اسفنجي قيمت نهايي فولاد (دلار بر تن) شکل ۱ تفاوت هزينه ه يا توليد در شارژ فلزي داراي ٢٥% ا هن اسفنجي داراي درصدهاي متفاوت کربن ٢۵% ا هن اسفنجي تزريق کربن %۵٠ ا هن اسفنجي تزريق کربن ٧۵% ا هن اسفنجي تزريق کربن ٢۵% ا هن اسفنحي افزايش کپه اي کربن %۵٠ ا هن اسفنجي افزايش کپه اي کربن ٧۵% ا هن اسفنجي افزايش کپه اي کربن 28 26 24 22 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 2 0 1 2 3 4 5 6 شکل ۲ تفاوت هزينه هاي توليد براي شارژ فلزي با درصد هاي مختلف ا هن اسفنجي در حالت ه يا تزريق کربن و افزايش کپه اي کربن
نمودار ٣ اثر افزايش شارژ داغ به کوره بر محاسبه تغييرات انرژي الکتريکي در مقادير مختلف شارژ و دماه يا متفاوت ا ن را نشان می دهد. با توجه به اينکه مصرف الکترود به ميزان ٠/٠٠٤kg/kWh مي باشد بنابراين تغييرات مصرف الکترود با افزايش مقدار و دماي شارژ داغ قابل محاسبه است. نمودار ٤ اين تغييرات را نشان مي دهد. مشاهده مي شود هنگاميکه ١٠٠% ا هن اسفنجي به صورت داغ به کوره شارژ مي شود با افزايش هر ۱۰۰ C به دماي شارژ مصرف انرژي الکتريکي به طور متوسط ٢٠ kwh/tls کاهش مي يابد. با کاهش درصد شارژ داغ به کوره قوس الکتريکي ميزان صرفه جويي نيز مقداري کاهش مي يابد. به عنوان مثال با شارژ ٨٠% HDRI به کوره قوس الکتريکی به ازای افزايش هر ۱۰۰ C بر دماي شارژ مصرف انرژي الکتريکي کوره به ميزان ١٦ kwh/tls کاهش مي يابد. اين روند براي بقيه درصد هاي شارژ داغ نيز وجود دارد. حال با احتساب قيمت هر کيلو وات ساعت انرژي الکتريکي به ميزان ٠/٠٢٢ دلار و قيمت هر کيلوگرم الکترود مصرفي برابر با ٣ دلار ميزان صرفه جويي اقتصادی براحتی قابل محاسبه خواهد بود. شکل ٣ اثر شارژ داغ بر ميزان انرژي الکتريکي مصرفي شکل ٤ اثر شارژ داغ بر مصرف الکترود در کوره قوس الکتريکي نتيجه گيري با افزايش درصد کربن ا هن اسفنجي در هر دو حالت تزريق و افزايش کربن به صورت کپه ای از ۰/۵ تا ۵/۵ در صد در مرحله اول قيمت فولاد توليدي يک مقدار مينيمم کاهش خواهد يافت و در مرحله بعد با روندي صعودي ادامه مي يابد. در تزريق کربن روند افت قيمت اوليه از ۰/۵ در صد تا نقطه مينيمم کند تر است. ولي در اضافه کردن کربن بصورت کپه اي افت قيمت شديد تر خواهد بود. بطور کلي قيمت اوليه فولاد تا قبل از نقطه مينيمم در حالت تزريق از افزايش کپه اي ارزان تر بوده و از اين نقطه به بعد تقريبا يکسان مي شود. تغييرات قيمت فولاد براي شارژهاي با درصد هاي مختلف ا هن اسفنجي در اين پروژه بررسي شده است.
مشاهده مي شود که با افزايش در صد ا هن اسفنجي در شارژ مينيمم هزينه توليد فولاد به سمت درصدهاي پاي ين تر کربن حرکت کرده و قيمت فولاد افزايش مي يابد. شارژ داغ ا هن اسفنجي به کوره قوس الکتريکی هزينه هاي انرژي و الکترود را کاهش داده و علاوه بر ا ن سرعت توليد در فرا يند را افزايش مي دهد. قدردانی از دفتر تحقيق و فناوری و بخش فولاد سازی شرکت فولاد خوزستان به سبب مساعدت در تهيه اطلاعات صنعتی مفيد برای طراحی و ساخت نرم افزار موضوع تحقيق قدر دانی می شود. مراجع 1. WEC, Energy Efficiency Improvement Utilizing High Technology an Assessment of Energy Use in Industry and Buildings, London: World Energy Council, 1995. 2. International Iron Steel Institute, Steel Statistics Yearbook 1992, Brussels: IISI, 1992. 3. International Iron Steel Institute, Statistics on Energy in the Steel Industry, Brussels: IISI, 1996. 4. Bekker, J.G., Craig, J.K. and Pistorius, P.C., Modeling and simulation of an electric arc furnace process, ISIJ International, Vol. 39, No. 1, 1999, 2332. 5. Bekker, J.G., Modeling and control of an Electric Arc Furnace offgas Process, Master's Dissertation, University of Pretoria, South Africa, 1998. 6. Oosthuizen, D.J., Viljoen, J.H., Craig, L.K. and Pistorius, P.C., "Modeling of the offgas Exit Temperature and Slag Foam Depth of an Electric Arc Furnace Process", ISIJ International, Vol. 41, No. 4, No. 4, 2001, pp. 399401. 7. Oosthuizen, D.J., Craig, I.K. and Pistorius, P.C., Economic evaluation and design of an electric arc furnace controller based on economic objectives, Control Engineering Practice, Vol. 12, 2004, pp 153265. 8. Morales, R.D., RodriguezHernandrz, H., and Conejo, A.N., A mathematical simulator for the EAF steel making process using direct reduced iron, ISIJ International, Vol. 21, No. 5, pp. 426435, 2001. 9. Morales, R.D., Lule, R., Lopez, F., Camachi, J. and Romero, J.A., The slag foaming practice in EAF and its influence on the steelmaking shop productivity, ISIJ International, Vol. 35, No. 29, 2001, 10541062. 10. Kerr, J.J. and Fruehan, R.J., Additions to Generate Foam in Stainless Steelmaking, Metallurgical and Materials Transactions B, Vol. 35B, August 2004, 643. 11. Hong, L., Hirasawa, M. and Sano, M., Behavior of Slag Foaming with Reduction of lron Oxide in Molten Slags by Graphite, ISIJ International, Vol. 38, No. 2, 1998, 13391345. 12. Oltmann, H.G. and Pretorius, E.B., Simulation of the EAF refining stage, AISE Steel Technology, March 2003, 2533. 13. Nyssen, P., Colin, R., Knoops, S. and Junque, J.L., Online EAF control with a dynamic metallurgical model, Proceedings of the 7 th European Electric Steelmaking Conference, Venice, May 2002, 23304. 14. M.J. Thomson, N.G. Kournetas, E. Evenson, I.D. Sommerville, A. McLean, and J.Guerard, Effect of
oxyfuel burner ratio changes on energy efficiency in electric arc furnaxe at CoSteel Lasco, Ironmaking and Steelmaking, Vol.28, 2001, 267272. 15. Thomson, M.J., Kournetas, N.G., Evenson, E., Sommerville, I.D., McLean, A. and Guerard, J., Effect of oxyfuel burner ratio changes on energy efficiency in electric arc furnace at CoSteel Lasco, Ironmaking and Steelmaking, Vol. 28, 2001, 267272. 16. Tuluevski, Y.N., Fleisher, A. and Zinurov, I.Y., Twostage Fuel Arc Furnace FAF: anew concept for energy optimization in electric steelmaking, MPT International, No. 5, October 1998. 17. Vercruyessen, C., Wollants, P., Roos, J.R., Robertson, D.G.C., and Bertels, L., Mathematical modeling of refining of stainless steel in MRPA converter, Iron and steelmaking, Vol. 32, No. 4, 1994, 287296. 18. Morales, R.D., Rodriguez, H.R. and Conejo, A.N., A mathematical simulation for steelmaking process using direct reduced iron, ISIJ International, Vol. 41, No. 5, 2001, 426435. 19. Nyssen, P., Marique, C., Prum, C., Bintner, P. and Sivini, L., A new metallurgical model for the control of EAF operations, Proceedings of the 6 th European Electric Steelmaking Conference, Düsseldorf, June 1999, 4350. 20. Sadrnezhaad, K., and Simchi, A., Simulation of the Iron SmeltingReduction Process, Journal of Materials Science and Technology, Vol. 15, No. 2, 1999, 121127. صدرنژاد س.خ. و سرکمري م. شبيه سازي فرايند توليد فولاد در کوره القاي ي سمپوزيوم فولاد ۴۳ ۷۹ اسفند ۱۳۷۹ شرکت فولاد خوزستان ۱۲۳۱۱۳. ۱۳۷۹ 22. Holmes, G. and Memoli, F., Operational improvements achieved in Davsteel, utilizing the new technique KT Injection system and TDR digital Regulation: a case study, Electric Furnace Conference Proceedings, Iron and Steel Society, 2001, 527537. 23. Sadrnezhaad, K., and Elliott, J.F., The Melting Rate of DRI Pellets in Steelmaking Slags, Iron and Steel International, 1980, 327339. 24. Marique, C., Nyssen, P., and Salamone, P., Online control of foamy slag in EAF, Proceedings of the 6 th European Electric Steelmaking Conference, Dusseldurf, June 1999, 154161. 25. Sadrnezhaad, K., Effect of Impurities on Energy Requirements in Electric Steelmaking with DRI, Scientia Iranica, Vol. 3, Nos. 1,2&3, 1996, 113119. 26. Sadrnezhaad, K., Continuous Melting of Metallized Ore Pellets, Iron and Steel International, 1981, 309 314. 27. Sammt, F.L., The pros and cons of high carbon DRI as EAF feed, Steel Times, Vol. 222, No. 10, Oct. 1994, 398399. 28. Bekker, J.G., Craig, I.K. and Pistorius, P.C., Model predictive control of an electric arc furnace offgas process, Control Engineering Practice, Vol. 8, No. 4, 2000, 445455. 29. Vercruyessen, C., Wollants, P., Roos, J.R., Robertson, D.G.C. and Bertels, L., Mathematical modeling of refining of stainless steel in MRPA converter, Iron and steelmaking, Vol. 32, No. 4, 1994, 287296. 30. Morales, R.D., Rodriguez, H.R. and Conejo, A.N., A mathematical simulation for steelmaking process using direct reduced iron, ISIJ International, Vol. 41, No. 5, 2001, 426435. 31. http://www.midrex.com/uploads/documents/hotlink%20 (1999) 1.pdf (Dated: Feb. 3, 1994.).۲۱