Stahl und Eisen, Jg. 59, Heft 14

STAHL UND EISEN

Z E I T S C H R I F T F Ü R DA S D E U T S C H E E I S E N H Ü T T E N W E S E N

Herausgegeben vom Verein Deutscher Eisenhüttenleute G eleitet von Dr.-Ing. Dr. mont. E. h. O . P e t e r s e n

unter Mitarbeit von Dr. J. W Reichert und Dr. W. Steinberg für den wirtschaftlichen Teil

HEFT 14

₆

. A PR IL 1939 59. J A H R G A N G

D ie bauliche E ntw icklung und w ärm etechnische C harakteristik d es R ekuperativ-Stahlschm elzofens.

Von E r i c h H o fm a n n in B erlin und M a x P a s c h k e in Clausthal.

[B ericht N r. 351 des Stahlw erksausschusses des Vereins D eutscher Eisenhüttenleute*).]

(Grundlegende Voraussetzungen fü r den B au des Ofens. Bauliche Entwicklung im Verlauf von fü n f Ofenzustellungen.

Folgerungen fü r den geplanten Neubau. Wärmetechnische Charakteristik. E in flu ß der Luftzahl n und des Brenner­

wirkungsgrades a uf die Ofentemperatur. E in flu ß des Koksgasheizwertes auf die theoretische Verbrennungstemperatur A u s ­ wirkung von Heizwertschwankungen auf die Ofentemperatur bei Mitberücksichtigung der atmosphärischen Aenderungen ) Grundlegende Voraussetzungen für den Bau des Ofens.

I

n engster Zusam m enarbeit der R ekuperator-G . m. b. H ., Düsseldorf, m it der R u h rstah l-A G ., A bteilu ng H enrichs­

hütte, H attingen, w urde erstm alig im Ja h re 19 3 5 ein basischer R egen erativ-K altgasofen von 20 t Fassu n gsver­

mögen auf R e k u p e r a t i v b e h e i z u n g fü r 30 t E in sa tz umgebaut.

Dem U m bau lagen folgende G edankengänge zugrunde:

1. H e r a b s e t z u n g d e s W ä r m e v e r b r a u c h s durch w irt­

schaftlichere A bgasausnutzung und durch Senkung der W andverluste infolge des F o rtfa lls der Kam m ern, 2. V e r b e s s e r u n g d e r F l a m m e n f ü h r u n g durch E in bau

mehrerer gu t m ischender B renn er, die ein A rbeiten m it Heißluft von 800 bis 9 0 0 ° erm öglichen,

3. A n p a s s u n g d e r O f e n a t m o s p h ä r e an die m etall­

urgischen Verhältnisse sowie R egelung des Ueberdrucks der Feuergase im Ofen,

4. w e it e s t g e h e n d e B e s e i t i g u n g d e r F a l s c h l u f t in ­ folge der D ichtheit des gesam ten, blechgepanzerten Ofens.

Die zum sachgem äßen B etrieb eines H erdofens erforder­

liche Ofentemperatur ist, w ie später noch gezeigt w ird, bei gegebener Ofenlänge und der durch das Schm elzverfahren bedingten O fenatm osphäre ab h än gig von der H eiß luft­

temperatur und der D urchm ischung.

Da beim R egen erativ-K altgaso fen wegen der B auw eise des Oberofens und der H a ltb a rk e it der B rennerköpfe die Durchmischung nur in engen Grenzen verändert werden kann, ist eine hohe L u ftv o rw ärm u n g au f 12 0 0 bis 13 0 0 ° er­

forderlich.

Beim R e k u p e r a t i v - S t a h l s c h m e l z o f e n , der ein ein­

seitig beheizter, um schaltfreier Ofen ist, kann der F lam m en­

weg durch bessere M ischung von G as und L u ft 1) um die Baulänge des einziehenden O fenkopfes verk ü rzt werden, so daß bei passend bemessenen A u sström ungsgeschw indig­

keiten und -richtungen die nutzbare F lam m enlänge im Ofen dieselbe w ird wie beim R egenerativofen . D abei gelangen

*) Auszug aus der von d er B ergakadem ie C lausthal ge­

nehmigten D r.-Ing.-D issertation von E . H ofm ann (1937). — V or­

getragen in der 47. Vollsitzung des Stahlw erksausschusses am 8. Dezember 1938 in Düsseldorf. — Sonderabdrucke sind vom Verlag Stahleisen m. b. H ., Düsseldorf, zu beziehen.

*) R u m m e l, K .: Arch. E isenhüttenw . 10 (1936/37) S. 505/10 (Wärmestelle 242).

die Gase vollstän dig ausgebrannt in den abziehenden K op f, während beim Regenerativofen die letzten R este brennbarer B estandteile erst in den abziehenden Zügen verbrennen.

Allein durch die M öglichkeit der Verkürzung der F la m ­ menlänge um die B aulänge des K opfes durch Verbesserung der D urchm ischung von Gas und L u ft und durch die dam it zw angläufig verbundene Steigerung des Brennerw irkungs­

grades w a r die A ussicht a u f einen erfolgreichen B etrieb des Rekuperativofens m it nur 800 bis 870° H eiß lufttem peratur am B renner gegeben.

Dem entsprechend konnte m it R ü ck sich t au f die H a lt­

b arkeit der hitzebeständigen Stähle, die im D auerbetrieb nur eine Lu ftvorw ärm u n g auf etw a 900° gestatten, die A b ­ gastem peratur vo r dem R ekuperator von etw a 17 0 0 ° bis au f 10 5 0 ° in einem kleinen H ochleistungskessel m it 1 7 m 2 H eizfläche zur zusätzlichen Erzeugung von hochwertigem D am pf von 1 5 bis 1 7 atii D ruck und 32 5 bis 3 7 5 ° U eber- hitzung ausgenutzt werden.

Zur K larstellu n g der verschiedenen Schw ierigkeiten, die sich seit B eginn der Versuche zeigten, die aber au f Grund der jeweils rich tig erkannten U rsachen von U m bau zu U m ­ bau zu Verbesserungen führten, soll kurz die bauliche E n t­

w icklung des Versuchsofens kritisch betrach tet werden.

Die bauliche Entwicklung des Rekuperativ-Schmelzofens.

O f e n z u s t e llu n g Nr. 1 . W ie bereits A . S c h a c k 2) er­

w ähnt h at und aus Bild 1 ersichtlich ist, handelt es sich um einen Stahlschm elzofen m it gleichbleibender Ström ungs­

richtung. Die bisher in Siem ens-M artin-Stahlw erken übliche U m schaltfeuerung ist verlassen worden und an die Stelle der Regenerativkam m ern ein H ochleistun gs-Stahlrekupe­

rator, B a u a rt Schack, m it davorgeschaltetem Steinm üller- H ochleistungskessel getreten.

D as K oksofengas wurde jedem B renn er durch vier tan ­ gential angeordnete, hitzebeständige Düsen derart zugeführt, daß der im U hrzeigersinn kreisende Gaskegel den L u ftstra h l durchschnitt. Zwei B renner w aren in der Stirn w an d m it einer N eigun g von 2 0 °, zwei in der R ü ck w an d m it der gleichen N eigung gegenüber der linken und rechten O fentür und zwei senkrecht im Scheitel des Gewölbes angeordnet.

Zwischen Ofen und K essel befanden sich zum Zw ecke einer V orentstaubung der abziehenden R au ch gase fü n f

2) S tahl u. Eisen 55 (1935) S. 391.

4 1 8 S ta h l lin d E is e n . Hofmann und Paschke: Entw icklung und Charakteristik des Releuperatii-Stahlschm el /—---8---

gegeneinander versetzte w assergekühlte P rallsäulen aus Radexsteinen.

D ie erhoffte E n t s t a u b u n g der abziehenden Gase gelang jedoch nur in geringem Maße. D afü r zeigte sich bei den da­

m aligen Ström ungsverhältnissen im R ekuperator eine zuneh­

mende Verstaubung des Rohrbündels, die m angels geeigneter R einigungsm öglichkeit nicht beseitigt werden konnte, so daß ’ der Ofen nach 65 Schmelzen stillgesetzt werden mußte.

Bild 2 zeigt, daß im V erlau f von drei Betriebsw ochen ein stetiger Anstieg im W ärm everbrauch und ein ent­

sprechender A b fall der O fenleistung eingetreten ist.

Erw äh n t sei noch kurz die M eßanlage, die im wesent­

lichen bis zur fünften Ofenzustellung beibehalten wurde.

Der G esam tverbrauch an Gas und L u ft wurde durch selbstschreibende Debro-Mengenmesser angezeigt. Zur Regelung der V erteilung auf die einzelnen Brenner dienten geeichte U -R ohre, die an besonderen Stau ­ rändern angeschlossen w aren.

A u f diese W eise w ar jederzeit ein Vergleich der Brennerablesungen m it der Gesam tanzeige und somit auch die U eberwachung der D ichtheit des Rekuperators m öglich. E in in der Schlackenkam m er eingebauter Druck-Zug-M esser m it einem Meßbereich von ± 10 mm W S leistete fü r die Gleichhaltung des U eberdrucks der Feuergase im Ofen gute Dienste, da nach seiner Anzeige der Saugzug ein­

gestellt wurde.

E in e R eihe von Therm oelementen und Ardom etern, die an zwei Sechsfarbenschreibern angeschlossen w aren, gestattete eine weitgehende Ueberw achung der Tem peraturverhältnisse im ganzen Ofen. Die optischen Tem peraturm essungen wurden nach der dritten Ofenzustellung m it dem neuen F arb helligkeits- pyrom eter „ B io p t ix “ durchgeführt und die vorher m it dem Glühfadengerät „P y ro p to “ erm ittelten Tem peraturen auf Grund der Meßergebnisse m it dem „ B io p t ix “ nachträglich berichtigt.

O f e n z u s t e llu n g N r. 2. B e i der zweiten O fenzustel­

lung w urden zur Senkung der anfangs sehr hohen E n t­

kohlungsgeschw indigkeit die Stirnw andbrenner flacher, und zw ar zwischen 10 und 1 4 ° verstellbar, angeordnet (B ild 3).

D er gegenüber der rechten Ofentür befindliche R ü ck w an d ­

brenner wurde fortgelassen, da er eine zu starke Ablenkung der Feuergase gegen den rechten V orderpfeiler zur Folge hatte.

D er linke Rückw andbrenner wurde zwecks Verm eidung einer zu starken B adbeaufschlagun g w aagerech t gestellt und die beiden Gewölbebrenner zur M ilderung der Feu erg as­

stauungen aus der senkrechten L a g e um 1 5 ® in Ström ungs­

richtung geneigt. D er R eku perator erhielt ström ungs­

technische Verbesserungen und zahlreiche, gu t abgedich­

tete R einigungstüren.

Zur Erm öglichung einer re­

duzierenden Ofenatm osphäre sow iezurN achverbrennung der R auchgase v o r den W ärm eaus­

tauschern, K essel und R e k u ­ perator, diente eine N achver­

brennungsleitung N als Heiß­

lu ftabzw eig zur Schlacken­

kam m er. Je d e K opfkühlun g wurde fortgelassen. A n die Stelle der früheren Prallsäulen traten zwei W ände, um bei der zu erw artenden höheren A bgas­

tem peratur durch m ehrm ali­

gen, sch arf enRichtungsw echsel den m itgeführten Stau b anzu­

kleben und bei passender Tem ­ peratureinstellung zum A b ­ fließen zu bringen. D er E rfo lg w a r zufriedenstellend. Am Ende jeder Schm elze konnten aus der ersten Schlackenöffnung etw a 50 bis 10 0 kg flüssige Schlacke abgestochen werden.

Die N achverbrennungsleitung, deren B etrieb b ei der reduzierenden Ofenatm osphäre und bei den vorherrschenden hohen Tem peraturen in der Sch lackenkam m er schon nach

Ofen - Zu stellu ng Nr.

Z.o iß 16 11 12' IO 0,8.

0,6 0,1 0,2 O

7 2 3

Betriebsw oche

Wärmeverbrauch einschl. Anheiz-u.Sonntagsgas am\ R ek u p era to r

ohne

l) - I»

J ^Ofen

" R eg e n era to r- Ofen W ä rm eg u tsch rift durch Dam pf

« O fenleistung in k g /h

Bild 2. W ärm everbrauch un d Ofenleistung am R ekuperativ-Stahlschm elzofen.

etw a 30 Schm elzen einen starken Verschleiß der Schlacken­

kam m erw ände verursachte, w urde ohne Beeinflussung der m etallurgischen Vorgänge durch den w aagerecht einge­

bauten R ückw andbrenner 5 ersetzt. D er B renner 5 förderte also in der F olgezeit nur noch L u ft, so daß auch das aus dem Heißdampf zum N etz —V®0'

Peiß dam pf zu den Speisepumpen—*-«■»- Heißdampf zum Speisew asserzig

Portvärmer □ __L-

I r 1 1 r 41—

WassergePüh/te Schieber (zum Abschiebern des Pesseis bei Pesse/reparatur-, Abgase dann durch besondere Umgehungsleitung so fo rt vom • D“'"

^ ^ „ -,x *_____ -4 0 S

Heiß/uft\ | Getvö/bebrenner m it Sand fasse

Uberhifzer-

Umgehungs/eitung

Fernbetätigte PaP/uftdrosse/P/appe | I

.Staurand

■Siemensreg/er (tvird von AAeßste/te ¿gesteuert)

P a/t/uft- Penti/afor

Abgase zum Pamin

)ibgas-Schieber zum Pamin (bei Ausfa/t des Exhaue tors zu öffnen)

E n t/a stu n g sv o rrfc h tu n g fü r d a s P e P u p e ra to r - P o h rsg ste m

Bild 1. Schema zum R ekuperativ-Stahlschm elzofen (Z ustand 1).

M e ß s te l le n • 4 = H eiß lu ft R ek u p e rato r 820 bis 900°

1 = A rd o m eter Schlackenkam m er 1580 bis 1650° 5 = H eiß lu ft S tirn w an d b ren n er 790 bis 870°

2 = Abgas v o r R ek u p erato r 1000 bis 1080°

3 = Abgas h in te r R ek u p erato r 270 bis 350° 7 = H eißdam pf

70 b is 80°

325 b is 375°, 15 bis 17 a tü .

6. A pril 1939. H oim ann und Paschlce: Entw icklung und C harakteristik des R eku p era th -S U M sch m d zo k n s. S t a h l u n d E is e n . 41 9 Bad selbst entw ickelte K oh len oxyd noch im A rbeitsraum

nachverbrannt w erden konnte.

Die Feststellung der günstigsten B renn erbelastun g fü r eine möglichst gleichm äßige T em peraturverteilun g im Ofen

30,7m2 Herdf/äche

Bild 3. Anordnung und Belastung der Brenner sowie Temperaturverteilung im Ofen (Zustand 2).

war Gegenstand eingehender M essungen3). Infolge der fortschreitenden Verbesserungen in der G asverteilun g zeigt sich in Büd 2 ein A bsinken des W ärm e Verbrauchs w ährend der ersten drei Wochen der zwei­

ten Ofenzustellung b ei gleich­

zeitiger Steigerung der Ofen­

leistung. B is zur siebenten Woche folgt dann ein ziemlich gleichmäßiger B etrieb . D ie achte Betriebswoche zeigt in­

folge einer teilweisen Z erstö­

rung des H eißluftkastens am Rekuperator einen starken Anstieg im W ärm everbrauch, um in der neunten W oche nach erfolgter kurzer In ­ standsetzung bis zum S till­

setzen der Anlage w ieder ab- TfvmcMimg

fteißdampfzum Netz

H eiß d a m p f zu d e n Speisepumpen Heißdampf zum Speisetuasser

Vonvär/rrer 73 VorreSuperator HauptneSuperator

J- Seinipungstüren-

unangenehm bem erkbar und führte zu starken R o h rver­

krüm m ungen. D em entsprechend mußte in der D urchbildung des R ekuperators ein v ö llig neuer W eg beschritten werden.

D er eigentliche R eku perator erhielt zur w eiteren V er­

ringerung der R auch gasgesch w in digkeit zusätzliche strö­

m ungstechnische Verbesserungen. D er hierdurch bedingte A b fa ll an H eizflächenleistung wurde durch Vorschalten eines zweizügigen „V orreku perators“ ausgeglichen. Die F o lge dieser \ orkehrung w a r eine tem peraturm äßige E n t ­ lastung des m it 7 m langen Rohren ausgerüsteten H a u p t­

rekuperators um etw a 80 bis 10 0 ° und eine V erlagerung der W andtem peraturspitze au f einen standfesten, m it nur w eni­

gen und kurzen Rohren ausgerüsteten V orrekuperator.

D er B etrieb des Ofens m it V orrekuperator und ver­

größertem H erd brachte bei gleicher Brennerbeaufschlagung wie früher ( Büd 3) eine Verbesserung der Tem peraturver­

teilung im Ofen. Die B etriebsw erte (vgl. Büd 2) wurden von W oche zu W oche günstiger. K u r die fünfte Betriebsw oche w ich wegen einer größeren Störung am Sau gzugventilator ab.

Besonders lehrreich dürften die nach der zweiten Ofen­

zustellung entnommenen Staubproben sein, deren Z u ­ sam m ensetzung aus Zahle>itafel 1 ersichtlich ist.

M it fallender R auch gastem peratu r sank der Eisen geh alt, w ährend die Schw efel-, Z ink- und B leigeh alte sta rk an- stiegen. Die ungünstige A u sw irku ng dieser Elem ente m it starker Sehm elzpunktsem iedrigung des Staubes ist bereits von den Regenerativöfen bekannt. Sie b ew irkt starken Verschleiß und Zusam m enfließen vo n G ittersteinen. D ie R ekuperatorrohre, die aus ferritischen Chrom stählen und unlegiertem K ohlenstoff stah l bestehen, zeigten keinen A n-

Sompensatoren

■73

fü r das Sohrsystem

fernbetat/gte ^ Sa/t/uftdrosse/S/appe zufallen.

O fe n z u s t e llu n g K r . 3.

Zur Herabsetzung der hohen Temperatur und zur M ilde­

rung des starken Verschleißes der Schlackenkam m erwände wurde die H erdfläche des Ofens gemäß Büd 4 bis zur ersten Schlackenkammerwand von 20,7 m 2 auf 23,2 m 2 vergrö­

ßert. Die Brenner blieben un­

verändert, während die N ach- verbrennungsleitung über­

flüssig wurde. Trotz der ström ungstechnischen Verbesse­

rungen am R ekuperator m achte sich auch w ährend der zweiten Ofenreise im L au fe der Z eit die zunehmende V er­

schmutzung der R ekuperatorrohre m it teilw eise fest an­

backendem Stau b, nam entlich im oberen, heißen T eil, noch

*) Dipl.-Arbeit von Carl M eier-Cortes, B ergakadem ie Claus­

thal.

■ Sta u ra n d

y Schduöfnunp Ofenbühne

Siem ensreg/er fm 'rd xon M eßstelle 2 g esteu ert) Schieber fü r Surzschtußteifung

i r^-Hüh/luftverrfi/afor

~ 'Einsfe/geöfnung

Ventilator fürO fen/uft

Hbpase zum Samin

M e ß s t e l l e n : 1 = A rd o m eter Ofen

2 = A bgas v o r V o rrek u p erato r u n d fü r B egier

3 = A bgas H a u p tre k u p e ra to r o b eres Veld links

4 = A rd o m eter S chlackenkam m er 5 = A bgas H a n p tre k u p e ra to r oberes F eld

v o rn e

6 = A bgas H a u p tre k u p e ra to r oberes F eld h in te n

7 = A bgas v o r H a n p tre k u p e ra to r

Saminschieber fb ei'iu sfa il des Exhaustors öffnenJ B ild 4. R ekuperativ-Stahlsehm elzofen (Z ustand 3).

1600 b is 1723°

950 b is 1050°

880 b is 950°

1500 b is 1600°

880 bis 950»

860 b is 920»

900 b is 1000»

8 = A bgas F lu ß s ta h lte ü B ek u p e rato r 9 = A bgas h in te r H au p tre k n p e ra to r 10 = H eiß lu ft h in te r H au p tre k u p e ra to r 11 = H eiß lu ft h in te r V o rrek u p e rato r 12 = H eiß lu ft a m B ren n er 13 = Speisew asservorw ärm er

14 = H eiß d a m p f 325 b is 375». 15 b is 17 a tii 15 = D ru c k in S chlackenkam m er 0,2 b is 0,5 m m W A 16 — A bgasanalyse Sch lacken Vammc r

17 = A bgasanalyse v o r H a n p tre k u p e ra to r 18 = A bgasanalyse h in te r H a n p tre k u p e ra to r.

525 bis 625°

300 b is 400»

740 b is 820°

820 bis 900»

790 b is 870«

70 b is 80»

griff. H ingegen mußte der gasbeaufsch lagte H eiß luft­

kastenboden, der wegen der höheren W arm fe stigk e it aus nickellegiertem , austenitischem C hrom stahl bestand, zur V erm eidung einer Zerstörung durch N ickelsu lfid durch eine Isolierschicht geschützt w erden.

O f e n z u s t e l l u n g N r . 4. A u f G rund der gewonnenen E rkenntnisse konnte zur baulichen und betrieblichen V er-

4 2 0 S ta h l u n d E is e n . Hof mann und P aschke: Entwicklung und Charakteristik des

Rekuperativ.

Stahlschmelzofens. 5 9 . J a h r g . N r . 14.

Z ah len ta fel 1. S t a u b a n a l y s e n .

P ro b en en tn ah m e

1 2 3 4 5

Kessel TTeber- hitzer

R ek u p erato r heißer Teil | M itte k alter Teil

S i0 2 . . . °/ 3,92 3,38 3.60 4,68 3,88

F e . . . . 0/ 40,28 31,78 37,04 27,93 11,03

' Mn . . . °/ 3,91 3,41 2,54 2,48 2,79

P . . . . °/_/o

0/ 0,31 0,47 0,34 0,34 0,41

CaO . . . 12,04 9,41 11,44 11,39 2,73

MgO . . . ⁰/ 1,67 2,23 1,45 1,45 0,72

A120 3 . . ^{o /} 3,37 4,92 2,79 5,40 4,51

s . . . . 0/_/o

0/ 3,47 4,85 4,84 7,98 16,80

P b . . . . 0,48 1,73 0,00 4,38 8,33

Cu . . . . 0/ 0,48 1,23 0,56 0,48 0,72

Zn . . . . °/ 1,77 6.27 3,89 4,82 11,25

N i . . . . °/ 0,08 0,19 0,24 n. b. 0,09

Cr . . . . 0/ 0,38 0,63 0,31 n. b. 0,38

G lü h v erlu st °/_/o 1,90 2,82 2,00 1,70 n. b.

einfaehung sowie zur Verbesserung der m etallurgischen Verhältnisse der Uebergang auf drei Brenner gew agt werden ( Bild 5). H ierbei w ar eine entsprechende Vergrößerung der L u ft- und Gasquerschnitte notwendig. Dennoch zeigte sich bei der gewählten Anordnung der Brenner am ab ­ ziehenden K o p f ein zwar geringes, aber allm ählich fo rt­

schreitendes Anwachsen des Herdes. W ärm etechnisch sowie m etallurgisch4) wurden jedoch bedeutende V er­

besserungen erreicht (B ild 2).

O f e n z u s t e llu n g N r. 5. Die erw ähnten nickelhaltigen Schweißstellen im F lu ß stah lteil des R ekuperators wurden durch die übliche Fluß stahlschw eißung ersetzt. D er G e­

wölbebrenner erfuhr eine V erschiebung zum abziehenden K o p f und die Stirnw andbrenner erhielten eine Neigung von 2 °. M itten in den Lu ftstrom säm tlicher B renn er wurde zur Verm eidung eines toten L u ftk ern s nach entsprechender Q uerschnittsvergrößerung ein am vorderen E n d e aufge­

w eitetes, verschiebbares, hitzebeständiges R o h r von 38 mm D m r. fü r K oksgaszusatz eingebaut. Z u r Erh öh u n g der Sicherheit des R ekuperators sowie zum w eiteren Nachweis, daß bei genügendem B renn erw irkun gsgrad und ausreichend langer Flam m e auch ein A rbeiten m it H eiß luft von weniger als 800° m öglich ist, w urde der W iderstand au f der R au ch ­ gasseite des H auptrekuperators w eiterhin verringert. Das E rgebnis w a r eine m ittlere H eiß lufttem peratur am Brenner von etw a 750 bis 780°, die im L a u fe der w eiteren B etrieb s­

wochen wegen der im m er noch unzureichenden R ein i­

gungsm öglichkeit am R ekuperator und infolge Fehlens eines geeigneten E n tstau b ers bis unter 700° abfiel. D afür w ar aber die Tem peraturverteilung im Ofen bei etwas höherem W ärm everb rauch erstm alig vo llstän d ig gleichm äßig (B ild 6).

B e t r i e b s e r g e b n i s s e . N ach in sgesam t 595 Schmelzen und einer G esam terzeugung von 18 385 t S ta h l wurden die

Bild 5. A nordnung un d B elastung der Brenner sowie T em peraturverteilung im Ofen (Z ustand 4).

Die Vergleichsw erte eines alten Regenerativofens für die Schmelzen Nr. 522 bis Nr. 746 lassen neben einem durchschnittlich höheren W ärm everbrauch von der sechsten Betriebsw oche ab ein ähnliches Ansteigen erkennen wie der Rekuperativofen. Doch ist dieser gleichzeitige Anstieg nicht w ie die allm ähliche Zunahm e des W ärm everbrauchs beim R ekuperativofen innerhalb der ersten sechs Wochen auf das Anw achsen des H erdes, sondern auf m etallurgische und rohstoffliche Gründe zurückzuführen. D er hohe W ärm everbrauch in der zehnten W oche ist eine Folge fo rt­

schreitender U ndichtigkeit des H auptrekuperators, weil durch die E in w irku n g des Staubes ( vgl. Zahlentafel 1, Spalte -5) ein Teil der m it nickelhaltigem Schweißdraht hergestellten Rundschw eißnähte der R ohre im kalten F lu ß stah lteil zer­

stört w urde, so daß nach und nach etw a 30 R ohre in der Schweißnaht abrissen. Die Fluß stahlrohre selbst blieben vö llig unangegriffen.

4) B u r c h a r d t , M., und M. P a s c h k e : D as metallurgische Reaktionsgeschehen im Rekuperativ-Stahlschm elzofen. D issert.

vo n M. B u rch ard t (C lau sttal 1938). Stahl u. Eisen dem nächst.

B ild 6. A nordnung u n d B elastung der B renner sowie T em peraturverteilung im Ofen (Z ustand 5).

Versuche abgebrochen und der vo llstän d ige Neubau eines Ofens auf Grund der beim V ersuchsofen gesam m elten E r ­ fahrungen vorgesehen. D ie B etriebsergebnisse aller Ofen­

zustellungen sind in Zahlentafel 2 zusam m engefaßt.

U eber die m e t a l l u r g i s c h e n M ä n g e l, die sich in den ersten Versuchsreisen ergaben, die jedoch sp äter laufend ver­

bessert wurden, w ird von M. B u r c h a r d t und M. P a s c h k e 4) in einer besonderen A rb eit berichtet.

Kennzeichnende Merkmale des vorgesehenen Neubaus.

O b e r o fe n . D a sich ström ungstechnisch, m etallurgisch und betrieblich das „D rei-B ren n er-V erfah ren “ als erfolgreich erwiesen h a t, soll auch der neue Ofen nur drei Brenner erhalten. Diese können im Gegensatz zu dem Versuchsofen, der b ei den gegebenen und fü r den R eku p erativb etrieb ungünstigen H erdabm essungen von 8,6 m Län ge und 2,7 m B reite die U nterbringung eines Gewölbebrenners unent­

behrlich m achte, bei dem neuen Ofen m it 6,6 m Län ge und 3,5 in B reite säm tlich in der Stirn w an d angeordnet werden (B ild 7).

Z3,Sm .z

Rerdf/äche Rerdf/äche

Z°

15501600____

Rüc/avandtemperafuren RücRivandtemperaturen

6. A pril 1939. Hof mann und P aschke: E ntw icklung und. Charakteristik des Rekuperatw-Stahlschm elzofens. S ta h l u n d Ei.sen. 4 2 1

Z ah len ta fel 2. B e t r i e b s e r g e b n i s s e d e s R e k u p e r a t i v o f e n s .

(1) I (2) I (3) I (4) | (5) | (6) |____ (7) | (8) O)

Zu­

stellung Nr.

G esamt- schmelz- dau er

h

G asver­

b rau ch je t S tahl (H u = 4130)

kcal N m 3

E rzeu ­ g ung

t

O fen­

leistung k g /h (4) x 1000

G esam te n u tzb are D am pf­

m enge t

N u tzb a re r D am pf je t Stahl

k g /t (6) x 1000 0 )

D am pfgut­

sch rift je t S tah l 106 k c a l/t

= (7) x 750

W ärm e­

v erb rau c h je t / h ohne D am pf ­

g u tsch rift 10® k c a l/t

= (3) x 4130 W ärm e­

v erb rau ch je t S tahl m itD am pf-

g u tsch rift 10® k c a l/t

= (9) — (8) Zahl

d er Schmel­

zen

M ittleres A usbringen kg/Schm elze (4) x 1000 (11)

M ittlere Schmelz­

d au e r h/Schm elze

(2) (11)

M ittlerer S tabl- eisen- ver- braucli

% (2)

a) O h n e A n h e i z - u n d S o n n t a g s g a s :

1 450 273 2 044 4542 754 369 0,277 1,127 0,850 65 31 446 6,92

2 1045 296 4 362 4174 2098 481 0,361 1,222 0,861 152 28 697 6,92 43,05

3 614 291 2 992 4873 1133 379 0,284 1,202 0,918 88 34 000 6,98 41,90

4 1274 292 5 755 4517 2417 420 0,315 1,206 0,891 186 30 940 6,85 43,63

5 771 306 3 232 4192 1568 485 0,364 1,264 0,900 104 31 077 7,41 45,4

1 bis 5 4154 293 18 385 4426 7970 434 0,326 1,210 0,884 595 30 899 6,98 __

Herdflächen

b) M it A n h e i z - u n d S o n n t a g s g a s belastung

1 450 305 2 044 4542 754 369 0,277 1,260 0,983 65 31 446 6,92

kg/m2 h

2 1045 338 4 362 4174 2098 481 0,361 1,396 1,035 152 28 697 6,92 219202

3 614 331 2 992 4873 1133 379 0,284 1,367 1,083 88 34 000 6,98 210

4 1274 326 5 755 4517 2417 420 0,315 1,346 1,031 186 30 940 6,85 195

5 771 339 3 232 4192 1568 485 0,364 1,400 1,036 104 31 077 7,41 181

1 bis 5 4154 330 18 385 4426 7970 434 0,326 1,363 1,037 595 30 899 6,98 —

Entstauber

$ 23, Im3 Herdfläche 1

KesseI

'Heißluft

■Exhaustor

- i i b i

- J p ü Tu_ . JlL Ventilator Der Gewölbebrenner, der b aulich stets teurer und m it Rücksicht auf erhöhten Gewölbeverschleiß ein gew isser Unsicherheitsfaktor ist, w ird also bei der neugewählten Querschnittsform des R ekuperativofens überflüssig.

Zur Senkung der K üh lw asser-, A u sflam m - und F a lsch ­ luftverluste erhält der neue Ofen bei der geringen H erd­

länge von 6,6 m ohne B eein träch tigu n g der E insatzm öglich ­ keit und Zugänglichkeit nur zwei Ofentüren, wodurch etw a 0,350 x 10 ® kcal/h ge­

spart werden. HarJwerbrennunas-iT ^ Schnitt* A Die S c h l a c k e n ­

k am m e r wird auf Grund der günstigen Betriebsergebnisse in ihrer alten F orm m it den beiden U m lenk- wänden übernommen.

Der K e s s e l findet in unveränderter F o rm unmittelbar hinter der Schlackenkammer A u f­

stellung. Zur weiteren Abgasausnutzung sowie zur Erhöhung der Dampfgutschrift w ird die Speisewasservorwär­

mung, die beim V er­

suchsofen auf K osten der D am pfgutschrift durch Frischdam pf auf 70 bis 80° durchgeführt wurde, in den A b g as­

stutzen des R eku p era­

tors verlegt und in einem besonderen W as­

servorwärmer auf etw a 90 bis 10 0 ° erhöht.

Zwischen K essel und

h at er nur 2,6 m lange R oh re, w ährend die beiden anderen kälteren und v ö llig ungefährdeten Doppelrekuperatoren 3,6 m lange R ohre erhalten. Z u r Erm öglichung einer be­

quemen R einigun g sind die Q uerschnitte schm al und lang gehalten und zahlreiche R einigungstüren an allen L än gs­

seiten vorgesehen. D ie H eißluft- und die K oksgasleitung zu den Brennern verlaufen in geeigneter E ntfernu ng vom Ofen unterhalb der Ofenbühne.

Schnitt+C-C

Speisew asser-

Kühlluft r ;

(von Meßstelle 3 gesteuert)—

vorh. Kammern r ^ C "

Abstich Koksofengas

Schnitt *B-B

Bild 7.

N eubau Rekuperativofen.

M e ß s t e l l e n :

1 = A rd o m eter Schlaokenkam m er 2 = A bgase h in te r Kessel 3 = A bgase v o r R e k u p e ra to r 1 4 = A bgase v o r R ek u p e rato r 2 5 = A bgase v o r R e k u p e rato r 3 6 = Abgase v o r Speisew asservorw ärm er 7 = A bgase h in te r Speisew asservorw ärm er 8 = H eiß lu ft h in te r R ek u p e rato r 3 links 9 = H eiß lu ft h in te r R ek u p e ra to r 3 re ch ts 10 = H eiß lu ft h in te r R ek u p e rato r 2 links 11 = H eiß lu ft h in te r R e k u p e ra to r 2 rech ts 12 = H eiß lu ft h in te r R e k u p e rato r 1 links 13 = H e iß lu ft h in te r R e k u p e ra to r 1 rech ts 14 = H e iß lu ft am B ren n er 3

15 = Speisew asservorw ärm ung 16 = H eiß d a m p ftem p era tu r u n d D ruck.

Rekuperator w ird ein geeigneter E n t s t a u b e r von etw a 9,5 m Höhe eingeschaltet.

Der R e k u p e r a t o r erhält drei zw eiteilige und leicht auswechselbare Einzelrekuperatoren nach dem Gegenstrom- prinzip, die säm tlich unter der O fenbühne angeordnet werden. D er erste heiße T eil w irk t als V orrekuperator und muß die Tem peraturspitze aufnehm en. D em entsprechend

Die wärmetechnische Charakteristik des Rekuperativofens.

F ü r die bauliche und w ärm etechnische E n tw ick lu n g des R ekuperativofens w a r die U ntersuchung der W ärm evertei­

lung und der Vergleich m it einem R e g e n e rativ-K altgaso fen von besonderer W ich tigkeit. Z u r m öglichst genauen E r ­ fassung dieser Größen w urden eingehende M essungen durch­

geführt und drei W ärm ebilanzen au fg e stellt:

42 2 S ta h l u n d E is e n . H ofmann und Paschke: Entw icklung und C harakteristik des Rehi.perah >-StahlSchmelzofens.— J g---

Z ah len ta fel 3. W ä r m e t e c h n i s c h e K e n n z a h l e n v e r s c h i e d e n e r K o k s o f e n g a s e .

H ierin bedeuten:

N orm al­

gas = Gas II ^{Gas XII} Gas I

1. G aszu sam m en setz u n g :

C O ...% 4,9 4,9 4,8 C 0 2 ... % 2,1 2,1 2,0 H „ ... % 52,8 52,8 50,0 C H 4 ... % 26,8 26,8 30,0 CmH n ...%

N 2 ... % 1,9 10,5

2,5 9,9

2,5 9,7 0 2 ... % 1,0 1,0 1,0 F e u c h t i g k e i t ... g /N m 3 10,0 10,0 10,0 2. T h eo retisch er L u ftb e d a rf Ltheor.

4,471 N m 3/N m 3 ... 4,150 4,235 3. T heoretische R auchgasm enge

5,297 Rtheor. N m ’/N m 1 . . . . 4,862 4,947 4. H eizw ert H 0 k c a l/N m 3 . . . 4663 4772 4990

H u k c a l/N m 3 . . . 4130 4232 4432 5. T heoretische V erbrennungstem -

p e ra tu r ttheor. bei Ltbeor.:

2146 2141 a) fü r 20° L u fttem p eratu r 0 2130

b) fü r 800» H eißlufttem p. 0 2585 2599 2597 c) fü r 1200° H eißlufttem p. 0 2834 2849 2848

-«ges qn Qb»ii o'zus

= W ärm ezufuhr a n gebundener u n d fü h lb a rer W ärm e a u s G as un d L u it = 100 % ,

= N utzw ärm e = QBad — Qzus,

= G esam tw ärm einhalt v o n S tah l u n d Schlacke,

= zusätzliche W ärm eeinnahm e d u rch flüssiges Stahleisen, exotherm e R e a k tio n e n , K ohlenstoffverbrennung u n d Schlaekenbildung,

= W a n d v erlu st des ganzen O fensystem s,

= W ärm ev erlu st d u rch T ü r- u n d O effnungsstrahlung,

= W ärm ev erlu st d u rch K ühlw asser, - W ä rm ev erlu st d u rc h A usflam m en,

— W ärm ev erlu st d u rch U n d ich tig k eit, - . D am pferw ärm ung im K essel,

. = N utzw ärm e des R ek u p e rato rs und R eg en erato rs,

f ü r d e n R e k u p e r a t i v o f e n (als M ittel aus säm tlichen 595 Schmelzen während der fü n f Ofenzustellungen), fü r d en R e g e n e r a t i v - K a l t g a s o f e n (als M ittel aus 225 Schmelzen),

f ü r d en N e u b a u d e s R e k u p e r a t i v o f e n s (gemäß Bild 7 und auf Grund der D aten des Versuchsofens).

Zugrunde gelegt wurde das in Zahlentafel 3 unter G as I als N orm algas gekennzeichnete K oksofen gas6).

Pgissih GaswärmelGasheizwertlund Undichtigkeitsverlust I I- Nutzwärme<Stahl*Schlacke>unter Mitberücksichtigung

derzusatziWarmeeinnahmen durch fl St£. ernth. Reakt. usw.

Q\v QS 9 k« Qfi QlJnd Q ü Ke Q n Rek Q n Reg )

q = W ä rm ein h a lt (fü h lb ar u n d gebunden) d er g esam ten R auchgase ein- g ges schließlich K ühl- u n d F alsch lu ft,

Qf = A nteil des A bgasverlustes d u rch F a lsc h lu ftz u tritt, Ql Kü = A nteil des A bgasverlustes d u rc h K ühlluftzugabe,

Q tb g Rest = restlich er A b g asv erlu st n ach A bzug d er K ühl- u n d F alschluftanteile.

N u t z w ä r m e Q ^: D er W ärm einhalt des Stah ls und der Sclilacke ist nach W . H e i l i g e n s t a e d t 6) erm ittelt. Die Schlackenm enge wurde in allen F älle n m it 12 0 k g/t Stahl eingesetzt. Von dem Gesam tw ert Qßad ist der W ärm einhalt des flüssigen Stahleisens m it 260 k cal/kg Stahleisen in A b ­ zug gebracht. F ern er ist der W ärm eertrag Qzas aus der V erbrennung der E isenbegleiter (Eisen , M angan, Silizium , Phosphor) und des B adkohlenstoffes m it dem w irksam en H eizw ert abgesetzt, d. h. nach K ürzun g um den durch den S tick sto ffb allast der V erbrennungsluft verursachten A b ­ gasverlust. F ü r die Schlackenbildungsw ärm en sind zugrunde gelegt 1,6 k g /t Phosphorsäure

m it 1 1 3 0 k cal/k g Phosphor-

| = im Kessel zurückgewonnene Wärme

|= Abgasverlust einschl. Kühl-und Falschluft

1= Verlust durch Ausflf<ühlw,Offn - Strohig,Luftverl u Wände

12,40% Nutzwärme 1i40% WandVertust

■mmmm

2/+0%0£¡n.-Strahlung 1395% Küh Iwasser

725% AusflammVerl.

27,35% gesDampfw

¿30%Ja¡schluft 3,95% Kühlluft lOßCHo restl.AbgVerl

11,75% Nutzwärme 19,95% WandVertust

2, Öffn-Strahlung 75% Kühlwasser

5,95% Ausflamm Verl 1,95% Luft Verl 12103^alschluft 20,65% restl.AbgVerl

210% Undicht Verl

1440% Nutzwärme

"]

14,70% Wand Verlust

mmmm

2,90%öffn.-Strahlung 15,50% Kühlwasser

« M » I 5,50% Ausflamm terl.

3305% ges Dampfw.

« M w 3,30% Falschluft

1,85% Kühlluft 6ß0% restlAbg Verl

Rekuperativ-Stahlschmelzofen Regenerativ-Kaltgasofen

Bild 8. W ärm everteilung bei den untersu ch ten Oefen (bezogen auf den Gasheizwert = 100 % ).

F ü r die W ärm ebilanzen der untersuchten Oefen g ilt:

Q g es = Q n + Q w + Q s + Q k u ~ P Q f I + Q u n d + Q ü Ke + Qn R ek b z W . ( + Q fiR e g ) + Q A b g ges ( 1 )

Fern er ist: Q N = Q B a d — Q z u s (2)

u n d : QAbg ges = Qf+ Qlku + Q ibg nosi (3) H enrichshütte, 5) Jah resm ittel

H attingen.

1936 der R uhrstahl-A G ..

säure und 60 k g /t E rd alkalien m it 200 k cal/kg E rdalkalien . D er geringen Abweichungen wegen w urde der E in sa tz und A b brand je t S tah l fü r alle drei F ä lle einheitlich m it 4 8 1 kg/t flüssiges Stahleisen, 636 kg/t Sch rott, 47 k g /t gebrannten K a lk , 1 0 k g /t M angan, 3 kg/t Silizium , 0,5 k g /t Phosphor, 9,85 k g /t K oh len stoff und 8 k g/t Eisen eingesetzt. B e i der Berechnung des Eisenabbran- des ist der Eisen o xydulgeh alt des E in satzes m it berücksich­

tig t worden.

W a n d v e r l u s t Qw : D er eingeschlagene W eg führte über die M essung der Außen­

tem peraturen säm tlicherW än- de m it H ilfe des A b tastp yro ­ m eters.

W ä r m e v e r l u s t d u rc h T ü r - u n d O e f f n u n g s s t r a h ­ lu n g Qs : Z u r m öglichst ge­

nauen E rfassu n g der W ärm e­

verluste wurde an säm tlichen Türrah m en durch K a lk ­ anstrich ein übersichtlicher M aßstab in 10 -cm -Ein teilun g angebracht und jedes T üröffnen w ährend einer ganzen Schm elze nach A u sstrahlu ngsquerschnitt, T em peratur und O effnungszeit verfolg t. D ie sich bei teilw eisem Türöffnen ergebende ausstrahlende F läch e ist un ter entsprechender

6) W ärm etechnische R echnungen fü r B au u n d B etrieb von Oefen. Düsseldorf 1935. S. 46 u. 56/58, Zahlentafel 9 u. 10.

Neubau Rekuperatlv-Stahlschmelzofen

6. A pril 19 3 9 . H ofm ann und P a sc h te : E n i wir klung u nd Charakteristik des Rehiperaiiv-StaJilschm elzofeni. S ta h l u n d E is e n . 423 Kürzung der Ö ffn u n g sz e it a u f den vollen Oeffnungsquer-

schnitt bezogen worden. D ie V erluste durch Sch auöff­

nungen und Spalten sind in gleicher W eise erfaßt worden.

W ä r m e v e r lu s t d u r c h K ü h l w a s s e r QK a : Die Wärmeverluste durch K ühlw asser sind aus den einzelnen Kühlwassermengen und den jew eiligen E in - und A usfluß ­ temperaturen erm ittelt worden.

zugeführte Gaswärme Gg

7erschP>cPungOpo%

Kddeostof M re/murg «.70 % tathemsche PsaPtimen 365%

flüssiges Sinh/eisen 6.05%

Heizwert Gas fS.OO %

-11^ 60,75%

DanpfwNust für Pumpen -

und Schlämmen-0,60% zurücPßeßende Dampf war me

V ersuchsofen durch einen T eil des erzeugten Frischdam pfes erfolgte, fließt diese D am pfw ärm e durch die nahezu restlose K ondensation der D am pfgu tschrift wieder zu. Aus dem W ärm einhalt des D am pfes und der Dam pfm enge je t Stahl ist die D am pferw ärm ung im K essel bestim m t.

N u t z b a r e L u f t w ä r m e Qx Eek und QN- Reg: Die A utz- w ärm e der L u ft ist aus der Luftm enge je t Stah l, der Heiß­

lufttem peratur am zusätzliche Htärmeeinnahmen Opug durch Stahleisen, erothermische PeaPtionen u.s.w. B renner und der ZU-

L _ _ j Abzug «an ¿?zus gehörigen mittleren

Nah/sie durch Wände Gty, O ffnum gsstrah/ung Gg, Hüh/wasser ü y j und Jusf/am m en Gß s n e z if O h e n W ä rm e Atyasver/ustOAägasgeso/rt femsch/ief/ic/iNüh/ungu. Fa/scti/uftQß/ü«GfJ und HtärmeräcPgew. )jere( ]ljjel:

3,80% Sch/acPe r , . .

D er A b g a s v e r ­ l u s t Q ibgges ist je ­ weils als Restglied eingesetzt. F ü r die A achprüfung des in jedem O fenabschnitt erforderlichen Tem ­ peraturgefälles w ar die E rfassu n g der K ü h l- und Falsch - luftm enge, also die A ufteilung des A b ­ gasverlustes gemäß G leichung (3), von W ichtigkeit.

F a l s c h l u f t Qf : D ie Berechnung des F alschluf tzutritts durch die Ofentüren erfolgte in der beim A usflam m verlust

66,75% StaM Dy -3,65 % Nutzwärme

3.75 % Gewä/Oe

«60% ädriger Open 065 % WandrertustSch/acPenH.

060% • . Hesse.1 065 % » ■ HeHuperator 060% • • Leitungen 760 % Türöfnen OfO% Spat mwwww^ 860 % Türrahmen

. 'LHÜ uAhgasPest

«50% Türen

0 6 5 % Düsen und Meßstellen

7.70 % Höh/wasser SchtadrenP.

5.70 % AusfTammrer/uste ~Op/

365% Falschluft i n 3.70 %HDtitiuft

7,75 %resNiehe Aägasrertusfe] -7«50%

NersctNacPung 060.

Hohlenstoff Ferärennung 3.30%

erothermische Peatdionen 6,«0%

flüssiges Stahte/sen 6J5

Heizwert Gas 63,50

QP, gekennzeichneten W eise m it H ilfe der Ausflußform el.

D er F alschluftzugan g in den K öpfen und Zügen des R egene­

rativofens ist aus den A hgasanalvsen erm ittelt.

! xzugeführte Gaswärme Qg bzw. UndichtigPeitsrer/ust Gund

WMZusätztiche Htärmeeinnahmen Qzu s durch Stahleisen, erothermische PeaPhänen u. s. w.

l l Nutzwärme Gynach Abzug non Ozus

m m Her/uste durch Hände G/y, Öffhungssfrah/ung Qg, Hühl'wasser äpg und Ausflammen Gß Ahgasrer/ust 0 Abgas gesam t (einschließlich Falschluft Qp) und WärmerücPgewinnung Gpeg

3,00% Sch/acPe 77,35% Stahl Dg‘8go % N utz wärme Bild 9. W ärm eflußbild R ekuperativ-Stahlschm elzofen N r. 1 (M ittel aus 595 Schmelzen und

5 Ofenzustellungen, bezogen auf Gas- u n d Luftw ärm e = 100 % ).

A u s f la m m v e r l u s t QP1: D ie B erechnung des Aus- flammverlustes erfolgte nach den von H eiligenstaedt6) angegebenen V erfahren m ittels der Ausflußform el. D er Druckausgleich ( ± 0 m m W S) la g bei den untersuchten Oefen im M ittel au f

0,4 m Türhöhe. D er Wärmeinhalt des aus­

flammenden R au ch ­ gases ist als Mitte]

aus dem W ärm einhalt beim Ein- und A u s­

tritt aus dem A rbeits­

raum eingesetzt.

U n d i c h t i g k e i t s ­ v e r lu s t QUnd: Beim Rekuperativofen tra ­ ten wegen des F o rt­

falls der U m stellung keine U ndiehtigkeits- verluste auf (dauernde Uebereinstimmung der Koksgasgesam t­

anzeige m it der Sum ­ me der Einzelablesun­

gen an den Brennern).

Beim. R egen erativ-K altgasofen sind die U m stell- und Undichtigkeitsverluste nach B . v o n S o t h e n 7) m it 2 . 1 % der zugefuhrten K oksgasm enge berücksichtigt worden und die ausström enden Lu ftm engen nach A . S c h a c k 8).

D a m p f e r w ä r m u n g QDKe:D ie beim R eku perativofen

@NPeg ’ 30,50

W

3y55% Gewo'/he 6,00% Gäriger Ofen

«,05% Näpfe und lä g e 3ß0% Hämmern 7, «5 % Türen und Spotten

— 050 % Hopfe 7,70% Türrahmen 360% Türen 3,00 % Puh/rahmen 6,«0 %Oüsen 6,70 % Ausfiammrer/uste

I aw - ys,so % L aS - I 7J5%

I

^aHÜ=

| 75,80%

B ild 10. W ärm eflußbild R egenerativ-K altgasofen N r. 2 (M ittel aus 225 Schmelzen, bezogen auf Gas-

un d L uftw ärm e = 100 % ).

-ä f!

7,«5 % UndichtigPeifsHenlustecQi/nd 6,50 % Falschluft Türen 5,90 % Falschluft Näpfe

7655 % resfZiehe Aögasrertuste,

l @Aägasgesamt 66,75%

im Kessel ausgenutzte W ärm e zerfällt in A u tzd am p f QN-Ke und in Verluste QDY fü r Pu m pen , Schläm m en und Speise- wasservorwärmung. D a die Speisew asservorw ärm un g beim

7) Stahl u. Eisen 56 (1936) S. 321/28 u. 351/62 (Stahlw .- Aussch. 303 u. W ärm estelle 226).

8) Der industrielle W ärm eübergang. Düsseldorf 1929. S. 30.

K ü h l l u f t Ql k u : D ie zur A achverbrenn ung etw a v o r­

handener un verbrannter Gase un d zum Schutz des R e k u ­ perators zugesetzte D auerkühlluftm enge w urde durch einen Mengenmesser aufgezeichnet. D ie Ergebn isse der w ärm e­

technischen Vergleichsm essungen un d der berechneten W erte fü r den geplanten A eu b au des R ekup erativofen s sind in B ild 8 fü r 10 0 % G asw ärm e zusam m engestellt.

E in e genaue U ebersicht über die W ärm e Verteilung beim Versuchsofen und R egen erativofen fü r 10 0 % G as- 4 - L u ft- w ärm e zeigen die B ilder 9 und 10.

4 2 4 S ta h l u n d E ise n . Hof mann und Paschke: Entw icklung und. C harakteristik des R ekuperatn -Stahlschmelzofens. 5 9 . J a h r g . N r . 14.

H ierin ist neben einer weitgehenden A ufspaltung der einzelnen V erluste auch der A n teil der zusätzlichen W ärme- einnahm en durch flüssiges Stahleisen, exotherme R e a k ­ tionen, Kohlenstoffverbrennung und Schlackenbildung als Qzus eingetragen. Ferner läß t sich die A rt und Größe der W ärm erückgewinnung ersehen.

D ie wärm etechnische Ueberlegenheit des Rekuperativ- ofens geht aus den Bildern 8 bis 10 hervor. Außerdem finden die eingangs erwähnten Voraussetzungen, die seinerzeit fü r den B au der Versuchsanlage maßgebend w aren, ihre B estätigung.

Der Einfluß der Luftzahl und des Brennerwirkungsgrades auf die Ofentemperatur.

Zum späteren Nachweis der W irkung von H eizw ert­

schwankungen au f die Ofenatmosphäre soll zunächst die A bhängigkeit der theoretischen Verbrennungstem peratur fü r verschiedene H eißlufttem peraturen vom Luftüberschuß L Ü oder Luftm angel L M berechnet werden.

Grundlagen für die Berechnung der theoretischen Verbrennungs­

temperatur tth e o r.

Zugrunde gelegt ist das in Zahlentafel 3 als Gas I näher ge­

kennzeichnete Koksgas H u = 4130 k eal/N m 3. Luftüberschuß LÜ und Luftm angel LM sind auf die bei theoretischer V erbrennung (Luftzahl n = 1) zuzuführende Luftm enge Ltheor. N m 3/N m 3 be­

zogen.

Die schweren Kohlenwasserstoffe CmH n sind stöchiom etrisch als C2H 4 behandelt, dagegen kalorim etrisch m it dem M ittelw ert H u = 17 000 kcal/N m 3 eingesetzt. Im übrigen sind Zahlentafel 129 und 137 der „A nhaltszahlen“ 9) zugrunde gelegt.

W ährend die Verbrennung bei verschiedenen L u ftü b er­

schüssen keine Besonderheiten bietet — ttheor. wird nach den Schackschen Form eln10) erm ittelt — , sind fü r den F all des L u ft­

mangels gewisse Annahm en unentbehrlich. Erfahrungsgem äß äu ß ert sieh der Luftm angel zunächst im A uftreten von K ohlen­

oxyd im Rauchgas. U ebersteigt dessen A nteil etw a 3 % , so er­

scheint auch W asserstoff11).

D er im folgenden eingeschlagene Rechnungsgang wird diesen Annahm en gerecht un d bietet selbst hei unsicherer W iedergabe der verwickelten, wirklichen V erbrennungsvorgänge eine durchaus einheitliche Grundlage zum Vergleich der hei oxydierender un d reduzierender A tm osphäre zu erw artenden V erbrennungstem pe­

ratu ren und dam it der erreichbaren Ofentem peraturen.

V e r b r e n n u n g m it L u f t m a n g e l LM:

U m die bei verschiedenen Größen des L uftm angels LM a u f­

treten d en U m setzungen erfassen zu können, w urde in allen Fällen zunächst eine rechnerische V orstufenverbrennung eingeschaltet.

V o r s tu f e : Die im Gas vorhandenen Mengen an CH4 un d C2H 4 verbrennen zu CO un d H 20 , vorausgesetzt, daß hierfür genügend Sauerstoff vorhanden ist. Das ebenfalls vorhandene Kohlenoxyd sei also bei der V orstufenverbrennung vorläufig unbeteiligt. Die maßgebenden Gleichungen und W ärm etönungen sind folgende:

CH4 + 1,5 0 2 = CO + 2 H 20 + 5546 k cal/N m 3 CH4 (4) C2H 4 + 2,0 0 2 = 2 CO + 2 H 20 + 10 922 kcal/N m 3 C2H t (5) H 2 + 0,5 0 2 = H 20 + 2570 k cal/N m 3 H 2. ' (6)

Bei vollkommener Verbrennung des M ethangehaltes w ären zu Gleichung (4) noch hinzuzufügen:

CO + 0,5 0 2 = C 0 2 + 3039 kcal/N m 3 CO bzw. CH„, (7) so daß tatsäch lich 5546 + 3039 = 8585 kcal/N m 3 CH4 frei würden.

E ntsprechend lieferte die vollkommene Verbrennung des Aethylengehaltes (C2H 4) nach Gleichung (7) gegenüber Gleichung (5) z u sätzlich :

2 X 3039 = 6078, zusam m en also 10 922 + 6078 = 17 000 kcal je N m 3 C2H 4.

9) Anhaltszahlen für den Energieverbrauch in E isen h ü tten ­ w erken, hrsg. v. d. W ärmestelle Düsseldorf des Vereins D eutscher E isenhüttenleute, 3. Aufl. Düsseldorf 1931.

10) S c h a c k , A .: M itt. W ärm estelle Nr. 87 (1926).

“ ) H e i l i g e n s t a e d t , W .: Regeneratoren, R ekuperatoren, W inderhitzer. Leipzig 1931. S. 42. (Der Industrieofen in Einzel­

darstellungen. Bd. 5.)

K o h l e n o x y d v e r b r e n n u n g u n d u n v o l lk o m m e n e V o r s tu f e : Bei der V erbrennung m it L uftm angel LM ist nach erfolgter V orstufenverhrennung zu unterscheiden, ob der eingebrachte Sauerstoff 0 2eingebr. den fü r die V orstufenverbrennung er­

forderlichen Sauerstoffgehalt 0 2V ü bersteigt oder u nterschreitet, K o h l e n o x y d v e r b r e n n u n g . I s t bei der V erbrennung m it p % LM, d. h. m it (1 — 0,01 p) X Ltheor. der maßgebende Sauerstoffüberschuß D p o s i t i v , d. h .:

D = (1 — 0,01 p) • 0 2theor. — 0 2V > 0, (8) so ist dieser zunächst zur B estreitung der K ohlenoxydverbren­

nung nach Gleichung (7) heranzuziehen, so d aß also 2 D N m 3CO/Nm 3 K oksgas um gesetzt werden.

U n v o l l k o m m e n e V o r s tu f e . R eicht dagegen der verfüg­

bare Sauerstoff nich t zur V orstufenverbrennung aus, so ist der F ehlbetrag sinngemäß zuerst der V erbrennung nach Gleichung (6) zu entziehen. F ü r diesen F a ll der unvollkom m enen Vorstufe, wo also der m aßgebende Sauerstoffüberschuß D n e g a t i v ist, d. h.

D = (1 — 0,01 p) • O2theor. — 0 2y < 0 (Gleichung 8 a), sind 2D N m 3/N m 3 K oksgas von der W asserstoffverbrennung der Vor­

stufe abzuziehen. Bis zum A usfall der U m setzungen nach den Gleichungen (4) un d (5) w ird der L uftm angel nich t verfolgt.

W a s s e r s t o f f b i l d u n g . N achdem d urch V orstufe m it an ­ schließender K ohlenoxydverbrennung oder durch unvollkommene Vorstufe eine bestim m te A bgaszusam m ensetzung erreicht ist, wird das eingangs erw ähnte V erhältnis zwischen K ohlenoxyd und W asserstoff im endgültigen R auchgas durch folgende von links nach rechts verlaufende U m setzung geregelt:

CO + H 20 = C 0 2 + H 2 + 460 k cal/N m 3 H 20 , (9) falls nich t schon (wie etw a bei 35 % LM) ein W asserstoffüber­

gewicht erreicht ist.

Die Abgasmenge ä n d ert sich hierbei nich t m ehr. D a im end­

gültigen Abgas die 3 % des Abgases überschreitende K ohlen­

oxydmenge höchstens gleich der W asserstoffm enge sein soll, ist aus jener Menge u n d dem etw a vorhandenen, ab er nich t aus­

reichenden W asserstoff des vorläufigen Abgases das arithm etische M ittel zu nehmen. E s ste llt die W asserstoffm enge u n d zusammen m it den 3 % CO die gesam te K ohlenoxydm enge des endgültigen Abgases dar. Die nach Gleichung (9) noch um zusetzende Kohlen­

oxydm enge ist daher als Differenz zwischen dem arithm etischen M ittel u n d einer der beiden Teilm engen zu rechnen.

D as Abgas e n th ä lt schließlich:

H 2 = --- ^ ---—— N m 3/N m 3 K oksgas (10) un d

CO = — ^ i — N m 3/N m 3 K oksgas. (11) H ierin bedeuten:

R = Abgasmenge N m 3/N m 3 K oksgas,

a = K ohlenoxydm enge N m 3/N m 3 K oksgas im Abgas der Vor­

stufe,

b = W asserstoffm enge N m 3/N m 3 K oksgas im Abgas der Vorstufe.

W ird m it steigendem L uftm angel der V orstufe:

b > a — 0,03 R , (12) so w ird die U m setzung nach Gleichung 9, die d an n von rechts nach links verlaufen m üßte, nich t eingesetzt.

Auswirkung der Ofenatmosphäre bei verschiedenen Heißluft­

temperaturen und gegebenem Brennerwirkungsgrad auf die Ofentemperatur.

D ie Ergebnisse der B erechnung der theoretischen V er­

brennungstem peratur sind au f der rechten H älfte des Bildes 11 fü r verschiedene H eiß lufttem peraturen in A b ­ h ängigkeit von der L u ftza h l n zusam m engestellt. D er Voll­

stän digkeit wegen ist noch der bei der Verbrennung mit Lu ftm an gel L M einzusetzende „w irk sa m e “ A n teil des H eiz­

wertes H Uw am gesam ten H eizw ert H u m it eingezeichnet.

A u f der linken H älfte des Bildes 11 sind neben den ver­

schiedenen B rennerw irkungsgraden die fü r übliche Regene- rativ-K altgasö fen und fü r den R eku p erativofen erm ittelten Brennerw irkungsgrade yj eingetragen.

A u s dem N om ogram m können also fü r die verschiedenen H eißlufttem peraturen, L u ftzah len und Brennerw irkungs­

grade u n m ittelb ar die erreichbaren O fentem peraturen ent­

nommen werden. D abei sei unter Brenn erw irkun gsgrad der Quotient aus der bei üblicher B ela stu n g erzielbaren

April 1939. H of mann und P a s M e : Entw icklung und Charakteristik des R e k u ^ ra H v -S ta h U c h rn A ^ r,, S ta h l u n d E ise n . 4 2 5

1600 1*00 Ofentemperatur in °C

0,6 0,7 0,0 Op xo 1,1 1,2 13 1,0 V Luft zahl TI

Luftmanget ■*—^—►Luftüberschuß theor. Verbrennung

Bild 11. Theoretische V erbrennungstem peratur un d w irksam er K oks­

gasheizwert in Abhängigkeit von der L uftzahl n un d der H eiß lu ft­

tem peratur sowie O fentem peratur in Abhängigkeit vom B renner­

w irkungsgrad 7).

Ofentemperatur und der theoretischen Verbrennungstem pe­

ratur verstanden.

Das Nomogramm läß t erkennen, daß zur E rzielun g der erforderlichen O fentem peratur b ei einem gegebenen „ B re n ­ nerwirkungsgrad“ , der je nach der Güte der zulässigen Durchmischung von G as und L u ft fü r eine b e s tim m te Ofen­

gattung und Ofenlänge ziem lich unveränderlich ist, ein nicht zu trennender Zusam m enhang zwischen der L u ftz a h l n und der erforderlichen H eiß lufttem peratur besteht. Schließ­

lich sei noch erw ähnt, daß sich der Lu ftm an g el bei Aen- derung der L u ftzah l bedeutend stärker au sw irkt als der Luftüberschuß.

An einem B eispiel zum V ergleich des R e g e n e ra tiv -K a lt­

gasofens m it dem R ekuperativofen soll die B en utzun g des Tomogramms — die übrigens schon aus dem gestrichelt eingezeiehneten Linienzug zur Genüge ersichtlich sein dürfte

— klargestellt werden.

G e g e b en :

a) R e g e n e r a t i v - K a l t g a s o f e n

mit 12 0 0 ° H eißlufttem peratur, n = 0,97 entsprechend 3 % LM ,

Brennerw irkungsgrad r( = 6 1 % , b) R e k u p e r a t i v o f e n

mit 750° H eiß lufttem peratu r am B renn er, n = 0,97 entsprechend 3 % L M ,

Brennerw irkungsgrad y; = 6 8 % . G e fu n d e n :

1 . w ir k s a m e r H e i z w e r t H „Uvv = 3980 keal/N m 3 für den F a ll a) und b) b ei 3 % LM ,

2. t h e o r e t i s c h e V e r b r e n n u n g s t e m p e r a t u r a) = 2795», b) = 2525»

3. e r r e ic h b a r e O f e n t e m p e r a t u r a) fü r 7j = 6 1 % : 1700»

b) fü r 7] = 68 % : 1 7 1 5 « = 6 1 % : 1 5 3 5 »).

Der Vergleich zeigt, w ie groß der E in flu ß des Brenner- wirkungsgrades auf die erzielbare O fentem peratur ist und daß der R ekuperativofen schon b ei 750« H eiß luft­

temperatur dem R egen erativ-K altgaso fen tem peraturm äßig überlegen ist.

Der Einfluß des Koksofengas-Heizwertes auf die theoretische Verbrennungstemperatur.

D a sich im üblichen H üttenbetrieb m it eigener Koksgaserzeugung häufige, m ehr oder w eniger wech­

selnde H eizw ertschw ankungen zeigen, die üblicher­

weise H eizwertunterschiede von 200 bis 300 kcal/N m 3, bei stark wechselnder Gasabnahm e jedoch auch Schwankungen bis zu 500 bis 600 k cal/N m 3 zur F o lge haben können, soll festgestellt werden, welchen Ein flu ß der K oksofengasheizwert auf die theoretische Verbrennungstem peratur ttheor. ausübt.

Neben dem bisher betrachteten N orm algas sollen deshalb noch zwei weitere Gasarten untersucht werden (vgl. Zahlentafel 3, Gase I I und III).

Die Ergebnisse fü r die theoretischen V erbren­

nungstem peraturen ttheor. der verschiedenen Gase bei V erbrennung m it der jew eiligen theoretischen Luftm enge fü r 20», 800» und 1200» H eiß lu ft­

tem peratur sind aus Zahlentafel 3 und Bild 12 ersichtlich. Außerdem sind in Bild 12 noch w ärm e­

technische Kennzahlen w ie H 0, H u, L the0r. und Rtheor. eingetragen.

B etrach tet man den A nfangs- und E n d p u n k t der die üblichen H eizw ertschwankungen kennzeichnenden ge­

strichelt um randeten Fläch e H 0 = 4500 bis 5000 kcal/N m 3, so zeigt sich, daß sich fü r die angegebenen Grenzwerte — also fü r eine Heizwertzunahm e von 500 k cal — nur ein A n ­ steigen der theoretischen V erbrennungstem peratur von

3200 3100 3000 2900 2800"

2700 \

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f f i

3.7

3J6 m o

1/777ii) *7. 7777 7777Q

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u ^§ JÜ

• W O 6000 6200

I- 2600%

2600 | 2000.|

2300 | 2200%

2100 kP

1BOO' 1700 1600 1600 oberer Pohsofengasbeizwerf Po in hcat/ ftm 3

Bild 12. Einfluß von Heizw ertschw ankungen auf die theoretische V erbrennungstem peratur tt h e o r . sowie H u> L th e o r . u n d R th e o r .

in A bhängigkeit vom oberen K oksofengasheizwert H 0.

H a k cal/N m 3 = unterer K oksofengasheizwert

Ltheor. N m 3/N m 3 Koksofengas = theoretische L uftm enge Rtheor. N m 3/N m 3 Koksofengas = theoretische Abgasm enge ttheor. fü r 20, 800 un d 1200° L u ft = theoretische V erbrennungs­

tem p eratu r.

etw a 30», und zw ar fa st un abhän gig vo n der Höhe der L u ftvorw ärm u ng, ergibt. Den w irksam sten E in flu ß auf die Höhe der theoretischen Verbrennungstem peratur stellt der G ehalt an schweren K ohlenw asserstoffen dar, w ie G as I I zeigt, bei dem nur der CmH n-G eh alt von 1 , 9 % a u f 2 , 5 % erhöht wurde.

B e i einer H eizw ertsteigerung um nur 10 0 kcal/N m 3 zeigt sich im m erhin ein A n stieg der theoretischen V erbrennungs­

tem peratur von im M ittel etw a 14 ». H ingegen h at gem äß Gas I I I eine gleichzeitige Steigerung des M ethangehaltes