1

Akademia Górniczo – Hutnicza

im. St. Staszica w Krakowie

Wydział Energetyki i Paliw

Katedra Technologii Paliw

ĆWICZENIA LABORATORYJNE

Surowce energetyczne stałe i ich przetwarzanie

Ćwiczenie 8

Pomiar ciśnienia rozprężania

2

1. Oddziaływanie ciśnienia rozprężania na ściany komór koksowniczych oraz jakość

koksu

Ciśnienie rozprężania to jeden z parametrów charakteryzujących własności koksotwórcze

węgla. Wzrastające zainteresowanie koksowników tym właśnie parametrem wynika z faktu,

iż ciśnienie rozprężania ma znaczący wpływ na bezpieczeństwo ścian komór koksowniczych.

Z drugiej strony parametr ten spełnia ważną rolę w procesie koksownia, bowiem ułatwia

aglomerację uplastycznionych ziaren węgla oraz sprzyja zmniejszeniu ilości i wielkości

szczelin w półkoksie wskutek wnikania w nie masy plastycznej. W konsekwencji prowadzi to

do zwiększenia wytrzymałości tworzącego się koksu.

Odpowiedź na pytanie dlaczego ciśnienie rozprężania jest tak ważne została już zawarta

powyżej, mianowicie ze względu na możliwość deformacji lub trwałego uszkodzenia

ceramiki baterii koksowniczej. Bateria koksownicza z ekonomicznego punktu widzenia to

jeden z najdroższych elementów koksowni. Wieloletnia praktyka wykazuje, iż ściany komór

koksowniczych narażone są na szereg czynników negatywnie wpływających na ich

żywotność. W tym momencie pojawiają się kolejne pytania: jakie deformacje są dopuszczalne

podczas użytkowania komory i jakie są w takim razie dopuszczalne siły lub ciśnienia, które je

powodują. Z tych względów istotnym jest ustalenie bezpiecznej wartości ciśnienia

rozprężania, nie powodującej trwałego zniszczenia ceramiki komory koksowniczej.

Siły oddziałujące na ściany baterii koksowniczych mają różnorakie źródła. Już przy

załadunku komory występują siły poziome, których bezpośrednią przyczyną jest masa

wsypywanego węgla (przy systemie zasypowym). Jak podaje literatura [1], siły te są jednak

zbyt małe, aby spowodować poważniejsze uszkodzenia, nawet jeśli uwzględnić gradient

termiczny związany z kontaktem gorącego masywu z zimnym wsadem węglowym.

Ciśnienie gazów w bezpośrednim pobliżu ścian komory, określane w literaturze

anglojęzycznej jako „gas pressure at the walls”, również nie powoduje większych zniszczeń

ceramiki komory. Na temat tego oddziaływania jest jednak zbyt mało danych, gdyż

zazwyczaj ciśnienie gazu mierzone jest w centrum wsadu. Centralna część wsadu jest bowiem

miejscem, gdzie generowane ciśnienie podczas koksownia osiąga maksymalną wartość ze

względu na połączenie się dwóch warstw plastycznych.

Zdecydowanie największy wpływ na bezpieczeństwo ceramiki ma natomiast ciśnienie

generowane w centrum wsadu nazywane wewnętrznym ciśnieniem gazu („internal gas

pressure”) i transmitowane w formie ciśnienia rozprężania na ściany komory. Mechanizmem

powodującym powstawanie wewnętrznego ciśnienia jest wydzielenie się gazów i par

3

pirolitycznych w warstwie uplastycznionego węgla koksowego. Wydzielenie się pary wodnej

ma również swój udział w oddziaływaniu na ściany komory. Ze względu jednak na fakt, iż

odparowanie wody następuje w temperaturze około 100 oC, czyli w godzinę po zasypaniu

komory, kiedy jeszcze koksowany wsad charakteryzuje się jeszcze dość dużą

przepuszczalnością, ciśnienie generowane w tym czasie jest zupełnie niegroźne dla ścian

komory. Rozszerzalność temperaturowa węgla podczas ogrzewania wsadu oraz siły

generowane podczas wypychania koksu również oddziałują na ściany komory koksowniczej

zwiększając ryzyko jej uszkodzenia. W porównaniu jednak z ciśnieniem rozprężania mają

niewielkie znacznie przy rozpatrywaniu bezpieczeństwa ceramiki ścian komory

koksowniczej.

Jak wykazuje wieloletnia praktyka koksownicza ciśnienie rozprężania wielokrotnie było

przyczyną tak silnych deformacji komory koksowniczej, że wymagały one przebudowy.

Znane są również przypadki zniszczenia baterii koksowniczej po około czterech latach jej

eksploatacji w wyniku działania nadmiernego ciśnienia rozprężania. Biorąc pod uwagę

powyższe fakty, znajomość maksymalnej wartości ciśnienia rozprężania, która nie powoduje

jeszcze uszkodzeń ścian komory koksowniczej jest bardzo cenną informacją.

Badania mające na celu wyznaczenie granicznej, bezpiecznej wartości ciśnienia

prowadzono w dwóch kierunkach. Pierwszy polegał na empirycznym określeniu bezpiecznej

wartości ciśnienia rozprężania (porównawcza analiza ciśnienia rozprężania mierzonego w

skali półtechnicznej i w warunkach przemysłowych lub porównanie węgli o różnym ciśnieniu

rozprężania w bateriach przeznaczonych do rozbiórki). Drugim kierunkiem były obliczenia

wytrzymałościowe układu ścian grzewczych i komór koksowniczych.

Analiza uzyskanych na przestrzeni wielu lat wyników pochodzących zarówno z badań

empirycznych jak i obliczeń wytrzymałościowych wskazuje na dość duże zróżnicowanie

wartości uważanego za bezpieczne ciśnienia rozprężania. Jeśli chodzi o wyniki empiryczne

[2] z lat trzydziestych to H. Koppers i A. Jenkner stwierdzili, iż bezpieczna wartość ciśnienia

rozprężania to 9 kPa. Badania w Wielkiej Brytanii dowodzą, iż w komorach, których

wysokość nie przekracza 4 m, dopuszczalne ciśnienie rozprężania nie powinno przekraczać

14 kPa. Jednak wyniki francuskie i niemieckie z lat sześćdziesiątych dla tej samej wysokości

komory podają wartość 10 kPa [2]. Jeśli chodzi o obliczenia wytrzymałościowe, to

W. Ahlers podaje wartość bezpiecznego ciśnienia rozprężania 9,5 kPa dla komór o wysokości

do 4,5 m. Obecnie projektanci baterii koksowniczych kierują się regułą: ciśnienie rozprężania

poniżej 14 kPa dla komór o wysokości do 4 m i poniżej 7 kPa dla baterii wielkokomorowych

4

[2]. Jak widać odpowiedź na pytanie dotyczące bezpiecznej wartości ciśnienia rozprężania nie

jest jednoznaczna, zależy bowiem od parametrów projektowych komory koksowniczej.

Badania wpływu różnych parametrów (ciśnienia rozprężania, grubości wozówek i masy

stropu przypadającej na pojedynczy kanał grzewczy) na żywotność komór koksowniczych

prowadzone były przez H. Dürselena i J. Janicka [2]. Przedstawiona na rys. 1.1 zależność

obrazuje wyniki ich eksperymentów i umożliwia podanie granicznej wartości ciśnienia

rozprężania dla rozpatrywanych parametrów projektowych komory.

Rys.1.1 Wzajemne relacje dopuszczalnego ciśnienia rozprężania oraz grubości wozówki i

masy stropu dla komory koksowniczej o wysokości 7 m [2]

W celu zobrazowania różnic pomiędzy wymienionymi wcześniej terminami (wewnętrzne

ciśnienie gazu, ciśnienie rozprężania, ciśnienie wywierane bezpośrednio na ściany komory

koksowniczej) konieczne jest przypomnienie przemian jakie zachodzą podczas procesu

koksowania. W tym celu podzielono cykl koksowniczy na dwa zasadnicze etapy [3].

Pierwszy, w którym temperatura w centrum wsadu nie przekracza 350oC, zobrazowany

został na rys.1.2a. Dwie warstwy plastyczne usytuowane są równolegle do ścian pieca i

połączone dwiema kolejnymi poziomymi warstwami z dołu i z góry. W przekroju

poprzecznym pokazanym na rys.1.2a widać, iż całość tworzy zamknięty, w przybliżeniu

prostokątny kształt. W tej fazie, w centrum wsadu znajduje się nieuplastyczniony jeszcze

5

węgiel, otoczony ze wszystkich stron warstwą plastycznej masy. Na tym etapie ciśnienie

w samym centrum nieuplastycznionego jeszcze wsadu jest prawie zawsze niższe od ciśnienia

rozprężania. Na tej podstawie stwierdzono, że ciśnienie wewnętrzne gazów nie jest

równoznaczne z ciśnieniem rozprężania. Wykazuje natomiast bardzo duże wartości, zawsze

wyższe od ciśnienia rozprężania. Wyciągnięto zatem wniosek, iż jest ono przekazywane na

ściany pieca poprzez warstwy półkoksu i koksu i stanowi przyczynę powstawania ciśnienia

rozprężania. W miarę postępowania procesu koksowania, dwie warstwy plastyczne (górna i

dolna), zbliżają się w kierunku centrum wsadu, w ten sposób zmniejszając powierzchnię

dwóch warstw plastycznych równoległych do ścian komory. Jest więc jasne dlaczego

stosunek ciśnienia rozprężania do maksymalnego ciśnienia wewnątrz warstw plastycznych w

danej chwili maleje sukcesywnie z upływem czasu. Na początku, kiedy równoległe warstwy

plastyczne znajdują się blisko ścian komory stosunek ten wynosi 1, natomiast pod koniec tego

etapu, kiedy warstwy spotkają się w centrum jest on równy 0,5.

Podczas pierwszej fazy, w której temperatura nie przekracza 350oC, mamy do czynienia z

mniej lub bardziej znaczącym wzrostem wartości ciśnienia rozprężania. Nie należy jednak

łączyć tego faktu ze zwiększonym ciśnieniem w warstwie plastycznej. Zjawisko to tłumaczy

się zwiększeniem grubości plastycznej masy, co ściśle wiąże się z redukcją gradientu

termicznego w pobliżu centrum wsadu. Z jednej strony opuszczające warstwę plastyczną gazy

mają do pokonania dłuższą drogę, co łączy się ze zwiększoną stratą ciśnienia. Z drugiej

natomiast strony gazy, które uwalniane są w pobliżu centrum wsadu zawierają smołę, która

kondensuje i ponownie odparowuje podczas przebywania części lotnych w warstwie

plastycznej. Tak więc przepływ gazów zwiększa się wraz z postępem procesu koksownia, co

w konsekwencji objawia się zwiększeniem ciśnienia. Ostatecznie kondensująca smoła działa

jako impregnat zmieniając lepkość warstwy plastycznej. Trudno jednak określić w jaki

sposób ta modyfikacja następuje. Wzrost ciśnienia wewnętrznego i w konsekwencji ciśnienia

rozprężania w pierwszych godzinach koksowania nie jest stały, zależy bowiem od rodzaju

węgla i warunków samego procesu (np. od sposobu napełniania komory koksowniczej).

W drugiej fazie, w której temperatura w centrum wsadu przekracza 350oC, warstwy

plastyczne spotykają się w centralnej części wsadu. Schemat przedstawiający ten etap

widoczny jest na rys.1.2b.

6

1– półkoks i koks, 2 – warstwa plastyczna, 3 – węgiel

Rys.1.2a. Rozmieszczenie warstwy plastycznej w koksowanym wsadzie (I faza) [2]

1– półkoks i koks, 2 – warstwa plastyczna, 3 – węgiel

Rys.1.2b. Rozmieszczenie warstwy plastycznej w koksowanym wsadzie (II faza) [3]

Powstająca jedna warstwa plastyczna o podwójnej grubości sprawia, iż wydostające się

lotne produkty mają do pokonania dwa razy większą drogę przez tę przeszkodę.

W konsekwencji pojawia się nagły wzrost ciśnienia. Zdarza się często tak, że warstwy

plastyczne nie docierają do centrum wsadu w tym samym czasie. Dzieje się tak na skutek

nierównomiernego ogrzewania się wsadu. Jest to zarazem wyjaśnieniem, dlaczego czasem

piki na wykresach obrazujących zmiany ciśnienia rozprężania nie są wyraźne, a korelacja

– 1

– 2

– 3

– 1

– 2

– 3

7

pomiędzy wewnętrznym ciśnieniem gazów i ciśnieniem rozprężania nie zawsze jest

spełniona. W Centre de Pyrolyse de Marienau przeprowadzone zostały badania z użyciem

wadliwego systemu grzewczego, w celu zaobserwowania wpływu tego czynnika na

zachowanie się warstw plastycznych w centrum wsadu. Zauważono, iż warstwy spotykały się

w centralnej części wsadu na dwa sposoby: raz tworząc zamkniętą kieszeń z

nieuplastycznionym wewnątrz węglem, innym razem warstwy zbliżały się do siebie wypukłą

stroną unikając zamknięcia w środku nieuplastycznionego węgla (tworzyły otwartą kieszeń).

W obu przypadkach zanotowano wzrost ciśnienia, ale piki zaobserwowane na wykresie nie

były już ostre i wyraźne, ale rozmyte i rozłożone w czasie.

W stanie plastycznym koksowanego wsadu zachodzą wszystkie przemiany, które

wzmacniają wewnętrzną budowę koksu, a także przemiany, które nadają mu wytrzymałość i

obniżają jego ścieralność. Przemiany te polegają na „wtapianiu” się w masę plastyczną węgla

wszystkich cząstek nie zawierających topliwych bitumitów czyli pozostałości roślin,

dodatków schudzających, oraz cząstek fuzytu, co pozwala na uzyskanie jednolitej struktury

koksu a w konsekwencji zwiększenie jego wytrzymałości. Dodatkowo masa plastyczna dzięki

działaniu ciśnienia rozprężania wciskana jest w półkoks co likwiduje powstałe w nim

szczeliny i przeciwdziała ich rozprzestrzenianiu się [4]. Zestalenie masy plastycznej w

szczelinach półkoksu istotnie poprawia jego parametry wytrzymałościowe.

Dobre własności mechaniczne koksu determinują jego przydatność w wielu gałęziach

przemysłu. Szczególnie istotne znaczenie mają one w przypadku stosowania koksu w wielkim

piecu, gdyż zapewniają przewiewność wsadu, co ściśle związane jest z wymianą ciepła i

masy w tym procesie. Jak wiadomo 80 % produkowanego koksu trafia właśnie do wielkiego

pieca, stąd tak duże zainteresowanie jego parametrami mechanicznymi. Ścisły związek

pomiędzy wytrzymałością mechaniczną koksu a ciśnieniem rozprężania w koksowanym

wsadzie węglowym sprawia, że poznanie mechanizmu tego zjawiska jak również stworzenie

modelu prognozującego wartość tego parametru ma szczególnie istotne znaczenie.

W warunkach przemysłowych zależność ciśnienia rozprężania od czasu koksowania

przedstawia w sposób ogólny rys.1.3. W pierwszych godzinach w miarę postępowania

procesu zwiększa się stopniowo ciśnienie i w temperaturze 100oC obserwujemy pik

pochodzący z odparowania wody. Jest on niewielki w porównaniu z kolejnym pikiem

widocznym na wykresie, który obrazuje moment zetknięcia się warstw plastycznych

(maksimum ciśnienia rozprężania).

8

Rys.1.3. Krzywa przebiegu ciśnienia rozprężania w czasie procesu koksowania [5]

2. Wpływ czynników surowcowych i technologicznych na ciśnienie rozprężania

generowane w komorze koksowniczej

Wyniki wieloletnich badań potwierdzają wpływ wielu czynników na wartość

generowanego ciśnienia rozprężania. Czynniki te można podzielić na dwie zasadnicze grupy.

Do pierwszej należą czynniki ukształtowane przez naturę w procesie metamorfizmu jak

stopień uwęglenia, dylatacja, plastyczność, spiekalność, wydymanie czy skurcz – nazywane

są one czynnikami surowcowymi. Drugą grupę stanowią czynniki kształtowane przez

człowieka w trakcie przygotowania węgla lub mieszanki węglowej do procesu koksowania

takie jak skład ziarnowy, gęstość nasypowa, szybkość koksowania, seryjność obsadzania

komór koksowniczych – są to czynniki technologiczne.

2.1. Wpływ czynników surowcowych

Stopień metamorfizmu wsadu węglowego

Najczęściej parametrami opisującym stopień uwęglenia (stopień metamorfizmu) jest

zawartość części lotnych Vdaf

oraz zdolność odbicia światła witrynitu R0. Rozpatrując

zawartość części lotnych jako parametr determinujący wartość ciśnienia rozprężania można

9

wysunąć błędny wniosek, że w miarę wzrostu zawartości części lotnych rosnąć będzie

wartość ciśnienia rozprężania. Intuicyjnie bowiem, im więcej lotnych produktów

odgazowania, tym większe ciśnienie wewnętrzne gazu a tym samym większe ciśnienie

rozprężania. Nie należy jednak zapominać, że zwiększona zawartość części lotnych powoduje

większy ubytek masy karbonizatu, a co za tym idzie większy skurcz poziomy bryły koksu.

Należy zaznaczyć, iż wspomniane zjawiska, to jest skurcz poziomy bryły koksu oraz ciśnienie

gazu wewnątrz wsadu w przeciwstawny sposób wpływają na wielkość generowanego

ciśnienia rozprężania [4]. Występuje więc pewne optimum zawartości części lotnych, dla

której generowane ciśnienie rozprężania przyjmuje swoje maksimum. Generalnie przyjmuje

się, że możliwość powstawania nadmiernego ciśnienia rozprężania jest największa przy

koksowaniu węgli o zawartości części lotnych Vdaf

mieszczących się w przedziale od około

18 % do 25 % i współczynniku odbicia światła witrynitu R0 od ok. 1,2 % do 1,6 % [5].

Własności koksotwórcze

Badania własności koksotwórczych polegają w głównej mierze na pośredniej lub

bezpośredniej ocenie procesu uplastycznienia i spiekania węgla w procesie pirolizy.

Własności te charakteryzowane są m.in. za pomocą wskaźników dylatometrycznych,

wskaźników plastometrycznych według Sapożnikowa oraz wskaźnika stanu plastycznego wg

Gieselera–Hoehnego [6]. Nie stwierdzono zależności między ciśnieniem rozprężania

zmierzonym w warunkach laboratoryjnych zgodnie z PN a maksymalną plastycznością Fmax

oznaczoną metodą Gieselera. Stwierdzono natomiast dobrą korelację tak zmierzonego

ciśnienia rozprężania z dylatacją b oraz nieco gorszą, ale również istotną korelację ze

wskaźnikami plastometrycznymi oznaczonymi metodą Sapożnikowa, to jest skurczem x i

grubością warstwy plastycznej y. Zależności te przedstawia rysunek 2.1.

Należy jednak w tym miejscu przypomnieć, że wyników pomiarów ciśnienia rozprężania

uzyskiwanych metodami laboratoryjnymi nie można w prosty sposób przekładać na

rzeczywiste wartości ciśnienia powstającego w komorze koksowniczej [7].

Ciś

nie

nie

ro

zprę

żan

ia [

kP

a]

10

Rys.2.1. Zależność ciśnienia rozprężania węgli górnośląskich od ich dylatacji b oraz

wskaźników plastometrycznych x i y [7]

11

2.2. Wpływ czynników technologicznych

Stopień zagęszczenia i skład ziarnowy wsadu

Czynniki te obok stopnia metamorfizmu są najważniejszymi parametrami warunkującymi

wartość ciśnienia rozprężania. Wzrost ciśnienia rozprężania przy rosnącym zagęszczeniu

wsadu węglowego w komorze koksowniczej w warunkach ruchowych objawia się tak

zwanym ciężkim biegiem pieców czyli rosnącym poborem prądu – potocznie zwanego

amperażem – przez silnik napędzający drąg wypychowy. Rysunek 2.2 przedstawia zmiany

amperażu przy wzrastającym zagęszczeniu wsadu dla dwóch grup mieszanek węglowych.

Rys.2.2. Zmiana poboru prądu (amperażu) przez silnik drąga wypychowego przy różnych

gęstościach wsadu (przeliczonych na wsad suchy) w komorze koksowniczej [7]

Gęstość wsadu [kg/m3]

Am

per

aż

[A]

Am

per

aż

[A]

12

Przy omawianiu tych problemów należy podkreślić, że kłopoty z wypychaniem koksu z

komór mogą być spowodowane nie tylko przez nadmierne ciśnienie rozprężania, ale również

niedotrzymaniem właściwych warunków czasowo-temperaturowych procesu koksowania

prowadzących do niedoprażenia czy przegarowania koksu albo też złym stanem technicznym

masywu ceramicznego komór koksowniczych. Kolejnym czynnikiem, o którym należy

również wspomnieć, jest zróżnicowany stopień zagęszczenia wsadu w poszczególnych

fragmentach komory koksowniczej co ma miejsce w szczególności przy stosowaniu systemu

zasypowego. Różnice gęstości nasypowej wsadu dochodzą nawet do kilkunastu procent.

Największe zagęszczenie występuje pod otworami zasypowymi, co skutkuje zwiększonym

ciśnieniem w tych fragmentach komory – rozkład ciśnienia wewnątrz wsadu w komorze

koksowniczej ilustruje rysunek 2.3.

Rys.2.3. Rozkład ciśnienia gazu wewnątrz wsadu w komorze koksowniczej [7]

Gęstość nasypowa wsadu węglowego w komorze koksowniczej jest determinowana

rozkładem uziarnienia i zawartością wilgoci [7]. Wpływ zawartości wilgoci w mieszance

węglowej na wartość gęstości nasypowej przedstawia rysunek 2.4. Wilgoć przemijająca

gromadząca się w pierwszej kolejności wokół punktów styku ziaren, jest źródłem kapilarnych

sił spójności zmniejszających ruchliwość ziaren a tym samym gęstość nasypową. Po

przekroczeniu pewnej określonej zawartości wilgoci występuje z kolei zjawisko smarowania

hydrodynamicznego filmu wodnego, które powiększa stopień zagęszczenia wsadu [6].

13

Rys.2.4. Wpływ zawartości wilgoci na gęstość nasypową mieszanki – wartość gęstości

podana w przeliczeniu na stan suchy [6]

Na rysunku 2.5 przedstawione są wyniki badań pokazujące jaki wpływ na wielkość

generowanego ciśnienia ma zagęszczenie i uziarnienie wsadu węglowego. Miarą uziarnienia

węgla w tym przypadku jest zawartość frakcji poniżej 2 mm. Wykres na rysunku 2.5

prowadzi do następującej konkluzji: wsad węglowy będzie wytwarzał podczas koksowania

tym wyższe ciśnienie im większa będzie jego gęstość, a przy tej samej gęstości im grubsze

będą ziarna węgla [7]. Zdaniem wielu autorów wymiar ziaren bardzo istotnie, o ile nie

decydująco, wpływa na poziom ciśnienia rozprężania. Ilustruje to rysunek 2.6 obrazujący

zmianę ciśnienia gazu wewnątrz wsadu w funkcji uziarnienia, przy zachowaniu stałej gęstości

830 kg/m3 [7].

Szybkość koksowania

Jest ona zależna od wielu czynników określających wymianę ciepła pomiędzy ścianą

grzewczą a wsadem. W dotychczasowych badaniach nad ciśnieniem rozprężania

koncentrowano się w zasadzie na dwóch spośród tych czynników, to jest temperaturze w

kanałach grzewczych i szerokości komory koksowniczej. Choć można by oczekiwać, że

wzrost szybkości ogrzewania powiększając gradient temperatury wewnątrz wsadu i dynamikę

jego odgazowania, będzie powodował przyrost ciśnienia, uzyskiwane wyniki nie są

Zawartość wilgoci [%]

Gęs

tość

nas

ypow

a [k

g/m

3]

14

jednoznaczne. Badania przeprowadzano na przełomie lat 40 i 50-tych ubiegłego wieku w

Wielkiej Brytanii nie dowiodły związku pomiędzy szybkością koksowania a ciśnieniem

rozprężania. Podobnie prace francuskie nie potwierdziły wpływu zmian szerokości komory w

granicach od 350 do 500 mm na wielkość tego ciśnienia. Odmienne wyniki uzyskano

natomiast podczas badań przeprowadzonych w Niemczech, w wyniku których stwierdzono

wyraźną zależność pomiędzy szerokością komory koksowniczej i temperaturą w kanałach

grzewczych a ciśnieniem rozprężania [7].

Rys.2.5. Wpływ gęstości wsadu węglowego i zawartości w nim ziaren poniżej 2 mm na

ciśnienie gazu wewnątrz koksowanego wsadu [7]

Zawartość ziaren węgla poniżej 2 mm [%]

Ciś

nie

nie

gaz

u w

ewn

ątrz

wsa

du [

kP

a]

15

Rys.2.6. Wpływ wymiaru ziaren użytego węgla na ciśnienie gazu wewnątrz koksowanego

wsad [7]

Seryjność obsadzania komór koksowniczych

Seryjność, czyli kolejność obsługi komór baterii, odgrywa niebagatelną rolę

w zabezpieczeniu ścian komór koksowniczych przed działaniem nadmiernego ciśnienia

rozprężania. Ściana grzewcza znajdująca się pomiędzy sąsiadującymi komorami

koksowniczymi podlega działaniom ciśnień rozprężania powstających w każdej z nich

i działających na nią z przeciwnych kierunków. Operacje opróżniania z koksu i napełniania

wsadem jednej z komór oddziaływają na komorę sąsiednią. Ilustruje to rysunek 2.7

przedstawiający zmiany ciśnienia gazu wewnątrz wsadu w komorze środkowej podczas

obsługi sąsiednich komór w baterii pracującej seryjnością 2-1 [2].

Średnia średnica ziaren [mm]

Ciś

nie

nie

gaz

u w

ewn

ątrz

wsa

du [

kP

a]

16

Rys.2.7. Oddziaływanie operacji wypychania koksu i napełniania wsadem sąsiednich komór

na zmiany ciśnienia wewnątrz wsadu [2]

2.3 Możliwość oddziaływania na ciśnienie rozprężania w warunkach komory koksowniczej

Niebezpieczeństwo wynikające ze stosowania w procesie koksowania węgli o nadmiernym

ciśnieniu rozprężania może być niwelowane dodatkami do mieszanek koksowniczych węgli

niżej zmetamorfizowanych, czyli odpowiedników naszych węgli gazowo-koksowych lub

naturalnych składników schudzających w rodzaju węgli chudych czy antracytowych. Należy

zaznaczyć, że ustalenie „bezpiecznej” receptury mieszanki koksowniczej utrudnia brak

addytywności wskaźnika ciśnienia rozprężania. Już stosunkowo niewielki dodatek węgli niżej

uwęglonych, o zwiększonej zawartości części lotnych, do węgli „niebezpiecznych” powoduje

nieproporcjonalne zmniejszenie ciśnienia rozprężania co potwierdza rysunek 2.8. Specyficzny

rodzaj komponentów koksowniczych mieszanek węglowych obniżających ciśnienie

rozprężania stanowią karbonizaty węglowe w postaci półkoksu czy koksu, dodawane w ilości

od kilku do kilkunastu procent. Ciśnienie rozprężania wsadu można natomiast w razie

potrzeby zwiększyć stosując kilku procentowe dodatki paku węglowego.

Faza koksowania [h]

Ciś

nie

nie

gaz

u w

ewn

ątrz

wsa

du [

kP

a]

17

Rys.2.8. Wpływ wielkości udziału węgla gazowo-koksowego na ciśnienie rozprężania

dwuskładnikowej mieszanki węgla ortokoksowego i gazowo-koksowego [2]

a – węgiel ortokoksowy Vdaf

= 23,5 %, b – węgiel gazowo-koksowy Vdaf

= 30,0 %

Jak już wcześniej wspomniano druga grupa czynników, za pomocą których można

oddziaływać na ciśnienie rozprężania, jest związana z operacjami technologicznymi

przygotowania wsadu węglowego do procesu koksowania. Można więc stosując głębsze

mielenie wsadu, obniżyć nadmierne ciśnienie rozprężania a ten stosunkowo prosty sposób jest

często stosowany w praktyce koksowniczej. Na ciśnienie rozprężania można również

wpływać poprzez inne operacje o charakterze mechanicznym lub termicznym, wykonywane

na mieszance węglowej a prowadzące do zmiany stopnia zagęszczenia wsadu w komorze

koksowniczej i szybkości nagrzewania ziaren. Działania mechaniczne sprowadzają się do

brykietowania lub ubijania, natomiast termiczne do podsuszania wsadu węglowego. Wpływ

tych operacji na ciśnienie rozprężania mieszanki o ustalonej recepturze, generowane w piecu

półtechnicznym z ruchomą ścianą, przedstawia rysunek 2.9 [2]. Ubijanie oraz podgrzewanie

wsadu prowadzi nie tylko do zwiększenia maksymalnej wartości, ale również do zmiany

Udział węgla w mieszance [%]

Ciś

nie

nie

rozp

ręża

nia

[k

Pa]

18

charakteru krzywych ciśnienia rozprężania. Jako przykład na rysunku 2.10 przedstawiono

krzywe ciśnienia rozprężania przy koksowaniu wsadu systemem zasypowym i ubijanym [3].

Wynika z nich, że w komorze napełnionej systemem ubijanym, maksymalne ciśnienie

rozprężania występuje w pierwszych godzinach koksowania.

Rys.2.9. Wpływ różnego rodzaju obróbki mechanicznej i termicznej wsadu węglowego na

ciśnienie rozprężania [2]

1 – 4 system zasypowy, wsad wilgotny, 5 – 6 system zasypowy, wsad suchy, 9 system

zasypowy, wsad podgrzany, 7 – 8 system ubijany

Podobny charakter mają krzywe zmiany ciśnienia przy koksowaniu węgli wstępnie

podgrzanych - maksymalne ciśnienie występuje w początkowej fazie koksowania [2].

Stosowanie podgrzewania wsadu węglowego może nieść ze sobą bardzo niebezpieczne

skutki, co sugerują wyniki prezentowane na rysunku 2.11 potwierdzają doświadczenia

ruchowe koksowni stosujących tę operację.

Ostatnia grupa czynników technologicznych oddziaływujących na ciśnienie rozprężania

związana jest z szybkością koksowania oraz z kolejnością obsługi komór koksowniczych.

Gęstość wsadu [kg/m3]

Ciś

nie

nie

rozp

ręża

nia

[k

Pa]

19

Chociaż jak już wcześniej wspomniano zdania co do wpływu szybkości koksowania na

ciśnienie rozprężania są podzielone, to można jednak skłaniać się ku opinii, że zmniejszenie

szybkości koksowania poprzez obniżenie temperatury w kanałach grzewczych a także

stosowanie komór o większej szerokości sprzyja zmniejszeniu ciśnienia rozprężania [2].

Rys.2.10. Krzywe ciśnienia rozprężania podczas koksowania wsadu [2]

a – system zasypowy, b – system ubijany

Czas koksowania

Ciś

nie

nie

rozp

ręża

nia

20

Rys.2.11. Wyniki badań wpływu zawartości części lotnych i podgrzewania wsadu na

ciśnienie rozprężania [2]

3. Metody badania ciśnienia rozprężania oraz ciśnienia gazów w warstwie plastycznej

Źródłem ciśnienia rozprężania jest wydzielanie się lotnych produktów pirolizy w warstwie

uplastycznionego węgla koksowego. Wewnątrz tej części wsadu powstaje wówczas ciśnienie

(„internal gas pressure”) przekazywane poprzez płytę utworzonego wcześniej półkoksu i

koksu na ścianę komory koksownicze w formie ciśnienia rozprężania („coking pressure”) [5].

Ponieważ bezpośredni i wiarygodny pomiar ciśnienia rozprężania jest praktycznie

niemożliwy do zrealizowania, próbuje się oszacować wartość tego parametru w skali

laboratoryjnej, półtechnicznej i przemysłowej.

3.1 Metody laboratoryjne i wielkolaboratoryjne

Ze względu na łatwość prowadzenia pomiarów i ich niskie koszty ta grupa metod należy

do najliczniejszych i jest często stosowana do wstępnego oszacowania zagrożeń jakie niesie

koksowanie węgli i ich mieszanek o nadmiernym ciśnieniu rozprężania.

Zawartość części lotnych Vdaf

[%]

Ciś

nie

nie

rozp

ręża

nia

[k

Pa]

21

W metodach laboratoryjnych i wielkolaboratoryjnych masa badanych próbek wynosi od

kilku gramów do około trzydziestu kilogramów. W większości metod laboratoryjnych badany

węgiel umieszczany jest w tyglu stalowym, ogrzewanym jednostronnie od dołu, a wielkość

ciśnienia rozprężania jest wyznaczana poprzez bezpośredni pomiar tego parametru lub

szacowana pośrednio na podstawie końcowego skurczu próbki.

Jedną z najstarszych metod oceny ciśnienia rozprężania, mającą obecnie już tylko

znaczenie historyczne jest tzw. wałbrzyska metoda muflowa. Próba polega na pirolizie

badanego wsadu w stalowej skrzynce i obserwacji jej deformacji jak też otrzymanego koksu.

Badany węgiel lub mieszankę węglową ubija się w stalowej skrzynce o grubości ścianek 1mm

i wymiarach: szerokość 45 mm, wysokość 135 mm, długość 160 mm. Napełnioną skrzynkę

umieszcza się na 1 godzinę w piecu muflowym ogrzanym do temperatury 900 oC. Po wyjęciu

skrzynki i ochłodzeniu wodą szacuje się ciśnienie rozprężania na podstawie deformacji

skrzynki (im większa tym większe ciśnienie rozprężania) oraz wyglądu otrzymanego koksu.

Metoda ta nie służy do wyznaczania wartości ciśnienia rozprężania, ale jedynie do oceny

zagrożenia jakie niesie koksowanie danego węgla lub mieszanki węglowej. Przykłady

deformacji skrzynek oraz otrzymanego koksu uszeregowane według wzrastającego

niebezpieczeństwa ze strony koksowanego wsadu przedstawia rysunek 3.1.

Rys.3.1. Przykładowe wyniki wałbrzyskiej metody muflowej [5]

A – kształt skrzynki, B –wygląd otrzymanego koksu.

Klasycznymi przykładami bezpośredniego sposobu oceny są metody Nedelmanna oraz

Nadziakiewicza i Sonntaga, przy czym ta druga stanowi przedmiot Polskiej Normy PN/G -

04552. Wymieniona norma przewiduje pomiar ciśnienia rozprężania za pomocą manometrów

rtęciowych umieszczonych bądź bezpośrednio na tłoczku spoczywającym na próbce węgla –

22

do ciśnienia 0,4 kG / cm2 – lub pod belką dźwigni obciążającej próbkę węgla – dla ciśnienia

powyżej 0,4 kG / cm2. W obu wariantach próbka o masie 80 g węgla w stanie powietrzno -

suchym i uziarnieniu poniżej 1,4 mm, jest zagęszczana w stalowym tyglu o średnicy 60 mm i

umieszczana w piecu nagrzanym uprzednio do 250 oC. Dalsze ogrzewanie prowadzi się z

szybkością 10 oC / min, odczytując w określonych odstępach czasu położenie słupka rtęci.

Schemat aparatury służącej do pomiaru ciśnienia rozprężania tą metodą – dla ciśnienia do 0,4

kG / cm2 – przedstawia rysunek 3.2.

Rys.3.2. Schemat aparatu do pomiaru ciśnienia rozprężania o wartości do 0,4 kG / cm2

według

PN/G - 04552 [8]

1 – piec oporowy; 2 – tygiel; 3 – termoelement; 4 – tłoczek; 5 – manometr; 6 – dźwignia; 7 – obciążnik; 8 –

prowadnica z zaczepem unieruchamiającym dźwignię.

Schemat aparatury stosowanej do pomiaru ciśnienia rozprężania powyżej 0,4 kG / cm2

przedstawia rysunek 3.3. Dla wartości ciśnienia do 2,4 kG / cm2 stosuje się dźwignie

dwuramienną oraz obciążenia o masie 10 kg a powyżej 2,4 kG / cm2

dźwignię o długości

1300 mm oraz obciążenie o masie 20 kg [8].

Do obliczenia ciśnienia rozprężania o wartości od 0 do 0,4 kG / cm2 stosuje się

zależność [8]:

23

𝑃𝑚𝑎𝑥 = 0,0395 (𝑞 + 𝑎) (3.1)

gdzie:

0,0395 – odwrotność powierzchni tłoczka [cm-2

],

q – siła wywierana na tłoczek, odczytana z wykresu cechowania manometru,

odpowiadająca najwyższemu poziomowi rtęci w kapilarze [kG],

a – ciężar tłoczka wraz z manometrem rtęciowym [kG].

Jeżeli ciśnienie rozprężania przekracza wartość 0,4 kG / cm2

stosuje się zależność:

𝑃𝑚𝑎𝑥 = 0,0395 𝑑2

𝑑1 (𝑞1 − 𝑞2) + 0,0395 𝑏

gdzie:

0,0395 – jak we wzorze (3.1),

d2 – odległość (rys. 3.3) punktu N umocowania obciążnika L na ramieniu dźwigni G

[cm],

d1 – odległość (rys. 3.3) punktu zetknięcia tłoczka z nasadką z gniazdkiem K

na ramieniu dźwigni od osi obrotu dźwigni G [cm],

q1 – ciężar obciążnika umieszczonego na manometrze rtęciowym [kG],

q2 – siła wywierana na tłoczek, odczytana z wykresu cechowania manometru,

odpowiadająca najniższemu poziomowi rtęci w kapilarze [kG],

b – ciężar tłoczka z nasadką [kG].

(3.2)

24

Rys.3.3. Schemat aparatu do pomiaru ciśnienia rozprężania o wartości powyżej 0,4 kG / cm2

według PN/G-04552 [8]

A – piec oporowy; B – tygiel; C – termoelement; D – tłoczek; E – manometr; F – dźwignia; G – oś obrotu

dźwigni; H – przeciwciężar; K – przytwierdzenie nasadki; L – obciążnik; M – nasadka; N – przytwierdzenie

obciążnika.

Przykładem metod, w których pośrednio szacuje się ciśnienie rozprężania na podstawie

skurczu odgazowanej próbki węgla są : laboratoryjna metoda Koppers - INCAR czy

wielkolaboratoryjna metoda Bureau of Mines (próbka o masie około 35 kg). W obu tych

metodach próbka węgla ogrzewana jednostronnie od dołu jest poddawana stałemu naciskowi

od góry, a przedmiotem pomiaru jest dynamika skurczu i jego końcowa wartość; im większa

tym stwarzająca mniejsze zagrożenie generowania nadmiernego ciśnienia rozprężania.

Niewątpliwie wadą opisanych metod laboratoryjnych jest jednostronne, oddolne

ogrzewanie próbki badanego węgla, przez co nie dochodzi do najistotniejszego etapu procesu

koksowania – połączenia się dwóch warstw plastycznych – który to moment wyznacza

stopień niebezpieczeństwa pochodzący od ciśnienia rozprężania.

W skali wielkolaboratoryjnej ocena ciśnienia rozprężania prowadzona jest w pewnym

stopniu w warunkach symulujących przemysłowy proces koksowania. Dotyczy to w

szczególności dwustronnego ogrzewania badanej próbki, powodującego tworzenie się dwóch

warstw plastycznych, spotykających się w osi wsadu. Do takich metod można zaliczyć

25

między innymi piec koksowniczy, który pracował w laboratorium Dortmunder Bergbau AG,

o masie wsadu około 30 kg oraz japoński piec o wsadzie 22,5 kg. W obu tych aparatach

ciśnienie mierzone było na jednej z ogrzewanych ścian [5].

Bardzo ważnym etapem w procesie badania ciśnienia rozprężania jest przygotowanie

próbek. Wszelkie błędy popełnione w czasie ich sporządzania mają istotny wpływ na wynik

badań. Polska Norma PN/G-04552 określa na przykład jedynie górny zakres ziaren, jednak

nie mówi nic o składzie ziarnowym próbki, który w sposób istotny wpływa na poziom

ciśnienia rozprężania. Podobne zastrzeżenia dotyczą precyzji zagęszczenia próbki [9].

3.2 Metody półtechniczne

Półtechniczna metoda oceny ciśnienia rozprężania realizowana jest w tak zwanym piecu z

ruchomą ścianą, którego uproszczony schemat przedstawia rysunek 3.4. W takim piecu

możliwa jest symulacja warunków panujących w komorach przemysłowych z jednoczesnym

pomiarem ciśnienia rozprężania.

W piecu tej konstrukcji jedna ze ścian grzewczych umieszczona jest na ruchomej

platformie i dociskana stałą siłą do wsadu. Na zewnętrznej powierzchni ściany ruchomej jest

zainstalowany jeden lub kilka czujników tensometrycznych przekazujących wielkość sił

pochodzących od ciśnienia rozprężania do układu pomiarowo-rejestrującego [5]. Warunki

odpowiadające warunkom przemysłowym procesu koksowania zrealizowane są poprzez

odpowiednie wymiary pieca z ruchomą ścianą (szerokość równa szerokości komory

przemysłowej) oraz masę koksowanego wsadu (w zależności od rozwiązania od około 100 do

około 600 kg). Dzięki takiemu rozwiązaniu został zachowany taki sam lub bardzo zbliżony do

przemysłowych poziom czynników, które rzutują na wielkość ciśnienia rozprężania, takich

jak: szerokość komory i temperatura jej ścian, a więc szybkość koksowania oraz uziarnienie

i zagęszczenie wsadu.

26

Rys.3.4. Schemat pieca półtechnicznego z ruchomą ścianą [3]

1 – sztywna rama; 2,5 – szczelina; 3 – ściana ruchoma; 4 – koksowany wsad; 6,7 – układ dynamometryczny; 8 –

przeciwciężar dociskający ruchomą ścianę.

W tych warunkach, dość wiernie odtwarzających przebieg procesu koksowania w baterii

koksowniczej, łącznie z fazą połączenia się dwóch warstw plastycznych w osi wsadu, istnieje

duża szansa uzyskania wiarygodnych informacji o rzeczywistym przebiegu i wielkości

ciśnienia rozprężania generowanego w komorach baterii koksowniczej. Warunki te z reguły

nie są spełnione w metodach laboratoryjnych i można się spodziewać, że wyniki z tych prób

nie będą korelować z wynikami prób półtechnicznych [5].

3.3 Pomiary ciśnienia w warunkach przemysłowych

Ze względu na trudności techniczne związane z pomiarem ciśnienia rozprężania

w warunkach przemysłowych, jedynym realnym sposobem oszacowania tego parametru

podczas koksowania mieszanki węglowej w komorze koksowniczej pozostaje pomiar

ciśnienia gazu wewnątrz wsadu. Przy pomiarze ciśnienia gazu wewnątrz wsadu, pęk

27

impulsowych rurek stalowych jest wprowadzony w połowie szerokości komory poprzez

otwory zasypowe lub też otwory w drzwiach pieca na odpowiednią głębokość. Rurki

impulsowe sondy mają średnicę od kilku do dwudziestu milimetrów, przy czym im są

cieńsze, tym mniej zaburzają przebieg przemieszczania się warstw plastycznych, ale za to

mogą sprawiać kłopoty pomiarowe związane z częściowym zatykaniem się otworów

impulsowych. Różne końcówki sond do pomiaru ciśnienia gazu i ich rozmieszczenie w

pakiecie przedstawia rysunek 3.5.

Rys.3.5. Różne końcówki sond do pomiaru ciśnienia gazu i ich rozmieszczenie w pakiecie [5]

Najczęściej stosowane jest rozwiązanie, w którym końce rurek impulsowych

wprowadzonych do wsadu są zaślepione, a na ich pobocznicy są wycięte szczeliny

o szerokości 1 mm i długości do 20 mm. Ponieważ warstwy plastyczne mają niewielką

grubość (rzędu 10 – 30 mm) a płaszczyzna ich połączenia, w której występuje największe

ciśnienie, nie zawsze znajdują się dokładnie w osi komory, dlatego najczęściej stosuje się

pakiet rurek impulsowych (rys. 3.5), z których jedna ma duże szanse znaleźć się w strefie

najwyższego ciśnienia [5].

Ponieważ ciśnienie rozprężania jest pochodną ciśnienia gazu wewnątrz warstwy

plastycznej wsadu, znajomość ich wzajemnego związku ma ważne znaczenie praktyczne, jeśli

chcemy wykorzystać wyniki pomiarów ciśnienia gazu wewnętrznego do oszacowania

potencjalnych zagrożeń dla ścian komór koksowniczych. Miarą tych relacji jest stosunek

ciśnienia rozprężania do ciśnienia wewnątrz warstwy plastycznej wsadu w chwili zetknięcia

się tych warstw, a więc w chwili gdy oba te ciśnienia osiągają swe maksymalne wartości.

28

Wyniki badań przeprowadzonych w piecach półtechnicznych z ruchomą ścianą w Wielkiej

Brytanii, Francji czy Holandii wykazały, że stosunek tych ciśnień jest zbliżony do wartości

0,5, co obrazuje rysunek 3.6.

Rys.3.6. Wzajemna relacja ciśnienia rozprężania i ciśnienia gazu wewnątrz wsadu w centrum

komory zmierzonych w piecu z ruchomą ścianą [3]

Uzyskaną wartość liczbową 0,5 objaśnia się w ten sposób, że z chwilą połączenia się

dwóch warstw plastycznych w osi wsadu, powierzchnia ich zetknięcia w warunkach pieca

półtechnicznego jest około dwukrotnie mniejsza – jest to skutek postępu procesu koksowania

od trzonu i przestrzeni podsklepieniowej – do powierzchni ściany komory, na która działa

ciśnienie rozprężania. Tak więc projekcja ciśnienia w obszarze warstw plastycznych na

ciśnienie wywierane na ścianę będzie wyznaczone stosunkiem powierzchni warstwy

plastycznej do powierzchni ściany komory [5].

Odmienne wyniki uzyskano w badaniach prowadzonych w laboratoriach niemieckich, w

których wartość stosunku obu rozpatrywanych ciśnień była zbliżona do 1. Można

przypuszczać, że niebagatelny wpływ na zaistniałe różnice miała metodyka pomiarów [5].

Generalnie przyjmuje się, że podczas koksowania mieszanki węglowej w warunkach

przemysłowych, stosunek ciśnienia rozprężania do ciśnienia wewnątrz wsadu mieści się w

granicach od 0,8 do 1,0 [4]

Ciś

nie

nie

rozp

ręża

nia

[k

Pa]

Ciśnienie gazu wewnątrz wsadu [kPa]

29

4. Mechanizm powstawania ciśnienia rozprężania

Chociaż ciśnienie rozprężania już od dziesiątków lat stanowi obiekt intensywnych badań,

to jak dotąd mechanizm jego powstawania nie został dokładnie wyjaśniony. Co więcej, wśród

badaczy zajmujących się zagadnieniem ciśnienia rozprężania, występują różne koncepcje co

do obszaru w koksowanym wsadzie gdzie jest ono generowane. Rozpatrując jako kryterium

miejsce generowania ciśnienia rozprężania, opinie dotyczące jego powstawania można

podzielić na trzy grupy.

Według pierwszej, najstarszej z nich, ciśnienie rozprężania generowane jest w obszarze nie

uplastycznionej jeszcze części wsadu. Otaczająca ten obszar warstwa plastyczna tworzy

swoistą „kopertę”, wewnątrz której zatrzymywana jest część lotnych produktów pirolizy. Z

tego powodu w miarę postępu procesu koksowania wzrasta ilość i ciśnienie gazów zawartych

w „kopercie”. Po połączeniu się warstw plastycznych w osi komory zatrzymane w „kopercie”

lotne produkty pirolizy zostają uwolnione, a ciśnienie raptownie maleje, co spowodowane jest

pękaniem zestalających się warstw plastycznych. Ta koncepcja spotkała się jednak z dość

powszechną krytyką, między innymi dlatego, że warstwy plastyczne w komorze

przemysłowej tworzą raczej układ „plastycznej rury” niż „plastycznej koperty”. Świadczy o

tym choćby fakt, że około 10 – 20 % lotnych produktów pirolizy opuszcza komorę

koksowniczą poprzez warstwę zimnego jeszcze wsadu jako tak zwany gaz wewnętrzny [4].

Zgodnie z drugą grupą koncepcji miejscem generowania ciśnienia rozprężania są warstwy

półkoksu i koksu. Autorzy tych koncepcji uzasadniają to niską gazoprzepuszczalnością

wspomnianych warstw karbonizatu, a zwłaszcza pozbawionej szczelin warstwy półkoksu. Dla

węgli generujących podczas pirolizy wysokie ciśnienie rozprężania gazoprzepuszczalność

wspomnianych warstw jest silnie obniżana na skutek procesów krakingu, polimeryzacji i

kondensacji części lotnych produktów pirolizy, kontaktujących się z gorącymi warstwami

półkoksu i koksu. Obserwowany w miarę postępu procesu koksowania wzrost ciśnienia

rozprężania spowodowany jest sukcesywnym zwiększaniem się grubości warstw półkoksu i

koksu. Gwałtowny wzrost ciśnienia w końcowej fazie procesu koksowania związany jest z

zanikiem buforu jakim jest zimny wsad, do którego może się przedostawać część lotnych

produktów pirolizy.

Najczęściej jednak jako obszar w koksowanym wsadzie, w którym generowane jest

ciśnienie rozprężania, rozpatruje się warstwę plastyczna. Opinie autorów są jednak

podzielone co do przyczyn generowania tego ciśnienia.

30

Według części z nich przyczyną zaistnienia ciśnienia rozprężania jest uwięzienie

w warstwie plastycznej powstających w niej lotnych produktów pirolizy. Spowodowane to

jest niską przepuszczalnością sąsiadujących z warstwą plastyczną warstw półkoksu z jednej

strony oraz nasyconego skondensowanymi produktami pirolizy nie przereagowanego jeszcze

wsadu z drugiej strony.

Wśród krajowych badaczy zajmujących się problematyką ciśnienia rozprężania przeważa

pogląd, że bezpośrednim źródłem ciśnienia rozprężania jest wzrost objętości

uplastycznionych ziaren węgla wskutek formowania się w ich wnętrzu pęcherzy lotnych

produktów pirolizy. Jeśli wzrost objętości takich ziaren jest większy niż objętość pustych

przestrzeni pomiędzy nimi, to warstwa plastyczna rozszerza się. Towarzyszy temu dociskanie

warstw półkoksu i koksu do ścian komory koksowniczej oraz kompresja nieuplastycznionej

jeszcze części wsadu. Jeśli skurcz warstwy półkoksu i koksu jak również kompresja zimnej

części wsadu nie są wystarczająco duże aby skompensować przyrost objętości

uplastycznionych ziaren węglowych, to w takiej sytuacji warstwa plastyczna może wywierać

duży nacisk na ściany komory poprzez przylegające do niej warstwy karbonizatu [4].

Nie można też wykluczyć, że generowane w warstwie plastycznej ciśnienie jest

spowodowane jej niską gazoprzepuszczalnością.

W dalszej części niniejszego opracowania jako miejsce generowania ciśnienia rozprężania

rozpatrywana będzie wyłącznie warstwa plastyczna.

4.1 Uplastycznione ziarna węgli koksowych jako generatory ciśnienia rozprężania

Ziarna mieszanki węglowej w procesie koksowania nagrzewają się z różnymi

szybkościami w zależności od ich umiejscowienia w komorze koksowniczej. Z reguły są to

szybkości rzędu kilku stopni na minutę [4]. Najszybciej rośnie temperatura w warstwach

przyściennych, podczas gdy w osi wsadu przez większą część okresu koksowania sięga

zaledwie 100 oC [6]. Przykład dynamiki zmian temperatur wewnątrz koksowanego wsadu

przedstawia rysunek 4.1.

Przy średniej szybkości nagrzewania wsadu w komorze koksowniczej, wynoszącej

3 oC / min, różnica temperatury na powierzchni i w środku ziarna węgla o średnicy 3 mm nie

przekracza 0,2 oC. Można więc założyć, że cała objętość ziarna jest nagrzewana z taką sama

szybkością. W tych warunkach możliwość ewakuacji gazów pirolitycznych zależy przede

wszystkim od dynamiki ich wydzielania się oraz drożności układu porów, przez które gazy te

przepływają z wnętrza ziarna do otoczenia.

31

Rys.4.1. Rozkład temperatur w koksowanym wsadzie - dynamika przyrostu temperatur wsadu

w zależności od jego odległości od ściany komory [6].

Przy pewnych założeniach upraszczających odnośnie kształtu ziarna oraz i porów,

intensywności wydzielania się lotnych produktów pirolizy jak też laminarnego charakteru

przepływu tych produktów przez pory, transport gazów pirolitycznych poprzez ziarno węgla

można opisać równaniem różniczkowym:

𝑑2 (𝑝2

2𝑝0)

𝑑𝑥2+

2

𝑥∙

𝑑 (𝑝2

2𝑝0)

𝑑𝑥+

𝑒𝑧

𝛿𝑧= 0

gdzie:

p – ciśnienie w dowolnym punkcie wewnątrz ziarna [Pa],

P0 – ciśnienie odniesienia – 101 325 Pa,

x – odległość rozpatrywanego punktu od środka ziarna [m],

ez – wydajność wewnętrznego źródła gazu odniesiona do jednostki objętości [1/s],

δz – wskaźnik charakteryzujący gazoprzepuszczalność materiału ziarna [s∙m3/kg].

Rozwiązując powyższe równanie otrzymuje się wzór opisujący ciśnienie gazów

w dowolnym punkcie wewnątrz karbonizowanego ziarna:

(4.1)

Tem

per

atura

[oC

]

Czas [h]

32

𝑝𝑥 = √2 ∙ 𝑝0 ∙ [𝑒𝑧 ∙ (𝑟2 − 𝑥2)

𝛿𝑧] + 𝑝𝑧𝑧

2

gdzie:

r – promień ziarna [m],

pzz - ciśnienie panujące wewnątrz ziarna [Pa].

Występujący w powyższych wzorach wskaźnik gazoprzepuszczalności δz zależny jest

od porowatości ziarna, średniego promienia porów oraz lepkości lotnych produktów pirolizy:

𝛿𝑧 = 휀𝑧 ∙ 𝑟𝑝𝑜𝑟

2

8 ∙ 𝜂𝑔

gdzie:

εz – porowatość ziarna (uwzględnia się wyłącznie pory otwarte) [-],

rpor – średni promień porów transportowych (otwartych) w ziarnie [m],

ηg – lepkość dynamiczna lotnych produktów pirolizy [Pa∙s].

Jeśli ciśnienie wewnątrz ziarna przekroczy pewną krytyczną wartość, to w przypadku

węgli nieuplastyczniających się następuje pękanie ziaren, natomiast w przypadku węgli

uplastyczniających się we wnętrzu ziaren formują się i rozwijają pęcherze lotnych produktów

pirolizy, co prowadzi do wzrostu objętości ziarna. Ze wzoru (4.2) wynika, że ciśnienie

powstające wewnątrz ziarna węgla jest proporcjonalne do jego promienia. Z tego powodu w

przypadku ziaren uplastyczniających się powstawanie w nich pęcherzy jest uzależnione od ich

wymiarów. Dla ziaren o odpowiednio małych wymiarach (poniżej 0,2 – 0,3 mm) wewnętrzne

ciśnienie gazów pirolitycznych jest niższe do ciśnienia krytycznego i dlatego w ziarnach

takich nie tworzą się pęcherze. W przypadku ziaren o większych wymiarach, ze wzrostem ich

średnicy formowanie i rozwój pęcherzy intensyfikuje się.

W oparciu o zależności (4.2) i (4.3) można podjąć próbę wyjaśnienia dlaczego ziarna węgli

koksowych o niskiej zawartości części lotnych wykazują silniejszą tendencję do wzrostu

objętości w okresie uplastycznienia niż ma to miejsce w przypadku podobnych węgli o

wyższej zawartości części lotnych. Decydującym czynnikiem nie jest bowiem w tym

przypadku intensywność wydzielania się lotnych produktów pirolizy, lecz ich zdolność do

(4.2)

(4.3)

33

migracji poprzez uplastycznioną substancję węglową ziarna. Transport lotnych produktów

pirolizy wewnątrz ziarna węgla w okresie przedplastycznym oraz w początkowej fazie

uplastycznienia odbywa się systemem porów, którego rozwinięcie zależy od stopnia

uwęglenia surowca [4]. Porowatość węgla w zależności od stopnia uwęglenia zmienia się od

4 do 23 % i osiąga minimum przy zawartości C daf

około 89 % [10]. Wartość ta odpowiada

zawartości V daf

na poziomie 20 %, charakterystycznej dla węgli koksowych, generujące

najwyższe ciśnienie rozprężania. Dowodzi to wprost słuszności opisywanego poglądu

na generowanie ciśnienia rozprężania.

Rys.4.2. Zależność porowatości węgla kamiennego od stopnia metamorfizmu [10].

Kolejną przyczyną zróżnicowanej zdolności do tworzenia się pęcherzy wewnątrz ziaren

węgli koksowych o różnym stopniu metamorfizmu może być inny skład gazów

pirolitycznych. W przypadku węgli niżej zmetamorfizowanych więcej jest składników

o wyższej lepkości, a zarazem łatwiej ulegających kondensacji i polimeryzacji na ściankach

porów transportowych. Odkładanie się w porach transportowych produktów kondensacji i

polimeryzacji powoduje zmniejszenie ich średnicy hydraulicznej, a tym samym wzrost

oporów przepływu gazów pirolitycznych przez ziarno. Zjawisko to jest tym intensywniejsze,

im większa jest średnica ziarna, gdyż dłuższy jest w tym przypadku czas kontaktowania się

Cdaf

[%]

Poro

wat

ość

węg

la [

%]

34

gazów pirolitycznych ze ściankami porów [4]. Potwierdzają to badania przeprowadzone przez

A. Karcza i Z. Bębenka, które wykazały, że w przypadku węgli koksowych o dużej

plastyczności największy przyrost objętości obserwowano podczas pirolizy najgrubszych

ziaren (2,5 – 3,15 mm), które w krańcowym przypadku około pięciokrotnie zwiększały swoją

objętość. Wyraźnie najmniejsze zmiany objętości (średnio od 1,285 do 1,661) wykazywały

ziarna najdrobniejsze z przedziału 0,2 – 0,315 mm [11].

Pewien wpływ na wielkość wzrostu objętości uplastycznionych ziaren węgla, a tym

samym generowane przez nie ciśnienie rozprężania, wywiera też stopień utlenienia ich

powierzchni. Otóż jego wzrost wpływa niekorzystnie na elastoplastyczne właściwości węgla

w stanie jego termicznego uplastycznienia [4].

4.2 Warstwa plastyczna jako miejsce formowania się ciśnienia rozprężania

Warstwa plastyczna, stanowiąca swoistą membranę oddzielającą warstwę „zimnego”

wsadu od warstw „gorących”, wywiera istotny wpływ na wielkość generowanego ciśnienia

rozprężania oraz dynamikę jego zmian. Porównanie izochron temperatury wewnątrz

koksowanego w komorze koksowniczej wsadu z zakresem temperatur, w których węgiel

pozostaje w stanie uplastycznionym (wyznaczonych np. metodą Gieselera) umożliwia

wyznaczenie hipotetycznej zmiany grubości warstwy plastycznej, przemieszczającej się od

ściany komory do jej środka [4]. Obrazuje to przedstawiony na rysunku 4.3 przykład

koksowania mieszanki, której zakres temperatur plastyczności mieści się w przedziale

370 oC – 400

oC. Z rysunku 4.3 wynika, że grubość warstwy plastycznej powinna rosnąć w

miarę zbliżania się do osi komory [6] ze względu na malejący w tym kierunku gradient

temperatury. Informacji o faktycznej grubości i kształcie dostarczają obserwacje

„zamrożonej” bryły koksowanego wsadu. Badanie polega na przerwaniu procesu koksowania

i analizie poszczególnych fragmentów bryły wypchniętego wsadu ustalając między innymi

grubość i kształt warstwy plastycznej odpowiadających różnym fazom koksowania. Rezultaty

tych badań wykazały, że grubość warstwy plastycznej w miarę jej przemieszczania się do osi

komory nie rośnie tak daleko jakby to wynikało z obliczeń teoretycznych. Mieści się ona z

reguły w przedziale 10 – 20 mm, przy czym warstwy plastyczne nie tworzą idealnych

płaszczyzn, lecz są zdeformowane, a ich wybrzuszenia sięgają do 20 mm. Oczywiście

z chwilą połączenia się obu warstw plastycznych w osi komory płyta uplastycznionego węgla

osiąga podwójną grubość warstwy plastycznej i wtedy to właśnie występuje maksymalne

ciśnienie gazu wewnątrz wsadu oraz maksymalne ciśnienie rozprężania [4].

35

Rys.4.3. Zmiana grubości warstwy plastycznej podczas koksowania obliczona na podstawie

izochron temperatury wewnątrz wsadu oraz konwencjonalnie wyznaczonego zakresu

temperatur stanu plastycznego [6].

W zakresie temperatur uplastycznienia mięknące ziarna węgla, jak już wcześniej

wspomniano, wydymają się i wypełniają puste przestrzenie międzyziarnowe, stanowiące 30 –

50 % wyjściowej objętości wsadu. W miarę przebiegu tego procesu sukcesywnie maleje

gazoprzepuszczalność warstwy plastycznej, osiągając minimalną wartość w pobliżu

temperatury maksymalnej plastyczności według Gieselera. W konsekwencji znacznie

utrudniona jest ewakuacja lotnych produktów pirolizy z tej warstwy, a w jej wnętrzu

następuje znaczny wzrost ciśnienia. W warunkach swobodnej ekspansji taki wzrost ciśnienia

prowadzi do wzrostu objętości całej warstwy, natomiast w warunkach ograniczonej ekspansji,

a takie występują w komorze koksowniczej, wzrost ciśnienia generuje ciśnienie

rozprężania [4].

Szerokość komory [mm]

Tem

per

atura

[oC

]

36

5. Wykonanie ćwiczenia

5.1.Cel ćwiczenia

Celem ćwiczenia jest oznaczenie ciśnienia rozprężania węgla w oparciu o metodę

Nadziakiewicza-Sonntaga.

5.2.Przygotowanie próbki do badań.

Do oznaczania ciśnienia rozprężania należy stosować próbkę analityczną węgla o

uziarnieniu poniżej 1,4 mm. Jeżeli zawartość popiołu w badanym węglu jest większa

niż 15 %, węgiel przed oznaczeniem należy wzbogacić, tak aby zawartość popiołu nie

przekraczała 15 %.

5.3.Przygotowanie stanowiska pomiarowego

Uruchomić komputer i regulator temperatury. Uruchomić program Koksik. W otworze

pieca umieścić pusty tygiel z termoparą. W oknie programu Koksik wybrać opcję

Pomiar – Rozpocznij. W oknie dialogowym wpisać nazwę próbki i nr grupy oraz

zespołu wykonującej pomiar w polu Laborant. Zatwierdzić OK. Nadać nazwę pliku i

zapisać w folderze SSIiP 2014-2015 znajdującym się na Pulpicie. Rozpoczyna się

wstępne nagrzewanie pieca, które trwa około 30 minut. W tym czasie przygotować

tygiel z odważką węgla.

5.4.Przygotowanie tygla z odważką węgla.

Na dnie tygla położy krążek z tektury kaolinowej o grubości 1 mm, z otworem na

osłony termoelementu. Ścianki tygla przy dnie wyłożyć paskiem gładkiej bibuły do

sączenia o wymiarach 55x200 mm. Wewnątrz tygla w odległości określonej za

pomocą szablonu wykonanego ze stalowej blachy umieścić stalową osłonę

termoelementu. Wysokość osłony powinna wynosić 90 mm, a średnica wewnętrzna

odpowiadać średnicy zewnętrznej termoelementu. Do tak przygotowanego tygla

wsypać w czterech porcjach 80 g węgla, pobranego z próbki przygotowanej wg pkt.1,

odważonego z dokładnością 0,01g. Po wsypaniu każdej porcji wyrównać

powierzchnię węgla w tyglu przyrządem do ubijania przez nacisk lub uderzanie

młotkiem. Podczas ubijania osłona termoelementu powinna wystawać przez otwór w

przyrządzie do ubijania. Wysokość węgla w tyglu ustalić za pomocą szablonu

metalowego, opierając go na powierzchni przyrządu do ubijania i na kołnierzu tygla.

Po zakończeniu ubijania na powierzchni węgla w tyglu położyć krążek tektury

papierowej o grubości 1 mm, z otworem dla osłony termoelementu i wystającą część

paska bibuły zagiąć na krążek tekturowy.

37

5.5. Zasadnicza część pomiaru

Po zakończeniu pierwszego etapu i pojawieniu się komunikatu Włóż tygiel i czujnik

siły należy usunąć pusty tygiel i umieścić w jego miejscu tygiel z naważką węgla.

WYŁĄCZNIE POD NADZOREM PROWADZĄCEGO ZAJĘCIA! Na powierzchnie

ubitego węgla położyć metalową nasadkę i umieścić w jej otworze czujnik siły.

Następnie ustawić ramię dźwigni w pozycji poziomej i zablokować na końcu.

Obracając mosiężna część nasadki wyregulować początkową siłę nacisku na 0±1 N.

Umieścić termoparę w tyglu. W okienku Włóż tygiel i czujnik siły wybrać opcję

Gotowe. Rozpoczyna się zasadnicza część pomiaru. Szybkość nagrzewania próbki w

tym etapie wynosi 10 °C/min i jest regulowana automatycznie. W czasie pomiaru

należy obserwować temperaturę próbki oraz siłę nacisku. Po osiągnięciu maksymalnej

siły nacisku wybrać opcję Przeglądaj i przesuwając linijką odczytać maksymalną siłę i

temperaturę jej wystąpienia. Po odczytaniu parametrów w głównym oknie programu

wybrać opcję Pomiar – Zatrzymaj. Zamknąć program Koksik. Odblokować ramię

dźwigni, usunąć termoparę i czujnik siły. Usunąć tygiel z pieca. WYŁĄCZNIE POD

NADZOREM PROWADZĄCEGO ZAJĘCIA!

5.6.Obliczenie ciśnienia rozprężania

Ciśnienie rozprężania węgla obliczyć w Pa wg wzoru:

𝑃𝑚𝑎𝑥 =𝐹𝑚𝑎𝑥 + 𝑚 ∙ 𝑔

𝑆

gdzie:

Fmax – maksymalna siła nacisku, N,

m – masa nasadki z czujnikiem siły – 0,434 kg,

g – przyspieszenie ziemskie – 9,81N∙kg-1

,

S – powierzchnia nasadki – 2,53∙10-3

m-2

38

6. Literatura

[1] Monson J.R , Cokemaking International (Special), Hypotheses on generation and effects

of coking pressure,1992, t.4.

[2] Karcz A , Karbo, Ciśnienie rozprężania cz. III: Oddziaływanie ciśnienia rozprężania na

ściany komór koksowniczych, 2001, nr 6.

[3] Loison R, Foch P, Boyer A., Coke: quality and production, Butterworth, London, 1989.

[4] Karcz A , Karbo, Ciśnienie rozprężania cz. IV: Mechanizmy powstawania ciśnienia

rozprężania, 2001, nr 7-8.

[5] Karcz A , Karbo, Ciśnienie rozprężania cz. I: Metody pomiaru ciśnienia rozprężania oraz

ciśnienia wewnątrz wsadu, 2001, nr 5.

[6] Karcz A , Koksownictwo część pierwsza, Wydawnictwo AGH, Kraków, 1991.

[7] Karcz A , Karbo, Ciśnienie rozprężania cz. II: Wpływ czynników technologicznych na

ciśnienie rozprężania, 2001, nr 6.

[8] Polska Norma PN-73/G – 04522, Węgiel kamienny: Oznaczanie ciśnienia rozprężania.

[9] Rozwadowski A , Karbo, Uwagi na temat oznaczania ciśnienia rozprężania według PN-

73/G – 04522, 2006, nr3.

[10] http://student.agh.edu.pl/~mpietrzak/stud/java/09.pdf

[11] Karcz A , Bębenek Z , Wydymanie ziaren węglowych podczas uplastyczniania węgla

jako potencjalny czynnik generujący ciśnienie rozprężania, Nove poznatki z oblasti z uhli a

koksu, Sbornik prednasek z I cesko-polskeho uhelneho sympozia,

17-18 wrzesień 2001 rok, Ostrava.

[12] Casal M , Diaz-Faes E , Alvarez R , Fuel, Influence of the permeability of coal plastic

layer on coking pressure, 2006, no 85.

[13] Osiński E. J , Brimacome J. K , Barr P. V [et al], Modelowanie matematyczne procesu

koksowania – mechanizm powstawania ciśnienia w komorze podczas koksowania wsadu,

Zeszyt 11-12: Modele matematyczne procesu koksowania, Drugi Międzynarodowy Kongres

Koksownictwa, Centrum Konferencyjne Królowej Elżbiety, Londyn, Wielka Brytania, 28 –

30 września 1992.

[14] Pernot P , Lete J , Prediction of the wall pressure and coke quality, materiały CPM,

2007.

[15] Geny J.-F, Duchene J.-M , Isler D , Yax E , The plastic layer inside the coke oven:

Migration rate and physical effect, CPM France, 1991.

39