Загрузка...
Учебная работа. Курсовая работа: Расчёт металлургической печи
МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ российской ФЕДЕРАЦИИ
ЛИПЕЦКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ
Кафедра теплофизики
Курсовая работа
РАСЧЕТНО-пояснительная ЗАПИСКА
по теплотехнике
на тему:
«Расчёт металлургической печи»
Липецк 2001
аннотация
С. 36, рис. 6, табл. 3, прил. 2, библ. 8 назв.
В данной работе рассчитывается методическая печь с двусторонним обогревом, предназначенная для нагрева изделий из углеродистой стали Ст20 размерами 230´850´9200. Производительность рассчитываемой печи составляет 155 т/ч. Печь обогревается продуктами сгорания смеси природно-доменного газа.
Содержание.
1. Расчёт горения топлива……………………………………….….…4
2. Расчёт нагрева металла……………………………………..………10
2.1. Расчёт основных размеров рабочей камеры и
параметров внешнего теплообмена…………………………….…….10
2.2. 1-я ступень нагрева – методическая зона …………………11
2.3. 2-я ступень нагрева – сварочная зона ……………………….……..14
2.4. 3-я ступень нагрева – томильная зона..……………………….….…17
3. тепловой баланс методической печи….…………………………..19
4. Расчёт керамического рекуператора …….……………………….30
4.1.Определение коэффициента теплоотдачи
продуктов сгорания………………………………………………………31
4.2. Определение требуемой поверхности теплообмена………………31
4.3. Определение размеров рекуператора………………………………33
4.4. Окончательные размеры рекуператора……………………………34
4.5. Расчет аэродинамического сопротивления воздушного тракта…35
4.6. Расчет аэродинамического сопротивления тракта продуктов сгорания……………………………………………………………………………36
5. Выбор горелочных устройств …….………………………..…….37
6. Расчет газового, воздушного и дымового
трактов нагревательных печей……………………………….……………38
6.1. Определение размеров газо- и воздухопроводов …………40
6.2. Расчет дымового тракта…………………………………….40
6.3.Аэродинамический расчёт дымового тракта……………………..41
Библиографический список….………….…….………………………….42
Приложения………………………..…….………………………….…….45
1. Расчёт горения топлива.
Производим расчет горения смеси природно-доменного газа с теплотой сгорания Qp
н
=8100 кДж/м3
в нагревательном колодце для нагрева слитков до 1230о
С.
В нагревательных колодцах применяют горелки без предварительного смешения газа с воздухом, поэтому принимаем коэффициент расхода воздуха a=1,1.
Из справочной литературы берем состав сухих газов.
Таблица 1
Состав сухих газов
Газ
СО2
СО
СН4
С2
Н6
Н2
N2
С4
Н10
Всего
доменный
10,0
27,4
0,9
—
3,3
58,4
—
100
природный
—
—
92,2
0,8
—
6,0
1,0
100
Принимаем влажность газов:
— доменного W1
=30 г/м3
,
— природного W2
=10 г/м3
.
Определяем содержание влаги во влажном газе:
доменном
Н2
О=100×W1
/(803,6+ W1
)=3,598 %,
природном
Н2
О=100×W2
/(803,6+ W2
)= 1,229 %.
Пересчитаем состав сухих газов на влажные.
Доменный газ.
Содержание СО2
во влажном газе:
=9,64 %.
Аналогично находим содержание других компонентов во влажном доменном газе.
Химический состав влажного доменного газа, %:
СО2
Р
СОР
СН4
Р
Н2
Р
N2
Р
Н2
О Всего
9,64 26,41 0,867 3,18 56,29 3,598 100
таким же путем определяем состав влажного природного газа:
СН4
Р
С2
Н6
Р
N2
Р
С4
Н10
Р
Н2
О Всего
91,06 0,79 5,926 0,987 1,229 100
Определяем низшую теплоту сгорания газов:
— доменного
Qн
Р
=126,45×СО+107,6×Н2
+358×СН4
=3992,712 кДж/м3
— природного
Qн
Р
=358×СН4
+635× С2
Н6
+1253,36× С4
Н10
=34340,34 кДж/м3
Находим долю доменного газа в смеси:
=0,864
Доля природного газа (1-
)=0,135.
Определяем состав смеси влажного газа:
Х=×Х1
+(1-)×Х2
,
где Х1
-содержание данного компонента (например СО2
,% ) в доменном газе;
Х2
-то же, в природном газе.
Находим содержание СО2
в смешанном газе:
=0,864×9,64+0=8,329 %
Аналогично определяем содержание других компонентов смешанного газа и получаем его состав, %:
СО2
СО СН4
Н2
N2
С2
Н6
С4
Н10
Н2
О Всего
8,329 22,82 13,07 2,748 49,44 0,106 0,133 3,27 100
Для проверки точности расчета определяем теплоту сгорания смешанного газа:
Qн
Р
=126,45×СО+107,6×Н2
+358×СН4
+635× С2
Н6
+1253,36×С4
Н10
=8095,6кДж/м3
Определяем ошибку теплоты сгорания:
dQ=
×100=5,4×10-4
%<0,5%.
Разность между расчетной и заданной теплотой сгорания смешанного газа не превышает ± 0,5 %.
Табличным способом рассчитываем удельное теоретическое количество воздуха и продуктов горения (табл. 2)
Таблица 2
Расчет горения топлива
Участвуют в горении
Получено газооб-
разных продуктов
Топливо
Воздух
Сос-
тав
Содер
жание
%
Кол-
во,
м3
Реакции
горения
О2
,
м3
N2
,
м3
Все
го
м3
СО2
,
м3
Н2
О,
м3
N2
,
м3
Всего
м3
Н2
2,74
2,74
Н2
+0,5О2
=Н2
О
1,37
40,16×3,76
151,01+40,16
—
2,748
2,7480
СО
22,82
22,82
СО+0,5О2
= СО2
11,4
22,82
—
22,827
СН
13,07
13,07
СН4
+2О2
=СО2
+2Н2
О
26,1
13,07
26,14
39,210
СО2
8,33
8,33
—
—
8,33
—
49,44
— +
151,0
8,3290
N2
49,44
49,44
—
—
—
—
200,45
С2
Н6
0,106
0,106
С2
Н6
+3,5О2
=2СО2
+3Н2
О
0,37
0,213
0,320
0,5334
С4
Н10
0,133
0,133
С4
Н10
+6,5О2
=4СО2
+5Н2
О
0,86
0,534
0,667
1,2015
Н2
О
3,275
3,275
—
—
—
3,275
3,275
Всего
100
100
40,1
151
191
44,97
33,15
200,4
278,57
На 1 м3
газа
0,4
1,51
1,91
0,449
0,331
2,004
2,7857
Используя данные табл.2, определяем удельное действительное количество воздуха, количество и состав продуктов горения для принятого коэффициента расхода воздуха a=1,1.
Удельное количество воздуха:
VВ
=VВ
0
+(a-1)×VВ
0
=1,1×1,911=2,102 м3
Удельное количество продуктов горения:
Vп
= Vп
0
+(a-1)×VВ
0
=2,785+0,1×1,911=2,976 м3
/м3
.
Удельное количество азота:
VN
= VN
0
+(a-1)×VN
В
0
=2,005+0,151=2,155 м3
/м3
.
Удельное количество кислорода:
VО
= (a-1)×VОВ
0
=0,0401 м3
/м3
.
Удельное количество других компонентов продуктов горения (табл. 2):
=0,4497 м3
/м3
=0,3315 м3
/м3
.
Состав продуктов горения:
СО2
= /Vп
×100%=15,11%,
N2
=VN
2
/Vп
×100%=72,41%,
Н2
О=
/Vп
×100%=11,14%,
О2
=VО2
/ Vп
×100%=1,34%.
Плотность среды:
+ +m
Н2О
×Н2
О/(100×22,4)=2674,381/2240=1,194 кг/м3
.
r
во
=1,293 кг/м3
— плотность воздуха.
Плотность продуктов сгорания: 
=2936,026/2240=1,31 кг/м3
.
Точность расчета проверяем составлением материального баланса горения на 1 м3
газа. Поступило:
— газа r
ГО
×VГ
=1,194×1=1,194 кг;
— воздуха r
во
×VВ
=2,102×1,293=2,718 кг.
Всего: Му
=1,194+2,718=3,912 кг.
Получено продуктов сгорания:
Мп
=r
по
×Vп
=2,976×1,310=3,9 кг.
Баланс выполнен, если невязка меньше 0,5%:
.
Расчет калориметрической температуры горения.
Энтальпия продуктов горения:
i
п
=Qp
н
/Vп
=8095,6/2,976=2720,295 кДж/м3
.
предварительно принимаем температуру t
1
=1700°C и находим энтальпию продуктов горения:
=(4087,1×15,11+2486,28×72,4++2632,09×11,139+3203,05×1,347)×10-2
=2754,3 кДж/м3
.
Так как i
1
>i
п
,
то действительная калориметрическая температура горения меньше 1700°C.
Повторно принимаем t
2
=1600°C.
Энтальпия продуктов горения при t
2
=1600°C:
i
2
=
(3815,86×15,11+2328,65×72,4+2463,97×11,139+2979,13×1,347)×10-2
= =2577,427 кДж/м3
.
Имеем i2 Интерполяцией находим: Требуемая калориметрическая температура: где tМ Dt=100 – т.к. методическая печь с трех ступенчатым режимом нагрева, h=0,7 – т.к. методическая печь. Т.к. tk Энтальпию продуктов горения при tk Определяем минимальную необходимую температуру подогрева воздуха: Принимаем при t¢1 а затем интерполяцией находим: Следовательно, для получения температуры печи 1330°С температура подогрева воздуха должна быть 454°С. 2. Расчёт нагрева металла. 2.1 Расчёт основных размеров рабочей камеры и параметров
теплообмена.
Примем напряжённость рабочего пода P=600 Площадь рабочего пода: Длина рабочего пода: где l – длина заготовки, м. Допускаемая длина рабочего пода: где d — толщина заготовки, м; k – коэффициент, характеризующий наклон пода к горизонтали [2. стр.27]. Так как Lp Ширина пода при e=0,2 м: где е – промежуток между стенкой печи и металлом и между рядами заготовок. размеры нагреваемого сляба: d×B×l=230´850´9200 (мм). Посад холодный, температура нагрева Ме – 1230 °С. Производительность печи: 155 т/ч. Состав стали: С=0,3%; Si=0,15%; Mn=0,3 %. теплопроводность углеродистой стали при 0°С: l=70-10,1×С-16,8×Mn-33,8×Si=70-10,1×0,3-33,8×0,15=56,86 Вт/(м2 метод нагрева в печи принимается двусторонний. Коэффициент несимметричности нагрева m=0,55 при двустороннем нагреве на поду из водо-охлаждаемых труб. Подогреваемая толщина изделия: S=m×d=0,55×0,23=126,5 мм. максимальная рабочая температура газов (печи) — tп 2.2 начальные температуры металла: поверхности tми середины tсм Конечная температура середины заготовки – tск Разность температур между поверхностью и серединой заготовки (700-800)×S принимаем равной 90°С. Тогда конечная температура поверхности заготовки – tмк Конечная средняя по массе температура металла: `tк Конечное теплосодержание металла при 645°С принимаю: Средняя теплоемкость металла от начальной температуры 0°С до конечной 640°С: Средний коэффициент температуропроводности металла: аср На основе анализа рекомендуемых чертежей принимаем высоту свободного пространства над металлом H0 Эффективная длина луча: Произведение эффективной длины на парциальное давление излучающих газов: При температуре печи (газов) 1100°С степень черноты Степень черноты газов: а степень черноты металла принимается e Степень развития кладки: Приведённый коэффициент излучения: где С0 Начальное значение коэффициента теплоотдачи излучением Среднее
Коэффициента теплоотдачи конвекцией принимается a Суммарное
Определяем критерий БИО по формуле: Температурный критерий для середины заготовки: По графикам Д.В. Будрина [2,прил.5] для Bi=0,3304 и q=0,4849; критерий Фурье равен Fo=2,8. Время нагрева металла в методической зоне печи определяется как: При значениях Bi=0,3304 и Fo=2,8 по графику Д.В. Будрина для поверхности пластины [2,прил.5] температурный критерий qп Ранее была принята 2.3 2-я ступень нагрева – сварочная зона.
температура металла начальная: tc Конечная температура середины металла — tc Средняя температура металла по массе и времени: Средняя теплопроводность металла: l913 начальная средняя по массе температура металла: tc начальное теплосодержание металла при 637,5°С [2, прил.3]: Конечная средняя по массе температура металла: tc Конечное теплосодержание металла при 1197,5°С [2, прил.3]: Средняя теплоемкость металла от начальной температуры 637,5°С до конечной 1197,5°С: На основе анализа рекомендуемых чертежей принимаем высоту свободного пространства над металлом в сварочной зоне H0 эффективная длина луча: Произведение эффективной длины на парциальное давление излучающих газов: При температуре печи (газов) 1330°С степень черноты Степень черноты газов: а степень черноты металла принимается e Степень развития кладки: Приведённый коэффициент излучения: где С0 Средний коэффициент температуропроводности металла: аср начальное значение коэффициента теплоотдачи излучением Среднее
Коэффициента теплоотдачи конвекцией принимается a Суммарное
Определяем критерий БИО по формуле: Температурный критерий для поверхности заготовки: По графикам Д.В. Будрина [2,прил.7] для Bi=0,8584 и q=0,1526; критерий Фурье равен Fo=2,6. Время нагрева металла в сварочной зоне печи определяется как: При значениях Bi=0,8584 и Fo=2,6 по графику Д.В. Будрина для поверхности пластины [2,прил.6] температурный критерий для середины заготовкиqс Ранее была принята При нагреве заготовок перепад температур по толщине заготовки принимаем Dtм 2.4 3-я ступень нагрева – томильная зона.
температуры металла: — начальные tмн — конечные tмк Средняя температура металла по массе и времени: Средняя теплопроводность металла: l1209 начальная средняя по массе температура металла: tc Конечная средняя по массе температура металла: tc Полученные температуры мало отличаются между собой, так что теплоемкость от 1203°С до 1215°С можно принимать равной теплоемкости от 0 до (1203+1215)/2=1209°С. Теплосодержание стали при 1209°С [2,прил.3]: Средняя теплоемкость металла от 0 до 1209°С: Средний коэффициент температуропроводности металла: аср Степень выравнивания температур: где По графику [2,прил.6] для коэффициента несимметричности нагрева m Продолжительность выдержки металла в томильной зоне: Общее время нагрева металла в печи: S 3. Тепловой баланс методической печи.
Приход тепла.
1)Определим химическое тепло топлива: где В(м3 2)Физическое тепло воздуха: где iВ 3)Тепло экзотермических реакций: где а=0,012 – доля окисленного металла [4. стр.8]; 5650 – тепловой эффект окисления 1 кг железа, G=155 т/ч – производительность печи. Общий приход тепла: Расход тепла.
1) Расход тепла на нагрев металла: где iк 2) Потери тепла на нагрев окалины: где m – количество окалины от окисления 1 кг железа, m=1,38 С0 tм 3) Потери тепла с уходящими газами: Энтальпия уходящих газов: 4)Потери тепла через кладку теплопроводностью. стены печи двухслойные выполненные: — внутренний слой – ША h=348 мм; — внешний – диатомитовый кирпич h=116 мм. Под печи трехслойный: — первый (внутренний) слой – хромомагнезитовый кирпич; — второй (рабочий) слой – ШБ (шамотный кирпич класса Б); — третий слой – Д-500 теплоизоляционный диатомитовый кирпич. Свод печи однослойный выполнен из каолинового кирпича: ШБ 300 мм. Формулы для расчёта теплопроводности материалов кладки: Шамотный кирпич ША: Хромомагнезитовый кирпич: Шамотный кирпич ШБ : Диатомовый кирпич Д-500: Каолиновый кирпич: где а)Расчет стены печи: Толщина стенки, мм t¢ S2 l2 S1 l1 l2 l1 S1 t1 Рис.1 Схема стенок печи. Расчёт ведётся методом последовательных приближений. первое приближение. Предварительно находим тепловое сопротивление кладки при температуре Тепловое сопротивление слоя: Принимаем коэффициент теплоотдачи равным a0 внешнее тепловое сопротивление: Общее тепловое сопротивление: Плотность теплового потока при tп Так как разница между предыдущим и полученным значениями q> 5%,расчет необходимо повторить. Второе приближение. Находим температуру на границах слоев кладки: Средняя температура слоя: Теплопроводность слоя: Тепловое сопротивления слоя: Коэффициент теплоотдачи: внешнее тепловое сопротивление: Общее тепловое сопротивление: Плотность теплового потока при tк Так как разница между предыдущим и полученным значениями q > 5%, расчет необходимо повторить: dq=|q¢-q0 Третье приближение. Этот расчёт выполняется по аналогии с предыдущим, поэтому приведём только его результаты: t¢=922,3о R1 a=15,31 Вт/(м2 R0 Так как разность q¢ и q² меньше ±5%, пересчёта не требуется. тепловое сопротивление пода больше, чем стен. Отсюда можно принять удельные потери через под 0,75 от потерь через стены, т. е.: qn б)потери тепла через кладку свода. Расчёт проводим методом последовательного приближения аналогично расчёту потерь через кладку стен, поэтому приведём только результаты расчёта: tн температура, о Рис.2 Схема свода печи. Потери тепла через кладку вычисляем по формуле: где Расчётная поверхность пода: где Вп L – длина пода при торцевой загрузке: L=Lрасч Расчётная поверхность свода: где `Hм Hсв Hт Определение активной длины пода по зонам: методическая – Lм сварочная – Lсв методическая – Lт Конструктивно принимаем две сварочные зоны с Lсв следовательно потери тепла через кладку: 5) Потери тепла через окна: Принимаем, что окно посада открыто всё время (j1 Площадь открытия окна посада: Толщина кладки стен Коэффициент диафрагмирования окна Ф=0,7 [5. рис.1]. Температура газов: — у окна задачи — у окна выдачи Потери тепла через окно задачи: Потери тепла через окно выдачи: Общие потери тепла излучением: 6) Потери тепла с охлаждающей водой. В табл.1 [4] указаны водо-охлаждаемые элементы методических печей и потери в них. Расчётом определяем только потери в продольных и поперечных трубах, так как это составляет 80-90% от всех потерь. Остальные потери учитываются увеличением полученных потерь в трубах на 10-20%. Максимальное расстояние между продольными трубами: С учётом запаса прочности расстояние между трубами принимаем на 20-30% меньше максимального: Диаметр и толщина подовых труб: 127´22 мм. количество продольных труб: где lз Свешивание заготовки: Общая длина продольных труб: поверхность нагрева продольных труб: Плотность теплового потока принимаем равной qпр потери тепла с охлаждающей водой продольных труб: Принимаем конструкцию сдвоенных по высоте поперечных труб. По длине сварочной зоны и 1/3 методической расстояние между поперечными трубами принимаем равным Количество сдвоенных поперечных труб: Общая длина поперечных труб: поверхность нагрева поперечных труб: Плотность теплового потока принимаем равной [3.табл.1]: qпп потери тепла с охлаждающей водой поперечных труб: Общие потери с охлаждающей водой подовых труб: а потери тепла с теплоизоляцией: потери тепла с охлаждающей водой всех водо-охлаждаемых элементов печи без теплоизоляции подовых труб: а с теплоизоляцией подовых труб: 7)Неучтённые потери тепла составляют (10-15)% от суммы статей Qк Общий расход тепла: Приравнивая расход тепла к приходу, получим уравнение теплового баланса: или выбираем трубы без изоляции. Таблица 3 Тепловой баланс печи Статья кВт химическое тепло топлива Qx
Физическое тепло воздуха Qв
Тепло экзотермических реакций Qэ
106930,7 16884,7 2919,16 84,37 13,32 2,30 Расход тепла на нагрев металла Qм
Потери тепла с окалиной Qo
Потери тепла с уходящими газами QУ
потери через кладку Qк
Потери тепла излучением Qл
потери с охлаждающей водой Qб Неучтённые потери Qб 36625,98 1071,630 61090,04 3771,379 1435,846 20199,47 2540,670 28,89 0,845 48,20 2,975 1,133 15,93 2,004 Всего 126734,6 100 126735,03 100 Невязка составляет – 0,00033% Определим другие показатели. Коэффициент полезного действия печи: Удельный расход тепла: Удельный расход условного топлива: где Qу Для дальнейших расчетов: — расход воздуха: — расход продуктов горения: 4. Расчёт керамического рекуператора.
Расход продуктов сгорания через рекуператор Тепловой поток через поверхность теплообмена: где k – коэффициент теплоотдачи; Dt – средне логарифмическая разность температур между воздухом и продуктами сгорания; F – поверхность теплообмена. Уравнение теплового баланса с учётом утечек воздуха где h=0,95– коэффициент учёта потерь тепла в окружающую среду; n=0,2 – доля утечки воздуха. Из этого уравнения выражаем температуру продуктов сгорания на выходе из рекуператора: где По формуле получим Определение коэффициента теплопередачи от продуктов сгорания к воздуху. Согласно рекомендации [4] скорость продуктов сгорания и скорость воздуха при нормальных условиях равны соответственно Продукты сгорания движутся внутри рекуператорных труб. 4.1Определение коэффициента теплоотдачи продуктов сгорания.
Теплоотдача конвекцией. Температура, средняя по длине поверхности теплообмена: Число Рейнольдса: где n-коэффициент кинематической вязкости при 957,5 °С; dЭ Коэффициент теплоотдачи конвекцией по рис.2.2[4]: Теплоотдача излучением. Средняя температура стенки для входа по продуктам сгорания: Средняя температура стенки для выхода по продуктам сгорания: В рекуператоре прямоточное движение сред. Эффективная длина луча: Эффективная степень черноты стенок труб рекуператора: где eСТ Парциальные давления газов численно равны их объёмным содержаниям: Произведения парциальных давлений на эффективную длину луча: Степени черноты газов определяем по графикам [4]: 1. Для входа, при 1000 °С: 2. Для выхода, при 915 °С: 3. Поправочный коэффициент: значения коэффициента теплоотдачи: 1. Вход: 2. Выход: Средний коэффициент теплоотдачи излучением: Суммарный коэффициент теплоотдачи: Определение коэффициента теплоотдачи воздуха. Коэффициент теплоотдачи aВ Средняя температура стенки: Теплопроводность стенки при 597°С: Толщина стенки трубы: Коэффициент теплопередачи: 4.2 Определение требуемой поверхности теплообмена.
Для определения величины поверхности теплообмена F необходимо использовать графическую зависимость Е=f(m,q) рис.2.1[4].Относительная температура воздуха q вычисляется по формуле: а комплекс m как: где С237 Из графика Е=0,5, тогда с учетом утечек воздуха поверхность теплообмена вычисляется: 4.3 Определение размеров рекуператора.
Суммарная площадь проходного сечения труб: где a=1,1 – коэффициент, учитывающий неравномерность распределения продуктов сгорания по трубам рекуператора. Площадь насадки рекуператора в горизонтальной плоскости: где SПС Ширина насадки рекуператора В=ВП Число рядов труб в направлении, перпендикулярном движению воздуха: где S1 Высот насадки рекуператора: где P=8,5 м3 Площадь проходного сечения для движения воздуха: Площадь проходного сечения воздуха по высоте одного ряда труб: Количество рядов труб по высоте одного горизонтального прохода: Число горизонтальных проходов по пути движения воздуха: где h=0,42м – высота трубного элемента с учетом межфланцевого торцевого зазора. 4.4 Окончательные размеры рекуператора.
Число рядов труб по ширине рекуператора: Число рядов труб по высоте рекуператора с учётом возможности увеличения высоты последнего прохода на 1 трубу: Ширина насадки рекуператора: Число рядов труб по длине рекуператора: где S2 Длина насадки рекуператора: Высота насадки рекуператора: Действительная поверхность теплообмена. 4.5 Расчет аэродинамического сопротивления воздушного тракта.
где l N=1 – число горизонтальных проходов; d b g=9,81 м/с2 wВ,О коэффициенты местных сопротивлений: x x x x где к – коэффициент учитывающий турбулентность движения газа; np a,b – коэффициенты зависящие от S2 4.6Расчет аэродинамического сопротивления тракта продуктов сгорания.
dэ x5 rПсо b 5. Выбор горелочных устройств.
Для данной методической печи используем горелки типа “труба в трубе”. Примем следующее распределение тепла по зонам печи [8]: — томильная зона – 15%; — первая сварочная зона: — верхняя – 20%; — нижняя – 22,5%; — вторая сварочная зона: — верхняя – 20%; — нижняя – 22,5%. Число горелок в каждой зоне: где Sг k – число рядов горелок. Пропускная способность одной горелки по газу: Давление газа перед горелкой принимаем 4 кПа, для воздуха – 0,5 кПа. первая сварочная зона. Теплота сгорания топлива: QH Газ холодный (20°С): rГО температура подогрева воздуха: tВ Удельный расход воздуха: VВ Расход воздуха на горелку: Расчётный расход воздуха при подогреве его до 454о где k =1,56 – коэффициент определяется по рис.5а [8]. По рис.5а [8], по расчётному расходу воздуха и давлению перед горелкой 0,5 кПа определяем тип горелок: ДНБ-275/dГ Расчётный расход газа: где kt kp При давлении 4 кПа и расчётном расходе газа VГ Проверим скорости в характерных сечениях горелки. По рис.8[8] найдём скорости Wг Действительные скорости сред: Отношение скоростей: Отношение скоростей находится в пределах допустимого [8]. По табл.4 [8] определяем размеры горелки ДНБ-275/85 (см. прил 1.). Скорость газовой смеси на выходе из носика горелки: Скорости движения сред в подводящих трубопроводах: 6. Расчет газового, воздушного и дымового трактов нагревательных печей.
6.1 Определение размеров газо- и воздухопроводов.
Участок 1 l1 Участок 2 Задаемся рациональными скоростями движения газа и воздуха: wГ Площадь проходного сечения трубы для газа: Отсюда диаметр трубы: Площадь проходного сечения трубы для воздуха: Отсюда диаметр трубы: Длина l2 Участок 3 l3 Участок 4 диаметром d4 диаметр трубы газа: Диаметр трубы под воздух: Общая длина l4 6.2 Расчёт дымового тракта.
Дымовой тракт представляет собой систему каналов — боровов, обеспечивающих движение продуктов горения из печи к дымовой трубе. Расчет ведем в соответствии с типовой схемой дымового тракта методической печи. Скорость продуктов горения w02 1) Соединение печи с рекуператором. Проходное сечение борова f1 2) горизонтальный участок – рекуператор с дымовой трубой. Длина l2 выбираем боров с проходным сечением fБ размеры борова: В=3944 (мм) и Н=5681 (мм). реальная скорость дымовых газов: Схема дымового тракта представлена в прил. 2. Рис.4. Дымовой боров. 6.3 Аэродинамический расчёт дымового тракта.
потери давления на трение па первом участке (при `t1 где Для кирпичных каналов l=0,05 Вт/(м×К). Плотность дымовых газов rПС,0 Средняя температура газов на втором участке: Потери давления на трение па 2-ом участке (при `t2 где Суммарные потери на трение: Расчет потерь давления на местных сопротивлениях. Участок 1 потери давления находят по формуле: Участок 2 Тогда потери давления находят по формуле: Суммарные потери на местных сопротивлениях : Изменение геометрического напора, зависящее от вертикальных участков борова, рассчитывается по формуле: где H – высота опускания продуктов в дымовом тракте,(5,5 м). Расчет аэродинамического сопротивления рекуператора см. пункт 4.6. Для дымового тракта разряжение, создаваемое дымовой трубой (с 50% запасом): Библиографический список.
1. Соломенцев. С.Л. Расчёт горения топлива. –Липецк: ЛПИ, 1980. – 38с. 2. Лукоянов Б. И. Учебное пособие для расчета металлургических печей. – Воронеж: ВПИ, 1976. — 110с. 3. Соломенцев. С.Л. тепловой баланс печи. –Липецк: ЛПИ, 1981. – 26с. 4. Наумкин В. А. Выбор конструкции и расчет керамических рекуператоров. –Липецк: ЛПИ, 1983. – 32с. 5. Соломенцев. С.Л. Методические указания по курсовому проектированию металлургических печей. –Липецк: ЛПИ, 1981. 6. Наумкин В. А. Расчёт газового, воздушного и дымового трактов нагревательных печей. –Воронеж: ВПИ, 1989. –56с. 7. Кривандин В. А., Марков Б. Л. Металлургические печи. –М.: Маталлургия, 1997. –463с. 8. Щапов Г. А., Карамышева Е. П. Выбор устройств для сжигания топлива в печах. Горелки типа “труба в трубе”. –Липецк: ЛПИ, 1985.
<
in
<
i1
,
следовательно, t2
=1700 – 19,225=1680,775°С.
=(1230+100)/0,7=1900°С,
=1230 – температура нагрева сляба,
<
tk
ТР
, то необходим подогрев воздуха.
ТР
=1900°С находим экстраполяцией:
=3105,035 кДж/м3
.
кДж/м3
.
=400°Ci¢1
=532,08кДж/м3
и при t¢2
=500°Ci¢2
=672,01кДж/м3
,
=454,34°С.
×К).
=1330°С.
1-я ступень нагрева – методическая зона.
=0°С
=0°С .
=600°С .
=690°С. Средняя теплопроводность металла в процессе нагрева данной ступени: l=0,9×56,86=51,174 Вт/(м2
×К).
=( tск
+ tмк
)/2=(600+690)/2=645°С.
.
=l/(С×r)=51,174/(0,5826×103
×7800)=0,011259×10-3
м2
/с.
=1 м.
а поправка для 
м
=0,8.
=5,7–коэффициент излучения абсолютно чёрного тела.
(при t0
=1000°C, tп
=0°C) и конечное (при t0
=1330°C, tп
=690°C) рассчитываем соответственно по формулам:
.
КОН
=15 Вт/(м2
×К).
.
.
.
.
=0,42. Откуда:
=1165-1165×0,42=675,7°С.=690°С. Расхождения между принятой и полученной температурами составляет 14,3°С, и оно не может отразиться на результатах расчета.
н
=600°С и tпн
=675°С, tм
=1230°С .
к
=1165°С.
=0,68×l0
=0,68×56,86=38,664 Вт/(м2
×К).
р
=(600+675)/2=637,5°С.
.
р
=(1230+1165)/2=1197,5°С.
.
.
=1,7 м.
а поправка для — 
[2,прил. 4].
м
=0,8.
=5,7–коэффициент излучения абсолютно чёрного тела.
=l913
/(С637
×r)=38,664 /(
×103
×7800)= 5,9291×10-6
м2
/с.(при t0
=1330°C, tп
=675°C) и конечное (при t0
=1330°C, tп
=1230°C) рассчитываем соответственно по формулам:
.
КОН
=15 Вт/(м2
×К).
.
.
.
=0,21. Откуда:
=1330-1330×0,21=1176°С.=1165°С. Расхождения между принятой и полученной температурами составляет 11°С, и оно не может отразиться на результатах расчета.
=(250¸300)×S=(31,6¸37,95)°C, выбираем Dtмк
=30°C.
=1230°С , tc
н
=1176°С;
=1230°С , tc
к
=1200°С. 
=0,72×l0
=0,72×56,86=40,939 Вт/(м2
×К).
р
=(1230+1176)/2=1203°С.
р
=(1230+1200)/2=1215°С.
.
.
=l1209
/(С×r)=40,939 /(0,7×103
×7800)= 7,498×10-6
м2
/с.
,
= t
МН
– t
СН
=1230 – 1176=54°С.
= 0,5 находим критерий Fo по формуле:
.
.
t
=
t
1
+
t
2
+
t
3
=
1,105+1,949+0,414=3,469ч
/с) – расход газа подаваемого па печь.
– энтальпия воздуха при tВ
=454 о
С [3. стр.37].
[3. стр.8];
=861(кДж/кг) и iн
=0(кДж/кг) — энтальпия металла в конце и начале нагрева.
– теплоёмкость окалины, С0
=1 
=1503(К) и tн
— температура окалины, принимается равной температуре поверхности металла соответственно в начале и конце нагрева.
— средняя по толщине температура слоя.
S2
,где 
— на границе слоев (ШБ) и
— наружных слоев.
=15, 
.
=1330о
С и tв
=20о
С:
=1330о
С и tв
=20о
С:
|/ q¢×100%=(1341-896)/1341×100%=33,18%.
С; tн
=124,4о
С; `t1
= 1126,1о
C; `t2
=523,379о
C;
=0,305 (м2
×К)/Вт; R2
=0,598 (м2
×К)/Вт;
×К); Rн
=0,065 (м2
×К)/Вт;
=0,968 (м2
×К)/Вт; q²=1353, 305
.
n
=0,75×qc
т
=0,75×1353,305=1015 Вт/м2
.
=183,9о
С, a=52
, R0
=0,144 
, q=9087,81 
.
С
— плотность теплового потока в окружающую среду (через стены, под и свод печи);
— расчетная поверхность i-го элемента кладки, м2
.
=9,6 (м) – ширина печи,
×1,045=1,045×
.
=H0
+d=1,23 м,
=H¢0
+d=1,93 м,
=1,5+d=1,73 м.
= L×t1
/St=34,03×1,105/3,469=10,84 м;
= L×t2
/St=34,03×1,949/3,469=19,12 м;
= L×t3
/St=34,03×0,414/3,469=4,07 м.
=9,56м.
=1) на h0
=2×d=0,46 м
dст
=0,464 м.
=1273К;
=1533К.
– длина заготовки, м.
=100 
[3.табл.1].
=2,32 м. На остальной части длины методической зоны продольные трубы опираются на продольные стенки. 
=150 .
+Qп
+Qв
:
, тогда расход топлива с термоизоляцией
Приход тепла
Статья
Расход тепла
%
кВт
%
в
н
=29300 кДж/кг – теплота сгорания условного топлива.
; расход воздуха 
; температура воздуха на входе и на выходе соответственно 
и 
; температура продуктов сгорания на входе 
.
,
— концентрация воздуха, =1,334 (кДж)/(м3
×К).
.
и 
. 
.
,
-скорость продуктов сгорания при 957,5°С;
–характерный геометрический параметр пространства, в котором происходит движение продуктов сгорания. При движении внутри рекуператорных труб dЭ
= 0.144 м.
,
.
.
.
,
=0,8 – степень черноты шамотного огнеупора.
.
.
;
;
. 
.
.
=f(wB
,
O
;tB
) при tB
=0,5×( 
+ 
)=237°С по рис.2.4[4]:
.
.
.
.
.
,
,
В
=С200
+
1,31+0,01×(1,32-1,31)×37=1,3137 кДж/(м2
×К) – теплоемкость воздуха при tВ
=237°С [4].
.
,
,
– проходное сечение одной трубы, отнесённое к 1м2
площади сечения насадки.
– 1=9,6 – 1=8,6 м. 
,
=0,305 м – шаг размещения трубы по ширине печи.
,
/м3
– поверхность теплообмена на 1м3
насадки для керамических рекуператоров.
.
.
.
,
.
.
.
,
=0,304м – шаг труб по длине рекуператора.
.
.
.
Т
– коэффициент трения для каналов из огнеупоров (0,05);
э
– эквивалентный диаметр для вертикальных каналов (0,114м);
=1/273- коэффициент объемного расширения газов;
– ускорение свободного падения;
=1,5 м/с; rВо
=1,293 кг/м3
;
1
=0,5;
2
=0,3;
4
=1,2;
7
=к×(S2
/S1
×np
×a+b)=1,4×(304/305×54×0,1+2)=10,335 ,
=М1
– 1=54 – число межрядных проходовпо длине горизонтальных каналов;
и диаметра труб (a=0,1;b=2).
где lТ
– коэффициент трения для каналов из огнеупоров (0,05);
– эквивалентный диаметр для вертикальных каналов (0,114);
,
x6
–
коэффициенты местных сопротивлений (0,5; 0,6);
,
rво
– плотность продуктов сгорания и воздуха;
— коэффициент объемного расширения газов.
– шаг горелок [8], м;
.
P
=8095,6 кДж/м3
.
=1,194 кг/м3
.
=454°С.
=2,1021 м3
/м3
.
С:
.
– определяется из рис.6 [8];
=1,31 кг/м3
– определяется из рис.7 [8].
рас
=0,405 м3
/с диаметр газового сопла – dГ
=85 мм.
20
=65 м/с и воздуха– Wв
20
=20 м/c на выходе из горелки при t=20 о
С.
диаметром d1
(D1
) и длиной l1
(L1
) соединяет каждую горелку с раздаточным коллектором.
= 6 м – газопровод; L1
=3 м – воздухопровод;d1
=D5
, aD1
= D2
(зонный коллектор) диаметром d2
(D2
) и длиной l2
(L2
) обеспечивает равномерное распределение газа(воздуха) на группу горелок данной зоны отопления.
2
=15 м/с; wВ
2
=8 м/с.
, где V2
=BБ
×0,225=2,971 м3
/с. 
;
, где V2
=BБ
×0,225=2,971 м3
/с. 
.
=L2
=Bn
+2=11,6 м.
диаметром d3
(D3
) и длиной l3
(L3
) соединяет зонный коллектор с печным. На нем размещают дроссельный клапан для плавного регулирования расхода газа(воздуха) на группу горелок зоны и измерительную диафрагму для контроля расхода газа (воздуха) на зону отопления.
=L3
=12 м; d3
=d2
=0,56154 м; D3
=D2
=0,76892 м.
(D4
) и длиной l4
(L4
) обеспечивает подвод газа (воздуха) к печи из цехового газопровода (воздухопровода) и раздачу его по зонам коллектора. 
;
.
=L4
=35 м.
=2,5 м/с [6].
=a´b=2,9×9,6=27,84 м2
, а длина l1
=5,5 м. Тогда:
=40 м. Проходное сечение борова:
=21 м2
(см. рис.4), [6,прил.6].
=1000°C) :
=1,31 кг/м3
.
=875°C) :
: при значениях b¢/ b=1,16 и h/ b¢=3,31 по приложению 8 [6] принимаем коэффициент местного сопротивления x1
=0,9, а при b¢/ b=2,2 и h/ b¢=1,47 — x2
=0,75.
: при значении j=25° — угол открытия дросельного клапана в прямоугольном канале [6, прил.8] принимаем коэффициент местного сопротивления x4
=2, а при L/H=0,75 (задвижка – шибер в прямоугольном сечении) — x5
=0,6 и принимаем что x3
=1,4.Так как труба круглая h/ b¢=1 и b¢/ b=1,3 следовательно коэффициент местного сопротивления x6
=1.
