Проектирование отделения методических печей. 
Рельсобалочный стан-900 МК «Азовсталь»

СОДЕРЖАНИЕ Введение

1. Проектирование теплового агрегата

2. Выбор режима нагрева металла

3. Расчет горения топлива

4. Расчет параметров внешнего теплообмена

5. Расчет нагрева металла

6. Тепловой баланс

7. Выбор и расчет топливосжигающих устройств

8. Выбор и расчет рекуператора

9. Выбор схемы и расчет дымового тракта

10. Расчет количества агрегатов и их компоновка в отделении Перечень ссылок ВВЕДЕНИЕ Нагревательные толкательные печи характеризуются противоточным движением нагреваемого металла и продуктов сгорания, а так же наличием в начале печи (со стороны посада металла) развитой не отапливаемой методической зоны, вследствие чего их часто называют методическими печами.

Методические печи по числу зон нагрева могут быть двух-, трёх — и многозонными с односторонним и двусторонним нагревом металла. При трёхзонном режиме нагрева имеются три теплотехнические зоны, по ходу металла: методическая, в которой повышается температура, сварочная с высокой постоянной температурой и томильная с постоянной температурой, близкой к заданной конечной температуре поверхности металла. Металл толщиной до 100 мм нагревают с одной стороны в печах без нижнего нагрева, а толщиной больше 100 мм — с двух сторон (с нижним нагревом).

Большое значение для работы методических печей имеет способ выдачи металла из печи. Различают торцевую и боковую выдачу металла. При торцевой выдаче необходим толкатель, который и выполняет роль выталкивателя.

Конструкцию методических печей выбирают в зависимости от типа стана и вида топлива. Тип стана определяет производительность печей толщину применяемой заготовки, температуру нагрева металла и его сортамент. От вида используемого топлива зависит конструкция горелочных устройств и применение рекуператоров.

1. Проектирование нагревательной печи Рис. 1.1 — Схема методической печи

1 — рольганг загрузки;

2 — толкатель;

3 — рольганг выдачи.

Методическая печь предназначена для нагрева блюмов перед прокаткой на рельсобалочном стане 900. Печь рекуперативная прокатная с двухсторонним обогревом и торцевой посадкой и выдачей металла. Рабочее пространство каждой зоны — прямоугольной формы. В теплоутилизационной зоне свод — плоский, в остальных — «горбатый», для улучшения циркуляции дымовых газов и визуального разделения зон. В методической и сварочной частях печи заготовки передвигаются по глиссажным трубам и обогреваются также и с нижней стороны, в томильной — они передвигаются по стелюгам, заложенным в под, и обогреваются только сверху и с торцов. Нагреваемые заготовки подают рольгангом к загрузочному окну и проталкивают по печи сдвоенным толкателем реечного типа. Они заполняют по длине весь под, поэтому при загрузке очередной заготовки в печь крайняя заготовка на противоположном конце печи автоматически выталкивается из томильной зоны и по наклонной водоохлаждаемой плите выдается через торцовое окно из печи на рольганг, подающий ее к прокатному стану.

Отходящие газы уходят через дымовой пролет в загрузочном конце печи в рекуператор для подогрева воздуха из изделий с четырьмя отверстиями и далее в боров и дымовую трубу. Для подачи к горелкам подогретого воздуха в печи установлен эксгаустер. Глиссажные трубы лежат на поперечных охлаждаемых водой трубах, опирающихся на стояки из труб, покрытые тепловой изоляцией из волокнистых материалов.

Печь отапливается смешанным коксодоменным газом, который сжигается с помощью двухпроводных горелок и горелок типа «труба в трубе». В каждой зоне печи расположено по 6 горелок. Конструкция горелок позволяет применять воздух, подогретый до 400 °C.

L_п = 28 960 мм;

B_п = 6728 мм Размеры зон:

Методическая зона: высота 1760 мм; длина 6410 мм; ширина 6728 мм.

Первая сварочная зона: высота 2470 мм; длина 7030 мм; ширина 6728 мм.

Вторая сварочная зона: высота 2470 мм; длина 8600 мм; ширина 6728 мм.

Томильная зона: высота 1280 мм; длина 6920 мм; ширина 6728 мм.

Выдача заготовок — торцевая, ударного действия.

Шлакоудаление — сухое с помощью лопат и клещевого крана.

Футеровка печи: свод — подвесной, набранный из фасонного шамотного кирпича марки М829Н. Стены печи выложены из шамотного кирпича класса А, со стороны брони изолированы слоем асбеста толщиной 5 мм и слоем плит МКРП-340 толщиной 40 мм. Толщина боковых стен верхних зон составляет 510 мм, нижней сварочной зоны — 775 мм. Кроме того, рабочая поверхность боковых стен нижней сварочной зоны выложена слоем хромомагнезитового кирпича толщиной 115 мм.

Рабочая поверхность подин томильной и нижней сварочной зон выложена слоем хромомагнезитового кирпича толщиной 115 мм, нижние слои — шамотным кирпичом класса Б толщиной 350 мм и шамотным легковесом толщиной 130 мм.

Борова печи футерованы шамотным кирпичом класса Б и В.

В томильной зоне заготовки продвигаются по четырем стальным брусьям, вмонтированным в монолитную, выложенную хромомагнезитовым кирпичом, подину.

2. Выбор режима нагрева металла Принимаем четырехступенчатый режим нагрева:

методическая зона — двухсторонний нагрев в среде с линейно-возрастающей температурой при равномерном (холодном посаде) начальном распределении температур;

две сварочные зоны — двухсторонний нагрев в среде с постоянной температурой при параболическом начальном распределении температур; томильная зона — односторонний нагрев в среде с постоянной температурой при параболическом начальном распределении температур.

Зная марку стали (ст70) выбираем величину конечной температуры нагрева — 1160 °C.

Начальная температура печи выбирается из условий безопасного нагрева металла в первом периоде.

Принимаем допустимую разность температуры по сечению: .

Задаем температуры дымовых газов в каждой зоне:

начало печи — 900

1-я сварочная — 1220

2-я сварочная — 1300

нижний подогрев — 1260

томильная зона — 1200

Рекомендуется принять несколько меньшее значение начальной температуры печи:

Передача тепла нагреваемым заготовкам и кладке рабочего пространства происходит за счет излучения и конвекции.

При расчете внешнего теплообмена можно допустить, что доля конвективного тепла практически равна потерям тепла через кладку. Тогда единственным видом передачи тепла от газов, кладки к металлу является излучение. Физическая модель внешнего теплообмена в печи: печь является замкнутой системой, состоящей из двух серых поверхностей кладки и металла, между которыми размещен серый газ (продукты горения).

Нагрев слябов разбиваем на 4 расчетных участка: I участок — неотапливаемая (методическая) зона; II участок — 1-я сварочная зона; III участок — 2-я сварочная зона; IV участок — томильная зона.

Рис. 2. Распределение температур по зонам в рабочем пространстве

3. Расчет горения топлива Вид топлива: коксодоменная смесь Составы сухого газа

Окислитель: воздух (21% О₂; 79% N₂);

Влагосодержание воздуха d_в=10 г/м³;

Коэффициент расхода воздуха б=1,05;

Влагосодержание топлива:

коксового газа г/м³,

доменного газа г/м³.

Температура подогрева воздуха t_в=400°С;

Пирометрический коэффициент з_пир=0,75;

Теплота сгорания смеси Мдж/м³

3.1 Рассчитаем состав влажного газообразного топлива:

(3.1)

Коксовый газ, % Доменный газ, %

3.2 Рассчитаем теплоту сгорания коксового и доменного газа, МДж/м³:

= 0,01(12,640 СО + 10,800 Н₂ + 35,820 СН₄ + 59,100 С₂Н₄ + 63,750

С₂Н₆ + 91,260 С₃Н₈ + 118,700 С₄Н₁₀ + 146,100 С₅Н₁₂ + 23,700 Н₂S) (3.2)

3.3 Определим долю каждого газа в смеси:

(3.3)

(3.4)

— доля коксового газа в смеси;

(1−0,4)=0,6 — доля доменного газа в смеси.

3.4 Определим состав смеси, %

(3.5)

где Х_к.г — компонент коксового газа в %;

Х_д.г — аналогичный компонент доменного газа в %.

Для проверки пересчитаем теплоту сгорания смеси:

3.5 Определим объёмный теоретический и действительный расход сухого воздуха, необходимого для сжигания 1 м³ газообразного топлива:

(3.6)

(3.7)

.

3.6 Рассчитаем действительный расход влажного воздуха:

(3.8)

3.7 Рассчитаем выход дымовых газов:

(3.9)

(3.10)

(3.11)

(3.12)

(3.13)

(3.14)

3.8 Состав дымовых газов, %:

(3.15)

3.9 Рассчитаем калориметрическую температуру горения Энтальпия продуктов сгорания:

(3.16)

где h_в — энтальпия воздуха, кДж/м³

V_д.г — выход дымовых газов, м³/м³ ;

Зададим, тогда энтальпия продуктов горения равна Зададим, тогда Калориметрическая температура горения:

(3.17)

3.10 Действительная температура горения:

(3.18)

Действительная температура горения больше максимальной температуры в печи, значит она сможет обеспечить необходимую температуру в печи.

4. Расчет параметров внешнего теплообмена

I расчетный участок.

Начальная температура продуктов сгорания t_г.нач1=820°С. Конечная температура продуктов сгорания t_{г. кон.1}=1220°С. Средняя температура продуктов сгорания t_г. ср.1=1020°С.

Угловой коэффициент излучения кладки на металл:

(4.1)

l_м — длина металла, м;

В — ширина рабочего пространства, м;

Н₁ — высота первого расчетного участка, м.

Объем газа, в котором заключены продукты сгорания (на 1 м длины печи)

(4.2)

Площадь поверхности, ограничивающей объем продуктов сгорания (на 1 м длины печи).

(4.3)

Эффективная длина пути луча:

(4.4)

По расчету сгорания топлива при б=1,05: СО₂=11,8%, Н₂О=14,6%.

По номограммам степень черноты СО₂ и Н₂О при t_г. ср.1=1020⁰С и При и находим .

Находим степень черноты продуктов сгорания:

(4.5)

Степень черноты кладки .

Приведенный коэффициент излучения:

(4.6)

II расчетный участок.

Температура продуктов сгорания t_г.нач2=t_г.кон2=t_г. ср.2=1220°С.

Угловой коэффициент излучения кладки на металл:

Объем газа, в котором заключены продукты сгорания (на 1 м длины печи) Площадь поверхности, ограничивающей объем продуктов сгорания (на 1 м длины печи).

Эффективная длина пути луча:

По расчету сгорания топлива при б=1,05: СО₂=11,8%, Н₂О=14,6%.

По номограммам степень черноты СО₂ и Н₂О при t_г. ср.1=1220⁰С и При и находим .

Находим степень черноты продуктов сгорания:

Степень черноты кладки .

Приведенный коэффициент излучения:

III расчетный участок Температура продуктов сгорания t_г.нач3= t_{г. кон.3}= t_г. ср.3=1300°С.

Угловой коэффициент излучения кладки на металл:

Объем газа, в котором заключены продукты сгорания (на 1 м длины печи) Площадь поверхности, ограничивающей объем продуктов сгорания (на 1 м длины печи).

Эффективная длина пути луча:

По расчету сгорания топлива при б=1,05: СО₂=11,8%, Н₂О=14,6%.

По номограммам степень черноты СО₂ и Н₂О при t_г. ср.1=1300⁰С и При и находим .

Находим степень черноты продуктов сгорания:

Степень черноты кладки .

Приведенный коэффициент излучения:

IV расчетный участок.

Температура продуктов сгорания t_г.нач4=t_{г. кон.4}=t_г. ср.4=1200°С.

Угловой коэффициент излучения кладки на металл:

Объем газа, в котором заключены продукты сгорания (на 1 м длины печи) Площадь поверхности, ограничивающей объем продуктов сгорания (на 1 м длины печи).

Эффективная длина пути луча:

По расчету сгорания топлива при б=1,05: СО₂=11,8%, Н₂О=14,6%.

По номограммам степень черноты СО₂ и Н₂О при t_г. ср.1=1200⁰С и При и находим .

Находим степень черноты продуктов сгорания:

Степень черноты кладки .

Приведенный коэффициент излучения:

5. Расчет нагрева металла Методика расчета приведена в и включает в себя следующие пункты:

— принимаем удельное время нагрева z;

— находим общее время нагрева слябов в печи ф_общ и время нагрева слябов в каждой зоне ф_зон, которое рассчитывается по отношению длины зоны к общей длине печи;

— для каждой зоны принимаем температуру поверхности сляба;

— находим критерий F₀ и Bi, с помощью которых определяем и, а затем расчетную температуру поверхности сляба;

— сравниваем расчетную и принимаемую температуру, разница между ними не должна быть больше 20^оС, если разница выше изменяем температуру печи или предполагаемую температуру поверхности металла;

— аналогично рассчитываем температуру центра.

Общее продолжительность нагрева (при S=320мм):

(5.1)

Относительные длины зон:

методическая зона — 22%;

1-я сварочная — 24%;

2-я сварочная — 30%;

томильная зона — 24%.

Исходя из относительных размеров зон, продолжительность нагрева на расчетных участках составит:

участок I:

участок II:

участок III:

участок IV:

I расчетный участок.

Расчетная схема нагрева металла — двухсторонний нагрев при линейном изменении температуры окружающей среды и равномерном начальном распределении температур.

Задаемся конечной температурой поверхности металла на первом участке t_м.пов1=520°С.

Средняя температура поверхности на первом участке

.

При средней температуре поверхности металла по определяем коэффициент теплопроводности металла л₁= 34,3 Вт/м· C и коэффициент температуропроводности металла а₁=0,0289 м²/ч.

Расчетная толщина металла при нагреве.

(5.2)

Продолжительность нагрева ф₁=1,012ч.

Число Фурье

(5.3)

Коэффициент теплоотдачи излучением:

(5.4)

в начале участка

в конце участка

Средний

Число Био

(5.5)

Функции для вычисления температуры поверхности металла определяем при F_o1=1,14 и Bi₁=0,71 по номограммам — [1]:

Конечная температура поверхности металла:

что не совпадает с предварительно заданной.

I расчетный участок

Задаемся конечной температурой поверхности металла на первом участке t_м.пов1=600°С.

Средняя температура поверхности на первом участке

.

При средней температуре поверхности металла по определяем коэффициент теплопроводности металла л₁=34,05 Вт/м· C и коэффициент температуропроводности металла а₁=0,2 815 м²/ч.

Число Фурье

Коэффициент теплоотдачи излучением:

в начале участка

в конце участка

средний

Число Био

Функции для вычисления температуры поверхности металла определяем при F_o1=1,11 и Bi₁=0,76 по номограммам — [1]:

Конечная температура поверхности металла:

что практически совпадает с предварительно заданной.

Функции для вычисления температуры середины металла определяем при F₀₁=1,11 и Bi₁=0,76 [1]:

Конечная температура середины металла:

.

Определим допустимую разницу температур для центра и поверхности

где к — коэффициент, учитывающий форму тела: пластина к =1,05;

у_max — максимально допустимое напряжение (предел прочности или временное сопротивление разрыву): для ст.65Г у_max= 441,3МН/м²;

в — коэффициент линейного расширения, который выбирается по справочным данным для различных марок стали: для ст.65Г в=14,1?10^-6 1/⁰С;

Е — модуль упругости, который выбирается по справочным данным: для ст.65Г Е=170· 10⁹ Н/м².

Разница температур удовлетворяет допустимому значению.

II расчетный участок.

Расчетная схема нагрева металла — двухсторонний нагрев при постоянной температуре окружающей среды и параболическом начальном распределении температур.

Задаемся конечной температурой поверхности металла на втором участке t_м.пов2=1000°С и продолжительностью нагрева ф₂=1,104ч.

Средняя температура поверхности на втором участке

.

При средней температуре поверхности металла определяем коэффициент теплопроводности металла л₂=28,3Вт/м· С и коэффициент температуропроводности металла а₂=0,0172 м²/ч.

Расчетная толщина металла при нагреве:

Число Фурье

Коэффициент теплоотдачи излучением:

в начале участка в конце участка средний Число Био Функции для вычисления температуры поверхности металла определяем при F_o2=0,74 и Bi₂=1,89 по номограммам ;

Конечная температура поверхности металла:

что практически совпадает с предварительно заданной температурой.

Функции для вычисления температуры середины металла определяем при F₀₂=0,74 и Bi₁=1,89 ;

Конечная температура середины металла:

.

III расчетный участок.

Расчетная схема нагрева металла — двухсторонний нагрев при постоянной температуре окружающей среды и параболическом начальном распределении температур.

Задаемся конечной температурой поверхности металла на втором участке t_м.пов3=1180°С с продолжительностью нагрева ф₃=1,38ч.

Средняя температура поверхности на втором участке

.

При средней температуре поверхности металла определяем коэффициент теплопроводности металла л₃=32,96 Вт/м· К и коэффициент температуропроводности металла а₂=0,0195 м²/ч.

Расчетная толщина

Число Фурье

Коэффициент теплоотдачи излучением:

в начале участка

в конце участка

средний

Число Био

Функции для вычисления температуры поверхности металла определяем при F_o2=1,05 и Bi₂=2,2 по номограммам ;

Конечная температура поверхности металла:

что практически совпадает с предварительно заданной температурой.

Функции для вычисления температуры середины металла определяем при F₀₃=1,05 и Bi₃=2,2 ;

Конечная температура середины металла:

.

IV расчетный участок

Расчетная схема нагрева металла — односторонний нагрев при постоянной температуре окружающей среды и параболическом начальном распределении температур.

Задаемся конечной температурой поверхности металла на первом участке

t_м.пов4= t_м.ср.4=1180°С и продолжительностью нагрева ф₄ = 1,104ч.

При средней температуре поверхности металла определяем коэффициент теплопроводности металла л₄=33,8 Вт/м· К и коэффициент температуропроводности металла а₄=0,02 м²/ч.

Расчетная толщина металла при одностороннем нагреве

Число Фурье

Коэффициент теплоотдачи излучением:

Число Био

Функции для вычисления температуры поверхности металла определяем при F_o4=0,2 и Bi₄=3,96 по номограммам ;

Конечная температура поверхности металла:

что практически совпадает с предварительно заданной.

Функции для вычисления температуры середины металла определяем при F₀₄=0,2 и Bi₄=3,96;

Конечная температура середины металла:

.

Следует также проверить температуру нижней поверхности металла, которая после одностороннего нагрева может оказаться ниже температуры середины металла.

Функции для вычисления температуры нижней поверхности металла определяем при F₀₄=0,2 и Bi₄=3,96 ;

Конечная температура нижней поверхности металла:

Следовательно, самая низкая температура в середине металла и максимальный конечный перепад температур в металле:

6. Тепловой баланс

I. Приход тепла

1. Химическое тепло топлива:

(6.1)

2. Физическое тепло воздуха:

(6.2)

где С_в=1,329 при t_в=400⁰С,

3.Тепло экзотермической реакции окисления железа:

(6.3)

Р = 46,3 т/ч

II. Расход тепла

4. Тепло, затраченное на нагрев металла:

(6.4)

где средняя теплоемкость металла при t_м.ср4=1171 ⁰С

средняя теплоемкость металла при t_н=20 ⁰С

5. Тепло, уносимое уходящими продуктами сгорания

(6.5)

6. Потери тепла теплопроводностью через кладку На первом расчетном участке Потери через верхнюю часть боковых стен. Кладка верхней части боковых стен: шамот кл. А д=230мм, шамот кл. Б д=230мм и плиты МКРП д=50мм. Задаемся температурой наружной поверхности кладки — t_нар1=100 ⁰С. Температура в месте соприкосновения слоев шамота кл. А и шамота кл. Б t_ш-ш=720⁰С, в месте соприкосновения слоев шамота кл. Б и плит МКРП t_ш-пл=450 ⁰С.

Средняя температура шамота кл. А:

t_ш1=0,5(1020+720)=870 ⁰С,(6.6)

Коэффициент теплопроводности:

л_ш1=0,88+0,23· 870=1,08 Вт/мК,(6.7)

Средняя температура шамота кл. Б:

t_ш2=0,5(720+450)=585 ⁰С,(6.8)

Коэффициент теплопроводности:

л_ш2=0,84+0,58· 585=1,18 Вт/мК,(6.9)

Средняя температура между слоями шамота кл. Б и плитами МКРП:

t_ш2-пл=0,5(450+100)=275⁰С, Коэффициент теплопроводности:

л_ш2-пл=0,14 Вт/мК, Коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки в окружающую среду:

б_нар1=7+0,05· t_нар1=7+0,05·100=12 Вт/м²К. (6.10)

Удельный тепловой поток через кладку верхней части боковой стенки:

(6.11)

Проверяем температуру на границе слоев шамота кл. А и шамота кл. Б:

(6.12)

Проверяем температуру на границе слоев шамота кл. Б и плит МКРП:

(6.13)

Проверяем температуру наружной поверхности кладки:

Потери через нижнюю часть боковых стен.

Кладка нижней части боковых стен: шамот кл. А д=260мм, шамот кл. Б д=260мм и плиты МКРП д=50мм.

Принимаю температуру на границе слоев t₁=750 ⁰С, на границе слоев 2 ^ого и 3^ого t₂=520 ⁰C, а также t_нар=85 ⁰С.

Средняя температура шамота кл. А:

t_ш1=0,5(1020+750)=885 ⁰С, Коэффициент теплопроводности:

л_ш1=0,88+0,23· 885=1,09 Вт/мК, Средняя температура шамота кл. Б:

t_ш2=0,5(750+520)=635 ⁰С, Коэффициент теплопроводности:

л_ш2=0,84+0,58· 635=1,21 Вт/мК, Средняя температура между слоями шамота кл. Б и плитами МКРП:

t_ш2-пл=0,5(520+85)=302,5⁰С, Коэффициент теплопроводности:

л_ш2-пл=0,15 Вт/мК, Коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки в окружающую среду:

б_нар1=7+0,05· t_нар1=7+0,05·85=11,25 Вт/м²К.

Удельный тепловой поток через кладку верхней части боковой стенки:

Проверяем температуру на границе слоев шамота кл. А и шамота кл. Б:

Проверяем температуру на границе слоев шамота кл. Б и плит МКРП:

Проверяем температуру наружной поверхности кладки:

методический стан металл топливо

.

Потери чрез свод. Кладка свода: шамот класса А (кирпич) д=510мм. Задаёмся наружной температурой поверхности t_нар=97 ⁰С. коэффициент теплопроводности л=0,7+0,00064t,

Средняя температура шамота:

t_ш3=0,5(1020+97)=558,5 ⁰С, Коэффициент теплопроводности:

л_д3=0,7+0,64· 558,5=1,057 Вт/мк,(6.15)

Коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки в окружающую среду:

б_нар3=7+0,05· t_нар=7+0,05·97=11,85 Вт/м²К.

Удельный тепловой поток через кладку свода:

(6.16)

Проверяем температуру наружной поверхности кладки:

.(6.17)

Потери тепла через под:

Кладка пода: хромомагнезит —, шамот кл. Б — шамот-легковес-, Задаемся температурами в месте соприкосновения слоев хромомагнезита и шамота-, шамота и шамота-легковеса —, наружной поверхности кладки — .

По табл. П24 приложения коэффициент теплопроводности шамота кл. Б, шамота-легковеса, хромомагнезита

Средняя температура хромомагнезита:

Коэффициент теплопроводности хромомагнезита:

Средняя температура шамота:

Коэффициент теплопроводности шамота:

Средняя температура шамота-легковеса:

Коэффициент теплопроводности шамота-легковеса:

Коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности кладки в окружающую среду:

.

Удельный тепловой поток через кладку пода:

Проверяем температуру на границе слоев шамота и хромомагнезита:

Проверяем температуру на границе слоев шамота и шамота-легковеса:

Проверяем температуру наружной поверхности кладки:

Площадь поверхности боковых стен с учетом его наклона:

F_ст=2· 1,76·6,41=22,56 м².(6.18)

Площадь поверхности свода:

F_св1=1,2· В·L₁=1,2·6,728·6,41=51,75 м².(6.19)

Площадь поверхности пода:

Общие потери тепла через верхнюю часть боковых стен:

(6.20)

Общие потери тепла через нижнюю часть боковых стен:

(6.21)

Общие потери тепла через свод:

(6.22)

Общие потери через под:

Общие потери тепла теплопроводностью через кладку в первом расчетном участке:

(6.23)

Аналогичным образом рассчитываем тепловые потери через кладку на других расчетных участках.

Второй расчетный участок.

1. Боковые верхние стены ;

2. Боковые нижние стены ;

3. Свод ;

4. Под ;

Общие потери тепла теплопроводностью через кладку на втором расчетном участке:

Третий расчетный участок.

1. Боковые верхние стены ;

2. Боковые нижние стены

3. Свод

4. Под ;

Общие потери тепла теплопроводностью через кладку на третьем расчетном участке:

Четвертый расчетный участок.

1. Боковые стены ;

2. Свод ;

3. Под ;

Общие потери тепла теплопроводностью через кладку на четвертом расчетном участке:

Общие потери тепла в печи теплопроводностью через кладку:

7. Потери тепла на охлаждаемые подовые трубы.

Первый расчетный участок

— 4 продольных подовых труб диаметром 121×20, l=4176мм.

Поверхность подовых труб:

F_тр=n_тр· рd_трl_тр(6.24)

F_тр=4· 3,14·0,121·4,176=6,35 м².

Удельный тепловой поток подовых труб в методической зоне — изолированный — 15 кВт/м²,

Потери тепла на изолированные подовые трубы:

(6.25)

Второй расчетный участок

— 6 продольных подовых труб диаметром 121×20, l=9634мм,

— 7 поперечных труб диаметром 180×32, l=7,888 м,

— 8 стояков из труб диаметром 440 мм и общей длиной 16,992 м.

Поверхность продольных подовых труб: 6· 3,14·0,121·9,634=23,06 м².

Удельный тепловой поток для продольных труб согласно таблице 6.1: изолированные — 15кВт/м², неизолированные — 200кВт/м².

Потери на изолированные продольные трубы:

Q_охл= 3,6· 15·23,06=1245МДж/ч.

Поверхность поперечных подовых труб: 7· 3,14•0,18·7,888=31,2 м².

Удельный тепловой поток для поперечных подовых труб, изолированных — 20 кВт/м², неизолированных — 250 кВт/м².

Потери тепла на изолированные поперечные подовые трубы:

3,6· 20·31,2=2246,4 МДж/ч.

Поверхность стояков: 3,14· 0,44·16,992=23,48 м²

Удельный тепловой поток для стояков: изолированный — 15 кВт/м², неизолированный — 200 кВт/м².

Потери тепла на изолированные стояки: 3,6· 15·23,48=1268 МДж/ч Общие потери тепла на втором расчетном участке на охлажденные подовые трубы:

Q_тр2=1245+2246,4+1268=4759 МДж/ч.

Третий расчетный участок

6 продольных подовых труб даметром 121 мм и длиной 9308 мм,

7 поперечных труб даметром 180 мм и длиной 7,888 м,

8 стояков из труб диаметром 440 мм и общей длиной 10,472 м.

Поверхность продольных подовых труб: 6· 3,14·0,121·9,308=21,22 м².

Удельный тепловой поток для продольных труб: изолированные — 20кВт/м², неизолированные — 250кВт/м².

Потери на изолированные продольные трубы:

Q_охл= 3,6· 20·21,22=1527,8МДж/ч.

Поверхность поперечных подовых труб: 7· 3,14•0,18·7,888=31,2 м².

Удельный тепловой поток для поперечных подовых труб, изолированных — 20 кВт/м², неизолированных — 250 кВт/м².

Потери тепла на изолированные поперечные подовые трубы:

3,6· 20·31,2=2246,4 МДж/ч.

Поверхность стояков: 3,14· 0,44·10,472=14,47 м²

Удельный тепловой поток для стояков: изолированный — 15 кВт/м², неизолированный — 200 кВт/м².

Потери тепла на изолированные стояки: 3,6· 15·14,47=781 МДж/ч Общие потери тепла на третьем расчетном участке на охлажденные изолированные подовые трубы:

Q_тр3=1527,8+2246,4+781=4555,2 МДж/ч.

Общие потери тепла в печи на охлажденные изолированные подовые трубы:

Q_тр= Q_тр1+ Q_тр2+ Q_тр3=343+4759+4555,2=9657 МДж/ч

8. Потери тепла излучением через окна печи Потери тепла излучением через окна печи рассчитываем по формуле:

.

Где

из формулы Ф — коэффициент диафрагмирования определяем по рис 1.5 в зависимости от соотношений размеров окон.

Принимаем, что все боковые рабочие окна печи закрыты. А окно загрузки и выгрузки постоянно открыто.

Первый расчетный участок На первом участке со средней температурой продуктов сгорания t_г.ср1=820 ⁰С имеется окно загрузки.

Окно загрузки имеет размеры 0,605×6,495 м, площадь F_заг=5,1 м², толщина футеровки у окна загрузки 0,58 м, окно постоянно открыто — ш_заг=1. Окно загрузки рассматриваем как полосу (а/b=0). Тогда, коэффициент дифрагмирования при а/l=0,605/0,58=1,04 равен Ф_заг=0,65.

Потери тепла излучением через окна на первом участке:

Четвертый расчетный участок Окно выдачи F_выд=0,625×6,728 м², коэффициент дифрагмирования равен Ф_выд=0,67, при а/l=0,625/0,58=1,08. F_ок4=5,1 м². Доля времени открытия окна ш_выд=0,2.

Потери тепла излучением через окна:

Общие потери тепла излучением через окна печи:

Q_изл= Q_изл1 + Q_изл4=961+656=1617 МДж/ч.

Неучтенные потери:

Q_неуч=0,1(Q_м+ Q_кл+ Q_охл+ Q_изл)(6.28)

Q_неуч =0,1(1617+4378,5+9657+43 511)=5916 МДж/ч.

Уравнение теплового баланса печи без изоляции:

Q_х+ Q_в+ Q_экз= Q_м+ Q_д+ Q_кл+ Q_тр+ Q_изл+ Q_неуч,(6.29)

9,5В+1,31В+2616,88=43 511+4,082В+4378,5+9657+1617+5916

6,73В=62 463, т. е. В=9281 м³/ч.

Химическое тепло топлива:

Q_х=9,5· В=9,5·9281=88 169,5 МДж/ч.

Физическое тепло топлива:

Q_в=1,31· В=1,31·9281=12 158 МДж/ч.

Тепло, уносимое уходящими продуктами сгорания:

Q_д=4,082· В=4,082·9281=37 885 МДж/ч.

Тепловой баланс печи без изоляции.

Тепловая мощность печи М=Q_х/3600=88 169,5/3600=24,5 МВт.(6.30)

Тепловой баланс

Распределение тепловых мощностей по зонам отопления принимаем:

— первая верхняя сварочная зона — 18%,

— вторая верхняя сварочная зона — 18%,

— первая нижняя сварочная зона — 25%,

— вторая нижняя сварочная зона — 25%,

— томильная зона — 14%.

Тогда тепловые мощности зон отопления составят:

— первая верхняя сварочная зона — 0,18· 24,5=4,41 МВт,

— вторая верхняя сварочная зона — 0,18· 24,5=4,41 МВт,

— первая нижняя сварочная зона — 0,25· 24,5=6,125 МВт,

— вторая нижняя сварочная зона — 0,25· 24,5=6,125 МВт,

— томильная зона — 0,14· 24,5=3,43 МВт.

Максимальный расход топлива на зоны отопления:

— первая верхняя сварочная зона — 0,18· 9281=1670,6 м³/ч,

— вторая верхняя сварочная зона — 0,18· 9281=1670,6 м³/ч,

— первая нижняя сварочная зона — 0,25· 9281=2320 м³/ч,

— вторая нижняя сварочная зона — 0,25· 9281=2320 м³/ч,

— томильная зона — 0,14· 9281=1299 м³/ч.

Номинальное потребление тепла печью:

Удельный расход тепла:

7. Расчет топливосжигающих устройств Принимаем торцевое отношение с установкой горелок типа «труба в трубе». Принимаем давление газа перед горелками 5 кПа и давление воздуха 3 кПа. Размещаем по 6 горелок в каждой зоне отопления.

Расход газа на каждую горелку в верхних сварочных зонах составит

V_об=1670,6/6=278 м³/ч, в нижних ;

V_об=2320/6=387 м³/ч, в томильной зоне ;

V_об=1299/6=216,5 м³/ч.

Необходимый расход воздуха на горелку:

(7.1)

— в верхних сварочных зонах ;

V_ов=1,05· 2,35·278=686 м³/ч,

— в нижних сварочных зонах ;

V_ов=1,05· 2,35·387=955 м³/ч,

— в томильной зоне ;

V_ов=1,05· 2,35·216,5=534 м³/ч, Поправка на температуру при подогреве воздуха до t_в=400⁰С

(7.2)

Расчетный расход воздуха на горелку:

(7.3)

— в верхних сварочных зонах ;

V_в=686· 1,57=1077 м³/ч,

— в нижних сварочных зонах ;

V_в=955· 1,57=1499 м³/ч,

— в томильной зоне ;

V_в=534· 1,57=838 м³/ч, По этим расходам воздуха при его давлении перед горелкой р=3кПа, выбираем горелку для верхних сварочных зон ДВБ-225, и для нижних — ДВБ-225, для томильной ДВБ-200.

Поправка на плотность газа:

где — плотность газа.

Расчетный расход газа на горелку:

(7.4)

— в верхних сварочных зонах ;

V_г=278· 0,88=245 м³/ч,

— в нижних сварочных зонах ;

V_г=387· 0,88=341 м³/ч,

— в томильной зоне ;

V_г=85,1· 0,88=190,5 м³/ч.

По этим расходам и давлении 5 кПа принимаем сопло для горелок ДВБ-200 диаметром 35 мм для верхних сварочных зон и томильной зоны, а для нижних ДВБ-225/40.

8. Выбор и расчет рекуператора Принимаем для подогрева воздуха горения стандартные секции металлического трубчатого петлевого рекуператора и перекрестно — противоточное движение воздуха и продуктов сгорания.

Исходные данные для расчета:

Количество подогреваемого воздуха:

;(8.1)

Начальная температура воздуха: ;

Температура подогрева воздуха: ;

Количество продуктов сгорания:

;(8.2)

Начальная температура продуктов сгорания: ;

Принимаем коэффициент полезного действия

Предварительно принимаем температуру продуктов сгорания на выходе из рекуператора .

Рассчитаем величину m:

Где средняя теплоемкость воздуха =1,3289 при температуре воздуха, а среднюю теплоемкость продуктов сгорания определяем по составу продуктов сгорания:

На входе в рекуператор при и

(8.3)

На выходе из рекуператора при и

По приведенной в приложении методике расчета средней теплоемкости для интервала температур:

.(8.4)

Относительная температура подогрева воздуха:

.(8.5)

Относительная поверхность нагрева рекуператора: .

Температура продуктов сгорания на выходе из рекуператора:

(8.6)

Что близко к предварительно принятой.

Температура стенки труб рекуператора:

На входе продуктов сгорания:

принимаем .

На выходе продуктов сгорания:

принимаем .

Задаемся скоростями, приведенными к 0єС воздуха, продуктов сгорания .

Действительные скорости:

Воздуха на входе:

.(8.7)

Воздуха на выходе:

.

Продуктов сгорания на входе:

.

Продуктов сгорания на выходе:

.

Критерий Рейнольдса:

.

Для воздуха на входе в рекуператор:

.(8.8)

Для воздуха на выходе в рекуператор:

.

Здесь — внутренний диаметр труб рекуператора.

Следовательно, режим движения воздуха турбулентный.

Определяем коэффициент теплоотдачи конвекцией от стенки труб к воздуху по формуле:

(8.9)

на входе в рекуператор ;

;

на выходе из рекуператора ;

.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией к воздуху, отнесенный к наружной поверхности труб:

На входе:

.

На выходе:

.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией от продуктов сгорания к трубам рекуператора определяем рис 2.4 и содержании H₂O=18,2% на входе продуктов сгорания, на выходе ;

.

Далее рассчитываем коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания к трубам рекуператора.

Эффективная длина пути луча:

.(8.10)

По горению топлива в продуктах сгорания при ;

.

Степень черноты газов:

— на входе в рекуператор при t'_д=820 ⁰С

— на выходе из рекуператора при t''_д=668 ⁰С Степень черноты продуктов сгорания:

— на входе в рекуператор

(8.11)

— на выходе из рекуператора Эффективная степень черноты стенки труб рекуператора:

(8.12)

Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к трубам рекуператора:

— на входе

(8.13)

Вт/м²К

— на выходе

Вт/м²К Суммарный коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к трубам рекуператора:

(8.14)

— на входе б'_д=60,3+28,4=88,7 Вт/м²К,

— на выходе б''_д=51+15,8=66,8 Вт/м²К.

Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к воздуху:

На входе продуктов сгорания:

На выходе продуктов сгорания:

Средний по рекуператору коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к воздуху:

Поверхность нагрева рекуператора:

Выбираем секцию СР-250 с поверхностью теплообмена и устанавливаем 4 секции по ходу продуктов сгорания.

Скорость воздуха:

(8.15)

Скорость продуктов сгорания:

Проходное сечение для продуктов сгорания принимаем из табл. 6.1 и добавляем зазор между трубчаткой рекуператора и кладкой канала 200 мм.

(8.16)

Скорости близки к принятым.

Температура стенки трубы рекуператора:

На входе продуктов сгорания:

(8.17)

На выходе продуктов сгорания:

Температуры близки к принятым.

Температура стенки трубы рекуператора на входе продуктов сгорания с учетом излучения предрекуператорного пространства:

t''_ст= t'_ст+100=603+100=703.

Выбираем материал для труб рекуператора на входе продуктов сгорания сталь 12Х17, с .

9. Гидравлический расчет дымового тракта Исходные данные:

Расход газа В=9281 м³/ч, Плотность дымовых газов — 1,25 кг/м³,

Температура в конце печи t_ух.г=1200 ⁰С, Сечение рабочего пространства 7,888×1,76 м.

Количество дымовых газов V_д.=29 847,7 м³/ч Потери давления в вертикальных каналах складываются из потерь на трение местных сопротивлений (поворот на 90⁰) и преодоления геометрического давления:

(9.1)

Скорость движения дымовых газов в конце печи щ₀=2,3м/с.

Скорость движения дымовых газов в вертикальных каналах .

Тогда площадь сечения каждого канала:

.(9.2)

Размеры вертикальных каналов: длина а=2,0 м, ширина b=0,8, высота h=3м. Приведенный диаметр:

(9.3)

Потери давления на трение:

.(9.4)

Потери на преодоление геометрического давления:

.(9.5)

Суммарные потери давления в вертикальных каналах:

.

Определяем потери давления при движении дымовых газов от вертикальных каналов до рекуператора, которые складываются из потерь при повороте на 90⁰, с изменением сечения из вертикальных каналов в боров, потерь на трение и поворот на 90⁰ в борове без изменения сечения, т. е.

.

Скорость движения дыма в борове принимаем .

Сечение борова:

(9.6)

Ширину борова сохраняем равной длине вертикальных каналов в=2. В этом случае высота борова h_б=2,4/2=1,2 м. Приведеный диаметр борова

.

Принимаем падение температуры дыма равным 2К на 1 м длины борова. При длине борова от вертикальных каналов до рекуператора 11 м падение температуры равно 22К. Температура дыма перед рекуператором:

T'_р=1093−22=1071К (798 ⁰С).

Средняя температура дыма в борове:

(9.7)

Потери давления на трение:

.

Потери давления на входе в боров:

.

Потери давления при повороте борова на 90⁰:

.

Суммарные потери давления на участке от вертикальных каналов до рекуператора:

Потери давления в рекуператоре складываются из потерь при внезапном расширении на входе, потерь при внезапном сужении на выходе из рекуператора, потерь давления на трение и на преодоление геометрического давления.

Потери на входе в рекуператор (о=2,0):

(9.8)

Потери давления на трение:

Потери давления на преодоление геометрического давления:

Потери давления на выходе из системы каналов рассчитываем, принимая коэффициент сопротивления о=1.

Полные потери давления на пути движения дыма в рекуператоре составляют:

.

Определяем потери давления от рекуператора до дымовой трубы, зная V_д.=29 847,7 м³/ч; размеры борова 3,0×2,0 м. длина борова от рекуператора до дымовой трубы L_бор.=75м.

Принимаем, что падение температуры дыма на этом участке 2К на 1 м длины борова, тогда температура дыма перед трубой Т_тр=941−150=791К (518 ⁰С).

Потери на трение на участке от рекуператора до дымовой трубы:

Полные потери давления от печи до дымовой трубы:

Расчет дымовой трубы Исходные данные:

V_д.г.=29 847,7 м³/ч, щ_д.г.=2,4м/с,

?р_тракт=303,6Па, Т_г1=791К, Т_в=293К.

Площадь сечения устья трубы:

F_у.тр.=V_д.г./щ_д.г.=29 847,7/3600· 2,4=3,45 м²,(9.9)

Диаметр устья трубы:

.(9.10)

Диаметр основания трубы находим из соотношения:

d₁=1,5· d₂=1,5·2,1=3,15 м.(9.11)

Скорость движения газов у основания трубы:

.(9.12)

Действительное разряжение трубы может быть на 20−40% больше потерь давления при движении дымовых газов, т. е.

?р_дейст=1,5У?р_пот.

?р_дейст=1,5· 303,6=455,4 Па.(9.13)

Для определения температуры газа в устье трубы ориентировочно принимаем высоту трубы Н'=80м. падение температуры при кирпичной стене принимаем равным 1,5К на 1 м высоты трубы:

?Т=1,5· 80=120К.

Тогда температура газов в устье трубы равна:

Т_г2=791−120=671К.

Средняя температура газа:

_.(9.14)

Средний диаметр трубы:

.(9.15)

Тогда

.(9.16)

Средняя скорость движения дымовых газов в трубе:

.(9.17)

Коэффициент трения л для кирпичных труб принимаем 0,05.

Расчетная высота трубы:

(9.18)

Окончательно принимаем высоту дымовой трубы 66 м.

11. Расчет количества тепловых агрегатов и их компоновка в отделении Расчет необходимого количества печей Так как годовая производительность стана составляет 1млн тонн/год, найдем необходимое количество печей, зная что общее время работы методической печи в год составляет 7200ч с учетом всех простоев и ремонтов.

Производительность одной печи в год составляет:

(11.1)

Необходимое количество печей:

(11.2)

Состав и компоновка печей в цехе Выбираем компоновку печей с торцевой загрузкой и торцевой выдачей, тогда печи размещают в параллельных пролетах между рольгангами загрузки и выдачи.

Шаг колонны выбираем так, чтобы расстояние между наружными стенами соседних печей было не менее 6 м. Для печи с шириной рабочего пространства до 8м — шаг колон составляет 18 м.

Перечень ссылок

1. Е. И. Казанцев Промышленные печи. — М.: Металлургия, 1975 — 368 с

2. Расчет нагревательных и термических печей: Справ.изд. под ред. Тымчака В. М. и Гусовского В. Л.: Металлургия, 1983.-485 с.

3. Гусовский В. Л., Лившиц А. Е. Методика расчета нагревательных и термических печей: Учебно-справочое издание — М.: «Теплотехник», 2004.-400с.

4. Гусовский В. Л., Ладыгичев М. Г., Усачев А. Б. Современные нагревательные термические печи (конструкции и технические характеристики). Справочник / Под. ред. А. Б. Усачева.- М: «Теплотехник», 2007;656 с.

5. Кривандин В. А., Егоров А. В. Тепловая работа и конструкции печей черной металлургии: Учебник для вузов — М.: Металлургия, 1989. 462 с.

6. Шаламов ю.н., Проектирование и эксплуатация высокотемпературных теплотехнологических агрегатов и систем (учебное пособие), Мариуполь: ПГТУ, 2010 г.