Конструкторское решение и расчет нагревательной печи

Министерство образования Республики Беларусь

Белорусский национальный технический университет

ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту

по дисциплине Высокотемпературные теплотехнологические процессы и установки

Конструкторское решение и расчет нагревательной печи

Минск 2011

СОДЕРЖАНИЕ

1.     Введение и описание теплотехнологии нагрева

.       Разработка температурного графика

.       Расчет топлива и определение действительной температуры в зонах рабочего пространства печи

4.     Расчет интенсивности внешнего теплообмена в зонах рабочего пространства печи

5.     Расчет времени пребывания садки в рабочем пространстве печи

.       Расчет основных размеров рабочего пространства печи

.       Тепловой баланс зон рабочего пространства печи

.       Выбор горелочных устройств

.       Расчет металлического трубчатого петлевого рекуператора

.       Автоматическое регулирование тепловой нагрузки печи

        Технико-экономические показатели работы печи

Литература

. Введение и описание теплотехнологии нагрева

Современные промышленные технологии основываются на применении органического и ядерного топлива. Широкое внедрение в теплотехнологии высокотемпературных процессов в настоящее время ставит ряд энергетических и экологических задач. Поэтому такое большое внимание уделяется высокотемпературным теплотехнологическим процессам и установкам.

Высокотемпературные процессы часто являются основой промышленных технологий получения целого продукта из исходного сырьевого материала (известь, нефть, сланцы, угли, газ и др.) в процессе тепловой обработки. К ним относятся физические, химические и массообменные процессы, обеспечивающие заданное превращение исходного сырья.

Одним из способов получения целевого конечного продукта или полупродукта для смежных технологий являются физические теплотехнологические процессы (подогрев, испарение, термообработка, тепловая активация, рафинирование др.), протекающие в высокотемпературных установках и обеспечивающие изменение только физических свойств исходного сырьевого материала.

Методические печи - непрерывные, у которых при неизменном характере нагреваемых заготовок и темпе работы, тепловой и температурный режимы являются переменными по длине печи и постоянными во времени.

При трёхзонном режиме, температура в сварочной зоне может быть значительно выше, а нагрев - интенсивнее, чем при двухзонном режиме.

Возникающий при этом больший перепад температур по сечению, выравнивается в томильной зоне, куда заготовки поступают из сварочной по достижении заданной конечной температуры поверхности.

При выборе температурного режима следует стремиться не только к высокой интенсивности нагрева, но и к минимальному окислению и обезуглероживанию металла при нагреве. Эти явления тем сильнее, чем выше температура поверхности заготовки и чем больше время пребывания поверхности при этой температуре.

Интенсификация нагрева приводит к быстрому повышению температуры поверхности заготовок, однако, общее время нагрева сокращается. Следовательно, существует оптимальная интенсивность нагрева, обеспечивающая минимальное окисление и обезуглероживание металла.

При высокой интенсивности нагрева необходимо организовать трёхзонный режим с развитой сварочной зоной, то есть с высокими температурами на большой длине печи. При существенном снижении интенсивности, целесообразно переходить на двухзонный режим, чтобы уменьшить окисление и обезуглероживание металла.

С точки зрения оптимальной конструкцией является печь с боковым или сводовым отоплением, однако наибольшее распространение, благодаря своей простоте, получили печи с традиционным торцевым отоплением.

2. Разработка температурного графика

Температурный график является базой для выполнения расчёта печи: с его помощью выбирают необходимую температуру продуктов сгорания и нагреваемой садки. Для построения температурного графика (вначале приближенного) используют ориентировочные значения теплофизических характеристик, коэффициентов теплоотдачи и др.

Температура садки металла всегда задается. Металл перед посадом в печь не подогревается, и его температура составляет =15 ОС, причем температуры в центре и на поверхности изделия одинаковы.

Для методических нагревательных печей первая зона температурного графика соответствует основному времени нагрева металла. Рабочее пространство печи, где происходит основной нагрев, можно представить одной или несколькими регулируемыми зонами. Все это определяется размерами печи, и в частности отношением ее длины к среднему размеру поперечного сечения. Если зона основного нагрева очень длинна и регулирование температуры в ней затруднено, то она разбивается на несколько регулируемых зон, в которых поддерживается одинаковая температура. Как видно, одной зоне температурного графика может соответствовать несколько регулируемых зон печи.

Ликвидация неравномерности нагрева заготовки или изделия по сечению при термообработке достигается загрузкой металла в зону выдержки, причем температура центра металла на выходе из зоны выдержки принимает значение температуры операции нагрева, т.е. = =1200 ОС.

Устанавливаем число температурных зон. Полагая для всех зон рабочего пространства коэффициент теплоотдачи к садкам равен α = 250 Вт/(м2×К), находим критерий Bi.

Нагрев считаем несимметричным для всех зон печи (см. исходные данные): x1 = х2 = х3 = s/2 = 0,1 м. Принимаем l = 30 Вт/(м×К). Записываем:

В первом приближении температурный график должен иметь зону выдержки (см. зад). Для построения графика использована температура операции , которая для Ст10 и нагрева перед ковкой равна 1200 ОС.

Температура металла на поверхности рассчитывается исходя из допустимого перепада температур в расчетном сечении:

Вычисляем время возникновения максимальных температурных напряжений (для пластины):

В первом приближении температуру дыма  в сечении 3 - 3 принимаем равной 1350 ОС. В сечении 1(2) - 1(2) = 1400 ОС. Температура дыма на выходе из печи == 860 ОС (см. исходные данные). Приблизительный график состоит из зон основного нагрева и зоны выдержки.

Сопоставив  и  (), получим, что зону основного нагрева между сечениями 0 - 0 и 1(2) - 1(2) необходимо разделить на две зоны щадящего и форсированного нагрева (между сечениями 1 - 1 и 2 - 2).

Для приближенного температурного графика smax не оцениваем, полагая, что основной нагрев производится в двух зонах (1 и 2).

После уточнения температурного графика (см. исходные данные) можно с определенной достоверностью записать значения температур металла и дымовых газов, что позволяет рассчитать теплообмен во всех температурных зонах рабочего пространства.

Принимаем температуру садки: = 15 0С (см. исходные данные);  = 860 ОС - выбираем условно (см. исходные данные); - для расчета теплообмена не нужна и определена расчетным путем;  = 1200 ОС; - для расчета теплообмена не нужна и определена расчетным путем;  = 1230 ОС; =1200 ОС.

Температура газов = 860 ОС; = 1400 ОС принята в первом приближении, может изменяться в процессе расчетов; = 1400 ОС; = 1350 ОС.

3. Расчет топлива и определение действительной температуры в зонах рабочего пространства печи

Таблица 1 - Технические характеристики заданного топлива (табл. II.1 [1] стр. 365):

Для расчета продуктов сгорания топлива необходимо выбрать коэффициент избытка воздуха, который в значительной степени зависит от процесса нагрева и находится в широких пределах. При нагреве металла в естественной атмосфере с окислительными свойствами (α ≥ 1) на выбор величины α в основном влияют сорт сжигаемого топлива и тип горелочных устройств. Если в печи устанавливается горелочное устройство определенного типа, то значение коэффициент избытка воздуха выбирается в соответствии с нормалями.

Для горелок типа ДВБ коэффициент расхода воздуха для каждой из трех зон принимаем равным 1,1.

Для природного газа (Qнр = 35 МДж/м3 и ) выбираем по номограмме (рис.1.6 [4] стр. 11) СО2 = 8,7 %, Н2О = 17,5 %, О2 = 1,1 %.

Определяем содержание азота в продуктах сгорания:

N2 = 100 - (СО2 + Н2О + О2) = 100 - (8,7 + 17,5 + 1,1) = 72,7 %.

Суммарный объём продуктов сгорания:

 м3/кг.

Необходимый объём воздуха: = 10,18 м3/кг.

Имеем (в м3/кг):

Согласно температурному графику (рис.1): == 860 ОС; = 1400 ОС; = 1400 ОС; = 1350 ОС.

Наиболее высокая температура газов должна установиться между сечениями 1 - 1 и 2 - 2 (зона 2). Поэтому температуру определяем только для зоны 2.

По номограмме (рис.1.6 [4] стр. 11) для природного газа (Qнр = 35 МДж/м3; a = 1,1; tв.о= 210 0С) определяем значение теоретической температуры: tтеор.= 2060 0С.

Действительная расчетная температура в зоне 2:

 = 0,7 × 2060 = 1442 0С,

где 0,7 - пирометрическая характеристика зоны 2.

Сравнивая значения  и , видим, что  > , (1442>1400). На основании этого можно сделать вывод, что в рабочих условиях график tгi = f(t) во всех зонах будет поддерживаться за счет подвода рабочей горючей смеси с температурой воздуха 210 0С.

Для дальнейшего расчета принимаем значения температур дыма по температурному графику (см. зад.). Коррекция температурного графика по tгi = f(t) не требуется.

4. Расчет интенсивности внешнего теплообмена в зонах рабочего пространства печи

Записываем значения температур:

== 860 ОС; = 1400 ОС; = 1400 ОС; = 1350 ОС;

= 15 0С;  = 860 ОС; = 1200 ОС; = 1230 ОС.

Определяем средний температурный напор между продуктами сгорания топлива и поверхностью садки:

Зона 1:

печь теплообмен горелочный рекуператор

Зона 2:

Зона 3:

Проводим классификацию теплообмена. Теплообмен происходит одновременно тепловым излучением и конвекцией. Лучистый теплообмен преобладает над конвективным. Конвекция составляет 5…15 % лучистого теплообмена.

Теплообмен происходит в системе серых тел (садка, газы, футеровка). При этом наблюдается два результирующих потоков каждой зоне qг-с и qф-с (лучистый поток от продуктов сгорания к садке и от футеровки к садке). Общий поток к поверхности садки q = qг-с + qф-с. Садка уложена плотно и рассматривается как пластина.

Рассчитываем лучистый теплообмен для плотного посада формуле:

приведенный коэффициент лучеиспускания в i-той зоне, Вт/(м2×К4):

- коэффициент лучистой теплоотдачи в i-той зоне, Вт/(м2·К):

Определяем степень развития кладки wi зон рабочего пространства:

где Fклi, Fмi - площадь поверхностей соответственно излучающей кладки и лучевоспринимающей поверхности металла i-той зоны на 1 погонный метр. В данном случае, для печи: b 1 = b 2 = b 3, Fм1 = Fм2 = Fм3.

Для зоны 1:

Здесь  - высота зоны 1; h1 = 0,85 м ([2] рис. 1.12, стр.40-43);

 - ширина зоны 1; b = 2,15 м ([2] рис. 1.12, стр.40-43);

 - длина зоны 1, принимаем L = 1 м ([3] стр.133).

Тогда:

Площадь лучевоспринимающей поверхности металла i-той зоны на 1 погонный метр:

Степень развития кладки зоны 1:

Для зоны 2:

Здесь  - высота зоны 2; h2 = 1,25 м ([2] рис. 1.12, стр.40-43);

 - ширина зоны 2;  = 2,15 м ([2] рис. 1.12, стр.40-43);

 - длина зоны 2, принимаем L = 1 м ([3] стр.133).

Тогда:

Степень развития кладки зоны 2:

Учитывая, что ширина и высота зоны 3 равна ширине и высоте зоны 2, то:

Степень развития кладки:

Определяем излучающий объём зон рабочего пространства, также на 1 погонный метр длины:

Определяем площади поверхностей, ограничивающих излучающий объём:

Определяем эффективную длину луча:

Определяем парциальные давления излучающих газов СО2 и Н2О, Па:

Определяем значения и :

Рассчитываем средние значения температур продуктов сгорания в зонах:

При этих температурах, используя рис. 4.6 … 4.9 ([4] стр. 138 … 140), определяем значения , , :

Определяем степень черноты газов в i-тых зонах:

Определяем приведенный коэффициент лучеиспускания в i-той зоне, Вт/(м2×К4):

Окончательно имеем:

Выполняем расчет конвективного теплообмена. Определяем значение конвективной составляющей теплоотдачи пологая, что aк1 = 0,15·aл1, aк2 = 0,10·aл2, aк3 = 0,05·aл3. Записываем:

Определяем суммарный коэффициент теплоотдачи в зонах 1..3 рабочего пространства:

5. Расчет времени пребывания садки в рабочем пространстве печи

Садка толщиной 200 мм, длиной 1650 мм нагревается в рабочем пространстве зон 1..3. Расчет выполняем для каждой зоны отдельно.

Для зоны 1:

Определяем безразмерные температуры  и :

Подставляем числовые значения безразмерных температур:

Определяем число Bi1:

где x1 - характерный размер садки в зоне 1, м;

l1 - коэффициент теплопроводности садки в зоне 1 (табл. 4.1 [3] стр.112-113), определяем при средней температуре поверхности металла в зоне печи, Вт/(м·К).

Расчет времени выполняем как для цилиндра эквивалентным диаметром:

Для симметричного нагрева x1 = x2 = x3 = dэкв/2 = 0,1 м.

В соответствии с рис. 6.8 ([4] стр. 310), используя значения  и  для поверхности цилиндра находим: Fo1 = 2,8.

Из табл. 4.12 ([3] стр.146-147) выбираем коэффициент температуропроводности при средней температуре метала в зоне: а1 = 0,852 · 105 м2/с. Имеем:

Для Bi1 = 0,235 и Fo1 = 2,8 находим по рис. 6.9 ([4] стр. 311) . Имеем

Тогда:

Для зоны 2:

Определяем безразмерные температуры  и :

Подставляем числовые значения безразмерных температур:

Определяем число Bi2:

В соответствии с рис. 6.8 ([4] стр. 310), используя значения  и  для поверхности цилиндра находим: Fo2 = 0,72.

Из табл. 4.12 ([3] стр.146-147) выбираем коэффициент температуропроводности при средней температуре метала в зоне: а2 = 0,515 · 105 м2/с. Имеем:

Для Bi2 = 0,82 и Fo2 = 0,72 находим по рис. 6.9 ([4] стр. 311) . Имеем

Тогда:

Для зоны 3:

Определяем безразмерные температуры  и :

Подставляем числовые значения безразмерных температур:

Определяем число Bi2:

В соответствии с рис. 6.8 ([4] стр. 310), используя значения  и  для поверхности цилиндра находим: Fo3 = 0,085.

Из табл. 4.12 ([3] стр.146-147) выбираем коэффициент температуропроводности при средней температуре метала в зоне: а3 = 0,565 · 105 м2/с. Имеем:

Определяем время основного нагрева:

Общее время пребывания садки в рабочем пространстве печи:

. Расчет основных размеров рабочего пространства печи

В качестве исходных данных используем: Р - производительность печи (10 т/ч); размеры садки (200 х 200 х 1650 мм); время пребывания металла в технологических зонах: τ1 = 0,91 ч, τ2 = 0,39 ч, τ3 = 0,041 ч.

Записываем уравнение материального баланса по садке:

где Р - производительность печи;

ρi - плотность садки в зоне (зависит от марки стали и температуры металла) (табл. 4.10 … 4.11 [3] стр.136 - 137 … 145):

ρ1 = 7720 кг/м3;

ρ2 = 7540 кг/м3;

ρ3 = 7440 кг/м3;

vi - объем одной заготовки: vi = 0,2 · 0,2 · 1,65 = 0,066 м3.

Определяем длины зон:

Зона 1:

Зона 2:

Зона 3:

Полная длина печи:

Определяем площадь пода:

Определяем площадь активного пода:

Определяем напряженность активного пода:

. Тепловой баланс зон рабочего пространства печи

Тепловой баланс служит для определения расхода топлива (теплопритоков с органическим топливом) в каждой зоне и разработки способов снижения расходных статей. Тепловой баланс составляют для каждой зоны рабочего пространства.

Для зон 1..3 запишем тепловые балансы:

При тепловом балансе зоны 1 отсутствует составляющая Qэкз, так как в этой зоне нет угара и образования окалины. Для зон 2 и 3 эта приходная статья теплового баланса учитывается, причем 40 % теплопритока от угара выделяется в зоне 2 и 60 % - в зоне 3. Согласно исходным данным величину угара распределяем следующим образом: 1 % - угар в зоне 2, 1,5 % - угар в зоне 3.

Выполняем тепловой баланс для зоны 1. Вначале рассчитываем приходные статьи. Определяем hи.т:

Находим:

Рассчитываем расходные статьи уравнения теплового баланса для зоны 1.

Определяем :

где  - теплопотери через боковые стенки;

 - теплопотери через свод зоны 1;

 - теплопотери через под зоны 1;

 - теплопотери через торец загрузки печи.

Записываем выражение для определения :

Находим поток теплоты через боковые стенки кладки печи  зоны 1 :

где tкл1 - температура поверхности футеровочного слоя.

Выбираем значения l1 и l2 при температуре 500 0С (первое приближение). По рис. 5.7 ([2] стр. 95) для футеровочного слоя λ1500 = 0,95 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2500 = 0,65 Вт/(м×К).

Температуру Tкл1 на горячей стороне футеровочного слоя рассчитываем по формуле:

tкл1= 1107 0С. Температуру tо.с принимаем равной 15 0С.

Рассчитываем q1ст (рис. 3):

Рисунок 1 - Схема теплопроводности через ограждающую конструкцию, состоящую из двух слоев (футеровочного и теплоизоляционного) для боковых стенок кладки печи.

В этом выражении коэффициент теплоотдачи от холодной поверхности теплоизоляционного слоя к окружающему воздуху α = 16 Вт/(м2·К).

Записываем формулы для слоев d1 = 0,395 м и d2 = 0,185 м (см. рис. 1):

Рассчитываем средние температуры слоев:

Используя значения и , в соответствии с рис. 5.7 ([2] стр. 95) выбираем λ1809,5 = 1,2 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2308,5 = 0,58 Вт/(м×К).

Подставляем эти данные в формулу для расчета q1ст:

Определяем общую площадь поверхности стен:

Рассчитываем:

Находим . Обращаясь к рис. 2 записываем:

Рисунок 2 - Схема теплопроводности через ограждающую конструкцию, состоящую из двух слоев (футеровочного и теплоизоляционного) для свода печи.

Записываем формулы для слоев d1 = 0,180 м и d2 = 0,145 м (см. рис. 2):

Рассчитываем средние температуры слоев:

Определяем площадь поверхности свода:

Находим . Обращаясь к рис. 3 записываем:

Записываем формулы для слоев d1 = 0,340 м и d2 = 0,310 м (см. рис. 3):

Рисунок 3 - Схема теплопроводности через ограждающую конструкцию, состоящую из двух слоев (футеровочного и теплоизоляционного) для пода печи.

Рассчитываем средние температуры слоев:

Используя значения и , в соответствии с рис. 5.7 ([2] стр. 95) выбираем λ1961 = 2,12 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2479 = 0,9 Вт/(м×К).

Подставляем эти данные в формулу для расчета q1под:

Определяем площадь поверхности пода:

Рассчитываем:

Находим :

Для торца загрузки использованы те же материалы, что и для стен, следовательно:

Рассчитываем :

где - время открытия окна загрузки ();

 - коэффициент диафрагмирования отверстия или окна, через которое происходит излучение, он выбирается в зависимости от формы и размеров отверстия (рис.4.2 [1] стр.73);

 - приведенный коэффициент лучеиспускания;

F1 - площадь излучающего отверстия, м2:

Определяем потерю теплоты с дымовыми газами :

где - энтальпия дымовых газов, покидающих печь, кДж/м3;

 - объем газов, проходящих через окно посада:

где - живое сечение для прохода газов;

- расстояние от уровня пода печи до оси окна, через которое происходит выбивание дымовых газов ([3] рис. 1.12, стр.41-43);

- плотность наружного воздуха при его температуре:

- плотность уходящих дымовых газов:

Определяем количество теплоты, израсходованное на нагрев садки в зоне 1:

где - величина угара металла, для зоны 1 ;

- производительность печи;

Массовая изобарная теплоемкость при средней температуре металла в зоне

составляет 0,632 кДж/(кг·К) ([3] табл. 4.5, стр.125).

Выполняем подстановку приходных и расходных статей в уравнение теплового баланса для зоны 1:

откуда:

Выполняем тепловой баланс для зоны 2. Вначале рассчитываем приходные статьи. Определяем hи.т:

Определяем теплоту, выделяемую в результате экзотермических реакций :

где - величина угара металла, для зоны 2 ;

- тепловыделение при окислении единицы массы стали, принимаем

Рассчитываем расходные статьи уравнения теплового баланса для зоны 2.

Определяем :

Записываем выражение для определения :

Находим поток теплоты через боковые стенки кладки печи  зоны 2:

Выбираем значения l1 и l2 при температуре 600 0С (первое приближение). По рис. 5.7 ([1] стр. 95) для футеровочного слоя λ1600 = 1,05 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2600 = 0,72 Вт/(м×К).

Температуру Tкл2 на горячей стороне футеровочного слоя рассчитываем по формуле:

 кл2= 1388 0С.

Рассчитываем q2ст (рис. 3):

Записываем формулы для слоев d1 = 0,395 м и d2 = 0,185 м (см. рис. 3):

Рассчитываем средние температуры слоев:

Используя значения и , в соответствии с рис. 5.7 ([2] стр. 95) выбираем λ11016,5 = 1,38 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2391,5 = 0,7 Вт/(м×К).

Подставляем эти данные в формулу для расчета q2ст:

Определяем общую площадь поверхности стен:

Рассчитываем:

Находим . Обращаясь к рис. 4 записываем:

Записываем формулы для слоев d1 = 0,180 м и d2 = 0,145 м (см. рис. 4):

Рассчитываем средние температуры слоев:

Используя значения и , в соответствии с рис. 5.7 ([2] стр. 95) выбираем λ11117,5 = 1,43 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2529,5 = 0,75 Вт/(м×К).

Подставляем эти данные в формулу для расчета q2св:

Определяем площадь поверхности свода:

Рассчитываем:

Находим . Обращаясь к рис. 5 записываем:

Записываем формулы для слоев d1 = 0,34 м и d2 = 0,31 м (см. рис. 5):

Рассчитываем средние температуры слоев:

Используя значения и , в соответствии с рис. 5.7 ([2] стр. 95) выбираем λ11187,5 = 2,48 Вт/(м×К) и для теплоизоляционного слоя λ2586= 1,25 Вт/(м×К).

Подставляем эти данные в формулу для расчета q2под:

Определяем площадь поверхности пода:

Рассчитываем:

Определяем количество теплоты, израсходованное на нагрев садки в зоне 2:

где - величина угара металла, для зоны 2 ;

- производительность печи;

Массовая изобарная теплоемкость при средней температуре металла в зоне

составляет 0,69 кДж/(кг·К) ([3] табл. 4.5, стр.125).

Выполняем подстановку приходных и расходных статей в уравнение теплового баланса для зоны 2:

откуда:

Выполняем тепловой баланс для зоны 3. Вначале рассчитываем приходные статьи. Определяем hи.т:

Определяем теплоту, выделяемую в результате экзотермических реакций :

Рассчитываем расходные статьи уравнения теплового баланса для зоны 3.

Определяем :

где - теплопотери через торец выгрузки печи.

Определяем , полагая, что :

Определяем общую площадь поверхности стен:

Рассчитываем:

Определяем , полагая, что :

Определяем площадь поверхности свода:

Рассчитываем:

Определяем , полагая, что :

Определяем площадь поверхности пода:

Рассчитываем:

Определяем :

Для торца выгрузки использованы те же материалы, что и для стен, следовательно:

Определяем количество теплоты, израсходованное на нагрев садки в зоне 3:

где - величина угара металла, для зоны 3 ;

- производительность печи;

Массовая изобарная теплоемкость при средней температуре металла в зоне

составляет 0,73 кДж/(кг·К) ([4] табл. 4.5, стр.125).

Рассчитываем :

где - время открытия окна выгрузки ();

 - коэффициент диафрагмирования отверстия или окна, через которое происходит излучение, он выбирается в зависимости от формы и размеров отверстия (рис.4.2 [1] стр.73);

 - приведенный коэффициент лучеиспускания;

F3 - площадь излучающего отверстия, м2:

Выполняем подстановку приходных и расходных статей в уравнение теплового баланса для зоны 3:

откуда:

Определяем суммарный расход топлива на печь:

. Выбор горелочных устройств

В соответствии с принятой схемой газо-воздушного тракта и по известному расходу топлива выбираем число горелок, равное 10 шт.

Определяем расход газа на одну горелку:

При давлении 2 кПа по рис. 6.8 ([2] стр.112) выбираем горелки ДВБ200 с установочными размерами табл. 6.1 ([2] стр.113):

dкр = 200 мм; d1 = 300 мм; d2 = 100 мм; L1 = 1075 мм; L2 = 555 мм.

. Расчет металлического трубчатого петлевого рекуператора

Рекуператор предполагаем установить в борове размером 2,2х1,6 м. Предварительно принимаем диаметр труб подогревателя равным 57/49 мм с продольным и поперечным шагом в коридорном пучке 100 мм (s1 = s2 = 100 мм).

Для природного газа с теплотой сгорания  имеем:

Общий расход воздуха, поступающего в рекуператор:

где n для трубчатых петлевых рекуператоров равно 0.

Расход продуктов сгорания, поступающих в рекуператор:

Задаемся скоростями теплоносителей, пользуясь табл. 9.7 ([4] стр.397):

Определяем водяные эквиваленты теплоносителей:

Определяем температуру дыма на выходе из рекуператора:

где  - температура воздуха на входе в рекуператор;

- температура воздуха на выходе из рекуператора;

 - температура продуктов сгорания на входе в рекуператор.

Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к наружной поверхности трубки рекуператора:

Эффективная длина луча в коридорном пучке l = 3,5 · d = 3,5 × 0,057 = 0,2 м. Поправка на коэффициент расхода воздуха (a = 1,1) а = 0,83 (рис. 9.25 [3] стр. 407). Тогда эффективная длина луча l = 0,2 × 0,83 = 0,166 м.

Определяем парциальные давления излучающих газов СО2 и Н2О (п.4), Па:

Определяем значения и :

Для средней температуры дымовых газов в рекуператоре 781 ОС определяем:

Определяем степень черноты продуктов сгорания в области рекуператора:

Определяем среднюю температуру стенки рекуператора:

Имеем:

Имеем:

Оцениваем режим движения продуктов сгорания в рекуператоре. Для скорости продуктов сгорания 6 м/с режим вынужденного движения - турбулентный.

Коэффициент a1к определяем в соответствии с рис 9.19 ([3] стр. 402):

a1к = a · kz · kt, где a = 42 Вт/(м2 × К); kz = 1 (при z = 10); kt = 0,92.

Записываем:

Коэффициент теплоотдачи:

Рассчитываем теплоотдачу к подогреваемому воздуху-окислителю. Полагаем, что при скорости воздуха в трубке рекуператора, равной 12 м/с, режим будет турбулентным.

Эквивалентный диаметр канала dэ = dтр = 0,049 м.

Используя значения wв = 12 м/с, dэ = 0,049 м, в соответствии с рис. 9.16 ([3] стр. 399) для турбулентного режима находим: a = 37 Вт/(м2 × К); kt0 = 1,1; ktн= 0,92; kL=1 (при L/dэ>40).

Вычисляем:

Определяем коэффициент теплопередачи между теплоносителями:

Определяем безразмерную температуру подогрева воздуха:

Определяем величину:

Используя значения и  по рис. 9.12 а ([3] стр. 395) для перекрестно-противоточного тока определяем:

Площадь сечения борова (2,2 ´ 1,6) м2 позволяет разместить петлевой рекуператор с длиной трубки l = 2 м.

Определяем поверхность теплообмена одной трубки:

Определяем общее число трубок, составляющих поверхность теплообмена рекуператора:

По ширине борова можно разместить n2 =1,6/0,1 = 16 трубок (поперек хода газов s2 = 100 мм).

Число рядов по ходу газов n1 = 114/16 = 7,125. Принимаем n1=8.

Определяем суммарные площади живых сечений для прохода теплоносителей:

Определяем средние секундные расходы теплоносителей при температурах  и :

Фактические значения скоростей теплоносителей при компоновке в коридорный пучок n1 · n2 = трубок:

Сравнивая фактические скорости теплоносителей  = 4,7 м/с и  = 9,92 м/с, полученные в результате расчета, с принятыми ранее (соответственно 6 и 12 м/с), можно сделать вывод о том, что нет необходимости производить перерасчет рекуператора.

. Автоматическое регулирование тепловой нагрузки печи

Промышленная печь представляет собой объект, который трудно поддается авторегулированию. Это объясняется спецификой технологии нагрева и термической обработки металла. Поэтому разработанные и используемые в настоящее время схемы могут быть отнесены к схемам частичного автоматического регулирования тепловых процессов, сопутствующих нагреву. В них фактически отсутствуют элементы автоматического регулирования тепловой мощности и качества нагреваемого металла.

Работа современных пламенных проходных термических и нагревательных печей не представляется без эффективно действующих схем автоматического регулирования, т.к. изменение производительности печи, номенклатуры изделия или заготовки, подвергающихся тепловой обработке, вызывает одновременное изменение многих параметров, характеризующих температурный и тепловой графики и экономичность ее работы.

К регулируемым величинам, определяющим режим работы печи и качество нагреваемого металла, следует отнести температуру рабочего пространства печи, соотношение "топливо-воздух", давление в печи, скорость и температуру нагрева заготовки или изделия.

Регулирование температуры газов в зоне в той или иной степени обуславливает косвенное регулирование температуры поверхности металла.

Схемами предусмотрена защита рекуператора от пережога, регулирование температуры и давления газа, сигнализация падения давления и контроль параметров теплового режима печи.

Рисунок 4 - Блок регулирования температуры для одной зоны печи.

Сигнал по температуре газов в зоне с помощью термопары 4 передается на регулятор температуры 3 где сравнивается с заданным и, при наличии рассогласования двух сигналов, регулятор температуры подает сигнал на исполнительный механизм, который в свою очередь увеличивает или уменьшает открытие газовой регулирующей заслонки. Степень открытия или закрытия газовой регулирующей заслонки фиксируется на индикаторе положения 2. Термопара 6 передает сигнал на вторичный показывающий электроконтактный прибор 5, который, при уменьшении или увеличении температуры дымовых газов в рабочей зоне печи, передает сигнал в систему автоматики безопасности и аварийной сигнализации печи.

Рисунок 5 - Блок регулирования соотношения компонентов рабочей смеси для одного отсека горения.

Сигналы по давлению газа с помощью дифманометра 5 и давлению воздуха с помощью дифманометра 3 передаются на регулятор давления воздуха 4 где сравниваются с заданными и, при наличии рассогласования сигналов, регулятор давления подает сигнал на исполнительный механизм, который в свою очередь увеличивает или уменьшает открытие воздушной регулирующей заслонки. Степень открытия или закрытия воздушной регулирующей заслонки фиксируется на индикаторе положения 2. Дифманометры 7 и 9 передают сигнал на вторичные показывающие электроконтактные приборы 6 и 8, которые, при уменьшении или увеличении давлений газа или воздуха в рабочей зоне печи, передают сигналы в систему автоматики безопасности и аварийной сигнализации печи.

Рисунок 6 - Блок регулирования давления для одной зоны.

Сигнал по давлению газов в зоне с помощью дифманометра 4 передается на регулятор давления 3 где сравнивается с заданным и, при наличии рассогласования двух сигналов, регулятор давления подает сигнал на исполнительный механизм, который в свою очередь увеличивает или уменьшает открытие воздушной регулирующей заслонки. Степень открытия или закрытия воздушной регулирующей заслонки фиксируется на индикаторе положения 2. Дифманометр 6 передает сигнал на вторичный показывающий электроконтактный прибор 5, который, при уменьшении или увеличении давления дымовых газов в рабочей зоне печи, передает сигнал в систему автоматики безопасности и аварийной сигнализации печи.

11. Технико-экономические показатели работы печи

Производительность по металлу: 10 т/ч.

Марка стали: Ст10.

Определяем удельный расход натурального топлива на 1 кг садки:

Определяем полный удельный расход натурального топлива на 1 кг садки:

Определяем удельный расход теплоты на 1 кг садки:

Определяем полный удельный расход теплоты на 1 кг садки:

Определяем удельный расход условного топлива на 1 кг садки:

Определяем полный удельный расход условного топлива на 1 кг садки:

Определяем экономию теплоты топлива в результате регенерации продуктов сгорания:

Определяем снижение видимого расхода топлива:

где  - топливный эквивалент подогрева:

Определяем КПД печи:

Литература

. Несенчук А. П., Тимошпольский В. И. Промышленные теплотехнологии. Машиностроительное и металлургическое производство. Мн. "Высшая школа" 1997 г. ч 2.

. Несенчук А. П., Тимошпольский В. И. Промышленные теплотехнологии. Печи и сушила машиностроительного и металлургического производства. Мн. "Высшая школа" 1999 г.

. Несенчук А. П., Тимошпольский В. И. Промышленные теплотехнологии. Методики и инженерные расчеты оборудования высокотемпературных теплотехнологий машиностроительного и металлургического производства. Мн. "Высшая школа" 1998 г. ч 3.

. Несенчук А. П., Тимошпольский В. И. Промышленные теплотехнологии. Машиностроительное и металлургическое производство. Мн. "Высшая школа" 1995 г. ч 1.