Для определения калориметрической температуры горения необходимо найти энтальпию продуктов сгорания:

, 1.13

где i_в - энтальпия воздуха при температуре 350 ^оС, 463,75 кДж/м³.

 кДж/м³.

Зададим температуру t_к'=1900 ^оC и при этой температуре находим энтальпию продуктов сгорания:

 1.14

Таблица 8. Энтальпия продуктов сгорания при t=1900 ^оC

 кДж/м³.

Зададим температуру t_к''=2000 ^оC и при этой температуре находим энтальпию продуктов сгорания (формула 14 при t=2000 ^оC):

Таблица 9. Энтальпия продуктов сгорания при t=2000^оC

 кДж/м³.

Теперь определим калориметрическую температуру горения смешанного газа рассматриваемого состава в заданных условиях:

 1.15

Приняв пирометрический коэффициент равным h=0,75, находим действительную температуру горения топлива:

_дейст=h·t_к 1.16_дейст=0,75·1945,41=1459,06 ^оC.

2. Расчет нагрева металла и теплообмена в печи

2.1 Время нагрева металла

металл нагрев рекуператор печь

Температуру уходящих из печи дымовых газов принимаем равной t_ух=1050 ^оC; температуру печи в томильной зоне на 50 ^оC выше температуры нагрева металла, т.е. 1295 ^оC. Распределение температур по длине печи представлено на рис. 1.

Рис. 1 Распределение температур по длине печи

Поскольку основным назначением методической зоны является медленный нагрев металла до состояния пластичности, то температура в центре металла при переходе из методической в сварочную зону должна быть порядка 400-500 ^оC.

Разность температур между поверхностью и серединой заготовки для методической зоны печей прокатного производства можно принять равной:

Δt=t_(ПОВ)-t_(Ц)=(700-800)·S, 2.1.1

где S - расчетная толщина изделия, м.

В рассматриваемом случае двухстороннего нагрева S=0,55×d=0,55×0,20=0,11 м.

Δt=700·0,11=77 ^оC.

Т.е. следует принять температуру поверхности металла в конце методической зоны равной 500 ^оC.

Определим ориентировочные размеры печи. При двурядном расположении заготовок ширина печи будет равна:

B=2∙l+3∙a, 2.1.2

где a=0,2 - зазоры между блюмами и стенками печи, м;- длина блюма, м.

B=2∙4,5+3∙0,2=9,6 м.

В соответствии с рекомендациями высоту печи принимаем равной:

в методической зоне - 1,6 м,

в сварочной зоне - 2,8 м,

в томильной зоне - 1,65 м.

Находим степени развития кладки (на 1 м длины печи) по формуле:

, 2.1.3

где H - высота печи для различных зон, м.

Для методической зоны _м.=(2·1,6+9,6)/4,5=2,84 м.

Для сварочной зоны _св.=(2·2,8+9,6)/4,5=3,38 м.

Для томильной зоны _т.=(2·1,65+9,6)/4,5=2,87 м.

Определим эффективную длину луча по формуле:

 2.1.4

методическая зона  м;

сварочная зона    м;

томильная зона    м.

2.2 Определение времени нагрева металла в методической зоне

Находим степень черноты дымовых газов ɛ_г^м при средней температуре_г=0,5·(1459,06+1050)= 1255 ^оС.

Парциальные давления CO₂ и H₂O равны:_CO2=98,1·0,1114=10,93 кПа;_H2O=98,1·0,1634=16,03 кПа;_CO2·S_эф^м =10,93·2,47=27,0 кПа·м;_H2O·S_эф^м =16,03·2,47=39,57 кПа·м.

По номограммам на рис. 9-11 [2] находим: ?_CO2=0,12; ?'_H2O=0,16; β=1,059.

?_г^м=?_CO2+ β·?'_H2O 2.2.1

?_г^м =0,12+1,059·0,16=0,3.

Приведенная степень черноты рассматриваемой системы равна:

, 2.2.2

Степень черноты металла принимаем равной ?_м=0,8.

.

Средний по длине методической зоны коэффициент теплоотдачи определяем по формуле:

, 2.2.3

где C₀=5,7 Вт/(м²·K) - константа излучения абсолютно черного тела.

Вт/(м²·K).

Для среднеуглеродистой стали при средней по массе температуре металла:

 2.2.4

.

По приложению VIII [2] находим коэффициенты теплопроводности λ=47,45 Вт/(м·K) и температуропроводности а=10,20·10^-6 м²/с.

Определяем температурный критерий q и критерий Bi по формулам:

q_пов  2.2.5

q_пов=.

, 2.2.6

где S - прогреваемый слой, м.

.

По найденным значениям q и Bi по номограммам на рис. 17 [2] для поверхности пластины находим критерий Фурье F₀=0,90. Тогда время нагрева металла в методической зоне печи равно:

 2.2.7

с., 0,3 ч.

Находим температуру центра блюма в конце методической зоны. Согласно номограмме на рис. 19 [2] для центра пластины при F₀=0,90 и Bi=0,41 температурный критерий q_ц=0,76. Теперь найдем температуру центра блюма в конце зоны:

t_Ц^кон=t_Г-q_Ц·(t_Г-t_Ц^нач) 2.2.8_Ц^кон=1255-0,76·(1255-0)=301,2 ^оC.

2.3 Определение времени нагрева металла в сварочной зоне

Находим степень черноты дымовых газов ɛ_г^св при температуре t_г=1459,06 ^оС.

Парциальные давления CO₂ и H₂O равны:_CO2=98,1·0,1114=10,93 кПа;_H2O=98,1·0,1634=16,03 кПа;_CO2·S_эф^м =10,93·3,9=42,63 кПа·м;_H2O·S_эф^м =16,03·3,9=62,54 кПа·м.

По номограммам на рис. 9-11 [2] находим: ?_CO2=0,12; ?'_H2O=0,19; β=1,06.

?_г^св=?_CO2+β·?'_H2O 2.3.1

?_г^св=0,12+1,06·0,19=0,32.

Приведенную степень черноты сварочной зоны находим по формуле:

, 2.3.2

Степень черноты металла принята равной ɛ_м=0,8.

.

Примем температуру металла в конце сварочной зоны: t_пов^кон=1245 ^оC, t_ц^кон=1145 ^оC.

Средний по длине методической зоны коэффициент теплоотдачи определяем по формуле:

, 2.3.3

Вт/(м²·K).

Находим среднюю по сечению температуру металла в начале сварочной (в конце методической) зоны:

=t_пов- ·(t_пов-t_ц) 2.3.4

=500- ·(500-301,2)=367,49 ^оC.

Находим температурный критерий для поверхности блюмов по формуле:

q_пов  2.3.5

q_пов=.

При средней температуре металла:

 2.3.6

 ^оC.

Согласно приложению VIII [2] находим теплопроводность среднеуглеродистой стали λ=26,2 Вт/(м·K) и температуропроводность а=5,0·10^-6 м²/с.

Отсюда по формуле:

 2.3.7

.

 2.3.8

=2299,0 с.=0,64 ч.

Находим температуру центра блюма в конце сварочной зоны. Согласно номограмме рис. 19 [2] для центра пластины при F₀=0,95 и Bi=2,0 температурный критерий q_ц=0,40. Теперь найдем температуру центра блюма в конце сварочной зоны по формуле:

_ц^кон=t_Г-q_ц·(t_Г-t_ц^нач) 2.3.9_ц^кон=1459,06-0,40·(1459,06-367,49)=1021,72 ^оC.

.4 Определение времени томления металла

Перепад температур по толщине металла в начале томильной зоны составляет Δt_нач=1245-1021,72=223,28 ^оC. Допустимый перепад температур в конце нагрева составляет Δt_кон=50 ^оC. Степень выравнивания температур равна:

 2.4.1

.

При коэффициенте несимметричности нагрева, равном μ=0,55 критерий F₀ для томильной зоны согласно номограмме на рис. 14 (кривая 3) [2] равен F₀=1,15. При средней температуре металла в томильной зоне равной:

 2.4.2

^оC.

Согласно приложению VIII [2] находим теплопроводность среднеуглеродистой стали λ=29,7 Вт/(м·K) и коэффициент температуропроводности а=5,57·10^-6 м²/с.

Тогда время томления металла равно:

 2.4.3

=2488,11 с.=0,69 ч.

Полное время пребывания металла в печи равно:

τ=τ_м+τ_св+τ_т=1067,65+2299,0+2488,11=5854,76 с.= 1,63 ч.

3. Определение основных размеров печи

Для обеспечения производительности 160 т/ч=44,44 кг/с, в печи одновременно должно находится следующее количество металла:

=P·τ 3.1=44,44·5854,76 =260186 кг.

Масса одной заготовки равна:=b·δ·l·ρ, 3.2

где l=4,5 м - длина заготовки,=0,3 м - ширина заготовки,

δ=0,2 м - толщина заготовки,

ρ=7850 кг/м³ - плотность заготовки.=0,3·0,2·4,5·7850=2120 кг.

Количество заготовок, одновременно находящихся в печи:

=G/g 3.3=260186/2120=123 штук.

При двурядном расположении заготовок общая длина печи равна:

L=b∙n/2 3.4=0,2∙123/2=12,3 м.

Площадь пода равна:

=B·L 3.5=9,6·12,3=118,08 м².

Высоты отдельных зон печи оставляем теми же, что были приняты при ориентировочном расчете. Длину печи разбиваем на зоны пропорционально времени нагрева металла в каждой зоне.

 3.6

Длина методической зоны L_м= м.

Длина сварочной зоны L_св= м.

Длина томильной зоны L_т= м.

4. Тепловой баланс

При проектировании печи за определением основных размеров следует конструктивная проработка деталей. Поскольку в данной работе такая проработка не проводится, некоторые статьи расхода тепла, не превышающие 5% от всего расхода, будем опускать.

4.1 Приход тепла

Тепло от горения топлива

_хим=B·Q_н^р, 4.1.1.1

где B - неизвестная величина расход топлива, м³/с, при нормальных условиях._хим=8793·B кВт.

Тепло, вносимое подогретым воздухом

_в=B·i_в·V_в 4.1.2.1_в=463,75 ·2,24·B =1038,8·B кВт.

Тепло экзотермических реакций

Принимая, что угар металла составляет 1% имеем

Q_экз=5650·P·a, 4.1.3.1

где a - угар металла,- производительность печи.

Q_экз=5650·44,44·0,01 =2510,86 кВт.

4.2 Расход тепла

Тепло, затраченное на нагрев металла

_пол=P·(i_м^кон-i_м^нач), 4.2.1.1

где i_м^кон=851,6 кДж/кг - энтальпия среднеуглеродистой стали при t_м^кон=1245 ^оC_м^нач=0 кДж/кг - энтальпия среднеуглеродистой стали при t_м^нач=0 ^оC._пол=44,44·(851,6-0)=37845 кВт.

Тепло, уносимое уходящими дымовыми газами

_ух=B·V_п.с·i_п.с. 4.2.2.1

Энтальпию продуктов сгорания при температуре t_ух=1050 ^оC находим с использованием приложения II [2].

Таблица 10. Энтальпия дыма и его составляющих при t_ух=1050 ^оC

Q_ух=3,02·1705,33· B =5150,1·B кВт.

Потери тепла теплопроводностью через кладку

Потерями тепла через под в данной работе пренебрегаем. Рассчитываем только потери тепла через свод и стены печи.

Потери тепла через свод

Площадь свода принимаем равной площади пода F_св=118,08 м²; толщина свода δ_к=0,3 м, материал - каолин. Принимаем, что температура внутренней поверхности свода равна средней по длине печи температуре газов, которая равна:

_Г=(1050+1459,06+1245+20)/3= 1258,02 ^оC.

Если считать температуру окружающей среды равной t_ок=30 ^оC, то температуру поверхности однослойного свода можно принять равной t_нар=340 ^оC.

При средней по толщине температуре свода t_к=0,5·(1258,02+340)= 799,21 ^оC коэффициент теплопроводности каолина согласно приложения XI [1] равен: λ_к=1,75+0,00086·t_к=1,75+0,00086·799,21=2,44 Вт/(м·K).

Тогда потери тепла определим по формуле

, 4.2.3.1.1

где α определяется по формуле:

α=1,3·(10+0,06·t_нар) 4.2.3.1.2

α=1,3·(10+0,06·340)=39,52 Вт/(м²·К).

 кВт.

Потери тепла через стены печи

Стены печи состоят из слоя шамота толщиной δ_ш=0,345 м и слоя диатомита толщиной δ_д=0,115 м.

Наружная поверхность стен определяется по формуле:

=2·L·2·h 4.2.3.2.1

методическая зона: F_м=2·2,24·2·1,6=14,34 м²;

сварочная зона: F_св=2·4,83·2·2,8=54,1 м²;

томильная зона: F_т=2·5,23·2·1,65= 34,52 м².

Площадь торцов печи определяется по формуле:_торц=[B+2·(δ_ш+δ_д)]·(2·h_м+h_т) 4.2.3.2.2_торц= [9,6+2·(0,345+0,115)]·(2·1,6+1,65)=51,02 м².

Полная площадь стен равна:

F_ст=14,34+54,1+34,52+51,02=153,98 м².

Для вычисления коэффициентов теплопроводности, зависящих от температуры, необходимо найти среднее значение температуры слоев. Средние температуры слоев шамота и диатомита равны:

, 4.2.3.2.3

, 4.2.3.2.4

где t' - температура на границе раздела слоев, ^оC;_кл^нар - температура наружной поверхности стен, которую можно принять равной 160 ^оC.

Коэффициент теплопроводности шамота равен λ_ш=0,7+0,00064·t_ш, а диатомита λ_д=0,163+0,00043·t_д, Вт/(м·К).

В стационарном режиме:

 4.2.3.2.5

Подставляя значения коэффициентов теплопроводности, имеем

В результате решения получим уравнение вида A·(t')² + B·t' + C = 0

Решение этого уравнения дает значение t'=798,99 ^оC. Тогда:

=(1258,02+798,99)/2=1028,5 ^оC;

=(160+798,99)/2=479,5 ^оC.

Окончательно получаем: λ_ш=0,7+0,00064·1028,5 =1,36 Вт/(м·K) и λ_д=0,163+0,00043·479,5=0,37 Вт/(м·K).

Количество тепла, теряемое теплопроводностью через стены печи, равно:

, 4.2.3.2.6

где α определяется по формуле:

α=10+0,06·t_кл^нар 4.2.3.2.7

Отсюда α=10+0,06·160=19,6 Вт/(м²·К);

кВт.

Общее количество тепла, теряемого теплопроводностью через кладку:

_тепл=Q_св+Q_ст=852,84+306,72=1159,57 кВт.

Потери тепла с охлаждающей водой

Потери тепла с охлаждающей водой по практическим данным принимаем равными 10% от тепла, вносимого топливом и воздухом.

_охл=0,1·В·(Q_хим+Q_в) 4.2.4.1_охл=0,1·В·(8793+1039,04)=983,2·B кВт.

Неучтенные потери

Неучтенные потери определяем по формуле:

_неучт=0,15·(Q_тепл+Q_охл·B) 4.2.5.1_неучт=0,15·(1159,57+983,2·B) кВт.=173,93+147,48·В кВт.

Определение расхода топлива

Уравнение теплового баланса:

_хим+Q_в+Q_экз=Q_пол+Q_ух+Q_тепл+Q_охл+Q_неучт 4.2.6.1

·В+1038,8·В+2510,86=37845+5150,1·В+1159,57+983,2·В+173,93+147,48·В

,02·B=36667,64

Решая это уравнение, находим B: B=10,33 м³/с.

Результаты расчетов сведем в таблицу 11.

Таблица 11. Тепловой баланс методической печи

Удельный расход тепла на нагрев 1 кг металла:

 4.2.6.2

кДж/кг.

5. Расчет рекуператора для подогрева воздуха

Исходные данные для расчета: на входе в рекуператор t_в^н=0 ^оC, на выходе t_в^к=350 ^оC. Температура дыма на входе в рекуператор t_д^н=1050 ^оC.

Расход газа на отопление печи B=10,33 м³/с. Расход воздуха на горение топлива V_в=10,33·2,24=23,14 м³/с. Количество дымовых газов на входе в рекуператор V_д=10,33·3,02=31,24 м³/с.

Таблица 12. Процентный состав дымовых газов

Выбираем керамический блочный рекуператор. Материал блоков - шамот, марка кирпича Б-4 и Б-6 (табл. 19 [2]). Величину утечки воздуха в дымовые каналы принимаем равной 10%.

Тогда в рекуператор необходимо подать следующее количество воздуха:

_в^н=V_в/0,9 5.1_в^н=23,14/(1-0,1)=25,72 м³/с.

Количество потерянного в рекуператоре воздуха:

ΔV_в= V_в^н -V_в 5.2

ΔV_в=25,72-23,14=2,57 м³/с.

Среднее количество воздуха:

=(V_в^н +V_в)/2 5.3

=(25,72+23,14)/2=24,43 м³/с.

Количество дымовых газов, покидающих рекуператор (с учетом утечки воздуха) равно:

_д^к=V_д+ΔV_в 5.4

V_д^к=31,24+2,57=33,81 м³/с.

Среднее количество дымовых газов:

=(V_д+ V_д^к)/2 5.5

=(31,24+33,81)/2=32,52 м³/с.

Составим уравнение теплового баланса рекуператора, учитывая потери тепла в окружающую среду, равные 10% и утечку воздуха в дымовые каналы, используя формулу:

=0,9··(c_д^н·t_д^н-c_д^к·t_д^к)=·(c_в^к·t_в^к-c_в^н·t_в^н)+ΔV_в·(c_в^д·t_д^к-c_в^н·t_в^н), 5.6

где c_в^н, c_в^к - удельные теплоемкости воздуха при t_в^н и t_в^к соответственно;_в^д - удельная теплоемкость воздуха при температуре t_д^к.

Для решения этого уравнения необходимо определить удельную теплоемкость дымовых газов на входе и на выходе из рекуператора.

Находим удельные теплоемкости дымовых газов при заданных температурах (приложение I [2]).

Зададим температуру дымовых газов на выходе из рекуператора: t_д^к=650 ^оC.

Таблица 13. Теплоемкость дыма и его составляющих при t_д^к=650 ^оC

Таблица 14. Теплоемкость дыма и его составляющих при t_д^н=1050 ^оC

_в^к=1,32415 кДж/(м³·К), c_в^н=1,3009 кДж/(м³·К), c_в^д=1,3654 кДж/(м³·К).

Теперь решая уравнение относительно t_д^к получим:

,9·32,52·(1,54·1050-1,48·t_д^к)=24,43·1,32415·350+2,57·1,3654·t_д^к_д^к=768,9^оС.

В принятой конструкции рекуператора схема движения теплоносителей - перекрестный ток. Среднюю разность температур находим по формуле:

Δt=Δt_прот·ε_Δt, 5.7

Определив среднелогарифмическую разность температур для противоточной схемы движения теплоносителей по формуле:

 5.8

.

Найдя поправочные коэффициенты

, ,

по номограмме на рис. 23 [2] находим εΔt=0,98.

Тогда 733,4·0,98=718,73 ^оC.

Для определения суммарного коэффициента теплопередачи согласно табл. 28 [1] примем среднюю скорость движения дымовых газов ω_д0=1,2 м/с, а среднюю скорость движения воздуха ω_в0=1,5 м/с.

Учитывая, что эквивалентный диаметр воздушных каналов равен (табл. 19 [2]) d_в=0,055 м=55 мм, по графику 26 [2] находим значение коэффициента теплоотдачи конвекцией на воздушной стороне:

α_в^конв’=12,14 Вт/(м²·К).

Или с учетом шероховатости стен:

α_в^конв=1,1·12,14=13,4 Вт/(м²·К).

Коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне находим по формуле:

α_д=α_д^конв+α_д^изл 5.9

Учитывая, что гидравлический диаметр канала, по которому движутся дымовые газы равен (табл. 19 [2]) d_д=0,21 м, по графику на рис. 26 [2] находим

коэффициент теплоотдачи конвекцией на дымовой стороне:

α_д^конв’=6,4 Вт/(м²·К).

Или с учетом шероховатости стен:

α_д^конв=1,1·6,4=7,04 Вт/(м²·К).

Величину коэффициента теплоотдачи излучением на дымовой стороне определяем для средней температуры дымовых газов в рекуператоре, равной: 0,5·(1050 + 768,9)=909,5 ^оС.

Среднюю температуру стенок рекуператора принимаем равной:

0,25·[(1050+768,9)+(350+0)]=542 ^оС.

Эффективная длина луча в канале равна:

0,9·0,21=0,189 м.

Получим:

p_CO2·S_эф=10,93·0,189=2,66 кПа·м;

p_H2O·S_эф=16,03·0,189=3,03 кПа·м.

По номограммам на рис. 9-11 [2] при 909,5^оС находим

=0,066; =0,055; β=1,08;

=0,066+1,08·0,055=0,13.

Коэффициент Агаза-стенок:

 5.10

.

Учитывая, что при степени черноты стен рекуператора 0,8, их эффективная степень черноты равна 0,5·(1+0,8)=0,9, по формуле находим коэффициент теплоотдачи излучением:

 5.11

Вт/(м²·К).

Суммарный коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне равен:

α_д=7,04+25,03 =32,07 Вт/(м²·К).

При температуре стенки 542 ^оС коэффициент теплопроводности шамота равен (приложение Х [2]):

542=1,001 Вт/(м·К).

С учетом толщины стенки элемента рекуператора δ=0,019 м находим суммарный коэффициент теплопередачи по формуле:

, 5.12

где F и F- соответственно основная поверхность теплообмена и оребренная, м².

При F/(F+F)=0,8:

 Вт/(м²·К).

Определяем поверхность нагрева и основные размеры рекуператора. Количество тепла, передаваемого через поверхность теплообмена, равно по формуле:

, 5.13

где η=0,9 - поправка, учитывающая потери тепла в окружающую среду.

Q=кВт.

Величина поверхности нагрева рекуператора:

F=Q/(K·) 5.14

 м².

Так как удельная поверхность нагрева рекуператора, выполненного из кирпичей Б=4 и Б=6, равна м²/м³ (табл. 19 [2]), можно найти объем рекуператора:

 5.15

м³.

Необходимая площадь сечений для прохода дыма равна:

 5.16

м².

Учитывая, что площадь дымовых каналов составляет 44% общей площади вертикального сечения рекуператора, найдем величину последнего:

м².

Принимая ширину рекуператора равной ширине печи, т.е. =9,6 м, находим высоту рекуператора:

 5.17

м.

Длина рекуператора:

 5.18

м.

6. Выбор горелок

В многозонных методических печах подводимая тепловая мощность (а, следовательно, и расход топлива) распределяется по зонам печи следующим образом: верхняя часть сварочной зоны 30-40%; нижняя часть сварочной зоны 35-45% и томильная зона 15-25%.

Распределяя расход топлива по зонам пропорционально тепловой мощности, получим:

B^в_св.з= 40% В=4,132 м³/с.

B^н_св.з= 45% В=4,649 м³/с.

B_том.з= 20% В=2,066 м³/с.

Принимая, что в печи установлены горелки типа «труба в трубе» в верхней сварочной зоне 10 штук, в нижней сварочной зоне 12 штук, а в томильной зоне 8 штук находим расход топлива на одну горелку:

B^1в_св.з= 4,132/10=0,41 м³/с.

B^1н_св.з= 4,649/12=0,39 м³/с.

B¹_том.з= 2,066/8=0,26 м³/с.

Выбор горелок производится по методике, изложенной в табл. 23 [2].

Плотность газа 1,0956 кг/м³, расход воздуха при коэффициенте расхода n=1,1 равен 2,24 м³/м³ газа.

Пропускная способность горелок по воздуху:

V¹_в=V_в·B¹ 6.1

верхняя сварочная зона

V¹_в=2,24·0,41=0,92 м³/с.

нижняя сварочная зона

V¹_в=2,24·0,39=0,87 м³/с.

томильная зона

V¹_в=2,24·0,26=0,58 м³/с.

Расчетное количество воздуха, определяем по формуле:

 6.2

верхняя сварочная зона

 м³/с;

нижняя сварочная зона

 м³/с;

томильная зона

 м³/с.

Принимая давление воздуха перед горелками равным 1,0 кПа, по графику на рис. 28 [2] находим, что при этом давлении требуемые расходы воздуха обеспечивают следующие типы горелок «труба в трубе» большой тепловой мощности: верхняя сварочная зона - ДНБ-375, нижняя сварочная зона - ДНБ-300 I, томильная зона - ДНБ-275.

Расчетное количество газа определяем по формуле:

 6.3

верхняя сварочная зона

 м³/с;

нижняя сварочная зона

 м³/с;

томильная зона

 м³/с.

Принимая давление газа перед горелками равным 3,0 кПа, по графику на рис. 29 [2] находим, диаметр газового сопла для горелок: верхние сварочные зоны - 160 мм, нижние сварочные зоны - 160 мм, томильная зона - 130 мм.

Окончательно принимаем горелки для верхней сварочной зоны          ДНБ 375/160, нижней сварочной зоны ДНБ 300 I/160, томильной зоны ДНБ 275/130.

Заключение

Выбор конструкции методической печи и графика нагрева зависит от толщины заготовки, пластичности металла в холодном состоянии и теплофизических свойств нагреваемого металла. Ограничение скорости нагрева холодного металла в интервале температур от 0 до 500 ^оС распространяется в основном на качественные и высоколегированные стали. Этим сталям свойственны относительно низкие коэффициенты теплопроводности и температуропроводности, в результате чего чрезмерная скорость нагрева может привести к недопустимому перепаду температур по толщине заготовки. Скорость повышения температуры металла в начале его нагрева в первую очередь зависит от того, какова температура в начале методической зоны, при которой проводится посад холодного металла. Выбор этой температуры, а следовательно, температурного режима печи и ее конструкции во многом зависит от того, какая начальная температура печи допустима для той или иной марки стали. Существует большое число, весьма ходовых марок стали (углеродистые, низколегированные, рельсовые и др.), для которых эта температура практически неограниченна. Однако для ряда других марок стали должны быть введены достаточно строгие ограничения, вплоть до того, что некоторые стали можно помещать в печь, температура которой не превышает 600-650 ^оС. Ограничения подобного рода, достаточно четко определены и приведены в соответствующей справочной литературе.

Библиографический список

1. Мастрюков Б.С. Теория, конструкции и расчёты металлургических печей: в 2-х томах. 2-е изд. перераб. и доп. т. 2. М.: Металлургия, 1986. 376 с.

2.       Расчет методической толкательной печи: исх. дан. и метод. указания к выполнению курсового проекта / сост. Ю.И. Алексеев; - Нижний Тагил: НТИ(ф) УГТУ-УПИ, 2006.-120 с.