Расчет материального, теплового баланса и гидравлического режима процесса коксования угольной шихты в коксовых печах
Министерство образования и науки
Российской Федерации
Федеральное государственное бюджетное
образовательное учреждение высшего профессионального образования
Магнитогорский государственный
технический университет им. Г.И.Носова
Кафедра физической химии и химической
технологии
Курсовой проект
по дисциплине «Коксование углей»
«Расчет материального, теплового
баланса и гидравлического режима процесса коксования угольной шихты в коксовых
печах»
Выполнил: студент 5 курса, группа
МХТ-09 Харрасова Г.Ш.
Проверил: Горохов А.В.
Магнитогорск,
2013
Задание на курсовой проект
Вариант 9
Технический анализ шихты: влага шихты Wрш = 8 %; зола шихты Асш = 9,0%;
общее содержание серы в шихте Sсш =
0,6 %; выход летучих веществ Vгш =
28,0 %. Насыпная масса сухой шихты γсш = 780 кг/м3. Элементный состав
шихты, % на горючую массу: Сгш = 88,5 %; Нгш = 4,5 %; Огш = 5,0 %; Nгш = 1,5 %; Sгш = 0,5 %.
Таблица 1 - Состав газов
Компоненты газа
|
Отопительный газ, % объём.
на сухую массу Qрн = 6,5 МДж/м3
|
Обратный коксовый, % объём.
на сухую массу
|
|
доменный
|
коксовый
|
|
Н2
|
4,2
|
59
|
59
|
СН4
|
0,2
|
22
|
22
|
СО
|
28,3
|
9
|
9
|
СО2
|
12,5
|
5,5
|
5,5
|
С2 Н4
|
---
|
1,5
|
1,5
|
N2
|
52,6
|
1,0
|
1,0
|
H2 S
|
2,0
|
0,5
|
0,5
|
O2
|
0,2
|
1,5
|
1,5
|
Wр
|
42 г/м3
|
35 г/м3
|
---
|
Коэффициент избытка воздуха α = 1,4.
Коэффициенты перехода элементов из шихты в газ: азота kN = 0,16; серы kS = 0,29; кислорода kО = 0,505.
Коэффициент выхода газа kг = 2,65.
Выход летучих из кокса Vск =
0,7 %. Размеры камеры коксования: высота h = 4,98 м; длина L = 15,14 м; средняя ширина bср = 0,41 м; ширина с машинной
стороны bмс = 0,385 м; ширина с коксовой
стороны bкс = 0,435 м; толщина свода камер hл
= 1,032 м; полная высота камеры hк =
6,0 м; высота регенератора и зоны косых ходов hр = 3,2 м. Расстояние между
осями камер А = 1,32 м. Число загрузочных люков n1 = 3; поверхность загрузочного люка fзл = 0,36 м2. Число смотровых лючков n2 = 28; поверхность смотрового лючка fсл = 0,04 м2. Продолжительность оборота печи τ
= 17 часов. Число камер
в батарее n = 65.
Масса расчётной единицы шихты фактической влажности Е = 1000 кг.
Теплоёмкость горючей массы шихты сш = 1,09 кДж/(кг*К), теплоёмкость золы сз =
0,71 кДж/(кг*К); средняя теплоёмкость кокса ск = 1,486 кДж/(кг*К); энтальпия
сероводорода IH2S = 1230,98 кДж/м3 при tхпк = 700 0С; теплоёмкость аммиака сNH3 = 2,688 кДж/(кг*К).
Температура загружаемой шихты tш = 30 0С, температура отопительного газа
tотоп = 50 0С, температура окружающей среды tв = 300С; конечная температура
кокса tк = 1050 0С; температура химических продуктов коксования tхпк = 680 0С.
Упругость водяных паров при tв Рнас = 1227,97 Па. Относительная влажность
воздуха φ
= 0,7. Барометрическое
давление В = 99000 Па. Скорость ветра w = 2 м/с.
Температуры поверхности участков коксовой печи приведены в таблице 2.
Исходные данные для гидравлического расчета коксовых печей приведены в
таблице 3. Таблицы 2 и 3 (см. методичку).
Введение
Под коксованием в общем виде понимают сложный процесс превращения топлива
при нагреве до высоких температур без доступа воздуха. Характер этих
превращений зависит от конечной температуры нагрева топлива.
Обычно коксование завершается в интервале 950-1050°С. Этот процесс
называется высокотемпературным коксованием. Различают также низкотемпературное
коксование, или полукоксование (500-600°С), и среднетемпературное коксование
(750°С).
Конечная температура нагрева существенно влияет на выход и качество
химических продуктов, а также на качество твердого остатка.
Качество кокса зависит от многих технологических факторов, в частности от
степени измельчения угля, степени уплотнения шихты, содержания влаги , выхода
летучих веществ, режима нагрева и др.
Материальный, тепловой балансы и гидравлический расчет обычно
составляется при проектировании коксохимических заводов, при планировании
производства и выборе режима коксования. Так, на действующих предприятиях
составление баланса необходимо для учета перерабатываемого сырья и получаемых
продуктов, для выявления возможных потерь и контроля над ведением
технологического процесса. А расчет теплового баланса позволяет определять
расход отопительного газа на коксование и рассчитать продукты горения газа.
Расчет гидравлического режима предусматривает определение гидравлического
сопротивления системы печей и нахождение давления в ее характерных точках.
Таблица 2 - Температуры поверхности участков коксовой печи
Участок поверхности
коксовой печи
|
Температура, 0С
|
Загрузочные люка t1
|
240
|
Свод камеры t2
|
120
|
Смотровые лючки t3
|
200
|
Свод обогревательного
простенка t4
|
140
|
Лобовая стенка к.с. t5кс
|
90
|
Лобовая стенка м.с. t5мс
|
80
|
Двери с коксовой стороны t6
|
120
|
Двери с машинной стороны t7
|
110
|
Торцевая стена
обогревательного простенка с к.с. t8
|
140
|
Торцевая стена
обогревательного простенка с м.с. t9
|
120
|
Стена регенератора t10
|
70
|
Таблица 3 - Исходные данные для гидравлического расчета коксовых печей
Участок отопительной
системы
|
Сечение F, м2
|
Длина L, м
|
Диаметр эквивалентный D, м
|
Температура, 0С
|
Восходящий поток
|
Подовый канал
|
0,141
|
6,923
|
0,351
|
100
|
Колосниковая решетка
|
|
|
|
100
|
Минимальные
|
0,00096
|
---
|
0,035
|
|
Средние
|
0,00241
|
0,102
|
0,0525
|
|
Максимальные
|
0,00385
|
---
|
0,07
|
|
Насадка регенератора
|
1,13
|
2,145
|
0,03
|
100 - 1200
|
Наднасадочное пространство
|
|
|
|
1200
|
Минимальные
|
0,248
|
---
|
---
|
|
Средние
|
1,732
|
0,12
|
0,501
|
|
Максимальные
|
2,8
|
---
|
---
|
|
Косой ход (короткий)
|
|
|
|
1230
|
На входе
|
0,025
|
---
|
---
|
|
Среднее
|
0,012
|
1,2
|
0,109
|
|
На выходе
|
0,0063
|
---
|
---
|
|
Вертикал
|
0,218
|
3,96
|
0,445
|
1500
|
Перевальное окно
|
0,114
|
---
|
0,333
|
1400
|
Шахточка вертикала
|
---
|
1,936
|
---
|
1000
|
Участок отопительной
системы
|
Сечение F, м2
|
Длина L, м
|
Диаметр эквивалентный D, м
|
Температура, 0С
|
Нисходящий поток
|
Вертикал
|
0,218
|
3,96
|
0,445
|
1350
|
Косой ход (длинный)
|
|
|
|
1320
|
На входе
|
0,0063
|
---
|
---
|
|
Среднее
|
0,012
|
1,54
|
0,109
|
|
На выходе
|
0,025
|
---
|
---
|
|
Наднасадочное пространство
|
|
|
|
1300
|
Минимальные
|
0,248
|
---
|
---
|
|
Средние
|
1,732
|
0,12
|
0,501
|
|
Максимальные
|
2,8
|
---
|
---
|
|
Насадка регенератора
|
1,13
|
2,145
|
0,03
|
1300 - tпс
|
Колосниковая решетка
|
|
|
|
tпс
|
Минимальные
|
0,00096
|
---
|
0,035
|
|
Средние
|
0,00241
|
0,102
|
0,0525
|
|
Максимальные
|
0,00385
|
---
|
0,07
|
|
Подовый канал
|
0,141
|
6,923
|
0,351
|
(tпс - 50)
|
1. Расчет
материального баланса
. Пересчитаем элементный состав шихты и выход летучих с горючей массы на
сухую. Коэффициент пересчёта х = (100 - Асш)/100 = (100 - 9,0)/100 = 0,91.
Тогда элементный анализ на сухую массу, %: Ссш = 80,535 %; Нсш = 4,095 %; Осш =
4,55 %; Nсш = 1,365 %; Sсш = 0,455 %; выход летучих веществ Vсш = 25,48%.
. Найдем содержание водорода в коксе на горючую массу по формуле:
Нгк = Vск *100/(100 - Асш) = 0,7*100/(100 -
9,0) = 0,77 %.
. Рассчитаем выход кокса по эмпирической формуле
ск = 94,92-0,84* Vсш
+7,7* Нгк = 94,92-0,84*25,48 + 7,7*0,77 = 79,439 %.
. Рассчитаем припёк кокса по формуле
а = 47,1 - 0,58*(100 - Vсш)*100/(100
- Vск) =
47,1-0,58*(100-25,48)*100/(100-0,7) = 3,57 %.
. Рассчитаем плотность сухого обратного газа по данным плотности его
компонентов и составу:
γ = 0,01*(2/22,4* Н2 + 16/22,4* СН4 + 28/22,4*СО +
44/22,4* СО2 + 28/22,4* С2 Н4 + 28/22,4* N2 + 34/22,4* H2 S + 32/22,4* O2) =
0,01*(0,089*59+0,714*22+44/22,4*5,5+28/22,4*9+28/22,4*1,5+28/22,4*1+34/22,4*0,5+32/22,4*0,2)
= 0,4963 кг/м3.
. Рассчитаем выход смолы на сухую массу:
Gccм =
(- 18,36 + 1,53* Vгш - 0,0126*( Vгш)2)*(100 - Асш)/100 = (-18,36 +
1,53*28-0,026*282)*(100-9)/100 = 3,727 %.
. Рассчитаем выход сырого бензола на сухую массу:
б = (- 1,61 + 0,144* Vгш -
0,0016*( Vгш)2)*(100 - Асш)/100 = (-1,61 +
0,144*28-0,0016*282)*(100-9)/100 = 1,063 %.
. Рассчитаем выход аммиака на сухую массу:
= kN* Nсш*17/14 = 0,16*1,365*17/14 = 0,265 %.
. Рассчитаем выход сероводорода на сухую массу:
2S = kS * Sсш*34/32 = 0,29*0,455*34/32 = 0,14 %.
. Рассчитаем выход пирогенетической влаги на сухую массу:
2О = kО* Осш*18/16 = 0,505*4,55*18/16 = 2,58 %.
. Рассчитаем выход сухого газа:
сг = kг* (Vсш)0,5 =
2,65*25,480,5 = 13,38 %.
. Рассчитаем невязку баланса:
Δ = 100 - Gск - Gccм - Gcб - GcNH3 - GcH2S - GcH2О - Gсг = 100 - 79,44 - 3,727 - 1,063 - 0,265 - 0,14 - 2,53 -
13,38 = -0,529 %. Невязка баланса менее 5 %, т.е. баланс верный.
13. Рассчитаем выход прямого коксового газа совместно с подсосанным
воздухом из 1 тонны сухой шихты:
/г = Gсг *10/ γ
= 13,38*10/0,478 = 272,64
м3/т шихты.
. Рассчитаем количество подсосанного воздуха:
возд = (V/г* N2 - 0,035/ γN2 * Nсш*1000)/79 = (272,64*1,26 - 0,35/1,25 *1,365*1000)/79 =
2,967 м3/т шихты.
. Рассчитаем выход прямого коксового газа совместно без подсосанного
воздуха из 1 тонны сухой шихты:
г = V/г - Vвозд = 272,64 - 2,967 = 269,676 м3/т шихты.
. Рассчитаем полезный объём камеры коксования:
пол = h*l*bср =
4,98*15,14*0,41 = 30,9 м3.
Сведем материальный баланс в таблицу 4.
. Рассчитаем разовую загрузку сухой и влажной шихты в камеру:
ш = Vпол * γсш = 30,9*780/1000 = 24,11 т.
Тогда влажной шихты:
рш = Gcш *100/(100 - Wрш) = 24,11*100/(100 -
9) = 26,21 т.
. Рассчитаем годовую производительность коксовой печи по сухой шихте:
Bcш1 =
Gcш *24*365/ τ
= 24,11*24*365/17 =
12424,78 т/год.
. Рассчитаем годовую производительность коксовой батареи по сухой шихте:
ш = Bcш1 *n = 12424,78*65 = 807610,987
т/год.
. Рассчитаем годовую производительность коксовой батареи по сухому коксу:
к = Bcш *Gск/100 = 807610,98*79,439/100 =
641565,17 т/год.
Таблица 4 - Материальный баланс процесса коксования
Приходные статьи
|
Расходные статьи
|
Статья
|
Процент
|
Статья
|
Процент
|
1. Сухой уголь
|
100
|
1.Валовый кокс
|
79,439
|
|
|
2.Коксовый газ
|
13,37
|
|
|
2.Каменноугольная смола
|
3,72
|
|
|
4.Бензольные углеводороды
|
1,062
|
|
|
5.Аммиак
|
0,265
|
|
|
6.Сероводород
|
0,14
|
|
|
7.Избыточная аммиачная вода
|
2,585
|
|
|
8. Невязка баланса
|
-0,596
|
Итого
|
100
|
Итого
|
100
|
2. Расчет
теплового баланса процесса коксования
При расчёте теплового баланса примем для упрощения, что в регенераторе
подогревается только воздух, подаваемый на горение.
. Переведём состав сухих отопительных газов на рабочий. Переводной
коэффициент:
для коксового газа: Хкг = (100 - Wр*0,1242)/100 = (100-35*0,1242)/100 =
0,957;
для доменного газа: Хдг = (100 - Wр*0,1242)/100 = (100-42*0,1242)/100 =
0,9478.
Тогда составы газов на рабочую массу будут:
Коксовый газ: Доменный газ:
Hр2 = 59*0,957 = 56,435%; Hр2 = 4,2*0,948 = 3,981%;
CHр4 = 22*0,957 = 21,054%; CHр4 = 0,2*0,948 = 0,189%;
COр = 9,0*0,957 = 8,61%; COр = 28,3*0,948 = 26,83%;
COр2 = 5,5*0,957 = 5,264%; COр2 = 12,5*0,948 = 11,847%;
C2 Hр4 = 1,5*0,957 =
1,436%; Nр2 = 52,5*0,948 = 49,865%;
Nр2 = 1,0*0,957 = 0,957%; Oр2 = 0,2*0,948 = 0,189%;Sр = 0,5*0,957 = 0,478%; H2 Sр =
2*0,948 = 1,895%
Oр2 = 1,5*0,957
= 1,44%; W = 5,2%.
W = 4,347 %.
Сумма
100 % 100 %
.
Рассчитаем теплоту сгорания газов:
рн
= 0,01*( Hр2 * QрнН2 + CHр4 *QрнСН4 + COр *QрнСО + C2 Hр4 *QрнС2Н4 + H2 Sр * QрнН2S),
где
Hр2 , CHр4 , COр , C2 Hр4, H2 Sр - процентный состав горючих компонентов;
QрнН2 , QрнСН4
, QрнСО , QрнС2Н4 , QрнН2S - низшие
теплоты сгорания чистых компонентов смеси, ккал/м3 (см. Приложение 1).
Q=
0,01*(56,46*2577+21,054*8558+8,613*3016+1,43*14105+0,479*5534)*4,187 =
=15675,05 кДж/м
Q=
0,01*(3,98*2577+0,189*8558+26,83*3016+1,89*5534)*4,187=4324,08 кДж/м.
.
Найдём доли каждого газа в смеси:
== (4324,68 - 6500)/(4324,68 - 15683,15) = 0,192;
= 1- a= 0,808.
.
Составим смесь газов по методу аддитивности:
H= 56,46*0,192+3,98*0,808 = 14,06%;= 21,054*0,192+0,189*0,808 = 4,19%;= 8,613*0,192+26,83*0,808 = 23,33%;= 5,264*0,192+11,85*0,808 = 10,438%;H= 1,436*0,192 = 0,275%;= 0,957*0,192+49,865*0,808 = 40,48%;
H2
Sрсм = 0,479*0,192 + 1,896*0,808 = 1,62 %;
O= 1,44*0,192+0,189*0,808 = 0,429%;
W = 4,29*0,192+5,2*0,808 = 5,03%.
25. Найдем количество кислорода, пошедшего на горение смеси.
Расчёт будем вести на 100 м3 смеси.
Записываем уравнения горения топлива:
,06 7,03 14,06
2*
H + О2 = 2*Н2О;
,19
8,38 4,19 8,38
+ 2*О2 =
СО2 + 2*Н2О;
,33
11,665 23,33
+ 0,5*О2
= СО2 ;
,276
0,828 0,552 0,552
H + 3*О2 = 2*СО2 + 2*Н2О.
,62
1,62 0,81 1,62
*H2
Sрсм + 2*О2 = SО2 + 2*Н2О
Тогда
количество кислорода, пошедшего на горение смеси:
V= 7,03 + 8,38 + 11,665 + 0,828+ 1,62-0,429 = 29,079 м/100м.
.
Найдем количество азота из следующих соображений. Будем считать, что воздух
состоит из 79% азота и 21% кислорода.
V= 29,094*= 109,395
м/100м
.
Тогда количество воздуха теоретическое:
= = 29,094 + 109,45 = 138,47 м/100м.
и
действительное Vд0 = V*α =
138,54*1,4 = 193,96 м/100м= 1,94 м/м.
Хвозд = 0,622* φ* Рнас/(В - φ* Рнас) =
0,622*0,7*4242,56/(99000-0,7*4242,56) = 0,0192 кг/кг.
. Определим, какое количество водяного пара (м3/100м3) поступает с
воздухом в процесс горения:
VH2Oвозд
= х* V*22,4/МН2О ,
где
22,4 - мольный объём при нормальных условиях, м3/кмоль;
МН2О
- молекулярная масса воды, кг/кмоль.
VH2Oвозд
= 0,0192*138,54*22,4/18 = 3,31 м3/100м3.
.
Определим количество состав продуктов сгорания. Для этого заполним таблицу 5
продуктов горения, м3/100м3.
31. Избыточное количество кислорода определяется по формуле:
избО2 = VО2 *
(αmax - 1) = 29,09*(1,4 - 1) = 11,63
м3/100м3.
. Рассчитаем энтальпию влажного отопительного газа по формуле:
Iотоп = 0,01*(IH2* H + ICH4*
CH + ICO*COрсм + ICO2*COр2см + IC2H4* CH + IN2* N + IH2S* H2 Sрсм + IO2*O2р + IH2O*H2O) = 0,01*(64,48*14,06 + 82,695*4,19 + 65,105*23,33 +
86,0*10,585 + 105,305*0,276 + 65,065*40,47 + 77,04*1,62 + 65,965*0,429 +
75,09*5,03) = 68,513 кДж/м3.
Таблица
5 - Состав и количество продуктов сгорания
Компоненты смеси
|
Коли-чество, %
|
CO2
|
H2 O
|
SО2
|
N2
|
O2
|
S
|
Н2
|
14,06
|
|
14,06
|
|
|
|
|
СН4
|
4,19
|
4,19
|
8,38
|
|
|
|
|
СО
|
23,33
|
23,33
|
|
|
|
|
|
СО2
|
10,585
|
10,585
|
|
|
|
|
|
С2Н4
|
0,276
|
0,552
|
0,552
|
|
|
|
|
N2
|
40,47
|
|
|
|
40,47
|
|
|
N2 из воздуха
|
|
|
|
|
109,45
|
|
|
H2 S
|
1,62
|
|
1,62
|
0,81
|
|
|
|
Н2О
|
5,03
|
|
5,03
|
|
|
|
|
Н2О из воздуха
|
|
|
1,12
|
|
|
|
|
= 138,65732,9520,81149,92219,02
|
|
|
|
|
|
|
|
= 1,538,65734,2760,81193,714,54281,99
|
|
|
|
|
|
|
|
Доли а1
|
|
0,1385
|
0,1228
|
0,0029
|
0,6490
|
0,0516
|
1,0
|
Количество продуктов сгорания Vпр.г = 2,67 м3/м3.
. Представим схему расчёта теплового баланса коксовых
печей в таблице 6.
Таблица 6 - Схема теплового баланса коксовых печей
Приходная часть
|
Расходная часть
|
Статья
|
Обозна-чение
|
Статья
|
Обозна-чение
|
Теплота сгорания
отопительного газа
|
Q1
|
Теплота нагрева кокса
|
Q5
|
Теплота отопительного газа
|
Q2
|
Теплота нагрева коксового
газа
|
Q6
|
Теплота воздуха
|
Q3
|
Теплота нагрева паров смолы
|
Q7
|
Теплота угольной шихты
|
Q4
|
Теплота нагрева паров
сырого бензола
|
Q8
|
|
|
Теплота нагрева паров
аммиака
|
Q9
|
|
|
Теплота нагрева
сероводорода
|
Q10
|
|
|
Теплота нагрева паров воды
|
Q11
|
|
|
Потери тепла с продуктами
горения
|
Q12
|
|
|
Потери тепла в окружающую
среду
|
Q13
|
. Рассчитаем теплоёмкость сухой шихты по формуле
Ссш = (1 - Асш/100)* сш + Асш/100* сз = (1-9/100)*1,09 + 9/100*0,71 =
1,056 кДж/(кг*К)
Приходная часть баланса
35. Рассчитаем теплоту сгорания отопительного газа:
1 = Qрн *G,
где G -
неизвестное количество отопительного газа, м3/т шихты.
1 = Qрн *G = 6500*G кДж/т.
. Теплота отопительного газа Q2 = Iотоп
*G = 68,761*G кДж/т.
. Теплота воздуха, поступающего на горение:
3 = Iвозд
* Vд0*G = 13,05*1,94*G = 75,903*G кДж/т.
. Теплота угольной шихты:
4 = Ссш *E* tш = 1,09*1000*30 = 31764 кДж/кг = 31,7 кДж/т.
Расходная часть баланса
39. Рассчитаем тепло нагрева кокса по формуле:
Q5 = Gск*10*ск*tк*(100
- Wрш)/100 = 79,439*10*1,486*1050*(100-8)/100 = 1140340кДж/т
. Рассчитаем энтальпию сухого коксового газа,
выходящего из камеры коксования при температуре tхпк = 680 0С:
Iг = 0,01*(IH2* H2с +
ICH4* CH4с + ICO*COс + ICO2*CO2с + IC2H4* CH4с + IN2* N2с +
IH2S* H2 Sс + IO2*O2с) = 0,01*(893,522*59 + 1548,48*22 + 932,356*9 +
1427,68*5,5 + 974,52*1,5 + 2152,45*1,5 + 1107,84*1 + 1191,28*0,5) = 992,493
кДж/м3.
.
Рассчитаем тепло нагрева сухого коксового газа:
6
= Iг * Gсг *10*(100 - Wрш)/100 = 992,49*13,38*10*(100-8)/100 =
122140,8 кДж/т.
.
Рассчитаем среднюю теплоёмкость паров смолы по эмпирической формуле:
ссм
= (0,305 + 0,392*10-3* tхпк)*4,1868 = (0,305 + 0,392*10-3*680)*4,1868 = 2,393
кДж/(кг*К).
.
Рассчитаем тепло нагрева смолы:
7
= (418,6 + ссм * tхпк )*Gссм *10*(100 - Wрш)/100 = (418,6 + 2,393*680)*
3,727*10*(100-8)/100 = 70158,19 кДж/т.
.
Рассчитаем среднюю теплоёмкость паров сырого бензола по эмпирической формуле, с
учётом того, что среднединамическая молекулярная масса сырого бензола Мсб =
84,6 кг/кмоль:
ссб
= (20,7 + 0,026* tхпк)*4,1868/Мсб = (20,7 + 0,026*680)*4,1868/84,6 = 1,899
кДж/(кг*К).
.
Рассчитаем тепло нагрева паров сырого бензола:
8
= (431,2 + ссб * tхпк)* Gcб *10*(100 - Wрш)/100 = (431,2 + 1,899*680)*1,063*
10*(100-8)/100 = 16841,16кДж/т.
.
Рассчитаем тепло нагрева аммиака:
9
= сNH3 * tхпк *GcNH3 *10*(100 - Wрш)/100 =
2,688*680*0,265*10*(100-8)/100 = 4459,637 кДж/т.
.
Рассчитаем тепло нагрева сероводорода:
= IH2S *МH2S /22,4* GcH2S *10*(100 - Wрш)/100
= 1191,286*34/22,4*0,14*10* (100-8)/100 = 2215,673 кДж/т.
.
Рассчитаем количество тепла, уносимое парами воды:
11
= (r + IН2О*МН2О/22,4)*( GcH2О *10*(100 - Wрш)/100 +
Wрш*10),
где
r - теплота парообразования воды, кДж/кг;Н2О -
энтальпия паров воды при (tхпк - 100) 0С, кДж/м3.
Q11 = (2491 + 776,964*18/22,4)*(2,53*10*(100-8)/100 + 8*10) = 331751,5 кДж/т.
.
Рассчитаем температуру продуктов сгорания после регенератора при обогреве печей
коксовым или смешанным газом по эмпирической формуле:пс = 4420/(τ - z/60) +
50,
где
z - время обработки печи, мин. z = (τ -
2)*60/n = (17 - 2)*60/65 = 13,85 мин.пс = 4420/(17 - 12/60) +
50 = 314 0С.
.
Рассчитаем энтальпию продуктов сгорания при tпс = 314 0С:
пс = IH2О* H2О + ICO2*CO2 + IN2* N2 + IO2*O2 =
470,086*0,1216 + 594,08*0,1371 + 411,237*0,6869 + 427,69*0,0516 = 442,902 кДж/м3.
.
Рассчитаем плотность продуктов сгорания:
ρпс = ρH2О* H2О + ρCO2*CO2 +ρSO2*SO2 + ρN2* N2 + ρO2*O2 = 18/22,4*0,1216 + 44/22,4*0,1371 +64/22,4*0,0028 +
28/22,4*0,6869 + 32/22,4*0,0516 = 1,306 кг/м3. Тогда Iпс =
443,157*1,304 = 442,902 кДж/кг.
.
Рассчитаем тепло, удаляемых продуктами сгорания:
12
= Iпс *Vпр.г *G = 442,902*2,8*G = 1235,696*G кДж/т.
.
Рассчитаем коэффициент теплоотдачи конвекцией при скорости ветра w < 5 м/с:
αк = 6,47*w0,78*1,163= 6,47*20,78*1,163= 14,53 Вт/м2*К.
.
Определим площадь загрузочных люков:
1
= n1*fзл = 3*0,36 = 1,08 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от загрузочного люка:
α1 = (((t1 + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*С/( t1 - tв),
где
С - коэффициент излучения серого тела, Вт/(м2*К4).
α1 = (((240 + 273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(240-30) = 15,496
Вт/(м2*К).
.
Определим площадь свода камеры:
2
= bср*L - F1 = 0,41*15,14 - 1,08 = 5,13 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от свода камеры, двери с коксовой
стороны (к.с.), торцевой стены обогревательного простенка с м.с.:
α2 = α6 = α9 = (((t2 +
273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t2
- tв) = (((120 + 273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(120-30) = 9,169
Вт/(м2*К).
.
Определим площадь смотровых лючков:
3
= n2*fсл = 28*0,07 = 1,12 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от смотровых лючков:
α3 = (((t3 + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t3 - tв) = (((200 +
273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(200-30) = 13,09 Вт/(м2*К).
.
Определим площадь свода обогревательного простенка:
F4 = (А - bср)*L
- F3 = (1,32-0,41)*15,14 - 1,12 = 12,657 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от свода обогревательного
простенка:
α4 = α8 = (((t3 + 273)/100)4 -
((tв + 273)/100)4)*5,35/( t3 - tв) =
(((140 + 273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(140-30) = 10,05 Вт/(м2*К).
.
Определим площадь лобовой стенки с коксовой и машинной сторон:
5
= А*hл = 1,32*1,032 = 1,36 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от лобовой стенки с коксовой стороны:
α5кс = (((t5кс + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t5кс - tв) =
(((90 + 273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(90-30) = 7,96 Вт/(м2*К).
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от лобовой стенки с машинной
стороны:
α5мс = (((t5мс + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t5мс - tв) =
(((80 + 273)/100)4 -((30 + 273)/100)4)*5,35/(80-30) = 7,59 Вт/(м2*К).
.
Определим площадь поверхности двери с коксовой стороны:
6
= hк*bкс = 6,0*0,435 = 2,61 м2.
.
Определим площадь поверхности двери с машинной стороны:
F7 = hк*bмс =
6,0*0,385 = 2,31 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от двери с машинной стороны:
α7 = (((t7 + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t7 - tв) = (((110 + 273)/100)4
-((30 + 273)/100)4)*5,35/(110-30) = 8,75 Вт/(м2*К).
.
Определим площадь поверхности торцевой стена обогревательного простенка с к.с.:
8
= hк*(А - bкс ) = 6,0*(1,32-0,435) = 5,31 м2.
.
Определим площадь поверхности торцевой стена обогревательного простенка с м.с.:
9
= hк*(А - bкс ) = 6,0*(1,32-0,385) = 5,61 м2.
.
Определим площадь поверхности стены регенератора:
10
= hр*2*А = 3,2*2,0*1,32 = 8,45 м2.
.
Определим коэффициент теплоотдачи излучением от стены регенератора:
α10 = (((t10 + 273)/100)4 - ((tв + 273)/100)4)*5,35/( t10 - tв) = (((70 + 273)/100)4
-((30 + 273)/100)4)*5,35/(70-30) = 7,24 Вт/(м2*К).
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием загрузочными люками:
q1 = 3,6*(αк + α1)*F1*(t1 - tв) =
3,6*(12,92 + 15,496)*1,08*(240-30) = 24522,5 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием сводом камеры:
2 = 3,6*(αк + α2)*F2*(t2 - tв) =
3,6*(12,92 + 9,169)*5,13*(120-30) = 39384,18 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием смотровыми лючками:
3 = 3,6*(αк + α3)*F3*(t3 - tв) =
3,6*(12,92 + 13,09)*1,96*(200-30) = 18943,9 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием сводом обогревательного
простенка:
4 = 3,6*(αк + α4)*F4*(t4 - tв) =
3,6*(12,92 + 910,05)*11,82*(140-30) = 123243,9 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием лобовой стенкой:
5кс
= 3,6*(αк + α5кс)*F5*(t5кс
- tв) = 3,6*(12,92 + 7,96)*1,36*(90-30) = 6621,607 кДж/ч.
q5мс = 3,6*(αк + α5мс)*F5*(t5мс
- tв) = 3,6*(12,92 + 7,59)*1,36*(80-30) = 5427,059 кДж/ч.
q5 = q5кс
+ q5мс = 6621,607+5427,059 = 12048,67 кДж/ч.
77.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием дверью с коксовой
стороны:
6 = 3,6*(αк + α6)*F6*(t6 - tв) =
3,6*(12,92 + 9,16)*2,61*(120-30) = 20047,73 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием дверью с машинной
стороны:
7 = 3,6*(αк + α7)*F7*(t7 - tв) =
3,6*(12,92 + 8,75)*2,31*(110-30) = 15494,78 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием торцевой стеной
обогревательного простенка с к.с.:
8 = 3,6*(αк + α8)*F8*(t8 - tв) =
3,6*(12,92 + 10,05)*5,31*(140-30) = 51702,98 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием торцевой стеной
обогревательного простенка с м.с.:
9 = 3,6*(αк + α9)*F9*(t9 - tв) =
3,6*(12,92 + 9,16)*5,61*(120-30) = 43091,09 кДж/ч.
.
Определим тепло, теряемое конвекцией и лучеиспусканием торцевой стеной
обогревательного простенка с м.с.:
10 = 3,6*(αк + α10)*F10*(t10 - tв) =
3,6*(12,92 + 7,24)*8,45*(70-30) = 26491,47 кДж/ч.
82.
Суммарные потери тепла конвекцией и лучеиспусканием печным массивом:
сум
= ∑ qi
=24522,5+39384,18+8943,9+123243,9+12048,67+20047,73+15494,78+51702,98+43091,09+26491,47=
374971,1 кДж/ч.
.
Рассчитаем потери тепла конвекцией и лучеиспусканием и теплопроводностью в
грунт (примем 10% от потерь наружными поверхностями) печным массивом,
отнесённые к тонне шихты:
13
= qсум *1,1*Е*τ/(bср*L*h* γсш ) = 374971,1*1,1*1000*17/(0,41*15,14 *4,98*780) = 290807,6 кДж/т.
Таблица 7 - Тепловой баланс коксовой печи
Приходная часть
|
Расходная часть
|
Статья
|
кДж/т (%)
|
Статья
|
кДж/т (%)
|
Теплота сгорания
отопительного газа
|
2339790,73 96,5%
|
Теплота нагрева кокса
|
1140340,37 ( 47,05%)
|
Теплота отопительного газа
|
24752,0 1,02 %
|
Теплота нагрева коксового
газа
|
122140,84 ( 5,04%)
|
Теплота воздуха
|
27322,84 (1,13%)
|
Теплота нагрева паров смолы
|
70158,19 (2,89 %)
|
Теплота угольной шихты
|
31674,0 1,31
|
Теплота нагрева паров
сырого бензола
|
16841,16 (0,69 %)
|
|
|
Теплота нагрева паров
аммиака
|
4459,15 (0,19 %)
|
|
|
Теплота нагрева
сероводорода
|
2215,67 (0,09 %)
|
|
|
Теплота нагрева паров воды
|
3317551,54 ( 13,69%)
|
|
|
Потери тепла с продуктами
горения
|
444824,57 (18,35%)
|
|
|
Потери тепла в окружающую
среду
|
290807,58 ( 12,01%)
|
Итого
|
2423539,57 100%
|
Итого
|
2423539,57 100%
|
. Приравняем приходную часть и расходную часть
теплового баланса и найдём расход отопительного газа G:
*G +
68,51*G + 75,903*G + 31,7
=1118394,81+126427,78+70911,85+13818,15+4459,64+2215,67+331551,54+1235,69*G+290807,58 ;
G =
359,96 м3/т.
. Подставим полученное значение расхода отопительного газа и сведём
тепловой баланс в таблицу 7.
. Рассчитаем теплотехнический к.п.д. обогрева коксовых печей:
ηтепл = (Qсум - Q12 - Q13)*100/ Qсум = (2423539,57 - 444824,6 - 290807,6)*100/ 2423539,57 =
69,65 %
. Рассчитаем термический к.п.д. обогрева коксовых печей:
ηтерм = (Qсум - Q12
)*100/ Qсум = (2423539,57 -
444824,6)*100/2423539,57 = 81,64 %
. Рассчитаем удельный расход тепла на коксование 1 кг шихты фактической
влажности:
рш = Q1/Е = 2339790,72/1000 = 2339,79
кДж/кг.
3. Расчёт
гидравлического режима коксовой печи
При расчёте гидравлического режима коксовой печи для упрощения примем,
что в регенераторе подогревается только воздух, поступающий на горение.
. Рассчитаем количество газа, подаваемого на один простенок:
г = bср*L*h* γсш* qрш /τ/Qрн =
0,41*15,14*4,98*780*2339,79/17/6500 = 510,56 м3/ч.
. Рассчитаем количество газа, подаваемое на коксовую сторону по
эмпирической формуле:
гкс = Vг *(7 + 0,4)*1,123/(7 + 0,4)*1,123 +
(8 + 0,4) = 253,91 м3/ч.
. Через подовый канал одного регенератора с коксовой стороны на
восходящем потоке проходит воздух в количестве:
в = Vгкс * Vд0 /3600 = 253,91*1,94/3600 = 0,137 м3/с.
. Через подовый канал одного регенератора с коксовой стороны на
нисходящем потоке проходят продукты сгорания в количестве:
пг = Vгкс * Vпр.г /3600 = 253,91*2,79/3600 = 0,196 м3/с.
. Рассчитаем расход воздуха в коротком косом ходе по эмпирической
формуле:
вккх = Vв *(1 - 2,8/(2,8 + 12))/12 = 0,137*(1
- 2,8/(2,8 + 12))/12 = 0,0092 м3/с.
. Рассчитаем расход продуктов горения в вертикале по эмпирической
формуле:
/ пгв = Vпг *(1 - 1,4/(1,4 + 6))/6 = 0,196*(1
- 1,4/(1,4 + 6))/6 = 0,02659 м3/с.
Или с учётом рециркуляции равной 1,8: Vпгв = V/ пгв
*1,8 = 0,0266*1,8 = 0,04786 м3/с.
. Рассчитаем расход продуктов горения в длинном косом ходе:
пгдкх = V/ пгв /2 = 0,02659/2 = 0,01329 м3/с.
Расчёт гидравлического сопротивления отопительной системы
Восходящий поток
. Рассчитаем вязкость воздуха при 100 0С по формуле Сазерленда:
μ100 = μ0 *(1 + С/273)/(1 + С/Т)*(Т/273)0,5 ,
где μ0 - динамическая вязкость воздуха при Т0 = 273 К (приложение 4);
С - постоянная Сазерленда (приложение 4).
μ100 = μ0 *(1 + С/273)/(1 + С/Т)*(Т/273)0,5 =
1,721*10-5*(1 + 122/273)/(1 + 122/373)*(373/273)0,5 = 2,19*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность воздуха при 100 0С:
ρ100 = ρв*273/(t + 273) = 1,285*273/(100 + 273) = 0,94 кг/м3.
. Рассчитаем скорость воздуха в подовом канале:
Wпк = Vв /Fпк = 0,137/0,141 = 0,969 м/с.
. Рассчитаем критерий Рейнольдса в подовом канале для воздуха:
ПК = Wпк *dпк *ρ100/
μ100 =
0,969*0,351*0,94/2,19/10-5 = 14595,73.
. Рассчитаем коэффициент сопротивления трению в подовом канале по формуле
Доброхотова:
λПК = 0,175/ ReПК0,12 = 0,175/14595,730,12 = 0,0554.
. Рассчитаем потери на трение в подовом канале регенератора:
Δр1 = kпк* λПК *Lпк* W2пк * ρ0 *Тпк/(dпк*2*g*T0)*9,81,
где kпк - коэффициент для
подового канала;пк - длина канала, м;пк - эквивалентный диаметр канала, м.
Δр1 = kпк* λПК *Lпк* W2пк * ρ0 *Тпк/(dпк*2*g*T0)*9,81
= 1/3*0,0554*6,923*0,9692*1,285* 373/(0,351*2*9,81*273)*9,81 = 0,301 Па.
. Рассчитаем скорость воздуха
в отверстии колосниковой решётки:
кр = Vв /Fкр/ nкр ,
где Fкр - минимальная площадь
сечения колосникового отверстия, м2;кр - число колосниковых отверстий.
кр = Vв /Fкр/ nкр =
0,137/0,00096/ 92 = 1,54 м/с.
. Рассчитаем потери на
повороте 900:
Δрпов90 = ξпов90* W2кр * ρ0 *Ткр/(2*g*T0)*9,81,
где ξпов90 - местное сопротивление на повороте 900 ξпов90 = 1,5 для квадратных сечений [2] приложение V,
с.352.
Δрпов90 = ξпов90*
W2кр * ρ0 *Ткр/(2*g*T0)*9,81
= =1,5*1,542*1,285*373/(2*9,81*273)*9,81 = 3,156 Па.
. Рассчитаем местное сопротивление
при сужении потока при входе в колосниковую решётку:
ξсуж = 0,5*(1 - Fкр /bпк/( Lпк/
nкр)),
где bпк - ширина
подового канала, м.
ξсуж = 0,5*(1 - Fкр /bпк/ (Lпк/ nкр))
= 0,5*(1 - 0,00096/0,258/(6,923/92)) = 0,4753.
. Рассчитаем потери при сужении
потока при входе в колосниковую решётку:
Δрсуж = ξсуж* W2кр * ρ0 *Ткр/(2*g*T0)*9,81
= =0,4753*1,542*1,285*373/(2*9,81*273)*9,81 = 0,999 Па.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в отверстии колосниковой решётки для воздуха:
кр = Wкр *dкр *ρ100/
μ100 = 1,54*0,035*0,94/2,19/10-5 =
2323,52.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в отверстии колосниковой решётки по формуле Доброхотова:
λ
кр = 0,175/ Reкр0,12 =
0,175/2323,520,12 = 0,069, тогда ξтр = 0,045.
. Рассчитаем местное
сопротивление на расширение и трение в диффузоре:
ξдиф = ξрасш + ξтр = 0,199 + 0,045 = 0,244.
. Рассчитаем потери в
диффузоре колосниковой решётки:
Δрдиф = ξдиф* W2кр * ρ0 *Ткр/(2*g*T0)*9,81
= =0,244*1,542*1,285*373/(2*9,81*273)*9,81 = 0,5134 Па.
. Рассчитаем коэффициент местного
сопротивления при расширении потока при выходе из колосниковой решётки в
насадку регенератора:
ξрасш = 1 - F/ кр / Fнас/ nкр = 1 -
0,00385/(1,13/92) = 0,6865.
. Рассчитаем скорость воздуха
в отверстии колосниковой решётки:
/кр = Vв
/F/кр/ nкр ,
где F/кр - максимальная
площадь сечения колосникового отверстия, м2;кр - число колосниковых отверстий.
/кр = Vв /
F/кр / nкр = 0,137/0,00385/ 92 = 0,386 м/с.
. Рассчитаем потери напора
при расширении потока при выходе из колосниковой решётки в насадку регенератора:
Δррасш = ξрасш* (W/кр )2* ρ0 *Ткр/(2*g*T0)*9,81 = =0,6865*0,3862*1,285*373/(2*9,81*273)* 9,81 = 0,089
Па.
. Потери в колосниковой
решётке рассчитываем по диффузорному отверстию, обладающему наибольшим
сопротивлением:
Δр2 = Δрпов90 +
Δрсуж + Δрдиф + Δррасш = 3,156 + 0,999 + 0,089 + 0,089 = 4,759 Па.
. Рассчитаем скорость воздуха
в насадке регенератора:
рег = Vв
/Fнас = 0,137/1,13 = 0,12 м/с.
. Рассчитаем среднюю
температуру в регенераторе:
Тсррег = (100 + 1200)/2 + 273
= 923 К.
. Рассчитаем потери на трение
в насадке регенератора:
Δр3 = kрег*срег*Lрег* W2рег * ρ0 * Тсррег /(d1,25 рег*В/133,3)*9,81,
где kрег - коэффициент для
перевода из британских мер (kрег = 0,18);
срег - коэффициент, зависящий
от типа насадки (для фасонной срег = 0,34; для прямоугольной срег = 0,22);рег -
длина канала, м;
dрег - эквивалентный диаметр канала, м.
Δр3 = kрег*срег*Lрег* W2рег * ρ0 * Тсррег /(d1,25 рег*В/133,3)*9,81= 0,18*0,34*2,145*
0,122*1,285*923/(0,031,25*99000/133,3)*9,81 = 2,412 Па.
. Рассчитаем коэффициент местного
сопротивления при выходе из насадки регенератора в наднасадочное пространство:
ξннас = 1 - Fнас/ Fннас = 1 -
1,13/2,8 = 0,596.
. Рассчитаем потери напора
при выходе из насадки регенератора в наднасадочное пространство:
Δр4в = ξннас
* W2рег * ρ0 *Трег/(2*g*T0)*9,81 = 0,596*0,122*1,285*1473/(2*9,81*273)* 9,81 = 0,0302
Па.
. Рассчитаем вязкость воздуха
при 1200 0С по формуле Сазерленда:
μ1200
= μ0 *(1 + С/273)/(1 +
С/Т)*(Т/273)0,5 = 1,721*10-5*(1 + 122/273)/(1 + 122/1473)*(1473/273)0,5 =
5,34*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
воздуха при 1200 0С:
ρ1200
= ρв*273/(t + 273) =
1,285*273/(1200 + 273) = 0,238 кг/м3.
. Рассчитаем скорость воздуха
в наднасадочном пространстве:
ннас = Vв
/Fннас = 0,137/1,732 = 0,0789 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в наднасадочном пространстве для воздуха:
ннас = Wннас
*dннас *ρ1200/
μ1200 = 0,0789*0,501*0,238/5,34/10-5
= 176,34.
123. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в наднасадочном пространстве регенератора по формуле
Доброхотова:
λ
ннас = 0,175/ Reннас0,12 =
0,175/176,340,12 = 0,0941.
. Рассчитаем потери на трение
в наднасадочном пространстве регенератора:
Δр4тр = λ ннас *Lннас* W2ннас * ρ0 *Тннас/(dннас*2*g*T0)*9,81 = =0,0941*0,12*0,07892*1,285*
1473/(0,501*2*9,81*273)*9,81 = 0,00048 Па. Тогда:
Δр4 = Δр4в + Δр4тр = 0,0301 + 0,00048 = 0,0307 Па.
. Рассчитаем скорость воздуха
при входе в короткий косой ход:
кх вх = Vвккх
/Fкх вх = 0,0092/0,025 = 0,369 м/с.
. Рассчитаем потери напора на
повороте 450 к косому ходу:
Δрпов45 = ξпов45*
W2кх вх * ρ0 *Ткх/(2*g*T0)*9,81,
где ξпов45 - местное сопротивление на повороте 450 ξпов45 = 0,32 для квадратных сечений [2] приложение V,
с.352.
. Рассчитаем местное
сопротивление при сужении потока при входе в короткий косой ход:
ξсуж = 0,5*(1 - Fкх вх / F/ ннас),
где F/ ннас - площадь сечения
при выходе из наднасадочного пространства.
ξсуж = 0,5*(1 - Fкх вх / F/ ннас) = 0,5*(1 -
0,025/0,248) = 0,4496.
. Рассчитаем потери напора
при сужении потока при входе в короткий косой ход:
Δрсуж кх = ξсуж * W2кх вх * ρ0 *Ткх/(2*g*T0)*9,81 = 0,4496*0,3692*1,285*1503/(2*9,81* 273)*9,81 = 0,217
Па.
. Рассчитаем вязкость воздуха
при 1230 0С по формуле Сазерленда:
μ1230 = μ0 *(1 + С/273)/(1 + С/Т)*(Т/273)0,5 = 1,721*10-5*(1 + 122/273)/(1 +
122/1503)*(1503/273)0,5 = 5,4*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
воздуха при 1230 0С:
ρ1230 = ρв*273/(t +
273) = 1,285*273/(1230 + 273) = 0,233 кг/м3.
. Рассчитаем скорость воздуха
в коротком косом ходе:
кх = Vвккх /Fкх =
0,0092/0,012 = 0,769 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в коротком косом ходе для воздуха:
кх = Wкх *dкх *ρ1230/ μ1230
= 0,769*0,109*0,233/5,4/10-5 = 362,45.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в коротком косом ходе по формуле Доброхотова:
λ кх = 0,175/ Reкх 0,12 = 0,175/362,450,12 =
0,0862.
. Рассчитаем потери на трение
в коротком косом ходе:
Δркх тр = λ кх *Lкх* W2кх * ρ0 *Ткх/(dкх*2*g*T0)*9,81
= 0,0862*1,2*0,7692*1,285* 1503/(0,109*2*9,81*273)*9,81 = 1,992 Па.
. Рассчитаем потери напора на
повороте 450 в коротком косом ходе:
Δрпов45кх = ξпов45* W2кх * ρ0 *Ткх/(2*g*T0)*9,81
= 0,32*0,7692*1,285*1503/(2*9,81*273) *9,81 = 0,67 Па.
. Рассчитаем коэффициент
местного сопротивления при плавном сужении струи на уровне регистра и
рассекателя:
ξсуж рег = kрег *(1 - Fкх вых /Fкх ) ,
где kрег - коэффициент для
сужении струи в регистре и рассекателе.
ξсуж рег = kрег *(1 - Fкх вых /Fкх ) = 0, 01081*(1 -
0,0063/0,012) = 0,005135.
. Рассчитаем скорость воздуха
на выходе из короткого косого хода:
кх вых = Vвккх
/Fкх вых = 0,0092/0,0063 = 1,466 м/с.
. Рассчитаем потери напора за
счёт плавного сужения струи на уровне регистра и рассекателя:
Δрсуж рег = ξсуж рег * W2кх вых * ρ0 *Ткх/(2*g*T0)*9,81 = 0,005135*1,4662*1,285* 1503/(2*9,81*273)*9,81 =
0,0391 Па.
. Рассчитаем потери напора
при выходе воздуха в вертикал, с учётом того, что регистр и рассекатель
закрывают половину сечения вертикала:
Δрвых верт = (1 - Fкх вых /Fверт*0,5 ) * W2кх
вых * ρ0
*Ткх/(2*g*T0)*9,81 = (1 - 0,0063/0,218
*0,5)*1,4662* 1,285* 1503/(2*9,81*273)*9,81 = 7,497 Па.
. Общая потеря напора в
коротком косом ходе:
Δр5 = Δрпов45 +
Δрсуж кх + Δркх тр + Δрпов45кх + Δрсуж рег + Δрвых верт = 10,57 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов сгорания при 0 0С:
ln
μпг = ln μH2О* H2О +
ln μCO2*CO2 +ln μSO2*SO2 + ln μN2* N2 + ln μO2*O2 = ln(0,818*
10-5)*0,1216 + ln(1,384*10-5)*0,1371+ ln(1,354*10-5)*0,0028
+ ln(1,667*10-5)*0,6869 + ln(1,943*10-5)*0,0516
. Тогда μпг = 7,12*10-5 Па*с.
. Постоянную Сазерленда рассчитаем
по методу аддитивности:
Спг = Спгдг*адг + Спгкг*акг =
167*0,777 + 237*0,223 = 183.
. Рассчитаем вязкость
продуктов сгорания при 1500 0С по формуле Сазерленда:
μ1500
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 +
Спг/Т)*(Т/273)0,5 = 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/1773)*(1773/273)0,5 = 2,73
*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 1500 0С:
ρ1500 = ρпг*273/(t +
273) = 1,352 *273/(1500 + 273) = 0,21 кг/м3.
. Рассчитаем скорость
продуктов сгорания в вертикале:
верт = Vпгв
/Fверт = 0,047 /0,218 = 0,219 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в вертикале для продуктов горения:
верт = Wверт
*dверт *ρ1500/ μ1500
= 0,219*0,445*0,2/2,73/10-5 = 744,89.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в вертикале по формуле Доброхотова:
λ
верт = 0,175/ Reверт 0,12 =
0,175/744,890,12 = 0,0791.
. Рассчитаем потери на трение
в вертикале:
Δр6 = λ верт
*Lверт* W2верт * ρпг *Тверт/(dверт*2*g*T0)*9,81 = 0,0791*3,96*0,2192*1,352*
1773/(0,445*2*9,81*273)*9,81 = 0,149 Па.
. Рассчитаем скорость продуктов
сгорания в перевальном окне:
Wпо = Vпгв /Fпо = 0,047 /0,114 = 0,419 м/с.
. Рассчитаем потери напора
при повороте на 900 в перевальное окно:
Δрпов90по = ξпов90* W2по * ρпг
*Тпо/(2*g*T0)*9,81 = 1,5*0,4192*1,352*1673/(2* 9,81*273)*9,81 = 1,096 Па.
. Рассчитаем потери напора
при сужении в перевальном окне:
Δрсуж по = 0,5*(1 - Fпо /Fверт) * W2по
* ρпг *Тпо/(2*g*T0)*9,81 = 0,5*(1 - 0,114/0,218)* 0,4192*
1,352*1673/(2*9,81*273)*9,81 = 0,1743 Па.
Нисходящий поток
. Рассчитаем потери напора
при расширении при выходе из перевального окна:
Δррасш по = (1 - Fпо /Fверт) * W2по * ρпг *Тпо/(2*g*T0)*9,81 = (1 - 0,114/0,218)* 0,4192*
1,352*1673/(2*9,81*273)*9,81 = 0,348 Па.
. Рассчитаем потери напора
при повороте на 900 из перевального окна в вертикал: Δрпов90по = 2,6 Па.
. Суммарные потери в
перевальном окне:
Δр7 = 2*Δрпов90по + Δрсуж по + Δррасш по = 2*2,6 + 0,348 + 0,1715 = 5,723 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов сгорания при 1350 0С по формуле Сазерленда:
μ1350
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 +
Спг/Т)*(Т/273)0,5 = 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/1623)*(1623/273)0,5 =
2,63*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 1350 0С:
ρ1350
= ρпг*273/(t + 273) = 1,352
*273/(1350 + 273) = 0,227 кг/м3.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в вертикале для продуктов горения:
верт = Wверт
*dверт *ρ1500/
μ1500 = 0,219*0,445*0,227/2,63/10-5
= 842,32.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в вертикале по формуле Доброхотова:
λ
верт = 0,175/ Reверт 0,12 =
0,175/842,320,12 = 0,078.
. Рассчитаем потери на трение
в вертикале:
Δр8 = λ верт
*Lверт* W2верт * ρпг *Тнверт/(dверт*2*g*T0)*9,81 = 0,078*3,96*0,2192*1,352*
1623/(0,445*2*9,81*273)*9,81 = 0,134 Па.
. Рассчитаем скорость воздуха
на входе в длинный косой ход:
дкх вх = Vпгдкх
/Fкх вых = 0,0132/0,0063 = 2,11 м/с.
. Рассчитаем потери напора
при входе продуктов горения в длинный косой ход, с учётом того, что регистр и
рассекатель закрывают половину сечения:
Δрдкх вх= 0,5*(1 - Fкх вых /Fверт*0,5 ) * W2
дкх вх * ρпг *Тдкх/(2*g*T0)*9,81 = 0,5*(1 - 0,0063/0,218
*0,5)*2,112* 1,352* 1593/(2*9,81*273)*9,81 = 8,661 Па.
. Рассчитаем коэффициент
местного сопротивления при плавном расширении струи на уровне регистра и
рассекателя:
ξрасш рег = kрег расш *(1 - Fкх вых /Fкх ) ,
где kрег расш - коэффициент
для расширения струи на уровне регистра и рассекателя.
ξсуж рег = kрег *(1 - Fкх вых /Fкх ) = 0, 1747*(1 -
0,0063/0,012) = 0,083.
. Рассчитаем потери напора за
счёт плавного расширения струи на уровне регистра и рассекателя:
Δррасш рег = ξрасш рег * W2дкх вх * ρпг *Тдкх/(2*g*T0)*9,81 = 0,083*2,112*1,352* 1593/(2*9,81*273)*9,81 =
1,458 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов сгорания при 1320 0С по формуле Сазе
рленда:
μ1320
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 +
Спг/Т)*(Т/273)0,5 = 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/1593)*(1593/273)0,5 =
2,56*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 1320 0С:
ρ1320
= ρпг*273/(t + 273) = 1,352
*273/(1320 + 273) = 0,231 кг/м3
166. Рассчитаем скорость
продуктов горения в длинном косом ходе:
дкх = Vпгдкх
/Fкх = 0,0132/0,012 = 1,108 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в длинном косом ходе для продуктов горения:
дкх = Wдкх
*dкх *ρ1320/ μ1320
= 1,108*0,109*0,231/2,56/10-5 = 1092,38.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в длинном косом ходе по формуле Доброхотова:
λ
дкх = 0,175/ Reдкх 0,12 =
0,175/1092,380,12 = 0,075.
. Рассчитаем потери на трение
в длинном косом ходе:
Δрдкх тр = λ дкх *L дкх * W2 дкх * ρпг *Т
дкх /(dкх*2*g*T0)*9,81 = 0,075*1,54*1,1082* 1,352*1593/(0,109*2*9,81*273)*9,81
= 5,173 Па.
. Рассчитаем потери напора на
повороте 450 в длинном косом ходе:
Δрпов45дкх = ξпов45* W2 дкх * ρпг *Т
дкх /(2*g*T0)*9,81 = 0,32*1,1082*1,352*1593/(2* 9,81*273)*9,81 = 1,55 Па.
. Рассчитаем скорость
продуктов горения при выходе из длинного косого хода:
дкх = Vпгдкх
/Fвых дкх = 0,0132/0,025 = 0,531 м/с.
172. Рассчитаем местное
сопротивление при расширении потока при выходе из длинного косого хода в
наднасадочное пространство:
ξрасш дкх = 1 - Fвых дкх / F/ ннас,
где F/ ннас - площадь сечения
при входе в наднасадочное пространство.
ξрасш дкх = 1 - Fвых дкх / F/ ннас = 1 - 0,025/0,248 =
0,899.
. Рассчитаем потери напора
при расширении потока при выходе в наднасадочное пространство:
Δррасш дкх = ξрасш дкх * W2дкх * ρпг *Тдкх/(2*g*T0)*9,81 = 0,899*0,5312*1,352*1593/(2* 9,81*273)*9,81 =
1,004 Па.
. Рассчитаем потери напора на
повороте 450 при выходе из длинного косого хода в наднасадочное пространство:
Δрпов45н = ξпов45* W2 дкх * ρпг *Т дкх /(2*g*T0)*9,81 = 0,32*0,5312*1,352*1593/(2*9,81* 273) *9,81 =
0,357 Па.
. Общая потеря напора в
длинном косом ходе:
Δр9 = Δрдкх вх
+ Δррасш рег + Δрдкх тр +
Δрпов45дкх + Δррасш дкх + Δрпов45н = 18,203 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов горения при 1300 0С по формуле Сазерленда:
μ1300
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 +
Спг/Т)*(Т/273)0,5 = 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/1573)*(1573/273)0,5 =
2,54*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 1300 0С:
ρ1300
= ρпг*273/(t + 273) = 1,352
*273/(1300 + 273) = 0,235 кг/м3.
. Рассчитаем скорость
продуктов сгорания в наднасадочном пространстве:
ннас = Vпг
/Fннас = 0,195/1,732 = 0,113 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в наднасадочном пространстве для продуктов сгорания:
ннас = Wннас
*dннас *ρ1300/ μ1300
= 0,113*0,501*0,235/2,54/10-5 = 525,377.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в наднасадочном пространстве регенератора по формуле
Доброхотова:
λ
ннас = 0,175/ Reннас0,12 =
0,175/525,370,12 = 0,083.
. Рассчитаем потери на трение
в наднасадочном пространстве регенератора при движении продуктов сгорания:
Δр10тр = λ ннас *Lннас* W2ннас * ρпг *Тнн/(dннас*2*g*T0)*9,81 = 0,083*0,12*0,1132*
1,352*1573/(0,501*2*9,81*273)*9,81 = 0,00099 Па.
. Рассчитаем коэффициент
местного сопротивления при выходе из наднасадочного пространства в насадку
регенератора:
ξннас = 0,5*(1 - Fнас/ Fннас
) = 0,5*(1 - 1,13/2,8) = 0,298.
. Рассчитаем потери напора
при выходе из из наднасадочного пространства в насадку регенератора:
Δр10в = ξннас * W2ннас * ρпг *Тнн/(2*g*T0)*9,81 = 0,298*0,1132*1,352*1573/(2*9,81* 273)* 9,81 =
0,015 Па.
. Суммарные потери в
наднасадочном пространстве регенератора:
Δр10 = Δр10тр + Δр10в = 0,015+0,00098 = 0,0159 Па.
. Рассчитаем скорость
продуктов сгорания в насадке регенератора:
рег пг = Vпг
/Fнас = 0,196/1,13 = 0,174 м/с.
. Рассчитаем среднюю
температуру продуктов сгорания в регенераторе:
Тсррег пг = (350 + 1300)/2 +
273 = 1098 К.
. Рассчитаем потери на трение
в насадке регенератора:
Δр11 = kрег*срег*Lрег* W2рег пг * ρпг * Тсррег пг /(d1,25 рег*В/133,3)*9,81,
где kрег - коэффициент для
перевода из британских мер (kрег = 0,18);
срег - коэффициент, зависящий
от типа насадки (для фасонной срег = 0,34; для прямоугольной срег = 0,22);рег -
длина канала, м;
dрег - эквивалентный диаметр канала, м.
Δр11 = kрег*срег*Lрег* W2рег пг * ρпг * Тсррег пг /(d1,25 рег*В/133,3)*9,81=
0,18*0,34*2,145* 0,1742*1,352*1098/(0,031,25*99000/133,3)*9,81 = 6,254 Па.
. Рассчитаем скорость
продуктов горения в отверстии колосниковой решётки:
кр пг = Vпг
/Fкр/ nкр ,
где Fкр - минимальная площадь
сечения колосникового отверстия, м2;кр - число колосниковых отверстий.
кр пг = Vпг
/Fкр/ nкр = 0,196/0,00096/ 92 = 2,23 м/с.
. Рассчитаем местное
сопротивление при сужении потока при входе в колосниковую решётку продуктов
сгорания:
ξсуж кр = 0,5*(1 - Fкр * nкр / Fнас) = 0,5*(1 -
0,00096*92/1,13) = 0,461.
. Рассчитаем потери при
сужении потока при входе в колосниковую решётку:
Δрсуж кр = ξсуж кр* W2кр пг * ρпг *Ткр пг/(2*g*T0)*9,81 = 0,461*2,232*1,352*623/(2*9,81* 273)*9,81 =
3,53 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов горения при 350 0С по формуле Сазерленда:
μ350
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 +
Спг/Т)*(Т/273)0,5 = 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/623)*(623/273)0,5 =
1,38*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 350 0С:
ρ350 = ρпг*273/(t +
273) = 1,352 *273/(350 + 273) = 0,593 кг/м3.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в отверстии колосниковой решётки для продуктов сгорания:
кр пг = Wкр
пг *dкр *ρ350/
μ350 = 2,23*0,035*0,593/1,38/10-5 =
3339,84.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в отверстии колосниковой решётки продуктов горения по
формуле Доброхотова:
λ
кр пг = 0,175/ Reкр пг0,12 =
0,175/3339,840,12 = 0,0661, тогда ξтр = 0,044.
. Рассчитаем местное
сопротивление на расширение и трение в диффузоре:
ξдиф = ξрасш + ξтр = 0,199 + 0,044 = 0,244.
. Рассчитаем потери в
диффузоре колосниковой решётки:
Δрдиф пг = ξдиф* W2кр пг * ρпг
*Ткр пг/(2*g*T0)*9,81 = 0,244*2,232*1,352*623/(2* 9,81*273)*9,81 = 1,869 Па.
. Рассчитаем местное
сопротивление при расширении потока при выходе из колосниковой решётки в
подовый канал:
ξрасш пк = 1 - Fкр макс * nкр /bпк/ Lпк,
где bпк - ширина
подового канала, м.
ξрасш пк = 1 - Fкр макс * nкр /bпк/ Lпк = 1 -
0,00385*92/0,258/6,923 = 0,8017.
. Рассчитаем скорость дымовых
газов при выходе из отверстий колосниковой решётки:
кр вых = Vпг
/Fкр вых/ nкр = 0,196/0,00385/ 92 = 0,555 м/с
. Рассчитаем потери при
расширении потока при выходе в подовый канал:
Δррасш пк = ξрасш пк * W2кр вых * ρпг *Ткр пг/(2*g*T0)*9,81 = 0,8017*0,5552*1,352*623/(2* 9,81*273)*9,81 =
0,381 Па.
. Рассчитаем потери на
повороте 900 в подовый канал:
Δрпов90пг = ξпов90* W2кр вых * ρпг *Ткр пг/(2*g*T0)*9,81 = 1,5*0,5552*1,352*623/(2*9,81* 273)*9,81 =
0,714 Па.
. Суммарные потери напора в
колосниковом отверстии:
Δр12 = Δрсуж кр
+ Δрдиф пг + Δррасш пк + Δрпов90пг = 6,496 Па.
. Рассчитаем вязкость
продуктов горения при 300 0С по формуле Сазерленда:
μ300
= μпг *(1 + Спг/273)/(1 + Спг/Т)*(Т/273)0,5
= 7,12*10-5*(1 + 183/273)/(1 + 183/573)*(573/273)0,5 = 1,3*10-5 Па*с.
. Рассчитаем плотность
продуктов сгорания при 300 0С:
ρ300
= ρпг*273/(t + 273) = 1,352
*273/(300 + 273) = 0,644 кг/м3.
. Рассчитаем скорость
продуктов сгорания в подовом канале:
пк пг = Vпг
/Fпк = 0,196/0,141 = 1,396 м/с.
. Рассчитаем критерий
Рейнольдса в подовом канале для продуктов сгорания:
пк пг = Wпк
пг *dпк
*ρ300/ μ300 = 1,396*0,351*0,644/1,3/10-5 = 24259,34.
. Рассчитаем коэффициент
сопротивления трению в подовом канале для продуктов горения по формуле
Доброхотова:
λ
пк пг = 0,175/ Reпк пг0,12 =
0,175/24259,340,12 = 0,0521.
. Рассчитаем потери напора в
подовом канал при движении продуктов сгорания:
Δр13 = kпк* λпк пг *Lпк* W2пк пг * ρпг *Тпк пг/(dпк*2*g*T0)*9,81 = 1/3*0,0521*6,923*1,3952* 1,352*
573/(0,351*2*9,81*273)*9,81 = 0,947 Па.
208. Сведём потери напора на
участках отопительной системы печи в таблицу 8.
Расчёт гидростатических
подпоров
Восходящий поток
. Рассчитаем подпор в подовом
канале (от оси до верха):
Δр01 = 0,5*Нпк*( ρв*Т0/(tв + 273) - ρв*Т0/ Тпк = 0,5*0,546*(1,285*273/303 - 1,285*273/373)*9,81 = 0,581 Па.
. Рассчитаем подпор в
колосниковой решетке:
Δр02 = (Lкр + 0,04)*( ρв*Т0/(tв +
273) - ρв*Т0/ Тпк = (0,102 + 0,04)*(1,285*273/303 - 1,285*273/373)*9,81
= 0,303 Па.
. Рассчитаем подпор в наседке
регенератора:
Δр03 = Lнр *( ρв*Т0/(tв +
273) - ρв*Т0/ Тсррег = 2,145*(1,285*273/303 - 1,285*273/923)*
9,81 = 16,36 Па.
. Рассчитаем подпор в
наднасадочном пространстве регенератора (до «глазка»):
Δр04 = (Lннас + 0,037)*( ρв*Т0/(tв +
273) - ρв*Т0/ Тннас = (0,12 + 0,037)*(1,285*273/303 -
1,285*273/1473)* 9,81 = 1,416 Па.
. Рассчитаем подпор в
коротком косом ходе:
Δр05 = Lкх *( ρв*Т0/(tв +
273) - ρв*Т0/ Ткх = 1,2*(1,285*273/303 - 1,285*273/1503)* 9,81
= 10,882 Па.
214. Рассчитаем подпор в
вертикале:
Δр06 = Lверт *( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тверт = 3,96*(1,285*273/303
- 1,352* 273/1773)*9,81 = 36,88 Па.
. Рассчитаем подпор в
шахточке вертикала:
Δр07 = (Lшах + 0,142)*( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тшах = (1,936 +
0,142)*(1,285*273/303 - 1,352*273/1273)* 9,81 = 17,689 Па.
Нисходящий поток
. Рассчитаем подпор в
вертикале:
Δр08 = Lверт *( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тнверт = 3,96*(1,285*273/303
- 1,352* 273/1623)*9,81 = 36,14 Па.
. Рассчитаем подпор в длинном
косом ходе:
Δр09 = Lдкх *( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тдкх = 1,54*(1,285*273/303 -
1,352*273/1593)* 9,81 = 13,989 Па.
. Рассчитаем подпор в
наднасадочном пространстве регенератора:
Δр010 = (Lннас + 0,037)*( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тнн = (0,12 +
0,037)*(1,285*273/303 - 1,352*273/1573)* 9,81 = 1,422 Па.
. Рассчитаем подпор в насадке
регенератора:
Δр011 = Lнр *( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Тсррег пг =
2,145*(1,285*273/303 - 1,352* 273/1098)*9,81 = 17,286 Па.
. Рассчитаем подпор в колосниковой
решётке:
Δр012 = (Lкр + 0,04)*( ρв*Т0/(tв +
273) -
ρпг*Т0/ Ткр пг = (0,102 +
0,04)*(1,285*273/303 - 1,352*273/623)*9,81 = 0,787 Па.
. Рассчитаем подпор в подовом
канале (до оси):
Δр013 = 0,5*Нпк*( ρв*Т0/(tв + 273) - ρпг*Т0/ Тпк пг = 0,5*0,546*(1,285*273/303 - 1,352*273/573)*9,81 = 1,375
Па.
. Полученные значения
подпоров занесём в таблицу 8.
. Для построения
гидравлической кривой определим давления в характерных точках отопительной
системы, которыми являются (см. рисунок 1):
на восходящем потоке: подовый
канал регенератора - 1; «глазок» регенератора - 2»; под вертикала - 3; верх
вертикала - 4; верх печей (под крышкой шахточки) - 5;
на нисходящем потоке: верх
вертикала - 6; под вертикала - 7; «глазок» регенератора - 8; подовый канал - 9.
Таблица 8 - Сопротивления и
гидростатические подпоры отопительной системы печи в Паскалях
Участки отопительной
системы
|
Восходящий поток
|
Нисходящий поток
|
|
сопротивление
|
подпор
|
сопротивление
|
подпор
|
Подовый канал регенератора
|
0,3
|
0,58
|
0,95
|
1,38
|
Колосниковая решётка
|
4,76
|
0,3
|
6,5
|
0,79
|
Насадка регенератора
|
2,41
|
16,36
|
6,25
|
17,29
|
Наднасадочное пространство
|
0,03
|
1,42
|
0,02
|
1,42
|
Косой ход
|
10,57
|
10,88
|
18,2
|
13,99
|
Вертикал (до оси перевала)
|
0,15
|
36,89
|
0,13
|
36,14
|
Перевальное окно
|
---
|
|
5,72
|
|
Шахточка вертикала
|
---
|
17,69
|
---
|
17,69
|
Итого
|
18,22
|
84,12
|
37,77
|
88,69
|
Рисунок 1 - Характерные точки отопительной системы:
на восходящем потоке:1 - подовый канал регенератора; 2 - «глазок»
регенератора; 3 - под вертикала; 4 - верх вертикала; 5 - верх печей (под
крышкой шахточки);
на нисходящем потоке: 6 - верх вертикала; 7 - под вертикала; 8 - «глазок»
регенератора; 9 - подовый канал.
Восходящий поток
. При общем сопротивлении отопительной системы на восходящем потоке
равном 18,22 Па и гидростатическом подпоре 84,12 Па для обеспечения под крышкой
шахточки абсолютного давления, равного атмосферному (р5 = 0), в подовом канале
регенератора на восходящем потоке должно быть следующее давление:
р5 = р1 + 18,22 - 84,12. Тогда р1 = - 65,9 Па.
. В «глазке» регенератора на восходящем потоке давление:
р2 = р1 + Δр01 + Δр02 + Δр03 + Δр04 - Δр1 - Δр2 - Δр3 - Δр4 = - 65,9 + 0,581 + 0,302 + 16,364+
1,416 - 0,3 - 4,76 - 2,41 - 0,03 = - 54,74 Па.
. На поду вертикала давление:
р3 = р2 + Δр05 - Δр5 = - 54,74 + 10,88 - 10,57 = -
54,43 Па.
. На верху вертикала давление:
р4 = р3 + Δр06 - Δр6 = - 54,43 + 36,887 - 0,149 = -
17,69 Па.
. Проверим давление под крышкой шахточки вертикала:
р5 = р4 + Δр07 = - 17,69 + 17,689 = 0,001 Па.
Погрешность удовлетворительная.
Нисходящий поток
. На верху вертикала давление:
р6 = р4 - Δр7 = - 17,69 - 5,723 = - 23,41 Па.
. На поду вертикала давление:
р7 = р6 - Δр8 - Δр08 = - 23,41 - 0,134 - 36,139 = -
59,69 Па.
. В «глазке» регенератора на восходящем потоке давление:
р8 = р7 - Δр9 - Δр09 = - 59,69 - 13,2 - 13,989 = -
91,88 Па.
. В подовом канале регенератора давление:
р9 = р8 - Δр010 - Δр011 - Δр012 - Δр013 - Δр10 - Δр11 - Δр12 - Δр13 = - 133,62 Па.
. На основании полученных данных строим гидравлическую кривую
отопительной системы коксовых печей, отапливаемых смесью коксового и доменного
газа (рисунок 2).
Рисунок 2 - Гидравлическая кривая отопительной системы коксовых печей ПВР
V = 30,9 м3, отапливаемых смесью коксового и доменного газов.
Заключение
Таблица 9- Расчетные данные о выходе продуктов коксования в % на сухую
массу шихты
Продукты
|
Выход летучих веществ на
сухую массу шихты,%
|
|
22
|
24
|
26
|
28
|
30
|
1.Кокс валовый
|
84,03
|
82,5
|
80,97
|
79,43
|
77,92
|
2. Газ
|
11,857
|
12,618
|
12,89
|
13,37
|
13,85
|
3. Смола
|
2,472
|
3,08
|
3,498
|
3,72
|
3,767
|
4.Сырой бензол
|
0,713
|
0,84
|
0,958
|
1,065
|
1,156
|
5. Аммиак
|
0,266
|
0,265
|
0,264
|
0,265
|
0,265
|
6.Сероводород
|
0,142
|
0,14
|
0,142
|
0,14
|
0,14
|
7.Вода пирогенетическая
|
2,585
|
2,585
|
2,585
|
2,585
|
2,585
|
Невязка баланса
|
-2,065
|
-2,02
|
-1,307
|
-0,529
|
0,329
|
Итого
|
100
|
100
|
100
|
100
|
Из данной таблицы видно, что на каждые 2 % повышения содержания летучих
веществ выход кокса уменьшается на 2%, а выход коксового газа увеличивается
примерно на 1% каждый раз.
Таблица 10 - Расчетные данные о расходах тепла на коксование в
зависимости от выхода веществ
Выход летучих в.-в, %
|
22
|
24
|
26
|
28
|
30
|
Приход
|
Теплота сгорания
отопительного газа
|
2569970,0
|
2520700
|
2571504
|
2339790,73
|
2321251,68
|
|
Теплота отопительного газа
|
27290,31
|
26661,25
|
27202,56
|
24752
|
24555,87
|
|
Теплота воздуха
|
9184,68
|
26874,54
|
30050,99
|
27322,84
|
27106,34
|
|
Теплота угольной шихты
|
10,6
|
31,8
|
31,8
|
31,7
|
31,6
|
|
итого
|
2606455,59
|
2574267,59
|
2628789,348
|
2423539,57
|
2404586,89
|
Расход
|
Теплота нагрева кокса
|
1206231
|
1184267,7
|
1162304,17
|
1140340,37
|
1118394,81
|
|
Теплота нагрева коксового
газа
|
119149,6
|
126800,3
|
129531,05
|
122140,84
|
126427,78
|
|
Теплота нагрева паров смолы
|
46527,31
|
57970,92
|
65838,404
|
70158,19
|
70911,85
|
|
Теплота нагрева паров
сырого бензола
|
11300,83
|
13313,74
|
15184
|
16841,16
|
18318,15
|
|
Теплота нагрева аммиака
|
4473,1
|
4456,27
|
4439,46
|
4459,15
|
4459,64
|
Расход
|
Теплота нагрева
сероводорода
|
2362,24
|
2328,96
|
2326,23
|
2215,67
|
2215,67
|
|
Теплота нагрева паров воды
|
336084,5
|
336083,98
|
336083,64
|
3317551,54
|
331751,54
|
|
Потери тепла с продуктами
горения
|
606046,37
|
594613,74
|
641489,76
|
444824,57
|
441299,87
|
|
Потери тепла в окружающую
среду
|
274274,63
|
254430,77
|
271557,42
|
290807,58
|
290807,58
|
|
Итого
|
2606449,58
|
2574266,33
|
2628790,13
|
2423539,57
|
2404586,89
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
По таблице видно, что с повышением выхода летучих веществ:
. В приходной части теплота угольной шихты уменьшается;
. В расходной части теплота на нагрев кокса уменьшается.
Таким образом, анализируя результаты материальных и тепловых балансов
коксования, пришли к выводу, что повышение выхода летучих веществ во всех
случаях ведет к повышению расхода тепла на коксование.
коксование топливо гидростатический печь
Таблица 11 - Расчетные данные давлений в характерных точках отопительной
системы в зависимости от выхода летучих веществ
|
22
|
24
|
26
|
28
|
30
|
Восходящий поток
|
Р1
|
-66,095
|
-66,773
|
-64,47
|
-65,9
|
-66,19
|
|
Р2
|
-55,069
|
-55,337
|
-54,84
|
-54,74
|
-54,91
|
|
Р3
|
-54,959
|
-54,855
|
-56,56
|
-54,43
|
-54,43
|
|
Р4
|
-17,874
|
-17,876
|
-17,897
|
-17,69
|
-17,69
|
|
Р5
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
Нисходящий поток
|
Р6
|
-18,742
|
-22,116
|
-23,697
|
-23,41
|
-23,4
|
|
Р7
|
-55,209
|
-58,686
|
-60,316
|
-59,69
|
-59,68
|
|
Р8
|
-83,408
|
-91,325
|
-96
|
-91,88
|
-91,59
|
|
Р9
|
-118,995
|
-124,473
|
-133,08
|
-133,62
|
-133,66
|
|
Р10
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
Из таблицы видно, что при увеличении выхода летучих веществ увеличивается
разность давлений в «глазках» регенератора на восходящем потоке, а на
нисходящем потоке уменьшается разность давлений в подовых каналах.
Приложение 1
Таблица 12 - Теплоты сгорания чистых компонентов топлива
Горючий компонент
|
Низшая теплота сгорания
Qрн, ккал/м3
|
СО
|
3016
|
Н2
|
2577
|
СН4
|
8558
|
С2Н4
|
14105
|
С2Н6
|
15235
|
С3Н8
|
21802
|
С4Н10
|
28345
|
С5Н12
|
34900
|
Н2S
|
5534
|
Приложение 2
Таблица 13 - Энтальпия 1 м3 воздуха и газов (кДж/м3) при различных
температурах и постоянном давлении 101325 Па [2], с.347 - 348.
t, 0С
|
воздух
|
СО2
|
Н2О
|
N2
|
O2
|
СО
|
Н2
|
Н2S
|
СН4
|
С2Н4
|
100
|
130,51
|
172,00
|
150,18
|
130,13
|
131,93
|
130,21
|
128,96
|
154,08
|
165,39
|
210,61
|
200
|
261,94
|
361,67
|
303,47
|
260,60
|
267,38
|
262,10
|
259,59
|
314,86
|
353,38
|
465,59
|
300
|
395,42
|
564,24
|
461,36
|
392,41
|
407,48
|
395,67
|
390,65
|
482,34
|
567,75
|
758,68
|
400
|
532,08
|
777,44
|
523,69
|
526,89
|
551,85
|
632,58
|
520,86
|
658,19
|
808,93
|
1088,62
|
500
|
672,01
|
1001,78
|
791,55
|
664,58
|
700,17
|
672,01
|
653,17
|
841,59
|
984,78
|
1446,61
|
600
|
814,96
|
1236,76
|
964,68
|
805,06
|
851,64
|
816,46
|
786,41
|
1032,51
|
1071,84
|
1828,88
|
700
|
960,75
|
1475,41
|
1143,64
|
940,36
|
1005,24
|
961,33
|
920,30
|
1230,98
|
1667,68
|
2233,35
|
800
|
1109,05
|
1718,95
|
1328,11
|
1094,65
|
1162,32
|
1112,06
|
1055,12
|
1436,98
|
1996,36
|
2672,98
|
900
|
1259,36
|
1972,43
|
1517,87
|
1243,55
|
1319,67
|
1262,38
|
1190,78
|
1646,75
|
2336,35
|
3105,08
|
1000
|
1411,86
|
2226,75
|
1713,32
|
1393,86
|
1480,11
|
1415,20
|
1327,28
|
1863,21
|
2696,43
|
3567,32
|
1100
|
1565,94
|
2485,34
|
1913,67
|
1546,14
|
1641,02
|
1570,54
|
1469,22
|
2081,77
|
3062,79
|
|
1200
|
1721,36
|
27,46,44
|
2118,78
|
1699,76
|
1802,76
|
1728,39
|
1612,83
|
2306,20
|
3446,74
|
|
1300
|
1879,27
|
3010,58
|
2328,01
|
1857,74
|
1966,05
|
1883,31
|
1758,12
|
|
|
1400
|
2036,87
|
3276,75
|
2540,25
|
2012,36
|
2129,93
|
2045,76
|
1905,08
|
2760,91
|
|
|
1500
|
2196,19
|
3545,34
|
2758,39
|
2170,55
|
2296,78
|
2200,26
|
2011,85
|
2995,80
|
|
|
1600
|
2356,68
|
3815,86
|
2979,13
|
2328,65
|
2463,97
|
2364,82
|
2204,04
|
|
|
|
1700
|
2517,60
|
4087,10
|
3203,05
|
2486,28
|
2632,09
|
2526,85
|
2356,02
|
|
|
|
1800
|
2680,01
|
4360,67
|
3429,90
|
2646,74
|
2800,48
|
2690,56
|
2509,69
|
|
|
|
1900
|
2841,43
|
4634,76
|
3657,85
|
2808,22
|
2971,30
|
2848,00
|
2657,07
|
|
|
|
2000
|
3006,26
|
4910,51
|
3889,72
|
2970,25
|
3142,76
|
3014,64
|
2813,66
|
|
|
|
2100
|
3169,77
|
5186,81
|
4121,79
|
3131,96
|
3314,85
|
3174,16
|
2971,93
|
|
|
|
2200
|
3338,21
|
5464,20
|
4358,83
|
3295,84
|
3487,44
|
3343,73
|
3131,88
|
|
|
|
2300
|
3500,54
|
5746,39
|
4485,34
|
3457,20
|
3662,33
|
3505,36
|
3293,49
|
|
|
|
2400
|
3665,80
|
6023,25
|
4724,37
|
3620,58
|
3837,64
|
3666,82
|
3456,79
|
|
|
|
2500
|
3835,29
|
6303,53
|
5076,74
|
3786,09
|
4014,29
|
3840,58
|
3620,76
|
|
|
|
Приложение 3
Таблица 14 - Физические свойства дымовых газов СО2 - 13 %; Н2О - 11 %, N2
- 76 %. В = 101325 Па [2], с.349.
t, 0С
|
ρ,
кг/м3
|
ср, кДж/кг*К
|
λ*102,
Вт/м*К
|
а*106, м2/с
|
ν
*106, м2/с
|
μ
*106, Па*с
|
0
|
1,295
|
1,042
|
2,28
|
16,9
|
12,20
|
15,8
|
100
|
0,950
|
1,068
|
3,13
|
30,8
|
21,54
|
20,4
|
200
|
0,748
|
1,097
|
4,01
|
48,9
|
32,80
|
24,5
|
300
|
0,617
|
1,122
|
4,84
|
69,9
|
45,81
|
28,2
|
400
|
0,525
|
1,151
|
5,70
|
94,3
|
60,38
|
31,7
|
500
|
0,457
|
1,185
|
6,56
|
121,1
|
76,30
|
34,8
|
600
|
0,405
|
1,214
|
7,42
|
150,9
|
93,51
|
37,9
|
700
|
0,363
|
1,239
|
8,27
|
183,8
|
112,1
|
40,7
|
800
|
0,330
|
1,264
|
9,15
|
219,7
|
131,8
|
43,4
|
900
|
0,301
|
1,290
|
10,00
|
258,0
|
152,5
|
45,9
|
1000
|
0,275
|
1,306
|
10,90
|
303,4
|
174,3
|
48,4
|
1100
|
0,257
|
1,323
|
11,75
|
345,5
|
197,1
|
50,7
|
1200
|
0,240
|
1,340
|
12,62
|
392,4
|
221,0
|
53,0
|
Приложение 4
Таблица 15 - Физические свойства некоторых газов и газовых смесей [4],
с.171
Наименование
|
Плотность, кг/м3
|
Динамическая вязкость, 105
Па*с
|
Постоянная Сазерленда С
|
СО2
|
1,977
|
1,384
|
254
|
Н2S
|
1,539
|
1,166
|
331
|
С2Н4
|
1,261
|
0,945
|
225
|
О2
|
1,429
|
1,943
|
110
|
СО
|
1,25
|
1,656
|
100
|
СН4
|
0,717
|
1,036
|
164
|
Н2
|
0,09
|
0,836
|
71
|
N2
|
1,25
|
1,667
|
102
|
Водяной пар
|
0,8035
|
0,818
|
961
|
Воздух
|
1,285
|
1,721
|
122
|
Коксовый газ
|
0,43
|
1,03
|
129
|
Доменный газ
|
1,257
|
1,9
|
135
|
П.г. коксового газа
|
1,215
|
1,49
|
237
|
П.г. доменного газа
|
1,38 - 1,39
|
1,6
|
167
|
Список
литературы
1. Павлов
К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и
аппаратов. Л.: Химия, 1987, 576 с.
2. Мастрюков
Б.С. Теплотехнические расчеты промышленных печей. Издательство. М.:
Металлургия, 1972, 360 с .
. Чистяков
А.Н. Технология коксохимического производства в задачах и вопросах. М.:
Металлургия, 1983, 296 с.
. Жидко
А.С. Тепловой и гидравлический расчет коксовых печей. Учебное пособие. Харьков:
Харьковская типография, 1974, 121 с.
. Вирозуб
И.В., Лейбович Р.Е. Расчёты коксовых печей и процессов коксования. Киев: Вища
школа, 1970, 266 с.