2. Визначення основних розмірів робочого простору печі

2.1 Вихідні дані

а) садка печі Т_с=40 т;

б) площа поду F_п=15 м²;

2.2 Визначаємо довжину і ширину дзеркала ванни

Основні розміри приймаємо по табл.2 [1], складеної з урахування даних проектних інститутів і аналізу печей.

Площа поду печі F_м=15м². При відношенні довжини ванни до її ширини довжина дзеркала ванни на рівні металічних порогів садочних вікон складає:

 (2.1)

і ширина:

 (2.2)

2.3 Питома нагрузка площі поду рівна

 (2.3)

2.4 По формулі Стальпроекта глибина ванни рівна

 (2.4)

2.5 Отримана глибина ванни задовольняє умовам

,07L < h=0,55 <0,3B.

2.6 Висота робочого простору над рівнем дзеркала ванни визначається по формулі

 (2.5)

Товщина наклонної задньої стіни робочого простору печі по табл.3 [1] рівна: зверху під сводом s_м=460 мм, внизу на рівні порогів s_в=760 мм (враховуючи наварку).

Товщина передньої мартенівської печі така, як і задньої.

Головний свод робочого простору - динасовий ребристий, товщиною 300/380 мм (табл.5 [1]).

Загальна товщина кладки поду в найтоншій частині рівна 1000 мм.

3. Тепловий баланс печі

3.1 Вихідні дані

товщина кварцевої кладки S₁=195 мм;

товщина динасової кладки S₂=615 мм;

товщина шамотової кладки S₃=180 мм;

товщина теплоізоляційної цегли і засипки S₄=50 мм;

товщина кладки поду в найтоншій частині рівна 1000мм;

товщина головного своду робочого простору (динасовий, ребристий) - 300/380мм;

температура повітря біля печі

теплопровідність динасу

теплопровідність шамоту

теплопровідність теплоізоляції

3.2 Тепловий потік через кладку

 (3.1)

де ₁ - температура внутрішньої поверхні наварки поду, приймаємо рівною 1600 гр. С;_n+1 - температура зовнішньої поверхні кладки поду;

α₂ - сумарний коефіцієнт тепловіддачі конвекцією і випромінюванням від зовнішньої поверхні поду в навколишнє середовище.

Тепловий опір магнезитової кладки і наварки

 (3.2)

Тепловий опір шамотної кладки

 (3.3)

Тепловий опір теплоізоляції

 (3.4)

Загальний опір кладки

 (3.5)

По графіку (рис.8 [1]) визначаємо різницю температур зовнішньої поверхні кладки поду і навколишнього повітря. При R=0,727 (м²· К) /Вт і температурі внутрішньої поверхні 1600 гр. С ця різниця складає 120 гр. С. У випадку, коли температура навколишнього повітря рівна 38 гр. С, температура зовнішньої поверхні складе:

 (3.6)

По цьому ж графіку знаходимо α₂:

Визначаємо тепловий потік через кладку:

.

3.3 Тепловіддаюча поверхня ванни

 (3.7)

3.4 Витрата теплоти на холостий хід

 (3.8)

3.5 При коефіцієнті використання теплоти палива  до пальника, необхідно подати наступну кількість теплоти

 (3.9)

3.6 Витрата теплоти на отримання сталі

Для визначення витрати теплоти на отримання сталі необхідно скласти тепловий баланс плавки.

Прихід теплоти

Теплота, яка отримується при окисленні домішок, з урахуванням теплоти, що виділяється при утворенні шлаку (5% від теплоти при окисленні домішок), складає:

Q₁ = [74,23Si + 17,58Mn + 23,4С + 59,68Р] 1,05 (3.10)

де Si, Mn, С, Р - кількість вигоряючих домішок, числові коефіцієнти відповідають кількості тепла, що виділяється при окисленні 0,01 кг цього елемента. Металева шихта, згідно складом шихтових матеріалів, має такий склад вигоряючих елементів:

С = 4,23  0,5 + 0,3 0,5 = 2,265%;= 0,8  0,5 + 0,15 - 0,5 == 0,475%;

Мn= 1,8  0,5 + 0,45  0,5 + 0,025= 1,15%;

Р = 0,25 0,5 + 0,04  0,5 = 0,145%.₁ = [74,23 - 0,475+ 17,58 (1,15 - 0,333) + 23,4 (2,265 - 0,67) + 59,68 (0,145 - 0,025)] 1,05 = 357,9 кВт/кг, або Q_{1 =} 357900 кВт/т.

Фізична теплота рідкого чавуну

 (3.11)

де m - кількість чавуну в 1 т металевої шихти, т;_{ч. тв}=0,7123 кДж/ (кг·К) - теплоємність чавуну до температури плавлення, [3];_пр=60 кВт/кг - прихована теплота плавлення чавуну, [3];_{ч. р}= 0,232 кДж/ (кг К) - теплоємність рідкого чавуну, [3];_{пл. ч}=1200°С - температура плавлення чавуну, [3];_{ч. р}= 1250°С - температура рідкого чавуну при заливці його в піч, [3].

₂= 0,5 [0,71231200 + 60 + 0,232 (1250 - 1200)] 1000 = 556870 кВт/т.

Загальний прихід теплоти

Q = Q + Q₂ (3.12)= 357900 +556870 =914770кВт/т.

3.7 Розрахунок теплоти

Тепломісткість сталі при 1450°С (температурі її плавлення) складе

Q₁ = 1,05 (с_ст t_{пл. ст} + Q_{пл. ст})  1000 (3.13)

де 1,05-коефіцієнт, що враховує вихід рідкої сталі по відношенню до металевої шихти;

с_ст= 0,7 кДж / кг К - теплоємність сталі, [3];_{пл. ст} =75,58 кВт/кг - прихована теплота плавлення сталі, [3].

₁ = 1,05 (0,7 1450 + 75,58)  1000 = 1145110кВт/т.

Тепломісткість, що виділяється з ванни СО, нагрітої до 1600°С

Q₂ = V_СО  с_СО 1600 (3.14)

де V_СО - обсяг СО, що виділяється з ванни на 1 т сталі;

с_СО=1,4776 кДж/ (кг К) - середня теплоємність СО при нагріванні до 1600°С, [3].

₂ = 29,61,47571600 = 69889,152 кВт/т.

Витрата теплоти на розкладання вапняку

Q₃ = m_вап  Q_розкл, (3.15)

де m_вап - витрата вапняку, кг / т;_розкл =491,98 кВт/кг - теплота розкладання вапняку, [3].₃ = 87,1491,98 = 42851 кВт/т.

Підігрів СО₂ в вапняку від 30°С до 1780°С

, (3.16)

де

с_СО2= 1,214 кДж/ (кг К) - теплоємність СО₂, [3];_{CO2 -} місткість СО₂ в вапняку, кг/кг

 кВт/т.

Відновлення залізної руди

Витрата руди на 1 т металевої шихти дорівнює 45 кг. Зміст Fe₂O₃ в руді 0,7кг. Приймаємо, що все залізо руди відновлюється до Fe.

 кВт/т,

де 1846,6 кВт/кг - теплота, необхідна для отримання 1 кг заліза при відновленні з руди (Fe₃ O_{4 -} Fe).

Тепловміст шлаку і пилу при 1450°С

, (3.17)

де m - кількість шлаку і пилу, кг / т;_пл=0,347 кДж / (кгК) - середня теплоємність шлаку, [3];_пл= 58,13 кВт/кг - прихована теплота плавлення шлаку, [3].

 кВт/т.

Витрата теплоти на перегрів сталі і шлаку до 1650°С

 кВт/т,

де 1,05-коефіцієнт, що враховує вихід рідкої сталі з металевої шихти,

,232 - теплоємність рідкого чавуну, кДж/кг К [3].

Витрата теплоти на випаровування вологи руди при вмісті її 0,8%

, (3.18)

де с_в= 4,19 кДж / (кгК) - середня теплоємність води від 0°С до 100°С [3];_пр= 690 кВт / кг - прихована теплота пароутворення при 0°С [3];

С_{в. п}= 0,66 кДж/ (кгК) - середня теплоємність водяної пари при 1780° [3],

 кВт/т.

Загальна витрата теплоти складе

 (3.19)

Ванні потрібно передати теплоти за рахунок палива, що спалюється і СО, що виділяється з ванни

 (3.20)

Для отримання 185 т сталі потрібно теплоти (без урахування втрати теплоти через под печі)

 (3.21)

4. Витрата палива по періодах плавки та визначення їх тривалості

Витрата палива і теплова потужність печі в період заправки подини.

Приймаємо тривалість заправки рівною двом годинам і теплову потужність печі в цей період рівною

Таким чином, витрата природного газу і мазуту в цей період плавки складає:

 (4.1)

де, Q_г=35,3·10³ кДж/год - теплотворність газу,

м³/год;

 (4.2)

де, Q_м=41,1·10³ кДж/год - теплотворність мазуту,

Із загальної кількості теплоти, яку потрібно передати 1т сталі на протязі всієї плавки, в цей період буде недодана наступна кількість теплоти.

На перегрів метала і шлаку від 1450 гр. С до 1600 гр. С потрібно теплоти:

 (4.3)

де, с_{р. ст}= 0,838 кДж/ (кг·К) - теплоємність рідкої сталі [3];_{р. ст} - вихід рідкої сталі металічної заливки;_шл - кількість шлаку металу;

с_шл=1,249 кДж/ (кг·К) - теплоємність шлаку,

Приймаємо, що у період кипіння і доводки вигоряє 0,6%С. Кількість окису вуглецю, що виділяється із ванни, рівна:

Отримана кількість СО при 1600 гр. С має теплоти:

 (4.4)

Відповідно, із всієї необхідної кількості теплоти ванні в період плавлення буде недодано:

 (4.5)

Теплота окиснення 0,6%С в ванні до СО рівна

Теплота, яка виділяється в результаті спалювання СО в СО₂ над поверхнею ванни, складає

 (4.6)

де, V_CO - кількість отриманого СО при вигоранні 0,6%С, м³/т;_T - теплоутворення СО, кДж/м³;

η_вик - коефіцієнт використання теплоти СО при 1600̊С,

Загальна кількість теплоти, яка не отримана в період плавлення шихти, рівна

 (4.7)

Таким чином, в період плавлення ванні повинно бути передано тепла

 (4.8)

При загрузці площі поду, рівній

 (4.9)

 (4.10)

Величина теплового потоку приходиться на поверхню ванни від факела, продуктів згорання і кладки печі, визначаємо по формулі Стефана-Больцмана, в якій константу випромінювання σ_вид знаходимо по методу Д.В. Будрина з виразу:

де,  - відношення внутрішньої поверхні кладки печі до площі поду;

 - умовна степінь чорноти факела;

 - степінь чорноти тепло сприймаючої поверхні шлаку.

При температурі факела 2023К і середній температурі тепло сприймаючої поверхні ванни (шлаку) 1773К тепловий потік до поверхні ванни складе

 (4.12)

Тривалість періоду плавлення

 (4.13)

Кількість теплоти, яке залишається в печі продуктами згорання

 (4.14)

Теплова потужність печі на пальнику (з урахуванням η_вик)

 (4.15)

З цієї кількості 10% виносить мазут

 (4.16)

;

або

 (4.17)

Кількість теплоти, що виноситься природним газом

 (4.18)

або

 (4.19)

Кількість утворених продуктів згорання в цей період плавки складе

при спалюванні природного газу:

 (4.20)

при спалюванні мазуту:

 (4.21)

Додаткова кількість продуктів згорання, що отримується від згорання СО, яка виділяється із ванни:

де, 3,5 м³/м³ - кількість продуктів згорання від горіння СО;

т - ємність печі;

,13 год. - тривалість періоду.

Загальна кількість продуктів згорання, отримана в другому періоді плавки:

 (4.22)

де, 1,13 - коефіцієнт, який враховує підсос атмосферного повітря до регенераторів.

Потрібна кількість повітря, що подається до регенераторів

для спалювання природного газу

 (4.23)

для спалювання мазуту

 (4.24)

де, 12,89 м³/кг - витрата повітря для спалювання мазуту;

для спалювання СО, що виділяється із ванни, потрібно повітря:

де, 2,86 - витрата повітря для спалювання 1м² СО при α_пов=1,15 м³;

- кількість СО, що утворюється в цей період, м³/год.

Загальна кількість повітря, яке потрібно нагріти в регенераторах:

 (4.25)

,

де, 1,11 - коефіцієнт, який враховує протікання повітря в регенераторі.

5. Період кипіння і перегріву металу

В цей період плавки мартенівська піч працює при граничній температурі своду, яка для динасу рівна 1680°С; температура теплосприймаючої поверхні шлаку в цей період підвищується з 1550 гр. С до 1650°С. Тепловий потік на початку періода при температурі поверхні шлака t'_{п. шл}= 1550°С і при відповідній температурі факела t_ф =1730⁰С складає

а в кінці при t''_{п. шл}=1650⁰С:

Розрахунковий період плавки

Кількість теплоти, яку потрібно передати розплавленим матеріалам шихти за цей період, складає

 (5.3)

де,  - теплота необхідна для перегріву сталі і шлака від 1450̊С до 1650°С, кВт/т;

 - теплота отримана від окислення вуглецю (до СО), який залишився від попереднього періоду плавки (в кількості 40% від всього окисленого вуглецю), кВт/т;- загрузка площі пода.

Слід врахувати, що в період доводки потрібно додатково ввести руди в кількості 15 кг/т сталі, тобто потрібна додаткова витрата теплоти

 (5.4)

де, Q_нагр - витрата теплоти на нагрів і утворення 1кг руди, кДж/кг.

Таким чином, в третій період потрібно передати теплоти

 (5.5)

або в перерахунку на 1м² дзеркала ванни

 (5.6)

Рівняння теплового балансу третього періоду плавки

 (5.7)

звідки

 (5.8)

Середня кількість теплоти, яка залишається продуктами згорання в робочому просторі печі на протязі третього періода

 (5.9)

Середня за період теплова потужність печі

 (5.10)

Із даної кількості теплоти 10% отримується в результаті спалювання мазута

 (5.11)

або

 (5.12)

Кількість теплоти, що поступає в результаті спалювання природного газу

 (5.13)

або

 (5.14)

Необхідна кількість повітря для горіння мазуту

Для горіння природного газу необхідно повітря

Необхідна кількість повітря для допалювання СО

де, В_со - витрата СО, м³/т;_пов - необхідна кількість повітря для спалювання 1м³ СО при α=1,15, м³/м³;

Загальна необхідна кількість повітря в третій період плавки

 (5.16)

6. Період чистого кипіння і розкислення

Вихідні дані

тривалість періода кипіння:

тепловий потік кінця третього періода рівний:

тепловий потік холостого ходу:

Середня кількість теплоти, яка залишається продуктами згорання в робочому просторі печі за одну годину четвертого періоду, рівна

 (6.1)

Теплова потужність печі на пальнику в четвертий період плавки складає

Приведена теплова потужність на 90% забезпечує спалюванням природного газу, якого потрібно подати

і на 10% спалюванням мазуту, якого необхідно:

Кількість повітря на цей період

 (6.3)

Загальна тривалість плавки

 (6.4)

Загальна витрата теплоти на всю плавку

Питома витрата теплоти

 (6.6)

Середня витрата теплоти за годину

 (6.7)

Середня витрата природного газу

Середня витрата мазуту

Коефіцієнт форсування печі

 (6.10)

Середня продуктивність мартенівської печі

 (6.11)

7. Розрахунок регенераторів

Вихідні дані

а) температура продуктів згорання 1500 ⁰С;

б) температура холодного повітря з врахуванням підігріву 50 ⁰С;

в) кількість продуктів згорання в другому періоді плавки V₁=19050 м³_н/год;

г) розміри шамотної цегли 230×113×65 мм;

д) розміри каналів при димовій тязі 65×100 мм.

Поверхня насадки рівна

 (7.1)

Площа поверхні нагріву

 (7.2)

Об'єм цегли в насадці

 (7.3)

Еквівалентна товщина цегли

 (7.4)

Площа проходу площі горизонтального розрізу насадки на стику двох цеглин складає

Живий розріз насадки генератора

 (7.6)

Швидкість продуктів згорання в насадці генератора

 (7.7)

Швидкість повітря в насадці генератора

 (7.8)

Кількість повітря, що проходить через насадку в період її охолодження

 (7.9)

де  - тривалість періоду нагріву і охолодження насадки регенератора;

Кількість продуктів згорання, що проходять через насадку в період нагріву, з врахуванням прийнятого підсосу атмосферного повітря

 (7.10)

Водяний еквівалент повітря за період нагріву його до 1200⁰С

 (7.11)

де с_в - середня теплоємність повітря при 1200 ⁰С, кДж/ (м ³· К);

кДж/К період.

Водяний еквівалент продуктів згорання за період нагріву насадки з урахуванням 5% втрат теплоти через кладку регенератора складає

 (7.12)

где с_{п. з} - середня теплоємність продуктів згорання при 1500 ⁰С, кДж/ (м ³К).

 кДж/К період.

Кількість теплоти, яка необхідна для нагріву повітря до 1200 ⁰С

 (7.13)

 кДж/період.

Кількість теплоти в перерахунку на дійсну температуру нагріву повітря в існуючому регенераторі, яка рівна 1165 ⁰С

 (7.14)

 кДж/період.

Температура продуктів згорання внизу насадок

 (7.15)

Коефіцієнт теплопередачі в насадці регенератора визначимо по формулі

 - коефіцієнт тепловіддачі від насадки до повітря, кВт/м²;

^/ - коефіцієнт тепловіддачі від продуктів згорання до поверхні насадки, ;

 - тривалість періоду нагріву насадки, год.;

 - тривалість періоду охолодження насадки, год.;

 - коефіцієнт, який враховує нерівномірність нагріву цегли насадки;

 - тривалість використання теплоти, акумульованої цеглою;

 - теплоємність цегли насадки, кДж/кг⁰ С;

 - об'ємна вага цегли, кг/м³;

 - еквівалентна товщина цегли, м.

Коефіцієнт тепловіддачі від продуктів згорання до поверхні насадки для верхньої частини насадки визначаємо із виразу

 (7.17)

Визначимо по

Визначаємо конвективний коефіцієнт тепловіддачі

 (7.18)

де к - температурний коефіцієнт, який рівний 1,2;

Визначаємо коефіцієнт тепловіддачі від продуктів згорання до поверхні насадки для верхньої частини насадки

.

Коефіцієнт тепловіддачі від поверхні насадки до повітря для нагріву регенератора

 (7.19)

При малому вмісті СО₂ і Н₂О приймаємо:

 (7.20)

Теплопровідність форстеритової цегли в тих же інтервалах температур рівна

 (7.21)

Коефіцієнт температуропровідності цегли в умовах верху регенератора:

 (7.22)

Критерій Фур'є для визначення і :

По Фур'є визначаємо и .

Тепловий опір цегли:

Коефіцієнт теплопередачі в насадці регенератора:

Визначення коефіцієнта теплопередачі внизу насадки

 (7.25)

Приймаємо температуру поверхні насадки на 200 ⁰С нижче температури продуктів згорання внизу насадки:

Коефіцієнти теплопередачі випромінюванням визначаємо по графікам [1]:

Коефіцієнт тепловіддачі від продуктів згорання до поверхні насадки:

Коефіцієнт тепловіддачі від насадки до повітря:

де 0,78 - поправочний коефіцієнт для температури 50 ⁰С.

Теплопровідність шамоту в інтервалі температур низу насадки рівна:

 (7.26)

Коефіцієнт температуропровідності:

при температурі 500⁰С, с_шам=1,09кДж/ (кг·К); =1800кг/м³;

Критерій Фур'є:

По Фур'є визначаєм и .

Тепловий опір цегли:

 (7.29)

Коефіцієнт теплопередачі в насадці регенератора:

Розрахунковий коефіцієнт теплопередачі

 (7.30)

Коефіцієнт ефективності рівний:

 .

Температура підігріву повітря зверху регенератора

 (7.31)

Звідси .

Об'єм насадки

 (7.32)

Висота насадки

 (7.33)

Перепад температури нагріву повітря за період

Максимальна температура насадки

Отже, верхні ряди насадки повинні бути викладені з високоглиноземистої або форстеритової цегли.

8. Розрахунок опору на шляху руху продуктів згорання

З метою перевірки тяги димової труби висотою 45м потрібно визначити загальний опір на шляху руху продуктів згорання від робочого простору печі до гирла труби.

- робочий простір; 2 - головки; 3 - вертикальні канали; 4 - шлаковики; 5 - регенеративні нагрівачі; 6 - борова; 7 - реверсивні і регулюючі клапани; 8 - димова труба

Рис. 8.1 - Розрахункова схема газового тракту мартенівської печі

Кількість продуктів згорання при максимальній тепловій потужності в другому періоді плавки складає:

.

Втрата напору при повороті продуктів згорання із головки печі в вертикальні повітряні канали

Переріз двох вертикальних каналів:

Втрати напору при повороті під кутом 90̊:

. (8.1)

) Величину коефіцієнта місцевого опору  приймаємо рівним 0,7 (по рис.27 [1]) у випадку плавного заокруглення внутрішньої кромки.

) Швидкість продуктів згорання у вертикальних каналах:

, (8.2)

) Питома вага продуктів згорання при нормальних умовах

 (8.3)

) Біном розширення при температурі продуктів згорання 1750̊ С:

Втрата напору на подолання геометричного напору при опусканні нагрітих продуктів згорання в вертикальних каналах і шлаковиках на глибину 5,5м

 (8.4)

де  - питома вага сухого повітря при 20 гр. С, кг/м³;

 - питома вага повітря при 1750 гр. С, кг/м³.

Втрата напору на подолання тертя в вертикальних повітряних каналах

 (8.5)

де ξ - коефіцієнт втрати напору на подолання тертя в цегляних каналах;

Н_к - висота вертикальних повітряних каналів, м;- приведений діаметр вертикального каналу, м, який визначається з виразу:

 (8.6)

Втрата напору на виході продуктів згорання із вертикальних каналів і вході в шлаковик (перехід з вузького каналу в широкий)

F₁= 2,29 м²; F₂=1,7·3,75=6,36 м².

Коефіцієнт місцевих втрат при

Тоді:

 (8.7)

Втрата напору при повороті продуктів згорання на кут 90̊ із шлаковика в регенератор при наявності односторонньої ніші

Переріз пережиму між шлаковиком і регенератором=3,75·1,2=4,5 м^2,де 3,75м - ширина шлаковика;

,2м - середня висота вікна.

Швидкість продуктів згорання в вікні пережиму:

 (8.8)

Втрата напору складе:

 (8.9)

де ξ - коефіцієнт місцевого опору при повороті на 90̊ і при наявності ніші;- температура продуктів згорання над регенераторами, ̊С;

Втрата напору при повороті і на вході продуктів згорання в насадку регенератора

При надходженні продуктів згорання в насадку втрачається весь динамічний напір, що відповідає швидкості w₅=1,2 м_н/с і, крім того, прибавляється опір на вході в решітку регенератора.

 (8.10)

Опір насадки

 (8.11)

де Н_р - висота насадки регенератора, м;- коефіцієнт, який враховує тип насадки.

.7.1 Коефіцієнт опору насадки на 1 м

, (8.12) .

Динамічний напір

 (8.13)

Подолання геометричного опору при опусканні продуктів згорання в насадці на глибину 7,1 м

 (8.14)

де Н - висота від верхньої частини насадки до середини борова (6,5+0,6);

Втрата напору при виході продуктів згорання із насадки регенератора в піднасадковий простір

 (8.15)

де

 - коефіцієнт місцевого опору, що являється функцією відношення площі насадки (живого перерізу) і піднасадкового простору (для F₁/F₂=5,8/11,96=0,25 [1]), де F₂ - площа горизонтального перерізу двох піднасадкових каналів, дорівнює F₂=5,98·2=11,96 м².

Динамічний напір внизу насадки регенератора

Втрата напору при повороті продуктів згорання із під насадкових каналів на 90 гр.

При русі продуктів згорання в вертикальному напрямку втрачається динамічний опір, а в горизонтальному напрямку половина динамічного напору, тоді:

 (8.16)

Швидкість продуктів згорання в вертикальній частині під насадкових каналів

де 1,25 - коефіцієнт, що враховує підсмоктування повітря.

Швидкість продуктів згорання в горизонтальній частині каналів

Тоді:

Втрата напору на подолання тертя в під насадкових каналах

 (8.17)

де L - довжина під насадкових каналів, м;

ξ - коефіцієнт місцевого опору;- приведений діаметр, який дорівнює:

Втрата напору на два повороти під кутом 45гр. в борові

 (8.18)

Розміри борова 1,5×2м при циркуляційному своді, його переріз дорівнює F₁₀=2,7м².

Швидкість продуктів згорання в борові

Тоді:

Втрати напору при з’єднуванні боровов правого і лівого регенераторів внаслідок утворення ніші

 (8.19)

Втрати напору в перекидному клапані тарільчатого типу

 (8.20)

де ξ - коефіцієнт місцевого опору в клапані діаметром 1400 мм;₁₄ - швидкість продуктів згорання;

Втрати напору на тертя в димових боровах

 (8.21)

де L_заг - загальна довжина димових боровів;- приведений діаметр борова перерізом 1,5×2 м з півциркульним сводом, який дорівнює:

Втрати напору при повороті продуктів згорання в димову трубу під кутом 90 гр.

Загальні втрати напору на шляху руху продуктів згорання

Приймаємо, що температура продуктів згорання в боровах падає зі швидкістю 2 гр. С на 1м борова.

 (8.22)

Приймаємо резерв рівним 10%, отримаємо наступну розрахункову величину тяги

 (8.23)

Тяга, яка утворюється існуючою димовою трубою висотою 45+2,2=47,2 м

 (8.24)

Швидкість продуктів згорання по каналу труби

де 1,8 м² - середня площа внутрішнього перерізу труби.

Швидкість продуктів згорання в гирлі труби

де 1,2 м² - площа внутрішнього перерізу в гирлі труби.

Питома вага продуктів згорання при 400̊С

 (8.25)

При цьому приймаємо, що падіння температури продуктів згорання в трубі складає 30 гр.

Таким чином, висота існуючої труби не забезпечує в літній період достатньої тяги при даній тепловій потужності печі і тому потрібно збільшити висоту труби до 50 м.

Висновки

У даній роботі комплексного курсового проекту я виконала розрахунок мартенівської печі.

Були проведені наступні розрахунки:

)        розрахунок горіння палива, де зроблено перерахунок з сухого палива на вологе і визначено нижчу теплоту згорання палива;

2)      визначення основних розмірів робочого простору печі;

)        наближеного теплового балансу печі, для отримання тепла при 185 т сталі (без урахування втрати тепла через под печі);

4)      теплової потужності мартенівської печі в період нагріву шихти до 1450°С, яка становить:

5)      теплової потужність печі в кінці періоду доведення, вона дорівнює:

6)      середньої продуктивності мартенівської печі:

) температуру продуктів згорання внизу насадок печі:

) максимальну температуру насадки:

) розрахунок опору на шляху продуктів згорання та вибрана висота димової труби, яка дорівнює 50 м.

Перелік посилань

1. Грошев М.В. Тепловые расчеты мартеновских печей - М.: Металургиздат, 1957 - 247 с.

. Лебедев П.Д., Щукин А.А. Теплоиспользующие установки промышленных предприятий - М.: Энергия, 1970 - 406 с.

. Краснощёков Е.А., Сукомел А.С. Задачник по теплопередачи: учебное пособие для вузов - М.: Энергия, 1973. - 295 с.

. Ривкин С.Л., Александров А.А. Тепло-физические свойства воды и водяного пара - М.: Энергия, 1980 - 422 с.

. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный метод). Под ред. Кузнецова Н.В. и др. - М.: Энергия, 1973. - 296 с.

. А.В. Гречко, Р.Д. Нестеренко, Ю.А. Кудинов - Практика физического моделирования на металлургическом заводе, "Металлургия", М., 1976, с.7 - 33, 51-59.

. Таблиці для проведення розрахунків з курсів: "Паливо та пристрої для його спалювання", "Високотемпературні теплотехнологічні процеси та установки" і "Системи виробництва та розподілу енергоносіїв" (розділ "Газопостачання").