Курсовая работа: Расчет рекуперативного нагревательного колодца с одной верхней горелкой.

Федеральное агентство по образованию Российской Федерации

Южно – Уральский Государственный университет

Филиал ГОУ ВПО «ЮУрГУ» в г. Златоусте

Факультет металлургический

Кафедра «Общей металлургии»

Пояснительная записка к курсовому проекту

по курсу «Теплотехника»

на тему «Расчет рекуперативного нагревательного колодца с одной

верхней горелкой»

150101.2008.1754.00.00 ПЗ

Златоуст 2008

Аннотация

В проекте выполнены следующие расчёты: расчет горения топлива, определение размеров рабочего пространства печи, расчет нагрева металла, расчет теплового баланса печи, расчет топливосжигающего устройства и расчет рекуператора. Произведен выбор огнеупорной футеровки и способа утилизации дымовых газов.

Оглавление

1 Расчёт горения топлива

2 Определение размеров рабочего пространства печи

3 Расчёт нагрева металла

3.1 Температурный режим нагрева металла

3.2 Время нагрева металла

3.2.1 Первый интервал

3.2.2 Второй интервал

3.2.3 Третий интервал

4 Выбор огнеупорной футеровки

5 Расчёт теплового баланса печи

5.1 Приход тепла

5.2 Расход тепла

5.3 Потери тепла через свод печи

5.4 Потери тепла через стены печи

6 Расчёт топливосжигающего устройства

7 Расчёт рекуператора

8 Выбор способа утилизации дымовых газов

Библиографический список

Приложение

1 лист формата А1

1 лист формата А3

Электронная версия презентации

Электронная версия пояснительной записки

1 Расчет горения топлива

Расчет горения топлива выполняют с целью определения: количества необходимого для горения воздуха, количества и состава продуктов сгорания и температуры горения. Состав сухого природного газа приведен в таблице 1.

Таблица 1 – Состав сухого природного газа

Для сжигания газа выбираем инжекторную горелку, для данной конструкции горелки коэффициент расхода воздуха n = 1,1. Влажность природного газа принимаем W = 30 г/м³ . Произведем пересчет состава сухого газа на влажное (рабочее) состояние (по формуле 1):

, (1)

где W ^P – процентное содержание влаги в рабочем топливе.

Состав влажных газов рассчитываем (по формуле 2):

(2)

Определяем состав влажных газов (по формуле 2):

;

;

;

;

;

;

.

где Х ^Р , Х ^С – процентное содержание компонентов природного газа соответственно в рабочей и сухой массах.

Таблица 2 – Состав влажных газов

Низшую теплоту сгорания находим (по формуле 3):

(кДж/м³ )(3)

Находим расход кислорода при сжигании природного газа при коэффициенте расхода воздуха n = 1,1 (по формуле 4):

(м³ /м³ ) (4)

Расход сухого воздуха при n = 1,1находится (по формуле 5):

(м³ /м³ ) (5)

Находим объемы компонентов продуктов сгорания. Находим объём сгорания углекислого газа (по формуле 6):

(м³ /м³ ) (6)

Находим объём сгорания компонента (по формуле 7):

=

(м³ /м³ ) (7)

Находим объём сгорания компонента азот (по формуле 8):

(м³ /м³ ) (8)

Находим объём сгорания компонента (по формуле 9):

(м³ /м³ ). (9)

Суммарный состав продуктов сгорания находится (по формуле 10):

(м³ /м³ ) (10)

Процентный состав продуктов сгорания находим как отношение объёма компонента ко всему объёму продуктов сгорания (см.[1]):

;

;

;

.

Правильность расчета проверяем составлением материального баланса.

Таблица 3 – Материальный баланс

Единицы измерения – кг

Плотность газа находится (по формуле 11):

(кг/м³ ). (11)

Плотность продуктов сгорания вычислим (по формуле 12):

(кг/м³ ). (12)

Для определения калориметрической температуры горения найдем энтальпию продуктов сгорания с учетом подогрева воздуха (по формуле 13):

(кДж/м³ ), (13)

где i _В =1109,05 кДж/м³ при t _В = 800 ^° С (см. [1]).

Зададим температуру t ’ _К = 2500 ^° С и при этой температуре находим энтальпию продуктов сгорания (см. [1]) (по формуле 14):

4238 (кДж/м³ ) (14)

Поскольку i ₂₅₀₀ > i ₀ , принимаем t ’’ _К = 2400 °С и снова находим энтальпию продуктов сгорания по формуле (15):

(кДж/м³ )(15)

Находим калориметрическую температуру горения газа заданного состава по следующей формуле (по формуле 16):

(°С) (16)

Действительная температура горения вычисляется (по формуле 17):

=(°С) (17)

где – пирометрический коэффициент. Принимаем его равным 0,75.

2 Определение размеров рабочего пространства печи

Внутренние размеры рабочего пространства печи определяются на основании практических данных.

Ширина рабочего пространства вычисляется (по формуле 18) (см. [2]):

(м), (18)

где n – количество рядов заготовок по ширине печи, принимаем n = 3

a – зазор между рядами заготовок и между заготовками и стенками печи, принимаем а = 0,25 м .

Для обеспечения производительности 20,83 кг/с в печи должно одновременно находится 120 тонн металла.

Масса одной заготовки равна 3,7 тонн (см.[3]).

Количество заготовок, которые могут одновременно находиться в печи, рассчитываем (по формуле 19):

(шт) (19)

Принимаем штуки.

В двухрядном расположении заготовок общая длина печи рассчитывается (по формуле 20):

(м) (20)

При ширине печи , площадь пода находится (по формуле 21):

(м² ) (21)

3 Расчет нагрева металла

3.1 Температурный режим нагрева металла

Процесс нагрева разделяют на ряд периодов, при этом температура печных газов в различные периоды разная. Температурный режим нагрева влияет на изменение температуры газов в печи.

На рисунке 1 показаны графики изменения температуры газов t _Г , температуры поверхности t _П и центра заготовки t _Ц в течение процесса нагрева.

Рисунок 1 – График изменения температуры в процессе нагрева металла:двухступенчатый нагрев

Температура газов в печи в момент загрузки заготовок t _0Г зависит от величины допускаемых термических напряжений, конструкции печи, ее топливной инерции.

Значение температуры газов во втором периоде t _2Г при двухступенчатом режиме нагрева и в третьем периоде t _3Г при трехступенчатом режиме назначается таким, чтобы получить в конце нагрева разность температур по сечению Δt _К не более допустимой величины. Допустимую разность температур по сечению принимают обычно по практическим данным при нагреве в следующих пределах:

– для высоколегированных сталей Δt _К = 100S ;

– для других марок стали Δt _К = 200S при S ≤ 0,1 (м);

Расчет допустимой разности температур по сечению заготовки проводится (по формуле 22):

Δt _К = 300S =300∙ (22)

где S – прогреваемая толщина металла, S > 0,2 (м).

Обычно величина t _3Г составляет (по формуле 23):

(⁰ С), (23)

где t _ПК – конечная температура поверхности металла, ⁰ С (см. [1]).

Температура газов во втором периоде t _2Г при трехступенчатом режиме нагрева определяется из условий службы огнеупоров и других соображений. Величина t _2Г обычно равна (по формуле 24):

(⁰ С) (24)

Температуры поверхности металла в конце промежуточных этапов t _П и температуры центра t _Ц предварительно задаются на основе практических данных, а затем уточняются расчетом.

3.2 Время нагрева металла

Изделие является достаточно массивным, поэтому примем, что температурный режим состоит из двух периодов: нагрева и выдержки. В период нагрева температура поверхности изделия повышается от до , температура дымовых газов в печи t _Г меняется от 700 ºС до значения, вычисленного (по формуле 25):

(⁰ С) (25)

Температура футеровки находится (по формуле 26):

(⁰ С) (26)

Период нагрева разобьём на три интервала, в пределах которых температуру продуктов сгорания будем считать постоянной.

В период нагрева тепловая нагрузка печи (расход топлива) неизменна. В период выдержки тепловая нагрузка печи снижается так, что температура дымовых газов , металла и футеровки остаются неизменными.

Площадь тепловоспринимающей поверхности металла (по формуле 27):

(м² ) (27)

Площадь внутренней поверхности рабочего пространства печи (за вычетом площади, занятой металлом) находится (по формуле 28):

(м² ) (28)

Степень развития кладки находится (по формуле 29):

(29)

Эффективная длина луча находится (по формуле 30):

(м) (30)

3.2.1 Период нагрева

3.2.1.1 Первый интервал

Средние за интервал температуры вычисляются путем среднего арифметического между начальной температурой интервала и конечной равны (см. [1]):

Парциальные давления излучающих компонентов продуктов сгорания равны (см. [1]):

(кПа), (сюда включено );

(кПа).

Произведения парциальных давлений на эффективную длину луча

равны (см. [1]):

(кПа∙м);

(кПа∙м).

По номограммам (см. [1]) при находим:

Плотность потока результирующего излучения металла находим по формуле, принимая степень черноты металла равной и шамотной кладки , находим значения комплексов.

Находим значение комплекса М (по формуле 31):

(31)

Находим значение комплекса А (по формуле 32):

(32)

Находим значение комплекса В (по формуле 33):

(33)

Находим значение результирующего потока энергии (по формуле 34):

(34)

Коэффициент теплоотдачи излучением в 1-м интервале периода нагрева находится следующим образом (формула 35):

(35)

Принимая значение коэффициента теплоотдачи конвекцией равным Вт/м² ∙К, находим величину суммарного коэффициента теплоотдачи (по формуле 36):

(36)

Заготовку прямоугольного сечения с b /h < 1,8 можно представить в виде эквивалентного цилиндра с диаметром, вычисляемым (по формуле 37)

(м) (37)

Для заготовок, у которых отношение длины к эквивалентному диаметру , можно пренебречь передачей тепла через торцевые стенки.

В случае четырехстороннего нагрева коэффициент несимметричности нагрева равен (см. [1]) расчётная толщина вычисляется (по формуле 38):

(м) (38)

где – коэффициент несимметричности нагрева;

– геометрическая толщина изделия, м.

Критерий Био находится (по формуле 39):

(39)

где (Вт/м² ∙К) (см. [1])при

Температурный критерий находится (по формуле 40):

(40)

По номограмме для поверхности цилиндра (см. [1]) находим значение критерия Фурье:

Продолжительность 1-го интервала периода нагрева (по формуле 41):

(с) (41)

где а = м² /с – коэффициент температуропроводности стали при (см. [1]).

Найдем температуру в середине заготовки в конце 1-го интервала периода нагрева. Для этого по номограмме для центра цилиндра (см. [1]) при значениях находим . Температура центра находится (по формуле 42):

. (42)

Среднюю по массе температуру заготовки в конце 1-го (в начале 2-го) интервала периода нагрева находим (по формуле 43):

. (43)

3.2.1.2 Второй интервал

Средние за интервал температуры продуктов сгорания и поверхностей металла и кладки равны (см. [1]):

Произведения парциальных давлений на эффективную длину луча (см. [1]) равны:

(кПа∙м);

(кПа∙м).

По номограммам (см. [1]) при находим:

Находим значение комплекса М (по формуле 31):

Находим значение комплекса А (по формуле 32):

Находим значение комплекса В (по формуле 33):

Находим значение результирующего потока энергии (по формуле 34):

Средний за второй интервал коэффициент теплоотдачи излучением (по формуле 35):

С учетом конвективного теплообмена (по формуле 36):

(Вт/м² ∙К)

Значение критерия Био (по формуле 39):

Значения температурного критерия (по формуле 40):

По номограмме (см. [1]) находим, что .

Продолжительность второго интервала периода нагрева (формула 41):

(с)

Найдем температуру в середине заготовки в конце второго интервала периода нагрева (по формуле 42). Для этого по номограмме для центра цилиндра (см. [1]) при значениях находим .

Среднюю по сечению температуру заготовки в конце второго (в начале третьего) интервала периода нагрева находим (по формуле 43):

3.2.1.3 Третий интервал

Средние за интервал температуры продуктов сгорания и поверхностей металла и кладки равны (см. [1]):

Произведения парциальных давлений на эффективную длину луча (см. [1]) равны:

По номограммам (см. [1]) при находим:

Находим значение комплекса М (по формуле 31):

Находим значение комплекса А (по формуле 32):

Находим значение комплекса В (по формуле 33):

Находим значение результирующего потока энергии (по формуле 34):

Средний за интервал коэффициент теплоотдачи излучением (формула 32):

(Вт/м² ∙К)

А с учетом конвективного теплообмена (по формуле 36):

(Вт/м² ∙К)

Значение критерия Био (по формуле 39):

;

где λ = 30 (Вт/м × К)

Значения температурного критерия (по формуле 40):

По номограмме (см. [1]) определяем .

Продолжительность третьего интервала периода нагрева (формула 41):

,

где а = 5,83 × 10^-6 м² /с при 1100 ⁰ С (см. [1]).

Найдем температуру в середине заготовки в конце 3-го интервала периода нагрева (по формуле 42). Для этого по номограмме для центра цилиндра (см. [1]) при значениях находим .

Перепад температур по сечению заготовки в конце периода нагрева (по формуле 43):

Общая продолжительность периода нагрева (по формуле 44):

(44)

Согласно технологической инструкции, время нагрева стали 45 в нагревательном колодце составляет 1,58 часа (см. [3]).

3.2.2 Период выдержки

В течение периода выдержки средняя температура продуктов сгорания равна (см. [1]):

Температура поверхности металла (см. [1]):

Температура кладки (см. [1]):

В конце периода выдержки перепад температур по сечению заготовки ,тогда степень выравнивания рассчитывается (по формуле 45):

(45)

По номограмме (см. [1]) находим значение критерия Фурье для периода выдержки.

Тогда продолжительность периода выдержки (по формуле 46):

(46)

Общее время пребывания металла в печи (по формуле 47):

(47)

4 Футеровка печи

Футеровка печи выполняется, как правило, многослойной: огнеупорный слой и теплоизоляционный. Подину колодцев выкладывают обычно в три слоя: внутренний слой из хромомагнезитного кирпича, средний – шамотный кирпич, внешний теплоизоляционный слой из диатомитового кирпича.

Стена колодцев выполняют трехслойными. Внешний слой – теплоизоляционный, затем слой шамотного кирпича. Внутренний слой в нижней части стен (приблизительно на 1 м высоты) выполняют из хромомагнезита, остальное из динаса.

В настоящее время применяют крышки как с арочной футеровкой, так и с подвесным сводом. И в том, и в другом случае можно применять шамотный кирпич (см. [2]).

Футеровка печи приведена на рисунке 2.

Рисунок 2 – Футеровка печи:

1 – шамотная присыпка;

2 – динас;

3 – хромомагнезит

Выбрана следующая кладка. Стены печи состоят из слоя динаса толщиной = 0,23 м и слоя хромомагнезита толщиной = 0,35 м.

Суммарная толщина кладки равна 0,57 м, что не превышает максимально допустимые 0,6 м.

5 Тепловой баланс печи

Тепловой баланс рабочего пространства печи представляет собой уравнение, связывающее приход и расход тепла. При проектировании печи тепловой баланс составляют с целью определения расхода топлива (в топливных печах) или мощности (в электрических печах). В этом случае статьи расхода и прихода тепла определяют расчетным путем.

Тепловой баланс действующей печи составляют с целью определения технико-экономических показателей ее работы. В этом случае статьи баланса можно определять как экспериментально, так и расчетом.

Для печей непрерывного действия тепловой баланс обычно составляют на единицу времени, для печей периодического действия – на время цикла (или отдельного периода обработки).

5.1 Приход тепла:

– тепло от горения топлива вычисляется (по формуле 48):

(кВт), (48)

где В – расход топлива, м³ /с;

– тепло, вносимое подогретым воздухом (по формуле 49):

(кВт), (49)

где i _В – энтальпия воздуха при температуре t _В = 800 °С (см.[1]);

V _В – расход сухого воздуха.

– тепло экзотермических реакций (принимаем, что угар металла составляет 1%, а при окислении 1 кг металла выделяется 5652 кДж) вычисляется (по формуле 50):

(кВт), (50)

где Р – производительность печи, кг/с;

а – угар металла.

5.2 Расход тепла

– тепло, затраченное на нагрев металла вычисляется (по формуле 51):

(кВт), (51)

где – энтальпии малоуглеродистой (Ст.45) стали (см.[1]):

– тепло, уносимое уходящими дымовыми газами в (по формуле 52):

(кВт) (52)

Находим энтальпию продуктов сгорания i _П.С при температуре t _0Г = 800 °С (см.[1]):

(кДж/м³ );

(кДж/м³ );

(кДж/м³ );

(кДж/м³ );

i _П.С = 1192,127 (кДж/м³ ).

– потери тепла теплопроводностью через кладку. Потерями тепла через под пренебрегаем.

5.3 Потери тепла через свод печи

Площадь свода принимаем равной площади пода F _С = 32,5 м² ; толщина свода 0,3 м; материал – хромомагнезит.

Принимаем, что температура внутренней поверхности свода равна средней по длине печи температуре газов, которая равна (по формуле 53) (см.[1]):

(°C) (53)

Примем температуру окружающей среды равной t _ОК = 20 °С, а температуру наружной поверхности свода t _НАР = 300 °С.

При средней по толщине температуре свода коэффициент теплопроводности каолина (см.[1]) вычисляется (по формуле 54):

(°С) (54)

Коэффициент теплопроводности хромомагнезита (по формуле 55):

(Вт/м∙К) (55)

Тогда потери тепла через свод печи вычисляется (по формуле 56):

(кВт) (56)

5.4 Потери тепла через стены печи

Стены печи состоят из слоя динаса толщиной = 0,23 м и слоя хромомагнезита толщиной = 0,35 м.

Наружная поверхность стен (см.[1]) вычисляется следующим образом:

– методической зоны и сварочной зоны вычисляется (по формуле 57):

(м² ) (57)

– торцов печи вычисляется (по формуле 58):

(м² ) (58)

– полная площадь стен вычисляется (по формуле 59):

(м² ) (59)

Коэффициенты теплопроводности для принятых материалов (см.[1]):

Далее определяем среднюю температуру для каждого материала (см.[1]). Используется следующая формула:

(60)

В полученных формулах является неизвестной переменной. Она вычисляется решением уравнения (формула 61):

(61)

Зная температуру между слоями, можно найти (по формуле 62):

(62)

Данные температуры удовлетворяют условиям эксплуатации, так как они меньше максимально допустимых (см.[1]).

Вычисление коэффициента теплопроводности при температуре (см.[1]):

Тепловой поток равен частному от деления разности температур кладки и на сумму сопротивлений огнеупоров (по формуле 63):

(Вт/м² ) (63)

где .

Проверяем принятое значение температуры наружной поверхности стенки. (по формуле 64):

(°С) (64)

Вычисляем относительную погрешность (по формуле 65):

(65)

Общее количество тепла, теряемое теплопроводностью через кладку, определяется (по формуле 66):

(кВт), (66)

где кВт

Потери тепла с охлаждающей водой по практическим данным принимаются равными 10% от тепла, вносимого топливом и воздухом (по формуле 67):

(кВт) (67)

Неучтенные потери тепла определяем по следующей формуле:

кВт (68)

Уравнение теплового баланса будет иметь вид (по формуле 69):

(69)

Расход топлива для методической печи м³ /с.

Тепловой баланс печи представлен в таблице 1.

Таблица 1 – Тепловой баланс печи

6 Выбор топливосжигающих устройств

Подбираем горелку типа «труба в трубе» для сжигания 0,525 м³ /с природного газа с теплотой сгорания кДж/м³ . Давление газа перед горелкой составляет 4,0 кПа, давление воздуха 1,0 кПа. Газ холодный (по условию подогрев топлива отсутствует), а воздух подогрет до температуры 800 °С. Коэффициент расхода воздуха n = 1,1.

Плотность газа кг/м³ ; количество воздуха м³ /м³ .

Пропускная способность горелки по воздуху (по формуле 70):

(м³ /с) (70)

Расчетное количество воздуха определяем по следующей формуле:

(м³ /с) (71)

Из справочной литературы (см.[5]) следует, что при заданном давлении требуемый расход воздуха обеспечивает горелка ДВБ 425.

Найдем количество топлива, проходящее через одну горелку (формула 72):

(м³ /с) (72)

Далее найдем расчетное количество газа по следующей формуле:

(м³ /с) (73)

По графикам (см.[1]) определяем, что диаметр газового сопла должен быть равен 80 мм; при давлении 4,0 кПа и плотности кг/м³ скорость истечения газа равна 78 м/с, а воздуха – 35 м/с.

7 Расчет рекуператора

Керамические рекуператоры, применяемые в нагревательных колодцах, выполняют из восьмигранных трубок. Обычно монтируют 6 – 8 рядов труб, из них два верхних и нижний ряды из карбошамотных трубок, остальные – из шамотных.

В рекуператоре воздух подогревается от °С до °С. Температура дыма на входе в рекуператор °С; количество подогреваемого воздуха м³ /с; количество дымовых газов м³ /с; состав дымовых газов: 12 % СО, 3 % О₂ , 10 % Н₂ О, 75 % N₂ .

Рекуператор набирается из трубок, каждая из которых имеет общую высоту 398 мм, полезную высоту 356 мм, наружный диаметр 140 мм и внутренний диаметр 114 мм. Дымовые газы проходят внутри трубок, воздух – между трубками. Схема работы рекуператора – многократный перекрестный противоток.

Примем тепловые потери равными 10 % и величину утечки воздуха в дымовые каналы равной 20 %. С учетом утечки в рекуператор нужно подавать количество воздуха, равное м³ /с.

Следовательно, величина утечки воздуха (формула 74):

(м³ /с) (74)

Принимая температуру дымовых газов на выходе из рекуператора 650 °С и определяя теплоемкость дымовых газов аналогично предыдущему расчету, составляем уравнение теплового баланса (формула 75):

(°С) (75)

Рекуператор данной конструкции работает по принципу многократного перекрестного противотока, поправкой на перекрестный ток пренебрегаем и определяем среднюю разность температур (формула 76):

(76)

Для определения суммарного коэффициента теплопередачи принимаем среднюю скорость дымовых газов м/с, среднюю скорость воздуха м/с.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией на воздушной стороне для шахматного пучка находим по формуле и номограмме (см.[1]).

Найдем с некоторым приближением среднюю по всей поверхности нагрева температуру стенки (см.[1]):

(°С);

(°С);

(°С).

Средняя температура воздуха (формула 77):

(°С) (77)

Средняя действительная скорость потока воздуха (формула 78):

(м/с) (77)

Принимая для рекуператора значения , и число рядов в пучке равным 7, вычисляем по следующей формуле:

(Вт/м² ∙К) (78)

Учитывая шероховатость стенок, вычисляем по следующей формуле:

(Вт/м² ∙К) (79)

Коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне (формула 80):

(80)

Согласно графику (см.[1]), при скорости движения потока м/с и диаметре трубы м (Вт/м² ∙К).

С учетом шероховатости стен, вычисляем по следующей формуле:

Вт/(м² ∙К) (81)

Для определения по номограммам (см.[1]) находим:

– для верха рекуператора (, ):

; ; ;

;

.

Коэффициент теплоотдачи излучением (принимая и, следовательно, ), (формула 82):

(Вт/м² ∙К) (82)

– для низа рекуператора (, ):

; ;

Коэффициент теплоотдачи излучением (формула 82):

(Вт/м² ∙К)

Среднее значение коэффициента теплоотдачи излучением на дымовой стороне рекуператора вычисляем по следующей формуле:

(Вт/м² ∙К) (83)

Коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне (формула 84):

(Вт/м² ∙К) (84)

Теплопроводность карбошамота на 30 % выше теплопроводности шамота. Следовательно, при средней температуре стенки коэффициент теплопроводности карбошамота (формула 85):

(Вт/м² ∙К) (85)

Учитывая, что ; и , суммарный коэффициент теплопередачи рекуператора находим (по формуле 86):

(Вт/м² ∙К) (86)

Находим количество тепла, проходящее через поверхность нагрева (по формуле 87):

(Вт) (87)

Поверхность нагрева рекуператора (формула 88):

(м² ) (88)

Удельная поверхность нагрева карбошамотного рекуператора составляет 8,5 м² /м³ (см.[1]).

Объем рекуператора без учета мест соединения труб м³ .

Начальное количество дымовых газов (2,31 м³ /с) вследствие утечки воздуха увеличивается до 2,68 м³ /с. Следовательно, среднее количество 2,5 м³ /с.

Определим общую площадь отверстий для прохождения дымовых газов вычисляем по следующей формуле:

(м² ) (89)

Так как площадь отверстий для прохода дыма в карбошамотном рекуператоре составляет 23,1 % от общей площади зеркала рекуператора, то площадь поперечного сечения рекуператора вычисляем по следующей формуле:

4,16/0,231=18,0 (м² ) (90)

Расход воздуха средний – 1,64 м³ /с.

Поскольку средняя скорость движения воздуха принята равной 1,0 м/с, то необходимая площадь для прохода воздуха составит (формула 91):

(м² ) (91)

Полезная высота одного хода равна 0,356 м, что при наружном диаметре трубы рекуператора 0,14 м и расстоянии между осями соседних труб 0,304 м составляет 0,0585 м² площади, свободной для прохода воздуха.

Следовательно, по ширине рекуператора следует располагать следующее число труб (формула 92):

(шт) (92)

Общая ширина с учетом расстояния от крайних труб до стенки рекуператора равна (формула 93):

0,304+2∙0,117 = 14∙0,304+2∙0,117 = 4,49 (м) (93)

Примерная длина рекуператора (формула 94):

18,0/4,49 = 4,08 (м) (94)

где – площадь поперечного сечения рекуператора, м;

B – общая ширина рекуператора, м.

Точнее, длина рекуператора при восьми трубах по длине (формула 95):

(м) (95)

Площадь равна (формула 96):

4,49∙2,36 = 10,6 (м² ) (96)

Полезная высота рекуператора (формула 97):

(м) (97)

8 Выбор способа утилизации дымовых газов

Дымовые газы, покидающие рабочее пространство печи имеют весьма высокую температуру и поэтому уносят много тепла из пространства печи (до 80 %). Дымовые газы уносят тем больше тепла, чем выше их температура и чем меньше коэффициент использования тепла в печи. В связи с этим целесообразнее обеспечивать утилизацию тепла в печи. Данную задачу можно решить двумя способами:

1. С использованием котлов – утилизаторов. Тепло уходящих дымовых газов не возвращается в печь, а идет на использование в тепловых котельных и турбинных установках.

2. С использованием теплообменников рекуперативного и регенеративного типа. Часть тепла уходящих дымовых газов возвращается в теплообменник и идет на подогрев воздуха, подаваемого в горелку.

Использование теплообменника позволяет повысить коэффициент полезного действия печного агрегата, увеличивает температуру горения, позволяет сэкономить топливо. Если температура дымовых газов или дыма после теплообменников остается высокой, то дальнейшая утилизация тепла целесообразнее в тепловых установках.

Для рассчитываемой печи рациональнее использовать второй способ утилизации тепла дымовых газов, так как используется рекуперативный теплообменник.

Рекуператор выбран по следующим причинам:

рекуператор обеспечивает постоянную температуру в печи, то есть режим работы печи стационарный;

не требуется никаких перекидных устройств, что обеспечивает ровный ход печи и возможность автоматизации и контроля её тепловой работы;

отсутствует вынос газа в дымовую трубу;

объём и масса рекуператора меньше, чем у регенератора.

Рекуперативный нагревательный колодец с одной верхней горелкой является одним из наиболее прогрессивных типов нагревательных печей. Дымовые газы возвращаются в рекуператор, проходят по трубам и осуществляют подогрев воздуха, который подается в горелку, где смешивается с топливом. Согласно правилу, единицы физического тепла, отобранные у отходящих дымовых газов и вносимые в печь воздухом, оказываются значительно ценнее, чем единицы тепла, полученные от сгорания топлива, так как тепло, подогретого воздуха не влечет за собой потерь тепла с дымовыми газами.

Библиографический список

1 Теплотехника и теплоэнергетика металлургического производства: Учебное пособие к курсовому проектированию / Составитель О. В. Сухотина – Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2007. – с. 55 – 69, с. 80 – 106

2 Теплотехника и теплоэнергетика металлургического производства: Методическое пособие к курсовому проектированию/ Составитель Д. В. Принцман – Челябинск: ЧГТУ, 1991. – с. 12 – 13, с. 25 – 31

3 Технологическая инструкция к первому прокатному цеху ОАО «Златоустовский Металлургический Завод». – с. 18 – 53

4 Кривандин В. А. Металлургическая теплотехника учеб. Пособие: в 2 кн. Москва, Металлургия, 1986. –Т.2 – с. 286 – 295

5 Мастрюков Б.С. Теория, конструкции и расчёты металлургических печей: учеб. Пособие: в 2 кн. Москва, Металлургия, 1986. –Т.2 – с. 250 – 258