Автор: Левченко П.В.
Теги: стекольная промышленность керамическая промышленность промышленность вяжущих силикатные производства в целом промышленность
ISBN: 978-5-903034-14-7
Год: 2007
Текст
I
П.В. Левченко
Расчеты
печей и сушил
силикатной
промышленности
Учебное пособие для вузов
Издание второе, стереотипное
Перепечатка с издания 1968 г,
Перво? издание допущено Министерством высшего
и среднего специального образования СССР в
качестве учебного пособия для студентов высших
учебных заведений, обучающихся по специальности
«Химическая технология вяжущих материалов»
У^.ЛЬЯН.С
Москва 2007
УДК 666,3/041 (075.8)
ББК35.41я73
Л38
Левченко П.В.
Л38 Расчеты печей и сушил силикатной
промышленности: Учебное пособие для вузов.
2-е изд., стереотипное. Перепечатка с издания 1968 г. - М.:
ООО ИД «Альянс», 2007. - 366 с.
ISBN 978-5-903034-14-7
IC; ООО ИД A.-I Ь7.яс , 2007
ПРЕДИСЛОВИЕ
Б силикатной промышленности, охватывающей це-
ментное, керамическое, стекольное л другие виды про-
изводств, основными технологическими процессами
являются обжиг, сушка или плавление шихтовых мате-
риалов. Промышленные печи относятся к очень важ-
ному производственному оборудованию, отличающему-
ся сложностью тепловых, аэродинамических- и хими-
ческих процессов, происходящих в них,
В современных условиях бурного развития
народного хозяйства нашей страны значительно воз-
росла мощность .заводов силикатной промышленности,
а вместе с этим мощность, размеры и производитель-
ность течей, оснащенных средствами автоматики. Зна-
чительно усовершенствовались конструкции печей и су-
шил за счет применения новых теплообменных, топли-
восжнгающих и других устройств и печных элементов.
Более Сложной стала и эксплуатация таких печей, тре-
бующих точного регулирования тепловых процессов,
высококвалифицированного обслуживания,
Очень важной задачей при проектировании печей
силикатной промышленности является правильное
решение вопросов сжигания топлива. Последнее в
большой степени влияет на тепловую работу цечи, рас-
пределение температур по зонам печи, а также эффек-
тивное использование тепла продуктов горении в рабо-
чем пространстве и отходящих из печи дымовых газов.
При snort должны быть решены вопросы экономично-
сти строительства, удобства оСч'Луж1Шаш<я агрегатов,
механизации и автоматизации процессов.
Решение этих задач связано с выполненном много-
образных теплотехнических расчетов печей ц сушил.
Без расчета немыслимо создать новую конструкцию
печи или усовершенствовать существующую.
Все. расчеты, приводимые в книге, графики, справоч-
ные таблицы и формулы даны в единицах СИ.
з
Автор приносит искреннюю благодарность рецен-
зентам: заведующему кафедрой промышленной тепло-
техники силикатных производств МИХМ. локт. техн,
наук, проф. А. А. Соколову, кацд, техн, наук, доц.
Д. Я. Мазурову, заведующему кафедрой технологии
производства строительных материалов ВЗИСИ, за-
служенному деятелю науки и техники РСФСР, докт.
техн, наук, проф. К. Э. Горяйнову и капд. техн, наук,
дон. Н. И. Юркову — за полезные замечания, позво-
лившие улучшить содержание книги.
Глава 1
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
И РАСЧЕТЫ ПЕЧЕЙ И СУШИЛ
§ 1. Совершенствование конструкции печей
В почах и сушилах силикатной промышленности осуществля-
ются весьма сложные и ответственные технологические процес-
сы, свята иные с сушкой л обжигом материалов и изделий, а так-
же с расплавлением шихтовых материалов, например для полу-
чения стекломассы. Поэтому вопросы технического прогресса си-
ликатных производств неразрывно связаны с совершенствованн-
ом конструкций печен и сушил и их тепловой работы.
Промышленная печь как тепловой аппарат отличается тем,
чти в лей получают тепловую энергию за счет сжигания топлива
(пли за счет электрической энергии электропечей) и передают се
материалу или изделиям, подвергаемым тепловой обработке.
Основными теплотехническими процессами в печах являются про-
цессы сжигания топлива и теплопередачи. происходящие часто
одновременно п рабочем пространстве печи. При этом большую
роли играет создание необходимых условий для движения газов
(аэродинамика). Сушила отличаются тем, что в них основными
Процессами являются процессы влагообмеца, протекающие
одновременно с процессами теплообмена и движения теплоноси-
теля (жчагоши'Птсля).
История развития печной техники неразрывно связана е исто-
рией развития теории конструирования печей. С техническим
прогрессом производства непрерывно совершенствуются сущест-
вующие и создаются новые конструкции печей и сушил с более
интенсивными процессами тепловой обработки материалов, более
экономичные в эксплуатации и дающие более высокую произво-
дительность.
Силикатная промышленность весьма богата разнообразием
конструкций печей. ?Jto связано с тем, что опа охватывает раз-
личные технологические процессы производства многих видов
Строительных материалов. Только по форме рабочего простран-
ства существующие печи силикатной промышленности можно
разделить па восемь основных типов; однокамерные печи нсрио-
дического действия, многокамерные (газокамерные), кольцевые,
туннельные для обжига изделий, шахтные, вращающиеся (трубо-
печи) для обжига материалов, горшковыс и ванные печи для вар-
ки стекла. По характеру технологических процессов печи сили-
катной промышленности можно разделить на ряд групп, из кото-
рых основными являются: группа плавильных печей, применяе-
мых для варки стекла или расплавления шлаковых материалов
(горшковые, ванные), группа печей для обжига кусковых или
измельченных порошковых материалов (шахтные, вращающиеся)
и группа печей для обжига изделий, сформованных из керами-
ческих масс (камерные, туннельные, газока мерные, коль-
цевые) .
Принципы проектирования каждой печи, отличающейся на-
значением и формой рабочего пространства, различны с точки
зрения конструкт:,иного выполнения отдельных элементов. Очень
часто печи, предназначенные для одной и той же цели н работа-
ющие на одинаковом топливе, в зависимости от условий работы
конструктивно отличаются одна от другой. И нее же для всех
типов и конструкций можно установить некоторые общие принци-
пы проектирования, связанные с развитием печной теплотехни-
ки. Известно, что первые конструкции печей отличались тем, что
движение продуктов горения в них было организовано снизу
вверх и удаление отходящих газов в атмосферу через свод (печц
с прямой тягой). До середины XIX в. были три типа конструкций
печей силикатных производств, работающих по этому принципу:
камерные обжиговые печц (гончарный горн) с простыми топ-
ками из твердом топливе, расположенными под рабочим прост-
ранством, а в последних конструкциях по периферии круглых
камер;
шахтные печц, работающие на твердом топливе; в 1802 г.
появились первые непрерывно работающие1 шахтные печи для об-
жига нзиестп; в 1822 г. шахтные печи стали использоваться в
цементной промышленности;
стекловаренные горшковые печи, представляющие собой круг-
лые камерные печц; варка стекла производилась в тиглях (горш-
ках), топки располагались снизу, под рабочим пространством, и
печь представляла собой двух- или трехэтажную конструкцию,
причем верхняя камера трехэтажных печей служила для отжига
стеклянных изделий.
Постепенное гопсршенстнованне конструкций печен с целью
повышения их производительности было связано прежде всего с
решением топливной проблемы и проблемы повышения темпера-
тур горения топлива как главного фактора ускорения процессов
тепловой обработки материалов. Большую роль в этом сыграло
iipuMCiieiHie газообразного и жидкого топлива взамен твердого ц
изобретение теплоцбмепных устройств с целью подогрева газа и
воздуха (рекуператоры и регенераторы).
6
Использование генераторного газа и подогрев воздуха и газа
и регенераторах позволили создать в 186! г. высокотемператур-
ные ванные стекловаренные печи, которые дали возможность
перейти на непрерывный процесс производства стекломассы и
значительно повысить производительность печных установок.
Еще до применения туннельных печей в силикатной промыш-
лешюст’| весьма оригинально был решен вопрос сжигания топли-
ва в рабочем пространстве печи с подачей воздуха, подогретого
за счет тепла обожженных изделий в кольцевых и многокамерных
печах. В отличие от печен периодического действия в печах этого
типа создастся непрерывный процесс обжига изделий за счет пе-
редвижения зоны обжига (печи с передвижением огня).
Однако кольцевые печи, работающие в керамической и огне-
упорной промышленности более 100 лет, и многокамерные (газо-
камерные) печи имеют существенный конструктивный недоста-
ток-- ручную загрузку и выгрузку изделий из обжигательного
канала. В настоящее время кольцевые и газокамерныс печи у нас
не строят, а существующие заменяют современными автоматизи-
рованными туннельными печами для обжига огнеупорных и кера-
мических изделий.
Значительный прогресс был достигнут в печной технике в свя-
зи с созданием нового типа вращающейся иечи для обжига
кусковых и сыпучих материалов. В 1885 г. была сконструирована
первая вращающаяся печь для обжига цементного клинкера ди-
аметром 1,8 м и длиной ]8 .и, работавшая на газообразном топ-
ливе. благодаря своим достоинствам вращающиеся речи быстро
получили широкое распространение в промышленности. Эти высо-
комеханизированные и высокопроизводительные печи применя-
лись для обжига различных сыпучих ц кусковых материалов.
Новые конструкции вращающихся печей, работающих в цемент-
ной промышленности, диаметром 5 л и длиной 185 м имеют про-
изводительность до 1800 т/сут.
Основным принципом проектирования современных печен
служит непрерывность производственных процессов тепловой
обработки материалов или изделий и высокая производитель-
ность.
Наиболее совершенными типами печей силикатной промыш-
ленности считаются туннельные для обжига изделий, вращаю-
щиеся для обжига цементного клинкера, огнеупорных и других
материалов, и ванные стекловаренные для варки стекломассы.
Эти типы печен позволяют широко использовать новые техниче-
ские средства автоматики для осуществления тепловых про-
цессов.
Совершенствование конструкций печей тесно связано с общим
техническим прогрессом производства и развитием науки- При
Этом большую роль сыграла возникшая в начале текущего сто-
летия новая отрасль технической науки - теория печей, разраба-
тывающая теоретические основы тепловых процессов, происхо-
дящих в печах, и обобщающая производственный опыт работы
печей различного назначения.
Проектирование, строительство и эксплуатация высокопроиз-
водительных печей, оснащенных современными техническими
средствами автоматического управления, стало возможным толь-
ко благодаря высокоразвитой технике печестроения, новым тео-
ретическим исследованиям в области печной теплотехники ii со-
вершенствованию производственных процессов,
§ 2. Общие требования, предъявляемые к печам
При проектировании печей необходимо учитывать, что к ним
предъявляются определенные теплотехнические и технологиче-
ские требования:
достаточно высокая тепловая мощность, обеспечивающая
данную производительность;
в рабочем пространстве печи должны быть достигнуты необ-
ходимые температуры, соответствующие технологическому режи-
му производства;
наиболее эффективное сжигание подаваемого в печь топлива,
высокий коэффициент использования топлива, минимальный
удельный расход тепла па обжиг или другой тепловой процесс;
высокая удельная производительность, высокое качество вы-
пускаемой продукции при заданной производительности;
наибольшая экономичность в эксплуатации, легкость и просто-
та в обслуживании;
наибольшая продолжительность работы без ремонтов, т, е,
высокая стойкость огнеупорной кладки при воздействии высоких
температур;
печь должна быть автоматизированным тепловым агрегатом.
При проектировании всегда стремятся к тому, чтобы печь
наиболее полно удовлетворяла этим требованиям. Однако суще-
ствующие типы печей почти всегда имеют какие-либо конструк-
тивные и эксплуатационные недостатки. Поэтому непрерывно
происходит совершенствование существующих типов печей н раз-
работка принципиально новых конструкций на базе научных ис-
следований и практики работы действующих печных установок.
Следует отмстить, что наилучшие технико-экономические
показатели работы печей достигаются при совмещении отдельных
процессов в один общий процесс непрерывного производства,
например совмещении сушки с обжигом. Для того чтобы обеспе-
чить высокую производительность печп, нужно наряду с обеспе-
чением достаточного количества подводимого тепла создать в
ней запроектированные температуры, Для этого необходимо
иметь,-
8
достаточно интенсивный подвод тепла, который зависит от
количества сжигаемого топлива, его качества и способа сжига-
ния;
полное горение топлива с минимальным избытком воздуха;
подогрев воздуха, идущего для горения, а иногда и подогрев
топлива (например, генераторного газа):
минимальные потери тепла рабочим пространством лечи в
окружающую среду.
Большое значение при проектировании печей имеет выбор
топлива, Твердое кусковое топливо наименее пригодно для совре-
менных печей. Пылевидное топливо имеет ограниченное приме-
нение и используется главным образом для отопления вращаю-
щихся печей цементной промышленности. Наиболее экономиче-
ски выгодным и технически целесообразным следует считать
газообразное и жидкое топливо, В связи с изменением топливно-
го баланса страны, резким увеличением добычи нефти и природ-
ного газа эти виды топлива (природный газ и мазут) можно счи-
тать основными для промышленных печен.
Цепным топливом для печен силикатной промышленности
является коксовый газ и смешанный коксодомепный газ, которы-
ми располагают металлургические комбинаты, В отдельных слу-
чаях целесообразным является применение генераторного газа,
получаемого путем газификации твердых топлив. Выбор вида
топлива для печей связан с условиями топливоснабжения района
постройки завода и производится и зависимости от конкретных
условий в каждом отдельном случае.
Применение, совершенных горелочных устройств обеспечива-
ет иодное сжигание топлива с минимальным избытком воздуха.
В целях уменьшения тепловых потерь и повышения коэффициен-
та использования топлива целесообразно совмещать топку с ра-
бочим пространством. В том случае, когда температура газов в
рабочем пространстве цечп не допускается выше 700°, топка
должна быть отделена от рабочего пространства, чтобы не нару-
шать нормального хода процесса горения и не допускать непол-
ного сгорания топлива вследствие низких температур. Темпера-
тура продуктов гореция в топочных устройствах не должна быть
ниже 900°. При температурах ниже 900° неизбежна неполнота
сгорания топлива.
Обычно топка отделяется от рабочего пространства р сушиль-
ных установках. При этом рабочие температуры в тоцке всегда
бывают выше, чем требуются для сушила. Снижение температу-
ры газов перед входом н сушильное пространство достигается пу-
тем разбавления их атмосферным воздухом в специальной смеси-
тельной камере.
Выбор топливоежнгаюших устройств производится в зависи-
мости от вида топлива, назначения и конструкции лечи, а также
требований, предъявляемых к факелу.
0
Для вращающихся печей обычно требуется факел Значитель-
ной длины, определяющий длину зоны спекания. Для ванных
стекловаренных печей требуется факел, направленный на зерка-
ло ванны (так называемый «настильный»), ограниченной длины
с высокой излучающей способностью (высокой светимостью).
Для туннельных печей часто требуется получить короткий факел
с высокой полнотой сгорания топлива и в ряде случаев не даю-
щий прямого воздействия пламени на нагреваемые поверхности
изделий. При необходимости обеспечения восстановительной
газовой среды должны быть созданы условия для регулирования
соотношения топливо — воздух.
При сжигании жидких топлив во вращающихся печах полу-
чили широкое распространение механические форсунки высокого
давления, дающие рас-Тянутый факел горения. Для туннельных
печен обычно применяются форсунки низкого давления с воз-
душным распылением мазута, обеспечивающие интенсивное сме-
шение топлива с воздухом и короткий факел.
В стекловаренных регенеративных печах применяются фор-
сунки высокого давления с воздушным или паровым распилива-
нием; в печах «прямого нагрева» нашли применение форсунки
низкого давления.
При сжигании природного газа во вращающихся печах приме-
няют горелки высокого давления (обычно одноканальные), рабо-
тающие со скоростью выхода газа из устья горелки 250—
400 м/сек. В стекловаренных печах, наоборот, используются го-
релки, в которых газ полается с небольшой скоростью, чтобы
обеспечить светящийся факел на определенной длине.
Большое значение для получения высококачественной продук-
ции при обжиге имеет равномерность нагрева и обжига по сече-
нию рабочего пространства (внизу и вверху садки) и точное
соблюдение технологической кривой обжига. При горизонтальном
движении газов необходимо особое внимание обращать на устра-
нение нх расслоения, поскольку более горячие газы под действи-
ем геометрического напора стремятся идти вверх. В туннельных
печах эти вопросы решаются конструктивно путем создания ус-
ловий, затрудняющих движение газов в верхней части печи и
облегчающих — в нижней части, за счет более плотной садки из-
делии вверху и разреженной садки с прямыми каналами внизу.
Кроме того, для выравнивания температур в печи создают вы-
нужденную циркуляцию газов, для чего предусматривают раз-
личные конструкции смесительных устройств, эжекторов, воз-
душных завес.
Для камерных и туннельных печей особое значение имеет уда-
ление отработанных газов из рабочего пространства. В целях бо-
лее равномерного заполнения печи раскаленными газами необхо-
димо отводить продукты горения в нижней части пода. т. е. дымо-
отводящис каналы ДОЛЖНЫ быть расположены на уровне пода
10
лечи. Для печен, имеющих большую ширину или длину, газы
должны отводиться через несколько дымовых каналов. Для регу-
лирования распределения температур в печи конструкцией долж-
на предусматриваться установка регулирующих шиберов в дымо-
вых каналах.
Расположение горелочных устройств на уровне пода вагоне-
ток туннельных печей также способствует равномерному запол-
нению печи раскаленными разами и более равномерному распре-
делению температур по высоте печи. Для равномерного распре-
деления температур по длине печи и широкой возможности регу-
лирования температурного режима в зоне обжига туннельных
печей применяют рассредоточенную подачу топлива посредством
установки большого количества горелок.
Подогрев воздуха, идущего для горения топлива, способству-
ет не только повышению температур, но и сокращению расхода
топлива. Для подогрева воздуха обычно используют тепло отхо-
дящих продуктов горения пли тепло обожженного продукта, под-
лежащего охлаждению перед выгрузкой из печн.
Применение топлива и высокой теплотворной способностью
позволяет получить достаточные температуры в печи без подогре-
ва воздуха. В этом случае необходимо применять подогрев воз-
духа с целью экономии топлива. Снижение температур в печи при
высокой температуре горения достигается рециркуляцией печных
газов и повышенном коэффициента расхода воздуха при горении
Уменьшение удельного расхода тепла и повышение степени
использования топлива могут быть достигнуты за счет улучше-
ния теплообменных процессов в рабочем пространстве печи с
помощью внутренних теплообменных устройств (вращающиеся
печи) и за счет уменьшения тепловых потерь в окружающую сре-
ду рабочим пространством печи и ее отдельными элементами.
Основными средствами уменьшения тепловых потерь является
применение тепловой изоляции кладки и легковесных огнеупор-
ных материалов, а также уплотнение печи. Так, например, для
туннельных печей подсосы холодного воздуха через кладку и пе-
сочный затвор значительно охлаждают низ садки, создают нерав-
номерность ее нагрева и повышают тепловые потери с уходящи-
ми газами. Для всех печей справедливо требование герметично-
сти, которое в большой степени зависит от конструктивного
выполнения отдельных элементов печи.
При проектировании печей следует предусматривать возмож-
но широкое регулирование подачи топлива и воздуха, обеспечи-
вающее увеличение производительности печн и гибкую настрой-
ку режима работы и температурного графика по ее длине.
Для контроля режима работы печи п ее автоматизации
требуется предусматривать отверстия для установки контрольно-
измерительных приборов: термопар, заборных трубок для газо-
вого анализа н т. ц.
и
i
§ 3. Методы и техника расчетов печей и сушил
Расчеты печей и сушил позволяют определить их тепловую
мощность, количество теплоносителя, которое необходимо пода-
вать в сушила, выбрать тяго-дутьёвые средства, обеспечивающие
заданную производительность печи или сушила, а также решить
ряд вопросов, определяющих конструкцию печи и ее отдельных
элементов и основные размеры.
Следует отметить, что как теория печей, так и методы расче-
та печей и сушил базируются в основном на экспериментальном
материале, поэтому учст опыта работы действующих печей и су-
шил и их технико-экономических показателей имеет при проекти-
ровании первостепенное значение.
Расчеты, так же как и выполнение графической части проекта,
немыслимы без элементов творчества со стороны проектантов.
Чтобы не допустить п расчетах больших погрешностей, необходи-
мо каждый раз сопоставлять полученные результаты с практиче-
скими данными работающих печен и сушил и в сомнительных
случаях производить дополнительные проверочные расчеты.
Сложность расчета печен и сушил состоит в трудности учета
влияния различных факторов на тепловую работу печц, связан
ных с процессами сжигания топлива, движения газов, теплообме-
на и технологическими особенностями производства. Поэтому при
проектирований топ л и вое ж и гакиние устройства, дутьевые сред-
ства, дымососные и другие установки принимаются всегда с не-
которым, часто большим, запасом мощности. Даже при выполне-
нии такого расчета, как определение температуры горения топли-
ва. встречается ряд трудностей. Можно с высокой точностью
определить теоретическую температуру горения с учетом диссоци-
ации, но точно рассчитать действительную температуру, которая
будет в проектируемой печи, нельзя, так как опа зависит от ряда
факторов, которые зачастую учесть невозможно, например конст-
рукцию горелки, режим ее работы, коэффициент расхода возду-
ха. температуру подогрева воздуха и т. д. Поэтому расчет пе-
чей представляет собой расчет отдельных процессов, проис-
ходящих в них при каких-либо заданных или принятых услови-
ях, приближающихся к действительным условиям работы, по
нс отражающих их в полной мере. Так, при проектировании печей
выполняют расчеты, связанные с процессом горения топлива,
определением расхода топлива по тепловому балансу, аэродина-
мические расчеты, расчеты габаритов печи и се отдельных эле-
ментов. и также технико-экономические расчеты, связанные с по-
стройкой и эксплуатацией печи или сушила.
Для облегчения и упрощения техники расчета широко приме-
няются графики, таблицы, нормали проектных организаций,
справочники но конструированию печей и сушил и т. и., которые
значительно помогают творческой работе нал проектом.
12
§ 4. Содержание и объем курсового
и дипломного проектов
При проектировании реального производственного объекта
проектная организация назначает главного инженера проекта,
отвечающего за технический уровень и сметную стоимость проек-
тируемого объекта.
Задание на проектирование промышленного предприятия со-
держит: район (пункт) строительства; характеристику продук-
ции; годовую производительность предприятия; производствен-
ные связи и основные источники снабжения будущего предприя-
тия сырьем и энергией; сроки строительства и очередность ввода
мощностей.
При выполнении нового проекта, когда не существует типовых
проектов аналогичного производства, проектирование состоит из
трех стадий: проектного задания, технического проекта и рабоче-
го проекта.
В случае если используются типовые проекты, то проектиро-
вание может протекать в две или одну стадию. При двухсталий-
ном проектировании выполняют: проектное задание, которое
содержит необходимые данные технического проекта, и рабочие
чертежи. При одностадийном проектировании используют типо-
вые рабочие чертежи.
Проектное задание предусматривает разработку технологиче-
ской схемы производства в основных компоновочных решений.
По укрупненным показателям выполняют технико-экономические
расчеты, выявляют экономическую целесообразность предполага-
емого строительства в данном месте и его техническую возмож-
ность. Разрабатывают ориентировочный генеральный план.
Технический проект разрабатывается на основе утвержденно-
го проектного задания. В техническом проекте уточняются при-
нятые технические решения, выполняются материальные, тепло-
вые и другие расчеты, а также составляются спецификация, сме-
та капитальных затрат и калькуляция себестоимости. При
техническом проектировании уточняется также генеральный
план предприятия.
Рабочий проект предусматривает разработку детальных чер-
тежей и смет, по которым осуществляются строительно-монтаж-
ные работы, а также изготовляется н монтируется оборудование.
Рабочий проект разрабатывается на основе утвержденного техни-
ческого проекта л решения технического проекта не пересматри-
ваются.
Дипломный проект в целом должен содержать элементы всех
трех стадий проектирования- Объем проекта устанавливается
кафедрой. Обычно этот объем состоит из 7—9 листов чертежей
формата A-I и расчетно-пояснительной записки до 120—150 стра-
ниц текста формата 297X210 мм, najnicHiiiioro от руки разборчи-
13
вым почерком. Количество листов чертежей, отводимых из проект
печи или сушила, и объем теплотехнических расчетов печей пли
сушил устанавливаются в каждом отдельном случае руководите-
лем дипломного проекта в соответствии с темой проекта, специ-
альностью и профилем подготовки специалиста.
При дипломном проектировании отделения, цеха или завода,
в которых псчц или сушила являются только частью оборудова-
ния, объем графических работ и расчетов печей и сушил может
быть таким же, как при выполнении курсового проекта, пли не-
сколько больше с более подробным описанием и обоснованием
выбора типа печей и кх элементов. Курсовой и дипломный проек-
ты по своему объему и содержанию соответствуют техническому
проекту, который включает необходимые расчеты, описание кон-
струкции и общие чертежи печи или сушила с необходимыми раз-
резами. Чертежи должны отражать вполне законченные и ясно
изображенные элементы и механизмы печи или сушила в сборном
виде с необходимыми основными установочными размерами.
Отсюда вытекает и количество проекций, разрезов, необходимых
для изображения всех конструктивных элементов печи пли
сушила.
При разработке, технического проекта печи, как правило, про-
изводят:
выбор топлива и способа его сжигания;
расчет размеров рабочего пространства печи, например пло-
щади пода и высоты камерных печей, длины, ширины и высоты
туннельных печей, диаметра н длины вращающихся печей соот-
ветственно заданной производнтельиости, варочной и выработок-
ион частей стекловаренных печей,
выбор конструкции свода печи, пода, толщины степ, футеров-
ки вагонеток туннельной печи и т. п.;
выбор материалов, из которых должна быть построена печь,
сорта огнеупорного кирпича для кладки различных частей печи
И тепловой изоляции кладки;
выбор л размещение тон л и в ос ж н тающих устройств, подвода
к печи топлива н воздуха, регулирующих устройств для измене-
ния подачи топлива и воздуха, устройств для нагрева газа и воз-
духа;
расчет каналов для отвода продуктов горения из рабочего про-
странства печи, размещение и выбор конструкции шиберов для
регулирования тяги, устройств для уплотнения рабочего прост-
ранства печи в целях уменьшения подсосов холодного воздуха
при движении дымовых газов;
выбор и расчет креплений печи;
выбор механизмов для загрузки и выгрузки материалов или
изделий, механизмов подъема шиберов, заслонок и т. в.
При проектировании сушил решаются последовательно те же
вопросы, которые относятся к печам. Разница состоят лишь в
том, что некоторые сушила работают с теплоносителем, идущим
от печен в виде подогретого воздуха или отходящих газон и сме-
си с воздухом.
Курсовой проект печи или сушила выполняется в следующем
объеме:
Графическая часть. Чертеж печи ил^ сушила выполняется не
менее нем на двух листах формата А-1. Для печей большой дли-
ны (туннельные, вращающиеся), общий вид которых не разме-
щается па двух листах, по указанию руководителя изображается
часть печи, например зоны подогрева и обжига туннельной печн
или только одна зона во всех проекциях с достаточным количест-
/V вом поперечных разрезов, чтобы представить конструктивные осо-
бен и ости этой зоны. В других случаях, когда на одном листе пол-
f: ностью размещается общин вид печи пли сушила, второй лист
Ж: используется для отдельных деталей или узлов.
ж Расчетно-пояснительная записка состоит из пояснительной за-
к- пнекп н теплотехнических расчетов печи или сушила. Задания па
Ц. курсовой проект ночи пли сушила, как правило, выдаются с уче-
К том специальности и профиля подготовки специалиста. Обычно в
иг задании на курсовой проект руководителем указывается тнп не-
; чп пли сушила, назначение, состав шихтовых материалов пли
’ вп.т изделий, производительность пли площадь пода печи (раз-
меры печи), вид сжигаемого топлива н некоторые догюлнптель-
ные данные. Указывается также основная литература, руководя-
шие чертежи для использования при проектировании п особые
? условия выполнения графических работ. При дипломном проектн-
; рованип выбор и обоснование выбранного типа печи производят-
i ся дипломантом н соответствии с заданием на проект цеха или
. завода.
§ 5. Подготовка к проектированию
и предварительные расчеты
Перед началом проектирования необходимо:
ознакомиться с литературой, имеющимися чертежами печей
или сушил, альбомами, атласами, журнальными статьями и т. п ,
необходимыми в процессе работы над проектом;
уяснить конструкцию печн или сушила, требования, предъяв-
ляемые к иен технологическими условиями тепловой обработки
материалов пли изделий, выбрать данные по режиму работы
• (графики обжига, сушки и т. и.);
составить эскизы печн или сушила, отдельных узлов конст-
рукции.
Типовые механизмы для оборудования печей или сушил, а
также элементы топочных устройств, горелок, форсунок, рекупе-
раторов, систем подносных спадов и т. п. обычно подбираются по
15
существующим нормалям или заимствуются из альбомов, атла-
сов, журналов или чертежей с учетом того, чтобы проектируемая
конструкция печи или сушила соответствовала современным тре-
бованиям.
Для того чтобы приступить к выполнению графической части
проекта, необходимо сделать следующие расчеты:
I. Расчет горения топлива. Если предусматривается газифика-
ция твердого топлива в газогенераторах (для стекловаренных пе-
чей), то выполняется расчет процесса газификации с целью опре-
деления состава газа, поступающего к печн. При расчете горения
топлива определяется также необходимый подогрев воздуха для
получения заданных технологических температур в печи и для
высокотемпературных печей (стекловаренных) — необходимый
подогрев воздуха и газа в регенераторах или подогрев воздуха
в рекуператорах.
2, Расчет материального баланса по сырью, например при
обжиге цементного клинкера. Данные материального баланса не-
обходимы ври расчете теплового баланса печн.
При сжигании пылевидного топлива (вращающиеся печи) иди
твердою топлива (шахтные лечи) в материальном балансе учиты-
вают присадку золы топлива к материалу. Для этого предвари-
тельно задаются расходом топлива, который затем рассчитывает-
ся по тепловому балансу.
3. Теоретический расчет удельных расходов тепла на техноло-
гические процессы получения клинкера, стекломассы пли других
материалов, При составлении теплового баланса печи на основа-
нии практических данных задаются потерями тепла корпусом пе-
чи в окружающую среду.
4. По заданной производительности печи определяют основные
размеры рабочего пространства (площадь пода, длина, ширина,
высота или диаметр) или рассчитывают производительность печн,
если заданием предусмотрена общая производительность цеха,
завода, а затем уже и размеры печн. Для туннельных печей выби-
рают размер вагонетки, тип садки И рассчитывают емкость ваго-
нетки, по которой определяют габариты печн. Если основные раз-
меры печц приняты на основании практических данных, то расче-
том определяют производительность ее и размеры внутренних
теплообменных устройств отдсльне.1х зон, например для вращаю-
щихся печей. Если сушило или печь проектируют на твердом топ-
ливе, то предварительно определяют размеры топки. Размерами
колосниковой решетки в этом случае можно задаться, исходя из
практических данных, а впоследствии проверить напряженность
топочного объема и колосниковой рещетки ио расчетному рас-
ходу топлива.
5. Для регенеративных (иногда и рекуперативных) печей не-
обходимо предварительно выполнить ориентировочный расчет ре-
генератора (или рекуператора) а определить его размеры, что-
t6
-бы приступить к графической части проекта. Расчет регенерато-
ра (или рекуператора) в дальнейшем уточняется. Для вращаю-
щихся печей с запечными теплообменниками выполняют расчет
теплообменных устройств.
Прежде чем приступить к выполнению чертежа, необходимо
определить количество основных и вспомогательных проекций на
чертеже, с тем чтобы полностью показать конструктивные элемен-
ты печн и ее оборудование.
Информационный
центр Иааноьекого
государственноге
химико-з синологического
университета
153460, г. Лваиово
пр, Ф- Энгельса, д. Ю
2. Заказ № К-6719.
Глава II
РАСЧЕТЫ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
Расчеты горения топлива производятся е целщо определения
расхода воздуха, необходимого для горения, количества образу-
ющихся продуктов горения, их состава п температуры горения.
Если данное топливо не обеспечивает необходимые температуры
в печи, то расчетом определяется необходимая температура подо-
грева воздуха, подаваемого для горения. Например, при сжига-
нии генераторного газа в стекловаренных печах рассчитывают
подогрев воздуха н газа до 1000—1100° Расчет горения топлива
необходим для того, чтобы правильно выбрать дутьевые и тяго-
вые устройства к печи, обеспечивающие нормальный процесс го-
рения, движенце дымовых газов и необходимый температурный
режим в рабочем пространстве печц. Расчеты горения произво-
дятся независимо от количества сжигаемого в печи топлива, по-
этому такие величины, как количество воздуха, необходимого для
горения, и объем дымовых газов, образующихся в результате
сжигания топлива, определяются из единицу веса твердого и
жидкого топлива и на единицу объема газообразного топлива я
выражаются в нлР/кг или нм3/нм3 топлива (объемы воздуха и
газа приведены к нормальным условиям: температура 0° и дав-
ление 101 325 н/лс).
Температура горения топлива определяется на основе баланса
тепла, вносимого топливом н воздухом, и тепла образующихся
продуктов горения. Расход воздуха и выход продуктов горения
определяются на основе материальных балансов процесса го-
рения.
§ 1. Выбор топлива
При проектировании промышленных предприятий пыбор топ-
лива для печен или сушил производится на основании технике-
экономических расчетов с учетом изменения структуры топливно-
го баланса страны, в особенности в связи с широким развитием
добычи природного газа и нефто.
18
Для опенки стоимости некоторых видов топлива приводим
примерные сравнительные данные по стоимости 1 т условного
топлива, н которых за единицу принята стоимость природного
газа;
природный газ.......................1,0
мазут.............................. 1.5
пропан, бутан (газ).................1,7
коксовый газ........................1.4
доменный газ.......................0.!1
генераторный газ из углей...........2.3
генераторный газ из торфа...........4,5
Наиболее целесообразных! является использование природно-
го газа, если данный район газифицирован н подача газа нс лими-
тируется. При промышленном использовании природного газа в
каждом конкретном случае необходимо учитывать газовый ба-
,iaiic дац|Ю|'о района и его газоснабжение. Высококачественным
топливом для печей является коксовый газ или смесь коксодомен-
ного газа. Выбор этого вида топлива обусловливается располо-
жением проектируемых предприятий вблизи металлургических
комбинатов и наличием достаточного количества коксодоменно-
го газа по балансу металлургического комбината. Весьма ценным
топливом для печей являются мазут и сжиженные углеводород-
ные газы (пропан, бутан).
; Твердые виды топлива также могут быть использованы для
отопления печей как местные дешевые топлива, не требующие
дальних перевозок. В приложении 7 приводятся средние показа-
тели по газификации твердых топлив.
Современная печь должна быть автоматизированным непре-
рывно работающим агрегатом, поэтому процессы сжигания топ-
лива в печах должны обеспечивать надежное автоматическое
регулирование теплового режима. Наиболее просто это может
быть выполнено при сжигании газообразного топлива и несколь-
ко сложнее — при сжигании мазута. Эти условия являются очень
важными при выборе топлива для отопления промышленных
печей.
Топливо при сжигании должно обеспечивать необходимые
температуры в рабочем пространстве печи, достижение которых
связано це только с видом топлива и его качеством, но также и с
конструкцией печц.
Во вращающихся печах необходимые температуры для обжи-
га материалов могут быть получены только при сжигании при-
родного, коксового газа, мазута, а также пылевидного топлива,
получаемого обычно из смеси газовых, тощих углей и антра-
цитов.
Туннельные печи при средних температурах обжига могут
успешно работать на очищенном холодном генераторном, коксо-
доменном, природном газах ц на мазуте; высокотемпературные
' ' 19
1
туннельные печи — на генераторном горячем газе, получаемом
при газификации антрацита или кокенка, а также на природном,
коксодоменном газах и на мазуте. Туннельные печи для обжига
красного строительного кирпича могут работать на газообраз-
ном, жидком и на твердом топливах, сжигаемых в выносных тол-
ках и непосредственно в рабочем пространстве печи с частичным
запрессопанием топлива в сырец.
Шахтные печи, работающие пересыпным способом или с вве-
дением топлива в сырьевую смесь, требуют особого выбора топ-
лива с малым содержанием золы, с малым выходом летучих
веществ, как, например, антрацит, коксик, тощие каменные yr..i;i.
Печи, работающие пересыпным способом, требуют сортированно-
го топлива с высокой механической и термической стойкостью.
Шахтные печн для обжига огнеупорных и других материалов
могут успешно работать на газообразном топливе и на мазмте.
§ 2. Пересчеты состава топлива
Состав топлива для выполнения расчетов горения может быть
взят по справочнику 12] (см. приложения j—4), Однако необхо-
димо ‘'читывать, что для газообразных топлив состав дастся на
сухой газ, для твердых и жидких топлив — па горючую массу,
реже на рабочее топливо. Обычно, зная состав горючей массы
топлива и принимая по данным технического анализа или по
сравочнику содержание в топливе золы и влаги, пересчитывают
топливо на рабочую массу. Су.хое газообразное топливо пересчи-
тывают па влажный газ, который подлежит сжиганию.
Для определения составов рабочего топлива по данным ана-
лиза (% по весу) пользуются формулами:
для сухой массы топлива
С»=С.™_ЫГЦ%. (1,
100
для горячей массы топлива
Ср = Cr > %
ИЮ
Пересчет состава любого топлива при одной влажности на
состав того же топлива при другой его влажности производится
ио формуле
„о HXt—UZ?
CC = Ci--------(3)
ion - «7
где C]'i С? —- составляющие рабочего топлива, %;
(7 - составляющие сухой массы тонлина, %;
20
U/₽ — содержание влаги в топливе, %;
Сг — отдельная составляющая горючей массы топли-
ва, %;
Ар — содержание золы, %.
Пересчет состава газообразного топлива с сухого па влажный
производится по следующим формулам:
содержание влаги в газе
НоО = -^-
804 т w
%
(4)
где на — содержание влаги в газе, г/нм3 сух. газ. (табл. 1):
зная процентное содержание влаги в газе, можно пересчи-
тать все другие составляющие сухого газа па влажный рабо-
чий газ
СО?'1 — СО2 %'. Н?' = Н? % и Т. д. (5)
Таблица 1
Влагосодержание (г-нм1 сух. газ.) при различных температур-х
U' W 1 71» 1
0 4.9 26 27.6 51 118 76 528
1 5.2 27 . 29.3 52 125 77 566
9 5,6 28 31,1 53 132 78 60S
5 6.1 29 33.1 54 140 79 654
4 6,5 30 35,1 55 148 80 705
5 7,0 31 37,3 56 156 8! 761
6 7.5 32 39.0 57 166 82 825
7 8.0 33 42.0 58 175 83 896
8 8.6 34 44,5 59 186 84 976
9 9,2 35 47.3 60 (97 85 1 070
10 9,9 36 50,1 61 208 86 1 170
11 10.5 37 53,1 62 221 87 1 290
12 11,3 38 56,2 63 234 88 1 440
13 12.1 39 59,6 64 248 89 1 600
14 12.9 40 63,1 65 263 90 1 809
15 13,8 41 66,8 66 280 91 2 050
16 14.7 42 70,8 67 297 92 2 360
17 15,7 43 74.9 68 315 93 2760
18 16,7 44 79,3 69 335 94 3 290
19 17.8 45 84,0 70 357 95 4 040
20 19,0 46 88,8 71 380 96 5 160
21 20,2 47 93.0 72 405 97 7 040
22 21,5 48 99.5 73 432 98 10 800
23 22,9 49 105.0 74 461 99 22 000
24 24,4 50 111.0 75 493 100 —
25 21i,0
21
или
COCCOS-----------—-----% и т. д. (6)
100 Н-0,124w
Искусственные газы после полной газоочистки содержат та-
кое количество влаги, которое соответствует насыщенному со-
стоянию при данной температуре газа, поступающего в печи.
Обычно эта температура находится в пределах 15—40°,
В природном газе содержится очень небольшое количество
влаги, примерно 0,5 —1,5%, так как при транспортировании
газа на большие расстояния он подвергается тщательной очи-
стке Лт различных примесей и влаги,
§ 3. Теплота сгорания топлива
Теплота сгорания топлива (теплотворность)—это количест-
во тепла, выделяемое при полном сгорании всех горючих состав-
ляющих топлива, отнесенное к 1 кг или I топлива. Известно,
что тепловой эффект горения водорода, зависит от агрегатного
состояния его продукта горения (воды), поэтому для топлив
различают высшую Q„ и низшую теплоту сгорания (2н-
При сгорании топлива вода, содержащаяся в продуктах го-
рения, находится в парообразном состоянии. Затрачиваемая прп
этом теплота парообразования остается неиспользованной вслед-
ствие относительно высокой температуры отходящих газов. По-
этому в тепловых расчетах принято пользоваться данными низ-
шего предела теплоты сгорания. Учитывая, что теплота, затра-
чиваема!] на испарение 1 кг влаги, составляет 2500 кож
(600шг-1), связь низшей и высшей теплот сгорания выражается
равенством
= Q* — 2500® кдж:кг(кдж’км3), (7)
где содержание влаги в продуктах горения топлива, кг/кг
(кг(нм3),
9НР -г W'1’ ,
поэтому ж - -----5^---М,к*-
J 4 w
Для твердых и жидких топлив
Qu =Q0 - 25 (9Н₽+1ГР) кдлс-'кг. (8)
Теплоту сгорания твердого и жидкого топлива можно опреде-
лить расчетом до формуле Д. И. Менделеева, зная элементар-
ный состав рабочего топлива,
22
W (^ = 339С’’4-1030Нр-108,9(Ор-5₽)-251Г/рлШс.'д-г, (9)
.•:v\
pie Ср, П₽, О>’, Sp, ИуГ—составляющие элементы рабочего топ-
лива, %.
7 Для газообразного топлива теплота сгорания определяется
как сумма произведений тепловых эффектов составляющих горю-
чих газов на их количество:
для природного газа
QH = 358,2 СН. +637,5 0,1-!. +912,5 СаНк-Н 186,5 С4Н!Й +
+ 1460,8 С,Н5, кдж,:нм3-. (10)
для генераторного и коксодомепиого газов
(?„= 126,5 СО + 107,6 Ни + 358,2 СН4 587 С.Н4 +
+ 231Н :,S кдж-нм3. (11)
В этих формулах составляющие газообразного топлива вы-
ражены в % по объему.
,, Для сравнительных расчетов и определения удельного рас-
хода топлива на обжиг или другие виды тепловой обработки
материалов пользуются единицами условного топлива, теплота
сгорания которого принята равной 29 300 щЫ/кг (7000 ккал/кг).
Перевод любого топлива в единицы условного топлива про-
изводится с помощью теплового эквивалента (переводного ко-
эффициента), величина которого равна:
Qp
29 300
где QJ — теплотворность, кдж/кг твердого или жидкого топли-
ва или к.дж[н/л3 газообразного топлива.
Если теплота сгорания топлива приводится не в СИ (ккйл/к'г
или ккал/нл;3), то тепловой эквивалент подсчитывается по фор-
муле
(12)
QP
Э = —• —
т 7000 '
Приводим значения тепловых эквивалентов для некоторых
видов топлива:
казенный уголь (Qp «29 300 к<5ж/кг) . ...........1,000
бурый уголь (QJJ = 17 580 кдж/кг)................0,600
мазут (Q р -41000 кдж/кг)...................... 1,400
природный газ (Qp =35 400 м,Ч;«« I ....... 1,210
коксовый газ (Qp = 16 750 хйж/нл) ..............0,573
доменный газ (Q^ =3800 кдж/н.и2}.............. 0,130
Теплота сгорания топлив приводится в приложениях 1 — 7.
23
л
§ 4. Расход воздуха на горение
Потребное количество воздуха для горения определяется по
теоретическому количеству кислорода, вступающего в реакции
окисления с учетом некоторого избытка, обеспечивающего пол-
ное сгорание топлива. При расчете потребного количества кис-
лорода учитывается, что кислород, имеющийся в топливе, участ-
вует в реакциях горения.
В расчетах принимают следующий состав воздуха: азот —
79,0% и кислород — 21,0% по объему. Количество влаги, вноси
мое атмосферным воздухом, незначительно увеличивает расход
воздуха и учитывается (в основном при расчетах сушил) его
влагосодержаннем, выраженным в весовых единицах. При ра-
счетах печен влажность атмосферного воздуха обычно нс учи-
тывается.
Теоретически необходимый для горения расход воздуха, ко-
торый принято в печной теплотехнике обозначать Lo. равен
—4,761/0, нм3 [кг (нм?) нм3}, (13)
где Ко; --теоретически необходимый объем кислорода.
Прп обогащении воздуха кислородом в количестве Им рас-
ход воздуха будет равен
- 4,76(V о.. - - V о]} нм'л[кг (нм3 [нм3}, (14)
Для твердых и жидких топлив, состав которых выражен в %
по массе, расход кислород;) на горение рассчитывают по фор-
муле
V%; —0,01 (1,87СР Д 0,75рД 5,55КР -0,70 } (15)
где Ср, Spi Пр, О’*—составляющие рабочего топлива, %.
Теоретически необходимый для горения расход сухого возду-
ха определяется по следующим формулам:
для твердых и жидких топлив
/,0 = .0,0889 С I' % 0,265 Нр - 0,0333 (Ор -- Sp) и,«:|/кг; (16)
для природного гл за
Ло=---0,0476(2СН4 ДЗ,5С2Нс -Д5С3НЬ Д6,5C4HJ0 Д-
-( 8(Т,Н|Э)«Л£3/«Д4;(; (17)
для генераторного газа
£о=0/!476 (0.5СО Д 0,51 К -у 2СН4 Д ЗОЛ i4 Д
+ 1,5H2S -Ог) им31нм3\ (18)
для доменного газа
/.0 = 0,0476(0>5СО + 0,5Н:4-2СН4~О2’) (19)
для коксового газа
£п = 0,0476 (0.5СО + 0,5На4- 2CH.t -f- 3C2H, + 7,5C6HS +
+ 1,5Нг5-Ог)нж3/нм3. (201
Расход атмосферного воздуха при влагосодсржанин d (г/кг
сух. воз.) будет равен:
£0=(1 4-0,0016г/)£0«л7нжя. (21)
Вл а гос одержание d можно определить по / -d-диаграмме,
зная относительную влажность воздуха (%) и температуру.
Если принять, например, d—10 г/кг сух. воз., то
£о=1Д1Ь‘£пнзг\нж3. (22)
Действительный расход сухого воздуха с учетом коэффици-
ента расхода воздуха равен:
£я=а£0 нзгу нл3, (23J
где а--коэффициент расхода воздуха, показывающий отноше-
ние действительного количества воздуха, введенного для горения,
к теоретически необходимому ----- -
Действительный расход атмосферного воздуха при его влаго-
содержаини d составит:
£,; = (! 4- 0,001 нм3'нм3 (24)
или при значениях d— 10 г/кг сух. воз.
£„ — 1,016£, нм?/нм3. /25)
Избыточное количество воздуха, вводимое в топлнвосжига-
тельное устройство или в печь, будет составлять:
i'i-аб - (а - 1) Ц нм3/нм3. (26)
Значения коэффициента расхода воздуха зависят прежде все-
го от вида сжигаемого топлива, способа сжигания, конструкции
топлпвосжигаюпшх устройств и условий эксплуатации речи. При
факельном способе сжигания, когда в процессе горения проис-
ходит достаточно интенсивное перемешивание топлива с возду-
хом, в большинстве случаев требуется для полноты горения не-
большой избыток воздуха. Для газа и мазута коэффициент рас-
25
хода воздуха а= 1,05—1,20; для пылевидного топлива а~
= 1,20—1,25. При сжигании газа с полным предварительным
смешинанием его с воздухом и при сжигании мазута горелками
с внутренней циркуляцией газов в факеле а= 1,00—1,05. При
слоевом способе сжигания углей, антрацита и торфа в механи-
ческих топках при непрерывной подаче топлива и золоудалении
ц= 1,3—1,4. При ручном обслуживании топок коэффициент рас-
хода воздуха принимают равным: 1,4 —для антрацитов, 1,5—
1.6-для каменных углей. 1,6—1,8 — для бурых углей. Для то-
пок, работающих на полугазовом режиме, коэффициент расхода
воздуха требуется меньше, чем для простых топок (1,1 —1,2).
В отдельных случаях в целях понижения температуры газов
в печах или сушилах принимаютббльшиезначения коэффициен-
тов расхода воздуха и вводят рециркуляцию продуктов горения.
В этом случае по температуре газов определяют дополнительный
ввод холодного воздуха или дымовых газов для разбавления про-
дуктов горения.
В кольцевых печах, работающих на твердом топливе при
загрузке его в обжигательный канал сверху, коэффициент рас-
хода воздуха в зоне обжига составляет 1,5—2.0, а в начале
зоны обжига вследствие больших подсосов через неплотности
лечи — до 4,0—5,0.
Если известен расход топлива В (кг/ч или нм2/ч), то общий
расход сухого воздуха, необходимый для сжигания топлива,
составит:
V,01= BL. нм*>ч. (27)
Действительный общий расход атмосферного воздуха будет
равен:
- В Ц (1 4-0,0016rf) ня3,:ч. (28)
НЛП
ЯзСлл/3/*- (29)
При расчетах горения твердого топлива, сжигаемого на ко-
лосниковых решетках в топках печей или сушил, необходимо учи-
тывать механический недожог топлива вследствие неизбежных
потерь горючих составляющих топлива со шлаком, провалом
через колосники и уносом в виде пыли.
Приближенно механический недожог топлива можно учесть
в расчетах, принимая его как потери углерода, и в расчетные
формулы вместо С’1 подставлять значения фактически сгорев-
шего углерода Сф
Ц’.-Ср- с„,ч,
где Смех — механический недожог углерода, равный сумме
Сшл 4* СП;а + Сун, % .
26
Величина Сме;[ зависит от многих факторов: качества к
свойств топлива, его золы, конструкции топки, условий обслужи-
вания и т. п. Она может колебаться в широких пределах. В рас-
четах можно принять значения Смех = 3—5%.
Таким образом,
С!}-(0,95 -О,97)СР%.
Механический недожог уменьшает теплоту сгорания топли-
ва, расход воздуха на горение и объем продуктов горения.
§ 5. Объем продуктов горения
При полном горении любого топлива образуются продукты
горения в виде СО2, Н2О в парообразном состоянии, N; и SO2.
Если горение происходит с избыточным количеством воздуха,
то в дымовых газах будет также присутствовать кислород О2.
Общин объем продуктов горения при сжигании топлива следу-
ющий:
с теоретически необходимым количеством воздуха, т. е. при
а- 1,
V1 о = Уса, 4- V50,4-к, + Iх и,о «лг’/.тг, (30)
при сжигании с избытком воздуха при а>1
Ив = V со, 4* Иso, И- И к, J- V н,о 4" Ио, нж3. кг. (31)
Если известно значение Ео, то
1/„ = 1/04-(а— 1)^-0 нм3, кг. (32)
С измененном коэффициента расхода воздуха в продуктах
горения изменяется количество Vx.> о, и lzn,o. Количество
образующихся продуктов Vсо, и V'so,. составляющих в сумме
/яо, — И со, 4~ so-, не изменяется с изменением коэффициента
расхода воздуха, так как оно зависит только от состава топлива.
Объемы отдельных составляющих продуктов горения твердого
и жидкого топлив подсчитываются по следующим формулам:
V'co:=0,01855Cj нл3. кг; (33)
1Ло,=’--0,0075р нм3; кг; (34)
V 11,0 = 0,1 12Hp4-0,0124(U/p4- 100ay„ip)-{-0,0016rf£. нм31кг, (35)
где &yQap—весовое количество пара, вводимого для распыления
жидкого топлива, кг/кг топ.;
27
l/N! = O,79Z,e + O,OO8Np нл3/«г; (36)
1/01 = 0,21 (a— 1)LO нм3/кг. (37)
Если необходимо найти объем V‘o (нм3/кг), то в формулах
(35), (36) вместо А, надо брать значения До.
Объем продуктов горения газообразного топлива находится
по формулам:
для природного газа
I/со,=0,01 (СО. + СН, 4- 2СгНб + 3CSH8 4*4C4HI0 +
-f-5C;HI2) нм3/нм3, (38)
I/ „.о — 0,01 (2СН4 + ЗСА 4- 4С3Нв+5С4Н10 4-6СьН124-
4* Н2О +0,1&/Z.,) нм3/нм."-, (39)
для генераторного, доменного и коксового газон
Wo^O.Ol ((:О^(-СО4-СН44-2С,Н44-6СсНс4-H2S)нм3/нмл, (40)
Vн,о-0,01 (Н2-)- 2СН44 2С2Н44-ЗСьН04 H2S+ Н2О-г
}- 0,16rfL,) нм3/нм3', (41)
для всех газов
К м, 0,791, 4- 0,01 N, нм3/нм3. (42)
Значения V'o. (н,и3/нл3) находят по формуле (37) независи-
мо от вида топлива.
Об1>ем продуктов гореция при разных коэффициентах расхо-
да воздуха можно найти, зная разность между объемом про-
дуктов горения и количеством израсходованного воздуха,
1/о --Л0 = 1/,-Л. «лР/да. (43)
Так как AV' не зависит от коэффициента расхода воздуха, а
только от состава топлива, то
Vt) ~ L„ 4* Д И нм?/кг, (44)
= д1/ н.чУкг. (45)
Для определения процентного состава продуктов горения
необходимо знать объем отдельных составляющих, например
CO2--V™ 1W% и т. д- (46)
По составу продуктов горения можно определить их влаго-
содержэнис d (г/кг сух. газ.). Если известны величины отдела
28
ных составляющих продуктов горения (нд3/ндр газ. или нм3/кг
тон.), то влагосодержаннс их будет равно:
804VH о
d -------------------------------г кг сух. газ. <4/)
l.977VCOe + 1,251 1/\, ),429VOj
Влагосодержаняе продуктов горения можно определить по
процентному составу их
d = — .. ——.SMH-jO------------г/кг Сух. газ (48)
1.977СО, г J.25iN2T 1,42Ю2 ' v
где lljO, СО?, N2i О2 —составляющие дымовых газов, % по
объему.
Общее количество продуктов горения при сжигании топлива
В (кг/ч или нл13/ч) будет равно:
У,и„~=ВУакмя1ч. (49)
Это количество дымовых газов соответствует только данному
коэффициенту расхода воздуха, с которым идет процесс горения.
При движении дымовых газов по рабочему пространству пе-
чи, например туннельной, количество дымовых газов будет уве-
личиваться за счет подсоса окружающего воздуха через неплот-
ности в кладке, смотровые отверстия, рабочие окна, так как
движение происходит под действием разрежения, создаваемого
дымовой трубой или дымососом.
Особенно большие подсосы атмосферного воздуха наблюда-
ются в системе дымоходов, ведущих к дымососу пли дымовой
трубе, через неплотности дымовых шиберов. В отдельных случа.
ях коэффициент расхода воздуха перед дымососом достигает
значений от 2 до 5 и даже более в зависимости от типа печн и
ее состояния. Поэтом}' количество дымовых газов, идущих через
дымосос или дымовую трубу, определяется по коэффициенту
расхода воздуха, взятому с учетом подсосов окружающего воз-
духа при их дин женки по системе печн, дымоходов н боровов
= I )/<! "I" ’1) £(4 НМ' ]Ч, (50)
где аоСщ -• общий коэффициент расхода воздуха на рассматрива-
емом участке печи, получешшш по анализу дымовых
газов работающих печен или принятый в расчетах
на основании практических данных.
При определении объема продуктов горения, проходящих по
системе печн, необходимо также учитывать количество газов,
образующихся от испарения влаги и разложения карбонатов
при обжиге материалов. Количество выделившихся при дегаза-
ции продуктов определяется по содержанию в обжиговых мате-
риалах СаСОз, М^СОз и влаги.
2!1
При испарении влаги » (кг/ч) образуется водяных паров
Н2О = ——— нм31ч.
0,804
При разложении СаСОз выход СОз определяется по соотно-
шению
СаСО;1->СаО!-СОз
1,00 кг 0,56 кг -f- 0,44 кг,
т, е. 1 кг СаСО3 лает =0,224 «л3 СО/
1 00
на 1 кг СаО выделяется —0,224 = 0140«лг3СО,.
0,56
При разложении MgCOa выход СОз составит:
MgCO,-----> MgO -г СО2
1,00 кг 0,478 кг -ф 0,522 кг,
т. е. 1 кг MgCO3 дает °'°;-= 0,264 нмя СО/,
0,478
па 1 кг MgO выделяется —1^5— -0,264 =
0,478
= 0,553 нм-' СО2(см, табл. 12),
§ 6. Температура горения
При расчетах процесса горения топлива определяют теоре-
тическую температуру, учитывающую тепловыделения без по-
терь [1 действительную температуру газов, усредненную по массе
И приближенную к практическим условиям.
Теоретическая температура горения может быть определена
с достаточно высокой точностью, однако действительная темпе-
ратура печных или топочных газов находится приближенно
вследствие того, что расчетом трудно учесть конструктивные
особенности топлнвосжигающнх устройств и конкретные усло-
вия эксплуатации печен. Теоретическая температура обычно рас-
считывается для продуктов полного горения топлива с учетом
диссоциации СО, и 1-фО, значительно влияющей на температуру
горения при .значениях последней выше 1600°, При условии, когда
вес тепло от горения топлива, а также физическое тепло подо-
грева топлива и воздуха будут переданы только продуктам го*
рения, баланс тепла может быть выражен формулой
30
(51)
Q К “1“ Г fl ОЗ^ОЭ Я дне V\i обгги
где Qp — теплотворная способность топлива,
кд ж'кг (кдж/нм3):
— Л —физическое тепло топлива, кдж/кг
(кдж1нЛ13);
*’u.,Atn = /г “ физическое тепло воздуха, кдж/нм3;
?Д(|с — теплота диссоциации, кдж/нм3;
V'e — объем продуктов горения с учетом диссо-
циации, нм3/кг (нм3/нм3);
ioeui = <"о / — общее теплосодержание (энтальпия) про-
дуктов горения, кдж/нм3.
Из уравнения (51) общее тепло продуктов сгорания равно;
/о6ш= 2L + _±_ щ кдж!нм3 (52)
t; v; i; р;
или
(общ — (\ "Hr "Ь'во! — (дне кдж/нМ3,
<?Р
где /х----------------теплота сгорания топлива (химическая),
I а
отнесенная к I нар продуктов горения,
кдж/нм3;
'г
гт=———теплота нагрева топлива, отнесенная к
К
1 н.п3 продуктов горения, кдж/нм3;
iso^'s
/иоз = --;—- —теплота нагрепа воздуха, отнесенная к
1 нм3 продуктов горения, кдж/нм3;
------теплота диссоциации, отнесенная к 1 нм3
1'« продуктов горения, кдж/нм3.
После определения энтальпии продуктов горения находят
температуру горения. Наиболее просто эта задача решается без
учета диссоциации продуктов горения (СО2 и Н^О). В этом слу-
чае температура горения находится с помощью таблиц тепло-
емкостей или теплосодержаний (энтальпии) газон и называют
ее калориметрической.
При расчете температурь; горения с учетом диссоциации при-
ближенно учитывают только две реакции равновесия:
2СО?Г_2СО + О, (53)
21 LO"И ,- О, (54)
31
которые показывают, что в составе продуктов горения при на-
личии кислорода будут присутствовать нссгоревшие СО и Н;.
При этом объемы отдельных составляющих продуктов горении
выра?каются формулами:
/со, = (1 — а) /со»: ^co=aV'col; /п,о = (1 - Ь)/ад:
^н. = ^/ц,о', /о; —/о.. + 0,5 («/со,*г и.-о); /N,= VrN:-
Суммируя, получим:
/«/а + 0,5 (д/со, +^/ад) нм*!кг (нл(3/нл?), (55)
где а — коэффициент, характеризующий степень диссоциации
СОг по реакции (53);
b - степень диссоциации НгО по реакции (54).
Для численного нахождения коэффициентов « и b надо знать
константы равновесия указанных реакций, значения которых за-
висят от парциальных давлений газов ц температуры
2 2
г /До, /'и,о
Кп ,= -г—; kt = —------------.
РсоРо- Рц,Ра,
Парциальные давления отдельных составляющих продуктов
горения при общем давлении р (атм) определяются по составу
продуктов горения, например
р о ° ~ й? ^о- -
4 0.5 (л УС0; 4- bVHjO)
• „____________aVco* ________-
l'o -Ь 0,5 ("V'COj 4- ^^Н;0)
_ '‘О, '* -I- 51С11г0)
V, 0,5 (Л VCOj +
Подставляя эти значения парциальных давлений газов н
уравнение константы равновесия реакции (53), получим:
Н-Щ2 I 4- 0,5 Щ/ад. + £рИ;0)
К„ ---------—----------—---------, (сю)
4= РО:+ 0.5(^COi+^It!o)
аналогично для реакции (54) имеем:
(1 -Z»p I + 0,5(дрСО: (- ^н>0)
‘'о— ”;— Тл'Т7~ -------------Z ' (57)
Ро, 4 ^.5 ("/’со, т fy’HjO)
Для определения коэффициентов диссоциации а н Ь можно
воспользоваться следующими значениями констант равновесия
32
в зависимости от температуры для системы продуктов сгорания
газов [18]:
ГК !&КЯ IgK*
2000 5,70 7,04
2200 4,20 5,82
2400 3.08 4,82
2600 2,00 4,00
2800 1.12 3.26
3000 0,45 2,62
Расчетные данные
коэффициентов диссо-
циации а и b для про-
дуктов горения природ-
ного газа в зависимо-
сти от температуры
при различных коэф-
фициентах расхода воз-
духа представлены на
рис, 1, Учитывая, что
состав продуктов горе-
ния других топлив не-
сколько отличается от
состава продуктов го-
рения природного га-
за, использование гра-
фика рис. I для расче-
тов горения других ви-
дов топлива может
дать погрешность, осо-
бенно в случае высо-
ких температур горе-
ния.
Теплота диссоциа-
ции определяется по
формуле
г, epad
Рис. I, Зависимость коэффициентов днссо-
нчл'дии продуктов горения природного га-
за С.Ол it HjO от температуры
-г
прол. гор,, (58)
где
•со, й1/С<з/?СО - . з
Gue =— —;--------ктл<;«зг ирод, гор.;
(59)
;Н;О
<1»с
ирод, гор.;
(60)
$. Зак.чэ.У" К-6717
33
здесь I/cot и Vно,— объемы продуктов горения СОа и Н^О до
диссоциации (без учета диссоциации);
—общий объем продуктов горения с учетом
диссоциации;
Ссо и Qн; — эндотермические тепловые эффекты диссо-
циации, значения которых в зависимости
от температуры приведены в табл. 2(18].
Таблица 2
Значение эндотермических тепловых эффектов диссоциации
Теплоте диссоциации Температура, tpar)
298 1000 1300 2000 2500 300Э
Qc<>. xdxlHM-’CO . . . 16 410 12650 12 520 12 310 12 350 12 480
Q„2. .... 10 SOO Il 180 11 260 11 ISO 10 !M0 10 300
Аналитический расчет теоретической температуры горения
представляет довольно сложную задачу, так как коэффициенты
диссоциации а и Ь, объем продуктов горения Va и теплота дис-
социации зависят от температуры горения, которая является
искомой величиной в расчете. Поэтому для упрощения задачи
определения теоретической температуры горения пользуются
/ /-диаграммой, построенной для продуктов горения топлива
с учетом диссоциации, Рассчитанная по изложенной выше мето-
дике i—/-диаграмма для продуктов горецпя природного газа
приведена на рис. 2 — для низких температур и па рис. 3 —для
высоких.
Пунктирные линии па диаграмме рис. 3 соответствуют
калориметрической температуре газов (без учета диссоциации),
сплошные — теоретической температуре с учетом диссоциации
при разных значениях коэффициента расхода воздуха: 1,0: 1,2;
1,5; 2,0 и 3,0. Так как представленная /-/-диаграмма относится
к продуктам горения природного газа, то для продуктов горения
других видов топлив она дает приближенные значения. Для та-
ких топлив, как бурые угли, торф н смешанный коксодомепный
газ при QH<8400 кдж!нмл, оиа дает завышенные значения тео-
ретических температур примерно на 50° в Интервале 1600 - 2000",
Сравнительно небольшие завышения теоретических температур
(на 10—20°) диаграмма рис. 3 дает для мазута, генераторного
газа, каменных углей, антрацита, кокса и дли смешанного кок-
содомепиого газа при значении Qtl = 8400— 12 600 кдж'нлг. Без
особых погрешностей приведенная I — /-диаграмма пригодна для
всех природных газов, коксового газа и смеси коксодомепного
газа при <2н> 12 600 кдж/нм3 [23]. При больших значениях коэф-
фициента расхода воздуха сходимость теоретических температур
34
для всех видов топлива, найденных по i — / диаграмме (рис. 2 и
3), увеличивается.
Для того чтобы определить теоретическую температуру горе-
ния топлива по i — /-диаграмме, надо найти общее тепло про-
Рнс. 2. i - /-диаграмма для низких темпе-
ратур
дуктов полного сгорания по формуле
(общ “/,+ /, 4- /поз кдж‘;НМл
ИЛИ
По реличпне можно определить температуру продуктов
горения без у'юта диссоциации (по пунктирным линиям диаграм-
ма
мы рис. 3). В том случае, когда требуется более точное опреде-
ление температур продуктов горения топлива без учета диссоци-
ации СО2 и Н2О, например, для температур, не превышающих
Рис. 3. i — f-диаграмма дли высоких темпера-
тур
1500° (диссоциация имеет малые значения), следует пользовать-
ся таблицей энтальпии газов, приведенной в приложении 8. С по-
мощью последней нетрудно рассчитать и построить i — /-дкаграм-
му для любого состава продуктов горения при различных значе-
ниях коэффициента расхода воздуха для любого топлива. С по-
мощью /-диаграммы (рис. 3) можно приближенно определить
действительную (практическую) температуру горения. Для этого
надо воспользоваться пирометрическим коэффициентом процесса
горения, значения которого установлены на основании практиче-
ских данных работающих печен.
Для определения действительной температуры горения, топ-
лива по i — /-диаграмме необходимо найти тепло продуктов сго-
рания за вычетом потерь и окружающую среду
Г общ — кдэ/СfHAt ,
(61)
36
где Hu — пирометрический коэффициент процесса горения, учи-
тывающий потери тепла при горении топлива в процес-
се теплообмена от газов и факела па окружающие их
поверхности.
Зная величину io61„ , по i — /-диаграмме находится действи-
тельная температура горения с учетом диссоциации при извест-
ном коэффициенте расхода воздуха.
Необходимо отметить, что значения коэффициента т]п зависят
от вида сжигаемого топлива, способа сжигания и конструкций
печей и их топливосжигательных устройств. Примерные значения
пирометрического коэффициента процесса горения для опреде-
ления действительной температуры можно наити в табл. 3.
Таблица 3
Приближенные значения пирометрического коэффициента
процесса горения
Тип ночи Вид таплина ’jfl
Камерные периодические Газообразное 0,73-0,78
Т вердое 0,60—0,70
Туннельные Газ, мазут 0,78--0,83
Шахтцые Газообразное 0,67—0,73
Твердое 0,52-0,62
Вращающиеся 1'азообраз нос I
Пылевидное S 0.70-0,75
Мазут J
§ 7. Примеры расчета горения топлива
Расчет горения природного газа
Природный газ Саратовского месторождения.
Состав сухого газа, %
с,не3 С нс га со2 № Сумма
9-1,0 1,2 0.7 О.4 0,2 0,2 3.3 [00,0
Газ сжигается с коэффициентом расхода воздуха а—1,2. Воздух, идущий
для горения, нагрсваетсн до температуры 800°.
Принимаем содержание влаги н газе 1,0%. Пересчитываем состав сухого
газа на влажный рабочий газ
„ ,f 100- |[.,о
СП.М«СН —-—=—94,0-0,99 ~<»3,0%.
9 1 10»
Другие составляющие газа остаются без изменений.
37
Состав влажного рабочего газа *, %
ChJ’ |С-Н6Л С.н’-1 с.н“ с‘нп со"д КГ HiO” Сум-.и
93,0 i 1,2 0,7 0,4 0,2 0,2 3,0 1,0 100,0
Определяем теплоту сгорания газа по формуле (10)
QH = 358,2'93.0 + 637,5-1,2 + 912,5-0,7 + 1186,5-0,4 +
4- 1460,8-0,2 = 35485 кдж-нм*.
Находим теоретически необходимое количество сухого воздуха ио фор-
муле (17)
/.о = 0,0476(2-93-'-3,5-1,2+ 5-0,7 + 6,5-0,4 + 8-0,2) =
----- 0,0476.197,9 = 9,42 к.иЗ/и.м»,
Принимаем влагосодержаиие атмосферного воздуха rf=10 г/кг сух. воз,
н находим теоретически необходимое количество атмосферного воздуха с уче-
том его влажности но формуле (22)
ip - 1,016-9,42 = 9,57 h.iP/h.m’.
Действительное количество воздуха при коэффициенте расхода «“1,2 на-
ходим но формуле (23):
сухого воздуха La =1.2- 9,42= 11,30 нмЦнм*;
атмосферного воздуха =1,2- 9,57= 11,48 им3/иле’.
Определяем количество и состав продуктов горения при а=1,2 но фоомс-
ллм (38), (39). (42), (37):
UCOj =' 0,01 (0,2 + 93,0 ч- 2-1,2 -г 3-0,7 + 4-0,4 -I 5-0,2) - 1,603 ил®Хч-’;
v’h.o = 0.01 (2-93,0 4- 3-1,2 + 4-0,7 -=-5-0,4 4-6-0.2 +1.0-}-
+ 0,16-10-11,3) - 2,146 н.^нм3;
VNi =0,01-3,3 4-0.79-11,3 = 8.953 нм*‘нм3;
KOi = 0.21 (1,2 - 1)-М2 = 0.396 нмЦнмК
Общее количество продуктов горения составляет:
1,003 4 2.146 4- 8,953 4- 0,396 = 12,498 х 12.50 нм31нм\
Определяем процентный состав продуктов горения
„„ 1.003-100 о„ „ 2,146-100 „
С0’ = ST "’° = ~12^0— - '7-2%i
8.953-100 „ 0,396-100
Всего: 100,0%,
нм3 в кг производим путем умножения на плотность р (см. cpit-
Перевод
ложенне 6),
Точность расчета - один зная после запятой.
38
Составляем материальный баланс процесса горения на 100 нм3 газа при
а »i .2.
Материальный баланс процесса горения
Приход кг Раскол К/
Природный газ
СП, = 93.0-0,717
С..Н,; = 1,2-1,356
C3HS = 0,7-2,020
С.Н,,, = 0.4-2,840
€-,liP = 0,2-3,218
СО- = 0,2-1.077
М. = 3,3-1,251
1Г2О = 1,0-0,804
Воздух
<Х = 107,9-1,2-1,429
N.;= 197,9 -1,2-3,762У
\ 1.251
Н,О = 0.16-10-11,ЗХ
ХО,8О4
Итого:
06,58
1,63
1,41
1,13
0,64
0,39
4,13
0,80
339.80
1116,50
14,53
Продукты горения
СО-, = 1.003-100-1,977
Н,б = 2,146-100-0.804
N2 = 8.953-100-1,251
О2 = 0,396-100-1,429
Невязка
198.50
172.50
1120,63
56,50
-0,59
1547.51
Итого;
1547,54
, 100-0,39
Невязка баланса составляет: —-------= 0,04й .
1о47,54
Определяем теоретическую температуру горения. Для этого находим теп-
лосодержание продуктов ropctimi с учетом подогрева воздуха до =800’
npi; и= 1,2.
По i— (-диаграмме (рис. 2) или по приложению 9 находим теплоту на-
грева атмосферного воздуха: < ^оа = 1110
„ 35485 11.48-1110,0
Тогда <ойш =• ~"2— ------------ -.2840 + 1020 3850 кдж1нм\
По I — (-диаграмме (рис. 3) находим теоретическую температуру горения
при а-1.2 — Мор—2|90°. Калориметрическая температура горения по этой же
диаграмме (пунктирные линии) при а = 1,2— t,---2310°.
Для сравнения определим калориметрическую температуру горения с по-
мощью таблиц энтальпий. Задаемся температурами G-2300° и G = 2400°. Теп-
лота продуктов горения для температур I, п определяется с помощью при-
ложения 8.
П[.н Пр, (, = з<1№
СО2—0,080 - 5658,7 = 452.7 СО. = 0.080 • 5930.9 = 474 5
НгО=0,172-4643,8 = 798,7 1 |гО -0.172 • 4887.9=840,7
Nr- 0,716 - 3452,6 <- 2472.1 N3—0,716 - 3615.5=2588,7
Ог = 0,032 - 3656,5= 117,0 Ог = 0,032 3831.5= 122,6
ц-.3840,5 кОж/н/О (.=4026,5 к&хс/нлр
Следовательно: 4026,5 > >'ц и щ> 3840,5
4026,5 3840,5 - 186,0 соотнегстпует 100°;
3850,0 — 3840,5 = 9,5 Д|>;
95-10(|
— ——— = 5‘, отсюда 1К = 2300 5 - 230,5'’,
39
Примечание. При аналитическом расчете калориметрической темпе-
ратуры горении топлива можно использовать также следующее уравнение ба-
ланса тепла:
Qu -Н 'аоз^л + !га j — ,СО1'/СО1"’‘ "г 'К.^К. + 'O-^Os
vne '''СО- 1/НзО- 11 ''О-— выражены в нм^/ям1 топ.
Однако для расчетов этот метод менее удобен.
Определяем действительную температуру горения при коэффициенте
Пи-0,8:
расчетное теплосодержание составит:
/ойщ ~ ^обийп = 3850-0,8 = 3080 кдж/нм3:
по < —(-диаграмме (рис. 3) находим действительную температуру горения
при а= 1,2 с учетом диссоциации 1Г— I8600.
Расчет горения мазута
Мазут марки 40. Содержание золы “0.2%. содержание влаги прини-
маем 11’“3,0%. Коэффициент расхода воздуха при сжигании мазута е по-
мощью форсун । кн низкого давлении принимаем о - i ,2. Воздух для горения
поступает неподогрстым.
Состав горючей массы мазута (приложение 4), %
С' нг 1 ог кг sr 1 1 Суммл
87,4 11,2 0.5 0.4 0,3 I 100,0
Определяем состав рабочего Тстплпва. Пользуясь формулой (2), находим
содержанке элементов в рабочем топливе
ГР гг юо —(Дг'-- Ш'р) ч, го,
С — С —-—— -------------- -- 8; .4-0,968 = В4, б %,
100
Нр - 11 ,2.0,968 = 10,8?; и т. д.
Состав влажного рабочего топлива, %
cP Н’’ ор SP л? । Сумчз
84.6 10.8 0,5 0.4 0.5 0.2 .3,0 100,(1
Тс-нлоту сгорания мазута находим по формуле (9)
yJJ = 339-84,6 + 1030.10,8- 108.9 (0,5 - 0,5) — 25-3,6 - 39 73d кж<)/кг.
Теоретически необходимее для горения количестно сухого воздуха нахо-
дим по формуле (16)
/.„ = 0.0889.84,6 4 0,265'10.8 - 16.41) нм'/к:.
40
Количество атмосферного воздуха при его влагосодержаш-.н. d=10 г/кг
сух. поз. равно: £0 = 1.016 |0.40= 10.57 нл!3/кг.
Действительное количест во воздуха при коэффициенте расхода а = 1,2:
сухого L„ = 10,40 1,2 = 12,48 н.и^/кг;
атмосферного Lo - 10,57 -1,2 = 12,08 нн2/кг.
Количество it состав продуктов полного горения при а = 1,2 находим
по формулам (33) — (37):
Гсо = 0,01855-84,6 = 1,569 н.и3,'«г; V"SOj =0,007-0,5 = 0,0035 нм2/кг
(я сумме V'rq- ~ 1-573 нм^/кг);
1/Hj0 = 0,112-10,8 -г 0.0124-3,0 = 3,0 = 0,0016-10-12,48= 1,447 нм2‘кг\
= 0,79-12,48 - 0,008-0,4 = 9.862 нм^/кгу Уо, = 0,21 -0.2-10,40 =
= 0,437 нм3/кг.
Общее количество продуктов горения при а= 1,2
Ка = 1.573 . 1,447 г 9,862 4-0,437 = 1,3,32 н-к’/кг.
Процентный состав продуктов горения при а—1,2
, 1,о/3-100 с ск 11,8%; 13.32 1.447-100 1332 =10,8%;
9.862-100 N, = 74.1 % 13,32 0,437-100 О. = —- = 3,3%. 13.32
Материальный баланс процесса трепня составляется также, как в пре-
дыдущем примере.
Определяем теоретическую температуру горения. Для этого находим об-
щее теплосодержание продуктов торецця (без подогрева воздуха и топлива)
Qh 39 739
'общ = ~ ~ — ‘ “ = 2980 кдж/нм3.
При i — (-диаграмме (рис. 3) при а = 1,2 находим теоретическую темпера-
туру горения irtop = 18|5°.
Определяем действительную температуру горения при коэффициенте
»1Я --0,8;
расчетное теплосодержание равно;
'общ “ ‘uoult,ii = 2980-0,8 -= 2384 кдж/нм*-
по I— (-диаграмме находим действительную температуру
(г ~ 1500°.
горения мазута
Расчет горения угольной пыли
Горючая масса Булипашского каменного угля.
Состав горючей массы, %
сг itr ог Nr sr С у 9ч М3
80,5 5,5 И.2 1.5 1,3 100.0
41
I
Содержание золы /4с=24,0%, содержание влаги в рабочем (пылевидном)
топливе (Гр=2,0%. Коэффициент расхода воздуха принимаем а=1,2.
Температура подогрева вторичного воздуха (70% от общего количества)
равна /а = 400°. Первичней воздух (30%) холодный. Определяем состав рабо-
чего топлива.
Содержание золы в рабочем топливе по формуле (I)
,с 100- U/p „ 100— 2.0 „
/р = Дс-----------= 24,0 ------— - 23,5%.
100 100
Содержание других элементов в рабочем топливе:
о г 100 -(4Р-г 1ГР)
С” СГ---------= 80,5-0,745 = 60,0% ,
100
Нр = 5,5-0,745 = 4.1%. N₽= 1,5-0.745 =
Ор = 11,2-0,715 = 8,3%, Sp = | ,3-0,7-15 - 1,0%.
Состав рабочего топлива. %
cP нр ор Лр «."Р Сумиа
60.6 4,1 1,1 8,3 1,0 23.5 2.0 100,0
Определяем теплоту сгораний рабочего топлива по формуле (9)
QH = 339-60,0 4- 1030-4.1 - 108,9(8,3 - 1,0) _25-2,0 = 23 732 кдж'.кг.
Находим теоретически необходимое количество сухого воздуха по фор-
муле (16)
7,, = 0,0889-60,0 1- 0.265-4,1 - - 0,033-3 (8.3 1,6) ~ 6, |8 лис,-.
С учетом влажности атмосферного воздуха при d=l0 г/кг сух. воз. по-
лучим;
= (| т- 0,0016г/) Ц = J,0|6-fi,lS 6,27 яд^г,
Определяем действительное количество воздуха при <i=l,2:
сухого Д. = 1,2 6,18=7,41 я.«э/«г,
атмосферного La =1,2 -6,27 = 7,52
Состав и количество продуктов горения при «=--1,2 находим ли формулам
(33)-(37):
Vco, - 0,01855'60,0 - |, 113 нжа.'яг, l-'so, = 0,007-1,0 = 1),007 иж’/яг,
Uh,0 = 0,112-4,1 4- 0,0124-2,0 + 0,0016-10-7,41 = 0,603 нм^кг-,
=0,79-7,41 4- 0.005-1,1 = 5,859 «дг’/л-г;
V'Oi =0,21 -0,2-6,18 = 0,260 нм^кг.
Общий объем продуктов горения при а = 1,2
Vj = |, 113 i- 0,007 + 0,603 4- 5,859 -1 0,260 - 7,84 яле’/лг.
42
Определяем процентный состав продуктов горения
100
СО-= ’——•1,113= 12,76-1,113 - 14,2%; SO-= 12,76-0,007 = 0,1%;
7,84
Н,О= 12,76-0.603 = 7,7%; N. = 12,76-5,359 = 74,7%;
О? - 12,76-0,26 = 3,3%;
Всего: 100,0%.
Составляем материальный баланс процесса горения на 100 кг топлива
при а= 1,2,
Материальный баланс процесса горения
Прихид А*«2 Расход кг
Топливо Воздух: Os= 100-7,41-0,21 X XI, 429 N,= 100-7,41-0.79Х X 1,251 11-0 = 0,16-10-7,41 X X 0,801 100,0 222,0 731,0 9,5 Зола (шлак) Продукты горения; СО2= 100-1,113-1,977 SO2 = 100-0,007-2,852 Н2О = 100-0,603-0,804 N. = |00-5,859-I,251 О'2= 100-0.26-1.429 Невязка 23,5 220,0 2,0 48,4 732,0 37,2 -0,6
И тог о,- 1062,5 И ТОГО; 1062,5
Невязка баланса составляет:
100-0,6
1062,5
= 0,057%.
Определяем действительную температуру горения угольной тялп. Нахо-
дим обшее теплосодержание продуктов горения, считая, что только 70%
(вторичного) воздуха лологрсто до 400°, По /-диаграмме (рис. 2) млн
<<о приложению 9 находим для (=400° теплоту пагрева /'ВОЗ-535,9 кдм'1нм\
23 732 7,52-535,9 л ,
тогда гобш = —— -г- 0,7 -----—--------= 3390 кдж/нма.
I .34 I,84
Рас ,етное тепло продуктов горения при цп = 0,7о
'ос.ш = 1ойш\п = 3390-0,75 — 2540 кблс/ял-i.
41о I — /-диаграмме находим действительную температуру горения /- —
= 1590°.
43
Расчет горения смеси топлива
Топливо может сжигаться в печах в виде смесей двух газов, двух ил;!
трех видов твердых то или в, газа совместно с жидким топливом и т. и.
Сжигание смешанных топлив производится с целью получения необходи-
мой теплоты сгорания, а также получения необходимых свойств сжигаемого
топлива но зольности, содержанию летучих, светимости факела и т. л. Исхо-
дя из этого рассчитывается состав смеси.
Средний элементарный состав двух твердых топлив (как и двух газооб-
разных топлив) рассчитывается по следующей формуле:
-а)С$%, (62)
В,
где а = —------— — доля топлива Bi в смеси;
Oj + £>S
В, и В;—вес одного и вес другого топлипз в смеси, ка (%).
Для определено;! количеств В, и В2 исходят из расчета необходимой теп-
лоты ггор:ни|;| смешанного топлива или необходимого состав:; но содержаншо
в смешанном топливе золы, летучих н т. л.
Пацример, требуется рассчитать смесь двух топлив, чтобы получить тепло-
ту сгорания Q{J «21 770 кдж/кг. Теплота сгорания первого топлива Q^, —
«27 200 кдж/кг, второго Q (Jn «20 000 кджжг.
По формуле (62) находим:
21 770 —а-27 200 + (1 - д)-200(Х); а 0,246.
Следовательно, количество первого топлива в смеси будет 24.6%. второго
75,4%,
Количество воздуха, необходимого для горения, и выход продуктов горе-
пня цри этом определяются ио среднему элементарному составу смеси как
для одного твердого или одного газообразного топлива.
Температура горения определяется также по обшей теплоте сгорания
смеси.
Расход воздуха, объем продуктов горения и их теплосодержание можно
определять вначале отдельно для каждого вида топлива. а затем но соотно-
шению Количеств для смеси.
Расчет горения смеси газообразного топлива
с жидким
Если но расчету известно теоретически необходимое количество воздуха
для горения газа Lf/3 (нхго /нм3), теоретически необходимое ксличеугм поз-
духз для горения мазута L* (илр/ха), количество мазута g (кг/нм2), прихо-
дящееся из 1 нл1 газа, то теоретически необходимое количество воздуха ,:;.;я
горецн'.| смеси находится по формуле
Генераторный газ Q,(—5860 «гЬг/н.ч* ц мазут Q,? " Ki 400 кОх/кг. которые
сжигаются с помошыо |‘яз(>мйзут>аш Сорелйн. Количество сжигаемого мглу; а
составляет 0,1 кг/нм1 газа. Коэффициент расхода воздуха а-’1,2, температура
воздуха 400" (расчет приводим я c‘oup;i шейном виде).
44
Теоретически необходимое количество воздуха для горения газа Д”э
= 1,22 нм3/няа и для горения мазута — 10,55 нм^/кг.
Теоретически необходимое количество воздуха для сжигания смеси
= 1,22 + 0,1-10,55 - 2,28 нмУнм3 газ.
Действительное количество воздуха
L'H = 0£'"= 1,2 2,28 = 2,74 нм^нм3 газ.
Объем продуктов горения (определяется в отдельности для каждого топ-
лива)
1-'"э = 2,265 нм3/нм3; V* = 13,33 ял’ 1кг.
Объем продуктов горения смеси
Уси= 2,265 + 0,1-13.33 = 3.00
-си
ЧбЩ
Тепло продуктов горения при („„’-535,9 кдж/км3
-------------------------------------------кдж/нм3;
(63)
г„ 5860 + 0.1-40 400 > 535,9-2,74
'общ .... .....----- —----------------к 3140 кдж!*м3'
О । UU
Действительная температура горения прит|п=0,75
'общ = (овэд’°,75 '1 3140-0,75 <= 2360 кдж;нм3.
llo 1 —/-диаграмме (рис. 3) находим 0^1490°.
Расчет горения смешанного газа
Сжигается коксовьцЗ газ в смеси с доменным газом.
Слетав сухого коксового газа, %
И) СО С||, С „11 т л |1=S СО, о. N, Сум их
57,« 6,5 2'2,8 2,7 0,4 2,9 0,8 7.5 100,0
Температура коксоиог'о 1’ачл
По табл, | находим содержание влаги н газе to—35,1 г/нм3 сух, газ. при
температуре 1Г — Ж".
45
Количество водяных паров в газе по формуле (4)
ЮОш
HjO - --------
804 + w
3510
ST“U‘'
тогда Н°л Н' ~ ~ 57,0-0,958 = 54 ,G%;
СО = 6,5-0,958 = 6,2%; HsS = 0.4-0,958 = 0,4 %;
СН< =22,8-0,958 = 21,8%; СО; = 2,3-0,958 = 2,2%;
СЩН„ =2.7-0,958 = 2,6%; О; = 0,8-0.958 = 0,8%;
N.= 7,5 0,958=7,2%.
Рабочий состав коксового газа, %
HBJ • £ СОВЛ сн“л 4 с < /ft л H,SnB со"-' оГ и"л ihO Суимг
54,6 6,2 21,8 2,6 0,4 2,2 0,8 7,2 4,2 100,0
Состав сухого доменного газа, 7а
н3 со СИ, СО: N, Сумма
2,7 28,0 0,3 10,5 58,5 100,0
При температуре газа 25° содержание влаги ш^26,0 г/н.»3 сух. газ,
(табл, 1).
Находим количество водяных паров в доменном газе
тогда состав влажного доменного газа составит:
Н; .-= = 2,7-0.969 = 2,6%; СО = 28.0 0,969 = 27,1 М;
СЩ = 0,3-0,969 = 0,3%; СО; = 10,5-0,969= 10,2%;
N2 = 58,5-0,969 = 56,7%.
Находим теплоту сгорания по формуле (11);
коксового газа
Q* = 126,5-6.2 Ч- 107,6-54.6 4 358,2.21,8 +- 587-2,6 +
t-231-0,4 = 16 080 кдж/нм3;
доменного газа
= 126,5-27,1 + 107,6-2,6 4- 358,2-0,3 = 3810 кдж/нм3.
Если задана теплота сгорания смешанного газа, то количество отдель-
ных газов в смеси находится по формуле (62). Если задана температура горе-
46
иня топлива, то теплота сгорания смешанного топлива рассчитывается, На-
пример, принимаем дейстпительну|О температуру горения топлива в печн при
i]1;-0,8 и а-1,10 равной 1650°: воздух, идущий для горения, подогревается
до 800е, По i —/-диаграмме паходмм для /, = 1650°, io0ul «2680 кдлс/нм5,
тогда
loGul —
2680
0,8
= 3350 кдж1нм~.
Для смесн топлив
Ж +(I-a)q;+ </;„-!-(i _e)t4z;M
«v: + (.-«>v; • <6,)
где a— доли коксового газа в смеси;
У.,, - количество нрзлухи, погребное для сжигания коксового газа при
1,1 НМ2/Нм2;
Л* — то же, для доменного газа;
V“ Уд —объем продуктов горения соответственно коксового и доменного
газов, ялР/ия’;
Гв03 —тси-чо нагрева 1 им5 цоздуха, кдж/мм3.
Из формулы (64) находится значение а.
Определяем потребное количество воздуха для сжигания коксового газа
ло формуле (20)
/,* 0,0476 (0,;?6,2 4- 0,5-54,6 4 2-21,8 + 3-2,6 +
- 1,5-0,4 - • 0,8)-—3,8$ нм2! нм2.
Действительный расход воздуха при а= 1,1
I* = 1.1-3,$8 - 4,27
Определяем расход воздуха для сжигания доменного газа по формуле
7.£ = 0,0476(0,5 27,1 + 0.5-2,6 + 2-0,3) = 0,74 нм2;цм\
Г =-1,1-0,74 = 0,81 ня21нм2.
Определяем объем продуктов горения коксового газа по формулам (40),
, (42), (37);
1/]Юз = 0,01 (2,2 + 6,2 > 21,8 + 2-2,G + 0,4) = 0,358 нм'/нм2-
)/ 1 о = 0,0| (54,6 4- 2-21,8 4 2-2,6 4- 0,4 + 4,2 + 0,16-10-4,27) =
=- 1,15 нм',нм2;
1^,. = 0,0] -7,2 4- 0,79-4.27 3.44 нм^нм2; l'Oj = 0,21 (1,1 - I) Х
у 3,88 0,082 нм2';нм2\
Р*== 0,358 + (.15 1-3,44 1 0,082 = 5,0,3 нм2[н.м2.
47
Объем продуктов горения доменного газа находим но тем же формулам:
VCOj = 0,01 (10,2 + 27,1 + 0,3) = 0,376 кл&ня*
VH;0 = °.01 (2,6 + 2-0,3 + 3,1 + 0,16-10-0,81) = 0,076 HJ&lurf;
KN( = 0,01-5б,7 + 0,79-0,81 = 1,207 «,мз/н.и=;
VOt = 0,21 (1,1 — IJ-0.74 = 0,015 нм^нм\
У* = 0,376 + 0,076 + 1,207 + 0,015 = 1,67 н.«’/л.«=.
Теплосодержание воздуха при / в03-=800°—/в03= ! 106,6. Находки величи-
ну а по уравнению (64)
„„„ а-16 080+ (I - а) 3810 + с-4,27 1106,6 + (1 - в)-0,81 • 1106,6
а-5,03 + (I -а) 1,67
с—0,185, т. е. 18,5% в смеси должно быть коксового газа и 81,5% домен-
ного газа.
Теплота сгорания данного смешанного газа
Q™ = 0,185-16080 (0,815-3810 = 6070 мЬг/Я.»’.
Глава III
РАСЧЕТЫ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧАХ
Тепло, выделяемое в процессе горения топлива, в рабочем
пространстве печи передается поверхности нагреваемых изделий
или материалов и внутренней поверхности футеровки (огнеупор-
ной кладке). В результате теплообмена происходит нагрев ших-
товых материалов или изделий, нагрев транспортирующих уст-
ройств и передача тепла через стенки печи в окружающую среду.
Интенсивное™ этих процессов теплообмена зависит от конструк-
ции печи, метода сжигания топлива п температурного режима
работы.
В пламенных высокотемпературных печах с большим свобод-
ным объемом рабочего пространства (стекловаренные печи, зо-
ны спекания вращающихся печей) основным теплоносителем слу-
жит горящий факел, образующийся в рабочем пространстве, а
также продукты горения, движущиеся от топлнвосжигающих уст-
ройств к дымовым каналам. В этих исчах внутренняя поверхность
кладки печи играет роль вторичного излучателя тепла. Излуче-
ние кладки достигает 40--60% от общего количества тепла, пере-
даваемого на поверхность материалов.
В печах (шахтных, туннельных) с заполненным рабочим про-
странством обжигаемым материалом или изделиями основным
теплоносителем служат продукты горения, движущиеся по узким
и извилистым каналам между отдельных кусков или по каналам
внутри садки изделий. При этом большую роль в процессе тепло-
отдачи играет равномерность и скорость движения газов по сече-
нию рабочего пространства. Особенно интенсивно происходит
отдача тепла от газов к материалу, находящемуся во взвешен-
ном состоянии в газовом потоке или в «кипящем слое».
Теплообмен в рабочем пространстве печей при нагреве или
охлаждении материалов (изделий) разделяют на внешний и вну-
тренний, Внешний теплообмен характеризуется процессами теп-
лоотдачи от движущихся газов к поверхности нагреваемого
материала, а также между кладкой исчи и поверхностью мате-
риала. Внутренний теплообмен характеризуется процессами теп-
лопроводности материала (изделий) и повышением их теплосо-
держания. Прогрев печных стенок также относится к внутренне-
лгу теплообмену.
X Заказ Ж К-6719.
49
Рис. 4. График для определи'пня стелен я черноты С СТ
50
Рис. 5. График для определения степени черноты НЙО
4*
§ 1. Теплоотдача газов и кладки
на поверхность материала
В стекловаренных печах или в зонах высоких температур вра-
щающихся и туннельных печей основным видом теплоотдачи
газов внутренней поверхности кладки и материалу является
излучение* Конвективный теплообмен преобладает над радиаци*
онным при пониженных температурах газов (600°) и при относи-
тельно высоких скоростях движения (3—5 м/сек). При этих
условиях коэффициент теплоотдачи излучением не превышает
Ю—12 вт/м2 • град. При движении газов через слой материала
лучистый тепловой поток не превышает 6 вт/м1' град. Здесь ос-
новным видом теплоотдачи является конвекция.
При расчетах теплообмена в рабочем пространстве печи в
каждом конкретном случае учитывается радиационная и конвек-
тивная передача тепла. Передача тепла конвекцией рассчиты-
вается по формулам, приведенным в приложениях II —13.
Излучающая способность газов зависит от степени их черно-
ты и температуры. Движущиеся в печи продукты горения обычно
имеют неодинаковую температуру и светимость в разных сече-
ниях рабочего пространства, в особенности вблизи горящего фа-
кела и вблизи нагреваемой поверхности материала. Пламя имеет
наибольшую светимость при наличии частиц сажистого углеро-
да, что характерно при сжигании мазута. Для горящего факела
степень черноты равна:
== ^гаэ Д Аг, (65)
где Eras — степень черноты излучающих газов СОа и HjO, кото-
рая зависит от их парциального давления, эффектив-
ной толщины газового слоя и температуры;
вса;« — степень черноты, определяемая видимым излучением
частичек сажистого углерода, взвешенных в газовом
потоке, которая зависит от свойств топлива, условии
его сжигания и способа сжигания;
Де— величина поправки на взаимное излучение.
Расчет степени черноты горящего факела представляет до-
вольно сложную задачу, так как трудно оценить величину емж.
При расчетах излучения газов в рабочем пространстве печей
обычно считают, что продукты горения равномерно заполняют
весь объем печного пространства и для упрощения не учитывают
отдельно степень черноты горящего факела, занимающего неко-
торую часть объема газовой среды. Степень черноты газов СОз
и Н2О находят с помощью графиков (рис. 4, 5 и 6), которые по-
зволяют определить общую степень черноты газа, равную
ггаа “=гсо;-(- йгц,о — Дг, (66)
52
где есо, — степень черноты двуокиси углерода, определяемая в-
зависимости от температуры газа и произведения
парциального давления рея. на эффективную толщи-
ну газового слоя зЭф (рис. 4);
ен:о—степень черноты водяных паров, определяемая ана-
логично есо, (рис. 5);
₽ — поправочный коэффициент на парциальное давление
водяного пара, зависящий от рН;0 и произведения
Рн;о Ддф (рис. 6);
Де — поправка на совместное излучение СОг и Н2О, кото-
рая имеет малые значения и в технических расчетах
ее можно не учитывать.
Графики на рис. 4 и 5 позволяют определить степень черноты,
газа для средних принятых
значений состава газов, рав-
номерно распределенных в
рабочем пространстве печи
при условии равномерного
нагрева газов, имеющих оди-
наковую постоянную темпе-
ратуру по всей толщине га-
зового слоя. Значения пар-
циальных давлений рС0; и
Рн,о соответствуют содер-
жанию этих газов в продук-
тах горения ц %.
Эффективная
газового
по формуле
-3,6 — м,
(67)
Рис. 6. График для ^пределе*
пня поправочного коэффициен-
та на парциальное давление во-
дяного пара
толщина
слоя определяется
где т] — коэффициент эффективности газового излучения, рав-
ный 0,85—0,9;
V- объем, заполненный излучающим газом, л!3;
F - поверхность стен, ограждающих этот объем газов, я2.
Если принять значение т] = 0,9, то для слоя толщиной и, огра-
ниченного двумя параллельными плоскостями, дэф = 1,8а; для
слоя цилиндрической формы (длинный! цилиндр) диаметром (Г
значение лаф ~ 0,9d, для шара $Эф = 0,6d, для куба со стороной а
значение лэФ = 0,6й, для короткого цилиндра при Па — ! при излу-
чении на боковую поверхность s3)1)=0,6d, а при излучении на
центр торцевой стснкн sa(,,-0,77 с/.
Для расчета теплового потока излучением от газов к поверх-
ности стенок (пли от стенок к газу, если температура стенок вы-
5.4.
ше, чем температуря газа) пользуются формулой Г, Л. Поля-
ка [17]
(68>
где е — степень черноты стенки;
Ест и еГаз — степень черноты газа при температуре стенки
трубы н при температуре газа.
Для упрощения расчетов можно принять ест-£гзз, что дает
погрешность не более 5% [17], тогда
, Ч - [fe)‘ - fe)‘jF - W
— -I ——. _ I 7 7
c 4»
Пример
По трубе диаметром rf^O.G м проходят дымовые газы с температурой
Лоз" 800", содержание СО;=8% и HjO=16%. Степень черноты стенок трубы
( Сг^0.8 Требуется определить количество тепла, передаваемое от газов излу-
чением на 1 м- поверхности трубы при /ст=600°.
Эффективная толщина газового слоя s»<t>=0,9d=0,9 • 0,6=0,54 м. Парци-
алгпые давления рс 0 =8 кн/м? ц рК)О = 16 кн/мг, тогда
У’соАэф = 8'0,54 = 4,32 м-кн/м'-,
Рц.о4эф = 16'0,54 = 8,64 M'KHjM”.
По графикам рис. 4—6 находим, что при Лдэ = 800° eCOj =0,087; k'HjU = 0,11;
₽=1.|1.
По формуле (66)
гГ13 = 0.087 + 1,11-0,1! = 0.209,
По формуле (69) лучистый тепловой поток равен;
При этих условиях коэффициент теплоотдачи излучением
8430
800 - 600
= 42,1 вт!м- град.
Для сравнения определим значение коэффициента теплоотдачи конвекцией
при условии скорости движения газов 2,5 3f/ccic.
Находим критерий Рейнольда (см, приложение 12).
wrf 2.5-0,6
~. = 0,0001318
= 11 380,
Коэффициент 1<и1|ематичеС|<оГг вязкости при температуре газа 800' (прило-
жение 12) v=0,00013)8 я?!сек
Коэффициент теплоотдачи конвекцией находим по формуле (см. прило-
жение 12)
дк = 0.018 — Re0-8 - O.OIS*-2—~11 380°-8 = 4,8 вг'.«? град,
d 0.6
где л — коэффициент теплопроводности ваят из приложения |2.
Суммарный тепловой поток от газов и внутренней поверхно-
сти кладки на поверхность нагреваемого материала можно опре-
делить по формуле [25]
<го>
где св — видимый коэффициент излучения от газов н
кладки на поверхность материала, вт1м2 -арпоф
Л-за и 7\i — абсолютная температура газов и нагреваемого
материала, °1\;
Г,,.лучевоспряннмающая поверхность матери-
ала, м2.
При изменяющейся температуре газов и нагреваемого мате-
риала в рабочем пространстве непрерывно работающих печей
среднеэффективная разность температур может быть определена
по формуле
где Тт—-теоретическая температура горения топлива, ес-
ли сжигание производится в рабочем простран-
стве печн, °К;
Л1 я 7’и — начальная и конечная температуры материала,
°К;
Тп. гпз — температура газов, отходящих из рабочего про-
странства (зоны) печн, °К,
Видимый коэффициент излучения от газов и кладки на по-
верхность материала можно определить по формуле В, II, Тимо-
феева [16], [25]
св =• 5,7sraj^4--- ?---- ——?——— вт1м~ град', (72).
?(1’-ЕызН£н L Егаз (1 - -ч)1 Ч- гга=
где ег,1з и ем—степень черноты газов н поверхности материала;
<р — коэффициент, равный отношению лучевоспрпнн-
мающей поверхности материала (изделий) к
общей внутренней поверхности кладки F,;.
л 5
По Д. В. Будр ину 116], [25]
где
(73)
св = 5,7s(lAf вт/М'-град*.
— ~— — степень развития кладки.
-* м
Рис, 7. Значение множителя К для расчета
приведенного коэффициента излучения меж-
ду иечяымл паэзми и поверхностью мате-
риала с учетом косвенного излучения клад-
ки печных стен и свода
Обозначая ₽ = ем + Р-гал(1—Км), получим:
ЛГ=—. (74)
Lr»s
Значения множителя /( можно найти по графику
Д. В. Будрина на рис. 7.
При неполном заполнении пода печи материалом в формулу
(73) вместо 8м подставляется эффективная степень черноты ма-
териала е[( [16]
5 fi
л,
где -----степень заполнения пода печц материалом;
F м
F'M — эффективная поверхность нагрева, жг;
— общая площадь пода печи, мг.
Если учесть теплоотдачу конвекцией от газа к кладке, от газа
к поверхности материала н потери тепла кладкой в окружаю-
щую среду теплопроводностью, то видимый коэффициент излу-
чения будет равен:
с; = 57.,,,.,, 7<Ь--г..)+1+у-^. . град>, (75)
¥ (1 — Егаэ) [£м + £гйэ (I — *м)1 ’’ ‘газ
где Ki — коэффициент, учитывающий конвективный тепловой
поток (от/лр) от газов к кладке за вычетом тепло-
вых потерь ?окР (вт/м2) в окружающую среду через
кладку
д, ('Гк ?ок[)(’ fra<)
/\г —коэффициент, учитывающий конвективный
поток от газов к поверхности материала
д' __ (1 Егаз) [Ем 4* ‘ । д з ( ~ I ~ ?мЕ|-зз
2 5.7-10“Ч,вг13(7г1:п -У’}
где цк — тепловой поток конвекцией от галоп к кладке
fl'ui.o — тепловые потери кладкой в окружающую среду.
?о«Р=------------------— (*|
Л1_ + 2=_ +
X.
— тепловой поток конвекцией от газов к нагреваемому
материалу
?М=<(^аэ “Л..) «Г/М2.
(76)
тепловой
(77)
Передача тепла путем конвекции несколько увеличивает теп-
ловой поток, идущий от газов, однако тепловые потери через
стенку в окружающую среду уменьшают общее количество тепла,
идущее от газов к поверхности материала. Поэтому с незначи-
тельной погрешностью можно считать, что Л'( + А'2--0. Это упро-
щает решение задачи.
Для определения температуры внутренней поверхности печ-
ных стенок в зонах высоких температур, которую необходимо
57
знать для расчетов потерь теплопроводностью в окружающее
пространство, можно воспользоваться формулой (16]
Гк=КП+9(7-:„-7'4м)сК. (78)
Множитель ф определяем по формуле Будрина
. о, 1 - Р
(11=-------------------1--------
, 1 — егьз .
р -г- Ю
£газ
Величина {3 обычно находится п пределах от 0,85 до 0,95.
Если заданы температуры Тм и Тк, то температуру газов мож-
но определить по формуле
(79)
Пример
Определить количество тепла, роспрппимаемаго стекломассой от газон и
кладки ванной печи.
Температуря газа средняя по всему объему печного пространства 7,
= 5i3+273= 1650+273= 1923° К: степень черноты газа erJa=0,22; высота про-
t гранства пламени 1,73 размеры панны 6x12,5 лц степень черноты клад-
ки с„=0,8; степень черноты стекломассы е,т = 0.82, температура стекломассы
7\-т 1400+273= 1673° К.; коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов кладке
а„—7 вт1м^-град и от газон стекломассе atr = 15 вт/м1.град-, кладка стен
нечп динасовая толщиной 300 мм.
Тепловой поток на стекломассу находим пи формуле (70)
Q... = 0,001 св кег
и ° ИЛ) ) (100 ) J
Определяем степень развития кладки
FK 6-12,5 -2-12,5-1,75 +2-6-1,75
ы = — - =----------—--------.............—™ 1 86.
Fct 6-12,5
? (1,538.
(Г)
Находим
3 -с, + 'газ (I - Чт) =- -1 f .2'2(1 -- 0,82) =0.86;
ь. + 1 -- C..J3 1.86 -з 1 -0,22
тогда К = —j--------------— — - ——~— -------------- = 0,538
р А1—Н.-А ; „, о,86 | 1,86
0,22
.Значения К можно иннтн во графику рис. 7.
Видимый коэффициент излучения по формуле (73)
се 5,7 (),82-0,538 2,51 в?/.и- град1.
58
тогда лучистый тепловой поток на стекломассу
рлуч = 0,001>2,51
i I 000 кет.
Определим температуру внутренней поверхности кладки по формуле (7S):
ф = l.-So,^-^ =М081
0,86.^.;- 1.86
0,22
тогда Гк = ]/" ^т-|(Г;.01-71т) =
= /1673* 4- 0,408(1923* - 1673') = 1780° К; Гк = 1507s.
Определим тепловой поток от газов я кладки на стекломассу с учетом
теплообмена конвекцией it теплопередачи в окружающую среду.
Тепловой поток конвекцией от газон к кладке
<7к ;= ак <*гаэ “ 'к) — 7(1650 - 1507) - 1000 ег>м-\
Теплопередача через кладку в окружающую среду при Х„~ 1,5 вт/я-гра')
по формуле
Учкр = -----——- 6Q00 вг/.н". можно определить ио графику
— ь 0,05
1.5
рис. 21).
Находим 7(| по формуле (76) и К* по формуле (77)
,,_________________(1000 —6000) (1 — 0,22)______
А’ ~ 5,7 JO-’-0,22 (1923'- -1673*) ’’ ’°
Тепловой поток конвекцией от газов к материалу при а* —15 вт/м--гпа'3
ди .-= ]5 (1650 — 1400) = 3750 ат!м-;
3750-0,538(1 — 0,22) [0,82 4-0,22 (I — 0,82)) + 3750-0,22
ТОТ' 1Я ji ю — — * чу—- > -----—— ।— —
5,7-10-3-0,22(1923'- 1673*)
= 0,0298.
Видимый коэффициент излучения по формуле (75)
0,538(1 -- 0.22) 4- 1 -- 0,0534 I 0,0298
с =5 7-0 22-0 82—-------——-— ---------------—:-----------------—-
в ’ ' 0,538(1 —0,22) [0,82 Ч- 0,22(1 - 0,82)) 4 0,22
= 2,47 етjM" град*.
Тепловой поток на стекломассу
Q„ - 0,001-2.47
K1923V /1673Х*
100 ) \ 100 /
75 — 108 00 ккг.
(тепловой: поток с учетом конвективного теплообмена it тепловых потери чире;
стенку стал меньше на 0,5%).
59
5~230нн
Рис. 8. Распределение температур
и плоской однородной стеке
При малосвстящсмся газе потери тепла в окружающую сре-
ду уменьшают теплоотдачу в печи пропорционально величине
потерь, однако они незначительны.
Тепловая изоляция кладки мало влияет на теплоотдачу пе-
чи, но способствует снижению расхода топлива, Излучение клад-
ки имеет наибольшее значение в процессах теплообмена при ма-
лой излучательной способности факела. При высокой степени
черноты газов температу-
ра кладки приближается
к температуре газов и
теплообмен между клад-
кой и материалом значи-
тельно уменьшается.
Повышение степени
черноты факела приво-
дит к снижению темпера-
туры газон при равных
горловых потоках, Интен-
сификация процессов го-
рения и укорочение горя-
щего факела даст сниже-
ние температуры отходя-
щих газов нрп малой сте-
пени черноты факела.
Растянутое горение дает
более равномерное рас-
пределение температур в
рабочем пространстве.
Повышение турбулентности газового потока также приводит к
выравниванию температур. Направленный под углом к нагре-
ваемой поверхности (шихте) горящий факел с высокой ско-
ростью истечения в значительной степени ускоряет процесс теп-
лообмена. При плохой настильности факела уменьшается коли-
чество тепла,передаваемого материалу.
§ 2. Теплопередача через стенку
Передача тепла теплопроводностью для стационарного сос-
тояния температур записывается следующим образом:
q — — --- •--- ег/.и ', (80)
Лт
Температура /г для каждого элемента Лх но толщине стенки
находится в зависимости от температуры внутренней поверхно-
сти /|, коэффициента теплопроводности материала стенки
Л (ыг/л-едд^) к величины теплового потока q (вт1м'г),
ОТ
Стационарное состояние температур в стенках печей наступа-
ет через некоторое время после прогрева печи при непрерывной
ее работе с постоянным тепловым режимом.
В этом случае для однородной стенки при известной величине
теплового потока q (рис. 8) температура G на расстоянии As от
поверхности стенки будет равна:
tr-k-q^-, (81)
Ду .
где--------тепловое сопротивление слоя As.
При X = const уравнение (81) дает прямолинейное распреде-
ление температур по толщине стенки. Однако коэффициент теп-
лопроводности 1 зависит от температуры, поэтому фактическое
распределение температур по толщине стенки при стационарном
состоянии не будет соответствовать прямой линии.
Пример
Имеем шамотную стенку толщиной 0,23 я. Температура 11=1000°, тепловой
поток о=4000 вт/м*.
Требуется определить температуру наружной поверхности стенки 1Е и
температуры на участках слоев Ду=0,05 75 л.
Задаемся коэффициентом теплопроводности для средней температуры
ter —600° Х= 1,08 вт/м град (приложение 14).
По формуле (81)
0,23
t„ = 1000 - 4000 = 148°.
Средняя температура по массе
1000 + 148
/еР = —-------~574.
Для этой температуры действительное значение 1—1,06 ет]м-град,
а действительное значение температуры будет:
1„ = 1000 - 4000 4~- = 132°.
1 iUD
Температура на расстоянии Лэ от поверхности при ?.= 1,Сб вт/м-град
, 0,0575
Г, = 100Q - 4000 Н-тт- 783°.
2 1,06
Средняя температура в данном слое As будет равна:
1000 + 783 „ „
----------------- • ' 891°.
Для этой температуры Хср = 1,27 ат/м-град, тогда новое значение темпе-
ратуры составит:
0,0575
= 1000 - 4000 -j~27~ = 819°.
61
С учетом вторичной поправки 7; “=820°.
Так же находим соответствующие температуры для всех слоев:
I As; Л = 783°; /.. = 820°; 7, = 1.28 вт-м-град
2As; tj ^566°; /3 = 621X» = 1,16 *
34s; = 349°; (< = 39У; Х3 = I ,02
4As; гн = !32’; /в= 132°; Х4= 0,865
Эти температуры нанесены на график рис. 8. Верхняя сплошная линия
соответствует расчету температур по отдельным слоям с учетом зависимасти 7.
от температуры для каждого слоя. Пунктирная (прямая) соответствует рас-
чету при 7.cp=const для всех слоев As. При этом тепловой поток q для всей
стенки и для каждого слоя в отдельности остается одинаковым ио всех
случаях.
При условии, если Л уменьшается с повышением температуры, то кривая
температур пойдет ниже средней пунктирной линия; это показано на рис. 8
второй сплошной линией.
Для многослойной стенки, состоящей из разных материалов
с разными коэффициентами теплопроводности, распределение
Рис. 9. Распределен не температур в двухслойной стене:
о—кривая температур по толщине степы; б — способ графического определена;)
температур а ннйпослойной сгенкс
температур по толщине стенки может быть представлено лома-
ной линией. При этом обычно принимают средние значения коэф-
фициента теплопроводности для каждого слоя материала. Чем
меньше тем больше крутизна лицин температур в данном слое
стены (рис. 9, л).
62
Температуру наружной поверхности многослойной стенки
можно определить по формуле
/н = il-q[ 1 град, (821
а температуры на границе между слоями по формулам:
— q~; и т.д. (83)
4 /,а
Тепловой поток от одной среды с температурой /гпл к другой с
температурой (огр через многослойную стенку определяется по
формуле
Q - — -------2^—--------— (Zra} - /йкр) F кет, (84)
J -V . 1
я( ?.t Л, 1 <-а
где «| — коэффициент теплоотдачи от газов (или другой сре-
ды) к стенке, учитывающий излучение газов я кон-
векцию, ет/л/2 - град-.
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки в окружающую
среду, в т/м2 - град;
-------тепловые сопротивления слоев многослойной стенки;
х — толщина слоя, м;
л — коэффициент теллопроволцости слоя материала при
средней температуре по массе, вт/м -град (см. при-
ложение 14).
F — теплопередающая поверхность, л2.
Коэффициент теплоотдачи от газон к стенке в рабочем про-
странстве печи складывается из следующих коэффициентов:
а, =ак 4- алуч вт/м2 град,
где а|; — коэффициент теплотдачн конвекцией (см. приложе-
ния 12—1.3);
«луч — коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием
Случ
я,у1| =--------вт, м- • град, (85)
4аз “ 6
здесь Q,|УЧ — тепловой поток от газов к сгсцке, определяемый
пО формуле (68) или (69), ат;
f пи —G — разность между средней температурой газа н
температурой стенки внутри пени (канала),
град.
При определении «луч необходимо задаваться температурой
внутренней! поверхности стенки илп определять ее по формуле
63
(78). Однако если температура Z, найдена (или принята для
расчета), то тепловой поток рассчитывается по формуле
Q =--------------------------(i.-t^FKer (86)
Si 5-. [
4- ~Г~ -г ... И- -
Л! Л 5 Я_.
или
Q = ------------—-------------(Z, — /окр) А' кдж:ч. (87)
St ЛЧ I
т~ + -------
Aj Aj (7^
Пример
Толщина стенки — слой шамота $j=460 мм и слой тепловой пзолян:!!|
(дкатомитопый Кирпич) ж»-- 115 мм. Средний температура <, = 1300°. Темпера-
тура окружающего воздуха Л.КР“2()°, Коэффициент теплоотдачи от стенки в
окружающую среду а,,И|^18 вт^-град.
Определить тепловой потоп через стенку и найти распределение темпера-
тур по толщине стенки при стационарном состоянии.
Для определении коэффициентов теплопроводности слоев многослойной
стенкн необходимо задаться температурами на границе между слоями цла
средними по массе слоя с послед у го шей цх проверкой.
Для первого приближения можно принять средние температурь: слоев
следующие:
ФР, -0.86; Ч: °“КР,,
тогда f 0.8-1300 1010°; #1р. “ 0,5-1040--520’.
Находим коэффициенты теплопроводности (см. приложение 15):
для шамота =-- 1 ,.37 вт^ч-град
для диатомита >.„.^0,24 »
Тепловые сопротивления составляют;
Тепловой поток через стенку при F^-{ м? определяем по формуле (87)
3,Г>(1300 -20} __
0.335 + 0,478 ( 0,055
5420 кдм:1м--ч.
Находим температуры па границе слоев графическим спосо-
бом (рис. 9, б). По оси абсцисс в выбранном масштабе отклады-
ваем первое тепловое сопротивление и проводим вертикаль, за-
тем второе и третье. Вертикальные линии--это линии темпера-
тур. Линия, соединяющая граничные температуры /, и /ОкР. —
прямая, пересекающая вертикальные линии температур, а точки
пересечения есть температуры на границах между слоями и па-
64
ружной поверхностью (/;; ts; t3; /окр). Первое решение показано
пунктирной линией (рис, 9, б).
Находим температуры на границе слоев аналитическим спо-
собом,
Из уравнения теплопередачи известно, что
V'
Находим q" по формуле
, q 5420 . -пп .
а =- л„- - -----= 1о00 вт.лг,
1 3,6 3,6
тогда
/.; = - q‘ 41- = 1300 - 1500 0,335 = 797°;
Г3 = /2 - q' = 797 - 1500 - 0,478 - 80 \
Проверим средние температуры слоев
/1р, = Ю49°; 438°,
Вносим поправку на тепловое сопротивление слоя тепловой
изоляции при новом значении температуры.
Новое значение Л2 = 0,21 вт/.н -град;
°-115- = 0,548,
К; 0,21
тогда
0,335 0,548 Л 0,055
Находим вторично графически (рис, 9, б) и аналитически но-
вые значения температур
/2=1300- 1360-0,335 = 8453, /3 = 845- 1360-0,548 = 100°.
§ 3. Расчет прогрева печных стен
При разогреве печей непрерывно происходит изменение тем-
ператур стен. Степы аккумулируют тепло н их теплосодержание
изменяется пропорционально изменению температур. Чтобы рас-
считать изменение теплосодержрняя (аккумуляцию тепла), необ-
ходимо выполнить расчет температурной кривой по толщине сте-
ны за период т се прогрева.
5- Заказ № К-67|9.
65
Рассмотрим приближенный метод расиста изменения темпе-
ратур в процессе прогрева стены (плиты) — метод конечных раз-
ностей [2), (20], Сущность этого метода заключается в следую-
щем: стенка разделяется на несколько равных слоев толщиной
As, период времени нагрева разделяется на промежутки Дт и бес-
конечно малые приращения температуры по дпфференииально-
dt дч
му уравнению теплопроводности -----= <з ---- заменяются ко-
o’ tix'J
нечными приращениями
д/ д=г
-— =а-------,
а - д5*
(88)
где At — приращение температуры в слое за промежуток вре-
мени Дт, ч;
а— коэффициент температуропроводности
3.6).
а =--------
рс
Л3/«;
X — коэффициент теплопроводности, er/ai - град;
р — плотность, кг/м3;
с — массовая теплоемкость, кдж]кг • град.
Рис. 10. Схема для расчета
процесса нагреиа степы по
методу кометных разностей
Такая замена значительно
упрощает решение задачи.
Кривая распределения темпе-
ратур в стенке будет представ-
лять собой ломаную линию
(рис. (0),
Количество тепла, поступа-
ющее через первый слои за
время Ат во второй слой, будет
равно:
Qi =" <71Д" —
= Дт кдж.
As
Через второй слой в третий
за это же время Дт будет пе-
редано тепло
Q2 = q^~— -——*••• - Дт кдж.
Тепло, оставшееся во втором слое AQ--Qi- -Qi, пойдет на по-
вышение его температуры на Л/. Теплосодержание (энтальпия)
I м2 слоя повысится на величину А! =А$р(А1, писленно равную
величине AQ.
66
Следовательно,
sspri(=_l£fco_ .д,_ ,Дт.
is is
Отсюда получим уравнение теплопроводности в конечных
разностях
—(89}
Дт dS-
r;i.e
(6 - G) ~ -0 = 2 ~ ^ )= Д’/-
Из уравнения (89) повышение температуры в слое будет
равно:
«-S-rj-ifM). <90>
Если принять Дт= при котором выражение перед скоб-
ками уравнения (90) равно единице, т, е.
2яЬ~ 1
Д.№
то Л/ = - - Л-
Тогда нахождение нового значения температуры 1^ (рис, 10)
упрощается и
/.; = / д_д^А±/л_
2
т, е. зга температура равна полусумме температур соседних сло-
ев, которые были для прошедшего промежутка времени Дт.
Слвхдовательгго, зная начальные температуры на осн слоя сле-
ва и на оси слоя справа, легко определить новую температуру
для рассматриваемого слоя в следующий промежуток времен»
Ат путем графического построения температурной кривой идя
составления расчетной таблицы. Однако таким способом невоз-
можно определить температуры внутренней и наружной поверх-
ностей, ограничивающих стенку. Температуры внутренней по-
верхности стенки могут быть определены либо по заданной ско-
рости подъема температур, либо по заданному тепловому потоку
на стенку, либо ко заданной температуре газовой среды. Наибо-
лее просто для рещсцня задачи эта температура принимается по
графику подъема температур, а при охлаждении нагретой стен-
ки — по графику охлаждения.
5*
Температура внешней поверхности стенки в первый период
времени остается неизменной, но по мерс нагревания она начнет
повышаться. С этого момента температура внешней поверхности
стенки определяется следующим образом. Сначала определяют
количество тепла, проходящее через поверхность стенки тепло-
проводностью <? =^-^—1 . Так как температурный градиент —
неизвестен, а известна температура на расстоянии As от поверх-
ности (/is), то приближенно можно написать
ПОП
Такое же количество тепла поверхность отлает окружающей
среде, т. е. <? = u(/n0D—/онр)- Следовательно,
А . —“ЦГпов Гох[|).
Из последнего равенства
верхности
бюп = — —
л стДК
находим искомую температуру по-
f'isZjjKp ; ).faj
где а — коэффициент теплоотдачи от поверхности в окружаю-
щую среду;
Мир — температура окружающей среды;
X — коэффициент теплопроводности стены;
Gj — температура слоя на глубине As от поверхности в
данный промежуток времени.
Особенности расчета прогрева многослойной стены
Для стенки, состоящей из разнородных материалов с различ-
ными коэффициентами X и а, например из огнеупорной кладки н
теплоизоляции, первый однородный слой (основной) разбивает-
ся подобно однослойной стенке на ряд равных частей толщиной
As. Продолжительность процесса также разделяется на ряд рав-
ных промежутков времени при соблюдении условия
Второй слой стенки разбивается на равные части толщиной
As' при соблюдении условия равенства отрезков времени Дт = Дт',
68
При этих условиях для многослойной стецки должно быть спра-
ведливо равенство
, (Д$')г (As")’ ГЛОХ
=-----=-1---= , . . = const. (92)
2й 2а‘ 2а"
Следовательно,
A$'=As|/^— ; Д$" = f , (93)
где As — толщина основного слоя.
Изменение температур в первых слоях однородного материа-
ла определяется так же, как для однородной стойки, но при ус-
ловии, что температура в плоскости соприкосновения разнород-
ных слоев не изменяется.
Температура в плоскости соприкосновения разнородных слоев
определяется следующим образом. Так как количество тепла,
поступающее к границе раздела, равно количеству тепла, уходя-
щему от нес, то можно написать
. [ dt \ ,, / dt \
/. I -1 = А I ---]
\ ds /s-о \ ds' Л'-о
Это выражение в конечных разностях при известных темпера-
турах поверхностей, отстоящих от плоскости раздела плево и
вправо на As и As', будет иметь вид
или
где 1<у — температура в плоскости соприкосновения, одина-
ковая для обоих разнородных слоен;
г н г' —тепловые сопротивления слоев As и As'.
Отсюда находим интересующую нас температуру
(94)
В дальнейшем температуры определяются так же, как для од-
нородной стенки.
Приведенные уравнения используются при табличном методе
расчета, который приводим ниже.
Пример
Продолжительность подъема температур, выдержки р охлаждения 22 ч.
Стерка состоит из двух слоев: шалгитиого 345 atxr и теплоизоляционного
113 лм. Начальная температура стерки но всей толщине 20°. Температура
окружающего воздуха 20°.
Найти распределение температур при разогреве печной стенки по графи-
ку рис. И.
Разделим величину шамотного слоя стерки на шесть равных частей
.4.
Расчетные промежутки
времени находим на урав-
нения
Определим коэффициент
температуропроводности ша-
мота
3.GX
й, —------- м'г/ч.
Так как X и с зависит от температуры степок, а последний является
ИСК1М40Н величиной. то значениями Хне необходимо заливаться, учитывая
температурный режим нагрева. Средние температуры по массе стерки легко
определить для стационарного теплового состояния стенки, это будут макси-
мально возможные температурь!. Средине расчетные температуры зависят от
11ро1олжптелы>ост1| па грена и могут быть приняты только ориентировочна:
X; = 1.08 вг1м град; с( =0.997 хЭлс/кг • град; р, -- 1900 кг/.id.
Тогда Д] =
3.6-1,08
1900-0,997
0.05.83 _
2-0,00205
--- 0.815 ч.
=- 0,00205 м^ч; Д
Изоляционный слой должен быть разделен па части
is' — is
Для определения коэффициента температуропроводности it.'ioanutioinioro
слоя также задаемся значениями — (для трепельного кирпича): л2 =
-0,17 ет/.и • град; Cj=0,89 кдж/кг - град; р2=700 кг[м\
3.6-0.17
700-0,89*
0.00098 л&ч.
, / 0,00098
Тогда is-_0.C58|/ - - - 0.01 аг.
70
Количество частей изоляционного слоя
п
0,115
0.04
Расчет температур выполняем табличным методом (табл, 4).
Изменение температур па внутренней поверхности стенки опрелсияем по
трафику ^рис. 11. Скорость подъема температур от 20 до 1200' составляет
----—-----т- 78,5 град/ч-, скорость охлаждения (00 град^ч.
За каждый промежуток времени Дт=0,8!5 ч повышение температуры
внутренней поверхности стенки составит:
Д£П1)П = 0.815-78,5 = £54=.
Температуры слоев стены будут соответственно: 20+64=84'; 84+64 = 148°;
148+64 —212' и т. л. Эти температуры записываем в табл. 4.
За |5 ч нагрев» температура внутренней поверхности достигает 1200°.
-После 18 ч нагрева начинается снижение температуры. Для промежутка вре-
мени 23 Дт= 18.745 ч температура внутренней поверхности будет равна
1200—0.745 • 100 = 1126°. Далее температура будет понижаться на величину
0,815- 160=81,5°.
Температуры в отдельных слоях lAs, 2Ах и т. д. находятся для каждого
нового промежутка времени Дт как средние арифметические значении из тем-
ператур соседних слоев за предыдущий промежуток времени. Температура
для [Дт слоя 1Дз равна
А)3т игs -ш "х"
'щ-.ias - -... М;
^Oit. щл 4- /Оу ху 20 -1- 20
f |A*. Cis — р ~ 2 " “ ’
0Д.5 "^|ЛТ, зм 84 + 20 _
~ 2 ~ 2 :
148 + 20 „ „ , 52-4 20
^зл-.. |аз — 2 84 ; Q - 36 и т. л.
Температура на поверхности сопрпкоснопсиня слоев шимота н изоляции
для промежутка времени 7Лт и слои бД.т определяется по уравнению (94),
так как температура па поверхности раздела начала попытаться.
Находим тепловые сопротивления слоев As и As'
Дх
0,058
1,08
= 0.0530;
Г,
Jis'
0,04
0.17
= 0,235;
тогда tt
0,235-24 -1 0.0536-20
0.11531» + 0.235
Далее обычным путем находим:
, 5-Ss
36 + 23
2
- 3(Г;
23_+ 2р_
7
71
. Расчет от o6orpceacMOftnOBepl!|(OCItt л распределения те ОЛт j |Л- °'(МО 0, 515 мпсратур в ДВу Температура .lein. 24: 1 34-. 1,630 | Усланной нромежу 4Лт 3,260 стенке wt л реме 5зт 1.075 ни Дт q 64т ..4,890 а * 815 'i 7Дт 5,705 Г н б л 84т н ц а 4 ( 02т
dhv1 ренияи поверхность ОДгг. 0,000 20 84 148 52 20 20 20 | 20 20 20 20 20 Тсммерач 32а1Т &г7£0 212 84 36 20 20 20 20 20 20 20 j Ур-J через J3i- Ю,595 276 124 52 28 20 20 20 20 20 2о ; ПрОМСЖут 1417 5L1J0 1 6,520 j 7,335
Сгон шамота Поверхность раздела Слон изоляции { Наружная поверхность РасеГлинне от aSorpeojcyoJT'noe lAs 0,05$ 23$ 0,116 33$ 0,174 44s 0,239 5Д$ 0,290 6Д$ 0,348 Ids' 0,388 2Д$Г 0,428 ЗДГ 0,488 j ерхностн, .и 20 20 20 20 20 20 20 * 20 10^7 S, 150 ! 20 20 20 20 20 20 20 20 20 ПД-г В.У65 / 340 164 76 36 24 20 20 20 20 20 J НИ вреяс! JSAr 22,225 404 208 100 50 28 22 20 20 20 20 И Дт - 0,8 164т !3,<М0 468 252 129 64 36 I 24 1 23 20 20 20 , 15 ч 17Дт 13,85,5 1 532 299 158 83 44 30 2» 1 22 2 0 20 >ЯД 14.6 596 345 НИ 101 57 V 151 25 21 20 70
Слон шамота OAs 0,000 U.x 0,058 2As 0,110 3is 0,17-1 4Д5 0,232 5Дх 0,290 J 660 394 223 124 69 46 724 1 1 442 259 146 85 55 788 488 294 172 Ю1 69 852 541 330 192 112 82 916 i 591 367 226 137 98 980 j 642 409 252 162 114 1044 695 447 286 183 13,3 1108 746 491 315 210 153 1172 SOO 531 351 234 175
Поверхность раздела GAs 0,348 140 1 '60 "’|
\ 43 52 j 64 75 90 104 122
Слон изоляция | 1 As' 0,388 28 33 39 | 46 i 53 63 72 83 96
2Дх’ 0,428 23 25 28 31 1 35 39 45 51 57
Наружная поверхность 39s' 0,468 21 22 23 1 - ! 25 27 29 31 33
Температуря через промеж утки времени д, —0,81 5 4*
Расстояние от обсг^еиаем/дА поверхпости, .к 19ii 2СДт 2» Дт 22Дт 23Д- *МДт 25Д-, Шт 27Дт
I5J85 16,300 17.115 17,030 15,745 19,460 20,375 2(, 190 22.005
Внутренняя поверхность OAs 0,000 1200 1200 1200 1200 U2G ! 1044 963 881 800
, IAs 0,058 852 8SS 990 927 941 917 887 847 805
21s 0,114 5W 613 654 682 708 729 731 729 717
Слоя шамота 3As 0,172 383 420 454 488 517 545 570 587 598
4As 0,230 263 290 32! 351 38! 410 442 466 488
5As 0,296 197 222 427 274 302 339 361 388 412
Поверхность раздела GAs 0,348 I ISO 203 227 252 29G зп 333 358 380 [
... ПДаг 0.388 109 123 138 1.54 170 197 209 228 244
слои нзоллцкн 2As’ 0,428 65 73 SO 88 97 107 122 130 141
Наружная поверхность 3As' 0,468 36 36 38 40 43 46 50 53 56
Также находим:
_ 0.235-30 + 0.0536-22
0,289
0,235-37 Щ 0,0536-25
о 289
__ 0,235-46 + 0,0.536-28
'lOit.Ga.r— 0,289
= 42,6° и т, д.
Для определения температуры наружной поверхности, когда она начинает
повышаться. воспользуемся формулой (91),
Принимаем значения коэффициента аа(И приближенно 8 вт!мг - град, учи-
тывая, что стенка нс протрета до стационарного состояния.
Тогда по формуле (91)
_ 8-0.04-20 + 0.17-23
/)вл,,з.1г- 0,17 + 8-0,04
Также находим следующие температуры наружной поверхности в лро-
цсссе расчета
8-0.04-2(1 i-0.17-25
'и,. Заз- -- --------- 22’ п
0,49
Проверим значения коэффициента Оиоэ ДЛЯ ('20Л-, 33j- по формуле
r„nJ/MV /293V1
5.7-0,Ь ( — 1 — I — 1 I
Л ........1\нки \ 100/
“В0з ‘- 2,6 I 36 - 2о .........— ц----=10.1 вт’м^-град.
Тогда 6®д._ззЛ.
10.1-0,04-20 + 0.17-73
0,17 + 10,1-0,04
Следующие температуры наружной поверхности находим при aBCS«
= 10,| вт!м- град. Пользуясь табл. 3. находим средние арифметические значе-
ния температур по массе сдоя шамота и слоя теплоизоляции. Для шамота в
конце периода нагрева (19 Лт) /^=430°; то же для теплоизоляция f c'Pi =88=.
Для шамота в конце ныдержкн (22 Д г) /с(1г =535°; то же для теплоизо-
ляции Zcp: -128“.
Для шамота в конце охлаждения (27 Дт) Z с])^602°; то же д.тя тепло-
изоляции t * 174“.
Усредненные но массе температуры за период нагрева и выдержки (18 ч):
шамотный сдой
20 -1 430 15 4.30 + 535 3
^--2—V + ~-57-268’
слой теплоизоляции
, 20 4 88 15 88 128 3
t. - - ..---(- - ---------— — 63’.
ч> 2 18 2 18
74
Для этих средних температур шамотного слоя п теплоизоляции следовало
бы брать значения коэффициенте» X и с и начале расчета. В нашем примере
значения л н с л.тя .шамота были приняты ориентировочно несколько завы-
шенными. Для более точного расчета надо взять новые значения Лиси рас-
чет температур выполнить заново.
При более точных расчетах температур следует начинать расчет при тсп.
лофизических константах материалов, соответствующих начальной темпера-
туре стенки. Затем, через определенные промежутки времени, определять
средние температуры по массе слоев для уточнения коэффициентов Лисп
вносить соответствующие попрания в расчет, изменяя каждый раз значения Дт.
Расчет количества тепла, аккумулированного стенкой, производится по
средней температуре соответствующего слоя, достигнутой в копие прогрева
стеихн. Например, за период 15 >< подъема температур внутренней поверх-
ности стенки с 20 до 1200" количество тепла, аккумулированного 1 лр стенки,
будет равно:
Рак ~ V? (Сц/Ср — Сц/ц) -I- ’ •
Рак ™ 0,315-1900 (0,940-430 — 0,810-20) -! 0,115-700-0,59 (88 — 20) -
= 259 870 кдж/м-.
Графический метод конечных разностей
Наиболее удобно графический метод расчета выполнять в ко-
ординатах: температура—тепловое сопротивление. Рассмотрим
пример с однослойной стенкой, состоящей из шамота толщиной
0,24 лг.
Допустим, что л = 1,0 вт^м-град-, с -0,9 кдж1кг -град’,
р= 1850 кг/л3,
тогда a= 0,00216 ыг’/ч.
CS
Разделим стенку на три элементарных слоя
л 0.24 пло
=-------------------------—0,08 ль
3
Элементарный промежуток времени составит:
Изменение температур внутренней поверхности стенки проис-
ходит со скоростью 50° в час. Начальная температура стенки по
всей массе 40". Коэффициент теплоотдачи от стенки и окружаю-
щую среду ао = 8 вфр • град, температура окружающей среды
20". Тепловые сопротивления:
, is 0,08 л
Л г ----=------=0,08; Лг, = Лк >= Лг.,;
X 1,0 1.3-
Дг., = — = -; = 0,125.
ff.i S
Откладываем на рис. 12 а выбраном масштабе но оси абсиисс
тепловые сопротивления последовательно от Дг, до Дг<. По осп
ординат откладываем температуры соответственно через каж-
дый промежуток времени Дт= 1,48 ч.
Мт-/,' =--40 + 50.1,48= 40 + 74 = 114”;
2дт -1\ = 114-1-74= 188”; ЗД-.-4 = 188 + 74=262’;
Рис. 12, Графический метод расчета прогрева степы
затем 336, 410, 484, 558, 632, 706, 780 и т. д. до конечной темпе-
ратуры, предусмотренной графиком нагрева или условиями теп-
лообмена.
Для периода 1Лт линия температур определяется двумя точ-
ками: //=114° и /2=/2'=40°. Далее находим точку, соответствч-
< -
юшую /г", периода 2Дт. Она будет равна 1*~ —. Следова-
тельно, пересечение пунктирной линии, соединяющей н /3 с
вертикальной линией Л, даст точку G". Для периода 2Лт получа-
ем ломаную линию t", ii'\ (Z3). Следующая точка /г'" полу-
чается пересечением пунктирной линии, соединяющей точки Л"
п Ц с вертикальной линией Д Точка 1ъ" находится пересечением
76
пунктирной линии, соединяющей /г" и /4 с вертикальной линией
h- Температура наружной поверхности стенки Д находится для
последующего периода Дт как средняя между точками Д преды-
дущего периода и точкой Доз = 20°. В том случае, когда последу-
ющая линия температур очень близко ложится к предыдущей, то
для упрощения построения температурной кривой можно с лю-
бого момента увеличить величины As и Дт, соблюдая условие
2а
Если As увеличить в два раза, то Дт увеличится в четыре ра-
за. Тогда кривые температур будут чередоваться реже в соответ-
ствии с новыми значения Дт н Д$.
Графический метод конечных разностей
для многослойной стены
Стенка делится на ряд элементарных слоев толщиной As. Для
многослойной стенки первый слой является основным, толщина
последующих слоев находится по формуле (93).
В нашем примере Д$| =--0.058 лц As2=0,04 м.
Графическое построение выполняем в координатах: темпера-
тура — тепловое сопротивление (рис. 13).
По оси абсцисс откладываем последовательно тепловые соп-
ротивления слоев в выбранном масштабе.
Общее тепловое сопротивление слоя шамота составит;
г = = 0,320;
ш ?. 1.08 ’ ’
для одного элементарного слоя
дгш= --^- = 0,0533.
Общее тепловое сопротивление слоя изоляции
0J15 лг__
Для одного элементарного слоя изоляции
Q.677 Л ()„г
Дги,=—— = 0,236.
И4 2.86
Тепловое сопротивление
г, = 0,677 - 2 0,236 = 0,205(оста то к),
а
= 0,099.
j 10,t
77
Построение температурной кривой выполняется аналогично
графику рис. 12.
На графике рис. 13 показано неполное изображение темпера-
турных кривых, начиная с периода 10 Ат. Часть линий упущена с
целью наглядности графика.
Рис. 13. Графический метод расчета прогрева многослойной стены
§ 4. Расчет теплообмена в слое материала
Нагрев газовым потоком (или охлаждение) кусков материала
может происходить в слое, медленно перемещающемся по срав-
нению с газами, в «кипящем слое», когда материал иод действи-
ем газообразного агента находится в состоянии перемешивания,
и во взвешенном состоянии, когда сдой под динамическим воз-
78
действием газов перемещается вместе с ним и энергично переме-
шивается под влиянием турбулентного движения.
Нагрев кусковых материалов в медленно перемещающемся
слое обы’шо происходит в шахтных печах, работающих при про-
тивоточном движении газов и материала. При этом горячие газы
отдают свое тепло поверхности кусков материала, которое рас-
пространяется теплопроводностью по всей массе куска и повы-
шает общее теплосодержание слоя.
Тепловой поток, идущий от газов, характеризуется водяным
числом
— Сгиз^гйз кдж ч град, (95)
где cr;iJ — теплоемкость газа, кдж/м3 • град;
— расход газа, лР/ч.
Для слоя материала водяное число равно;
IV7,, = e>,Gu кдж/ч град, (96)
где см — теплоемкость материала, кдж/кг град;
Gm — количество нагреваемого материала, кг/ч.
Распределение температур в слое зависит от соотношения во-
дяных чисел. Если W/ra3<\V'J,1 то в основном теплообмен завер-
шается в инжцей части слоя и шихтовые материалы не смогут
нагреться до температуры газов, поступающих в пень. Газы бу-
дут выходить из слоя холодными. Если 1^гзз> \кД, то основная
тепловая работа газов протекает в верхней части слоя и куски
материала на некоторой высоте нагреваются почтя до температу-
ры газов, поступающих в слой. При большой высоте слоя часть
его практически может не участвовать в теплообмене. Эту часть
называют «холостой» высотой слоя [26].
Средняя по массе температура материала при условии
U'r;jj> определяется по формуле Б, И. Китаева [26], {40]
+ 4,)(1 — е град, (97)
£ = 3.6
GiPm \
(98)
где гм — начальная температура материала, град;
,ая .начальная температура газа, град;
а---- суммарный коэффициент теплопередачи, учитываю-
щий внутреннее тепловое сопротивление кусков ших-
ты, ат/м- град;
/Д — поверхность нагрева I м3 слоя, ,it2/M3;
— теплоемкость материала, кдж/кг - град;
Ри — плотность материала, кг/м3;
т — время с начала нагрева, ч.
79
Температура газов при выходе из слоя определяется по урав-
нению [40]
град,
(99)
где /газ — конечная температура газа, град.
Значения суммарного коэффициента теплопередачи а._ по
данным Б. И. Китаева можно приняты
для шара
для цилиндра
0,286«А’/лм
(101)
где а, - - коэффициент внешней теплоотдачи от газов к поверхно-
сти кусков материала; а=а1Я)н+аЛуч вг!м2' град.
В расчетах процесса теплообмена удобнее пользоваться ко-
эффициентом теплопередачи, отнесенным не к величине поверх-
ности кусков материала ах, а к единице объема слоя avs-
Если обозначим —объем кусков шихты в 1 л*3 слоя, Ап—
коэффициент пустотности или породность слоя, то объем 1 .и3
слоя шихты будет равен:
Следовательно,
aL F = а иг----—
I - Ап
Связь между ат и аг: выражается уравнением [26]
ab-=a.vL ——----------------— вт')М-' град.
7,5(1 — А„)
Если известно значение сц-я.то показатель степени L уравне-
ния (97) будет иметь вид
£—3,6--------Г ( 1---------(ЮЗ)
См?м (1 Ап) \ И' газ /
Если вместо плотности материала рм взять насыпную плот-
ность plt.M, то получим
L = 3fi~^
(104)
80
Разность между температурой поверхности и середины куска
определяется по формуле [26]
» aTZ? / и/ \
= 1-~И град, (105)
£' = 10,8----— ( 1--------(Ю6)
СмРмй \ Ч'г13ч /
где Я —радиус (средний) куска, м:
/. — коэффициент теплопроводности материала, вт/м • град.
Для определения коэффициента внешней теплоотдачи в слое
естественных кусков материала, отнесенного к температуре по-
верхности, можно воспользоваться формулой [26]
„О.яго.з
а у -= .4 вт/м* град, (107)
где А — коэффициент; для известняка А = 193, для кокса
А = 198, антрацита ,4 = 163, шамота .4=157, агломера-
та/!^ 175;
Цга.ч — скорость газов, рассчитанная по полному сечению
шахты, при нормалыпях условиях, м(сек\
Т — абсолютная температура, °К;
d — средний диаметр кусков, лц
Л1 — коэффициент, зависящий от породности слоя; для ря-
довой шихты М принимается ранным 0,5,
На рис. 14 представлен график для определения а? при
Л1 = 0,5 н средних значений Л = 186. Суммарный коэффициент
теплопередачи aVs, учитывающий внешнее и внутреннее тепло-
вое сопротивление кусков материала, определяется по формуле
Необходимая высота слоя (от верха до рассматриваемого
уровня) для завершения процесса теплообмена до /Л1 = 0,95 fCM
определяется по уравнению [26]
// =--0,831/г--чМ-' - ------м, (109)
(1 \
1' ’и~’'
" ran /
где Vp — напряжение сечения по объему слоя материала,
лд/лд’Ч, т, е, скорость опускания материала в шахте,
ЛГ/'<,
Продолжительность нагрева
т-=-^ч, (110)
6 Заказ .4' К-67|9. Si
При расчетах печи можно
ков, имеющих спою среднюю
время для нагрева материала
Л/' находится по формуле (6]
-> _
3,6=<Г
се высоту разделить на ряд участ'
температуру газов, В этом случае
на участке от температуры 1М' до
-in —— * (И1>
Рис, 14, Номограмма для определения объемного коэффициента
теплопередачи по скорости и температуре газов в зависимости
от диаметра кусков материала
Для зоны обжига при значительных затратах тепла на диссо-
циацию материалов обычно И?гйз<1^м. Поэтому теплообмен ма-
ло зависит от теплопроводности материала и в расчетах вместо
аю. можно пользоваться значениями ом-
Д-'гя случая, когда П^азС^м температуры материала и газон
определяются по следующим формулам {40]:
/газ = 4»э - i j (1 — ) град, (112)
где
С /„J ——град. (Н4>
US,
82
Для кипящего слоя продолжительность тепловой обработки
материалов можно определить по формуле [40]
—/)?м Л1П
— ч, (115)
GoKv
где И — высота слоя, зц
й)ср — среднее сечение слоя, лг!;
f — порозиость кипящего слоя;
рм — плотность частиц материала, кгЛч3;
Gq — количество поступающего в слой сыпучего материала,
кг/ч;
Kv — коэффициент, учитывающий изменение объемной мас-
сы частиц ггри тепловой обработке.
Вследствие малого диаметра частиц (0,5—4 ji,ii) и интенсив-
ного обтекания их газами коэффициент теплоотдачи конвекцией
от кипящего слоя к поверхности частиц достигает 600 —
800 ат/.и2 • град.
Продолжительность нагрева частиц материала во взвешен-
ном слое в восходящем потоке определяется но формуле [40]
Н
------------------------ч
' 1^?Г*з'’ГЗЗ
(116)
где пср — средняя по высоте, скорость газа, м}сек\
d—диаметр частицы, лц
Ргаа, вга;1 — соответственно плотность, кг/л3, и кинематиче-
ская вязкость газа, мг!ч.
При горизонтальном движении
- = ч (117.
(Рм - Pmj) S
Пример
Определить высоту зоны теплообмена при нагреве шихтовых материалов
тазами с температурой tмз-8о0®. Средний размер кусков 4ор~(1,05 я, Ско-
рость движения тазов, отнесенная к полному сечению слоя, t'o=i,O м!сек. На-
пряжение сечения слоя Уу.г-1,8 л’/-’*5-*. Коэффициент пустот,,остн КП—0.3.
Теплоемкость газа сг>а—1,45 кйдфр, град, теплоемкость материала cs,=
«0.92 кдж/ке • град. Плотность р„*=2200 ка/мэ. Начальная температура ших-
ты 0°. Удельный расход газов, проходящих через слой, У1а,“1,05 л’/«г
шихты.
Находим водяные числа:
для материала при GM — l кг/ч
|F4 - I -0,92 = 0.9'2 чджгч-град,
для газол
W’,ai = V,» ,с1Л, ; 1,05-1,45 1,5'25 кд.ж^ч-град.
6*
83
Теплообмен происходит при условии Я^ч, отношение
ИЛ, 0.92
-—— - —— - 0,603.
1*7.3 1,525
Коэффициент внешней теплоотдачи находим при средней температуре
газов 425° по графику рис, 14 — a v =4900 вт/.и3 • град.
Принимая для материала Хм = 1,67 вт/м град, находим суммарный коэф-
фициент теплопередачи но формуле (108)
1 1 0.0252 Л
-—— = •—- ]- ---------- 0,0002436; т
а^. 49С0 9-1,67 ’
И1 “ одюойзб"1110 *т^ад-
Определяем высоту зоны теплообмена по формуле (109)
,, „ „„ , 0.92-2200(1 - 0,5)
/7 = 0,83-1,8 ----1-----— = 0,92
4110(1 -0,603)
Продолжительность нагрева куска цо формуле (110)
Н 0.92
с = —— ---— = 0,51 ч.
V р 1,8
Определим разность между температурами поверхности и середины куска
материала в конце нагрева.
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к поверхности куска, находим по
формуле (102)
0.05
»s ₽‘4>10 775-----=55 erjM'i-tpad.
7,5(1 --0,5)
1 |ока;>атель степени определяем по формуле (106)
// 10,8———----() — 0.603)-0,51 =2.38.
0,92-2200 0.025* '
Значение е~~~находим по графику (приложение 19)—е-*' "=0,092.
Тогда ио формуле (103) разница в температурах поверхности и середины
куска будет равна;
55.0.025
Л,ов - 'и = 850 2 G7 (1 -0,60.4)-0,092 - 13°.
Определим среднюю но массе температуру материала по формуле (97)
Л, = <аз(1 -е"Х) *7^-
Показатель степени L находим по формуле (103)
Z. = 3,6—-——--------------(1 - 0,603)-0,51 = 2,97.
0,92-2200(1 0,5)
но графику (приложение 19)—2 9 ^0,05, тогда
Значение находим
/и &S(J( j — 0.U5) -=807°.
Тем(iep;ri уру газов при
850 - <аа 4
выходе из слон определим по формуле (99)
О,«(.13.807; i' - ,850 — 487 36.5 .
81
§ 5. Теплозые режимы печей
Тепловая обработка материалов или изделий по технологи-
ческим требованиям производства завершается при вполне опре-
деленных конечных температурах нагрева. При этом требова-
ния к скорости подъема температур могут быть- самые раз-
личные,
В большинстве случаев в обжиговых печах непрерывного
действия происходит постепенный нагрев материалов с увели-
ченной зоной подогрева (в целях использования тепла продук-
тов горения топлива). В каждом сечении печи устанавливаются
определенные температуры, поэтому печь условно можно разде-
лить на зоны: сушки, дегидратации, декарбонизации, спекания,
охлаждения н 'г. д.
Основным требованием обжига материалов является нагрев
материала до конечной температуры обжига с максимальной ско-
ростью подъема температур.
При плавлении шихтовых материалов в плавильных печах
скорость нагрева и плавления материалов должна быть макси-
мальной.
Совершенно другие требования предъявляются к обжигу из-
делий,
При обжиге керамических огнеупорных изделий требуется ис
только нагрев до определенной температуры, но также получить
изделия высокого качества без изменения формы и без трещин.
Здесь режим обжига устанавливается в зависимости от допусти-
мых скоростей нагрева.
В печах периодического действия нагрев изделий сопровож-
дается изменением температур в рабочем пространстве в соот-
ветствии с кривой обжига, В этом случае в печн происходит из-
менение тепловой нагрузки но времени. В непрерывно работаю-
щих печах тепловая нагрузка не изменяется во времени, но тем-
пература для отдельных зон или участков рабочего пространства
печи будет различной- В том и другом случае нагрев изделий про-
исходит по заданному температурному графику, но при разных
тепловых режимах.
Тепловой режим печи характеризуется следующими показа-
телями:
тепловой нагрузкой печи, т. е. количеством подводимого теп-
ла в единицу времени;
температурами в рабочем пространстве или в отдельных зо-
нах печи, обеспечивающими необходимую скорость нагрева ма-
териала или изделий по заданному графику;
газовой атмосферой в зависимости от требоващий окислитель-
ной или восстановительной среды на различных стадиях процес-
сов нагрева пли обжига.
85-
Температура обжига
Температурный график, характеризующий скорость подъема
температур и продолжительность, определяется технологически-
ми условиями обжига и особенностями процессов теплообмена,
движения газов и сжигания топлива, свойственных данной конст-
рукции печц’. Температура обжига для некоторых керамических,
огнеупорных изделий и материалов приводится в табл. 5 [1], [2],
Таблица 5
Температура обжига изделий и материалов
Температура оЬжяга
Вилы изделий и материалов град
Кирпич строительный;
пластичный (ХЮ-1050
полусухой 954-110(1
Черепица '60-10,50
Дренажные трубы 950—1000
Фаянсовые облицовочные плитки:
утельные 12,50-1320
политые 110О- -1260
Плитки для полоа 1160-1300
Канализационные трубы 1150-1280
Фанне:
утелькый . . . 1060-I28H
политый 1060 -1300
Твердый фаянс:
утельный 1250-1280
политый 1100-1200
Твердый фарфор . 1320-1450
Мягкий фарфор 1250-1300
Кислотоупорные огнеупоры .... 1280—1350
Шамотные изделия 1250—1380
Высокоглннозеыные изделия , , . 1550-1650
Шамотные изделия полусухого прес-
сования 1300-1400
Кианитовые изделия . 1400-1600
Муллитовые изделия 1450—I50U
Корундовые изделия 1700—1780
А\ап1езитовые изделия 1560 — 1600
Хрочомагнезнтсвыс изделия . . . 1600_1720
Динасовые изделия 1420- 1480
Металлургический магнезит .... 1000 — 105(1
Доломит зернистый 1650-1700
Шамот 1300- 1350
Цементный клинкер I45O-I4SO
Известь 1200-1300
При обжиге под влиянием теплового воздействия в керами-
ческих массах протекают физико-химические процессы, связан-
ные с различной степенью спекания материала. При обжиге
вследствие структурных превращений, теплового расширения Н
86
j-садкн при заполнении пор жидкой фазой происходит изменение
объема материала, в результате которого в нем возникают внут-
ренние напряжения. Поэтому для получения высококачествен-
ных иЗдслий, не имеющих трещин или деформаций, устанавли-
ваются особые требования к процессам обжига, заключающиеся
в равномерном нагреве и охлаждении изделий по всей массе с
допускаемой скоростью изменения температур при нагреве и ох-
лаждении.
Отформованные керамические изделия обладают некоторой
влажностью, которая зависит от технологического способа про-
изводства. Перед обжигом они обычно высушиваются в сушилах.
В процессе обжига при нагреве изделий до /=110° происходит
удаление остаточной влажности. В пределах температур от 400
до 500° удаляется основная масса конституционной влаги, а при
температуре 573’ — перерождение р-кварца в a-кварц, связанное
с увеличением объема.
Опыт показывает, что в период удаления конституционной
воды И перерождения кварца скорость нагрева керамических из-
делий можно не ограничивать. Однако при температурах 650 —
800° в зависимости от состава глины начинается образование
жидкой фазы, которая заполняет поры и стягивает частицы ос-
новного материала, вызывая огневую усадку. В интервале темпе-
ратур 700—1000’ скорость подъема температур ограничивается
допустимым перепадом внутри изделий, величина которого для
керамических изделий составляет 80 град/ч {1J. При . конечной
температуре обжига необходима выдержка для выравнивания
температур по толщине изделий и завершения протекающих ре-
акций, Ответственным периодом обжига является также начало
охлаждения керамических изделий. Скорость снижения темпера-
тур при этом ограничивается величиной температурного перепа-
да порядка 30—35 град)ч в изделиях цз легкоплавких глин.
После медленного охлаждения изделии на !00—150° даль-
нейшее охлаждение их можно интенсифицировать, допуская ве-
личину температурного перепада для керамических изделий
120—125 град!ч. При охлаждении динасовых изделий требуется
замедленное охлаждение в интервалах температур, соответству-
ющих переходу кварца из одной модификация в другую (при
573° а-кварц переходит в р-кварц с увеличением объема на
0,82%. при 276—180° a-крцстобалит переходит в р-кристобалит
с увеличением объема на 2.8%).
При формировании фарфорового черепка необходимо поддер-
живать также газовый режим, который характеризуется окисли-
тельной или восстановительной средой (в первом случае в про-
дуктах горения содержится до 4% кислорода, во втором — менее
0.2% в присутствии СО). Восстановительная среда при обжиге
фарфора обычно поддерживается в интервале температур
1040—1250° для восстановления окисных форм железа в за-
кисную.
8"
Продолжительность обжига
Продолжительность обжига изделий зависит:
от вида обжигаемого материала и его физических свойств
(теплопроводности, температуропроводности, механической проч-
ности, плотности и др.);
от температуры обжига, до которой необходимо нагреть об-
жигаемые изделия; более высокие температуры обжига требу-
ют большей продолжительности нагрева;
от скорости изменения температур в отдельные периоды наг-
рева или охлаждения изделий; динасовые изделия, например,
при обжиге в интервале температур 1350—1430° допускают
очень малую скооость подъема температур; при обжиге шамот-
ных изделий — более высокие скорости нагрева и охлажде-
ния садки, позволяющие пронести весь цикл обжига
за 24 ч;
от плотности садки изделии в рабочем пространстве печи и
типа садки, влияющей на скорость нагрева н охлаждения изде-
лий, находящихся внутри садки;
от формы обжигаемых изделий; фасонные изделия больших
размеров с различной толщиной стенок требуют особого режима
подъема температуры и охлаждения, чтобы нс возникали боль-
шие внутренние напряжения, поэтому продолжительность об-
жига фасонных изделии всегда больше, чем нормального кир-
пича;
от условий теплоотдачи от газов и стенок рабочего простран-
ства ня поверхность изделий и движения газов в рабочем прост-
ранстве печн.
Наилучшпе условия теплообмена могут быть при высоких
температурах печных газов п интенсивной циркуляции их среди
обжигаемых изделий. При заполнении всего рабочего простран-
ства пс'чн обжигаемыми изделиями большая роль в теплообмене
принадлежит конвекции, поэтому движение газов значительно
влияет на процессы теплообмена.
При высоких температурах обжига большое значение в про-
цессах теплообмена имеет способ сжигания топлива. Равномер-
ное сжигание, топлива непосредственно в рабочем пространстве
печи, в среде обжигаемых изделий, а также равномерное переме-
шивание топлива с воздухом, обеспечивающем полноту горения,
являются важными факторами в повышении скоростей нагрева и
равномерности прогрева всей садки. Для этой цели предусматри-
вают подачи инжекторного пли вентиляторного воздуха непос-
редственно в горелки и эжекцню газов в зоне подогрева туннель-
ных печей.
Продолжительность обжига в большей степени зависит от
конструкции и размеров печн, ее состояния, герметичности, подсо-
сов окружающего воздуха и распределения температур по сече-
85
нию рабочего пространства. Ориентировочные данные по про-
должительности обжига керамических и огнеупорных изделий в
туннельных печах приводятся в табл, 6 [21]. Практические па-
раметры обжига различных изделий приведены в приложе-
нии 21,
Таблица б
Продолжительность обжига изделий о туннельных печах
Иаимсноыаннс Продолжительнее i ь -с
Облицовочные плитки: у тельные ii капселях утельные на этажерках ..... политый н капселях Плитки для полов пр if обжиге на этажерках Каналн.'<зц1Ю1Н1Ыс трубы: 150—100 Мм D-ЫОО яя . . Санитарно-техническая керамика; п малых печах в средних печах Строительная кераинца Эдектрофарфоровыс изделия . Спейкерам нкз Шамотные наделяя ... .... . Динасовые изделия . . ..... . Высококлнноземнстыс излмня . . . Магисзитохромитовые изделия . . Q1 К Ci 13 — r<j-u к О О О С ю о : ' ' 1 II ££ Й I й ' С4 ОТ? — С; 1 «— Л» ГС -J*. 4-ю о о |
Следует учитывать, что отдельные конструктивные усовер-
шенствования нечи, улучшающие выравнивание температур га-
зовой среды по сечению садки изделий (поперечная циркуляция,
воздушные завесы и др.), приводят к сокращению продолжитель-
ности обжига.
Циркуляция газов и устройство воздушных завес, способст-
вующих интенсивному перемешиванию печных газов средн сад-
ки, позволяют уменьшить длину печи, сохраняя со часовую про-
изводительность н получить хорошие эксплуатационные резуль-
таты при обжиге изделий.
При выборе продолжительности обжига следует учитывать
опыт передовых заводов но интенсификации процесса обжига ке-
рамических и огнеупорных изделий в исчах больших и средних
размеров. Однако при этом надо учитывать, что скоростной ре-
жим обжига требует всестороннего учета производственных усло-
вий (конструкции печн, вида топлива, качества л свойств приме-
няемого сырья, а иногда и климатических условий).
да
§ 6. Расчет продолжительности
обжига изделий
Основным параметром при выборе рационального режима
обжига является максимально допустимая скорость нагрева п
охлаждения изделий и время выдержки их при максимальной
температуре.
По предложению Н. Н. Доброхотова допустимую скорость
нагрева и охлаждения керамических изделий можно определить
по формуле [I]
<118)
где Д/;<)а — максимально допустимая разность температур в те-
ле изделия при его нагреве или охлаждении;
а — коэффициент температуропроводности материала,
определяющийся по формуле (88);
k — коэффициент, зависящий от формы тела, а также от
типа и плотности садки; для пластины оц равен 0,5;
для куба —0,2; для шара —0,167; для цилиндра -
0,2-0,25; максимальное значение Л=0,5;
$ - толщина прогрева изделий, м.
При двустороннем симметричном нагреве s равно половине
толщины пластины или радиусу цилиндра или шара; прп двусто-
роннем несимметричном нагреве S--0.75 толщины пластины и
при одностороннем нагреве — толщине пластины.
Величина Д/д0(, зависит от физических свойств материала
(прочности, коэффициента расширения, модуля упругости, коэф-
фициента Пуассона) и не зависит от размеров тела. Эта вели-
чина характеризует чувствительность материала к иагреву [2].
Величина АЛюп определяется экспериментальным путем. По дан-
ным И. М, Семенюка значения ее для некоторых глин приведе-
ны в табл, 7 [2].
Таблица 7
Допустимые перепады температур в массе при обжиге
Нагрев, град Охлаждение град
100-700 700-1000 1000-1200 1200-1000 1000--850 830-ИЮ
Киевская сП0(?ди-1оная глина - . ..... 1 10 85 30 125
Часовяргкая глипа . - 135 75 70 25 100 130
Часовярскаи глина 60% и часовярский шамот 40% • • - 1 120 85 80 30 125 140
90
Допустимую скорость нагрева плоских керамических изде-
лий можно определить по приближенной формуле II. Н Добро-
хотова [I]
a,ion = —-1’ град'ч. (1191
(irtOsP
Время выдержки при конечной температуре для выравнива-
ния температур (до 90—95%) можоо определить по формуле [I]
Тдыл == 700s- ч, (1-0)
где $ — определяющий размер изделий, л.
Время нагрева или охлаждения в известном интервале тем-
ператур от /; до равно;
т1 = А^ч. (121)
У,1О II
Пример
Рассчитать режим обжига нормального шамотного кирпича из часовяр-
скоГ1 глины гтрн симметричном пагрепе с двух сторон. Абсолютна я влажность
загружаемого в печь кирпича w—5%. Вес сухого кирпича G[=3,8 кг, толщина
кирпича 65 яж, определяющий размер 0,033 лк
1. Нагрев до |20°.
Количество испаряемой влаги 611Л - 3,8 0,05—0,]!) кг.
Активная поверхность теплообмена и испарения одиночного кирпича, по-
ставленного на ребро,
F2-0.23-0,11.3 д 0,9.3-0,065 -г 2 0.113 0,65 *= 0,082 л2 3,
Количество влаги, приходящееся на i м2 активной поверхности,
0.19
О.ОЬ2 2'32
При съеме влаги примерно 0,3 кг/л!! н с активной поверхности время, не-
обходимое для нагрева до 120°, составляет;
2. Период нагрева от (20 до 700’.
Определяем допустимую скорость подъема температур. По табл, 6
А/ ДСП — 120°, тогда
4(Шд(ш 10-120 „
\hk37P" 3..3-— - 440 гра^'
700-(20
Время нагрева т: - —---- 1,32 ч.
3. Период нагрева от 700 до 1400°.
Принимая для этого периода Д/д„и---80’ получим; !.j,h
(0 80
---- =-29-1 граг\ч.
ЬК)0...700
Время нагрева т3 •-••• -------------— 2.38 н ,
2iH
91
4. Выдержка при конечной температуре
тви 700s'2 = 0.07-3,3; 0,76
5. Охлаждение в интервале температур от 1400 до 1000° при значении
А/Л!,а = 30°
40-30
faon = " =1Ю град/ч.
'1 г О'"
1400 - 1000
Время охлаждения "Ч = ---------—----= 3,64 ч.
6. Охлаждение в интервале температур от 1000 до 850° при Д/Л0Я —125°
40-125
«ло» - , ~ ’ = 4S8 град;ч.
1100 850
Время охлаждения ч ~ - --— =: 0,33 ч.
458
7. Период охлаждения от 850 до 70° при ^^„„ — 140°
40-140
Одоп -уу- =- 515 град/ч.
850-70 , „
Продолжительность охлаждения тс :•-=-——-----— 1,52 ч.
515
8. Общая продолжительность обжига равна суммарному времени нагрева,
выдержки п охлаждения
тиСи, - 7,73 -1- 1,32-1- 2,38 0,75 43,64 J- 0,33 + 1,52 = 17.58 ч.
Таким образом, ио оптимальному режиму обжигл, рассчитанному на ос-
нове допустимой разницы температур 1; теле изделия при его нагреве и охлаж-
дении, полумили, нто при диустороннем Hat репе кирпича общая продолжи-
тельность обжига составляет не более 18 ч.
Глава IV
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ И РАЗМЕРЫ ПЕЧЕЙ
$ 1. Удельная производительность
Часовая производительность печей и сушил зависит от типа,
конструктивных особен постен и размеров рабочего пространства
печей или сушил, а также от продолжительности тепловой обра-
ботки, вида материалов, подвергаемых тепловой обработке, и
j конечных температур нагрева материалов или изделий.
Если известна продолжительность тепловой обработки и ем-
кость (вместимость) печи, то ее производительность будет равна:
; P = ^ryi. (122)
г где G — емкость печи пли количество одновременно загружае-
J мых изделий hjhi материалов, т;
\ т — продолжительность тепловой обработки материалов или
изделий, ч.
Емкость печи связана с геометрическими размерами рабоче-
f во пространства, из которых определяющими размерами служат
[ объем и площадь. Эффективность использования этих размеров
!: рабочего пространства выражается уделыюй произволптель-
) ностыо, которая предс.тавляе-т собой относительную величину
( производительности по отношению к 1 м3 объема рабочего лро-
s странства печи или к I я2 площади пода.
I Удельная производительность, характеризующая использова-
= пне объема печн пли съем продукции с 1 л;3 объема печи, выра-
> жается формулой
t.
' Рт= —(123)
или
Рv = 24 - т)ма-Суп, (124)
t .где V' — внутренний объем рабочего пространства печи, .и3.
[)3
Удельная производительность, характеризующая использова-
ние пода пени или съем продукции с 1 .и2 иода печи, выражается
формулой
Р/. = --— т/.ц; ч (125)
^F
ИЛ и
Pf -: 24 т № суш, (1 26)
-F
№ Г — площадь пода печи, Г=У//7лР;
Н — высота рабочего пространства, м.
(I
Отношение ~ можно рассматривать как плотность садки
или ’ ~llgnaK плотность укладки материала или изделии на
поду печи. Плотность садки является относительной величиной,
представляющей собой степень заполнения рабочего пространст-
ва печи материалом,
F __ б* Ум У» f 1 *^7)
Р У ' G V ’ f
где р — плотность материала, т/лг3;
Ум--объем, занимаемый материалом, ж3.
Сели известна удельная производительность печи, то объем
рабочего пространства определяется по формуле
И =—— л3, (128)
где Р — часовая производительность печи, кг/ч.
Так же можно определить площадь пода печи (вагонеток) или
для вращающихся нечсн внутреннюю поверхность футеровки
(129)
Такой метод расчета основан на использованпи достигнутых
в производственных условиях показателей работы печей при
конкретных условиях производства.
Производственные показатели работающих печей обычно ис-
пользуются для обоснования выбранных размеров п производи-
тельности при проектировании печей. Некоторые данные удель-
ной производительности печей силикатной промышленности при-
ведены в табл. 8.
94
Таблица 8
Удельная произзовительность некоторых печей
силикатной промышленности
Печь и ее я-пначенке Ру. лч/«’ч
Ванная стекловаренная печь (съем с 1 л! вароч-
ной части):
листового стекла 25-42 —“
электроколбочногс стекла . 20-42 -—
технического стекла 33—50 ’—•
стеклянной тары 40—62 -
Вращающиеся печи с внутренними теплообмен-
нымн устройствами для обжига цементного клин-
кера по мокрому способу (л):
2,5X75 13,7 24,9
3.6/3,3x150 16,5 — 10,1 20,8-23,4
4,0X150 20,1 21,7
4.5X170 22,3 21.2
5,0X180 23,3—27,4 20- 23,5
5,6X183 27,6 20,7
5.3X230 20-23,1 16-18,5
Вращающиеся печи с конвейерными к;:.1ьш|нато
рами для обжига цементного клинкера (.и):
2.5X26 41-47 78-89
3.6X40 45—50 53- 57
4,0X60 49—53 54-59
5,0X80 60-65 53—56
Полые печи для обжига:
ГЛИНЫ 22-25 -—
доломита . , . 12-1,5 —
Магнезита ..... 13-15 -—
Туннельные печи для обжига шамотных нале-
лий (at);
2.1X148,5 27,0 14,7
3.04X130 23,7 12,8
3.0X60 41,3 22,7
§ 2. Камерные печи
Камерные лечи периодического действия просты по конструк-
ции (рис. 15). Они применяются при обжиге массивных изделий
сложной конфигурации и в некоторых других случаях.
Полезный объем печной камеры, т. е. внутренний объем, зани-
маемый садко» изделий, обеспечивающий заданную годовую
производительность по годной продукции, определяется по фор-
муле
/’-.•100 ,
----------------
zr< — т)
(130)
95
где Р~ годовая производительность, т/год;
т— продолжительность цикла обжига (загрузка, выгрузка,
подготовка камеры); при обжиге изделий санитарцо-
строительной керамики т = 96—144 ч, шамотных фасон-
ных изделий т= 144—288 ч; динасовых фасонных
т = 288—480 ч, магнезитовых т = 192—240 ч\
zr—число часов работы печи в год, равное 7920—8280 ч;
m — потери и брак изделий, считая от подачи в печь до по-
ступления на склад, %;
g— плотность садки, т/л3, при обжиге фарфоровых и фаян-
совых изделий g = 0,06—0,18; строительного кирпича
£ = 0,85—1,10; шамотных изделий g = 0,65— 1,00; дина-
совых изделий g = 0,80—1,10; магнезитового кирпича
g = 1,30-1,50.
Внутренний объем камер нечей периодического действия мо-
жет быть различных размеров- - от малых с объемом 0,5 л3 до
Рис. 15. Камерная периодическая
печь для обжига огнеупорных из-
делий:
/-•тогиса; 2 — ось форсунки; ,3 _.
п||р>*к)Щмя стоика; < • отверстие для
отбора горячен? вочдух.1; £ подо в.) я
решетка; 6 -. уравп ктедьшгн капа^:
7 — дымовой борои
нению с печами малого объема.
крупных печен в 500 -ч3.
Выбор емкости печн про-
изводится с учетом вида об-
жигаемых изделий, произ-
водительности, требуемых
условий равномерности про-
грева садки но сечению ка-
меры, удобства обслужива-
нии и других* факторов.
Печи малого объема
имеют большую относитель-
ную поверхность стен и сво-
да, приходящуюся на тонну
садки, поэтому у них отно-
сительные потери тепла на
аккумуляцию больше, чем
у печей большого объема.
Печн большого объема
дают значительно большую
неравномерность распреде-
ления температур по высоте
и сечению садки, поэтому
требуют большей продолжи-
тельности . обжига по срав-
Это приводит к уменьшению
удельной произцолителыюсти печи и повышению удельного рас-
хода топлива, а неравномерность обжига увеличивает количест-
во бракованных изделий.
Размеры камерных печей выбираются в зависимости от вида
обжигаемых изделии, наиримерг для обжига специальных видов
06
гонкой керамики 4—20 лР, технического фарфора 50—100 л3, ог-
неупорных изделий 100—200 лР.
Производительность печн в месяц без учета потерь и отходов
при обжиге определяется по формуле
— 7~1И т.мес., (131)
где Vu — полезным объем в печи, лР;
720 — число часов работы в месяц, ч.
Емкость печи в тоннах может быть получена по данным объе-
ма печи и плотности садки
Gn = ^T. (132)
Высота садки и размеры камеры по длине и ширине выби-
раются КОНСТРУКТИВНО, ИСХОДЯ ИЗ удобств Обслуживания |1С-
чн и наилучших условий сжигания топлива, движения газов
и теплообмена, а также свойств обж'лгаемого мате-
риала.
Для огнеупорных изделий высота салки принимается в пре-
делах 1,5—3,5 м. При обжиге изделий в капселях, имеющих боль-
шую механическую прочность, высота садки может быть более
3 -и (до 5,5 лг). Обычно высота садки определяется допустимой
нагрузкой на нижние ряды сырца.
Ширина печи при одностороннем расположении топочных ка-
мер составляет обычно 2—3 м. При болыней ширине топки
устраиваются с двух сторон. Для камер круглой формы топоч-
ные устройства распределяют равномерно цо окружности. По-
лезный объем больших печей составляет примерно 0,8—0,9, а
малых печей 0,6—0,7 геометрического объема камеры. Толщина
стен печи принимается в пределах от 1,5 до 4 кирпичей. Приме-
нение легковесных материалов уменьшает потребную толщину
стен
Внутренняя футеровка камеры выполняется из огнеупоров, в
зависимости от температуры обжига. Наружная тепловая изо-
ляция применяется для стен небольшой толщины, обладающих
малой инерцией При разогревах и охлаждении печи. Прямо-
угольные печн обычно имеют высокие своды круглые—сфериче-
ские, камерные печи могут иметь плоский подвесной свод,
Ходки для загрузки н выгрузки изделии имеют высоту 1,8 л;
и ширину 0,8 м. Размеры топок для твердого топлива, считая по
общей площади колосниковых решеток, в малых печах состав-
ляют 25—35%, в печах средней емкости — 15—25% от плошади
пода печи.
Большое значение для работы камерных речей имеет конст-
рукция газоотводящих устройств (подовая канализация), от ко-
торой зависит равномерность распределения газовых потоков и,
гдедовательно, температур цо сечению рабочей камеры. Равно-
97
7. Заказа К-6719
мерность распределения газовых потоков по горизонтальному
сечению садки зависит от сопротивления подовой решетки и га-
зопроницаемости, т. е. от способа садки.
Относительно большое сопротивление подовой решетки по
сравнению с общим сопротивлением садки, подподовых каналов
и дымового борова способствует равномерному распределению
движущихся газов по сечению садки. Это значит, что при отно-
сительно большом сопротивлении подовой решетки должно быть
небольшое сопротивление подподовых каналов и дымового бо-
рова. Показатели работы камерных печей приводятся в прило-
жении 20.
§ X Туннельные печи
Туннельные печи для обжига керамических и огнеупорных
изделий имеют вагонеточный состав, передвигающийся вдоль
туннеля с помощью толкателя. Это вносит своп особенности в
расчет размеров туннельных печей,
Основными размерами рабочего пространства туннельных пе-
чей являются высота печи Н, ширина В и длина L (рис. 16).
Высота рабочего канала печи считается от пода вагонетки до
замка свода, если изделия садятся непосредственно на под или
от подставки до замка свода, если изделия садятся на подставки.
Полная высота туннеля считается от головки рельсового пути
до замка свода и определяется размерами вагонетки и высотой
садки изделий на вагонетку. Высота садки изделий на вагонетку
зависит от формы и вида обжигаемых изделий!. Так, при обжиге
магнезитовых, доломитовых и других высокоогнеупорных изде-
лий высота садки принимается в 0,9—1,1 ж, при обжиге шамот-
ных и динасовых изделий--1,6—2.0 м, при обжиге красного
строительного кирпича- -1,5-1.8 ж, при обжиге фарфоровых и
фаянсовых изделий—1,2—2,0 ж, Высота рабочего канала печи
принимается примерно на 100 жж выше высоты садки. Ширина
туннеля ограничивается условиями равномерности обжига изде-
лий по всему сечению садки и конструктивными размерами ваго-
нетки. При сжигании топлива в среде обжигаемых изделий необ-
ходимо обеспечить равномерность обжига по сечению садки. При
проталкивании широких, тяжеловесных вагонеток, при большой
длине печи возможны перекосы. Поэтому вагонетки имеют ши-
ркну не более 3.1 ж.
В печах низкотемпературных, когда топливо сжигается в
выносных топках, создаются более неблагоприятные условия для
равномерного прогрева салки большой ширины, поэтому ширина
печи имеет размеры 1.7 -2,0 ж. Длина вагонеток выбирается со-
ответственно ширине, квадратной или прямоугольной формы с
размерами до 3 ж,
98
sm
Рис. 16. Поперечный разрез зоны охлаждения туннельной печи:
лестница для вход» а контрольный коридор, J — окна для отбора горячего воздуха к горел кап, 3 — инжекторный
капал; if—инжектор; 5 — сопло инжектора; f — трубопровод сжатого яоздука
Таблица 9
Размеры туннельных печей [42]
Обжигаемые нздедня Внесла от пода до замка енола, х Ширина, .и Длина, .к
Абразивные 0,4- 1,6 1,0-1,7 20—100
Высокоглиноземистые 1.1 3,2 150-160
Динасовые 1.9-2,1 2,2-3,! 100-160
Керамические блоки 1,6-1,8 1,7-2,0 60—100
Канализационные трубы 1.4-1,6 1,8-2.4 100-120
Облицовочные плитки 1,3-1,5 1,1 — 1.8 60-100
Плитки для полов 1.3-1.5 1.1-1,8 60-110
Санитарно-технические 0.7- | .3 1,1-1,8 60—100
Строительный кирпич 1.8—2,0 1,7-3,0 45-105
Спсцкерамика 0,1-0,7 0,3—0,8 10-30
Хромомзпгезитовые 0,8-! ,1 3,2 150-160
Хозфаянс Хозфарфор; 1.11.9 1,1-1,7 50-100
1 -й обжиг , 0.7—1,9 1,1-1,8 25-100
2-й обжиг 1,1- -1.9 1,0- 1,8 50-ПО
Шамотные 1,8—2,1 2,2-3,! 60-150
Шамотный легковес 1.15 2.2-3,1 60-|50
Электрофарфор 1,1-2,0 1.5-2,2 100-130
В табл. 9 приводятся размеры рабочего пространства печей,
наиболее распространенных в керамической промышленности.
Вагонетки представляют собой клепаную, сварную или литую
Pile. 17. Вагонетка туннельной печн 3x3, | -и:
/ — рама; 2 — скат; J — подшипник; 4 — нож: J — стык вагонеток
металлическую раму, установленную на колеса (рис. 17). Диа-
метр колес зависит от размеров вагонетки и составляет 250—
1050 мм, Колеса имеют шариковые или роликовые подшипники.
Рама опирается на оси колес с помощью букс. Под вагонетки
футеруется огнеупорным материалом толщиной 250—525 мм с
применением теплоизоляционных и легковесных кирпичей. В за-
100
висимости от температуры в зоне обжига верхний слой футеров-
ки выполняется шамотным, хромомагнезитовым или из огнеупор-
ного бетона (при температурах обжига до 1300°).
Емкость вагонетки зависит от способа садки изделий и опре-
деляется количеством изделий, размещенных на вагонетке
(рис. 18). К садке предъявляются высокие требования по проч-
ности, устойчивости и проницаемости для движущихся газов.
Чтобы создать более равномерный нагрев изделий по высоте
садки, верхнюю часть ее делают более плотной. Габариты садки
определяются размерами ио ширине печи с учетом того, что меж-
ду садкой н стенами туннеля оставляют щель 50—100 мм. Раз-
рывы между садками отдельных вагонеток предусматриваются
в пределах 300—900 мм.
Емкость печи определяется по формуле
0=^6,=—G, т (133)
Л
или
G^P-.r, (134)
1=-^!^; (135)
Ч
где L - длина печн;
п -- количество вагонеток в печн;
1\ -длина вагонетки, щ
--емкость одной вагонетки, т;
Р — производительность печи, т/ч;
т-—продолжительность обжига, ч.
Часовая производительность печн может быть определена из
ее годовой производительности из следующей зависимости:
pr = pZr -™~- т/год, (136)
где г(- - число часов работы печи в год; дг='(345ч-360) • 24—
= 8280—8640 ч;
m — процент брака и потерь материала иа пути от входа
в печь до поступления на склад готовой продукции.
Если основные размеры печи известны или выбраны па осно-
вании практических данных, то производительность печи опреде-
ляется по следующему уравнению:
P = _£lL =pfB.LtI4, (137)
где Pf~ удельная производительность (напряженность пода ва-
гонетки), т/м2 ч;
Bi ширина пода вагонетки, м.
101
I
рдтпддлгшппп
lllllllllllltlllllllinill
[ _I Illi]
hmtniiliriniffl
aiiinitiiiiiiiRiiiitfiiii
q— 1 1 1
IIHlillinillHiinilllll
102
Длина печи выбирается с учето?л производительности, техно-
логических условий процесса обжига различных изделий и тех-
нико-экономических показателей по удельному расходу топлива.
В печах большой длины создается более плавный переход от
одних температур к другим при проталкивании вагонеток, следо-
вательно, в длинных печах легче создать необходимый режим
обжига при высокой производительности.
Однако длинные печи обусловливают повышенные сопротив-
ления движению газов, которые ухудшают тепловую работу.
Большие сопротивления требуют повышения мощности дымосо-
сов, что приводит к увеличению подсосов холодного воздуха
через неплотности, снижению температуры печных газов и уве-
личению неравномерности нагрева изделий по сечению садки в
зоне подогрева.
Вопрос о длине туннельных печей решается на основании
практических данных работающих в промышленности печей. Для
обжига керамических изделий принято считать нормальной дли-
ну: малых печей 60—64 я, средних 82—88 м и больших 110—
117 я. При обжиге динасовых и высокоогнеупорных изделий при-
меняются туннельные печи длиной 140—160 м.
Если известна длина печи, то количество вагонеток, находя-
щихся в печи, будет райпо:
Скорость движения вагонеток или часовое количество выхо-
дящих из печц вагонеток определяется по формуле
— ~—ваг>ч, (539)
Величина, обратная скорости, показывает, через какое время
подается вагонетка в печь или выталкивается из нее.
Среднюю скорость движения вагонеток в печи можно опреде-
лить по уравнению
Т/ср = ~ = .1- м 1ч. (140)
о, < т
Для печен различной Длины средняя скорость движения ва-
гонеток в печц составляет 0,5—3,0 „v/ч. Длина зон нагрева и
обжига, а также длина зоны охлаждения определяются в соот-
ветствии с графиком нагрева и охлаждения обжигаемых из-
делий.
Рис. 18. Типи садок изделий на вагонетках туннельных печен:
ri —схема ijjkh нормального шамотного кирпича галочным автоматом кО(КтруХ|И!К
Семилукского заводам 0—схема садкн шамотного нормального кирпича, вес садка
|2Н Г: и —схема садки хромомагиеччговых изделий с общим яссом 8,4 г; г — схема
садки нормального хромом а гиезртового кирпича с об.чим весом 8.38 т (1788 ,цт !
103
Длина зоны охлаждения изделий составляет:
£0!(л=^1£ л.
Длина зон подъема температур и обжига составляет:
£я = —— L м.
(141)
(142)
Зона обжига выбирается исходя из требуемого температур-
ного режима и возможности регулирования температуры по дли-
не зоны. Длина зоны обжига обычно определяется длиной, зани-
маемой топочными и горелочными устройствами, и устанавли-
вается по границам топлнвосжигающнх устройств,
Показатели работы туннельных печей даны в приложениях
21-26,
Пример
Определить размеры туннельной печи для обжига хромомагнезнтовых
изделий.
Производительность печи 50 тыс. т!год нормального кирпича. Продолжи-
тельность цикла обжига 70 ч. Температурный график обжига лринп-млем сле-
дующий:
Интервал температур, ipad Продолжительность обжкгл» '(
20 - 750 750-1250 J 250-1600 1600—1350 1350—100 12,8 |6,2 9.4 7.4 24,7
Полагаем, что печь работает 365 дней в году. Выход годной продукцшi
принимаем 94%. Коэффициент использования оборудования (учитывая оста-
новки печн) принимаем 0.97.
Находим часовую производительность печн (см, формулу l36j
365-24-0.94-0,97
емкость печи Е = Р~ = 6,28-70 ~ 439 г.
Размеры вагонетки принимаем такие же, как у типовой печи ВИО; ши-
рина по футеровке 3,1 м, длина 3,0 м. Соответственно, ширина печи в свету
будет составлять В-3,2 я. Приш-маем тип садки, изображенный иа рис. !8, н.
Высота садки равна 990 ям. Соответственно, высота печн от уровня пода
вагонетки составит 1100 ям. Вес садки иа вагонетку G|— 8,58 т (1788 пгт.
кирпича).
По формуле (135) определяем длину туннеля
Р-.
— Е
6,28-70
” 8.58
•3.0 = 154
Количество вагонеток, находящихся в печи,
L 154 в, -
гг - ~ ~ ~~г~ = 51 .а шт.
/< 3
104
Принимаем п=52 вагонетки, тогда длина печи составит: £-=52-3,0=156 м,
Количество вагонеток, выходящих из печи за час {скорости перемещения),
райпо:
,г 32
v = — =------•-= 0,743 ваг<ч.
70
Следовательно, вагонетка должна
в печь) через каждые
I
0.743
- ! ,35 ч
выталкиваться из печн (илн поступать
или через 81 Л1цн,
Распределение зон по длине нспи следующее:
1) длина зон:,: охлаждения при тО1л«=31,6 ч
31,6
обжига) Z.0,.1 -- 7Q (56 = 70 з/,
(по принятому режиму
принимаем 23 позиции, что составляет £0,л=23-3-69 •«;
2) длина зоны подогрева н обжига £н= 156—69=87 м.
Выделяем зону обжига, в которой размещаем восемь пар горелок, кото-
рые располагают через одну позицию друг от друга. Это определяет длину
зоны обжига £□<,„; = 8x3 = 24 л;;
3) длина зоны подогрева £и[)д=87—24 = 63 я.
Объем печного канала, считая свод печи плоским подвесным, составит:
V„ = BHL = 3,21,1•155 = 64S
Плотность садки
g =
Е 439
— = ---------- 6.8 Т/х’.
И„ 548
Удельная производительность печи, отнесенная к 1 л? площади пода ва-
гонеток,
6.28
Р~у-' —" = 0,0(3 Tl.tT-ч. или 13л-а/.н--ч.
* 3 f I * i 5 Q
Производительность печн составляет:
Рс = Р-24 = 6,28-24- 150 т;сут.
Количество вагонеток, выходящих из печи, равно;
пс = 0,743-24 = 17,8 еаг)сут.
Сопоставляя результаты расчета с практическими данными действующих
печей, можно сделать вывод о том, что производительность печи может быть
повышена за счет уплотнения садки изделий на вагонетки. Емкость вагонетки
может быть доведена до ( 1,2 т/еаг, а плотность садки до 1,0 г/лР.
Пример
Определить размеры туннельной печн для обжига керамических плитою
Производительность печи РГ—650 000 л<;/аой. Ассортимент плиток следующий:
(00X100 x 8 ................ 70%
15ОХ15Ох(2...................25%
ковровая мазаика . ,...........5%
Определим часовую производительность печи, принимая выход годной про-
дукции 94%, а коэффициент использования оборудования 96%.
650000 . „,
Р —--------------------- = 82,0 ж", ч.
365'24-0,94-0,96
105
I
I,
I'
Принимая продолжительность обжига т=4б к (табл. 6). находим ем-
кость печи
£= Р-. = 82,5-46 = 3795 лР ил.
Определим емкость одной вагонетки. Вес садки на вагонетку зависит от
размера пода вагонетки и типа садки изделий на вагонетку.
Обычно размер вагонетки принимается соответственно существующим ти-
пам печей. Тип садки выбирается иа основании заводских данных, нес садки
подсчитывается по количеству изделий на вагонетке.
Некоторые данные по загрузке плиток на печные вагонетки приводятся
в табл. 10.
Таблица 10
I
i
I
Загрузка плиток на вагонетку
Наименование Утельный обжиг Лолитой обжиг
Количество капселей на вагоиет-
хе, шт Колнчестно плиток: 90—105 80-90
в капселе, шт 62-67 36-40
на вагонетке itiг, 5600-7000 2900—3600
» * .К3 , , 130—150 65-80
Плотность садки плиток в капсе-
ТИХ, Плотность садки облицовочных 35—45 18-25
плиток иа этажерках, м^/м3 . . 60-65 28—33
Принимаем следующие размеры печной вагонетки, лж:
длина ................... i860
ширина .................. 1300
толщина иода......... 370
высота столбиков с плитами 385
ширина колеи ........ 750
диаметр колес . ............ 500
На вагонетку с этажерками можно вместить £[=87,3 л* плиток
(8730 uiT.), считая по основному ассортименту (плитки 100X100 x 8). Вес
плиток на вагонетке после обжига будет равен:
G( =-87,3-20 — 1746 кг.
Для принятого типа садки высота рабочего пространства печи от верха
плиты до замка свода /7=1290 мж; ширина туннеля В —1400 мм.
Длина рабочей части туннеля определяется но формуле (|35)
Л =
Рх
82,5-46
87,3
(860 = 81,0 .к.
Л =
Количество вагонеток, вмещающихся
в рабочей части печного туннеля.
£ 3795
£s 87,3
= 43,6 шг.
(06
F
Принимаем количество вагонеток п печн о = 44 шт., тогда длина рабочей
части печи
(. = 44-1860 = 81.8 м.
Общую длину печи с форкамерой принимаем конструктивно Да = 86.0 аг
Находим объем печного канала
Уп = FL ~ 1,63-81,8 = 133 ж’.
Объем печного какала иа I вагонетку составит;
133
V, --------- = 3 03
44
Плотность садни на 1 ,ч3 печного канала
87.3
g = — ~ — = 28,8 м*!м* (576 кг/
Съем с 1 м} печвото канала
44-87 3
Р = • - — ~ 0,63 ж?,'жэ-ч <(2,6 кг(лр-ч\.
V 46-133 '
Количество вагонеток, выходящих из печи о час (скорость движения ва-
гонеток).
п 44
v--- — = ~~ = 0,958 ваг]ч.
45
Вагонетка подается в печь через каждые 1,05 ч. или через 63 жнн.
Принимаем следующий график обжига и охлаждения изделий:
Интервал температур, град Время, ч
50-400 6
400—850 6
850— 11 оО 8
выдержка при Ц50 2
II50—650 8
650—500 6
500-80 10
Продолжительность нагрева и обжига 20 ч. охлаждения 24 «. Длина зоны
охлаждения
24
7.охл = ——-8),8 - 42,7 м (23 позиции).
46
Длина зовы обжига, считая интервал температур 850—1150°.
10
£обж= —-81.8= 17,8 ж.
46
Располагаем с каждой стороны по |0 горелок в местах стыков между
вагонетками, тогда
Асбж = 10-1,85=* 18.6 ж.
Длина зоны подогрева будет составлять 11 позиций
£-пм ~ 11•t,86 = 20,5 ж.
107
§ 4. Вращающиеся лечи
Вращающиеся печи представляют собой наклонно располо-
женные барабаны (трубы) из толстой листовой стали с внут-
ренней футеровкой огнеупорными материалами. Обжигаемый
материал внутри печей перемещается в виде кусков, порошка,
гранулированной или брикетированной сырьевой смеси и шлама
с влажностью до 40%. Перемещение материала создается бла-
годаря вращению печи обычно со скоростью от 0,5 до 4,0 об/лшя
и наклону ее к горизонту 3—5%.
Рис. 19. Вращающаяся печь:
/‘-горелка: 2 — головка печц-; шестерня привода; **~иыльная камера;
5 — течка; б^бапдаЖн; 7 — холодильник одкоОзрабзнкый
Основными размерами вращающейся печи является диаметр
I) и длина L (рис. 19). Для печей, работающих в настоящее вре-
мя в различных отраслях промышленности, эти размеры колеб-
лются в очень широких пределах. Современные вращающиеся
печи для обжига шамота, магнезита, доломита имеют диаметр
D~2,5—3,0 ж, а для обжига цементного клинкера—до 5,0 м и
более, длина печей достигает 230 м. Чем больше диаметр вра-
щающейся печи, тем выше скорость движения материала н выше
часовая производительность, Связь между производительностью
вращающейся печи и ес диаметром можно определить следую-
щей формулой, выражающей собой транспортирующую способ-
ность печи [6], (9].
Р = 1Т/'ч, (143)
где Dc—диаметр (средний) печи в свету, ж;
<р — коэффициент заполнения печи; = 0,08— 0,10;
рм — насыпная плотность материала, г/ж3;
оСр —средняя скорость движения материала в печи, м/мин.
Среднюю скорость движения материала можно определить
по скорости вращения и углу наклона печи, углу естественного
откоса материала, движущегося в печи, и диаметру печи в свету.
Средняя скорость связана с режимом обжига,
108
Ее можно выразить отношением длины печи L к продолжи-
тельности обжига материала т.
——м>мин. (544)
ср 60т
тогда производительность печи
Р = Л5^А , (145)
60t 1
или
р = 0,25»р„-7- 'VK (U6)
где 5ф—внутренняя поверхность футеровки, Л12.
Производительность вращающейся печи можно выразить че-
рез удельную производительность, отнесенную к 1 м2 внутренней
поверхности футеровки печи,
PF — — ~е-^—кг/м2-ч, (147)
F т
где g ~ коэффициент, характеризующий плотность загрузки пе-
чи материалом;
g = 0,25 <ррм кг/м3; (148)
Р — производительность, кг/ч;
рЛ1 —насыпная плотность материала, кг/м3.
Коэффициент заполнения печи материалом можно опреде-
лить по формуле [7]
?=_,----(149)
?иУср‘0,785О^
Из вышеизложенного видно, что удельная производительность
вращающихся печей будет тем выше, чем больше диаметр печи
в свету, плотность загрузки печи материалом и чем меньше вре-
мя пребывания материала в печи. Последнее связано со ско-
ростью вращения, углом наклона и размерами псчн. Так для
сыпучих материалов при движении их по трубам без подпорных
колец [8]
т--=--0,308. — мин, (150)
Dc
где (J — угол естественного откоса материала; р = 35—-45е;
п — скорость вращения печи, об/мин;
i — угол наклона.
Исходя из уравнещия теплообмена Q —3,6а (4— /м) ^т,
109
продолжительность обжига равна:
т. —___________
3,6i (Гг t„)F
где Q — количество тепла, переданного материалу, кдж;
а~ коэффициент теплоотдачи, вт'м*• град,
G-м ——разность температур газов и материала, град.
Таким образом, время пребывания материала в печи опре-
деляется также условиями теплообмена. Угол наклона и ско-
рость вращения печи нс могут быть выбраны произвольно, они
зависят от продолжительности обжига. Степень заполнения печи
материалом ср также находится в зависимости от оптимальной
продолжительности обжига. Увеличение <р приводит к снижению
температуры материала в зоне спекания и возрастанию продол-
жительности обжига т.
Из формулы (151) видно, что продолжительность обжига при
постоянном количестве переданного материалу тепла умень-
шается с увеличением поверхности теплообмена, поэтому в целях
увеличения поверхности теплообмена между газами и материа-
лом внутри печи устанавливают различные теплообменные уст-
ройства.
Вращающиеся печи без внутренних н внешних теплообмен-
ных устройств применяются в основном для обжига извести,
шамота, магнезита. Производительность вращающихся печей
зависит от длины зоны обжига, которая примерно пропорцио-
нальна длине зоны горения топлива.
Для того чтобы поддерживать в печи необходимую темпера-
туру газов, следует сжигать в зоне горения определенное коли-
чество тепла. При существующих способах сжигания тепловое
напряжение зоны горения составляет примерно Q— 350 квт!мг.
Если считать, что длина зоны горения пропорциональна диамет-
ру печи Ос, то объем зоны горения будет пропорционален кубу
диаметра печи. Так, по данным исследований А. Н. Иванова [I],
[10] тепловая мощность печи составляет в среднем:
Q1,28Dc тыс. кбт,
следовательно,
(151)
При этих условиях длина зоны горения примерно равна для
печей с мокрым способом обжига [10]
Lr -=(4 -ъ 5)Dcm. (153)
для печей с сухим способом обжига [10]
£г - (3 + 4) D. м. (154)
ПО
Если известен удельный расход тепла <? (кдж/кг) на обжиг
(нз теплового баланса), внутренний диаметр печи Dc(m) в зоне
горения, длина зоны горения Сг(м) и тепловое напряжение зоны
горения qv (кдж/м3- ч), то производительность печи определится
формулой
кг;л (155)
4?
При заданной производительности Р (кг/ч) внутренний диа-
метр печи в зоне горения
Dc=l/-------------я. (156)
V 0.785tr<7v
По Д. Я. Мазурову при мокром способе обжига цементного
клинкера во вращающихся печах производительность {10]
£)3.5
р=0,6------------- т!ч, (157)
2 + Gaw
где G •— расход сухого сырья с учетом безвозвратного уноса,
кг/кг кд.;
Доз— поправка на влажность щлама
(158)
100 - ш
<£> — влажность сырьевой смеси. %;
диаметр печи по кожуху D = 1,4Р°--'8 я; (159)
длина печи L =30№ ж. (160)
По Ансельму [10] имеем:
внутренний диаметр печи для мокрого и сухого способов об-
жига цементного клинкера
Dc = 0,396 (24Р)°-Э4з/. (161)
длина печи при мокром способе обжига
Д = 7,63(24Р)°-45лг. (162)
Объем зоны горения и диаметр печи можно также определить
по данным удельной производительности Р^. равной по Ансель-
му [10]
Pv=4,4 — 4,7т/м3-сум (мокрый способ);
Pv = 6,25 — 6,50 Т|.чг:• (сухой способ).
Эмпирические формулы Гипронемента для определения про-
изводительности вращающихся печей ]9] следующие:
1) для вращающихся печей при обжиге цементного клинкера
нз обычного сырья (известняка, мела н глины, глинистого слан-
ill
ua) с внутренними теплообменными устройствами при мокром
способе производства
{5,0 : 5,5)ЛО;’3£/°^
---------------:— кг ч,
[ w — .45 \
| .1 ———_ । б
\ 100 ]
(163)
где b — коэффициент, учитывающий влияние теплообменных
устройств и представляющий собой отношение полной
поверхности теплоотдачи к внутренней поверхности
футеровки;
/0Т1 — температура отходящих газов, град;
w — влажность сырьевой смеси, %;
2) для вращающихся печей без внутренних теплообменных
устройств при мокром способе производства
1 — К 4, Ч1
/ w — 35 \
। ,|_ ; .......— н б
\ ИЮ /
(164)
3) для вращающихся печей без внутренних теплообменных
устройств при сухом способе производства
' Р=(2,0--2,2)DJ X°tx^/4. (165)
Для уточнения принятых размеров по длине печи выполняет-
ся расчет теплового баланса по отдельным зонам, затем нахо-
дится длина каждой зоны печц. Например, для вращающихся
печей цементной промышленности по данным Е. И. Ходорова:
1) длина зоны навески цепей
(166)
где Qa—количество тепла, передаваемого от газового потока к
материалу (клинкеру) в цепной зоне, кдж/кг кл.;
аа — коэффициент теплоотдачи в зоне навески цепей
ац= 16,5tAT вт/м- град;
;< — условная скорость движения газов, отнесенная к сво-
бодному сечению печи в свету, м/сек;
/’ц — суммарная поверхность цепей и футеровка на участке
печц длиной в I ж
ra~-xDe(l Д Ац)лг"/ж; (167)
Ац- отношение поверхности цепей к поверхности футеров-
ки; fcn-3,0--4,0;
112
— среднелогарифмическая разность температур газов и
материала в зоне навески цепей
</г31-в ~ ^-я> град, (168)
где б-из.н- fraj. к — температуры газов при входе в зону и выходе
из зоны,град;
/>;. ц, Гм. к — температуры материала при входе в зону и при
выходе из зоны, град;
2) длина зон спекания и охлаждения вращающейся печи оп-
ределяется по продолжительности процесса обжига (формиро-
вания трехкальциевого силиката) и охлаждения в печи по фор-
муле
(169)
где иЛ|—скорость продвижения материала в печи (лг/ч), кото-
рая зависит от внутреннего диаметра печц Опн (Л1). на-
клона корпуса печи i (%), скорости вращения п
(об/мин), угла естественного откоса материала р°
(град)
тч,-1,880-^-- м/ч, (170)
_sin 3
sin Р—0,766—0,866- для зоны спекания и
sin 0,707 — 0,766 --для зоны охлаждения;
т — продолжительность; для зоны спекания т—0,3—0,5 ч,
для зоны охлаждения т —0,2—0,25 ч;
3) длина других зон вращающейся печи определяется по фор-
муле теплообмена [1]. (10)
3, mFta
где Qi — количество тепла, которое должно быть передано ма-
териалу в данной зоне, кдж/кг;
а—приведенный коэффициент теплоотдачи от газового по-
тока к материалу в данной зоне, вт/м7 • град; значения
и приведены в табл. II;
F— общая поверхность футеровки и теплообменного уст-
ройства на i м длины зоны,
Л/— средпелогарифмнческзя разность температур газов и
материала в зоне, град.
При расчетах производительности и размеров вращающихся
печей для обжига огнеупорных материалов, керамзита, извести
в основу положены производственные нормативы удельной про-
изводительности н некоторые практические данные по выбору
диаметра и длины печи.
113
8. Заказ № К-6719.
1 afi.nniii 11
Значения приведенных коэффициентов теплоотдачи
для отдельных зон вращающихся печей,вт м- град
Параметры Значении приведенных коэффициенту!! тсп/оотлзчи ,-j.ih зои
цепной 30-100’ досушки 300-250° дегилра- таиип 250-5ОР л с ка рбо* KH3dUKH 300-950° ЗКЮЮрмИ'Ч'С ' кик рг1кс|!Й 950-1100°
Мокрый способ произ- водства: влажность шлама 30%, температура уходящих газов 20(У\ внутренний диаметр лечи: 2*6 л 38.5 25.2 40.8 65,1 83,2
3,6 м 38.5 27,8 45,8 74,8 98,5
4,6 л 37,5 30,6 49,5 83.3 1(18.1
влажность шлама 40%, температура уходящих газов 350°, внутренний диаметр печи: 2,6 ж 54.5 36,2 51,5 69,6 87,5
3,6 ж . , 54,7 40,8 59,4 81,5 102,2
4,6 м . , . 54,2 44,4 66,3 90,0 114,0
Сухой способ произ- водства: влажность сырья 15%, внутренний диаметр печи, 3,6 ж» температура ухо- дящих газов: 250° 22,7 37,1 62.0 ,93,5
600° - -* 36.4 78,0 72,7 97,0
950° ... 54,7 78,0 92,0 107,7
Внутренняя поверхность определяется по формуле
' Р >
Гвн~=~-----
(172)
где Р — производительность, кг/ч;
PF — удельная производительность (съем с 1 м2 внутренней
поверхности, кг/м2 • ч);
— коэффициент использования печи по времени,
Длина печи находится по формуле
А^0,29^з<. (173)
Ос
где £)с - внутренний диаметр печи (в свету), -и.
14
Соотношение между длиной печн L и диаметром по кожуху
О обычно принимают для печей коротких (до 70 м)-~- = 15— 21;
для длинных печей ~~ = 21 — 38-
Магнезит н доломит обжигаются при температурах 1600—
1700° и значительно труднее спекаются, чем шамот, поэтому ре-
комендуется применять длинные печи >30.
Для обжига шамота принимают =20, учитывая, что пы-
леунос в коротких печах меньше, чем в длинных.
В целях уменьшения пылеуноса из печи не допускают высо-
ких скоростей газов. Обычно при обжиге шамота приведенная
к нормальным условиям скорость газов составляет 0,6—
1,0 нл(/сек, при обжиге магнезита 1,6—1,8 нм/сек.
Обжиг керамзита обычно производится в коротких печах
длиной от 12 до 45 м и диаметром до 2.5 м. Удельную производи-
тельность печей для обжига керамзита можно рассчитать по фор-
муле [6]
Р v = 5000 <?ti tg i = 1440 м3 1м* • сут, (174)
где
Ос _ ____1 ,
£ ~ 12 22 '
<р — коэффициент заполнения печи материалом; ф = 0,10;
п — число оборотов печи, об/мин-,
i — наклон печи; tg ( = 0,05—0,1;
т — продолжительность обжига; т = 0,7—1,5 ч,
Показатели работы вращающихся печей для обжига различ-
ных материалов приводятся в приложениях 27—28.
Пример
Определять размеры вращающейся печн для обжига цементного клинкера
производительностью Р«35 т/ч. наклон и скорость вращения печн.
Диаметры лечи определяем по формуле (J59)
D = 1,4.Э50,23 = 3,8 л
и г.о формуле (161)
Dt = 0,396 (24-35)°134 = 3,7 м.
Если принять удельный расход тепла <? = 6700 кдж/кг, то тепловая мощ-
ность печн будет:
Q =-0,278Л</ = 0,278-35-6700 = 65,2 тыс. кет.
8’
115
Внутренний диаметр по формуле (152)
? / 65,2 !
D^V ^г3'7 '"
Диаметр печн но кожуху при толщине футеровки 200 л-н
0=3.7 + 2-0.2= 4,1
Длина вращающейся печи по формуле (|62)
L = 7,63(24-35)°-45 = 156
Удельная
Скорость
составит:
производительность печн
„ Р 35 000
Р„ -------— --------------— 19,3 кг .и->ч.
f nD'L 3,14-3,7156
вращения по формуле (170), принимая в среднем sin р =0,766,
ос[, = 1,88£>с - ---- = 1,88-3,7 — м)ч.
' sin? ’ 0.766
Скорость движения материала по формуле (143), принимая ф=0,09;
р5| = 1,3 т/м3,
Р = 15лР^сщс[1?„ = 15л-З.Тг-0,09-1,'(.г. 1,3 - 75,4оср г/ч;
35
иС1) =------= 0,464 м'-мин
1 75,4
If лч
t>C[) = 60-0,464 = 27,8 щ/ч.
/- 156 .
X ---------- --—=О,61 ч .
0Ср 27.8
Определим число оборотов лечи
27 ,8
—----- -•; 3,<)о,
in —
принимая 1=3,5 %,
3,05
п —-------0,87 ofii.uuH.
3,5
Проверим скорость движения материала н число оборотов печи по дру-
гим формулам.
Длина эоны горения по формуле (153)
Z,r-= 5-3,7 - |S,5j’w.
Принимаем для зоны спекания тС“0,4 ч, для зоны охлаждения тО1я = 0,25 ч,
следовательно, т = 0,65 ч, тогда
|8-5
v =: = 28,5 щ;ч.
0,6о
116
При этих условиях длина зон спекания н охлаждения составит:
/с := 28,5-9.4 - 11,4 л; --=28.5-0.25 - 7,1
Скорость вращения печи при < — 3,5%
28.5 , 3.1.3
ш - -----= 3,13; п -----— 0,89,э об/мин.
9.1 3,5
§ 5. Шахтные печи
Скорость движения материала по сечению шахтной печи
(рис, 20) определяется временем, необходимым для протекания
процесса нагрева кусков материала в слое до температуры об-
жига. Нагрев обжигаемых кусков материала в шахтной печи
происходит по схеме противоточного движения газов и материа-
ла. При этом нижняя часть шахты, начиная от разгрузочного
устройства до нижнего ряда горелок (форсунок) или фурм для
подачи дутья, или газовых окон при полугазовых топках, пред-
ставляет собой зону охлаждения, в которой слой обожженного
материала охлаждается воздухом, идущим в зону обжига.
Общее время, необходимое для процесса обжига и охлажде-
ния, или общее время пребывания материала в печн будет;
т = “обж "охл Ч,
где — время, необходимое для нагрева и обжига материа-
ла, ч;
тОхл —время, необходимое для охлаждения обожженного
материала до заданной температуры, ч.
Продолжительность обжига зависит от вида обжигаемого
материала, конечной температуры нагрева, крупности кусков
(зернового состава) материала, загружаемого в печь, начальной
влажности, давления дутья, количества и скорости воздуха, ока-
зывающего значительное влияние на интенсивность процессов
теплообмена, а также от вида топлива и способа его сжигания.
При известных времени пребывания материала в печи т н
высоте печи Н средняя скорость продвижения материала по се-
чению печи будет равна:
Н ,
Т!ср = — Л(/ч,
тогда производительность печи
О75)
или
HlhL ф, (176)
где / — средняя площадь поперечного сечения шахты, №;
рм — насыпная плотность материала, т/лг3.
117
Рис. 20. Схема автоматической шахтной лечи производи-
тельностью 30 г клинкера в час:
I. — шахта: 3 — зона горения; 3—эона охлаждения; 4 -разгрузоч-
ное устройство; 3 — нижний фурменный пояс; 6 — центральное сопло
для ввода воздуха по оси шахты: 7 —верхний воздушный пояс;
3 „ отбор подогретого воздуха; S — подвод пара; 10 — фурмы для
ввода пара; // — двухконусный аппарат загрузочного устройства;
It — распределительная тарелка с лотком; >5 — валки разгрузочного
устройства конструкции УЗТМ; Н — затвор разгрузочного устрой-
ства (многош/поаовый): 15 — труба для отвода газов из пеня
118
Высота печи зависит от вида обжигаемого материала, разме-
ров кусков шихтовых материалов, температуры обжига, попереч-
ного сечения шахты, профиля печи. Основными процессами в пе-
чи являются теплообменные, характеризующие степень завершен-
ности теплопередачи от газов к обжигаемому материалу. Высота
существующих печей для обжига цементного клинкера состав-
ляет обычно 10—12 м (10]; малогабаритных шахтных печей 4,5—
6,0 м [8]; шахтных печей для обжига шамота 8,0—12 м, магнези-
та п доломита 10—12 м [11], извести 8,0—20,0 м (13].
В формуле (176) площадь поперечного сечения можно выра-
зить через средний внутренний диаметр печи Дср
/=2£е^ = 01785О;рлг.
4
Для печен некруглого сечения величина Оср есть средний
приведенный диаметр печи в свету, который равен отношению
где U — внутренний периметр поперечного сечения шахты пе-
чи, ,н.
При этом производительность выразится формулой
Р = 0,785Рср/У г/ч. (177)
Диаметр шахтных печей для обжига цементного клинкера
обычно составляет 2,5—2,55 м, одна из новых печей имеет диа-
метр 4,1 м (10]. Малогабаритные шахтные печи имеют диаметр
1,5—2,0 а отношение высоты печи к диаметру составляет от
2,5 до 4. Печи для обжига огнеупорных материалов имеют диа-
метр 1,7—3.5, Отношение высоты печи к диаметру составляет от
4 до 6. Известковообжигатёльные печи, работающие по пере-
сыпному способу, имеют диаметр до 5 лк
Шахтные печи большого диаметра применяются редко, по-
скольку при большом поперечном сечении трудно достичь равно-
мерного распределения газового потока по сечению шахты и рав-
номерного обжига материала.
Продолжительность обжига в шахтных цементообжнгатель-
ных печах можно определить по приближенной формуле (6]
Т=0,0125^ -25д7°'% Ч, (178)
где d - эквивалентный диаметр куска материала, мм;
i‘o—приведенная скорость газов, отнесенная к свободному
сечению шахты, м/сек;
т]р — коэффициент, учитывающий неравномерность распре-
деления газов (воздуха) в слое шахты; tjp> 1.
И!1
Интенсивность работы шахтных печей характеризуется их
удельной производительностью, которая может быть выражена
съемом продукции с ! м- площади сечения шахты или с 1 я3
внутреннего объема печи.
Исходя из формулы (177) удельная производительность шахт
пой печи, отнесенная к площади поперечного сечения (съем с
1 плошадн поперечного сечения печи), выражается формулой
Р/=-^-Н т/м^ч; (179)
удельная производительность, отнесенная к объему печн
(съем с 1 .и3 объема печи),
Pv = -Ь_ (180)
а производительность шахтных печей
P=fP}^l^D^PsTi4 (181)
или
P^u.Pv^J^D^HP^ (182)
где Иш — объем шахты, л3.
Величины удельной производительности Pf и /\ могут быть
взяты из практических данных работающих печей.
При обжиге материалов, загружаемых в печь в виде брике-
тов, валюшек или гранулированной сырьевой смеси, большое
значение имеет качество формовки, характеризующееся одно
родностыо формы и их прочностью. Брикеты или гранулы, рас-
сыпающиеся в печи или. наоборот, сплющивающиеся и слипаю-
щиеся между собой, а также склонные к образованию приваров,
непригодны для обжига в шахтной печи.
Высокая производительность шахтных печей может быть по-
лучена при высокой пористости слоя материала, которая дости-
гается однородностью размеров кусков или брикетов, заполня-
ющих шахту печи. Нанлучшие условия теплообмена получаются
при небольших размерах кусков материала.
Производительность шахтных печей пропорциональна их теп-
ловой мощности
Q~Pq кдж/ч, (183)
где 9 —удельный расход тепла, кдж/кг прод.;
Р — производительность печи, кг/ч.
Чем выше тепловая мощность печи, тем больше скорость дви-
жения газов, образующихся при горении топлива, следователь-
но, тем выше будет общее сопротивление слоя, требующее более
высокого давления дутья.
12(1
Для цементных печен производительность можно определить
по следующей формуле, учитывающей потребное давление га-
зов [6],
(184)
где ф — коэффициент, зависящий от равномерности за-
грузки печи; ф = 0,7—1,0;
h — давление дутья, н/'ж2;
Дер и Я — средний диаметр и высота слоя загружаемого
материала, м.
Производительность шахтных печей для обжига извести оп-
ределяется по формуле [13]
Р -Т— кг1сут, (185)
0,9т 100
где Va — полезный объем печн, я3;
рх— плотность известняка, равная 2,65 кгЛи3;
т — продолжительность обжига, ч;
6—выход чистой извести (1 кг па 100 кг известняка) на-
ходится по составу известняка;
*=100— н,о
j 44CaCOj 44MgCO3
1 100 + 84
Съем извести с 1 м3 объ-
ема печи зависит от круп-
ности кусков известняка.
Куски размером 150 мм об-
жигаются за 41 ч, а разме-
ром 50 жл — за 12 ч
(рис. 21). При загрузке в
печь кусков смешанной
фракции 50—150 мм произ-
водитсльносгь печи пример-
но в четыре раза меньше,
чем при загрузке в ту же
печь кусков одинаковой
фракции в 50 льи.
Продолжительность об-
жига определяется ско-
ростью обжига самой круп-
ной фракции. Показатели ра-
боты шахтных печей приво-
дятся в приложениях 29—30.
Рис. 21. Суммарная продолжитель-
ность обжига известняка в шахтной
пересыпной печь в зависимости
от размеров кусков
121
Пример
Определить размеры шахтной печп для обжига цементного клинкера про-
изводительностью Р = 8 т/ч. Давление дутья 15000 к/»1, размер загружаемых в
печь гранул d=0,03 ж,
Принимаем отношение высоты печн к диаметру
// „ „ Н
Находим высоту печи по формуле (184), принимав <р=0,85,
Средний диаметр печн
6 I
^ср — '2 $ ~ 2’
Время пребывания материала в печи определим по формуле (177), прини-
мал среднюю плотность материала в насыпи рц = ],2т/л3,
8 т =--0,785-2,182-6,1 ‘ 1,2. откуда т =- 3,41 ч.
Удельная производительность печи по формуле (179)
I 2
Р}^ ТлГ’6,1 = 2-15 7/V--4-.
и, *1 1
по формуле (180)
Л- - 'з^Г -°.352 т^-ч.
Определи*! необходимую высоту зоны охлаждения, если начальная темпе-
ратура клинкера 1^= 1444°, конечная (5,= 120°. Воздух поступает в печь с тем-
пературой/В03 =50° и нагревается до /ъы = 1000° Средняя теплоемкость ма-
териала Си 1,10 кдж/кг .град, средняя теплоемкость воздуха Сц03 =
“1,416 кдж!кг град.
Определим расход воздуха на I кг к.чниксра по балансу тепла
1-1,10-(1400 - 120) = V№). 1,416 (1000 - 50),
1410
Ивоз - 1.05 ж-'/лга кл.
1343
Отношение водяных чисел
от ~
1,10
1,05.1,416
= 0,742
^воэ ^ооэ 1000 — 50
или m - —----------— =. ----------------— 0 742.
t _ t 1400 -120
*М 4 X,
122
Среднюю температуру воздуха в зоне охлаждения определим по формуле
~ Gi ~ ^ср •
где
/н = 2ЦА^Л2^о=7600;
Л/И-^К
Л с" ~ Д7Н
2,3(2—^
Д/к
= 188’;
д'к - Ч ~ <« = ,‘}0° - Ю00 = 400е; &tK = < - f'BM 120 - 50 70е.
Значения Д/ср находим по графику приложения 31
4оз 760° - 188° = 572а.
Находим коэффициент внешней теплоотдачи аи при 1»оа“572“:
скорости воздуха, отнесенная к свободному сечению шахты,
8000-1,05
ий — •——----——— =--------„ -—— ------г— 0,626 м сек,
3600-0 7850? 3600-0,785-2,18.
’ ср
тогда по графику рис. 14 имеем а у =2920 вт/л3 град.
Суммарный коэффициент теплопередачи находим по формуле (108), при-
нимая л= 1,16 ит>м -град,
—!-— — —5-— +-^^-= 0 0003654, аг-.- — ——-—— = 2740 вг!л3-граЭ.
2920 9-1,16 ' v- 0.0003654 r
Время, необходимое для охлаждения материала, определяем по фор-
муле (97)
О =- 1 -е-1,
."Л с
-- <М 120 --1400
/' _t’~ 50-1400
*003 м
0,948.
тогда е = 1 — 0,948 — 0,052,
яо графику приложение 19 имеем £».2,98,
По формуле (104) определяем та
2740 л 2,98
’-йВ«'-Мк
Высота зоны охлаждения печн определяется по формуле
pf-.f, 2,15-1,54
Н = ------- ~ 2,76 л.
?М 1.2
123
§ 6. Стекловаренные печи
При варке стекла компоненты шихты, в состав которой вхо-
дят песок, сода, сульфаты, известняк и другие добавки, под дей-
ствием высоких температур расплавляются. Расплав получается
насыщенным продуктами разложения гидратов, карбонатов,
сульфатов и нитратов.
Чтобы придать стекломассе однородность и прозрачность,
проводят дегазацию при пониженной вязкости за счет повыше-
ния температуры расплава. После этого стекломасса охлаждает-
ся до определенной температуры, с тем чтобы придать ей необ-
ходимые для выработки свойства. Процесс подготовки стекло-
массы в печах разделяют на отдельные стадии: плавление шихты
(варка стекла), дегазация и студка (охлаждение) шихты. Вар-
ка стекла производится или в отдельных сосудах — горшках,
устанавливаемых на поду рабочей камеры печи, -- горшковые
печи, или в бассейне ванной печи — ванные печи. Горшковые
печи являются печами периодического действия. Периодический
процесс варки стекломассы состоит из отдельных периодов раз-
личной продолжительности: разогрева, варки стекла, светления,
студки и выработки. Каждый период требует поддержания в
рабочем пространстве печи определенных температур в зависи-
мости от сорта стекла и видов изделий. Ванные печи бывают
преимущественно непрерывного действия. Они более экономич-
ны в работе, имеют высокую производительность, в них легче
механизировать и автоматизировать процессы.
Горшковые печи
Горшковые печи применяются преимущественно для варки
специальных стекол (технических, оптических, художествен-
ных). В горшковых печах обычно готовится небольшое количе-
ство стекломассы, поэтому имеется возможность в каждом
горшке тщательно подготовить требуемый состав, а также соз-
дать механическое перемешивание или бурление стекломассы
для достижения ее однородности.
Горшковые печп применяются также при нарке стек-ол раз-
ных составов одновременно, что необходимо при изготовлении
художественных двухцветных и других изделий. Рабочая каме-
ра горшковых печей может быть прямоугольной, овальной или
круглой формы. Боковые стенки камеры имеют окна для уста-
новки и выемки горшков.
Форма и размеры рабочего пространства определяются раз-
мерами печи, формой горшков и устройством горелок (рис. 22).
Горшки обычно делают круглой и реже овальной формы с уши-
рением кверху. Полезная емкость горшков 75—400 л, коэффи-
124
<200
Рис. 22. Регенеративная стекловаренная горшковгя печь
с каяневымн горелками
Таблица 12
Размеры стекловаренных горшков для технических стекол [42|
Нгфужиде размеры, лм Ннугргнмне размеру ля Пол- ная см- костъ Коэффи- циент ИСП«ЛЬ}0* ЙЗПНЯ соршна Под е знал емкость, л Пес обож- женного ('ОрШКЗ. лг
верх- ний дна- метр нижний диа- метр аысвтз uupxmift дна метр нкхнмн диа- метр высота
1150 1150 920 1000 9,30 800 555 0.72 400 550
1040 1020 850 890 800 730 388 0,74 285 440
900 850 800 750 850 690 25] 0,78 196 386
9)0 825 700 720 625 610 200 0.60 120 290
050 650 515 550 ,э35 450 100 0,75 75 130
125
I
I
I
I
.1
'l
|
'l
I
i
ii
p
I1
I
'I
циент использования емкости горшка составляет 0,6—0,78. Ко-
личество горшков в печи колеблется от i до 20, для приготов-
ления сортового стекла — от 4 до 14. Печи двухгоршковые или
одногоршковые применяют в основном для варки технических
стекол. Число горшков для одной печи определяется по коли-
честву стекла, вырабатываемого в одном горшке, и по необхо-
димой суточной производительности печи
« = (’>Яб)
И?
где Р — производительность печи, кг/суг,
V{—полезная емкость одного горшка, л;
р — плотность стекломассы, кг/л\ для простого стекла
р = 2,5 кг/л.
Емкость горшка определяется условиями выработки и долж-
на быть достаточной для выработки всей полезной массы за
рабочую смену, При выработке литьем емкость горшка должна
соответствовать требуемому количеству стекла для отливки и
обработки. Производительность печи определяется требуемым
количеством стекла для суточной выработки
Р' = ~^-т кг/сут, (187)
где РС).Т — сменная выработка готовых изделий из стекла па
одну печь, считая, что цикл варки и выработки со-
ставляет 24 «, кг/сут\
Я — коэффициент использования стекломассы; при про-
изводстве сортовой посуды т| = 0,3—0,6, изделий тех-
нического стекла т] = 0,1—0,2 [2].
Если задана годовая производительность завода Рт (кг/год}л
то количество печей находится по формуле
= (188)
где РС1Т -- производительность одной печи, кг/сут;
z— количество оборотов печи в год; при производстве
сортовой посуды 2=250—280; технического стекла
2 = 200—270 (продолжительность цикла 24 ч) п
2=100—120 (при продолжительности цикла 48 ;).
Размеры рабочего пространства лечи определяются расста-
новкой рассчитанного количества горшков в печи. В круглой печи
с нижним подводом и отводом газов расстановка горшков де-
лается по кругу, при этом середина иечи остается свободной от
горшков, Эту площадь используют для кадиевых горелок.
126
Внутренний диаметр круглой печи на уровне верхнего края
горшков (верхней плоскости окружки) определяют по следую-
щей формуле:
/J =—— lDt 4-m) Н-2/n м, 089)
где п — количество горшков;
Z); — внешний наибольший диаметр горшка;
т— расстояние между горшками и между горшком и окруж-
ной; принимается 0,05—0,10 м.
В печах овальной, прямоугольной или другой формы внутрен-
ние размеры пода рабочего пространства определяются непо-
средственно по схеме расстановки горшков в печи. При этом
расстояние между горшками, между стеной и горшками прини-
мается в пределах 0.2—0,3 м. В печах с верхним пламенем горш-
ки располагаются на некотором расстоянии от горелок, которые
устанавливаются конструктивно из соображений равномерного
обогрева всех горшков, особенно крайних, расположенных в
углах. Площадь пода горшковой печн примерно в 2—3 раза пре-
вышает площадь зеркала стекла всех горшков.
При ручной выработке стекла в целях создания удобного
доступа к горшку при наборе стекла простенки между окнами
делают с уклоном внутрь печи под углом примерно 70°. Уклон
боковых ограждений (окружки) обычно составляет 85°. Высота
окружки соответствует полной высоте горшка; высота рабочих
окон — 300—450 мм; высота рабочего пространства опреде-
ляется подъемом свода, который имеет стрелу прогиба 1/8—1/10
пролета, а также расположением горелок в печах с верхним
пламенем, находящихся выше горшков; высота от пода печи до
замка свода находится в пределах от 1,2 до 1,7 м.
Верхняя часть рабочего пространства печи выкладывается из
динаса толщиной 250 мм с тепловой изоляцией легковесным
шамотным кирпичом толщиной в один кирпич. Свод делается из
динаса толщиной 250—300 мм с тепловой изоляцией из
легковесного шамота толщиной в полкирпича и трепельного пол-
кирпича. Нижняя часть рабочего пространства (окружка) вы-
кладывается из шамота толщиной 230—250 мм с наружной теп-
ловой изоляцией в один кирпич. Кладка пода печи обычно
выполняется из крупных шамотных или динасовых плит толщи-
ной 200—300 мм. Газовые вылеты кадиевых горелок в поду вы-
полняют из фасонного огнеупора высокого качества — муллито-
вого, высокоглиноземистого или динаса. Размеры вылетов горе-
лок с нижним пламенем (кадей) рассчитываются по скорости
(1,8—3 нм/сек) смеси газа и воздуха при максимальном расхо-
де топлива на печь. Примерная площадь сечения кадей состав-
ляет 1,5—2,5% от общей площади пода печи. Горелки печей с
127
верхним пламенем рассчитываются так же, как для ванных
печей.
Для горшковых печей поверхность нагрева насадок пары ре-
генераторов составляет примерно 15—20 ,н2 на 1 м2 пода печн
Для печей, работающих на жидком топливе или природном
газе, поверхность нагрева насадок воздушных регенераторов
равна примерно 15—20 .м2 на 1 лг2 пода печи; поверхность нагре-
ва рекуператоров составляет 15—20 м2 на 1 лг3 объема рабочего
пространства иечи. На 1 кг сжигаемого мазута приходится око-
ло 1,25 м2 поверхности нагрева рекуператора. Горшковые печи,
отапливаемые мазутом или природным газом, рекомендуется
выполнять рекуперативными.
Пример
Oiipe,ne.U|Tt> размеры Горшковой печн дли варки стекла. Производитель-
ность печи по выработке изделий (сортовой посуды) Рг—360 т!год. Цикл
работы пени 24 и: разогрев 1,5 и, варка 9,5 ч, осветление 2,5 ч, выработ-
ка 8,5 ч.
Суточную выработку изделий иа одну печь, принимая г = 250 об!год. назо-
дим по формуле (188)
3G0 000
250
= 1440 кг/суТ.
Суточная производительность печи по стекломассе, принимая коэффи-
циент использования Т|-=0,6. определяем по формуле (187)
P,vr 1440
р- = _£Х1 = _ 24оо ¥г;<.)7-.
т| 0,о
Производим выбор размера горшков. Для этого определяем полезную
емкость горшка из расчета 300 кг стекломассы, вырабатываемой из одного
горшка. V,p —300 кг.
При плотности стекломассы р-=2,5 кг)л полезная емкость горшка будет
равна:
Принимаем следующие размеры горшка (см. табл. 12):
наружный верхний
наружный нижний
внутренний верхний
внутренний нижний
наружная высота
внутренняя высота
полная емкость . .
Количество устанавливаемых в печи
2400
л —------
300
диаметр 910 мм
» 825 мм
» 72U мм
» 625 мм
» 700 мм
3 61 0 мм
.... 200 л
горшков находим по формуле (18S)
=.<8.
128
Определяем внутренние размеры рабочего пространства цсчп:
диаметр круглой печц (189)
8
— (0,91 Т 0,1) -I O,9i -! 2-0,1 -= 3,69 л;
Л
площадь пода речи
F = 0,785-3,69? -- 10,7 ,tr>
плоша.ть зеркал ,4 стекломассы всех горшков
/\г - 8-0,785.0.72’ =-- 3,25 V-;
отношение
высота от пода до пяты свода
Н = it-. + 0,4 i_0,7 + 0,4 ~ 1,1 ,v.
Если принять печь с верхним пламенем, то рабочее пространство выпил-
няетсн прямоугольным. Горшки располагаются в два ряда. Тогда размеры
пода печц следующие:
длина 6 = 4 0,91+3 • 0,1+2-0,175 = 4,29 л;
ширина В=2 0,91 + 2 -0,25 + 0,3=2,22 л;
площадь пода F=4,29 2,22=9,54 я5;
высота от пода до пяты свода
Н Л; + 0,45 - 0,7 1 0,45--1,15 лг.
Ванные печи
В ванных печах непрерывного действия отдельные Стадии
процесса стекловарения — варка, дегазация, студка н выработ-
ка — протекают одновременно. Шихтовые материалы загру-
жаются в печь с одного конца, а с противоположного конца
печи непрерывно производится выработка стекломассы, которая
последовательно проходит отдельные зоны—варкн, дегазации
(осветления), студии и выработки.
Разделение рабочего пространства печи на зоны обычно про-
изводится так, чтобы зоны варки и дегазации, в которых необ-
ходимо поддерживать высокие температуры (отапливаемая
часть печи), были отделены от зон студии п выработки, требую-
щих более низких температур. Это делается с помощью различ-
ных разделительных приспособлений или благодаря устройству
двух самостоятельных бассейнов, соединенных между собой
протоком (рис. 23). В качестве разделительных приспособлений
применяют плавающие, частично пли глубоко погруженные,
лодки из огнеупорных материалов, стальные охлаждаемые во-
дой трубы, плавающие тела особой формы (кранцы, цилиндры,
боты-сосуды) п др.
9 Заказ .Ns К.67|9
129
L30
Ряс. 23, Рсгенсратнопая ванная стекловарепнан печь
с протоком:
f — Вйрочн2,1н бассейн; ? выработ<Г1Ж»1Й бассейн. ,? — цротг,к:
j _ з(сраи, .< -- уагру зочиьгП карман; # - верти к а лиг ыц i^nta^
горелки
Выбор конструкции ванной речи производится в соответствии
с заданным режимом работы, составом стекла, видом и ассор-
тиментом изделий и способом выработки. В производстве листо-
вого стекла применяют печи, в которых разделительным при-
способлением служат лодки или охлаждаемые водой трубы.
В этих печах сильно развиты конвекционные потоки стекломасс
сы, что необходимо для стабилизации режима и повышения
однородности массы в выработочиой зоне, Однако для сниже-
ния температуры стекломассы в выработочиой зоне требуется
устройство специальной студочной зоны больших размеров.
В печах с протоком варят стекло для производства стеклянной
тары, столовой посуды, электроколб, труб и т. л, В этих печах
имеются слаборазвитые конвекционные потоки, которые позво-
ляют получить более охлажденную и лучше проваренную стек-
ломассу, Благодаря глубинному отбору стекломассы при малых
конвекционных потоках печи с протоком имеют большую про-
изводительность,
Удельная производительность ванных печей по практическим
данным колеблется в следующих пределах [42]:
при производстве листового стекла съем стекломассы с 1 л/2
варочной части печи (отапливаемой части) составляет 0,7—
1,5 т!м7-суг, наибольший съем соответствует содовой шихте,
меньший — сульфатной;
при производстве тарного стекла для печей с протоком —
1,0—2,0 т/л/2 - сут;
для электровакуумного и сортового стекла в печах с прото-
ком — 0,5- 1,5 г/л/2 • сут.
Удельная производительность печей в большой степени за-
висит от температуры в пламенном пространстве. Эту зависи-
мость можно характеризовать следующими данными удельного
съема при разных средних температурах варочной части [42];
Средн ня температура, 1300 1370 [420 1170 1500 1510 1600
Удельный съем 0 0,35 0,7 1,05 1,5 2,0 3.0
Однако высокие температуры в варочной части создают весь-
ма неблагоприятные условия для службы кладки и ускоряют
износ огнеупоров. Обычно температура кладки пламенного про-
странства стекловаренных печей поддерживается в пределах
1380—1550°, при этом температура поверхности стекломассы
равна 1300- 1450°. Длительность кампании печи составляет
1,5—2 года: для ремонта и последующего пуска печи требуется
примерно 35—40 суток. Для печей с протоком стекломасса, по-
9-
131
ступающая из варочной зоны в студочную, имеет температуру
1150—1350°, для печей без протока (листовое стекло) — 1300—
1350°. Выработка мелких штучных изделий производится при
температуре стекломассы 1225—1275°, крупных штучных изде-
лий— 1100—1200°, изделий трубчатого и листового стекла —
950—1000°, Производительность ванных стекловаренных печей
определяется главным образом размерами тепловоспринцмаю-
щей поверхности варочной части (зон варки и осветления) и
условиями теплоотдачи от горячего факела, свода и стен пла-
менного пространства на поверхность слоя шихты.
Ориентировочно в пламенном пространстве варочной части
I м2 шихты воспринимает следующее количество тепла в зави-
симости от температуры [42J:
Температуре, град 1-160 1500 1550 1600
Тепло, квш1м-, . . , 81,4 191,9 232,6 325,6
Некоторую роль в процессе нагрева стекломассы играют
конвективные тепловые потоки прогретой стекломассы, движу-
щейся под слоем шихты. Однако доля конвекционной передачи
тепла потоками стекломассы составляет только 10—15% от
всего тепла, передаваемого стекломассе.
Поверхность зеркала варочной зоны ванной печн прибли-
женно определяется по формуле [I], [2]
F " а> м\ 090)
° 3,6Q»t ' ’
где Р — производительность печи по стекломассе, кг/ч;
(/ст —расход тепла па варку J кг стекломассы (процесс стек*
лообразования), кдж/кг;
а — доля тепла, передаваемого слою шихты снизу за счет
конвективных потоков: а = 0,10—0,15;
— коэффициент, учитывающий заполнение поверхности
зеркала варочной зоны шихтой; для малых печей т] =
= 0,5, для больших т] =0,75:
Q — количество тепла, передаваемого на 1 лР поверхности
стекломассы в варочной зоне, которое определяется по
формуле (70), ат/м2.
Площадь зеркала зоны осветления обычно равна или пре-
вышает площадь варочной зоны
(1 2)/?ам. (191)
Поверхность зеркала зоны осветления должна быть доста-
точной, чтобы воспринять необходимое количество тепла в пла*
132
ценном пространстве для нагрева стекломассу до температуры
1350—1450°, при которых осветление протекает с достаточной
скоростью. Время пребывания стекломассы в зоне осветления
зависит от скорости выхода пузырей на поверхность. При этом
необходимо учитывать движение стекломассы в зону осветле-
ния из зоны варки, а также приток стекломассы из глубинных
слоев зон студки и выработки. Непрерывное вытягивание стек-
ломассы в эоне выработки и различие плотности и вязкости ее
в отдельных зонах вызывает продольное и поперечное движе-
ние потоков, охватывая и глубинные слои. В верхней части стек-
ломасса движется от середины печи к стенкам, т. с. от более
нагретых мест к менее нагретым, а в нижней части (глубинных
слоев) в обратном направлении — от стенок к середине. На-
ибольшее значение имеют продольные потоки, скорость движе-
ния которых в варочной части составляет до 12 м/ч, в студоч-
noil — до 14’ м/ч.
Отношение количества стекломассы, поступающей в выра-
ботанную часть, к количеству вырабатываемой называется ко-
эффициентом потока, который равен:
где / — количество вырабатываемой стекломассы. л'<?:
S — количество стекломассы, возвращающейся из етулоч-
ной зоны, кг.
Чем выше коэффициент потока, тем более одинакова темпе-
ратура и выше однородность стекломассы. Однако вместе с этим
возрастают и тепловые потоки в зону студки н из нес в вароч-
ную часть, требующие увеличения поверхностей теплообмена,
следовательно, и размеров печи. Каждая зона отличается свое-
образием движения стекломассы. Разделительное устройство
между варочной частью и золой студки и выработки позволяет
уменьшить количество циркулирующей стекломассы н улучшить
дегазацию в зоне осветления.
В печах с протоком коэффициент потока составляет 2—3.
Эти печи обычно применяют для производства мелких штучных
изделий, для которых стекломасса отбирается с небольших
участков зеркала. В печах с заградительными лодками или без
лодок коэффициент потока составляет 5—10. Эти печи обычно
применяют для производства листового и зеркального стекла,
вырабатываемого ь виде широкой ленты. Такая выработка тре-
бует большой однородности вытягиваемой стекломассы, а сле-
довательно, равномерного питания печи шихтой достаточно
большой зоны осветления и постоянного теплового режима
в рабочем пространстве.
133
Потребную поверхность зеркала зоны осветления можно
рассчитать по формуле [1], [2]
7-'осп —лг, (193>
&S
где G(T— общее количество стекломассы, поступающее в зону
осветления
Сс = ^о + ^1 + 02кг к;
Go—количество свежепроварениой стекломассы, идущей
из зоны варки, равное количеству вырабатываемой,
кг/ч;
G, — количество возвращающейся из зоны студии или вы-
работки стекломассы, зависящие от коэффициента
потока: для печей с протоком Gi = (1 -4-2) Go кг/«. для-
печей с лодками Gj = (44-7) Go кг/ч;
Gj — количество охлажденной стекломассы, возвращаю-
щейся "из глубины варочной зоны, кг/ч;
р — плотность стекломассы: при t1300 — 1400°, р = 2200—
2300 кг/м3;
s — толщина слоя стекломассы, движущейся в зоне освет-
ления в сторону выработочиой части, равная для сте-
кол малопрозрачных до 100 мм и для прозрачных до
400 мм;
т — продолжительность прогрева слоя стекломассы тол-
щиной s от начальной температуры tlt до конечной tK.
в зоне осветления.
При расчете прогрева слоя стекломассы принимают следую-
щие значеия коэффициента теплопроводности стекломассы: для
верхних слоев при прозрачном стекле Z-23—35 вт!м • град; для»
нижних слоев л=6—12; для малоцрозрачных стекол соответст-
венно: для верхних слоев Х = 3—6; для нижних л = 2—3,
Размеры студочной и выработочиой зон определяются в зави-
симости от конструкции печи и способа выработки. В печах
с заградительными лодками при механизированной выработке
листового стекла площадь зеркала студочной части составляет
0,5—1,0 площади зеркала варочного бассейна. Студочной
частью при этом считается вся неотапливаемая часть за вароч-
ным бассейном печи. При разделении газового пространства
между варочной частью и зоной студки значительно уменьшает-
ся передача тепла из варочной части в студочную, В этом случае-
требуется меньшая площадь зеркала студочной части. В печах
с протоком и решетчатым экраном площадь зеркала студочной
и выработочиой зон составляет от 0,10 до 0,35 от площади зер-
кала варочного бассейна. При этом размеры вы работочного
бассейна определяются расположением рабочих окон и машин
134
при механизированной выработке. В малых иенах без протока,
предназначенных для выработки бутылочного и сортового стек-
ла. площадь зеркала студочной и выработочиой зон составляет
0.4—0.5 от площади зеркала варочного бассейна. Размеры сту-
дочной зоны ванных печем могут быть определены по тепловому
балансу зоны студки. Количество тепла, поступающее в зову
студии, слагается нз количества тепла QCT, вносимого стекло-
массой из варочной зоны, количества тепла Qj,?*, отдаваемого
излучением из варочной части и потоками газов, за вычетом
количества тепла, уносимого стекломассой из.зоны студки в
варочную конвекционными потоками QBMX. т, е. уравнение ба-
ланса составляет:
Q„ + Q,,y4 —Qn«x = Ati?I.er, (194)
где /"<_. -- поверхность кладки студочной зоны. лР;
7с — потери тепла в окружающую среду поверхностью
кладки студочной зоны печи, вт/мК
Из этого уравнения определяется величина Лс, которая пред-
ставляет собой произведение периметра Uc на длину студочной
части /с,
Fe=UcleM*. (195)
Отсюда по известной величине периметра студочной части
находим длину ее
Длина и ширина ванных печей зависят от площади бассейна.
Обычно отношение длины к ширине варочной части печи, вклю-
чая зону дегазации, находится в пределах от 1:1 до 3 : 1. Ши-
рина ванной печи ограничивается размерами 8—9 м ввиду того,
что при большой ширине значительно усложняется конструкция
подвески свода. В печах с поперечным пламенем ширина печи
также связана с длиной горящего факела, которая обычно на-
ходится в пределах 4—8 м и зависит от огранизации процесса
горения. В печах больших размеров (регенеративных) преду-
сматривают в основном поперечное направление факела, в пе-
чах малых размеров — подковообразное. Рекуперативные печи
строят с продольным направлением факела. Ширина печей с по-
перечным пламенем (расстояние между противоположными го-
релками) принимается равной длине факела. Длина таких печей
может быть достаточно большой — превышающей в 3—3.5 раза
ширину. При этом в варочной части устанавливаются до 7—
8 лар горелок. В печах с подковообразным пламенем требуется
большая длина факела, превышающая длину варочной зоны.
Ширина печен с подковообразным пламенем принимается чаще
135
всего 3—5 м. Длина этих печей может быть до 12 —15 м. Пр)?
этом отношение длины к ширине варочной части составляет
1,5: 1 или 2: I. При большей длине трудно обеспечить необхо-
димые температуры в продольном направлении и регулировать
распределение температур по длине печи. В печах с продоль-
ных) пламенем длина варочной части составляет 3—7 /I, шири-
на 2—5 м. Печи прямого нагрева (без регенераторов) строят
шириной до 2,5 м с отношением длины к ширине 4—7.
Высота пламенного пространства определяется высотой сво-
да печи и расположением его пят. В печах с поперечным пламе-
нем высота рабочего пространства конструктивно складывается
из высоты, занимаемой нижним горелочным бруском или пли-
той (200 мм), расстояния от уровня стекломассы до горелочного
бруса (80—120 мм), размеров влета (400—900 лоч), толщины
арки (250—500 ai-w) и подъема свода, составляющего 1/7—1/9-
пролета (400—1000 льч), т. е. высота пламенного пространства
составляет примерно 1,3—2,0 м. Свод и стены бассейна должны
быть удалены от факела, чтобы избежать соприкосновения фа-
кела с кладкой и чрезмерного износа кладки. Однако не сле-
дует создавать бесполезных объемов рабочего пространства
печи. Для печей с подковообразным и продольным пламенем
расстояние между верхним краем влетного отверстия и сводом
принимается нс менее 300 мм. Подъем главного свода состав-
ляет 1/7—1/9 пролета. В печах с подковообразным пламенем
высота пламенного пространства составляет 0,9—1,4 м.
Глубина бассейна зависит от свойств и качества стекломас-
сы и применяемых для бассейна огнеупорных материалов. При
малой глубине бассейна дно сильно прогревается и быстро из-
нашивается. При выборе глубины бассейна необходимо учиты-
вать прозрачность и вязкость стекломассы. Чем меньше проз-
рачность и выше вязкость, тем меньше может быть принята
глубина бассейна. Печи с протоком имеют меньшую глубину нс
сравнению с печами, имеющими неглубоко погруженные разде-
лительные приспособления (лодки). В печах с протоком проис-
ходит более интенсивное движение стекломассы у дна, поэтому
не допускается большая глубина, которая дает большое охлаж-
дение стекломассы. В печах с лодками, наоборот, в целях полу-
чения более однородной стекломассы у выработочного окна
делают большую глубину варочного бассейна, что снижает тем-
пературу придонного слоя и не допускает вовлечение его в
обратный конвективный поток, так как вовлечение придонных
слоев в активный поток в этом случае ухудшает качестве
стекла. Глубина бассейна варочной части печей с лодками для
производства листового бесцветного стекла принимается в пре-
делах 1,2—1,5 м. Глубина студочной части этих печей делается
меньше, чем варочной, примерно на 0,2—0,3 м. Выработочная
часть имеет меньшую глубину. У печей с протоком для выра-
136
ботки бесцветного стекла глубина бассейна составляет 0,8—
1,2 м. При выработке малопрозрачпых вязких стекол глубина
принимается до 0,6 м. Количество печей при заданной ^годовой
производительности стекломассы Рг (т/гад) и известной произ-
водительности одной печи Р (т/сут) определяется по формуле
N = (196)
mp
где m — число рабочих дней в году с учетом ремонтов: т =
= 310—325 дней {2].
Пример
Определить размеры ванной стекловаренной печи с поперечным пламенем
н протоком. Производительность печи 80 т!сут стекломассы.
Определяем часовую производительность печи
80 000
Р " 24
— 3330 кг!ч.
Площадь зеркала варочной части (варки н дегазации) находим по съему
стекло массы с 1 м"1 варочной части, который принимаем для стеклянной тары
РГ =60кг/м--ч (1,44 т/я’. сут),
F —
Р
Р Г
3330
60
= 56,0 л<-.
Принимаем площадь зеркала зоны осветления равной foco^LSfs. тогда
FB -L 1. 2/?н — 56,0, FB = - 25.4 Mt’, Лосв — J ,2-25,4-30,6 -и1-
Дли варочной зоны печи принимаем; ширину 5,4 я, длину 4,7 я, высоту
1.6 я: для зоны осветления: ширину 5,4 м, длину 5,7 ль
Проверим размеры поверхности зеркала зоны варки по формуле (190).
Расход тепла на процесс стеклообразовавня (собственно варку) состав-
ляет у с =2850 кдж/кг (см. гл. V).
Среднюю степень черноты печных газов по составу продуктов горения
определяем ио формуле (66) с помощью графиков рис, 4—6. Допустим, что
®г = 0,22. тогда степень черноты кладки к,,-0.8, степень черноты стекломассы
«м=0,82, средняя температура газов ТГгз— 1610 + 273—1883°К, температура
стекломассы 7\, ~ 1400+273= 1673° К-
Находим отношение поверхности материала к поверхности кладки но най-
денным размерам рабочего пространства
5.4-4,7
= 0,52.
? 5,4-4,7-г 2-4,7Д,6 + 5,4-1,6
Видимый коэффициент излучения от газов и кладки из поверхность ма-
териала определяем по формуле (73)
си — 5,?чЛ 87-град1.
Находим значение К по графику рис. 17 или ио формуле (74)
137
sr(l -cH)- 0,82 + 0,22-0,18 =- 0,86,
1,93 -|- 1 - 0,22
t - 0,22
°‘86-^ + 1'93
ca = 5,7 0,82-0,545 = 2,54 вг‘лГ!-град4.
Суммарный тепловой потек от газов и внутренней поверхности кладки на
поверхность нагреваемого материала находим по формуле (70)
Q—2,54
1883 /1673\‘1
гоj - hsj - ,я,м°
Долю тепла, передаваемого слою шихты снизу за счет конвективных
потоков, принимаем а“0.10. Коэффициент, учитывающий заполнение поверх-
ности ванны шихтой в зоне варки, принимаем равным 1)=0,75.
По формуле (190) получим:
3330-2S50-(l -0,1)
3,6-120 300-0,75
26,4
Следовательно, размеры ванной кечи были приняты несколько меньше,
чем требуется но условиям теплообмена нрн заданных температурах 1, и Z4.
Если учесть при расчетах видимого коэффициента излучения конвектив-
ный теплообмен и потерн тепла кладкой и окружающую среду, то это внесет
незначительную поправку в сторону уменьшения F, (пример расчета, изло-
женный в гл. 111).
Принимаем следующие размеры:
варочной зоны
B-L -5,5-4,8 = 26,4
зоны осветления
5,5-5,85 = 31,6 м-\
размеры студочнон н выработочной зон могут быть приняты конструктив-
но из расчета 0,1—6.35 от общей площади зеркала варочного бассейна (аарнгт
и осветления);
глубина бассейна принимается равной 0,8—1,2 л (для бесцветного стекла).
Главе V
ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ ПЕЧЕЙ
Тепловой баланс печи или сушила выражается уравнением,
связывающим количество тепла, выделенное во время работы
печи, с количеством тепла, израсходованным па технологиче-
ские процессы (полезно используемое) и потерянным в окру-
жающее пространство.
Тепло, выделяемое при работе пламенной печи (приход),
слагается из следующих статен баланса;
тепла, выделенного при горении топлива QTOp. тепла, вноси-
мого подогретым воздухом QDoa и топливом Стоп.
В электрических печах тепло выделяется за счет электро-
энергии.
При нагреве материалов может происходить также выделе-
ние тепла за счет экзотермических реакций. Однако при обжи-
ге материалов или при варке стекла общий тепловой эффект
химических процессов, как правило, идет с поглощением тепла.
Если в печь загружается нагретый материал с целью его даль-
нейшего подогрева до температуры обжига, то тепло мате-
риала по существу не относится к приходу, так как поступая
в печь, материал немедленно поглощает тепло, а не выделяет
его. Для зоны охлаждения печи, когда нагретый матерая являет-
ся основным источником тепла, поступающего в эту зону, тепло
нагрева материала относится к статье прихода. Иногда при
составлении тепловых балансов печей начальное теплосодержа-
ние материала включают в статьи прихода. Это нс приво-
дит к ошибке и в расходных статьях тепло, пошедшее на нагрев
материала, условно считается как нагрев от нудя гра-
дусов.
Тепло, затраченное на технологические процессы и потери в
окружающую среду, слагается из следующих статей:
тепла, пошедшего на нагрев материала, Qht;
тепла, затраченного на испарение влаги и нагрев водяных
паров, Qncil;
тепла, затраченного на химические процессы в мате-
риале (процессы клннкерообразования, стеклообразованин
Л Т. П.), Qxiimi
139
потерн тепла с дымовыми газами, уходящими из рабочего
пространства печи, <?Лым:
потери тепла вследствие неполноты горения топлива (хими-
ческой н механической), QJ1CIi;
потери тепла через кладку в окружающее пространст-
во,
потери тепла излучением через открытые окна и щели
потери тепла с газами, проходящими через неплотности ра-
бочего пространства печи (окна, щели), (?Иыб;
расхода тепла на нагрев транспортирующих устройств (ва-
гонеток), Qtp;
тепла, отводимого из рабочего пространства печи на сторону
(для сушил), <?сУШ;
потери тепла с конвекционными потоками стекломассы (для
стекловаренных печей), Q({a)IB,
По закону сохранения энергии в любой установке расход
тепла должен быть равен его приходу. Поэтому уравнение теп-
лового баланса можно представить в следующем виде:
У Q = Qr -)- QB QT0„ := Q(r 4" Рис IT 4 Q.VHM 4* рлым 4- Qxcn 4- Скл 4“
4 Qjj m "гРаый 4 Qrp 4 Qcym 4 Ркоиа-
В зависимости от назначения печи, ее конструктивных' осо-
бенностей и режима работы отдельные статьи в расчете тепло-
вого баланса могут отсутствовать, например, расход тепла на
нагрев транспортирующих устройств для вращающейся печи.
Для камерной печн периодического действия значитель-
ный расход тепла составляет на разогрев кладки Q3i;i.-t
так как стенки печи аккумулируют тепло при подъеме темпера-
тур, В начальный период, когда стенки печи не прогреты, от-
сутствуют потеря тепла кладкой в окружающую среду. Расчет
теплового баланса позволяет выявить эффективность работы пе-
чн, определить общий расход тепла в единицу времени н удель-
ный расход топлива на единицу массы материала, тепловую мощ-
ность печи, соответствующую заданным тепловому режиму и
производственное™ печн. Тепловая мощность печи характери-
зуется количеством тепла, которое может быть выделено в ней за
счет сжигания топлива в единицу времени или за счет электро-
энергии в электрических печах. Эффективность использования
топлива в печах определяется полнотой его сжигания, интенсив-
ностью процесса теплообмена н тепловыми потерями через клад-
ку печи в окружающую среду.
Уравнение теплового баланса позволяет решить ряд практи-
ческих задач. В большинстве случаев тепловой баланс составля-
ют для определения расхода топлива. При этом учитываются
лишь зоны печи, потребляющие тепло, например зоны подогрева
и обжига. Для зоны охлаждения печи составляется самостоя-
140
тельный тепловой баланс, с помощью которого определяется рас-
ход воздуха, необходимого для охлаждения. Для печен периоди-
ческого действия баланс тепла рассчитывается на отдельные пе-
риоды работы (подъема температуры, выдержки, охлаждения).
С помощью теплового баланса можно рассчитать температурную
кривую по длине рабочего пространства непрерывно действую-
щих печей. Если рабочее пространство печи разделить па отдель-
ные зоны и баланс тепла рассчитать для каждой зоны, то совме-
стное решение уравнений позволяет найти температуры газов на
границах зон. Наиболее удобно тепловые балансы мечей или су-
шил рассчитывать в единицах тепловой мощности (теплового по-
тока) — кот, Тепловой баланс может быть рассчитан также в
единице удельной теплоты —- кдж/кг. отнесенной к 1 кг нагрева-
емого материала пли в кдж/ч (1 кдж/ч = 0,278 вг),
Для сравнения показателей работы отдельных печей между
собой и сопоставления расчетных данных с практическими дан-
ными работающих печей однотипных конструкций пользуются
величинами удельного расхода тепла или удельного расхода ус-
ловного топлива. Удельный расход условного топлива выражает-
ся в единицах кг/r, кг/кг, кг/100 шт. изделий, кг/ж2 плиток
или в %.
Например, в печи расходуете!! В (к.*Р/ч) газа теплотворно-
стью <2и (кдж/нм1} при производительности печи Р (т/*). Удельный расход
условного топлива будет:
, BQh , , n7i
или
bQhJoo о.
29 300Р-1.000 '
(198)
Если известна тепловая мощность, потребная на процесс
тепловой обработки материалов (кет), и требуется определить
удельный расход тепла {кдж/кг), то необходимо воспользоваться
соотношением
1 sm — 3,6 кдж-ч: i кет — ЗЪСО кдж/ч.
Например, по расчету теплового баланса имеем расход тепла Q = 5000 квт-
Лропзводительпость печи 8 = 8800 кг/ч.
Удельный расход тепла составит;
5000-3600
8800
2045 кдж кг.
Если производительность печи
8800
3600
— 2,44 кг cw,
141
то удельный расход тепла определяется по уравнению
5000
а = —-----— ДЧо кдж/кг,
2,4о
Удельный расход условного топлива составит:
2045
ь = -0,07 « уел. тон игг или 7%
Хи и(ги
§ 1. Приход тепла
I. Тепло от горения топлива
Qr -Q»B кет.
U 99)
где QJJ— тепло сгорания топлива, кдж!кг или кдж[нм?',
В — расход топлива, кг/сек или нм:Чсек.
2, Тепло, вносимое подогретым топливом
QTf>n = c,/Tfi квг, (200)
где ст — средняя теплоемкость топлива, равная для сухого твер-
дого топлива примерно <5= 1,05 кдж/кг град; для
влажного топлива при влажности W,p(%)
ст — 1,05---—— ----------кож, кг - град, (201)
100 100
для мазута ст = 2,05 кдж/кг - град, для газообразного
топлива энтальпия (с' /) определяется в зависимости от
температуры и состава газа (приложения 8 и 9):
/т — температура подогрева топлива принимается в следую-
щих пределах:
твердого топлива, которое сжигается неподогретым: в
зимнее время — ниже пуля, летом 15- 20°; пылевидного
топлива 40—50°; мазута 55—90° (высоковязкис мазуты
подогревают до 90—95°); природного газа леподогрето-
го 0—30° (физическое тепло можно не учитывать); подо-
гретого газообразного топлива в регенераторах (гене-
раторного, коксодоменного газа) —800—1100° (темпе-
ратура подогрева определяется при расчетах горения
топлива).
3. Тепло, вносимое подогретым воздухом,
Qfltn -uoa В кет, (202)
где £3— действительное количество воздуха, подаваемое для
горения топлива, нлВ/кг или нлР/нл<3; если воздух,
М2
идущий для горения, разделяется на первичный и вторич-
ный с разными температурами подогрева, то расчет ведет-
ся отдельно для того и другого;
йоз —теплосодержание (энтальпия) воздуха, к5х/«л1э, находится
в зависимости от температуры (приложение 9).
§ 2. Расход тепла
1. Тепло, затраченное на нагрев материалов или изделии,
W, (2031
где Р — производительность печи по сухому (обожженному)
материалу, кг/сек;
ch/lt —- энтальпия (теплосодержание) материала, в койке
нагрева до конечной температуры обжига, кдж/кг;
ск— средняя массовая теплоемкость материала в интер-
вале температур от 0 до /1;, кдж/кг град (приложе-
ния 17 и 18);
Сц^ц — энтальпия (теплосодержание) материала в начале
нагрева при начальной температуре tu, кдж/кг.
Если при обжиге в печь загружаются шихтовые материалы в
количестве, отличающемся от выхода обожженного продукта, то
тепло, затраченное па нагрев материала, следует рассчитывать по
формуле
Цы = Рс^-Р^квт. (204)
где Ре — расход сухих шихтовых материалов, кг/сек;
сА — начальное теплосодержание сухих материалов,
кдж/кг,
2. Расход тепла на испарение физической влаги нз материала
<2„спМ2500-4,2/,,)Гвлмг, (205)
где 2500 — скрытая теплота парообразования, кдж/кг влаги;
4,2 — теплоемкость ноды, кдж/кг;
in— температура влажных материалов, поступающих в
печь, град.
Количество влаги, испаряемой из материала, определяется по
абсолютной или относительной его влажности
wB,t=P-^~^= Рс ——кг,сек, (206)
где Рс — количество сухого материала (шихты), поступающего
в печь, кг/сек;
й';, — абсолютная влажность материала, %
w — относительная влажность материала, %,
143
3. Тепло затраченное на химические реакции при нагреве ма-
териала,
Qx=?xGs кет, (207)
где —теплота, расходуемая на физико-химические процессы
1 кг исходного химического вещества в необожженном
продукте, кдж/кг;
Gx — количество исходного химического вещества в материа-
ле, загружаемом в печь,
Gx = 0.01 кг/сек-, (208)
л — процентное содержание исходного химического веще-
ства в сухой массе материала, %;
Р,- — количество сухого материала, поступающего в печь,
кг/сек.
Теплота дегидратации глии, отнесенная к 1 кг глины состав-
ляет =290—557 ксЫ/кг^]; на 1 кг А1гО3 — qr =2090 кдж/кг[5[,
на 1 кг сацфаянсовых изделий — ?х = 314 — 377 кдж/кг. Теплота
дегидратации гипсового камня при температуре 60—150° (пере-
ход в полуводный) на 1 кг шихты — ^ч- = 578 кдж/кг (при отделе-
нии воды в виде паров) [6].
Теплота диссоциации карбонатов составляет; q^ = 1310 кжд/кг
MgCO3; = 1780 кдж/кг СаСО3, а при расчете на продукт
MgO —?х = 2750 кдж/кг MgO; при расчете на продукт СаО—
gx = 3177 кдж!кг СаО ]6].
Теплота реакций при вспучивании глин в производстве керам-
зита составляет ?х = 400—600 кдж/кг [6],
При обжиге дицаеа расход тепла на химические процессы нс
учитывается, вследствие его незначительной величины. При
обжиге цементного клинкера расход тепла на клинкерообразова-
ние составляет при обжиге обычного сырья из известкового и гли-
нистого компонента ?х = 1670—2000 кдж/кг кл:, при обжиге
сырья с применением доменного шлака gx = 960—1050 кдж/кг кл.
При варке стекла расход тепла на стеклообразование состав-
ляет примерно при содовой шихте q± = 2680 кдж/кг ст. и при суль-
фатной шихте q^~3180 кдж/кг ст.
Теплота плавления стекла составляет гПл = 251—347 кдж/кг;
гранита н других горных пород /Пы1 = 420 кдж/кг, доменных и мар-
теновских шлаков «лл = 125--2OO кдж/кг, льда Фл=335 кдж/кг.
Расход тепла на процессы клипкерообразования и стеклооб-
разования обычно определяются расчетом по составу исходных
сырьевых материалов и заданного состава готового продукта.
Расчет расхода тепла на процессы клинкерообразовання. Рас-
сматриваемый метол (8], 110] сводится к расчету теплового балан-
са процесса клинкерообразовання, учитывающего эндотермиче-
ские и экзотермические процессы, происходящие при нагреве
сырья.
144
По балансу тепла, рассчитанному на I кг клинкера, теплота
к.тп-|ксрообразовапвя, отнесенная к нулю градусов, находится по
разности между расходом тепла и теплом, полученным от экзо-
термических реакций, от теплосодержания образовавшегося клин-
кера и теплосодержания газообразных продуктов разложения
кдж!кг\<:\^, (209)
где qt., — тепло, затраченное на нагрев сырьевых материалов;
ф:,|й — расход тепла на эндотермические процессы при на-
греве;
?пл ~ расход тепла на образование жидкой фазы при 1400°;
— тепло, выделяемое при образовании клинкерных
минералов;
?(:л — теплосодержание клинкера;
?газ — теплосодержание газообразных продуктов реакций
декарбонизации н дегидратации.
Величина представляет собой теоретический расход тепла
ла кл и жирообразование.
Пример
Сырьевая смесь цз известняка и глины следующего химического состава, %
SjO; л i.O, le.Oj ПЛИ, Прочее
4(|,61 13,22 3.(58 2.76 '2,58 ,36.12 1 ,00
Минералогический состав клинкера, %
CjS C,s C(A C.A1- 12.3
35,8 16,8 8.4
Влажность шлама tr-- 38%. R качестве топлива используется прррод-
fiL.iii газ.
Теоретический расход сухого сырья па I кс клинкера
100 100
4 ‘ ЦЮ j.?' ' KZ'Kl
Колинеегво СО; в сырьевой смесн находим го формуле
Gco, ^0.01 (0,786 СаО 4- l.09MgO)G^ кг!кг кл. (250)
(ц:о, 7 °'0! (0,786-4(1,61 4- 1.O9 2.76)-1,560 _ 0,546 кг-кг кл.
|0. За к аз СТ К-6719.
145
Количество гидратной воды и сырьевой смеси на 1 кг клинкера опреде-
ляем цо формуле
GHi0 — 0,01 п.н.н.(% — Gc(lj кг кг кл., (211)
сп-0 = 0,01-36,12-1,566—0.546 -0,019 кг^кг кл.
Расход тепла
Тепло, затраченное па натрев материалов, определяем по формуле
— Я। + 7s + кдлс/кг к.|.,
тле г/, — тепло, затраченное на нагрев сухого сырья от 0 до 500°,
у, = GJ-c,-300 кдж1кг кл., (212)
с, — средняя теплоемкость сухого сырья, с, = 1,06 кдж'кг • град,
1,566-1,06-500 - 830 кдж{кг кл.
Примечание, Расход тепла па нагревание сырьевой смеси более точно
определяется по составу сухих сырьевых материалов и таблице теплоемкостей
{приложение 17) [10]
<7м — ^СаСО/СаСо/^ + ^МдСО/ MgCO/^ ^SiO7f 3)0,^ + -'• кдж;кг К Л .(
р2 — тепло, затраченное на нагрев дегидратированного сырья от 500
до 900°,
= (Gp — GHjO) с-,-400 кдж-кг кл.; (213)
Q — средняя теплоемкость дегидратированного сырья; с2=
— 1,185 кдж'кг-град,
q3 = (1,566 — 0,019)-1,185-400 -• 732 кдж-кг кл.;
<1з — тепло, затраченное на нагрев декарбонизированного сырья от 900
до 1400°;
<?3 = (GJ— Gj^o— Gco.)cr500 кдж,кг кл., (214)
cj — средняя теплоемкость прокаленной сырьевой смеси в интервале тем-
ператур 900—1400°; сз=1,ОЗ кдж!кг-град [2],
?а = (1.566 — 0,019 — 0,546)-1,03-500 = 517 кжд'кг кл.
Общий расход тепла на нагрев материалов
qu = 830 + 732 г 517 -• 2079 кдлс'кг к'л.
Расход тепла на эндотермические процессы дегидратации г- декпрбонпза-
пни определяется по формуле
?зид — 6700ОцгО , 1658О(.а(;Оз + SlCG^co^ кдж/кг кд. (215)
или по формуле
9„|t - 6700Gf|,o -+ (29,GCaO -г 17 MgO)G* кдж'кг кл., (216)
где 6700 — тепловой эффект дегидратации каолина при температуре
450 — 500“ кдж/кг к.-,.;
1658 - тепловой эффект декарбонизации СаСОз, кдж/кг CaCOj;
146
816 — тепловой эффект декарбонизации MgCOj при 900°, i-.дж^.г
MgCOj;
Oc.i<:o.„ <7mkC0j— количества СаСОз и MgCOj в сырьевой смеси, иг/чг кл.:
GiO. MgO — содержание СаО и MgO в сырьевой смеси, %.
<?„<д . 6700.0.019 (29,6'40.64 + 17-2,76)-1,566 - 2077 кджкг кл.
Раскол тепла на образование жидкой фазы при 1400° составляет ^U;i =
= 209 кдж(кг кл.
Итого расход тепла
?м L 7>м + 7пл - 2079 -г 2077 -р 209 — 4365 кдж!кг кя.
Приход тепла, выделяемого при образопаици клинкерных минералов при
температуре 1100—1400° [2, 10],
9»кз - 4.65 C3S - 6,20 C:S -i- 3,47 С3А -t i.OOC^AF кдж!кг кл., (217)
где 4,65; 6,20; 3,47; 1,09 — экзотермические эффекты образования соответствую-
щих силикатов, кйх/0,01 кг;
CaS; C2S; CjA; C<AF — количество силикатов, %.
?экз 4.65-55,8 -у- 6,20-16,8 3,47-8,4 1,09-12,3 = 406 кдж;кг кл.
Энтальпия (теплосодержание) клинкера при 1400° и теплоемкости с„ =
— 1,093 ндж/кг • град
= 1,093-1400= 1530 кдж кг кл.
Энтал|,П1|Я газообразных продуктов разложения СО2 при температуре
.900° |f НгО при температуре 500° с учетом скрытой теплоты парообразования
<7газ = 987,6G^Ot ч- 3488G|ljO кдж;кг кл., (218)
1952 4
где 987,6 —------- — энталнпия СО; при 900°, кдж^кг;
1,0/7
1952.4 — энтальпия СО2, кдж/нм* (приложение 8);
3488 ™ “JSoOO —сумма энтальпии Н2О при 500е и скрытой теплоты
парообразования HjO, кдж/кг-,
(?гаэ - 987,6-0,546 -1 3488-0,019 — 605 кдж^г k-'i.
Итого приход тепла
4’ Ч кт г ?гаа - 406 п- 1530 Ч- 605 = 2541 кдж’кг кл .
Тепловой эффект клинксрообразопания
qx 4365 — 2541 = 1824 кдж^кг кл.
Приближенно расход тепла иа клипкерообразование можно рассчитать
по формуле [10]
Чк <71(4.52Л1;О3 29,64 СаО = 17,0 MgO) -235 кдж,кг кл., (219)
, де АЬОу, СаО; MgO — содержание даццЪ|Х окнелов в сырьевой смеси, V
По приближенной формуле получим:
q* - 1 j66(4,52-3,68 + 29.64-40,64 + 17-2,76) — 285 = 1705 кдж;кг кл.
147
ю
Расчет расхода тепла на процесс стеклообразования. Процесс
нагрева и плавления шихтовых материалов протекает с поглоще-
нием и с выделением тепла. Однако результирующий тепловой
эффект будет с поглощением тепла. Рассматриваемый метод рас-
чета [2], [42] предусматривает определение полного расхода тепла
на процесс стеклообразования, включая тепловой эффект стекдо-
образовання, теплосодержание стекломассы, тепло нагрела про-
дуктов дегазации и теплоту плавления стекла
<7х = <7е + ?м-г<7.1Л + <7газ кдж'кг ст. (220)
где qc — тепловой эффект реакций стеклообразования;
9ч — тепло нагрева стекломассы;
— теплота плавления стекла;
9r:i3 — тепло нагрева газов разложения.
Пример
Состав шихты, %
Песок И iaec । цик Сол л Сул|.ф|| г Додьмйт Глнииасм А играпн1 Бон
55,8 6.1 14.8 11,3 10,5 0,67 0.53 20
Влажность шихты 2%
Химический состав сырьевых материалов, %
Н aim chop г>М|<о SiO । А 1Ю, fe-Oj С1О MgO TLn.n. Hcpjcx- плричыК остаток
Песок 99,06 0.54 (МО 0,30
Из вест 111| к — 0.32 0,08 54,62 1,03 42, IK 1.05
Доломпт 1,45 0,08 3!. 10 20,51 45,30 1,56
Г Л1П1ОЗСМ 8,6 91.40 — — — —
CaSO, MgSO, Na .SO, NaC]
Ста 1ч[|д г — 1.50 2.14 88,80 3,66 — 0,9
СаСОл MgCO, NaXOj Na Cl
Сода |) .37 0,20 98,22 0.95 — 0,26
С A
AuTpaii и г — 86,0 ” 1 — i 14,0
148
Таблица 13
Расход тепла на процессы разложения и образования силикатов
и количество выделяющихся газов, отнесенные к 1 кг продукта разложения
12]. |42) ______
Xo.i реэкцН|1 Продукт рзз-шжС[1нй Par.vcj r<?Tbiu, кдж.Ч'г Гллм p ц 3.10 Ж1'|СИЙ Rljj.ol нл’ Л'З Г4«| ]U к:
СаСОз—> СаО СзСО3-> CaSiO-, -MgCO,^ MgO MgCO3—* MgSiO3 At (ОН)з^ A1,O3 Na,CO3^>Na2SiOt Na:SO4—> Na,SiO3 Ca.Mg MgCa (SiO3)3 k..CO3^ K-.S1O3 KNO3 —> K;SlO3 BaCOj —> BaSiO3 Ba (NO3),-> BaSiOj ll3BOt-^ BjO3 CaSOJJHjO-* CaSO4 CaSO42H..O^> CaSO40.3H..O СаО СаО MgO MgO Л1,О3 Na»O Na-0 MgCaO2 K-,0 k;o BaO BaO B:.O3 CaSO4 CaSO4X X0.5H;0 2826 1537 2759 3467 1767 952 3467 2758 997 3166 988 226) 3019 779 484 co., co; co*, co; H-6 CO- SO-.4- +CO-, co- co; N-O., co, NA H.,o H.O h;o 0,490 (1,400 0,553 0,553 0.656 0,360 0.3634- 4-0.18 <1,463 0.236 0,239 (1,146 0,146 0.960 0.328 0,232 0,786 0,786 1.09 1,09 0,527 0,711 1,0354- 4-0,356 0,915 0,466 1.45 0 288 0,887 0,772 0,263 0.186
Тепловой эффект реакций стеклообразования определяем на
1 кг стекломассы ио формуле
?с = ^СшТ + *дж кг ст.. (221)
где qt, (!>, <?з— тепловые эффекты образования отдельных
окислов. переходящих в стекло, кдж!кг
(табл. 13);
G;, G?, G3—весовые количества соответствующих окислов
в шихте, кг/кг ших,;
GUI --расход сухих шихтовых материалов, кг/кг ст.
Определим расход сухих шихтовых материалов GU1 на 1 кг
стекломассы и выход летучих
Z? . ЙХ) 1Л, /ООО.
Ш'
где Ge — количество
Gn,i — количество
(дг/100 кг
100 4- 6П11
стекольного боя, вводимого в шихту, %;
летучих продуктов дегазации в шихте, %
ших.)
При влажности шихты 2% количество сухой шихты равно 98%. Выход
летучих продуктов дегазации из 100 кг шихты, кг
Влага шихты М;О 2,00 WI00 кг
[Ъчок (и. 11-11, ^0,3’6) СО.. 55,8-0,003-0,98 0,16
[49
Доломит СО; - 10,8'0,453'0,98 = 4,79 лггДОО кг
Известняк СО; = 6,10,429-0,!)8= 2.56 >
Сульфат 64 (CaSO4)SO... = 11,3'0.045-——'0,98 = 0,24 1 £U
» 64 (MgSO,) SO; = 11,3 0.0214'——'0,98 = 0,13 12vt3
* 64 (Na5SO4) SO2 -- 11,3'0,888'——-0,98 = 4,43 > 142
» NaCl = 11,3-0,0366.0,98 = 0,41
Сояа 44 (CaCOjlCOi = 14.8-0,0038'-^-.0,98 = 0,02
» 44 (MgCOjCOs = 14.8.0,0002'—— 0.98 = 0,02 84,3
» 44 (Ka,.CO3) CO; = 14,8 0,9822.-——'0,98 - 5.88 » 106
> NaCl = 14,8.0,0095'0,98 = 0,14 >
Антрацит 44 (C, + 0;) CO; =-0,53-0,98 0,86'—— -1,64 >
(здесь кислород поступает от разложения сульфата)
Всего: <7П,Д =- 22,42 кг/100 кг
из них; СО-, = 0.1507 кг/кг ших.
0,1507
или СО; ----------— = 0,070 нм3/кг ших:
1.977
SO, — 0,0-18 кг.кг ших.
0.048
или SO; = - 0.017 нм\кг ших.,
1ЦО — 0,02 к г /кг ших,
0.1)2
или Н2О — — 0,025 нл’хг ших,
О, Ын
Расход сухих шихтовых материалов составляет;
100
°" - 1ST» - °'9Й "••
Сй = 26-0,965 = 25,1 % (от стекломассы).
Расход тепла ыа получение CaSiOj из СаСО3 (известняка и соды)
составляет:
— ?^Сс,оСш = 1537 0,0-33'0.965 = 43,9 кдж/кг сг..
где qx = 1537 кдж/кг ст. (см. табл. 13);
150
(7Са0 (известняк) = 0,061 -0,5462'0,98 - 0,0327 кг'.кг ших.,
<?СаО (сода) = 0,148.0,0037.0,56-0,98 = 0,0003 кг/кг umx.
Вфго: бСг0 = 0,033 кг/кг ших.
Расход тепла на получение Na1SiO3 из Na;,CO3 (соды)
9s = 9526 NJ1OGUI = 952'0,0834'0,965 = 76,6 кдж/кг ст.,
где йм.о = °, '48.0,9822 0,586 0,98 -- 0,0834 кг.кг ших.
Расход тепла на получение Na5S103 из Na.SO^ (сульфата)
93=3467 6МагО6ш=3467'0,'0428'0.965=143,5 к+лс/кг ст.,
где NajO^O, 113 • 0,888 • 0.436 • 0,98=0.0428 кг/кг ших.
Расход тепла на получение MgSiOj из MgCOj (известняка, сульфата и
соды)
9^ - 3467GV(jrO6ut = 3467<О,0015'0,965 =15.0 кдж/кг ст..
где GMg0 (известняк) = 0,061-0,0103.0.98 = 0,0006 кг/кг шцх..
°Л1ЕО (сульфат) = 0,113-0.0214-0.334.0,98 - 0,0008 лгг.'/сг ших,.
GMb0 (сода) = 0,148.0,002.0,479.0,98 = 0.0001 кг/кг ших.
В с е г о: <7Mg0 = 0,0015 кг/кг ших.
Расход тепла на получение CaMg(SiOj)i из доломита
9;, - 2758<7СаМгО1<7щ = 2758.0,0546'0,965 145,2 кдж/кг ст..
где G СаМ(,О1=0.1°8 (0,311+0,2051) 0,98=0.0546 кг/кг ших.
Общий расход тепла
9С =48,9 -у 76.6 + 143,5 + 5,0+ 145,2- 419,2 кдж/кг ст.
Расход тепла на нагрев 1 кг стекломассы до 1400s при начальной темпе'
ратуре шихты /„=20°,
9м - ccte - (йшси,/н + GscM кдж'кг ст., (223)
где сс — средняя теплоемкость стекломассы, не содержащей окислов тяжелых
металлов [2],
сс = 0,672 + 0,000467 кдж/кг-град; (224)
ес - 0.672 + 0,00046-1400 = 1,316 кдж/кг-град..
Сю — средняя теплоемкость шихты; сш=0,963 кдж/кг град;
Q. — средняя теплоемкость стекольного боя.
Средняя теплоемкость стекла я интервале температур 0—5003 находится
по формуле [2]
сй_ 0,751 + 0,000265/ кдж/кг град. (225)
се = 0,751 + 0,000265-20 = 0,756 кдж/кг-град.
Более точно среднюю теплоемкость стекла можно определять по данным
состава стекла и следующих теплоемкостей окислов, образующих стекло,
кдж/кг град [2]
151
SiO, ВЛ, . Na:O СаО ВаО MgO
Со 0,712 0.879 1,068 0,628 0.272 1,026
КгО РЬО ZnO А1;Оз A S*O3 Sb-Oa
Сл 1,068 1,063 0,440 0,815 0,523 0.502
Зависимость теплоемкости от температуры выражается формулой [2|
Q~-c0(i 4- 0,000390 кдж]кг-град. (226)
Таким образом.
?J, -- 1,316-1400— (0,965-0,963-20 г’о. 251 (1,756-20) - 1517 дбл-.-'/сг ci.
Расход тепла на плавление шихтовых материалов (стекла):
q„, — 347<7|Ц (1 - (ТОЮ,,.*) кдж?кг ст., (227)
9,,., ™ 347-0,965(1 --0.2242) -259 ci.
Расход тепла на нагрев газов разложения до 1400’
<7газ = <7ro; -Wh,0 хдж,'кг-гра<1,
где ^ro3 ~ теплота нагрева COj+SOi
?RO, = VRO:cmcHo/ *дж!кг ст., (228)
V’R0; =0,076 + 0,017 --0.093 нм3/кг r!1Mx.;
Pro/”3239.1 xIm/h.-iP — энтальпия газов при I = 1400° (приложение 8);
9ro: = 0,093-0,955-3239.1 290 кдж.хг ст.;
<7t(;o ~~ теплота нагрева воды, включая испарение влаги шихты,
9н:о = ('/н:о6нго^ 25ш) </Ц| хдж-кг ст., (229)
где 4';|.о “0-025 нм^/кг шнх;
(К1О/ = 2559,3 кдж/нлр (приложение 8);
W — влажность шихты, %;
? Н..0 =(0,025-2559,3 + 25-2)-0,965 = НО хдж^кг ст..
Чгаз - 290 -•- [ 10 _ 400 хдж/хг ст.
Общий расход тепла на процесс стсклообразованил
- 419 + 1817 4- 259 + 400 “ 2895 кдж;кг. ст.
4. Потери тепла с уходящими продуктами горения
= нет, (230)
где Удым — объем продуктов горения, уходящих из
рабочего пространства печи, с учетом под-
сосов окружающего воздуха> нмя/сек,
/дым = сдым /дни— энтальпия продуктов горения при темпе-
ратуре уходящих газов, кдж/нм3
продуктов горения находится по
и от температуры газов и коэффи-
Приближенно энтальт
I — (-диаграмме в зависим
циента расхода возду-
ха а. Более точно энталь-
пия определяется по со-
ставу уходящих газов
(приложения 8, 9). Тем-
пература уходящих из
лечи газов зависит от кон-
струкции печи и темпера-
турного режима работы.
Обычно температурой
уходящих газов задают-
ся, исходя из практиче-
ских данных работающих
печей.
Объем продуктов го-
рения определяется по
формуле (50), где общий
коэффициент расхода
воздуха для длинных
туннельных печей прини-
м ается равным ao0ui =
Рис. 24. Потери тепла с уходящими гадами
туннельной печн в зависимости от темпера-
туры дымовых газов н коэффициента избыт-
ка воздуха:
Г — для мазута-, 2-ия генераторного саза
--4—5. При автоматическом регулировании перепада разреже-
ний между рабочим пространством н контрольным коридором
туннельных печей a06ni— 2,5—3,0. Этот вид потерь тепла состав-
ляет значительный процент в тепловом балансе печей н зависит
от коэффициента избытка воздуха, температуры уходящих га-
зов и вида сжигаемого топлива (рис. 24).
Вместе с продуктами горения топлива из рабочего простран-
ства печи уносятся продукты дегидратации и диссоциации мате-
риалов (СОо и Н^О) и пыль (унос) сухого материала, что обус-
ловливает дополнительные потери тепла с уходящими газами.
При полном разложении содержащихся в материале СаСО3 и
MgCO3 выделяется СО2
V со2=0,СН Рс (0,4СаО 4-0,553М§О^нЩ’? гсек, (231)
где СаО и MgO — содержание окислов в обожженном про-
дукте, %.
Количество гидратной влаги в материале находится ло фор-
муле
V'lho—0,0124Р<.(и. и. и.—СО2) нлс:,,сек, (232)
где л. п. п. — потери при прокаливании, °/о от веса сухого мате-
р и ал а;
COj — количество COj, выделившееся при декарбониза-
ции, %
СОг= 0,44СаСО3 -f- 0,522MgCO3% (233)
или CO,= 0,786CaO4-l,09MgO%, (234)
где СаСОз, MgCOj— содержание СаСОз и MgCO3 в сухих мате-
риалах перед загрузкой в печь, %.
Количество гидратной влаги, выделяющейся при дегидрата-
ции глин, можно определить по формуле [10]
V'ii,o = 0,00435A12О3-Ре нм^сек, (235)
где А1гО3 — содержание AUOs в сухом материале, %.
Количество гигроскопической и внешней влаги, выделяемой из
материала при его нагреве (в зоне сушки), составляет:
V'(i)O=0,0124Pc’zo нм2'; сек, (236)
где да —влажность материала (абсолютная влажность шлама,
остаточная влажность материала и т, п.), % от веса су-
хого материала.
Потери тепла с пылью, уносимой с продуктами горения г-
атмосферу, определяют по формуле
Qyw^ун^ун^л^ квг, (237)
где Gyn — количество уносимой из печи сырьевой пыли,
кг/сек (10]
6ук=Рс —I—п~ п—‘ р) кг‘;сек- (238)
у* 100 \ 100 v ’
oJU— количество уносимой из печи сырьевой пыли, % от
расхода сухого сырья;
р — степень полноты декарбонизации безвозвратного уно-
са; для вращающихся печей р = 0,3—0,6;
(.у([ — теплоемкость уносимой пыли; для цементнообжига-
тельных печей сУп=1.06 к.дж!кг • град;
/гпз - температура уходящих газов, град.
154
Если часть пыли уноса GyB возвращается в печь при темпера-
туре /воэ в количестве GyB, то
У у и = СуцСуд/воз КвТ. (239)
Расход тепла на дегидратацию и декарбонизацию уноса мок-
ко рассчитать по формуле (10J
Qye=6JB(23,78A|2O3 + 29,64CaO+17,CMgO)/«T, (240)
где А1аО3, СаО, MgO — содержание соответствующих окислов в
составе шихты, %;
б'н—количество сухих сырьевых материалов
в безвозвратном уносе, кг/сек.
5. Потери тепла вследствие неполноты горения
Унеп =г; Qihm + Укет, (241)
где Qihm — потери от химической неполноты сгорания, кет;
0ме.1 — механические (провал, унос, утечка) потеря топлива.
При нормальной работе горелок и форсунок при сжигании га-
за и мазута потери от химической неполноты горения близки к
нулю, если не требуется поддерживать специально атмосферу в
печи с присутствием СО.
При поддержании восстановительной среды в рабочем про-
странстве печи при обжиге изделий потери от химической непол-
ноты горения определяются по формуле
Q™„ = (1 26,5CO+107,6H2 + 358,2CHjUra3B кет, (242)
где СО, Не, СНа — содержание данных газов в печной атмо-
сфере, % ;
Vraa — объем сухих газов, нм3/кг топлива (нзр/н'ж3
газа);
В — расход топлива, кг/сек или н.ч3/сек.
Если приближенно принять, что на 1% СО приходится
0,5% Н2 при отсутствии метана, то по содержанию СО (%) в
дымовых газах потери от химической неполноты горения подсчи-
тываются по формуле
Qx = I21COU.B квт. (243)
Потери тепла от механической неполноты горения при сжига-
нии твердого топлива в слое (провал, унос) составляют пример-
но 5—10% от теплоты сгорания топлива. При факельном сжига-
нии топлива эти потери составляют не более 1,0%, тогда
QMex = 0,01/nQH/? кет, (244)
где m — принятый процент механической неполноты горения от
теплоты сгорания топлива.
155
6. Потери тепла через кладку в окружающую среду через
кладку стен и свода определяют по зонам, на которые разделено
рабочее пространство печи.
Для степ и свода печей непрерывного действия, работающих с
постоянными температурами в отдельно взятой зоне, тепловой
поток через поверхность кладки F (м2) в окружающую среду
определяется по формуле
(245)
или по формуле (80)
0.001 Or..
где ('‘газ “ /воз) — разность температур газов рабочего простран-
ства печи и окружающего воздуха, град;
он — коэффициент теплоотдачи от печных газов
(греющей среды) к стенкам внутри рабочего
пространства; при невысокой температуре (су-
хих газов) <х, — 7—]4, для смеси воздуха с во-
дяным паром а:--20—200, для печных газов
ct)-100—450 и для насыщенного водяного па-
ра без примеси воздуха а, = 9000- -
12 000 вт^м2 град [6].
Для высокотемпературных- пламенных печен расчетом опреде-
ляется температура внутренней поверхности стенки Z, ро форму-
ле (78) и тепловой поток по формуле (82) или (83):
Д ---— сумма тепловых сопротивления отдельных
слоев кладки;
,х — толщина слоя, л<;
Z — коэффициент теплопроводности, вт/м - град;
ct2 — коэффициент теплоотдачи от наружной по-
верхности стенок в окружающую среду
(рис. 25).
— ®«он "т" a.v
17 Л У/^У'
О— К у /„ - 1ао-, +-----—!— -------------—— — вг:'м~-град, (246)
- - ' ’ ‘| ul,j ‘ _ • Г * ’
где К--2,6 — для вертикальных стенок;
/(—3,3 _ для горизонтальных поверхностей при теплоотдаче
вверх (своды печей) и /(=1,6 — для горизонталь-
ных поверхностей при теплоотдаче вниз;
J56
г — степень черноты; для кирпичных стенок г. = 0,8—0.9,
для стального каркаса или листа е = 0.8, при по-
крытии поверхности светлой алюминиевой краской
е = 0,2[6];
(|1( Люз—соответственно температуры наружной поверхно-
сти стены н окружающего воздуха.
Коэффициент aj можно определить по упрошенной формуле
для температуры стены /„= 100—400° [6J
a2=(9,5-j-0,07/|l)(l -ф 0,2г») дт/лг'--град, (247)
где о — скорость ветра для
м!сек.
поверхностей на открытом воздухе.
Рис. 25. Номограмма для олреде.ченпя коэффициента тсплоотзлчи
aj = ai, +((., при свободном движении воздуха:
/ — для горизонтальной нолгрхногти. । «бра щгх ной вниз, — для uepTirK<i.7b
ний JiODi'PMiuciн; .? — дл% горизонтальной поверхности, обращенной 8»ер\
Для средних температур 1000 -1500’ туннельной печн темпе-
ратура наружной поверхности стенок находится в пределах 60—
300е, коэффициент аг---12 — 15 вт м ‘ град, а —=0,07.
Зп
Температура внутренней поверхности стен печей /, может
быть приближенно определена по температурному графику обжи-
га материала (изделии) для различных ‘зон (участков) печи.
1Й7
При известной температуре I, потери тепла через кладку пе-
чей можно определить но формуле (20)
Л _ 0,001 (f,
Чкл------------------------* WST.
Ki 54
у5- 4' V < •“ +()-07
Поверхность кладки F находится как средняя геометрическая
от внутренней ^вн и наружной Fn поверхностей
jC' = /jC'rZ'h-hj.
(248)
(249)
4,0 3,0 20 1,0 200 100 ООО ООО 1000 1200
' Потери тепла череа теину ^дт/мг Тегшература Ьутремеи гюбермаетрграЗ
F-нс. 26, График для определении потерь тепла через стенку непрерывно
действующих печей при температуре окружавшего воздуха 15°
Для печей больших размеров поверхность F считается по на-
ружным размерам.
Потери тепла в окружающую Среду не должны превышать |6].
Ц < 0,59 (/пр-|- 100) вт.(250)
где /П1( — средняя температура рабочего пространства цени,
град.
Максимально допустимый коэффициент теплопередачи через
стенку
К -% ———f 0,59 er • град. (25!)
/пр
158
Потери тепла теплопроводностью через стены печей можно
определить с помощью графика, изображенного на рис. 26. кото-
рый рассчитан для температуры окружающего воздуха /,10.-t=15o,
потери тепла от степы в окружающую среду — по формуле (246)
для вертикальной стенки.
Пример
Температура внутренней поверхности стены /=1300’, Стена двуслойная,
состоящая из шамота а, =460 л, .и и диатомита зг= 1 15 амь
Найти тепловые потери через 1 м2 стены.
Определяем приближенно средн|ОЮ температуру по весу слоя шамота
/,_ - 0,8/, = 0,8-131X1 !O10rj.
Для этой температуры находим но графину приложения 15 Z =
= 1,37 в г,'.я - град.
Тепловое сопротивление первого слоя
Находим приближенно среднюю температуру слоя диатомита
/С[)) —-0,5/ер> = 0,5-1040 = 520°.
Коэффициент теплопроводности диатомита (приложение 15) Х =
— 0.24 втЛч • град.
Тепловое сопротивление второго слоя
Су чма =0,335 + 0,478 -: 0.8,3 м3-грабит.
По графику рис. 26 находим потерн тепла через стеру q=1.45 /свт/лС, или
1450 вт/м2.
Температура наружной поверхности стены Ст—109°, Проверим темпера-
туру между слоями по формуле
/Е = /, - q — = 1300 - 1450 0,335 = 815°.
Средняя температура слоя шамота составляет:
_ 1057..
2
: этой температуры X, = 1,38 ет/х, • град.
Средняя температура слоя изоляции равна
815 4- ,09
--------- -462°,
^р, -
для этой температуры 7.2=0.23 вт/м • град.
159
Поправка на тепловые сопротивления составит:
£s 0.16 0.115
Т -: ТзГ °’533 м"град ЙГ-
Вторично по графику рве. 26 находим более точные значения </ = 1.4 кят.'лр;
М=1О0°.
Для вращающихся печей потери тепла корпусом в окружаю-
щую среду можно определить по графику рис. 27, рассчитанному
для печей, расположенных в закрытом помещении в зависимости
от температуры корпуса лечи [10].
Prlc. 27. Тепловые потери корпусам ирпщ.тго-
щейся печн в окру жующую среду (.тля за-
крытых поношений) при температурах
окружавшего воздуха 0, 30 п 60°
В приближенных расчетах можно принимать потерн тепла
корпусом вращающихся печен в окружающую среду в размерах
15—30% от теплоты сгорания топлива [10];
при мокром способе производства
QkoP^ (0,15 0,20)Q„B каг (252)
(печи с концентраторами шлама 12—14%);
при сухом способе
Qxop=^(0,15 0,30)QtlB кет, (253)
где В — расход топлива, кг/сек или нм3/сек.
7. Потери тепла излучением через открытые отверстия. Потери
тепла излучением через открытые отверстия или рабочие окна оп-
ределяют ио формуле
(?.,уч “-0,0057 j I—--) - - j 1 b'zz кет, (254)
У К 100 ! I 100 I J • ’
160
где Тяр, Тохр — температуры печного пространства, откуда проис-
ходит излучение, и окружающей среды, “К;
F — площадь сечения отверстия, л1;
Ф—коэффициент диафрагмирования, который опре-
деляется по графику рис, 28;
г — продолжительность открытия окна, ч.
Значения *“(—ню *-)* пРивеДсны в приложении 32.
8. Потери тепла от утечки газов через открытые отверстия оп-
ределяют по формуле
Qsu6— выв^глэ WTI
(255)
где' 1ГМ — энтальпия выбивающихся газов при данной температу-
ре, кдж/нм3;
Упыб — количество газов, выходящих из отверстия, нм3/сек.
Рис. 28. График для определения коэф-
фициента днаграфмнроваиия:
/ — прпноугольное иытякутос от перстне; 1 —
прямоугольное отяергтне (2; II: J - квалрвг-
вое отверстие; 4 — круглое отверстие
Количество выбивающихся газов через щель, расположенную
горизонтально, определяют по формуле
/Я СрВПЛ Р;’ЯЭ^
--------— м31сек, (256)
?г*3
где F—площадь сечения отверстия, ж®;
Н — высота от уровня нулевого давления в печи до
середины отверстия, м;
Рвоэ, ргаз —плотность соответственно окружающего воздуха
и выбивающихся газов, кг/м3;
2,74 — коэффициент, равный произведению коэффициен-
та расхода струи (0,62) на V 2g.
II. Заказ М? К*6719,
1й
Количество выбивающихся газов зависит от скорости истече-
ния из отверстия, равной
у = 0,621/ -?р м/сек,
К ?газ
где p = gH (раоз— Ргаэ) Поэтому
v = 0,62 /2J 1/ м/сек.
V Pros
Для отверстий, вытянутых в высоту (вертикальная щель), ко-
личество выбивающихся газов при той же средней высоте Н (л)
в 1,5 раза меньше, следовательно,
^вый= 1.837=* 1/ м/сек. (257)
Г Ргаа
9. Расход тепла на нагрев транспортирующих устройств. При
продвижении вагонетки вдоль печи ее футеровка постепенно На-
гревается сверху. Однако полного-прогрева футеровки в туннель-
ных печах до стационарного состояния э большинстве случаев не
наступает. Средние температуры по массе футеровки составляет
примерно (0,6 -5- 0,85) (и.п, где (и,п — средняя температура |по
массе футеровки при ее прогреве' до стационарного состояния.
При многослойной футеровке тепло, аккумулированное футе-
ровкой вагонеток, определяется для каждого отдельного слоя по
формуле
QrpG<j, (chfK СиЛО + G^ (с«4 Сн^з) * - кет, (258)
где Оф. Оф— масса слосв футеровки вагонетки, кг/сек. При
многослойной футеровке масса вагонетки под-
считывается для каждого слоя в отдельности
( (кг), затем умножается на величинугде
obvU
v — скорость движения вагонеток, которая оп-
ределяется по формуле (139);
с?;, сн7'—начальное теплосодержание соответствующих
слоев футеровки при входе в печь, кдж/кг;
обычно в расчете среднюю начальную темпе-
ратуру слоев футеровки принимают равной
40—50°;
~ теплосодержание соответствующих слоев фу-
теровки вагонеток, в конце рассматриваемого
периода нагрева при средней температуре со-
ответственно С и /к, кдж/кг.
462
Для определения средних температур Л( каждого слоя фу-
теровки в конце нагрева (или за весь период обжига и охлаж-
дения) необходимо рассчитать распределение температур по
толщине кладки, подобно расчету прогрева печной стенки при
нестационарном тепловом потоке.
Для полностью прогретой футеровки до стационарного со-
стояния средняя температура каждого слоя определяется по
температурам на границе каждого слоя
И т. д.
2 2
При неустаповившенся тепловом потоке, когда футеровка
аккумулирует тепло, распределение температур по толщине
кладки определяют методом конечных разностей, рассмотрен-
ным в предыдущей главе. Приближенно аккумуляцию тепла
футеровкой вагонеток можно рассчитать по формуле
<?гр=(°>65 0.85)£бфСЛ.с Квг, (259)
где /ц.с — средняя температура слоя футеровки, рассчитанная
для прогрева до стационарного состояния, град.
При расчетах количества тепла, уносимого вагонетками из
печи, и количества тепла, отданного вагонетками в зоне охлаж-
дения, необходимо учитывать, что значительная часть аккуму-
лированного тепла остается в вагонетке при выходе из печц. Для
определения средней температуры по массе отдельных слоев
при охлаждении вагонетки следует выполнить расчет методом ко-
нечных разностей для всех зон туннельных печей, включая
зону охлаждения.
Для периодических печей, стенки которых прогреваются в
период подъема температур в печи и охлаждаются вместе с
обожженным материалом, расход тепла на аккумуляцию рас-
считывается таким же методом.
За период т (ч) средний расход тепла на аккумуляцию клад-
кой периодически действующих печей определяется по формуле
= У квт- (260)
где С1:л — масса кладки (отдельного слоя), равная произведе-
нию объема кладки на плотность
6 нл — клйк.1 KZ,
с„б< — конечное теплосодержание нагретой кладки до темпе-
ратуры flt, кдж!кг\
— начальное теплосодержание кладки при температу-
ре Gb кдж/кг.
163
Переход нестационарного процесса нагрева стены в стацио-
нарный процесс происходит при
—-—(261)
2У« .
где $— толщина стенки, л;
а — коэффициент температуропроводности, м2/ч;
t — продолжительность нагрева стены, ч.
При отношении—^—>0,6 степа аккумулирует тепло [6].
2 У at
Количество тепла, аккумулированного 1 мг кладки за пе-
риод т (ч), можно определить по формуле [6]
9,кк=7,2Х(*в — Q 1/ —— кдж/м2. (262)
10. Тепло, отводимое на сторону. Для печей (туннельных),
имеющих зоны охлаждения, количество охлаждающего возду-
ха, подаваемого в печь, определяется из расчета охлаждения
обожженных изделий до температуры 60—100°. Обычно в высо-
котемпературных печах это количество воздуха не может быть
полностью использовано в зоне обжига для сжигания топлива,
поэтому его отбирают для сушил. Значительная часть горячего
воздуха теряется при выбивании через неплотности песочного
затвора и в стыках вагонеток.
Количество тепла, отводимое из зовы охлаждения на сторо-
ну (для сушил) с горячим воздухом, определяют из теплового
баланса зоны охлаждения
Qcyw = Qnpm Qpicx s Иaoi/воз МГ, (263)
где V.O3 — объем воздуха, нм^сек-,
(поз—энтальпия при температуре отводимого из печи го-
рячего воздуха, к.дж!нм* (приложение 9),
11. Потери тепла с конвекционными потоками стекломассы
£?кои> = У/1 - С^)п кет, (264)
где 6СТ - количество сваренной стекломассы, кг/с^к;
6, h — температуры потоков стекломассы, попадающих и
возвращающихся в варочную часть печи, град',
ci, Ct— средние теплоемкости стекломассы между О’ н 1, н
между 0’ и it, идж!кг • град,
п. — коэффициент потока стекломассы.
12. Неучтенные потери тепла. В отдельных случаях очень
трудно с достаточной точностью рассчитать расход тепла на
недожог топлива, потери тепла от утечки газов из рабочего про-
(64
страпства печи и т. п. Поэтому в расходные статьи теплового
баланса вводятся неучтенные потери тепла, которые принимают
равными 3—5% от теплоты сгорания топлива,
— (0,03 0,05) С?и В Квт.
При точном расчете теплового баланса неучтенные потери
тепла исключаются. Вообще вводить в баланс неучтенные поте-
рн тепла нежелательно.
Суммируя полученные величины расхода тепла и приравни-
вая их к суммарной величине прихода тепла, находят по урав-
нен it ю баланса расход топлива В (кг/сек или нм^сек). Далее
определяется удельный расход тепла или условного топлива
для сопоставления полученного результата с практическими
данными работающих печен того же типа.
На основании результатов расчета составляется таблица
теплового баланса по зонам и общего баланса тепла на всю
печь.
При составлении таблицы теплового баланса печн может
оказаться, что сумма расходных статей будет отличаться от
суммы прихода тепла. Это объясняется неточностью расчета
отдельных статен за счет округления полученных значений.
Поэтому несоответствие прихода и расхода тепла учитывается
невязкой баланса в расходных статьях, которая может быть со
знаком плюс или минус. Допустимая величина невязки не бо-
лее 0,1%.
Коэффициент полезного действия печн. Тепловой баланс пе-
чи позволяет оценить качество ее работы, экономичность по
расходу топлива н степень использования вводимого тепла.
Коэффициент полезного действия печн представляет собой
отношение полезно затраченного тепла на технологические про-
цессы к вводимому количеству тепла от горения топлива, т. е.
к. п. д. печи показывает, какая часть от вводимой тепловой энер-
гии топлива расходуется полезно на тепловую обработку мате-
риала
_ Qnojt _ О1< + Qttcn 2- Qt -г Qwc + Фгидч
Crop Qrop
К. п. д. печи представляет собой условную величину и
вать величины т)п двух нечей можно лишь при условии
их по одной методике.
Для оценки тепловой работы печи пользуются также коэф-
фициентом использования топлива (к. и. т.). К. и. т. назы-
вают отношение количества тепла, переданного рабочему про-
странству печи и обрабатываемому материалу, к введенному
количеству тепла от горения топлива. К. и. т. показывает, какая
доля тепла, подведенного с топливом, передается печи к харак-
(265)
сравни-
расчета
16S
' V '
термзует эффективность работы топливбсжнгающих устройств,
эффективность использования тепла отходящих газов в рабочем
пространстве печи и за его пределами, если воздух, идущий для
горения топлива, подогревается за счет тепла отходящих газов
и нагретого материала в зоне охлаждения печн
С?прих — У ух Рпс.т Оппт
° |Л6>
где Спот — потери тепла рабочим пространством печи, которые
переданы рабочему пространству, но не используют-
ся в нем на тепловую обработку материала, кет.
Используя расчетные данные теплового баланса, имеем:
(Огор + ФтОП !’ У»0з) (С?лым УяСП + Осущ)
’/]нл=---------------------------------------. (2Ь7)
Угор
К- и. т. больше, чем к, п. д. печи, па величину относительных
потерь тепла рабочим пространством
= (268)
Qro [>
Чем меньше разность ^н,т —т;п = ,тсм экономичнее
Ого»
по расходу топлива работает печь.
I уч. град
Рпс. 29, Записимость
коэффициента исполь-
зования топлива от
температуры уходя-
щих газоа
Величина к. и. т. зависит от тепло-
творности топлива, от степени подогре-
ва газа и воздуха за счет тепла отхо-
дящих газов или нагретого материала
(возвращенной части тепла топлива),
от температуры отходящих газов, от
коэффициента избытка воздуха и от
качества сжигания топлива, влияюще-
го на Q.ien- При одном н том же виде
сжигаемого топлива к. п. д. будет тем
выше, чем выше температура подогре-
ва воздуха, идущего для горения, ниже
температура уходящих газов н мень-
ше коэффициент избытка воздуха
(рис. 29).
§ 3. Приближенное определение
расхода топлива
Для приближенного определения расхода топлива обычно
пользуются практическими данными удельного расхода тепла
или удельного расхода условного топлива. Эти данные зависят
166
от типа печи, ее конструктивных особенностей и режима рабо-
ты. В табл. 14 приводятся данные по расходу условного топлива
и удельному расходу тепла на обжиг различных изделий в ка-
мерных печах [1]. Большой расход тепла на обжиг изделий в
печах периодического действия объясняется большими потеря-
ми тепла с отходящими газами (35—50%) и расходом тепла на
аккумуляцию кладкой печи (5—25%). В сумме потери тепла с
отходящими газами и на аккумуляцию кладкой периодических
печен составляют 40—75% от общего расхода тепла.
Удельный расход условного топлива в кольцевых печах при
обжиге красного строительного кирпича составляет 110—150 кг
на 1000 шт. кирпича. При обжиге шамотных изделий в кольце-
вых печах удельный расход условного топлива равен ]0—12%.
Таблица и
Расход топлива на обжиг различных изделий в камерных печах
Обжигаемые нлделня Удельный расход услоп« кого топлива, % Удельный расход тепла. лдм/кг
Шамотный кирпич 20- 28 5 860—8 370
Фасонные шамотные изделья .10-40 8 800-11 700
Динасовые изделия .35—10 10060-11 700
Высокоотнсупорпые материалы ц iipo.Bg. ционный кирпич 35-70 10 000—21 800
.Магнезитовые изделия 50-60 14 600-17 600
Санитарный фаянс 35- 40 10 (XX)— и 700
Вторичный обжцг фаянсовых изделий . . 15-25 4 400- 7 300
Па обжиг изделий в газокамерных печах расходуется при-
мерно такое же количество топлива, как и в кольцевых печах,
т. с. при обжиге:
шамотных изделий , . [О—[2% (2930—3520 кдж'кг)
динасовых изделий . . 15—20% (4400—5860 кдж/кг)
канализационных труб . . 20% (5860 кдж/кг)
Для туннельных печей удельный расход топлива на обжиг
выражается следующими величинами [1], [2]:
шамотные изделия . . . красный кирпии .... фарфоровая посуда . . фаянс черешща Динас магнезитовые изделия . абразивы метлахские плитки . . . фарфор электротехниче- ский ( 8-14% (2340 -4100 кдж/кг) 4—6% (1170—176Л , ) 16-60% (4680-17600 . } 20-37% (5860-10800 „ ) 5-7% (1420-2050 . ) 18-20% (5270—5860 , ) 20-22% (5860-6450 ) 16—22% (4680-6450 * ] 18-25% (5270-7300 ) 25—50 И (7300-14600 , )
167
Некоторые данные по расходу топлива для различных кон-
струкций печей приводятся в приложениях 20—30. Приближен-
но расход топлива можно определить но приведенным ниже фор.
мулам |2]. Для стекловаренных печей расход тепла на I м3 ва-
рочной части бассейна ванной печи или пода горшковой печц
можно определить по формуле
Q = B (QS +/<?»)« ^т/м\ (269)
Рис. 30, Расход тепла на процессы стек-
лообразовании в зависимости от состава
шихты it количества бон (в % от веса
стекломассы)
рис. 31, Потери тепла ванной стек-
ловаренной печью и окружающую
среду
где QJJ —теплота сгорания топлива, вводимого в печь или на
клапан, кдж/нм3 или кдж/кг;
Q<t, — физическое тепло горячего генераторного газа,
кдж/нм3 (для холодного газа Q,p«0);
/ — коэффициент: для газа, подводимого к клапану реге-
неративной печц, / = 0,3; для топлива, в подл м ого не-
посредственно в печь, f= I:
В — расход топлива, считая'на I м3 зеркала варочной ча-
сти бассейна или пода горшковой печи, нм3/м3 • сек
или кг/м3 •сек.
р — съем стекломассы на ! ж1 варочной части бассейна
или пода горшковой печи, кг/м3- сек;
Уст — расход тепла на процесс стеклообразовання. кдж/кг;
Чсир — потерн тепла печью в окружающую среду, отнесенные
к 1 ж* варочной части бассейна или пода горшковой
печи, кат/м3;
J68
А,— доля тепла, теряемая с отходящими газами; для ван-
ных печей ft, = 0,2—0,3; для горшковых ft, = 0,25—0,35;
ft2 —коэффициент увеличения потерь тепла при температу-
ре кладки выше 1400".
Расход тепла на процесс стеклообразовання при температуре
стекломассы 1200° в зависимости от состава шихты и количества
вводимого боя, а так?кс значения коэффициента fti приведены
на рис. 30 fl], [2). Зависи-
мость qni!p от размеров пан-
ной печи приведена на
рис. 31 I1LI2J.
Расход тепла па горшко-
вую печь (для сортового
стекла) в зависимости от
объема рабочей камеры
приближенно можно опреде-
лить по графику В. А. Кузя-
ка (рис. 32) [I]. (2]. График
доказывает максимальный
расход тепла. Средний рас-
ход тепла за цикл 24 ч будет
в 1,3—1,5 раза меньше мак-
симального. Для печей с
циклом работы 48 ч кривая
соответствует среднему рас-
ходу тепла (при температуре варки около 1460°).
Удельный расход тепла можно определить по формуле Д. Б.
Гинзбурга fl]
Рис. 32. Расход тепла на горшкоиую
стекловаренную печь в зависим ости
от размеров рабочей камеры
9 + :---
—, i я»__________Р кдж;кг.
Р I - *1*2
(270)
Удельный расход тепла, отнесенный к I я2 варочной части
ванной печи, примерно равен 80*-120 квт!м2 варочной части; с
учетом потерь тепла в газогенераторе при газификации топли-
ва— 100— 145 кет!#2. Для горшковых печей удельный расход
тепла несколько выше и составляет примерно 100—IG0 ь'вт/,нг.
считая на ] я2 пода печи; с учетом потерь тепла о газогенера-
торе— 120—180 квт!м2.
Часовой расход топлива выражается формулой
Д ~~=нм3/ч (кг!ч), (271)
Qk Чн
где Р — производительность печи, кг/ч;
F — площадь варочной части -бассейна, м2\
Qlt — теплотворность топлива, кдж!нм2 (кдж/кг).
169
I
I .
Для1 вращающихся ^ечей при обжиге цементного клинкера
расход топлива приближенно можно определить с помощью фор-
мулы (152), зная Qlf,
В — —------нм? [сек (кг сек) (272)
или
В нм?]ч (кг/ч), (273)
Qh
где Р — производительность печи, кг]ч:,
q— удельный расход тепла, кдж/кг, клинкера, который при-
ближенно можно определить по формуле Д. Я. Мазу-
рова [10]
4 = 4187 ^~-^~^—^кдж!кг кл., (274)
где Gc — расход сухого сырья с учетом безвозвратного уноса,,.
кг/кг кл.;
Аж— поправка на влажность шлама [см. формулу (158)];
D — диаметр печн по кожуху, м.
§ 4. Пример расчета теплового баланса печи
Топливо — саратовский природный газ. Влажность шлама 38%.
Размеры печи 4,5Х J70. Производительность лечи 50 т/<
Состав сырьевой шихты, %
СаО МКо АЬО, П.л.п,
42,9 1,4 3,0 38,1
Определить расход топлива п тепловой баланс вращающейся печн для об-
жига цементного клинкера. Расчет горения топлива рассмотрен в гл. 11.
Приход тепла
I. Химическое тепло от горения топлива:
Qrop - Q„8 - 35 485В квг,
где В — расход топлива, ял’/сек;
Qh — тепло сгорания топлива; Qi, = 35 485 кдж/нм*.
2. Физическое тепло воздуха определяем ио формуле (202). Считаем, чго
весь воздух, необходимый для горения, поступает в печь из холодильника е
170
температурой 400’. По расчету горения топлива 1а =11,48 нмэ/нжэ; энтальпия
i’ _ 535.9 кс7</м-*‘3 (приложение 9}. тогда
<?»оэ = /-Хоз8 = 11,48-535,98 -- 6150В кет
(физическое тепло холодного природного газа не учитываем).
Расход тепла
I. Расход тепла па нагрев материалов определяем по формуле (204)
(?н =- Р£к<к-РсГкЛ> - 13,9-1,05-1250 - 1,62-13,9-0,875-15 - 17 904 кет,
где -1250° — температура клинкера при выходе из печи;
ги = 1,05 кджр-г. град (приложение 17);
/., = 15°;
с« = 0.875 — теплоемкость сухого сырья, кдж/кг • град;
1,62 кг/кг кл. — расход сухого сырья при п. и. п,=38,1%.
100
Рс —-------------Р .--. 1, 62Р кг)сек,
с 100- 38,1
Секундная производительность печи
50 000
Р --тг-—— 13,9 кг[сек,
3600
2. Расход тепла па испарение влаги. При относительной влажности шлама
К’=38%, количество испаряемой влаги находим по формуле (205)
38
wB„ = 1,62-13,9 ——— = 13,8 кг1сек.
IUU •— ОО
При температуре уходящих газов /у1 = 200° по формуле (206) находим
расход тепла на испарение it перегрев влаги до температуры уходящих газов
(304 4 \
2500 + ЛГёб-Г ~ 4'2'15)‘13,8 “ 38900 квт'
где 304,4 — теплосодержание водяных паров при /ух=200<> (приложение 8),
3, Расход тепла на клинкерообразованне. Пример расчета теплового эф-
фекта клинкерообразоиапия был приведен выше. В данном случае восполь-
зуемся для расчета приближенной формулой (219). Состав сырьевой шихты
задан.
= GI (4,25 А1..О3 + 29.64 СаО + 17,0 MgO) - 285 кдж/кг кл.,
Р
где G! — —— — 1 62 кг1Кг кл;
Р
1,62(4,25-3,6+29,64-42,9+ 17,0-1,4)-285=1840 кдж!кг кл.
По формуле (207) находим;
<?х,,м - 1840-13,9 = 25600 кет.
4. Потери тепла с уходяшими продуктами разложения. Количество уходя-
щих продуктов разложения СОз определим по формуле (231)
vco, = 0,01-1,62-13,9 (0,4-42,9 + 0.553-1.4) - 4,03 нм^сек.
171
Количество гидратной влаги в материале находим по формуле (232)
VHjO = 0,0124-1,62-13,9(38,1 - СО,) кл’/дос,
где СО3 определяем по формуле (234)
СО. = 0,786-42,9+ 1,09-1,4 = 35,2«,
тогда ИН1О — 0.28(38,1 -35.2) = 0,81 нж'/сед.
Находим потерн тепла с уходящими пр оду к та»! и разложения при G»"
=200’ (энтальпия находится по приложению 8)
Сл« = ^co/cOi + “ ^>03-357.6 + 0,81 -304,4 -: 1686 кат•
5. Потери тепла с уиосом. Принимаем общий унос сухого материала 10%.
нз пего 8% возвращается я исчь при температуре 50*. Степень полноты декар-
бонизации уноса принимаем ₽-50%. По формуле (238) находим обшнй унос
Gy,i = 1,62-13,9 - 0.5 = 1.82 кг/сек.
Возвращается обратно в печь
Gj„ =0,8-1,82= 1,46 ма/сек.
По формуле (237)
QyH - 1,82-1,06(200 - 15) - 1.46-1,06-50 = 280 кат.
Расход тепла на декарбонизацию н дегидратацию уноса, выбрасываемого
в атмосферу, по формуле (240) составляет:
QJH 0.2-1,82(23.78-3.60 + 29,64-42,9+ 17.0-1.4) = 506 кат.
Продукты дегазации уноса, уходящие с дымовыми газами.
«0,1-0,5(?мс =0,1 -0,5-1686 = 84 кат.
Общие потери тепла с уносом составляют:
280 -у 506 + 84 =т 870 кат.
6. Потери тепла с уходящими продуктами горения. Объем продуктов горе-
ния VaUM = BVaHjfil4. 1/а = 12,5 нм’/нзр (см. расчет горения природного газа).
Теплосодержание уходящих дымовых газов при Г‘>Е—200с‘ находим по прило-
жению 9. isми—275,5 кдж/нм?. Тогда по формуле (230) определяем потери
тепла с уходящими продуктами горения
(?;ым = 12,5-275,5В = 3440В кат.
7. Потери тепла через кладку в окружающую среду. Потери тепла о ок-
ружающую среду корпусом вращающихся печей зависят от толщины футеров-
ки. вида огнеупоров, применяемых для футеровки, величины слоя тепловой
изоляции и температуры в печи. В эоне высоких температур для футеровки
применяют пысокогдиноземистый кирпич, тальк или хромомагнезит: в зонах
более низких температур—шамот и в холодном конце печи — клtinкероце-
ментный бетон. Поэтому для подсчета общих тепловых потерь печь по длине
разбивают на отдельные участки.
Рассмотрим расчет потерь тепла в окружающую среду для зоны высоких
температур. Разметы печи заданы. Средняя температура на рассматриваемом
участке внутренней поверхности футеровки может быть определена по темпе-
ратурной кривой обжига.
172
Допустим, что для рассматриваемого участка печи G= 1330е. Футеровка
хромомагнезнтоваи толщиной s—230 мм, слой изоляции из шамота толщиной
55 мл. Температура окружающего воздуха />Оэ—15*
В данном случае для лечи отношение наружного диаметра к внутреннему
меньше двух. т. е.
D.. 4,5
—- =-------------- 1.05,
£>„ 4,165
поэтому расчет можно вести как для плоской стенки.
Определим тепловые сопротивления слоен, задаваясь средними темпера-
прами Гср,-0.8-1300-1060’ и /tPi = 530*.
Коэффициент теплопроводности определись по графику приложения 15;
Xi — 1,63 eriM'tpad (хромомагнезит); Ai-0,54 вт/м-град (шамот р—1,2);
)-1=47 вг/м-град (сталь)
0.23 а, 0,065 я л „
~~ = у , = 0.141 м*-град1лт, — = ~ " = 0,12 град^т;
A j I t иЗ л-j V * □ •
— '^1, = о,00085 лг-град1вг; \\ = 0,262 л->град1»т.
Aq 47 —А
S
По графику рис. 36 дли /[=1330° и Xу — 0,262 находим температуру на-
ружной поверхности корпуса /„=220*. потери тепла ?оир—4,35 Karjn3.
Тепловые потери корпусом печи в окружающую среду можно также опре-
делить по графику рис. 37. если известна температура корпуса. Так. для
/к=220" тепловые потерн составят (при /.м—15’) ?0„p“4,4 квт/ж1.
Для расчета общих потерь тепла корпусом лечи необходимо определить
среднюю температуру корпуса, считая на всю лечь, или рассчитать тепловые
потерн по зонам н затем полученные результаты суммировать.
Принимая среднюю температуру корпуса печи 200* и температуру ок-
ружающего воздуха 0*. находим по графику рис. 37 тепловые потери в окру-
жающую среду $оир=4.2 кат/жг.
Тсплоотдакидая поверхность корпуса равна;
F — я4,5-170 = 2400 ж1, тогда Q0K₽ = 4,2-2400 = 10 100 кат
8. Неучтенные потери тепла вследствие неполноты горения топлива, выби-
вания газов и излучения через отверстии в головке печи находим по
формуле
Ркеучт& 0,02QHB кат = 710В кат.
Составим уравнение теплового баланса и определим расход топлива
QnpHx -— Prop I’ Qbos — 35 485В 4- 6150В — 41 бЗоВ,
Qp*CK Qu + Qum + Qxhu + Q««c + Рун 4- Qmuc + Q«Kp +Q«ty‘ir-
Qp.M --- 17904 + 38 900 + 25 600 + 1686 + 870 + 3440B + 10 100 + 710B.
(?r,cil = 95060 + 4I50B = QdpHx = 41 635B.
Секундный расход топлива будет:
95080 _
В ~ п хя- — 2,535 нм31сек,
о/ ЧБО
173
Таблица 15
Таблица теплового баланса
Наименование статья Количество тепла
A'j?r нежчг *«
Приход тепла
1. Тепло горения топлива Огоц = <?,гВ 89 955 6460 85,2
2. Физическое тепло воздуха Qboi = 1*8 15 591 1120 14,8
Всего.. . Расход тепла J05 540 7580 100,0
1. Нагрев материала . ... . Q» — Р с^нЛ| 17 904 1287 17,0
2. Испарение влаги (?исп = (2500 + _Ль®_-4,2.15)®ия 0,804 38 900 2790 36,8
3. Тепло клиикерообрззоааиия <?х =<7^ 23 600 1840 24,3
4. Потери с уходящими продуктам» разложения Одно ~ ^c0/C0t 1686 121,5 1.6
5. Потери тепла с уносом - QyH + <?;. + 6. Потери тепла с уходящими продуктами го- 870 62 0,8
рения . Од N м — V а д и м В 8720 026 8,2
7. Потери тепла ц окружающую среду Qoi<p = fe(f]—f„) F 10 100 727 9,6
8. Неучтенные потери Q|I е у ч у —OjO^QuB 1800 129 1,7
Невязка -34 -2,5 0,0
Итого: 105546 7580 100,0
17-1
Часовой расход топлива составляет: В' = 9120 нм*/ч.
Результаты расчета сводим в таблицу теплового баланса (табл. 15). Для
определения удельного расхода тепла в кдж/кг клинкера необходимо количе-
ство тепла в кет разделить па секундную производительность печи.
Удельный расход тепла, внесенного топливом,
SQ„ 9120-35485
7 = ~ = 50 000' ’ = 6460 К8ж!'(г
Удельный расход условного топлива
6460-100 „„
6 " 29 300 '
Определяем удельный расход тепла по приближенной формуле Мазуро-
ва (274):
безвозвратный унос сухого сырья находим по разности
°ун- СуН 1.82 - 1,46 Л ,
-----Р-------------13~9----=0 026 кг>кг кя--
расход сухого сырья с учетом безвозвратного уноса будет равен:
С7с = 1,62 + 9,026 = 1,646 кг /кг кл.
Поправку на влажность шлама рассчитаем по' форм^е (158)
38-35 !
Ди> - = 0,0484,
100—38
тогда удельный расход тепла составит:
„ / 2 + 1,046'0,0484 \ / ,
<? „4187'------ -----------' .....
) 7
По расчету теплового баланса выше был оправлен расход топлива. Одна-
ко с помощью теплового баланса печи можно йти и другие, интересующие
нас величины, например температуру на грани зон печи, количество возду-
ха для подачи п зону охлаждения (или х плодил j(hhk) и другие.
Для того чтобы рассчитать кривую тенп^татур обжига, лечь разбивают
на участки и для каждого участка в отдельно и составляют тепловой баланс,
в котором неизвестной величиной служит тем ратура газов, поступающих из
одной зоны (участка) в другую. Эту температуру находят с помощью
Г—/-диаграммы по теплосодержанию газов, покидающих данную зону или
участок печи.
При расчете температурной кривой длинные вращающиеся печи разбива-
ют на следующие участки, начиняя с участка подачи топлива в печь:
Для печей сухого способа обжига печь разделяют на зоны охлаждения и
спекания, экзотермических реакций, декарбонизации и подогрева соответст-
венно температуре поступающего в лечь материала.
Зана
Температура материала, град
Охлаждения и спекания
Экзотермических реакций
Декарбонизации ....
Подогрева . . ........
Дегидратации .........
Досушки ..............
Испарения........ .
1350-1450-1350
1350 —950
950—750
750-500
500—250
250—100
100-15
175
Глава VI.
РАСЧЕТЫ ТОПЛИВОСЖИГАЮЩИХ
И ТЕПЛООБМЕННЫХ УСТРОЙСТВ
§ 1. Расчет топок, горелок и форсунок
В топках, представляющих собой замкнутые камеры опреде-
ленного объема, можно сжигать любое топливо: твердое, жидкое
и газообразное. Твердое кусковое топливо обычно сжигается на
колосниковой решетке в слое. При расчете слоевых топок опреде-
ляются площадь колосниковой решетки и объем топочного про-
странства по следующим формулам:
BQP
Qf =0,278 ——- ет;лс\ (275)
f
вор
= 0,278 ~~вт1м\ (276)
где В — расход топлива, кг/ч;
f — площадь колосниковой решетки, м\
— теплотворность топлива, кдж/кг;
V-,— объем топочной камеры, ж3;
Qf и Qv — тепловые напряжения колосниковой решетки и
топочного пространства, значение которых для
топок, печей и сушил приводятся в табл. 16.
вт1мг и в^я?.
Таблица 16
Тепловые напряжения топок с горизонтальной колосниковой решеткой
Вил топлива Qf , KSrlM* Q V ,
Тонка для сушил Touxa ins печей
Каменный уголь 600-700 290- 350 580-700
Антрацит сортированный 660—765 290—580 700-820
Антрацит несортированный . . . 460-580 290—350 580—700
Бурый уголь 580-785 290—350 580—700
Природный газ 230—290 —«
Мазут . — 230-350 —
176
Размеры топки по длине и ширине определяются конструктив-
но, исходя из условий удобства их обслуживания (длина не бо-
лее 2 л, ширина одной топки не более I л).
Горелки для сжигания угольной пыли. В силикатной про-
мышленности пылевидное топливо применяется в основном для
отопления вращающихся печей. В этих печах оно сжигается
факельным способом с помошью одноканальпых или двухка-
нальных горелок типа труба в трубе.
Для дозировки и равномерной подачи пыли в горелку при-
меняются шнековые или лопастные питатели.
При сжигании угольной пыли часть воздуха (первичного)
подается в горелку для образования аэросмсси. Минимально
допустимое количество первичного воздуха, определяемое усло-
виями транспорта пыли, равно 10—15% от необходимого для
горения. Обычно количество первичного воздуха при сжигании
пыли принимается в зависимости от содержания летучих в топ-
ливе в следующих количествах от общего расхода воздуха:
антрацит .............. 15—30%
тощие угли ..... . 25—40»
жирные угли ..... 35—50»
газоиые у гл it ..... 45—60»
Скорость выхода аэросмеси и при сжигании пыли во враща-
ющихся печах находится в пределах 40—75 м/сек. Диаметр вы-
ходного отверстия для аэросмесп определяется по формуле
(277)
где V — количество первичного воздуха, м^/сек.
Вторичный воздух полается в печь из холодильников помимо
горелки. В двухканальных горелках через корпус горелки подает-
ся первичный и вторичный воздух, а из холодильников помимо
горелки подается третичный. Эти горелки позволяют регулиро-
вать длину и положение факела в печи путем изменения соотно-
шения между первичным и вторичным воздухом, выходящим из
горелки.
Форсунки (устройства для распиливания жидкого топлива).
При сжигании жидкого топлива (мазута) в печах силикатной
промышленности применяются форсунки механические высокого
и низкого давления. Выбор типа форсунки зависит от типа печи,
температурного режима, производительности печи и от темпера-
туры подогрева вторичного воздуха. Во вращающихся печах наи-
большее распространение получили форсунки механического рас-
пылпвания с давлением мазута перед выходом из сопла, равным
/>и = 2150—2450 кн/м2 (22—25 ат). Скорость выхода мазута при
этом составляет 50—70 м/сек. Для улучшения процессов горения
12, Заказ.4" К-6719.
177
мазута через форсунку подают частично первичный воздух в ко-
личестве 25—30% от общего расхода со скоростью 15—20 м;сек.
Это позволяет регулировать длину факела в печи. Механическая
форсунка для вращающихся печей конструкции А. С. Закрытного
(Гипроцемснт) изображена на рис. 33.
Рис. 33. Мазутная форсунка для вращающихся печей:
/ —распы-i нвэ юти А элемент; - — тангенциальные прорези, 3 — выходное отверстие;
4 — перекрывающий поршень
В туннельных печах, стекловаренных и в топках сушил при-
меняют форсунки высокого или низкого давления.
Наиболее распространенной форсункой высокого давления
является форсунка Шухова (рис. 34), в которой в качестве рас-
Рнс. 34. Форсунка системы Шухова:
1 ~ мазутное сопло: 2 — корпус форсунки; 3 выходное
сопло
пылнтеля применяется сжатый воздух пли пар низкого давления,
форсунка Стальпроекта (рис. 35). Основные размеры форсунок
приводятся в табл. 17 и 18.
На рис. 36 представлена новая реактивная форсунка низкого
давления конструкции УПИ-Л (П. В. Левченко), отличающаяся-
высокой полнотой сжигания мазута при коротком факеле.
!78
Таблица 17
Основные размеры форсунок В. Г. Шухова
Номер форсунки Выходные диаметры (жх) для гомнва Диаметры ми утс- FTpOBOAdy мм Производительность форсунки. Бес фор- сунки. Л2
мазут пар - J -> 3
1 2 4,5 10 3 7 10 0,7
2 3 5.5 10 5 20 30 0,7
3 4 7 13 12 40 60 0.8
4 5 8 13 19 60 90 0.8
5 б 9 13 27 80 120 0,8
« 7 10 13 38 100 150 0.8
7 8 11 13 50 130 180 0,8
8 10 13 19 70 180 240 1,5
9 13 16 19 125 250 320 1.5
10 16 20 19 200 350 400 1.6
* Производительность соответствует'. I—при давлении мазута до 5 кн.'м’: 2 — при
давлении мазута от 60 до 100 хн)м’ и давлении пара или воздуха у форсунки от 300 до
500 кн/л1; 3 — при давлении мазута 200 — 250 и давлении пара нлн воздуха свыше
500 кн/ж’ (р~5 аг).
Расчет форсунок обычно предусматривает определение про-
ходных сечений для воздуха и выходных сечений для мазута
при заданной производительности и давлении распылителя. Се-
чения' мазутопроводов определяют по скорости протекания ма-
Рис. 35. Форсунка системы Стальпроекта:
f — неподвижная трубка мазутного сопла; ! — подвижное сопло; 3—наконеч-
ник форсунки; V — центрирующие винты; 5 — корпус форсунки; 6 — воздухе,
провод; 7 — эксцентрик мазутного сопла; Я — рукоятка эксцентрика; 9 — игла
регулирования подачи мазута; 10 — маховичок, Л — мазутопровод
179
Таблица 18
Основные размеры н производительность форсунок конструкции
Сталъпроекта [35]
Внутренний диаметр воз- духопроводу ММ Производительность (КЛ'Ч) мазута при давлении воздуха. л/м1 Анемстр проходных отверстий для, мл Хол con,та, мм flCC, А/
3000 7000 Мдзута возлуяа
38 3 8 2,5 21 6 4.5
65 П 24 3 40 13 6.9
100 32 57 4 60 21,6 14,8
125 54 82 5 75 25 25.4
>50 80 120 5 95 32 40,1
200 135 205 6 135 42 56
Рис. 36. Автоматическая реактивная горелка
(форсунка] УПИ-Л:
/—корпус горелки; 2—воздушное сопло; 3 — ма-
зутный наконечник с отверстиями; * —переме-
щающаяся цилиндрическая заслонка д,1>, регули-
рования воздуха; J — трубка: S — топлиаоподво.тя
Шак трубка; 7 — корпус регулировочной иглы; $~
«тон иглы; 9--маховичок; >0 — агулка с наруж-
ной резьбой; // — разъемный фланец: /2 — травер-
са; 13 — продольные гиги, соединенные С Зас.-jне-
кой 4
[80
зута, которую принимают равной 0,1—0,8 м/сек. Для форсунок
производительностью до 30 кг/ч мазутопровод, подводящий топ-
ливо к форсунке, берут диаметром 10—15 мм, для производи-
тельности до 200 кг/ч—15—20 для производительности до
500 кг/ч— 20—25 jhm и свыше 500 кг/ч— 25—40 мм. Например,
для расхода мазута 60 кг/ч при его плотности 960 кг/м3 и скоро-
сти 0,15 м/сек внутренний диаметр мазутопровода требуется не
менее
60
960-0,15
= \2,\мм.
Выходные сечении мазутного сопла определяются по форму-
ле [35]
/=62,5 ....мм2 (278)
и? Vн
И ЛII
/ = 1,96---~ мм2, (279)
н VРп?
где fi — коэффициент расхода; р = 0,2—0,3;
I/— давление, равное высоте мазутного столба, ,п;
р„ — избыточное давление мазута, н/м2;
р—плотность мазута, кг/м3.
Для форсунок низкого давления диаметр выходного отвер-
стия мазутного сопла во избежание засорения принимается не
менее 2,5 мм. Через отверстие диаметром 2,5 ял количество вы-
текающего мазута в зависимости от его избыточного давления
составляет примерно:
34 кг-ч при давлении 49 кн;м- (0,5 ат)
49 , , . 98 , (I , )
69 . , . 196 . (2 , )
НО . , 490 , (5 . )
Сечения воздухопроводов для подвода воздуха от вентиля-
тора к форсункам низкого давления рассчитываются по скорости
10—15 м/сек, для компрессорного воздуха — 15—20 м/сек (для
пара — 20—30 м/сек и до 60 м/сек для перегретого пара).
В корпусе форсунки допускаемая скорость воздуха примерно-
на 30% выше, чем в воздухопроводе.
Количество воздуха, пропускаемое форсункой низкого давле-
ния, можно определить по формуле
V = 3600иЛ |/" .ия,-ч, (280)
где ц — коэффициент расхода; ц---0,6—0,8;
F — плошадь выходного сечения, л<2;
(Si
h — полное давление воздуха в корпусе форсунки перед вы-
ходным отверстием, н/м2\
р — плотность воздуха, кг/м3.
Например, при давлении воздуха й = 5000 н/м2, при коэффи-
циенте ц = 0,8, при плотности воздуха р=1,2 кг/м3 скорость воз-
духа при выходе из сопла форсунки составляет:
]/"Т--0-8 j/ 2^“73л,««.
Расход воздуха при сечении выходного отверстия для возду-
ха /7 = 0,0032 мг будет равен;
У = 3600-0,0032-73 = 840 м3/ч.
Газовые горелки. Для сжигания газообразного топлива в
печах применяют горелки со свободной подачей нагретого воз-
рос. 37. Однопроводная вихревая газовая горелка конструкции Гнпро-
НИИгаза:
/—рукоятка регулятора завихрителя; 2 —рукоятка регулятора дросселя; 3 — кор-
пус системы регулирования горелки; 4— тяга зааитрителя; 3—дроссели; 6 — за-
вихритель; 7—сопло; S — корпус горелки; £ — тяга дросселя; 10 — рычаг дросселя
духа (стекловаренные печи), принудительной подачей воздуха
для горения и инжекционные горелки. При проектировании пе-
чей обычно выбирается тип горелки, затем по нормалям проект-
ных организаций или каталогам выбирается номер горелки соот-
ветствующей производительности,
При выборе горелок необходимо учитывать, что природный
газ требует для горения примерно в 8—9 раз больше воздуха,
чем генераторный газ, Поэтому горелки для сжигания генера-
торного газа непригодны для сжигания природного газа без из-
менения их размеров и конструкции.
J82
При сжигании природного газа во вращающихся печах при-
меняют простые одноканальцыс или двухканальные (труба с
трубе) горелки с высокой скоростью выхода газа из сопла го-
релки, достигающей 250—400 м/сек. На рис. 37 изображена
вихревая горелка для вращающейся печи конструкции Гвпро-
НИИгаза с регулируемой скоростью истечения газа.
Газовые горелки при
печах обычно работают
с невысоким давлением
и скоростями выхода
газовой струи из устья
горелки, не превышаю-
щими 60—70 м/сек.
Конструкция горел-
ки низкого давления
для природного газа
изображена на рис.
38, Производительность
этих горелок низкого
давления для природ-
ного газа зависит от но-
мера горелки.
Ниже приводятся
сжигании природного газа в туннельных
Рис. 38. Горелка Тепло Проекта низкого дав
лекня для природного газа типа ГНП
данные производнтел1>-
гюстн (л<3/ч) для горе-
лок ГНП.
Таблица 19
ГНП-1 ГНП-2 ГЦП-6 Г11П-7 ГНП-8 ГН П-9
гнгьз ГНП-4 ГНП -5
1, 5—6 2,5—10 5—12 7-,30 13—52 20 -80 30-120 39-156 5!—204-
В высокотемпературных туннельных печах воздух, необходи-
мый для горения газа, разделяется на первичный (холодный) и
вторичный (подогретый до температур 800--9500).
Холодный воздух в количестве 20—40% подастся через кор-
пус горелки от вентилятора. Вторичный воздух поступает по ка-
налам в стенке печи при инжекторной подаче его из зоны охлаж-
дения (рис. 39).
При заданной производительности горелки и известном рас-
ходе воздуха при расчете горелки определяют выходной диаметр-
газового сопла и диаметр подводящих трубопроводов газа и
воздуха.
Пример
Определить размеры газовой горелки для природного газа производитель-
ностью 40ла/ч (рис, 39),
183.
Рис. 39. Горелка Ленинградского института огнеупоров для сжигания при-
родного газа в туннельных печах
Расход воздуха при температуре 0е с учетом коэффициента избытка равен
-500 др/ч, из них первичного холодного воздуха — 170 л3/ч и вторичного горя-
чего — 330 хР/ч.
I, Определяем диаметр газового сопла при г-70 м/сек
40
3600.0,785-70
~ 0,0142 пдн 14,2 лм.
2, Находим диаметр газовой трубы при скорости гада |5 м/сек.
/40
' °’031 ю"31 мм
Следует принять наружный диаметр трубы равным 38 мм при толшппе
стенки 3 мм.
3. Определим наружный диаметр трубы корпуса горелки. Принимая ско-
рость воздуха при проходе по кольцевому сечсипю равной 20 м/сек, получим
сечение кольцевой воздушной menu
>70
л- - тадт = °-№37
Сечение, занимаемое гадовой трубой Диаметром 38 мм, равно /тл^ —
=0.001134 -«< Общее сечет,с/ = /,,,»+frll = 0.00237+ 0,001134-0,003504 л’. Это-
му сеченцю соответствует диаметр с1„ол=67 мм. Принимаем наружный диаметр
трубы равным 76 ж,ч (по ГОСТу) с толщиной сгенкп 4 мм.
Амбразура горелки в огнеупорной кладке печи принимается
из расчета скорости горячего воздуха и сечении амбразуры рав-
ной 2—3 м/сек.
При наличии газа высокого давления иногда применяют ин-
жекционные горелки, в которых воздух, необходимый дня горе-
281
Рис. 40. Многоструйная инжекционная горелка:
I — газоиае сопло: 3 — газовая коробка; 3 — корпус горелки; Г — горловика (ннспира?
тор); J — заслонка, регулирующая подсос возду.га
ния, инжектируется газовой струей, выходящей нз сопла в сме-
ситель с большой скоростью. Многосопловая инжекционная го-
релка для природного газа представлена на рис. 40.
§ 2. Расчет рекуператоров
Рекуператоры применяются в стекловаренных и камерных
обжигательных печах.
В рекуператорах воздух подогревается за счет тепла отхо-
дящих продуктов горения,
Передача тепла от горячих дымовых газов к нагреваемому
воздуху происходит через стенку, которая может быть метал-
лической пли керамической.
Металлические рекуператоры, выполненные из делегирован-
ного металла, служат для подогрева воздуха до 300—350°. из
жаропрочных сплавов — до 700°. Керамические рекуператоры
(шамотные или карборундовые) служат для подогрева воздуха
до 900-1000°.
При выборе материала для рекуператоров необходимо учи-
тывать, что допускаемая для стенки температура для простой
стали равна 450°, для серого чугуна — 550°, для сплава, содер-
жащего 25% хрома,-- 1100°, для шамота — 1100° п для карбо-
рунда — 1400°.
При расчете рекуператоров используется основное уравнение
теплообмена
Q=KFltr^ter, (281)
где Q — количество тепла, передаваемое от одной среды (ды-
мовые газы) к другой (воздух), аг;
185
к—коэффициент теплопередачи, вт!мг • град\
F — поверхность нагрева рекуператора, zi;
Л^ср — средняя логарифмическая разность температур меж-
ду дымовыми газами и воздухом, град',
eit—поправочный множитель для случая сложной схемы
теплообмена,
Из уравнения (281) определяется поверхность нагрева реку-
ператора, по которой находят затем конструктивные размеры его
Г =--------Я-------
Пример
Рассчитать игольчатый рекуператор для подогрева воздуха в количестве
воз = 1350 ля/ч до температуры /во:1 —350°. Начальная температура воздуха
г'Во:, = 20°. Дымовые' газы имеют температуру при входе в рекуператор ('гаа =
= 750'’. Количество дымовых газов V'0ra3 1450 Л3/ч.
1. Находим Qsos, пользуясь приложениями 9 п 10,
Qbot Vo в03 (''оэ -• 'воз) кдж1ч (283)
или C*DO.J - 0,2781-;, „0з (г‘0Л - /'(1Д) am. (284)
Фноз = 1350(400,6 — 26) — ,594 (XX) кдж/ч или
Qt!OJ = 0,278.594 (ХМ) - 165 000 ent.
2, Определим температуру уходящих дымовых газов, принимая потери
тепла рекуператором в окружающую среду равными 10%,
О .
Фгаз - Q g ^'га.1 ('газ “ Саз) Кдж!* (285)
(начальное теплосодержание продуктов горения при Г[аа = 750°, тогда по при-
ложению 9 находим Ггаа“ 1105,1 кдж/м3)
594 000
——-— =•- 1430(1105,1 кдж!ч, откуда г‘ = 648 кдж/.ч\
/X fl ' Lw.i' ' * I dJ >
Этому теплосодержанию дымовых газов соответствует температура 4"Гаа=
= 460° (см. приложение 9 пли рис. 12).
3. Принимаем дли рекуператора схему перекрестного противотока, соот-
ветствующего двухходовому игольчатому рекуператору (рис, 41),
Находим среднюю логарифмическую разность температур по формуле
Д/„ — Д/)(
«ср ——м— грпд'
2,3 1g —
Д4К
гдеД41(, — начальная разность температур со стороны входа дымовых га-
зов и конечная — со стороны выхода;
= /F'aj- /;оа 750 -350 400°, Д/, ---/’аз - *'O3 ~ 460 - 20 = 440°.
186
С помощью номограммы (приложение 31) определяем Л(с11 = 42О°.
По приложению 48 находим поправочный коэффициент для пере*
крестного противотока по параметрам
Рис. 41. Двухходовой игольчатый рекуператор, собранный из 24 труб
Значение коэффициента е1( получается близким к единице, поэтому им
можно пренебречь. При сложной схеме движения газа н воздуха в рекупера-
торе среднюю разность температур приближенно можно вычислить как для
противотока, если температура нагрева воздуха не пре вминает 300—400'’, При
более высоких температурах необходимо вводить поправку ед/ .
187
4. Определяем общий коэффициент теплопередачи ло формуле
К = ;--------------~— в? /л--град.
1 scr 1
+ “— 4-
“газ лст °аоз
0,2 0.5 04 0,5 0,6 0,8 10 1,5 2,0
Скорость dancC-.j,,' ggjgfi, м/еек
. 2 J 4 j 6 7 5 5/(7 iF 'io
Скорость СооСуса,nlti<
Рис. 42. График для определения коэффи-
циентов теплоотдачи игольчатых труб:
(-•суммарный коэффициент Teii.ioOTJiа и ог ды-
мовых газов к поверхности трубы без наружных
игл; У—го.же, дли игольчатой трубы типа 1"..т;
3 — коэффициент теплоотдачи внутри игольчатой
трубы (для воздуха) типа 17.5
где Ягаз — суммарный коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к степке
рекуператора
“газ ” “л -г- чн вт^град;
— тепловое сопротивление стенки рекуператора; для металлических
рекуператоров с толщиной стенки до 10 ям этой величиной можно
пренебречь;
«аоа— коэффициент теплоотдачи
вт'м1 град.
Для металлических рекуператоров
I
X,
от стенки
воздуху (конвекцией).
газ
__ДНО 1 *гп ч
“воз + ’газ
вт/м^-град.
(286)
К =
188
Дли игольчаты.’! рекуператоров коэффициенты и П 03 И Qtaj (для труб типа
17,5 и труб без наружных игл) можно найти по графику рис. \1. Коэффициен-
ты аио-, и а,а1 отнесены к условной поверхности игольчатой трубы (труба
тина ]7.5 имеет расстояние между иглами на дымовой стороне, равное
175 мы).
Задавшись скоростью воздуха в рекуператоре 5—6 л</сек и скоростью ды-
мовых газов 1—2 л/сек, определяем для рекуператора по графику рис. 42
коэффициенты теплоотдачи tieoj и агаз и находим К = ~Ь в~!м* -град.
По формуле (465) вычисляем поверхность нагрева
165000
73-420
т=-. 5,24 м‘.
Рекуператоры могут изготовляться из игольчатых труб (табл. 19) различ-
ной длины—от 880 до 1640 мм, Для этого из отдельных труб собираютси
блока пли секции рекуператора. При этом воздух проходит внутри труб, а ды-
мовые газы омывают трубы снаружи.
Таблица 19
Основные данные игольчатых труб типа 17,5 [37)
HihMCKUBatiHO Основные размеры
Длина трубы, мм ......... 880 1135 1385 1640
Для труб с наружными иглами: условная поверхность без уче- та игл. м- ......... 0,25 0,33 0,425 0,50
свободное сечение д-тл прохо- да воздуха, м- 0,008 0.008 0,008 0,008
свободное сечение для про- хода дь|ма, л- 0,06 0,08 0,10 О.|2
вес трубы, кг 45 55 66 80
Для труб без наружных нг-т: условная поверхность нагре- ва, ж- 0,25 0.33 0,425 0,50
сечение для прохода воздуха, м? 0,008 0.008 0,008 0,008
сечение для прохода дымовых газов, м'1 „ 0.042 0,055 0,067 0,08
вес трубы, кг 31 39 47 55
Принимаем трубу длиной 1135 мм, для которой fTp-O,33 м}, тогда коли-
чество труб в рекуператоре будет равно:
5,24
^- = 0,8.16 мт-
Для рекуператора принимаем две секшш. в каждой два ряда по четыре
трубы.
Действительное сечение для прохода воздуха будет равно
/воз -0,008-8 - 0.064 м-.
Скорость воздуха, приведенная к О’.
1350
ц,„пт =- —----—5,87 м1сек.
36000.064
189
Действительное сечение для прохода дыма
/газ = 0,08-4 = 0,32 дП,
Скорость дымовых газов, приведенная к 0°,
1450 । or
^^" -бОО.О^Г^1'20 М СеК'
При этих скоростях воздуха и дымовых газов коэффициенты теплоотдача
(см, рнс. 42) будут равны: аиоз=308 вт/м2 град-, аг>з="!51 ет/г^-град.
а коэффициент теплопередачи
308-I5I
,<=5STisl = l“l
Учитывая, что в производственных условиях поверхность труб может быть
загрязнена, вводим поправочный коэффициент, равный 0,75, тогда
0.75-J0) — 76 вр;л2-град.
5, Определяем действительную поверхность нагрева рекуператора
165 000
F = ' = 5.18 А!2.
76-420
Количество труб в рекуператоре остается равным 16, т. с. без изменений,
как было принято в предварительном расчете.
6. Определим максимальную температуру стсики рекуператора по фор-
муле
К
/ст = (гзэ (/газ — /вот) ердб, (287)
лгаз
где агаз — суммарный коэффициент теплоотдачи на стороне дыма; аГаэ -
= 151 вт/л[г • град.
101
/„ = 750 - (750 - 350) = 482°,
Учитывая перепад температур в иглах, равный примерно /V = |00 - |30°,
получим для ИГЛЫ
/„.„акс = 482 +110 = 592°.
Следовательно, можно считать допустимым применение труб из простого
чугуна,
Для керамических рекуператоров производится проверка температурного
перепала в стенках элементов во избежание образования трещин, Для шамо1-
вых рекуператоров появление трещин наблюдается при перепаде температур-
между внутренней и наружной поверхностями выше 250°, Условие термической
прочности шамотных рекуператоров определяется по формуле
К (/Газ - /00з)5 < 9500. (288)
где К — коэффициент теплопередачи на проверяемом участке, вт/м1 град;
tra-л. (воз — температура дымовых газов и воздуха на проверяемом участке,
град;
s — толщина стенки, см.
190
Поверхность нагрева калориферов определяется по общему для рекупера-
торов уравнению теплопередачи. Отличие состоит в том, что теплоносителем
в паровых калориферах служит пар, а в огневых — топочные газы, разбавлен-
ные воздухом,
7. Аэродинамическое сопротивление для игольчатых рекуператоров рассчи-
тывается по следующим эмпирическим формулам;
Для внутренней поверхности игольчатых труб, т. с. по путл воздуха (37]
/1вот = чЦ(1 + ад н/м‘, (289)
где ,4 — коэффициент, величина которого зависит от длины игольчатой трубы;
Длина грубы, мм ......... 880 1135 1385 1640
Коэффициент Л 2,06 2,4 2,74 3,09
во - приведенная скорость воздуха в трубе, м/сек;
Др — средняя температура воздуха в трубе,
350 -г- 20
Потери давления в трубе составляют:
Лтр^ 2,4-5,87-^1 + 139 «/-»’
Для двух труб при последовательном движении сопротивление будет
в два раза больше. Если учесть также потерн давления в подводяшем патруб-
ке, переходном из одной секции в другую, и в отводящем патрубке из рекупе-
ратора, которые примерно можно применять равными 50% от потерь давле-
ния, то получим;
й„от = i,5-2- 13(J»=4i7 к/щ?,
Для внешней поверхности игольчатых труб, т. е. на пути дыма, аэроди-
намическое сопротивление рассчитывается по следующей эмпирической форму-
ле (для трубы типа 17,5)
Агзз = б (л + щ) OgY- Ю ’> nj.it-. (290)
Для трубы с гладкой наружной поверхностью
Йгаз = 1.57 (и г- т)рц7-10'* Hj.it-. (2531)
где п — число труб в направлении движения дымовых газов;
/я — число секций (ходов) рекуператора в направлении движения дымо-
вых газов;
7 — средни;: температура дымовых газов, СК..
Число труб и-=4, число ходов ni~2, тогда
/1газ 6(4 + 2)-1,2б=-878-10'* 5,0
191
§ 3. Расчет регенераторов
Регенераторы относятся к теплообменным устройствам пери-
одического действия. Дымовые газы и нагреваемый воздух про-
ходят через регенератор в разное время. Сначала через регене-
ратор проходят дымовые газы и нагревают массивную насадку,
которая аккумулирует тепло. Затем изменяется направление
движения газов н через нагретую насадку проходит воздух. Ре-
генеративная насадка поочередно нагревается и охлаждается.
Время между перекидками клапанов обычно составляет 0,25—
0,5 ч.
Аналогично рекуператору расчет поверхности нагрева реге-
нератора выполняется по следующей формуле [40р.
,. Quon ,,
b ------! Я.1,
'лЛ1с[)
(292)
где х —итоговый коэффициент теплообмена, отнесенный к
периоду между перекидками клапанов, учитывающий
тепловое сопротивление аккумуляции насадки,
вт/м2 • град\
QnPp — количество тепла, затраченное на нагрев воздуха за
период между перекидками, ат;
Л/Ср— средняя логарифмическая разность температур (оп-
ределяется подобно рекуператору), град.
Расчеты величин QncP, температуры уходящих газов и ДАр
выполняются подобно расчету рекуператора. Более сложным яв-
ляется расчет итогового коэффициента теплообмена за период,
который определяется отдельно для верха и низа регенератора
по следующей формуле:
где ан— коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к насадке
ан — 4- вт!м2 - град-,
ср — безразмерный коэффициент, учитывающий участие
массы кирпича в теплообмене, равный примерно 1/4;
«ох — коэффициент теплоотдачи от насадки к воздуху,
вг/л1г град-,
г — линейный размер части кирпича, участвующего в теп-
лообмене, принимается равным половине толщины
кирпича, г —0,0325 л;
л — коэффициент теплопроводности кирпича насадки,
втЛи град-,
192
tu — время полного цикла, равное 6, + то:с, <<;
b — отношение температурных перепадов в кирпиче при
нагреве п охлаждении, принимается равным 50;
р—плотность кирпича, кг/.'!3;
с — средняя теплоемкость кирпича, к.дж!кг• град.
Пример
Рассчитать регенератор для нагрева воздуха от f’iinj = 50° до Г"к,5=Ю00”
а кслнчествс К^<юз = 15 000 л5/'».
Количество продуктов горения, входящих в насадку, с учетом подсосов
воздуха Усгэ?.~ 16 200 зР/ч с температурой (Таз = 1300е. Периоды между
перекидками принимаем Ти = тох = 30 мин. Насадку выбираем сплошными кана-
Рис. 43. Т|Г(1|М регенеративных насадок;
а. — Снмсиг» колодками. б — б|>}’гковэя
нами Сименса с ячейкой 120X120 мм (рис. 43). Размер кирпича для иасадк;,
230x113x65 мм. Печь отапливается мазутом.
]. Количество тепла, затрачиваемого на нагрев воздуха за период. опре-
деляется но формуле
<?воа = Уово , GB03 “ Сэ) *<>*!'<
Теплосодержание воздуха находим по приложению 9:
при температуре С'пОа-50" ;',,озг=б5,1 хдж/м\
э » /"1,03= 1000°. '"aoj=11416.5 кдж/м\
тогда Q„03 = 15 6КЮ (1416.5 — 65,1) = 20 250 (XX) кдлс,ч
пли 0впз - 0,278-202,50000 -5630 000 ,п\
За период между перекидкам,i (равный 0,5 ч)
Рноз 0.5-3{)3('СЛ1 - 281ЙШ) К! .
2. Определим температуру ломовых газов, выходящих из рег,'ис|штора.
при ним ан потери тепла регенератором в окружающую среду 7%' Теплосодер-
жание дымовых газов, входящих в регенератор, находим ио i •- /-Диаграмме
(см. щ,с. 12), учитывая подсосы воздуха п= 1.35, ('га а =- 2000 кдж/м’-.
Количество тепла, уходящее с продуктами горения нз регенератора,
Q1S- 0.93==0.93-18 200-2(W- 20250000= 13550000
13. Закаэ-Nsi К-6719.
193
Теплосодержание уходящих продуктов горения оудет равно:
(?vx 13550000
= = 18200 = 745 ")ЛГ>3-
По f — f-диаграмме рис. 12 находим /?1 = 530°.
3. Средняя логарифмическая разность температур составляет:
д'« = <„ - <оз = ’300 - 1000 = 300’, Ык = /ух - <йз = 530 - 50 = 480°.
По номограмме приложения 31 Л/ср=385а.
4. Находим итоговый коэффициент теплопередачи для верха насадки.
Принимаем скорость продуктов горения в насадке Оогаз=0.8 xi/сек.
Средняя температура продуктов горения за период равна;
'^3 + 1300 + 530
^ср,газ — 015°'
Средняя температура верха насадки в период нагрева равна:
fcp.raj т if.i3 915 + 1300
/срЛ „ - = - . - ! 107'’.
Действительная скорость продуктов горения составляет:
/ ! 107 \
ffras = 0,8 1 + = 4,04 л сек.
\ 2/о J
Для продуктов горения находим по приложению 12 коэффициент кинема-
тической вязкости vf = 0.0001972 р.‘!сек и коэффициент теплопроводности
if =0,i 176 вт/л град,
Критерий Рейнольдса определяем по формуле
Re^.jM =jL04W
v, 0,0001972
Коэффициент теплоотдачи конвекцией находим по приложению 49
0,1176 ,, ...
Дкок^-0,’93"- • ;690°'J- = 27,Л вт'м'^град.
U,
Коэффициент теплоотдачи излучением определяем по приложению
50 (топливо — мазут) ал = 19,8 вт!м2 • град, тогда а,, = 27,5+19.8 =
= 47,3 вт/мг • град.
Скорость воздуха □ насадке будет ранца;
Vo.ОЗ = 0,8 '5ГС0 =0 6g м,сек
Vq гдз 1 о 2UU
Средняя температура воздуха за период
50 + 1000
194
Средний температура верха насадки в период охлаждения
525 -1000
^Ср.ОХ “ — ^02 .
Действительная скорость воздуха при средней температуре
/ 762 \ ,
ff пат = 0,60 ! 1 г I L= '•‘0 «<«’«•
По приложению 12 для вод,духа находим v( =0.000127 xi’/сек, X/ =
= 0.07 вг/ж • град,
Критерии Рейнольдса для воздуха
„ 2.50.0824
Rc — ------------= 020.
0.000127
Коэффициент теплоотдачи конвекцией находим но приложению 49
ак = 0,193 °'07 -1С2О0,6~ = 16,3 вЦм*-град.
0.0824
Коэффициент теплопроводности кирпича насадки м среднюю теплоемкость
находим для средней температуры за цикл
ftp.» -1- icw 1107 -г 762
t ----- .1--------------------_ g-i-.o
/ср.ц - 2 - 2 - AW ,
Считая, что насадка выполнена из шамотного кирпича плотностью р =
= 1900 ка/хР по приложению 14
Х( = 0.7 4- 0,00064-935 = 1,299 вт',м-град.
По приложению 16
с ~ 0,837 i 0,000264-935 = 1,084 кдмдкг-град.
Итоговый коэффициент теплопередачи для верха насадки будет равен
_ ___________________________I__________________________________
Х"“ Г I 0,0325 3,6 I ~
—— -у 4 > + * 4~ '
47,3-0,5 I 1,299-1 0,0325-1900-1.084-50 16.3-0,5
= 5,24 вт^-град.
5. Определяем итоговый коэффициент теплопередачи для низа насадки.
Средняя температура низа насадки в период нагрева
, 7cp.ruт г '‘газ 915 + 530
‘ср.н ~ — '2-;
в период охлаждения
fcp.n г 70 525 ц. 5()
7ср.ох - "---5-----=------7---= 287е;
за цикл
722 с 287
----= 505“.
195
Действительная скорость продуктов горения внизу насадки
/ ’ 722 \
о, ril3=0,S I + —- -2,92 м';сен\
\ 2/3 /
Коэффициент кинематической вязкости (приложение 12):
для продуктов горения v; =0,0001164 лР/сек;
» воздуха V/ =0,0000465 »
Коэффициент теплопроводности:
для продуктов горения =0,0846 ет/ж граJ;
» воздуха К/ = 0,0473 »
Критерий Рейнольдса для продуктов горения
2.92-0.0824
RC ---
0,0001164
=- 2060;
для воздуха
„ 1.35-0.0824
Не =.--------——
0,0000465
= 2390.
Коэффициент
(приложение 49)
якоя... = 9.193 ^—‘2О60С1'6- .= 22.6 вг/.^-град-,
U, tK5Z*r
излучением (приложение 50) ал = 11,5 вт/мг град-.
суммарный коэффициент теплоотдачи
1И=22,6 + 11.5 = 34.1 вг1м'-град\
от насадки к воздуху
Л 0,0473 __________n fi,
«кони. = 0-193- —-239(ЛИ = 13,5 вПм^град.
и ,00/4
Коэффициент теплопроводности и средняя теплоемкость кирпича при сред-
ней температуре за цикл Г,;р „ =505°;
/./ — 0,7 р 0.00064-5(1.5 = 1,022 srjM -град\
с = О,837 1- 0.000261-503 = 0,97 ндж;кгград.
Итоговый коэффициент теплопередачи для низа насадки
__ _________________ I______________________________________________
____!___ 1' 0/1325 3,6_________ I
34,10.5 ” ‘ 4 •,022-1 + п.0325-1900-0,97-50 г 13,5-0,5
4 ,17 eTjjfi - zpad.
б. Средний итоговый коэффициент теплопередачи насадки
/. 4- у-. 5,24 -1- 4,17
т. .=------- = -——---------- 4,/05 вт1л<--град.
теплоотдачи конвекцией
от продуктов горения к насадке
1%
7. Поверхность нагрева насадки находим по формуле (292)
Ои
2 815 000
4,705-385
=. 1550 м!.
8. Определяем объем насадки,
сплошными каналами при размере
ляет f «14,8 л2/л(3, тогда
1550
V
„ ~ 105 л1.
14,8
9. Определяем размеры
садкиг
площадь горизонтального
сечения насадки в свету
IQ18200 =
п0 газ 3600.0,8
= 6,32
/ '« -
па-
живос сечение насадки по
рве. 44 равно ы=0.42 д3/лС,
тогда общая площадь горизон-
тального сечения будет
лить:
состав-
С Ft
__ 0,32
0.4'2
15 .«-;
высота насадки
105
15
7 м.
Обычно для ванных стек-
ловаренных печей поверхность
нагрева насадки составляет
20—30 м: на 1 мг поверхности
зеркала варочной части. В со-
ответствии е расположением
горелок вдоль печи длина на-
садок достигает 20 я, ширина
Поверхность нагрева I я3 насадки Сименса
ячейки 120 мм па графику рис. 44 состап-
Pi/jMefw *да», rt
Рис. 44. Поверхность нагрева н живое
сечение регенеративных насадок;
поверхность нагрева: > -насадка Синснча
сплошным и каналами к вразбежку из кирпи-
ча 230x115X75 I — то же. из кирпича
230X115X65 мм, 3 — то же, из кирпича
23QXH5XS0 мм; / —насадка кз брускового
кирпича 75X75; 5 — то же, 65X60; б — то же,
50x51) мм; живое сечение: J — насадка Симен-
са и насадка из брускового кирпича при тол-
щине кирпича 75 чк: Л — то же, чрн толщине
65 жж; 9 — то же. при толщине 50 л»
4 м. В ванных печах больших размеров применяют секционные регенераторы,
разделенные на части в соответствии с количеством горелпк.
В рассматриваемом примере расчета регенератора была принята высокая
скорость газов и воздуха в насадке. Пры меньших скоростях площадь горизон-
тального сечения насадки будет больше, высота насадки — меньше. Поэтому,
чтобы получить необходимые геометрические размеры регенератора, необхо-
димо выполнить второй вариант расчета.
Глава VII
КОНСТРУКТИВНЫЕ РАЗМЕРЫ СТЕН
И СВОДОВ ПЕЧЕЙ.
РАСЧЕТ МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ОБВЯЗКИ
Кладка печей выполняется из огнеупорных, теплоизоляцион-
ных и строительных материалов. В большинстве случаев стены
печей состоят из нескольких слоев разных материалов. Выбор
внутренней огнеупорной футеровки зависит от рабочих темпера-
тур печн.
Рабочие температуры {град}, допускаемые для огнеупорных
и теплоизоляционных материалов, находятся примерно в следу-
ющих пределах:
шамот класса А , . & . » й> В . , . шамот-легковес . , . динас ........ магпезнт . - хромомагнезит .... ^агнезмтохро^ит . > . красный KHpnipi . . . , диатомитовый кирпич . . . . до 1450 . » 1300 . . . » 1250 . . . * 1250 . . . » 1650 ... » 1650 . . . * 1700 . . . » 1750 . , . » 700 . . . » 700
Для уменьшения газопроницаемости кладки применяют упло-
тнительные наружные обмазки. Для придания кладке механиче-
ской прочности устанавливают металлический каркас, обвязы-
вающий кладку.
Кладка сооружается на фундаменте, который воспринимает
и равномерно распределяет нагрузку от печи на грунт.
При проектировании печен указывается глубина залегания
фундамента и его размеры. Обычно сооружение печных фунда-
ментов не представляет трудностей, так как давление на грунт
не превышает 7—10 н/л/2. Однако при проектировании печи надо
иметь данные о грунте, уровне грунтовых вод и соблюдать строи-
тельные нормы на сооружение фундаментов.
При проектировании фундаментов необходимо соблюдать
следующее:
во избежание трещин в кладке и перекосов не рекомендуются
различные сооружения и части печи, отличающиеся по массе,
198
ставить на общий фундамент, например колонны здания, дымо-
вые трубы, опоры под рабочее пространство регенеративных пе-
чей должны иметь отдельные фундаменты, не связанные друг с
другом,
во избежание попадания в регенераторы н дымоходы грун-
товых вол необходимо строить фундаменты так, чтобы доступ
грунтовых вод к кладке печи исключался; это достигается, на-
пример, устройством дренажных каналов или водонепроницае-
мых кессонов.
В случае промерзания грунта глубина залегания фундамента
делается не ниже, чем 1,8 м от уровня земли. В горячих цехах,
где нет промерзания грунта, глубина может быть меньше. В боль-
шинстве случаев фундаменты выполняются бетонными или же-
лезобетонны мп.
Рис. 45. Кладка стен печен
Стеньг печей выкладываются с таким расчетом, чтобы обеспе-
чить сравнительно небольшие потери тепла в окружающую сре-
ду при малом расходе материалов н нужную строительную проч-
ность печи. Толщину кладки можно определить расчетом, зада-
ваясь максимальной температурой наружной поверхности,
например 80-100° для камерных печей. Оптимальная толщина
кладки различных конструкций печей устанавливается практи-
кой эксплуатации существующих печей и при проектировании
обычно принимается по данным работы существующих печей.
Толщина кладки стен и свода принимается в соответствии с
размерами кирпича (рис. 45). Нормальный огнеупорный кирпич
имеет размеры 230X 113X65 лл, красный строительный кирпич-
250x120x65 мл. Толщина кладки в полтора кирпича будет рав-
на 230 + 1 13 + 2 = 345 -и,« или 230 + 5+ 120 = 355 мм, где 2 и 5мм —
19'J
толщина шва. Кладка в три кирпича составит 230 + 5 + 230 + 5 +
+250 = 720 мм или 113 + 7 + 230+5 +120+5 + 250= 730 мм.
На чертежах печей следует указывать не произвольную тол-
щину кладки, а по размерам кирпичей с учетом швов. Толщина
Рис, 46. Формы свода:
Q -- полуциркульный; б - ЭрОЧ Н Ы И ; в —ПЛОСКИЙ (Iff) I Ofi t; / — СГ|К'.1д;
2 —замок. 5 пята свода
последних зависит от категории кладки. Различают следующие
категории кладки: особо тщательную с максимальной толщиной
швов до 1 мм, тщательную с толщиной швов до 2 мм, обыкновен-
ную--до 3 мм и грубую — более 3 мм, Для уплотнения швов,
образующихся при кладке, применяют специальные растворы
или порошки.
Для компенсации температурных расширений в кладке стен
и свода при разогреве печи оставляют температурные швы, ко-
торые на чертежах печей в вертикальной и горизонтальной про-
екциях имеют вид ломаной зигзагообразной линии. В среднем
на каждый погонный метр кладки в зависшмостн от вида огне-
упоров требуется следующая ширина температурного шва, мм:
иымогпый кирпич........... 5-8
тальковый » ... 8-10
динасовый » .... 12—15
магнезитовый » . . 18—20
Температурные швы в степах по длине печи делаются через
каждые 2—5 м, в своде — через 3—7 м.
Своды печей представляют наиболее ответственную часть
кладки и выполняются по категории тщательной кладки со швом
до 2 мм. По конструкции свохты бывают арочными (лучковыми),
полуциркульными и плоскими (рис. 46). Плоский подвесной свод
набирают из отдельных фасонных огнеупорных изделий и подве-
шивают на горизонтальные балкн, расположенные над печью.
3 отдельных случаях подвешивается каждый кирпич свода, в
других — блоки из нескольких кирпичей (рис. 47 и 48)
200
Наибольшее распространение
чил арочный свод. Нормальный
центральным углом а= 60° (см.
в промышленных печах полу-
арочный свод выполняется с
рис. 46). Радиус этого свода
Рис, 47. Подвесной свод туннельной
печц:
1 — корундовые подписки; 3 — динасовые
плиты; <3 — лннасов^Й л^гмюес; - тре
пелыгый кирпич; 5 — балка для подаески
свода; £ — стальные подвески; ' -засыпки
Рие. 48. Подвесной свод стекловарен-
ной печи;
J — саФд: 2--пята; Л — опора пяты; —
кронштейн для подвес к и свода; 3 — связь;
— колония пеня; 7 —стена пламенного
пространства; Я — опорный брус стемЬ|
(зуб?; 9 — металлическая опорная плита,
ГО — кронштейн для подвески стены; И -
брусья бассейна; /2 — угонок оояязкц бас-
ссйгга; К? — Упорный бо-тт; N - приварен-
ная планка
равен ширине шролета. т. е. г = В. В туннельных печах арочный
свод выполняется обычно со стрелой
/ = В или
7,5 б
Арочный свод опирается на пятовые кирпичи. Под действием
собственной массы и распорных усилий арочнып свод давит «а
пятовые кирпичи с силой, которая слагается из двух составляю-
щих — горизонтальной силы А и вертикальной силы Q (рис. 49).
Горизонтальная составляющая распорных усилий находится по
уравнен ню
Л cos dgх« (294
2 2 2 2'
201
где Р — масса части свода, заключенная между двумя соседни-
ми стойками по длине L (см. рис. 49), кг;
z— находится из табл. 20 в зависимости от угла а;
А
Z — --,
Q
Характеристика арочных сводов дана в табл. 20.
Таблиц?. 20
Пен 1 р пл ни ы Ci у г о. Лч 2p<7<>
Отношение за 15 56 60 7-1 100 но
ЛВ !Д2 !/Ю 1.-.S 1/7,5 1'6 1‘;4 /2
г;В 1,82 1.3 1,06 ! ,0 0,83 . 0,625 0.5
Т. - А <Ц 2,9 2.4 1,88 1.74 1,32 0,76 0.0
Рис. 49, Направления рас-
порных усилий арочного
свода
Сила распора увеличи-
вается с повышением темпе-
ратуры в печи, поэтому вели-
чину <4 необходимо в расче-
те умножать на коэффици-
ент К.
Величину распорных уси-
лий используют для расчета
пятовых балок, стоек и свя-
зей металлического каркаса
печи.
Крепление печи может
быть выполнено в виде под-
вижного каркаса с болтовым
соединением и жесткого
сварного каркаса.
Температура в |гсчм, град
До 90<1............................... 2 0
, 1100............................... 2,5
, 1300 ............................... з.о
. 1500............................... 3,5
, 1750 ............................... 4,0
Пример
Рассчитать крепление печн по схеме, представленной на рис. 49. при сле-
дующих Данных. Температура в пени /„”1200“. Ширина пени В ==2088 jt/i.
Толщина свода: шамомчай кирпич — 230 мм и теплоизоляционный - 120 .нм.
Центральный усол а = 60“. Расстояние между стойками б---|3()0 м.н'. Расстоя-
ние Между центром пяты л связями //,-600 мм, ~ 1600 /ям.
1. Масса свела по длине между двумя соседними стойками
•3 17
Р ~ /.ХШ-2ПГщ1Ср Рш iSH3'2-TT(!:i,cp ?
= 1 3-0,23-2 (2.088 -г 0,115) — • 1900 -- I >0.12-2(2,083 - 0,290) х
' 360
60
X -500 “ 1504 кг.
3(50
2. Горизонтальная составляющая распорных усилий при К = 3.0 ио фор-
муле (294)
Л, 4_з.,400 «.
3. При расчете |)ятовой балки считаем, что балка имеет две опоры н ра-
ботает на изгиб при равномерно распределенной нагрузке. Максимилы|Ы(| из-
гибающнй момент
Л/. 38 400-130 „„
Л4маКс = ~7~ =---------ё------.-==62о 000 н-см.
О Q
Момент сопротивления при од,гя = 10 000 н!ся‘
:.™ Ю0«1
Выбираем пятовую балку цз уголка 150X150X12. имеющего IV 1 = 68.6 слт71
или швеллера № 36а. имеющего 11?у =-63,54 см3.
4. При расчете стоек считаем, что каркас печи должен стоять при условии
выхода нз строя одной стойки. При этом соседние стойки будут испытывать
усилие, в полторл разя большее (при жестком каркасе этого не учнпмнзют).
Стойки работают на изгиб
кс — 1.5
fit + fi:
38 400.60-160
г,о +- loo
= 2520000 н е.н.
Момент сопротивления стойки
до, _ Мцдкс
^дои
2 320 000
10 000
- 252 т.н3.
Выбираем в качестве стойки один двутавр Ns 206. имеющий U?, —250 с-ч3
или два швеллера .Vs |8а. имеющих 2 IV', =2 141.4 = 282.8 сир (при жестком
каркасе получим стойки из двутавра Л° 18 или нз двух швеллеров № 16а).
5. Расчет поперечных связен на растяжение.
Усилия, действующие на верхнюю связь.
1,5 4/1;
й| -+- Ич
1,5-38 400-iGQ
60 + 160
-- 4| 800 к
' РазмС|чеч1|е стоек иыпп.-ih яг гея лр„ проект пропан я и печн совместно с paai.cmciiKCM
гарнитуры. i t,редок я г. п. Конструкция стоек н „ятовь/л- балок избирается ни ослопа-
l.stti расчет а.
203
Площадь поперечного сечения связей при йм(1п-8500 к/с.ч1
Диаметр круглой связи
. 41'800
'1 8500
= 4,92 с.н-.
—- =2.5 f-w или = 25 мм.
Для нижней связи
л 1,5'38 400-60 15 700
Л = ъ+ <60 157СО Л: Л= = LS5 см"~> < =
= 16 мм.
При установке жесткого каркаса нижние связи отсутствуют, так кик
стойки заделываются в бетонный армированный фундамент,
Глава VIII
ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ СУШИЛ
§ 1. Выбор конструкции сушил
Сушка представляет собой тепловую обработку материалов
с целью удаления из них влаги путем испарения (на испарение
1 кг воды затрачивается 2500 кдж). Испарение влаги из матери-
ала может происходить при условии, когда окружающая среда
нс насыщена влагой и способна вос.прннять водяные пары от
поверхности материала. Следовательно, при сушке необходимо,
чтобы концентрация (парциальное давление) водяного пара не-
посредственно у поверхности влажного материала (рцОВ) была
больше, чем концентрация водяных паров в окружающей газовой
среде (ргяз). Если ргаз>р110П, то будет увлажнение материала,
сопровождающееся конденсацией влаги из окружающей среды
на его поверхности.
Интенсивность сушки будет тем выше, чем больше разность
парциальных давлений пара на поверхности материала н окру-
жающей среды и больше приток тепла к поверхности материала.
При проектировании сушильных установок всегда ставится за-
дача повышения интенсивности процесса сушки за счет совер-
шенствования конструкции сушила и применения новых методов
и режимов сушки.
По технологическим требованиям производства сушила дол-
жны обеспечить заданную производительность, возможную гиб-
кость регулирования процесса и соблюдения оптимального ре-
жима сушки, чтобы получить наплучщее качество сушимого ма-
териала при наименьших затратах, При этом большое значение
имеет равномерность сушки материалов или изделии по всему
объему рабочего пространства сушил.
При выборе конструкций сушильных устройств необходимо
учитывать экономичность их работы по таким показателям, как
удельный расход тепла на 1 кг испаренной влаги, удельный рас-
ход электроэнергии, стоимость установки и расход материала на
1 т сушимого материала,
В современных условиях непрерывного технического прогрес-
са и совершенствования технологических процессов особое зна-
205
чение приобретает автоматизация производства и полная меха-
низация сушил, а в отдельных случаях совмещение их с други-
ми агрегатами, в частности с печами для обжига или с размоль-
ными установками. Последнее сокращает цикл производства,
исключает часть транспортных устройств л оборудования и со-
здает наиболее благоприятные условия для осуществления авто-
матизации производства.
Применяемые в промышленности сушила можно классифи-
цировать по ряду конструктивных, технологических и других
признаков. По виду обрабатываемого материала они разделя-
ются на сушила для сушки изделий и сушки сыпучих *и кусковых
материалов. По конструкции сушильного пространства — тун-
нельные, шахтные, барабанные, камерные. По способу подачи
и перемещения материала — .распылительные, конвейерные, пнев-
матические, размольно-сушильные. По схеме движения материа-
ла и сушильного агента — противоточные, прямоточные, с рецир-
куляцией и другие.
Сушка изделий
Штучные формованные изделия (кирпич, плитки, трубы и др.)
сушат в камерных, туннельных п конвейерных сушилах. Обычно
это конвективные или радиационно-конвективные сушила, в ко-
торых сушильным агрегатом служит горячий воздух или дымо-
вые газы. К наиболее прогрессивным конструкциям с механизи-
рованным непрерывным перемещением изделий относятся тун-
нельные и конвейерные сушила.
Так как сформованные керамические и огнеупорные изделия
после сушки подвергаются обжигу, то следует считать наиболее
эффективной конструкцией совмещение сушила с печью. Для
туннельных сушил это выполняется при обжиге огнеупорных
изделии таким образом, что сушило устраивают в одну линию
с печью и садку изделий производят на печные вагонетки, кото-
рые последовательно проходят сушило и печь. Работа туннель-
ных сушил в большой степени зависит от способа садки изделии
па вагонетки и способа подвода ц отвода сушильного агента,
обеспечивающих равномерное его движение у поверхности каж-
дого изделия в процессе сушки. При этом скорость движения
газов по каналам садки изделий составляет от 2 до 5 м/сек, а
расход сушильного агента — 80—100 кг[кг исп. вл. (при сушке
керамических изделий). Для увеличения скорости движения су-
шильного агента, а также для создания более мягкого режима
сушки применяют рециркуляцию отработанных газов.
Необходимо учитывать, что садка влажного сырца на ваго-
нетки ограничивается нагрузкой на нижние слои изделий. Чем
выше ндажцостп сырца, тем меньшую нагрузку н(з 1 г.Д сырец
206
И00
ппппппгиг
пппппппп
полппплп
пгшппппп
ДПШШЩ
пппппппп,
выдерживает. Поэтому для сушки сырца применяют специаль-
ные полочные вагонетки (с деревянными, керамическими или ме-
таллическими полками) (рис. 30). В этом случае туннельное
сушило, обычно состоящее из нескольких туннелей, представля-
ет собой самостоятельный агрегат (рис.
51). Бесполочная сушка керамических из-
делий возможна при снижении их формо-
вочной влажности и применения глубоко-
го вакуумирования (93—96 ын/м2}.
В конвейерных сушилах сырец укла-
дывается на конвейер в один или два ря-
да по высоте, поэтому влажность сырца
не оказывает особого влияния на способ
садки. Конвейерные сушила (рис. 52) по-
зволяют более просто, нем туннельные,
Транспортировать изделия от места фор-
мовки к сушилам, а от последних к пе-
чам. а также позволяют осуществить в от-
дельных случаях безперсгрузочную пода-
чу высушенного сырца в конвейерную
печь для обжига (соединение в один аг-
регат конвейерного сушила с конвейер-
ной печрю). Такие изделия, как канали-
зационные трубы, проходят конвейерные
сушила на специальных тележках в вер-
тикально подвешенном состоянии. Конвейерные сушила удобны
для применения радиационно-конвективной сушки изделий. Ра-
диационная сушка является весьма эффективной в сочетании с
конвективной, причем паилучшне результаты дает прерывистая
П'*
Ж
И
Рис. 50, Полочная
загонетка туннель-
ного сушила
?1Ы. .Si. T\н11г.'е.ны? суiiiii.-in cii соерсдотчченпын ппдволоч и отипдем
сy'liiH.'ibJwre агента (наличные нагоцеткя)
207
7ic. v2. Конвейерное сушило t горизонтальным нанрав.-'шпвем движения цепи:
/ — термометр со пр от к а;: он ня; ?—ja движка; 3— з? сломка
радиация с помошью элсктроизлучателей, позволяющая эконо-
мить электроэнергию ц создавать большой градиент влажности
внутри материала. Сушка инфракрасными лучами тонкостенных
изделий позволяет в 3 — 4 раза уменьшить продолжительность
сушки по сравнению с конвективной, а при сочетании радиацион-
ной сушки с конвективной можно сократить сроки сушки керами-
ческих изделий в конвейерных сушилах в 10 раз.
Для сушки листовых изделий (гипсовая штукатурка и др.)
применяют высокомеханизированные туннельные сушила с ро-
ликовыми транспортерами, перемещающими листы со скоростью
0.9—1,4 м/мин. При сушке .чистовых изделий особое внимание
обращается на равномерность сушки во избежание их короб-
ления н на точность регулирования температуры, влажности и
скорости движения сушильного агрегата. Листовые изделия от-
личаются относительно малой толщиной и большой поверхно-
стью испарения, поэтому требуется обеспечить равномерный под-
вод тепла и сушильного агента по всей шприце и длине туннеля.
Наиболее пригодны здесь многоярусные конвективные сушила
или радиационно-конвективные сушила, работающие со ско-
4 ростью движения сушильного агента в живом сечении 3—4 м!сек.
При этом расход горячего воздуха составляет до 20 кг/кг исп.вл.
Подача воздуха в сушило осуществляется с помощью сопловых
распределительных коробок. Равномерное движенце воздуха
внутри туннеля достигается тем, что сушило разделено па три
зоны и в каждой зоне применяется рециркуляция газов с. само-
стоятельным внешним (калориферным) и внутренним (радиа-
торным) подогревом: в цервой зоне противоточное движение су-
шильного агента, во второй и третьей — прямоточное.
Сушка сыпучих материалов
Для сушки мелкокусковых, сыпучих материалов и порошков
применяются различные конструкции сушил непрерывного дей-
ствия, например барабанные, пневматические и распылительные.
Барабанные сушила (рис. 53) получили распространение в
силикатной промышленности для сушки сыпучих и мелкокуско-
вых материалов размером кусков до 50 л.и. Барабан сушила
имеет длину 4- 30 м и диаметр 0,!—3,2 ж, установлен под углом
4—6° к горизонту и вращается со скоростью 0,5 — 8 об!мин> Тех-
ническая характеристика ячейковых сушильных барабанов при-
водится в табл. 21. Характеристика сушильных барабанов, изго-
товленных в ГДР, приводится в приложении 33.
Движение материалов к топочных газов внутри сушила может
быть прямоточным и противоточным. Последнее обусловливается
। рядом факторов. Если требуется глубокое высушивание матсриа-
I ла или когда материал цс выдерживает высокой температуры н
|4. Заказ.К-6719.
первый период сушки и может быть нагрет до более высокой
температуры в конце сушки, схема движения может быть про-
тивоточной. Противоток применяется при сушке песка, известня-
ка н др. Однако п большинстве случаев находит применение
Рис. 53. Сушильный барабан:
f “ столькоЛ бараки, 2 - течка для загрузим сырого материала; 3 -топоч-
-pH камера: -( — форсунка: 5 — привод барабана; й — опорные ролики; 7 —теч-
ка разгрузочной камеры; 6 -- груба дли огви’а отработанно га те ил о носится;
9—-группа ЦИКЛОНОВ; /I, — дымосос
прямоточная схема движения Прямоток обеспечивает меньшее
пыление и унос; влажные и пластичные материалы легче отдают
начальную влагу и быстро приобретают необходимую сыпучесть.
Сушка глин, недопускаюшнх потерю пластичности вследствие
перегрева, производится в сушильных барабанах при прямотоке.
Таблица 2|
Техническая характеристика ячейковых сушильных барабанов
Показатели Но.мсря елрабанс к
5 б
1 1 1 1 i '
Диаметр внутренний О, ы . . 1.5 1,8 2,2 2 2 2,8 2,8
Длина L, м S.G 12 11 1-2,0 14.0 12.0 14,0
Обьсх; барабана V. ,н' . 14.2 30.5 4.1.5 5.3,2 74,0 Sfi.2
Отношение UD 3,3 6.7 а ,д 6,4 4.-3 5,0
Число ячеек п„ 25 28 28 28 51 Л1
Толщина стенок барабана (без изоляции) а, -Им 10 1 > 14 14 14 14
Общий вес барабана G, ; . . 13.6 24 42 45.7 65.0' 70,(1
Мощность привода N, кат . . . 6,(1 10 Ш.5 15 20 26
210
При этом допускается высокая начальная температура газон,
входящих а барабан (до 900°). но материал при сушке сильно
нс нагревается, Обычно при температуре отходящих из барабана
газов 110 — 120° материал выходит с температурой 70—80°. Ско-
Рис. 54. Внутренние устройства (насадки) барабанных сушил:
а, е — подъемна лопастная система, б, г. ж, з. и. <?. «—секторная
система: л, я, и — распределительная система, состоящая из отдельных
:<юбщзюшнхея ячеек; « — ячейковая система, в которой ячейки не со
общаются мерилу собой; л—цепная система
рость движения газов в барабане нс превышает 2.5—3 .-^сек гю
избежание чрезмерного пылеуноса.
Внутренняя полость барабана в целях улучшения процессов
теплообмена и сушки заполняется различными насадками или
разделяется на ячейки (рис. 54). При сушке крупнокусковых
материалов, склонных к налипанию внутри, на стенках бараба-
на устанавливают продольные лопасти (подъемно-лопастнаяси-
стема). При сушке мелкокусковых материалов по всему сечению
барабана устанавливают полки, обеспечивающие надежное пе-
ремешивание материала (распределительная система). Для очень
мелкого материала, склонного к пылению, применяют закрытую
ячейковую систему внутренних устройств, в которой материал
только переваливается при вращении барабана при небольшой
высоте падения. Ячейки це сообщаются между собой.
Для повышения равномерности сушки материала, производи-
тельности барабана и частичного совмещения сушки и размола
применяют навеску цепей, которые заменяют некоторую часть
внутренних перегородок по длине барабана. При вращении ба-
211
14*
Рис. 55. Схема пневматической су-
шильной установки:
I — лрибилк»'. г — питатель; 3 — мельника:
7 - с) шильная труба; 5 — топочное устрой-
ство; С — uitk.ioii; 7вентилятор; S —
транспортер
рабана цепи разбивают крупные куски глины, но при этом по-
вышается вынос пыли газовым потоком. Степень заполнения
барабана материалом колеблется в пределах от 0,05 до 0,20.
Наибольшая степень заполнения достигается в сушильных бара-
банов с ячейковым внутренним устройством.
Пневматические сушила (рис, 55), представляющие собой су-
шильные трубы диаметром до 1,0 л, служат для сушки мелко-
кусковых материалов размером не более 20 лмн В них материал
подвергается сушке во
взвешенном состоял и п.
Интенсивность сушки мел-
козернистых материалов
во взвешенном состоянии
характеризуется высокой
напряженностью объема
сушильного пространства
(влагосъем в сушильных
трубах составляет 300—
350 ка/л!3*ч). Сушка про-
изводится дымовыми га-
зами, которые поступают
в трубу-сушило с темпера-
турой 300- 800° и движут-
ся по пей со скоростью
10—35 м/сек, увлекая за
собой сушимый материал.
Благодаря хорошему пе-
ремешиванию материала
в газовом потоке и боль-
шой поверхности испаре-
ния материал высушивается во время перемещения по трубе в
течение 1,5—2,5 сек. Перед подачей материала в сушило матери-
ал размалывается до расчетного размера в барабанной, молот-
ковой или другой мельнипе. При совмещении помола и сушки
горячие газы подаются непосредственно в мельницу. При этом
интенсивность сушки повышается за счет непрерывного разру-
шения подсыхающих поверхностных слоев материала при помо-
ле и дополнительного прогрева материала за спет превращения
механической работы дробящих молотков или шаров в тепло
(80% энергии привода превращается в тепловую). В отдельных
случаях сушка материалов, совмещенная с размолом, может про-
исходить до заданной конечной влажности непосредственно в
мельнице. Тогда сушильная труба может отсутствовать. Установ-
ки совмещенного помола и сушки могут быть полностью автома-
тизированы. В них можно сушить глину с карьерной влажностью
(до 30%) и получить высушенный порошок с небольшой влаж-
ностью и с необходимой величиной зерен [32].
213
Экспериментальные данные по пневматической сушке мате-
риалов (приложение 34) показывают, что пнсвмосушила тем
экономичнее, чем мельче частном материала и чем больше они
содержат свободной влаги. Целесообразно для сушки материа-
лов в трубах иметь размер частиц не более 10 леи, начальную
температуру газов не ниже 600°, конечную 100—150°, концент-
рацию материала 0,5—i,5 «г/кг газ. Сушку выгодно вести при
скоростях газа, незначительно превышающих скорость витания
частиц [43]. К недостаткам
рневматкческих. сушил отно-
сят большой расход электро-
энергии для получения необ-
ходимой скорости движения
газов, большой износ газо-
проводов, особенно в местах
поворота движущегося с га-
зами материала, а также
громоздкость газоочисти-
тельных пылеулавливающих
устройств.
Для сушки более круп-
ных зернистых и кусковых
материалов с целью получе-
ния более высокой степени
сушки во взвешенном состо-
янии применяют аэрофон-
тапные сушила и сушила с
вихревым потоком [43], в ко-
Рис. 5G. Схема cynin.it.iioi! yc-raiioui;:;
с кипящим слоем;
/ — шщгнлятср; 1’ — смеситель: J — к^чщий
слой материала: 4 *—сушильная камера, □
н»ньк для подачи материала; & —
камера' " сепаратор
торых происходит интенсивная циркуляция сушимого материала
в газовом потоке. Начинают также применять сушила с кипящим
слоем. Эти сушила отличаются тем, что материал подается в ци-
линдрическую камеру большого сечения, оканчивающуюся кони-
ческим дном, соединенным с вертикальной трубой сравнительно
небольшого диаметра. Горячие газы проходят по трубе с большой
скоростью (15—20 м/сек) навстречу материалу, затем понадают
в коническую часть, где скорость движения их уменьшается до
4—5 м/сек. Внизу под сушилом может быть установлена дробил-
ка для измельчения крупных кусков, падающих вниз, и повтор-
ной подачи через питатель в сушило.
В кипящем слое конической части камеры сушка продол-
жается 10—20 сек вместо 1,5 —2,5 сек при сушке во взвешенном
состоянии. Более мелкие частицы (размером до 1,0 выно-
сятся газовым потоком из сушила; более крупные (1,0—2,0 лм0
Циркулируют в конической части сушила и удаляются через ще-
левое отверстие сбоку камеры (рис. 56) Благодаря интенсивному
теплообмену в кипящем слое при сушке материала допускается
высокая температура сушильного агента.
Распылительные сушила применяются для получения тонко-
дисперсного однородного порошка, например, н произволен!? ке-
рамических плиток. При этом молотое сырье предварительно
Рис. 57. Распылительное сушило;
( — сушилыши камера. 2 — вентилятор, 3 — электродвигатель с ре
дуктором; 4 — распиливающий диск; 5, о — разгрузочной шнек; 7 —
рукавный филмр, Л' — привод скребков и шнека. 9 — механизм для
нстряхивалнч рх кавных фидьтров
смешп1?а|от с водой, получая шликер, который после пропежива'
пня подают в распылительные сушила. Последние (рис. 57) пред-
ставляют собой шахтную конструкцию — башню с отношением
высоты к диаметру 1,1 —1,2. Шликер распыл икается вверху
башни центробежным способом за счет вращающихся дисков со
скоростью 5000—20 000 оС>!мин, Сушильный агент также подает-
31-1
ся сверху (прямоток). Распыленный шликер до размера капель
0.5—1,0 мм обладает очень большом поверхностью, поэтому суш
ка происходит за 2—5 сек. Высушенный порошок удаляется с
Рис. 58. Схемы работы распылительных сушил:
а, 6. в — параллельный ток: а — противоток; д, е — смешанный ток
пода башни вращающимися скребками и шнеком, а вынесенная
газами часть материала улавливается фильтрующими устройст-
вами. Схема работы сушильных камер при сушке распылением
растворов приводится на рис. 58.
§ 2. Выбор параметров сушильного агента
Для расчета и проектирования сушильной установки необхо-
димо иметь следующие данные: вид и физико-химические свой-
ства сушимого материала, начальная и конечная влажность,
кривая скорости сушки и максимально допустимая температура
нагрева этого материала. Для каждого вида материала или из-
делий существует оптимальный режим сушки, при котором су-
шильная установка обеспечивает заданную производительность
с. наименьшим удельным расходом теплоносителя и удельным
расходом тепла при наименьшем выходе брака в процессе сушки.
В каждом отдельном случае режим сушки находится в зависи-
мости от конструкции сушила и вида сушимого материала или
изделия. При этом большое значение придается конструктивным
возможностям сушила легко и плавно поддерживать постоянст-
215
г>о характеристик теплоносителя по сечению сушильного прост-
ранства или изменения их по длине сушила с целью установления
оптимального режима или изменения скорости сушки. Для суш-
ки изделий начальная и конечная температурь! теплоносителя
для туннельных сушил и конечная относительная влажность су-
шильного агента приводятся о табл. 22; примерные значения
начальной и конечной влажности сушимых изделий — в табл. 23,
основные параметры при сушке материалов — в табл. 24. Для
изделий пластичного прессования, дающих усадку, необходимо
поддерживать низкие температуры уходящих из сушила газов
при высокой относительной влажности (выше 75%). При сушке
шамотных изделий полусухого прессования и магнезиальных из-
делий температура уходящих газов из сушила не имеет особого
значения. Однако в любом случае недопустима конденсация вла-
ги на изделия. Не рекомендуется иметь <рКОц>95%, иначе нужно
увеличить продолжительность сушки. Для изделий полусухого
прессования допускается более высокая температура теплоно-
сителя при входе в сушило. Для магнезиальных огнеупоров,
вследствие их химической активности, рекомендуется температу-
ра теплоносителя не выше 540°.
Т а б л ч ц а 22
Температуры и относительная влажность теплоносителя при сушке изделий
]>миерэтураг град
Наименование изделии ЦЭЧЯЛЫ1J4 конечном Конечная [гтносительюя вдажкас j ь, ?£
Шамотные изделья пластического
фор моиапня:
норгнлдьнне ... . 110-140 35 40 75—90
фасонные 100-120 30—35 80-95
Шамотные лздели?! полусухого нрес- спвання:
нормальные . , . „ , . t , , , . 150—200 35—40 Не более 90
фасочные . 120-150 35-40 _ и, 90
Шамотные изделия пневматического
прессования фасонные 120-150 35-40 90
A1.Hnroiijамотные изделия фасонные 150-200 35-40 90
Динасовые изделия нормальные . . 1.50-200 40—50 90
Магнезиальные изделия (магнезит, хромомагнезит, доломит):
триальные . . * . . 80-Р() 40—50 * ь 90
фасонные 80-120 40-50 - 90
Красный строительный кирпич нор- 60-1'20
сальный * - . * - , . 25-30 85-90
Плитки облицовочные для полов . 100-120 40-50 60
Санитарно-строительный фаянс (но-
ехшка) 30 — 50 20-80
Канализационные трубы 12O—110 35—55 40—75
КерзMii’iecKiic блоки 70-120 21--32 88-95
Гипсовые блоки 120 40-51) 85-90
Таблица 25
Начальная (о.-,,) и конечная (ц/„) влажности изделий ярн сушке f42|
! 11Тиусно»ан^е иг.теднй и-и . % « г - '«
Красный строительный кгрып| 18-20 5- 6
Каиалиэаииониь-с трх’бы 15—17 1—3
Шамотные изделия пласгяческого формования . 17-18 о 6
Фарфоровые изделии 23-24 2-3
Электротехнический фарфор 17- 18 1 — 1 ( ')
Плитки облицовочные 8-9 0.э—Ч,9
П;ц:тк>1 для голой 10- 11 1,5-2
Шамотные изделия полусухого прессованна . 9 — 10 2- -3
Санитарио-тсхиичсская керамика . 16 1 ,п
Динасовые изделия 6,5—” 1,5-2,0
Керамические блоки 18—19 5 — 6
Магнезиальные изделия 2,7—3 <1,15
Гinicoiibie блоки 35 6
Фаянсовые изделия |досуык-з) 7-12 0.8-1
Необходимо учитывать, что высокая начальная влажност
газов или воздуха может быть причиной неудовлетворительной
работы сушил. Поэтому ко всегда целесообразно использовать
для сушки изделий отходящие из печей газы без разбавления их
атмосферным воздухом. При сушке сыпучих и кусковых матери-
алов параметры сушильного агента определяются конструкцией
сушил, видом сушимого материала, направлением газового по-
тока, интенсивностью перемешивания материала и другими фак-
торами. При сушке материалов в сушильных барабанах темпе-
ратура теплоносителя при входе в барабан колеблется от 450 jo
900”. Более низкие температуры газов при входе п барабан ггры-
нимаются нри сушке древесных онилок и бурых углей. Темпера-
тура отходящих газов находится в пределах 70—120° (реже 5 50 -
180°). Для пневматических сушил начальная температура газов
обычно равна 300---800", конечная 70—110", При совмещенном
помоле и сушке глины оптимальная температура газов на входе
в мсльнппу IIJMA тля получения порошка с влажностью 8- 10Д
составляет 140- 1 ПОД
§ 3. Продолжительность сушки
В действующих сушилах продолжительность сушки матери-
алов ц изделий определяется опытным путем и зависит от на-
чальной и конечной влджностн материала, температурного ре-
жима, влажности теплоносителя, плотности садки, а также от
вида материала и изделий. Сушка сложных фасонных изделий
требует большей продолжительности. Опыты научно-исследова-
тельских институтов показывают, что срок сушки керамических
217
изделий возможно сократить до 4—6 ч, а облицовочных фасон-
ных плит — до 15 мин. Тонкостенные, несложные по конфиска-
ции изделия выдерживают очень высокую интенсивность сушки,
особенно с применением инфракрасных лучей. Некоторые прак-
тические данные продолжительности сушки изделий в туннель-
ных сушилах даны в табл. 25 [1 i, 21].
Таблица 2т
Продолжительность сушки изделий в туннельных сушилах
НэимсмОИДЯчС ИЗЛСЛИг!
а .1 и ж и ости
17--18 18-19 18-19 18—2(1 2-1 -36 42- НО
6 Г<
8 8
8 16- ,46
2,5-3 12-40
3 35
17 18-19
8 12-14
16 36
18 24
18-19 18
18-19 36
Шамотные, пластического фор*ь»ваш|>|
нормальный кирнтч ...............
простой фаянс.............. . .
сложный фаянс..................
Динасовые:
нормальный HHpisiri............
простой фаянс .................
сложный фаянс..................
Магнезитовые:
нормальный кирпич .............
безобжнгьвый...................
Канализационные трубы ...........
Керамические илнткн для rvviots . .
Санитарно-техническая кер.пиь.я:
унитазы................... . -. .
умывальники....................
Керамические блоки:
ускоренный режим.................
обычный режим . . , ...........
Продолжительность сушки керамических плиток в конвейер
ных сушилах составляет 11 — 12 ч (Кучинский завод), а в радиа-
ционных сушилах 15—17 мин (Харьковский завод). Продолжи-
тельность сушки керамических канализационных труб в конвей-
ерных сушилах составляет: трубы диаметром менее 400 ,ил! —
24 ч, а трубы диаметром более 400 льи — 36 ч, Сроки сушки сы-
пучих материалов исчисляются минутами и секундами. Если
сушка глины в сушильных барабанах продолжается 20—30 мин,
то при совмещенных помоле и сушке с измельчением материала
до 1—2 мм сушка длится 1 — 2 сек, В пневматических сушилах
продолжительность сутки составляет 1,5—2,5 сек, при сушке в
кипящем слое—10—20 сек.
Скорость сушки. Под скоростью сушки понимается количест-
во влаги, удаленной из материала в единицу времени с 1 л3 по-
верхности испарения (кг/м2*ч). Средняя скорость сушки за пе-
риод времени т (ч) при поверхности испарения F {м2) и количе-
стве испаренной воды а» (кг) составляет;
г»ср- — кг,'лг'Ч. (295)
218
319
Величина уср, называемая также интенсивностью сушки, при
конвективной сушке тонкостенных изделий достигает 0,4 ка/ж2";,
а при радиационной — 3,25 кг/л2*ч. Скорость сушки в отдельные
периоды времени значительно изменяется в зависимости от из-
менения влажности, температуры, физических свойств материа-
ла и сушильного агента.
Оптимальная средняя скорость сушки материалов и изделий
•определяется практическим путем на основании производствен-
ных н лабораторных исследований или может быть рассчитана
для изделий простой формы (пластина, цилиндр, шар) по мето-
дике, разработанной 1'1, Н. Доброхотовым и А, Ф, Чпжским [42],
При этом, критерием возникновения напряжений в изделии при
его сушке служит допускаемый перепад влажности по толщине
изделия.
Максимально допускаемая скорость t»>iaKC сушки пластины
толщиной 5 а период постоянной скорости между начальной
влажностью и-'н и критической при условии равномерной
сушки по всей поверхности определяется по формуле [42].
-=0,04Кро —кфе--ч, (296)
где К — коэффициент потеиииалопроводности массы (табл.
26), ж2/ч;
ро--- плотность абсолютно сухой глины; р0—1ВОО-
1800 дф.ид
АЩвдкс — допустимый перепад влажности по толщине изде-
лия между серединой и поверхностью, % (значе-
ние Алманс Для некоторых глии приводится в
табл.27);
5...толщина изделия, м.
Зная величину Ома[(с. можно определить относительную влаж-
ность сушильного агента и его температуру по формуле [42]
'0,i»c^0,112p|1(pii —рс) кг-м-'Ч, (297)
где Омахе - скорость сушильного агента, находящаяся в пре-
делах от (.8 до 3,0 л!/сек;
(Зп—коэффициент массообмеиа; ио данным ВТИ р,(=;
-0,00168 + 0,00128 щ 1/щ
—/?с — парциальные давления насыщенного пара при тем-
пературе поверхности /п (35—45°) и среды, н/м?.
По уравнению (297) можно найти рс, а затем с помощью
/ -«/-диаграммы по гя, как температуре мокрого термометра, ц
рг. находятся параметры сушильного агента 1С и для первого
периода (постоянной скорости) сушки.
Минимально допустимую продолжительность сушки от на-
230
Таблица 26
Значения коэффициента потенциалопроводности глины [42]
Нанмсиование маюриала L jpaC К р„ кил ч Примечание
Часооярская глина GO 0,075 По данным П. В. с.оио-
лова
60 0,013 То же
1 Ьколаевскэя глина 60 0,064 -
» » 60 0,04
Катуаровсхая фаянсовая масса для 0,06
плиток 60 г
То же 60 0,03
Фаянсовая масса КЭЗ 60 0,05
Новобахмутская глина 20 0,033 По данным
П. И. Бе- ренштейн
7/ » 40 0,078 То же
60 0,158 ч
Одинцовская глина 20 0,017
ъ » 40 0,041
» » 60 0,079
Гороблагодатская глина 20 0,009
40 0,0)
> > 60 0,04
Спонлнловая глина 40 0.068 я
Таблица 27
Значения А р"!.,а)1ч для некоторых глин [42]
НзЦ^СПЙМНИС CrTMHtV -Н'и . % 4“'м»кс- % Примечание
Спондиловая кирпичная » > * 25 30 )2,0 0,0 По данным А. Ф. Чиж- ского
Полтавская 25 30 4,5 3,6 То же
Бескудниковская 14 20 1,3 3,0 По данным Л, В, *'|ь>- кова
ча.тыюн влажности до конечной ц,',, можно приближенно оп-
ределить по формуле [42]
" st.0,9is ч, (298)
где s — толщина пластины, м.
*221
Значения можно также найти по формуле
T%i|KC
0.09 I
(299)
где /1 — коэффициент, зависящий от температуры поверхности
изделия (табл. 28) [42];
/(с — коэффициент чувствительности глин к сушке (табл. 29).
Таблица 28
Значения поправочного коэффициента Л в зависимости от /п
град GO 55 | [ 50 45 40 .35 30
А 1,01 0,89 j 0.8 0.75 0,7 0,62 0,53
Т а б л и и а 29
Экспериментальные данные значения kc [42
I Is Limcho и а и it с нлерналз Автор нсследоуа- нкй
Гл,;нз гродовская 50% + песчаник ,50% .... 0.73 А, ф. 1|ИЖСКПЙ
л слондпловая киевская 1.17 То же
» трудовская 75% + песок 25 % 1.7 V
» полтавская ... 1 8
> силидояская (Донбасс) 1, 13
« |1огорс.то1)скэя 80% + песок 20% . 1
* *i их а Ныло аскз я . . 3
Каолин глуховецкпн (1,37 А. Н, Дробан
Лесс киевский Суглинок (Новая Маячка) 0,69 (! 9| То же
Глина ппкпфоровская » фр; HM'HGi.ViT 3|СГТОрождс 111:а .... 1 .7! 2.6
л часоапрская 1,89
» » 60% 4- шамот 40% 1 48 В, И. Замни
» » 40% 4- » 60% 1,15 То же
» » 20% + » 0.76
» латнепская 40% 4- ша.чот 60% ..... » любытинская 40% 4- шамот 69% .... 1.08 (Мм а
Као.'тн ,i рося новей и и 0.14 Г. А. Konc.it.-
Глина дружковская 1.7 ман, В. А. Со- колова То же
* трошковская
Фарфоровая магсп с глиной часоряргк<м . . . 1 ,'24
» » » ТриШ^ОВСЪСО . . р '> » » , . 0.85 1.15
> » * др уж КОВС коП . , 0.6
Суглинок клешнхянскнП (Новосибирск) .... 1.2 В. В. Epcjtcti-
„ омский 1 J5 ко. Л. В. Вол- гина То же
222
Для шамотных изделий пластичного формования продолжи-
тельность сушки определяется по формуле А, А. Шумилина [42]
- = 3,5/С„6Ч (300)
где Кп — коэффициент неравномерности сушки изделий;
= 1,2-3;
6— приведенная толщина изделия, равна (по В. Н. Зими-
ну) отношению объема тела V!( к активной поверхно-
сти массообмена F,
5=100 см.
F
Пример
Определить продолжится юность сушки пластины из сиоцди.|овон глины
толщиной s —0,065 м от начальной влажности 30% до конечной 8%. Темпера-
туру поверхности принимаем 6,-40°.
Находим максимально допустимую скорость сушки по формуле (299)
0.09-0,7 „ , „
=-----------—— — 0,3/4 кг л£ ч
” с (! .17s ж 15-0.065
fi.ii, по формуле (296)
9,0
<Wc = 0,04-0.068 ~^- = 0,376 хг/^.ч,
Здесь 4-0,7 (табл. 28)' Хс-|.|7 (табл. 29); Лф0== 0,068 (табл. 26);
Д^-9.0% (табл. 27).
Продолжительность сушки по формуле (298)
т-0.91-0,065-7”” =34.6 в.
0,376
Определим параметра сушильного агента из уравнения (297), принимая
скорость сушильного агента о —3 м!сек, а коэффициент массообмена опреде-
ляем по формуле
Зп = 0,00168 + 0,00128-3 = 0,00552 1/ч,
тогда 0,376 =0,112-0.00552 (/>„ — рс) кг!м'-ч.
По таблице [28] парциальных давлений водяного пара во влажном впзду-
се при барометрическом давлении 745 лм* рт, ст. для fK— 40° и гр—100% ,,ахо-
Л!.',и />„-752,2 кг1м‘! или /ц =-7379 н/ж1, тогда
О 37G
рс 7379 - ---------= 6/70 h:jF.
0,112.0,00352
Далее по / -- d-дна грамме, пользуясь линией парциальных давлении, на-
ходим точку рс—-6,8 и проводим ординату до пересечения с температур-
Ht-.ft линией (пунктирной) мокрого термометра iK =40°.
Точка пересечения дает параметры сушильного агента; fc-481 ;i <р-=65%
(рис. 59).
223
§ 4. Производительность сушил
Производительность сушил зависит от их конструкции, разме-
ров, типа садки изделий на вагонетке и продолжительности суш-
ки, Обычно при расчетах и проектировании общая производитель-
ность сушил бывает задана и по ней определяют основные раз-
меры отдельной сушильной камеры (туннеля) и требуемое их ко-
личество для обеспечения заданной производительности.
Туннельные сушила. Для определения размеров и количества
туннелей по заданной производительности необходимо устано-
вить продолжительность сушки данного вида изделия, выбрать
(принять) тип вагонетки и способ садки изделий на вагонетку
или емкость одной вагонетки. По размерам вагонетки и габари-
там ('по высоте) садки изделий определяют поперечное сечение
туннеля. Если сушка предусматривается на печных вагонетках,
то поперечные размеры туннеля сушил принимаются такие же,
как для печи, и выбор их производится вместе с расчетом печн.
При сушке изделий на полочных вагонетках ширина туннеля оп-
ределяется по формуле
В=Ь + ‘2(50~ !00)з/щ; (301)
а высота туннеля от головки рельсов
// = /гД-Ю0 jz.ij, (302)
где b — ширина нзгонеткп, амц
А — высота от головки рельсов до верха садки, мм.
При сушке изделий строительной керамики вагонетки часто
имеют следующие размеры: А = 251.) мм, длину /= 1500 мм; высоту
/К —1550 мм. Количество горизонтальных полок: 6 hit. при сушке
Кирпича и 11 шт. при сушке черепицы. Высота От головок рель-
сов до верха ездки: для кирпича А - 1680 мм, черепицы А--
= 1560 мм. На вагонетку вмещается 260--300 шт. сырца кирпи-
ча и 120—132 шт. черепицы. Ширина туннеля принимается в пре-
делах 0,9 —1,6 м, высота 1,6—2,0 я.
При сушке огнеупорных изделий полочные вагонетки обычно
имеют следующие размеры: 6=^850 .ши, /—1200 ы-н. h' = (450 м.и.
Количество полок — 6 шт. Высота от головки рельсов до верха
садки А - 1565 .им. На вагонетку вмещается 192- 198 шт. сырца
нормальных кирпичей.
Производительность сушил определяете^ по следующим фор-
мулам:
/д ... Л-'Л д (303)
или
^.2... г/ч> (304)
224
где М* — емкость одной вагонетки, шт. изделий;
GB — емкость одной вагонетки, г;
п — количество вагонеток, находящихся в сушиле, шт.;
г — продолжительность сушки, ч.
Производительность сушил по годным изделиям определяет-
ся по формуле
Р' = '^чРч^ шт./сут. (r,-ct.r), (305)
где — коэффициент, учитывающий брак изделий при сушке;
100
т. _ —_----
k 100-гс
гс — среднегодовой брак при сушке, % от годного количест-
ва изделий.
Так как после сушки изделия обжигаю гея в печи, то произво-
дительность ее по годным изделиям будет равна:
= >°Чобж iiiT./сут. (т,'п г), (306)
где —коэффициент, учитывающий брак изделий при об-
жиге,
Ю0
' ,
ИМ) 2 t6w
г„о;1( 'Среднегодовой брак изделий при обжиге, %.
Емкость сушила определяется количеством изделий, одновре-
менно находящихся цо всех туннелях,
Л'= Л'в/г Pt шт. (307)
или
N G(,n _ р~, т. (308)
Принимая длину каждого туннеля от 20 до 36 л (в отдель-
ных случаях до 50 м) и зная длину одной вагонетки, можно най-
ти количество вагонеток, вмещающихся в одном туннеле
m =~~- + ~ наг., (309)
тогда количество туннелей в сушиле равно:
'Г ——шт. тун. (310)
m Gum
Количество туннелей обычно берут с запасом на случай ре-
монта и чистки; на каждые 8—10 туннелей принимают один тун-
нель запасной. После этого расчета устанавливают количество
туннелей в блоке сушил и принимают количество блоков. В од-
15. Злкаэ Ур К*6"}9,
225
пом блоке может быть до 30 туннелей с общим распределитель-
ным боровом для подачи и отбора теплоносителя.
При расчете сушила на печных вагонетках, установленного в
одну линию с печью, длина сушила определяется по количеству
вагонеток; зная длину I одной вагонетки, емкость GB вагонетки,
продолжительность т сушки,
L = (311/
Ga
Общая длина туннеля обычно принимается больше расчетной
на 0,5—0,6 м с целью компенсации длины разбега вагонеток.
Конвейерные сушила. Емкость конвейерных сушил опреде-
ляется аналогично емкости туннельных сушил
W = A>~ шт. изд. (312)
или
W = шт. изд., (313)
где Р — производительность сушила, шт;ч;
т — продолжительность сушки, ч\
Nn — емкость одной люльки, шт. изд.;
п — количество люлек в сушиле.
Подвесные люльки обычно делают с одной или двумя полка-
ми. Ширина полки принимается нз расчета размещения по ши-
рине одного пли двух изделий. Длина принимается не более 2 м.
Расстояние между точками подвески люлек принимается равным
габаритному размеру люльки по высоте плюс 50—100 мм па за-
зор. Рабочая длина цепи конвейерного сушила определяется из
выражения
/.и = -^/зг, (314)
/V,l
где I — расстояние между точками подвески люлек, м.
Для ленточного конвейера рабочая длина составляет
(315)
где Л'к— количество изделий, размещенных на !' м конвейера.
Длина цепного конвейерного сушила, имеющего 3—5 ярусов,
обычно не превышает 8—10 м. Ленточные конвейерные сушила
имеют один ярус или два самостоятельно работающих.
Конвейерное сушило для сушки канализационных труб кон-
струкции Гинростройматериалы производительностью 30 тыс.
т[год имеет размеры: длину—61,4 ,я, ширину — 41,79 м, высо-
ту— 3,04 м. Шаг расположения кошек для труб диаметром
.350—500 мм равен 960 мм, для труб 600 мм равен 1920 мм. В су-
шиле располагается 31 параллельный участок конвейера.
,Й2Д
Камерные сушила. Производительность камерных сушил за-
висит от емкости сушил и продолжительности сушки
Р=24 — шт./сут., (316)
где V — емкость всех сушильных камер
.V = шт. изд., (317)
jVk—принятая емкость одной сушильной камеры, шт. изд.;
пр — количество одновременно работающих камер.
Общее количество камер устанавливается обычно больше. Пе-
риодическая работа сушил требует дополнительное время на
загрузку, выгрузку изделий, время на чистку камер и ремонт, по-
этому ца каждые 9—10 одновременно работающих камер уста-
навливают 2—3 камеры резервных. Для сушки сырца камеру де-
лают обычно длиной 8—!3 м, шириной 1,20—1,45 м н высотой
2,3 лг (10 полок). На 1 м длины камеры укладывают по 300—
360 шт. сырца.
Барабанные сушила. Производительность сушильного бара-
бана по абсолютно сухому материалу можно определить по фор-
муле А. П. Ворошилова [33]
fj - *-(100- «Ч)(100- И’./) . (318)
с Збоооо (w; — w;) ((- ’
где L — рабочая длина барабана, я;
tOi — начальная н конечная относительные влажности
материала, %;
Кгяз — объем влажных газов в конце барабана (отходя-
щих газов), л(3/ч;
т0 — напряженность барабана по влаге, /са/.и3-ч;
р — коэффициент заполнения барабана в долях еди-
ницы;
огаз — скорость сушильного агента в конце барабана.
sifcet:.
Для того чтобы по этой формуле определить производитель-
ность сушильного барабана по абсолютно сухому материалу, не-
обходимо выполнить тепловой расчет процесса сушки п выбрать
систему внутренних устройств барабана. Коэффициент заполне-
ния барабана находится в пределах (3 = 0,15 — 0,20 при сушке пес-
ка и глины в ячейковых барабанах.
Скорость газов на выходе нз барабана принимается в преде-
лах о|-аг1 = 2—3 м!сек. но не выше, во избежание большого пыле-
уноса. Приближенно длину барабана определяют по количеству
... 22?
испаряемой из материала влаги п (кг/ч) и напряженности та
(кг/м2 ч) объема барабана ио влаге по формуле
i = l/-----"--- м? (319)
V ^-OJSb-Dl
которая получается из выражения потребного внутреннего объ-
ема барабана
п я®л
1/б=— -—(320)
m0 4
Значения напряженности барабана по влаге приводятся в
табл. 24.
Объем барабанного сушила можно определить из уравнения
теплообмена [44] но методу Н, М. Михайлова. Количество тепла,
переданного от газов к материалу внутри барабана, будет равно
Q—aM/^V'e er, (321)
где av — объемный коэффициент теплоотдачи, отнесенный к
единице свободного объема барабана, не занятого
перегородками и лопастями; при средней весовой ско-
рости газов на выходе из сушила, равной ргаз^ср^
= 2,5 кг/м2 • сек, получаем максимальное значение
Оу = 290 вт/м3 < град. При сушке глины в барабане с
лопастной насадкой при средней скорости вращения
3— 5 об/мин н влажности 15—2,5% av = 70—
82 вт/м? град', при сушке песка крупностью 0 — 3,5 мм
av=90— 106 вт/м2 град; угля крупностью 0—12 мм,
влажности 14—3,5% tiv = 14 Ори”'55 вт/м2 - град [44];
Д/ср — средняя логарифмическая разность температур меж-
ду газами и материалом в начале и в конце сушила;
рассчитывается как для прямотока с помощью номо-
граммы (приложение 31), град;
Уб — объем барабана сушила (без учета объема занятого
перегородками н лопастями), м2.
Количество тепла, которое передается от газов к материалу
и расходуется па испарение влаги и нагрев материала, можно оп-
ределить по уравнению
Q= (2493-1- 1,97/ух-4,2/:,).0,278л 4-0,278?1| вт, (322)
где 1'м — начальная температура материала при входе в суши-
ло, град;
п— количество испаряемой влаги, кг/ч;
qy, - расход тепла на нагрев материала, кдж/ч.
Э28
Тогда
V,=--ku —5— м\ (323)
где Ag — коэффициент, учитывающий долю объема барабана, за-
нятого насадками и пинтовыми направляющими ло-
пастями; А,-, = 1,1 —1,2 [44].
Минимально допустимый внутренний диаметр барабана мож-
но определить цо допускаемой скорости отходящих газов из ба-
рабана
ггаа =--------------м;сек, (324)
3G00n£»| (I 4)
при значениях угаа = 2,5 м[се& и {1 = 0,2 получим
Db --=0,0133 [/' V\7T л. (325)
Следует учитывать, что размеры сушильного барабана обыч-
но выбираются по каталогам заводов-изготовителей по данным,
исходя из требуемого внутреннего объема барабана. При этом
диаметр барабана вначале принимается приближенно, и после
теплового расчета определяют необходимые размеры его по вы-
шеприведенным формулам или делается проверка скорости га-
зов на выходе.
Продолжительности сушки в барабане (время пребывания ма-
териала в барабане) определяется из следующего уравнения:
- = (326)
?Л-р
где V't, - - объем барабана, л3 V/ -- « _ { 100 100 х^. (327)
0 ffl0 m.,j 1100- и>,. 100 nr,. /
Р — насыпная плотность материала в барабане . / гр. -*• ал, \ при сред- p= 1200— (328) (329) (330)
Рс-р \ 2 / ' 1300 кг/л3, для глины р- 1500—1600 кг/л3; — средняя производительность барабана ,> Рс / 100 , 100 X
Тогда л- г. 1 . I 1 "V t* ' £ * г 2 400- ил, 100 — wK / 23? ир, — wr
или • '— - • ч тп 200 - (ж'„ - tcK) т— pin f1? w4--wh
rn.i 200 —(Wj, - wK)
229
Число оборотов барабана приближенно можно определить по
следующей формуле:
п —----—-----об/мин, (331)
1g а
где А — коэффициент; для песка и глины /1 = 0,4^0,65;
а — угол наклона барабана, град.
Мощность привода барабана можно определить по формуле
А. П. Ворошилова [33]
А/э = 0,001 кег, (332>
где о — коэффициент мощности, который принимается по
табл. 30.
Таблица 30
Значение коэффициента мощности
Внутреннее устройство блрабэнэ Коэффициент заполнения ,3
0,1 0.15 0.20 0,25
Подъемнолопастная система 0,038 0.053 0,063 0,071
Распределительная » (1,013 0.026 0.038 0.044
Секторная » 0.0125 0,018 0.0'20 0,022
Ячейковая (перевалочная) система 0,006 0,008 0,01 0,011
Пневматические сушила, В пневматических сушилах, пред-
ставляющих собой сушильные трубы, материал подвергается
сушке во взвешенном состоянии. Если в сушильных барабанах
примерно только 20% материала находится во взвешенном сос-
тоянии, то в пневмосушилах — 100%. Интенсивность сушки мате-
риалов во взвешенном состоянии характеризуется высокой нап-
ряженностью объема сушила по влаге. В пневмосушилах
напряжение объема по влаге в 3—4 раза больше, чем в сушиль-
ных барабанах, и достигает 350—400 кг/лр- ч.
Перемещение сушимого материала в пневматических суши-
лах происходит за счет энергии движения газового потока (пнев-
мотранспорт). Сушильный агент (дымовые газы) проходит в су-
шильной трубе со скоростью 10—35 м/сек. При этом газовый
поток подхватывает куски влажного материала и благодаря
большой поверхности испарения высушивает их во время пере-
мещения в трубе в течение 1,5—2,5 сек. Отделение пыли от газов
происходит в циклоне.
Вертикальный пневмотранспорт сушимого материала может
происходить только при такой скорости движения сушильного-
агента, которая превышает скорость витания частиц материала.
230
Поперечное сечение трубы-сушила рассчитывается по скоро-
сти движения и секундному количеству сушильного агента
4 v{
отсюда внутренний диаметр трубы-сушила равен.
D;=i,i3 ]/Г~~м' (333)
где Vt — действительное количество сушильного агента, входя-
щего в трубу-сушило при начальной температуре,
м\/сек\
vt—действительная скорость движения газов в трубе-су-
шиле, м/сек.
Действительная скорость движения сушильного агента опре-
деляется по скорости витания наиболее крупных частиц матери-
ала, поступающих в трубу. При этом она должна незначительно
превышать скорость витания наиболее крупных частиц, чтобы не
создавать чрезмерно большие аэродинамические сопротивления,
непроизводительный расход электроэнергии, а также не нужное
увеличение трубы-сушила. Однако если скорость движения су-
шильного агента будет ниже скорости витания, то в трубе-суши-
ле будет происходить выпадение крупных частиц материала из
газового потока, уменьшение производительности сушила и мо-
жет быть закупорка трубы, если она работает без мелышцы.
Обычно скорость движения сушильного агента принимается на
10—20% выше скорости витания наиболее крупных частиц мате-
риала. Скорость витания частиц материала определяется из рав-
новесия сил, действующих па частицы. Сила тяжести частицы
материала уравновешивается подъемной силой сопротивления
воздушного потока, идущего снизу вверх,
tr
=с ~9^' ". (334)
где V — объем частицы материала, /г;
рм — плотность частицы материала, кг/м3 (плотность
куска материала, называемая также кажущейся);
£ — коэффициент сопротивления;
г>п — скорость витания частиц, м1сек\
F— проекция на плоскость, нормальную к движущему-
ся потоку газов, ;Ч2;
ir
___ огьз — скоростное давление движущегося газового пото-
ка, «/а2.
23,1
Из уравнения (334) имеем:
2
(335)
для частиа шаровой формы
Рг.э -- — -^g'4 = — н1м~, (336)
2 б 3 z
тогда скорость витания частиц (критическая скорость) опреде-
ляется по формуле
т’в= 1/^4’Т“ (337)
У 3 С ?rai р г f ргзэ
В формулу (336) подставляется приведенный диаметр частиц
материала.
Коэффициент сопротивления 'С зависит от формы частицы ма-
териала и от характера движения газового потока, определяемо-
го критерием Re, При Re> 1000 значения коэффициента £ = 0,28 —
0,32, тогда формула для определения скорости витания частиц,
правильной шаровой формы будет иметь вид
тя = (6,4 -4- 6,85) Mj'CeK_ (338)
При сушке материалов приходится иметь дело с частицами
неправильной произвольной формы, поэтому значение коэффи-
циента сопротивления будет несколько больше, чем £ = 032. Так,
в формуле ЦКТИ он принимается равным 0,48, тогда скорость
газового потока, увеличенная на 10% по отношению к скорости
витания частиц, будет:
^,,„ = 5,7 1/ м!сек. (339)
г Рглз
Как видно из формулы, скорость витания зависит от плотно-
сти сушильного агента, которая изменяется с изменением соста-
ва газов, температуры и давления. Однако влияние плотности
газа на скорость витания частиц различно для частиц разного
размера. Например, для частиц каменного угля размером менее
1 л,и скорость витания почти не зависит от температуры газа.
Для частиц размером более 1 льи с повышением температуры
газа его подъемная сила уменьшается (при одном и том же се-
кундном количестве), С уменьшением давления газа в трубе ско-
рость витания частиц повышается и тем больше, чем больше раз-
мер частиц.
232
В связи с этим скорость движения газов в трубе следует под-
считывать с учетом изменения состава, температуры и давления
движущегося газа. Обычно в конце трубы, вследствие падения
температуры и давления газа, скорость уменьшается и при одном
и том же диаметре сушильной трубы она может быть меньше
критической скорости (скорости витания). Поэтому трубу дела-
ют или сужающейся кверху или при цилиндрической форме диа-
метр трубы подсчитывают по скорости в конце ее.
Следует учитывать, что в процессе сушки также изменяется
плотность сушимого материала, вследствие изменения его влаж-
ности. Плотность влажного материала можно представить как
сумму
(340)
где ре — плотность сухой массы, кг/м3,
Ц'вл — количество влаги
гъа -~2^-кг/мл, (341)
ал ЮО '
где то — относительная влажности материала, %.
Если считать, что объем материала при сушке остается неиз-
менным, то
Рн.ч^
100
кг/м\
(342)
откуда получим:
100 . .,
пв. ~?с —~“ кг/-*г.
Гс 100--W '
(343)
Если относительная влажность изменяется от сеч до аУг, то пе-
ресчет плотности материала с начальной влажностью (pi) на
плотность материала с конечной влажностью (рг) можно произ-
вести по формуле
Ь = Р1
100 — а?(
J00 - и>..
кг;м3.
(344)
Длина трубы определяется по принятому влагосъему и коли-
честву удаляемой влаги из материала при сушке.
Фактическая продолжительность сушки в трубе зависит от
длины трубы и от скорости движения частиц. При равномерном
движении {без ускорения) скорость движения частицы находит-
ся по разности п = иГа.г—^п- Тогда продолжительность сушки в
трубе будет равна:
t = —-Л—-<г. (345)
- va
233
Обычно скорость движения частиц о находится опытным пу-
тем, так как теоретическим расчетом трудно учесть изменение
скорости Ггаэ и ов, происходящее в процессе сушки и в период
разгона частиц в начальном участке трубы до установившегося
их движения по трубе. Расчет по формуле (345) дает приближен-
ное значение времени т сушки, которое обычно получается мень-
ше фактического.
На продолжительность сушки оказывает влияние концентра-
ция ц материала в газовом потоке, которая определяется отноше-
нием количества материала G,, (кг/ч) к количеству сушильного
агента бГЭэ (кг/ч)
р — —— кг/кг. (346)
^газ
В отличие от простого пневмотранспорта для пневмосушкн,
требуется небольшая концентрация материала. При пневмотран-
спорте концентрация материала равна 5—15 кг/кг; при пневмо-
сушке 0,3 —3,0 кг/кг и зависит от степени подсушки материала,
влажности, температуры сушильного агента и определяется по
данным производительности сушила и расхода сушильного аген-
та. Увеличение концентрации приводит к уменьшению степени
подсушки материала и увеличению продолжительности сушки.
Сушильно-помольные установки. В большинстве случаев при
совмещенном помоле и сушке материалов используется труба-
сушило, соединенное с центробежной мельницей (аэробильной,
размольным вентилятором), или сушильная шахта при фонтан-
ной подаче измельченного материала снизу вверх -в сушильную
камеру, соединенную с барабанной, молотковой или другого ти-
па мельницей. В отдельных случаях сушка полностью происхо-
дит и заканчивается в мельнице.
Сушка, совмещенная с помолом, происходит весьма интенсив-
но, поскольку высыхаемая поверхность кусков материала во вре-
мя размола разрушается, и в процессе тепло- и влагообмена не-
прерывно принимают участие новые поверхности раздробленных,
кусков материала. Сушке содействует также механическая рабо-
та внутренних помольных устройств, превращаясь в тепловую
энергию. Обычно при одновременном помоле и сушке материа-
лов в мельницу подается подогретый воздух или дымовые газы.
Из трубьЬсушила смесь сушильного агента и высушенного
материала желаемой крупности поступает в пылеосадительпые
устройства. Болес крупные частицы материала, не удерживаю-
щиеся в потоке газов, выпадают обратно в мельницу, где проис-
ходит их дополнительный размол.
Скорость движения сушильного агента в трубе рассчитывает-
ся по скорости витания так, чтобы в газовом потоке уносились
частицы заданной крупности.
При сушке и размоле материалов большой влажности для по-
231
вышения степени подсушки возможен добавочный ввод сушиль-
ного агента в восходящий поток смеси газа и измельченного ма-
териала в трубу-сушило.
Производительность установок совмещенного помола и суш-
ки зависит главным образом от производительности размольного
агрегата. Исходя из его производительности и ведется расчет су-
шил и транспортирующих устройств. Сушильно-помольные уста-
новки небольшой мощности работают с производительностью
0,6—1,2 т/ч и большой — 25—45 т/ч.
Расход электроэнергии составляет 4—10 квт’ч/т готового
продукта,
§ 5. Основы расчета процесса сушки
Обычно при расчете процесса сушки находят необходимое
для подачи в сушило количество сушильного агента и требуемый
часовой расход тепла, а также удельный расход тепла на сушку,
отнесенный к I кг испаренной в сушиле влаги, характеризующей
экономичность процесса сушки.
При расчете процесса сушки учитывают изменения основных
параметров сушимого материала и теплоносителя, проходящих
через сушильную установку.
Влажность материала. В процессе сушки содержание влаги
в материале уменьшается и при температуре выше 100° в его
порах будут находиться водяные пары и воздух. При сушке уда-
ляется только физическая влага, которая слагается из гигроско-
пической усадочной, капиллярной и свободной воды, находящей-
ся в материале, а химически связанная влага остается в матери-
але. Причем в процессе сушки из материала удаляется только
часть гигроскопической влаги. Остаточная в материале влага
будет равновесной, если парциальные давления паров воды ок-
ружающей среды и поверхности материала равны (рГяз = Р«пв)-
Равновесная влага представляет собой возможную конечную
влажность материала после сушки при существующих конечных
параметрах (влажности и температуры) сушильного агента.
Равновесная влага (а также и химически связанная) удаляется
из материала только в процессе обжига.
Вес влажного материала равен весу сухого вещества Gc и ве-
су влаги швл
G»., = Gc-|-TeiSj, кг.
Абсолютная влажность материала юа есть отношение веса
влаги, содержащейся в материале, к весу абсолютно сухого ма-
териала, т. е.
.-^--100%. (347)
(7С
235
Относительная влажность материала w есть отношение ве-
са влаги, содержащейся в материале, к весу влажного материа-
ла, т. е.
(348)
Относительная влажность материала не может быть выше
100%, в то время как абсолютная влажность может быть выше
100%. Особенно большое различие цифровых величин между
абсолютной и относительной влажностями существует при высо-
ком содержании влаги в материале. Например, если абсолютная
влажность материала составляет 33%. то относительная влаж-
ность этого материала будет равна 24,8%.
Связь между абсолютной и относительной влажностью мате-
риала выражается следующими формулами:
iaa -100
100 T- к
w -100
W, =—---------- %.
100 - w
(349)
(350)
Для того чтобы определить количество влаги, удаляемой из
материала при его сушке, необходимо знать начальную и ко-
нечную влажность материала и производительность сушила.
Если известна часовая производительность сушила по весу
сухого материала /% (кг/ч), начальная абсолютная влажность
(%) н конечная влажность после сушки (%), то количе-
ство испаренной из материала влаги будет равно:
ОД од
rt = WB.,.11- 1ГВЛ.К^РС а —а кг/ч. (351)
100
Если известна часовая производительность сушила по высу-
шенному материалу Рвыс (кг/ч) и относительная влажность до
сушки и после сушки гд,;, то
п ~ Рк, — Л*вис = — W и., .к кг/ч.
Количество влаги, содержащейся во влажном материале до
сушки, равно
tf'Vi.n (352)
| VU
Количество влаги, содержащейся в высушенном материале
(остаточная влажность после сушки), составляет:
кг^ (353)
JOU
236
так как Ам = А>ыс + я.
л=рвме_^=1^«г/ч (354)
100 — w„
ИЛИ
п — РЪл ю" ~ - кг /ч. (355)
°-’ 100—wK
Если известна абсолютная влажность материала до сушки и
после сушки и ша", то
п = Роыс ~кг/ч. (356)
100 + w,
Производительность сушила по сухому материалу Рс опреде-
ляется по формулам:
г» z> /> Ю0 ..-..j
Рс = I ал’ ' i ‘ вне' ' ~~~ KZi4. (35* )
100 + wa 100 + wB
Р.-Р..-1^, ' «*/« №8)
Производительность сушила по высушенному материалу оп- ределяется следующими формулами:
Раис — Рел IC0 -г №а - р _ НТО + а?" кг]ч. (359)
ЮО + w's 1 с 100
Ркыс ~ Рил 100 - 100 — тегк = Рс 100 100 — «'к - кг/ч. (360)
100 ~п- 100 — w„ кг/ч. (361)
f выс — “ — wK
Влажность и теплосодержание воздуха
Атмосферный воздух представляет собой смесь сухого возду-
ха и водяных паров. Количество водяных паров, содержащихся
в атмосферном воздухе, зависит от температуры, следовательно,
от времени года и местности, а также от барометрического дав-
ления.
Абсолютная влажность воздуха или газов представляет со-
бой весовое количество водяных паров, содержащихся в I лг3
237
влажного воздуха. Абсолютная влажность насыщенного воздуха
у„ (г/лР) резко увеличивается с повышением его температуры,
что видно из табл. 31.
Таблица 31
Абсолютная влажность насыщенного воздуха при разных температурах
(, грай — 1и - г!Яг 1. град — гг-7 in. им3
—15 1,39 45 65,42
-10 2,14 50 82.94
— 5 3,24 55 104,28
0 4.84 60 130,09
5 6,80 65 161,05
10 9,40 70 197,95
15 12.82 75 241,65
20 17 29 80 292,99
25 23.03 85 353,23
30 30,36 90 428,07
35 39,59 95 504,1)
40 51,13 99,4 586,25
Относительная влажность воздуха, или степень насыщения
его влагой, есть отношение абсолютной влажности данного воз-
духа к абсолютной влажности насыщенного воздуха при той же
температуре
s = 100%. (362)
1»
Температура, при которой наступает полное насыщение воз-
духа, называется температурой точки росы или температурой
полного насыщения.
При охлаждении воздуха ниже точки росы относительная
влажность его остается равной <р=100%, а абсолютная влаж-
ность уменьшается соответственно значению насыщенного состо-
яния при дайной температуре. При повышении температуры
влажного воздуха относительная влажность его уменьшается и
возрастает способность воздуха поглощать водяные пары, т. е.
повышаются его сушильные свойства.
Относительная влажность воздуха может быть определена
отношением парциальных давлений водяных паров
(363)
где рЕЛ — парциальное давление водяных паров во влажном воз-
духе, кн/м2;
Ph — парциальное давление водяных паров насыщенного
воздуха при той же температуре, кн/м\
.100%,
Рк
238
Вл агосо держание d воздуха — это количество водяных па-
ров (г) в смеси, отнесенное к I кг сухого воздуха
, ! 000(7п ,
d~--------— г!кг сух. воз. (оо4)
GBO3
или
г/= 622 —р— = г/дг сух. воз., (365)
В “ Рнл
где Gn — масса водяных паров, кг;
GDOj — масса сухого воздуха в смеси, кг;
Рвл — парциальное давление водяного пара во влажном
воздухе, кн/м2;
В — барометрическое давление, кн!м2.
Барометрическое давление обычно изменяется в небольших
пределах, поэтому его влияние на величину влагосодержаиия не-
велико. Так, повышение барометрического давления с 99,4 до
101 кн/з{2 при одинаковых температурах и относительной влаж-
ности дает уменьшение величины влагосодержаиия примерно на
2%. Поэтому в технических расчетах сушки нс учитывают влия-
ние барометрического давления н принимают среднее значение
В = 99,4 кн}м2 (745 мм рт. ст.).
Так как /?вд = —~-р№, то значение d будет равно:
100
V „
d = 622-----------------г,'кг сух. воз. (366)
Влагосодержание d можно также определить по /—d-диаг-
рамме (рис. 59 н 60).
Плотность влажного воздуха, равная сумме составляющих
плотностей сухого воздуха и водяного пара в I д3, определяется
по формуле
353 —0.0013рвл , , ,0с7.
Р«, =------~—^-кг/м\ (367)
где рм — парциальное давление водяного пара во влажном
воздухе, н/мг;
Т — температура, °К.
Для перевода кг сухого воздуха в м3 с учетом относительной
влажности пользуются данными удельного объема влажного
воздуха (приложение 40).
Теплосодержание влажного воздуха, представляющее собой
сумму теплосодержаний (энтальпии) сухого воздуха и содержа-
239
щихся в нем водяных паров, можно определить по формуле
Л. К. Рамзина {44]
/ = /^0,001(7(2493-f- 1,97/) кдж кг сух. поз. (368)
Влажность и теплосодержание дымовых газов. В большин-
стве промышленных установок для сушки материалов, а иногда
и для сушки изделий сушильным агентом служат продукты го-
рения топлива, разбавленные воздухом.
Дымовые газы имеют в своем составе большее количество
водяных паров по сравнению с воздухом, в особенности при сжи-
гании природного газа. Влагосодержацне, теплосодержание и
другие параметры дымовых газов зависят от вида сжигаемого
топлива, коэффициента избытка воздуха при горении и от степе-
ни разбавления продуктов горения атмосферным воздухом, ко-
торое применяется в целях снижения их температуры.
Определение необходимых параметроп дымовых газов не
представляет трудностей, если выполнен расчет горения топлива
и известен состав продуктов горения.
Влагосодержание дымовых газов определяется как отноше-
ние массы водяных паров (г) к массе сухих продуктов горения
(кг), т. е.
804 v
<1
г,кг сух. воз., (369)
),977VCO!4 I,251VN2 + 1,429VO, 3 ’
где Уц,о. Vcot, I'm., и — количество отдельных составляю-
щих продуктов горения, нм3/нм3 га-
за, нл3/кг твердого или жидкого
топлива или % по объему.
Величины Vnz и Vq, находятся по общему коэффициенту
расхода воздуха в продуктах горения с учетом разбавления ды-
мовых газов атмосферным воздухом и подсоса окружаю-
щего воздуха через неплотности при их движении в рабочем про-
странстве печи, если для сушки используются печные газы.
Объем водяных паров Гн.о подсчитывается с учетом влагосо-
держания атмосферного воздуха. Объем Ито. не учитывается
ввиду его малой величины в составе продуктов горения.
Теплосодержание дымовых газов определяется по следующей
формуле:
Qh ti + с'(1 + ~ТЛ~' 7-«
у ____________________^уд_______
l,977Vco. 4- i-251Vnj + 1,429VO!
илн кдж/кг топлива;
где —низшая теплотворность рабочего топлива, кдж/нм3
т] — к. п. д. топки, учитывающий потери тепла в окружа-
ющую среду самой топкой;
кдж/кг сух. газ., (3/0)
240
Ст./т — физическое теплосодержание топлива, ксЫ/кг
(кдж/нм2);
Ло.4 — теплосодержание атмосферного воздуха, которое
находится по формуле (368) пли но /—^-диаграм-
ме при известных /в и <pj, кдж/кг сух. воз.;
Vw — удельный объем влажного воздуха, мъ1кг сух. воз.
(приложение 40);
— действительное количество влажного воздуха,
нм3/кг или н.н3/н.и3 газ.
Теплосодержание влажных дымовых газов может быть опре-
делено по формуле
Qhti + с Л + £а
/яым --------------— кдж,:нм3, (371)
где И» — объем влажных продуктов горения при коэффициенте
расхода воздуха а, нм3/нм3 или нм3!кг топлива.
Теплосодержание продуктов горения при большом разбавле-
нии воздухом мало отличается от теплосодержания влажного
воздуха при одинаковой температуре и влагосодсржании. Поэто-
му с незначительной погрешностью можно определить его тепло-
содержание как для воздуха.
Определение расхода тепла и воздуха на сушку
Расход тепла на сушку материала зависит от начального теп-
лосодержания и расхода воздуха, подаваемого на сушку.
Если сушка производится горячим воздухом, подогретым в
калорифере, или горячим воздухом, отбираемым из зоны охлаж-
дения печей, то его теплосодержание можно определить по фор-
муле (368) при известных /ВОл и d((. Разность теплосодержаний
нагретого воздуха и холодного атмосферного, поступающего в
калорифер или в зону охлаждения печи, представляет собой пот-
ребное количество тепла на повышение теплосодержания i кг
сухого воздуха. Поэтому расход тепла на сушку без учета тепло-
вых потерь в воздухоподогревателе определяется по формуле
Q — Gc.e (/u — /в03) — 4,2 ntkl кдж/ч. (372)
или
Q —0,278Gc.e (/„ — /воэ)- 1,16л/м вт, (373)
где /н — теплосодержание воздуха, подаваемого на сушку
(начальное), кдж!кг, сух. воз.;
/поз — теплосодержание неподогретого атмосферного воз-
духа, кдж/кг сух. воз.;
|6. Заказ № К-6719.
241
4,2rdM— количество тепла (кдж/ч), внесенного в сушило с
влагой материала (кг/ч) при температуре и теп-
лоемкости 4,2 кдж/кг.
Разность 7Воз представляет собой количество тепла
(кдж/кг сух. воз.), израсходованного на нагрев воздуха.
Определение величины /н и /яо;) присушке горячим воздухох»
или смесью дымовых газов с воздухом наиболее просто произво-
дится с помощью /—(/-диаграммы (рис. 59 и 60).
Для оценки тепловых затрат на сушку и для сравнения тепло-
вой работы данного сушила с другими сушилами определяете»
удельный расход тепла па сушку
аш — -2- кдж/кг вл.. (374)
п
В данных формулах не учтены потерн тепла, которые могут
быть вис процесса сушки при подаче подогретого воздуха по
трубам или каналам. Для определения расхода топлива па подо-
грев воздуха, сжигаемого в топке воздухоподогревателя, необ-
ходимо знать теплотворность топлива QJJ и к. п. д. установки
для подогрева воздуха. Тогда расход топлива составит.
В — кг/ч (нм3/ч). (375)
OS']
Расход воздуха на сушку зависит от количества влаги, испа-
ряемой из материала, и от изменения его влагосодержання в про-
цессе сушки, т. е. от количества влаги, которое переходит в воз-
дух в виде водяных паров и удаляется вместе с ним в процессе
влагооб.мепа.
Для того чтобы рассчитать потребное количество воздуха
Уно, (л3/ч) или смеси продуктов горения с воздухом Vril[ (м3/ч)т
для процесса сушки необходимо сначала определить количество
влаги пт которое необходимо испарить из материала. Это коли-
чество влаги в виде водяных царов должен унести с собой су-
шильный агент при выходе из сушильной камеры.
Расход воздуха на сушку, выраженный в весовых единицах,
определяется по формуле
Г- 1000/1 , ,0-70.
ипПЗ =---------кг/чсух. воз., (376)
где dt! — конечное влагосодержание воздуха, выходящего из су-
шила. г/кг сух. воз.;
du — начальное влагосодержаипе воздуха, поступающего в
сушило, г/кг сух. воз.
Разность dK —du характеризует интенсивность влагообмена в
процессе сушки или сушильные, свойства при данных условиях,
(режиме сушки и конструкции сушила).
24 2
Удельный расход воздуха равен:
1000 /777'1
g„o3 =—•------~-кг;кг вл. (3/О
d К -
Для того чтобы действительный расход воздуха выразить в
объемных единицах (.и3/ч), следует воспользоваться значения ми
удельного объема V\-fI (приложение 40), тогда
Пв03 = V\aGBu;i м2/ч. (378)
Вентиляционные устройства для удаления отработанного воз-
духа необходимо рассчитывать на летние условия, когда воздух
-содержит наибольшее количество водяных паров и высокую тем-
пературу. Величины и dH определяют обычно по /—d-диаг-
рамме.
/—^-диаграмма (разработанная проф. Л. К. Рамзиным в
1918 г.) построена для влажного воздуха, однако с достаточной
точностью ею можно пользоваться при расчетах сушки дымовы-
ми газами, разбавленными воздухом. На рис. 59 представлена
диаграмма для низкотемпературных режимов сушки, а на рис.
>60 — для высокотемпературных режимов. Основными парамет-
рами диаграммы являются теплосодержание / (кдж/кг сух. воз.)
и вдагосодержанне d (г/кг сух. воз.). Кроме того, на иен нанесе-
ны и другие параметры воздуха, а именно, относительная влаж-
ность <р(%), температура воздуха, температура мокрого термо-
метра (пунктирные линии) н парциальное давление водяных па-
ров во влажном воздухе. Линии постоянных влагосодержаннй
{d~const) располагаются по вертикал», а линии постоянных
теплосодержаний (адиабаты) — наклонно к вертикали под ут-
лом 135°.
Линия насыщенного состояния воздуха ф =₽ 100% разделяет
диаграмму на две части. Верхняя часть, которая выше линии
-Ф—100°/и, дает характеристику влажного воздуха, не насыщенно-
го водяными парами. По этой верхней части диаграммы опреде-
ляют необходимые параметры сушильного агента н их изменение
в процессе сушки. Нижняя область от линии ф = 100% представ-
ляет собой насыщенное состояние влажного воздуха в присутст-
вии конденсата влаги. Температуры всех точек, лежащих на ли-
нии ф = 100%, относятся к точкам росы. Линия парциальных дав-
лений водяного пара ра (н/м2) дара наклонно в нижней части
диаграммы, числовые значения нх приведены справа по верти-
кальной оси.
Диаграммы построены для барометрического давления В —
= 99,4 кн/м2 (745 льи рт. ст.), которому соответствует температу-
ра кипения воды 99,4°. При этой температуре парциальное дав-
ление водяного пара в насыщенном состоянии равно атмосфер-
ному.
УАЗ
1«*
244
Теллосодеожоние J, кдж/кг сук ioj
длагссоаес-гсп/е аг^гаук scj
Рис. 60, У —d-дпаграмма пляжного воздуха (до 800° С) при барометри-
ческом давлении 99,4 кн/лР
245-
Таблица 32
Среднемесячные значения fBC3 н <р для различных городов СССР
Паммснолднне города Ярв^рь i t ЮЛЬ
^ЛОЗ <? f003 -
Акмолинск —17.0 85 20.3 59
Алма-Ата - 8.6 87 22.) 56
Архангельск — 13.3 88 15,3 79
Астрахань - 7,1 91 25.2 58
Ашхабад — 0,4 86 29.6 41
Баку - 3,4 82 25,3 6a
Батуми . - 6.3 78 23.1 84
Благовещенск - 24 2 78 21.2 72
Брянск . . - 8,8 88 18.2 74
Владивосток -13.7 74 20.6 //
Волгоград . - 9,9 85 24.7 50
Вологда . —12,0 85 17.5 70
Воронеж - 9.8 90 20,6 62
Ворошиловград - 7,0 84 22,2 59
Горький -12,2 89 19.4 68
Днепропетровск . -60 88 22 3 60
Иркутск -20,9 85 17.2 72
Казань -13.6 86 19 9 63
Керчь - 1.3 88 23,4 68
Кпся . - 6,0 89 Ю.З 69
Краснодар ~ 2,1 90 23.7 67
Красноярск -19.3 8] 19.3 72
Курск - 9,3 88 19,4 67
Ленинград 77 87 17,5 69
Минск ............ . - 6.8 S8 17.5 78
Москва -10,8 «8 18.0 70
Николаев . . - 4,0 88 23.1 63
Новгород - 8.4 88 17,6 /8
Новосибирск . . - 19.3 83 18 7 59
Новороссийск - 2.0 75 23 6 68
Одесса - 3.1 88 22 6 61
Омск -|9.6 85 19’1 70
Орел 9,5 92 19 6 / /
Пермь - iG,0 84 18,0 72
Ростов-на-Доиу - «,1 89 23.7 59
Самарканд , . . . - 0,2 92 24 S 47
Саратов -11,3 84 23,1 53
Свердловск -16,2 84 17.2 70
Смоленск - . - 8.4 88 17.6 78
Ташкент — 1,3 8| 26.8 46
Тбилиси . . - 0,1 80 24,6 51
Томск 19,4 82 17.8 76
Харьков - 11 f 88 20 6 65
Челябинск . -16,2 S4 18.G 72
Чита —27.4 82 18.7 65
2'16
По I—(/-диаграмме можно проанализировать различные про-
цессы, связанные с изменением параметров сушильного агента,
а именно, подогрева сушильного агента, смешения дымовых га-
зов с воздухом, изменения параметров сушильного агента при
рециркуляции отработанных газов, испарения влаги из материа-
ла, сушки с учетом потерь тепла во внешнюю среду, точку росы
для любого состояния смеси воздуха, определить расход сухого
воздуха нд процесс сушки, расход тепла и ряд других задач су-
шильного процесса.
Примеры пользования I—4-диаграммой
Процесс сушки воздухом. Начальными параметрами атмос-
ферного воздуха обычно служат температура /воз п относитель-
ная влажность ф, которые зависят от времени года и местности
и находятся по табл. 32. По данным
ха находим на диаграмме точку А
(рис. 61). Для этой точки влагосо-
держанне соответствует d„ и тепло-
содержание — /вол,
Подогрев воздуха (в воздухона-
гревателе, в зоне охлаждения печи)
не изменит величину d„. поэтому па
/—J-дяаграмме повышение темпе-
ратуры воздуха от /ипз До изобра-
жается линией Л В. В точке В имеем
начальные параметры воздуха, пос-
тупающего в сушило: /ц, dtI, ф„, 1,1
(di, = (/иоз)
Если считать, что в процессе суш-
ки тепло расходуется только на ис-
парение влаги, получим теоретиче-
ский процесс сушки (без потерь теп-
^ВОЗ и ф атмосферного возду-
рке. 61. Построение на
!— 4-диаграмме процесса
ла в окружающую среду и без зат-
рат тепла на нагрев сушимого ма-
тернала и транспортирующих уст- сушки воздухом
ройств).
На /—(/-диаграмме теоретический процесс сушки изобра-
жается линией ВС постоянного теплосодержания воздуха. Для
теоретического процесса сушки расход воздуха будет равен:
Стеор '—
1000п
-rf.i
кг сух. но.з.;ч..
(379)
Действительный процесс сушки идет с уменьшением теплосо-
держания воздуха, т. е. ио линии BE (рис. 61), Для того чтобы
найти на диаграмме точку Е, как конечную точку дсйствительно-
247
го процесса сушки, надо знать величину изменения теплосодер-
жания воздуха в конце процесса сушки, т. е, найти направление
луча BD. Точка Е при этом находится пересечением луча BD с
линией постоянного конечного параметра для выбранного режи-
ма сушки /1( или <р1; (точка D является вспомогательной при по-
строении действительного процесса сушки),
Для нахождения точки D необходимо рассчитать тепловые
потери в окружающую среду, расход тепла на нагрев сушимого
материала и транспортирующих устройств.
Для сушил непрерывного действия сумма потерь тепла будет
равна:
<7пот — Qu 4" Н" ^okp ~Т <7нсп кдэк^ч, (380)
где q^ — расход тепла на нагрев сушимого материала
~ М кдж/ч; (381)
Рс — производительность сушила по высушенному мате-
риалу, кг/ч;
ск — теплоемкость высушенного материала при конечной
Влажности it'j., кдж/кг • град
100 • - , 4,2а'к л -.
Л,=сг — — - 4--------— кджкг • град, (382)
' с 100 100 ' ’
сс — теплоемкость абсолютно сухого материала,
кдж/кг • град (табл. 33);
4, /н — конечная температура материала при выходе из су-
шила н начальная температура материала, поступаю-
щего в сушило, град;
qTj) — расход тепла на нагрев транспортирующих уст-
ройств (вагонеток, конвейера и др.)
?тР — 6Т|Ар.и (/„. - Q кдж’ч, (383)
где GTP — вес транспортирующего устройства, выходящего
из сушила за час, кг/ч;
Сср.м — средняя теплоемкость материала транспортирую-
щих устройств, кдж/кг - град (если транспортиру-
ющие устройства выполнены из различных мате-
риалов, то расчет нагрева ведется для каждого ма-
териала в отдельности, а затем суммируют их зна-
чения);
и конечная и начальная температуры материала
транспортирующих устройств, град;
q0Kp — потери тепла через стенки сушила в окружающую
среду определяются по формуле
?окр=3,6К (/М1 — /01сР) F кдж/ч> (384)
248
где
/С =---------------- = ] ,0 2,3 er/jt2 - град;
/вн, /окр —средние температуры внутренней поверхности
сушильной камеры и окружающего воздуха,
град;
F— поверхность теплоотдающнх стенок сушила, -н2,
при небольшой толщине ст-енок F считается по на-
ружным размерам сушила (для туннельных су-
шил также F наружная поверхность стенок и
свода);
рпт — потери тепла через неплотности стен сушил, ко-
торые примерно составляют 5—10% от общего
расхода тепла иа сушку,
В зимнее время необходимо учитывать дополнительный рас-
ход тепла иа подогрев до 0° и плавление льда
<7,1 = (335 4- 2,1 /м) кджре, (385)
где — количество замерзшей влаги, кг/ч (замерзает только
свободная влага в материале).
Определив ббЬще потери в сушиле ^.„т, кдж/ч. находим вели-
чину уменьшения теплосодержания воздуха в конце теоретиче-
ского процесса сушки (т. е. относительно точки С) за счет по-
терь тепла
/пот= - -'?1Ю.Т- кдж'кг сух. воз. (386)
6-ieop
Величина /пот выражена в тех же единицах теплосодержания,
как и на I—d-днаграмме, поэтому откладываем величину /[10т
вниз от точки С и получим вспомогательную точку D.
Линия BD показывает направление линии действительного
процесса сушки с учетом тепловых потерь,
По заданных! параметрам для конца процесса сушки (по тем-
пературе tK или по относительной влажности ср,) находим
точку Е. Действительный процесс сушки изображается лини-
ей BE.
Далее по /—d-дцаграммс находим величину конечного влаго-
содержапия dv< соответству[ощую точке Е, и по формуле (376)
определяем действительный расход воздуха. При построении
действительного процесса сушки вспомогательную точку О мож-
но найти с помощью любой другой точки, например С,, произ-
вольно взятой на линии ВС и расположенной выше, чем точка С
(как показано на рис. 6[).
249
Таблица 33
Средняя теплоемкость материалов (интервал температур 0—100°)
Материал |г, кдж/шград 1 Материал с, хдж;х^ град
Антрацит .... .1 0,908 Мел ....... 0,879
Асбест 0,816 Мрамор 0,900
Базальт .... 0,8.37 Песок кварцевый . . 0,796
Бетон 1,1.30 Полевой шпат .... 0,800
Гипс безводный 0.837 Силиманит 0,837
Глина сухая . . . . ' 0,92! Стальные балки . . . 0,481
Глинозем 0,766 Стекло - 0,837
Гранит 0,837 Тальк 0,875
Дерево 2,722 Торф воздушно-сухой 1,373
Д1|нас 0.796 Уголь бурый . . . . 1,424
Диатомит . . . . 0,8.37 Уголь жирный .... 1,214
Доломит 0.930 Уголь тощий 1,118
Зола 0,8.37 Фарфор 1,089
Известняк . . . . 0,921 Форстерит 0,888
Карборунд . . . 0,963 Хромомагнезит . . . 0,754
Керамика . . . . 0.837 Цемент 1,130
Кокс кусковой - . 0,850 Шамот 0,8.37
Kiipnrii| строительный 0,921 (Плак котельный . . . 0,791
Корунд 0.790 Шлак ламе1|!<ый . . . 0.7,54
Дел 2.114 Шлакобетон , . . . 0,879
Магнезит 0,963
При этом величина
считывается по тем же
ствующей точке С;,
потерянного теплосодержания Лют рас-
данным «/„от (кож/ч), по по rf/, соответ-
/г1(п = --1— кдж’кг сух. поз,, (387)
^Tl'Op
где
lOOOw
Отеор~~з-------— кг сух. ВО.З.,Ч.
rf.? - <4
При определении расхода воздуха необходимо учитывать, что
параметры атмосферного воздуха зимой и летом различные, Для
летних условий работы расход воздуха требуется больший, чем
для зимних. Расход тепла будет больше для зимних условий ра-
боты.
Процесс сушки с рециркуляцией. Сушка с частичным возвра-
том отработанного воздуха применяется в некоторых случаях с
целью увеличения начальной влажности воздуха, чтобы создать
влажный режим сушки при минимальном перепаде температур
в сушильной камере и иметь большие скорости циркуляции воз-
духа,
ДЛ(!
Построение процесса сушкц с рециркуляцией отработанного
воздуха по /-d-диаграмме изображено на рис. 62, Начало пост-
роения идет от точки А с начальными параметрами свежего ат-
мосферного воздуха /0оз и <р, Далее находим точку С конца тео-
ретического процесса сушки по выбранным параметрам воздуха
/к и Фк При выходе из сушила, При этом линия АС представляет
собой линию смешения свежего воздуха с отработанным, На
этой линии любая точка Л1 представляет собой смесь, при кото-
рой количество сухого отработанного
AM
циркуляции, равно gBta =-----г
Л1С
кг сух. воз./кг воз, атм.
Точка Л1 находится по заданной
(принятой) температуре /см, а соот-
ветствующее влагосодержаине будет
dc*i-
Для ведения процесса сушки
смесь с параметрами dCM и подо-
гревается в калорифере. Этот про-
цесс подогрева идет по линии d-
= const до пересечения с линией тео-
ретического процесса сушки ВС,
образуя точку В' — начало про-
цесса. Таким образом, начальными
параметрами сушильного агента с
рециркуляцией будут: /н и dCM (для
точки В'). Точку Д' —начало про-
цесса сушкц -- можно выбрать по
линии теоретического процесса сущ-
кп 5С, задавшись температурой /и,
когда точка М определяется пересечением линии d— const, иду-
щей от точк(( В', с линией АС. Процесс нагрева в калорифере
смеси изображается линией МВ',
Процесс изменения параметров воздуха, вследствие смеше-
ния с отработанным воздухом, изображается линией ДЛ4,
Теоретический процесс сушки представлен ливней В’С. В
данном случае ливня ВС есть линия смешения горячего воздуха
с отработанным. Действительный процесс сушки строится анало-
гично процессу без рециркуляции. Расход свежего атмосферного
воздуха определяется ио формуле
... 1ооо»
кг сух. воз, ч.
воздуха, идущего для ре-
Рие. 62. Пестреете на
/—rf-диаграмме процесса сушки
с возвратом отработанного
воздуха в сушило
(388)
1J в пл —-----—"
^вОЭ
где t/H — конечное влагосодержаине смеси при действительном
процессе сушки (действительный процесс сушки на
рис. 62 не изображен), г/кг. (Такое же, как количество
Скоп, отработанной смеси выбрасывается в атмосферу.)
251
Количество смеси, подаваемое в сушило и необходимое для
испарения л влаги, находится по формуле
GCM=-----------кг сух, воз./ч. (389)
dK'~ ^с«
При рециркуляции отработанного воздуха никакой экономии
тепла не получается. Если смесь нагревается в калорифере до бо-
лее низкой температуры (точка B')t то количество се соответст-
венно больше, чем требуемое количество атмосферного воздуха,
нагреваемого до более высокой температуры (точка В), что вы-
текает из соотношения треугольников .
Е 3 CD CD'
Следовательно, расход тепла будет равен:
Q — биоз(/„ — Лоз) — 4,2л/м кдж’,4. (390)
Процесс сушки дымовыми газами. Теоретический и действи-
тельный процесс сушки
Рис. 63. Построение на
/ — 4-диаграмме процес-
ea сушки дымовыми га-
зами
дымовыми газами изображается на
/-d-диаграмме аналогично процессу
сушки воздухом. Отличие состоит в
том, что вместо процесса подогрева на-
ружного воздуха здесь предусматри-
вается смешение воздуха с дымовыми
газами при разбавлении их до необхо-
димой начальной температуры /«
Однако если известны параметры
смеси дымовых газов с воздухом, нап-
ример d:i или /„ при выбранной (или
заданной) температуре то изобра-
жение процесса сушки начинается с
теоретического процесса, идущего от В
(рис, 63).
Для изображения линии смешения
топочных дымовых газов с воздухом
находится точка А по параметрам ar-
мосферного воздуха (табл. 32) и точка
В' по параметрам топочных газов (4аэ
и dran) (см. рис. 63). При этом точка
В находится пересечением линии смешения АВ' с линией темпе-
ратуры Состав смеси дымовых газов с воздухом определяется
из соотношения
АВ ___ количество дым о f i ы х газов
ВВ‘ количество воздуха
Количество сухого воздуха, необходимого для получения сме-
си с температурой Z„. будет равно,-
ВВ‘
£ВОз ~ АВ~ К2 С^Х' поз -'*г СУХ- Лым. газ. (391)
252
Теоретический процесс сушки на рис. 63 изображен линией
JBC, потери теплосодержания при сушке — линией CD и действи1
тельный процесс сушки — линией BE.
Расход газов, поступающих в сушило, определяется по фор-
муле
„ lOOOn
Get =---------кг сух. газ./ч.
dK-rf« J
Объем влажной смеси продуктов горения с воздухом, посту-
пающих в сушило, будет равен;
VCM = ——------и- GCM (392)
?0
где po — плотность смеси; определяется по составу влажных про-
дуктов горения при общем коэффициенте расхода воз-
духа; приближенно можно принять ра=1.3 кг{нм\
Объем уходящих из сушила влажных газов будет равен:
Vys-=Kcll =
или
= 1_2_OJ)OI5_ g + _п_ HMi. (393)
1 1,3, 0,8
Действительный объем уходящих газов при температуре /«
определяется по формуле
^=^0+43-0
или в общем виде
v^(1+°iTrfH (394)
Точка В дает теплосодержание /„ смеси с учетом теплосодер-
жания водяных паров в продуктах горения. При одной и той же
температуре 1„ теплосодержание смеси получается боль-
ше, чем теплосодержание воздуха, соответствующее точке
При определении расхода тепла на сушку необходимо раз-
личать величину учитывающую теплосодержание водяных'
паров продуктов горения (по точке В), и /„' — без учета тепло-
содержания водяных паров продуктов горения (по точке В").
При определении расхода топлива в первом случае следует
пользоваться высшей теплотворностью с учетом теплосодер-
жания водяных паров продуктов горения, а во втором случае —
низшей теплотворностью без учета теплосодержания пара.
253
Обычно расход топлива определяется в тепловых расчетах
по низшей его теплотворности, т. е.
Q=Gcll (/н — /во.,) — 4,2zj/„ кдж/к. (395)
Расход топлива при его теплотворности Q ? (кдж/кг или
кдж/нл12) с учетом к. п. д. топки т] составляет
В— — кг1ч(нлВ ч). (396)
Удельный расход тепла на сушку определяется по формуле
BQP
ga. =- — " кдж/кг вл. (397)
§ 6. Пример теплового расчета
барабанного сушила
Произвести тепловой расчет барабана для сушки глины производитель-
частью Pw=»!0 т'ч ПО вы сушен ной глине. Глина высушивается от начальной
относительной влажности =20% до конечной ш1; = 0%. Сушка Производится
топочными газами, разбавленными атмосферным воздухом в смесительной ка-
мере перед входом их в барабан. Сжигаемое топливо - мазут марки 40. со-
держащий Л р^0.2%. й?р=3,0%. Сжигание мазута производится с помощью
форсунок низкого давления.
I. Размеры сушильного барабана. Количество влаги, удаляемой при суш-
ке тлины. определяем ио формуле (354)
п р = 10000 _И_ . 17iW .гч
100 wK 80
барабана без учета за-
Принимаем напряженность объема барабана но влаге (табл. 24) равной
ль| = 6() кг/хР-ч, тогда необходимый внутренний объем
полпенни его перегородками (8 — 10%) будет равен:
1750
-------------------------------------- 29.2 .чй
60
v6 = Л
L = I2 31 и диаметром:
сост^’Е.'ыет Ил =30,5 ,«®.
По данному объему подбираем барабан длиной
(Ы,8 .н (табл. 21). Внутренний объем этого барабана
По табл. 2! выбираем барабан размерами D -2 д; si L = 10 и. Внутренний
объем 1% =31,4 л’.
Проверим объем барабанного сушила но формуле (.323). принимая объем-
ный коэффициент теплоотдачи и1/=200 вт/м1 • град. Пред onpnTe.if.no опреде-
лим расход тепла на нагрев материала по формуле (381)
- РмСм (9. — М кдж:ч,
где с(1 — находим по формуле (382):
с,. = 0.921 кдж/кг град (табл. 33).
100- 6 6 , ..
сК[—0,921—'+ 4’25оГ
254
Ри=10 000 кг (задало): 7,. = 80° (принимаем); Л. = 5° (принимаем), тогда
<?Л1 =• 10000' 1,118 (80 - 5) -= 837 500 кдж/ч.
Определим полезный расход тепла на сушку по формуле (322)
<? - (2493 + 1,97-110- 4,2-5)-0.278-1750 -1- 0,278-837 500 = 1 563 000 вт.
Среднюю логарифмическую разности температур находим по приложению
31: ДС = 795°, ДО, = 30°. Д(=230°.
По формуле (323) объем барабана равен:
1 5G3000
Уб= 200'230
ж-1.
Выбранные ранее размеры барабана 0 = 2 и и L=l0 х оставляем.
2. Пронзноднтельиость барабана. Фактическая производительность бара-
бана по высушенной глине но формуле (361), п которой заменяем величину
п— rriaV(l ==60 • 31,4 кг/ч, составляет:
1(Х1 - 20
Л, 60-31,4 = 10800 кг<‘‘-
При заданной производительности Лч = 10 000 кг/ч напряженность бара-
бана па влаге составит:
80
10 000₽<«ь31 4—; 1«0 = эа,7 кгр’-ч.
14
Производительность по абсолютно сухой глине будет:
Рс = 10 ( 00 0,94 = 9400 кг!ч.
Количество остаточной влаги равно и —600 кг/ч.
3. Расчет горения топлива. (См. гл. II, пример расчета горения мазута.)
Теплотворность мазута (?н’ =‘39 739 ндж'аг.
Теоретически необходимое количество сухого воздуха То«= 10,40 нлй/кг.
Теоретически необходимое количество атмосферного воздуха £0 ₽=
= 10,57 «х-’/кг.
Действительное количество атмосферного воздуха при а=1.2, х£0 =
= 12,68 нхб'кг.
Количество продуктов горения Р„ = 13.32 нмукг.
Разность между объемом продуктов горения к количеством воздуха, по-
ступающим для горения.
41-= V - 13,32- 12,08 = 0,64 нм^кг.
a. Q ’ J
Тогда количество продуктов горения при « = 1,0
1 /0 = 1,'о д V =• 10.57 ; 0,64 —11,21 нл^кг.
Процентный состав .продуктов горении пр» а» 1,2:
СО; 1,573-100 , „ 1.44/JOO = — =11,8%; НгО - —г-:т— = 10,8%; 13,32 13,32
К; 9.S67-100 „ 0.437-100 =-. - 74,1 %' О; - — — = 3.3% . 13,32 13,32
Теплосодержание продуктов горения при сжигании мазута с холодны»
воздухом (без учета подогрспа мазута и воздуха) при u=t,2
-39 739
Ax.ni = ~= 2980 кдж/нм*.
I V, Jx
4. Расчет начальных параметров сушильного агента. Принимаем началь-
ную температуру газов при входе в сушильный барабан /„=800°. Чтобы полу-
чить такую температуру, необходимо дымовые газы, образующиеся при горе-
нии топлива, разбавить атмосферным воздухом.
Составим уравнение баланса тепла, принимая количество воздуха для
смешения равным х (ж’/tia I кг топлива) при температуре 20°; к. п. д. топк!»
9 = 0,9
_ + X у
; 11 П J. _- ,-вОЭ _ ;Л|ЛЧ ;ИОЛ
*06uru'J+ v *20 “ ‘800 т- lsoo ,
к а %
где <^Пз =с/вй.1= 1,30 • 20 кдх/ял3;
'eoo = Н10 кйзе/чж’ (приложение 9);
'ио' =Н85,3 кдж/нм3 (приложение 9 пли во i — /-диаграмме, рис. 2).
Тогда
1,3-20
2980-0,9+ (12,68 Т *)• = 118,3 + х
J 31 ох.
а = 18,77 нм^кг топ.
Общее количество воздуха, идущее для горения и разбавления дымовых
газов,
7„’ = (2,68 + 18,77 = 31,45 нм^кг.
Общий коэффициент расхода воздуха
*обш “ t —
Лй
^15- = 2,98.
10,57
Значение общего коэффициента расхода воздуха также можно найти
по формуле (371)
Он Д’ + ,, °O6iil^0
(лым =---------—------------7— гсдж,гя,и\
Vn + (’общ ~ 1) 7-о
по i-/-диаграмме (рнс. 2). принимая а-3,0, находим для /„-800° тепло-
содержание (дим = 11о0 кдж+-На. По / -d-диаграмме для атмосферного воз-
духа (/»05 = 20й и Ф».и“70%) находим /ввэ—38 кдж/кг сух. воз. По прило-
жению 40 находим Vya = 0,861 м*/кг сух. воз.
Тогда
38
39 739-0,9 + —-— ,ОЙГ1,10.57
1150 =-----------------:» ь6ш=--2,98.
Н-21 +(тМ111= 1)-10,57 * ьбш
256
Влагосодержаине дымовых газов, разбавленных воздухом, находим во
формуле (369)
804 Рно
dH = --------------------——-------- г!кг сух, газ,
1,977 РСО_ + },25!ИК] -г 1,429РО_.
Для этого необходимо определить при новом значении а = 2,98 объем
Иц.О который увеличивается за счет дополнительного ввода водяных пария
с атмосферным воздухом, VN. и Ио_, зависящих от коэффициента расхода
воздуха. Объем РСОгне зависит от коэффициента избытка воздуха,
Ис0, = ! ,573 ял^/кг;
Ун 0 = 0,112-10,8 0,0124-3,0 + 0,0016-10-2,93-10,40 = 1,743 нм^кг;
VNj =0,79-2,98-10,40 4- 0,008-0,4 = 24,403 нм^кг;
Vo, =0.21(2,98- 1)-10,40 = 4,330 нл&кг.
тогда
804-1.743 _ , ,
= 1,977-1,573 - 1,231-24,403 4 1-4297-4,330“ 3^’ СУ*- газ-
5, Построение теоретического процесса сушки на I — d-диаграмме. Нам
известны два начальных параметра сушильного агента; Гы=800° к dH =
= 35,1 г/кг сух. газ., по которым находим точ-
ку В — начало процесса сушки (построение
дано на рис. 64).
Теоретический процесс сушки на / —d-диа-
грамме изображается линией ВС. Параметрами
точки С являются; постоянное теплосодержа-
ние /„ = 1015 кдж/кг сух. газ, и конечная тем-
пература 1,< газов, которую принимаем по прак-
тическим данным, |'к= 110".
По I — d-дцаграмме находим для точки С
вдагосодсржание dz=3[7 г/кг сух. газ.
Расход сухих газов д.тзг" теоретического
процесса сушки
1000-1750
317—35,1
= 6210 кг сух. газ./ч.
6. Потери теплосодержания газов я про-
цессе сушки. При действительном процессе
сушки будут потери тепла в. окружающую сре-
ду через стенки сушильного барабана и расход
тепла на нагрев сушимого материала. Общие
тепловые потерн будут составлять:
9i.oi = 9м + 9окР кдж/ч.
Рпс. 64. Графическое
изображение процесса
сушки к расчету су-
шильного барабана
Расход тепла па нагрев материала был
определен ранее
д„ = 10 000-1,118 (80 - 5) = 837 500 кдж/ч.
Потери тепла через стенки в окружающую среду находим по формуле
(245), принимая а, = 100 пг/лР - град,
17, Заказ ,Ng К-6719,
257
’ ' I Д 1 и V Л г -ч ч .
$окр = ----Г-------;---------------
’ Л | S у
— + — + “ 4- 0,07
’I хг
где s; = 0,012 а; л, =58,2 вт/м-град (стальной корпус): з2 = 0 03 ж (тепловая
изоляция из диатомита р = 750 кг/д3); лг = 0,20 от/м-град (приложение 11)-
Тсмпературу газов внутри барабана определим по формуле
, (/и.гат — /«.») — (^к.га.1 — Д.м)
‘ср-гаэ == ". ". + Др.м град.,
о . а * ^н»м
9 Л 1<г -----------
где ^рр,и — 4- ., (/к.м /и,и) — о 4- (80 5) — 55“,
о о
(850-5) — (JI0 —80)
тогда ср.газ — ‘ ' “ 4- 55 = 288’.
2.3 ig -“-
s 30
Поверхность барабана при L = J0 м и 5>ср —2,062 л составляет;
F -XDL = 3,14.2,062-10 = 65,0 дг’.
Следовательно,
_________3.6(288 — 15)
tfoKp- j 0 Oj2 q 03
-----F — + ------+ 0,07
100 58,2 0,20
9nl}1 = 837 500 4-278 000= 1
Потери теплосодержания будут равны;
?пот I ’ 15500
~ b±i 1OV
G’cop 6210
rai
•55 =278 000 хдж.'ч.
115 500 кдмрч.
кдж’кг сух. газ.
7. Действительный процесс сушки на /— d-диаграмме. От точки С вниз
по диаграмме (при d=consl) откладываем величину /пот-180 кд.к/к: сух. газ.;
пользуясь шкалой теплосодержаний па /-d-диаграмме, получим точку D.
Соединим точку D с точкой В — напала процесса сушки и получим .’шиню,
которая показывает, с каким средним изменением теплосодержания, влаго-
содержания и температур сушильного агента пойдет действительный процесс
сушки (луч действительного процесса сушки).
Конечные параметры действительного процесса сушки памп установлены
рацее принятой /к = 1|0’. Линия пересеченно луча действительного процесса
сушки с линией /„•=! Ю’ даст точку Е — конца процесса сушки, для которой
4„=-265 г/кг сух. газ,
Действительный расход газон ра сушку будет равен:
1000м 1000-1750
('газ ~ ---- ~ 8Г7- = 7020 хг сз х. гал./ч.
— d,t 26о — 35, 1
Расход тепла на сушку находим по формуле (372)
Q = 0'|-;.1(/|', - /«от) — 4,2wn кдж/ч.
258
где 7^=898 кдж/кг (см. рис. 64) или по / — d-диаграмме рис, 60 для течки
3‘'. как для воздуха при /иоэ=800°; Q = 7G20 (898—38) — 4,2 • 1750 - 5=
= 6513 200 кдж/ч. Расход тепла и топке
6513200
<?тоа = —0 = 7.230 000 киж;ч.
Расход мазута
При установке двух форсунок на топку производительность каждой фор-
сунки следует брать в пределах до 100 кг/ч.
Удельный расход тешна на сушку, отнесенный к I кг испаренной влаги,
будет равен:
723 0000 Jin. , ,
--------= 412о кдж кг вл,
1730
8. Составляем таблицу теплового баланса сушильного барабана
Наименование статей К сличаете а тепла
кджн е,1. %
Приход тепла
], Терло, вносимое топливом в топ- ку, 181-39 739 7 230 000 4125 98,0
2, Тепло, Вносимое атмосферным воздухом, <7в(Г! = а 7-оГвоз Й “ --2.98-10,57-1,3-20.13! 148 000 85 2.0
Всего: Расход тепла 7 378 000 4210 100.0
1, Нагрев материала у,. 837 500 473 11,3
2. Потерн в окружающую среду ?окр 278 000 159 3,8
3. Испарение и нагрев влаги мате- риала ?,1CI, ~ (2493 н- 1,97/к — —4,2 /' ) п - (2493 4- 1.97.110 — —1,2-5). 1750 4 700 000 2682 63,7
4, Тепло отходящих газов, за ис- ключением тепла, уносимого ис- паряющейся влагой, </ух = (т L^+ + Л V) B/V!I = (2,98.10,57 Т J-0.64)Н8Ь 143 830000 473 П.2
5. Потери тепла в топке - SQP (1— .„„)-- 181-39 739 (1-0.9) 723 000 412 9,8
6. Невязка баланса + 11 300 + 6 4-0,2
Всего: 7 378 000 ! 4210 100.0
17*
259
9. Расход воздуха и объем отходящих газов
Количество воздуха, необходимое для горения,
1-'^ = !-'ив = 12,68- 131 = 2290 ил/’.ч.
Количество воздуха, необходимое для разбавлении дымовых газов в ка-
мере смешения,
V«UJ -’= °oout/-oS - 1'ц03 ащ-
l-;0J =2.98-10,57-181 - 2290 = 34IX) нм-'ч.
Определим объем отходящих газов при выходе из сушильного барабана
по формуле
GC4
?сч
Количество газов, выходящих из сушильного барабана, равно:
<7СЯ = (1 -I- O.OOlrf,,) GrJ3 -г о гсг,ч;
GCM = (I 0,001-35.1).7620+ 1750 — 9650 гсг/ч.
Плотность отходящих газов при /У1=Н0’ определим по формуле (3G7)
353 - 0,0013рп
?см- 273 ; НО
Парциальное давление водяного лара в отходящих газах определим но
/ — d-диаграмме. При конечных параметрах /«=110” и dk = 265 г/ка сух. газ.
ра = 29 000 н/м1 (шкала внизу справа). Тогда
353 — 0,0013-29000
f-oi =--------------------= 0.823 «..и3.
об J
Действительный объем влажных газов, уходящих из сушильного барабана
ори /„ — 110° и d,;=265 г/кг сух. газ., будет равен:
Скорость газов при выходе из барабана
_ 9ИО1___________________4 -11 700
~ “з'бООл^ (I - Ч) ” 3600л 2- (1 - 0,2)
$ 7. Пример теплового расчета пневмосушила
Рассчитать сушильную трубе для сушки гл ины производительностью
15 т/ч высушенной глины. Начальная относительная влажность глины е>„ =
= 18,0%, конечная гщ; = 7.0%. Температура газон при входе в трубу /„ = 350°.
Диаметр наиболее крупных кусков глины 10 шн Сушка иропзвидится дымо-
вым ,t газами, разбавленными воздухом. В тщшс сжигается природный газ
Саратовского месторождения.
260
J. Количество испаряемой влаги определяем по формуле (Зс>4)
п = 15 000
18,0-7,0
1000- 18,0
2010 кг/ч,
вес влажной глины, поступающей на Сушку,
Ры = Р^ + И = 15 000 + 2010 =17 010 кг/ч.
2. Плотность глины, Принимаем плотность сухой глины Рс= 1450 кг/д3
(табл. 34).
Таблица 34
Плотность некоторых материалов (вес в куске)
Н 3 И м СНОП Л1 Lite Плотность, ;г'сл3 или 1 Иимсм'Оиамкс П.Ю-ГНОСТЬ» г^лг3 или т .ч1
Ain ранит 1,3-1,8 Кварцит сырой 2,66-2,6/
Асбест 2,1-2,8 Мел 1 8-2,7
Бурый уголь 1,1 — 1,44 Мергель 2,3-2,5
Гипс кристаллический 2,17-2,31 Пемза натуральная 0,3г—0,9
Глина сухая 1,25-1,52 Песок- сухой 1,4 — 1,65
Доломит 2,1—2,95 Песок мокрый 1,95--2 05
Навес тняк 2,3—3.0 Торф сухой 0,1-1 0
Каменный уголь 1,2-1,5 1 Ил а к 2,5—3,0
Плотность глины находим по формуле (343):
при начальной влажности ж,<=18,0% •
100
рн = 1450 —г------= 17/0 кг'м3,
Гн |00 — 18
нрп конечной влажности аг,< = 7,0%
рк = 1450'1'о5°°~ 7 15G0
3. Состав и теплотворность топлива.
Расчет горения природного газа дан в тл. Il, Q,, = 35 485 кдж/нм3,
4. Теоретически необходимое количество сухого воздуха для горения газа
/о = 9,4 2 н.ч3/«л5.
По I — d-диаграмме находим влатосодержанце атмосферного воздуха
(/=17’ it <р=70%) — d = 9,0 г/кг сух. воз. Тогда теоретически необходимое для
горения количество атмосферного воздуха составит:
Ло-(1 *‘<0.001б-9)-9,42 = 9,55 нм3/нм3.
5. Количество продуктов горения при а= 1,0 равно:
VCOi = 0,01 (0,2 + 93,0 4- 2-1,2 -3- 3-0,7 4- 4-0,4 + 5-0,2) =- 1,003 нл’дмр;
(/„.О = 0,01 (2-93,0 -г 3-1,2 4-4-0,7+ 5-0,4 -+-6-0,2 + 1,0 +
- 0,16-9,0-9,42) = 2,1! I нмГнм'1;
VN< 0,01-3,3 Т 0,79-9,42 = 7,475 нм'Чнм3-. уО1 = 0,00
261
Общее количество продуктов горения составит;
Vv= 1.003 + 2,111 + 7,475= 10,589
6. Теплосодержание продуктов горения находим по формуле
Q„ гвоэ^юэТ0 Crasfras , , ,
'олш = +-------Г-----+-----Г~— ,
* 11 Vo "п
где сао.->’1,30 кдж/.чж5-град, 1003=17°; сгаа=1,50 кдж/нл3 град, ^3,= \йа.
35485 1.3-17-9.35 1,5-15 „„ЛЛ ,
lot,=------—— 4----------——-— +----------= 3360
6 10,589 10.589 10,589
7, Находим коэффициент расхода воздуха при разбавлении продуктов го-
рения для получения температуры смеси 6, = 350°. Составим уравнение баланса
тепла на I нм3 продуктов горения, принимая к, п. д. топки и смесительной
камеры равным 0.9.
; о q , ^о^вод-г _ 350 Л-
'o(iurO,V+ ~ глым + ., ' zms •
Vo I",.
где х — количество вводимого для разбавления атмосферного воздуха,
нм3/нм^ газ.;
7^м= кдж/нх3, /^*=460 кдж/нм* (по < —/-диаграмме, см. рис, 2)
3360-0 9 + -1-'-3.17'л _ 500 +
' 10,589
460-х
10,589 ’
откуда х = 61,3 нм?: ня3.
Общее количество воздуха, идущее на разбавление дымовых газов н го-
рение, будет равно:
Т» — /-о -г х 9,55 + 61,3 = 70,85 нж3/ил3.
Общий коэффициент расхода воздуха составит;
8, Для определения начального вла госодержан ня сушильного агента нахо-
дим состав разбавленных продуктов горения при а=7,4,
Vco,— 1,003 «ж5/«ж5;
v;ii0 = 2,111 + 0,0016-9,0(я - 1)7.й = 2,111 + 0,0016-9,0 х
X 6,4-9,42=2,977 нм^нм\
VN; = 7,475 + 0,79 (я - - 1) 7.0 = 7,475 + 47,5 = 54,975 ядр/н.и3;
VOj = 0,21 (я - 1) 7-о — 0,2| -6,4-9,42 = 12,63 нм3;нм3;
Va = 1,00,3 t- 2,977 + 54,97,5+ 12,63 = 71,585 н.н^нм*.
Влагосодержаине находим по формуле (369)
804-2,977
'I,977-1,003 + 1,251-54,975 + 1,429-12,63 2? г'кг сух..гаа.
262
5. Теоретический процесс сушки изображаем на ! — d-диаграммс (схема
показана на рис. 65), Начальная точка В процесса сушки находится па
/ — (/-диаграмме по параметрам /п = 350° и dB = 27 а/кг сух. газ. Конечную для
теоретического процесса точку С находим по /к = 70° (этой температурой за-
даемся); при этом по / — d-диаграмме (см, f
Теоретический процесс сушки идет по ли
жание, равное /„ = 438 кдж/кг сух. газ.; /с=38
По / — d-диаграмме находим для точ-
ки С влагосодержаине d:= 140 г/кг сух. газ.
Расход сухих газов для теоретического
процесса сушки
ор _ 1000 Д _ 1000 2010 _
Сс'г” “ ~ 140- 27 “
= 17 800 кг сух, газ,/ч,
10. Потери теплосодержания газов в
процессе сушки составят:
?пот = ?М + 9окр 4- ?в03 кдж/ч,
где Як— расход тепла ла нагрев мате-
риала;
<?окр— потери тепла в окружающую
среду;
deoa —потери тепла с воздухом, вслед-
ствие подсоса через неплотности.
Определим расход тепла на нагрев ма-
териала, Для этого принимаем начальную
температуру глины /,,= |0° и конечную
/в = 55“,
Теплоемкость глины находим по форму-
ле (382), теплоемкость сухой глины- по
табд. 33.
)Нс. 60) получим срк = 5о%.
нни ВС (постоянное теплосодер-
кдж/кг сух. газ.).
Рнс. 65. Графическое изобра-
жение процесса сушки к рас-
счету пневмосушила
100 — wH 4,2tPH
-=0 921—-- + ~ ~~н = 0.921-0,82 V
100 100
-Т 4,2-0,18 = 1,511 кдж/кг град.;
100 — wK 4,2шк
/к —0,921- + 100^~ ~ 0,921'О'')|3 ->- <2-0-07
= 1,149 кдж/кг-град.
Расход тепла на нагрев материала составит;
9ч =Г 1500-1,149-55 - 17010-1,511,10 = 693 000 хчЬг;.(,
Потери тепла в окружающую среду ориентировочно можно принять в раз-
мере 10_|5% от расхода тепла па нагрев материала (расчет может
С’ЫГ|, выполнен по формуле (245) после определения размеров сушильной
трусы)
<?окр - о, 12-693000 = 83300 кдж/ч.
Тепло, расходуемое на нагрев атмосферного воздуха, подсасываемого
через неплотности сушилцной установки (присос воздуха в системе прибли-
женно прИНнмаеы 20% от теоретического расхода сушильного агент,л) соста-
вит:
?воз - 0.2-17 800-1,3- (70 - 17) 245 000 кдж/ч.
263
Определяем обшие потери тепла
693 000 + 83300 + 245 000 I 021 300 «ЬО.
Потери теплосодержания будут равны:
оглт I 021300 ,
~ ~ 800 ’ j7’3"d^ с^х. газ.
^г* глд
II. Деист ви тельный процесс сушки изображаем и а диаграмме по схем о
рис. 65. Откладывая вниз от точим С величину /пот = 57.3 кдж/кг сух. газ.,
получим вспомогательную точку D. Линия BD дает луч действительного про-
цесса сушки на / — d-диаграмме. Пересечение линии ВО с линией ^-=70' даст
точку Е, соответствующую параметрам конца процесса сушки. При этом 4К =
= 122 г/кг сух. газ.
Действительный расход газов иа сушку равен:
1000/) 1000-20103
Ос.гаэ - ~ ~ ’ = "5“27 ' = 21 1500 KZ СуХ' га3'"'
Расход тепла в сушиле определяется по формуле (372)
<? = 6с.г»з </L ~7о) “ 4 кдж/ч-.
Q - 2ll 500 (387 — 38) — 4,2-2010-10 = 7 ЗЮ ОООадЬг'ч.
Расход тепла в топке равен:-
7310000
Фтор"'" ~— - 8 1-30 000 к-дж/ч.
и ГУ
Расход природного газа при теплотворности Он — 35 485 kJjw;h.|P состав-
ляет:
8 130000
8 = —Г-'аяч----‘ 230^4
За 485
Удельный расход тепла на сушку равен:
»ВО., 8130000 , л
- — - —- 0 — -4050 хджжг вл.
|2. Определим скорость движении газов, превышающую ца 10% скорость
витания частиц (минимальную скорость газового потока).
Плотность газа при входе в сушильную трубу с температурой /и=350’
будет равна:
₽о газ 1 >275 _ ,
?'г» "Т+635Г = = °'м9 кг!М
Плотность газа при 0° определяем по его составу, который был рацее рас-
считан.
' 1,977.1.00.3 + 1,251-54,975 + 1.429-12,63 4- 0,804-2,977
?Огаз= 71,585
91,13
— ~~—тгт- = 1,2/5 кг/нчО.
71,5&>
264
Минимальная скорость газового потока в начале трубы определяется по
формуле (339)
-T'raj = 5,7
0,01-1770
0,559
= 32,1 м^сек.
Плотность газа в копие трубы находим с учетом испарившейся пз ма-
териала влаги. Количество испарившейся влаги, приходящееся ,ia I нм3
горючего газа, будет равно:
, п 2010
11Л, — -=-------------—-----|О,88 ил’/и.и3.
“ e?tLO 230-0,804
Общее количество влаги в разбавленных продуктах горения перед выхо-
дом из сушила составляет:
^НгО = 2’977 + 10‘8S = 13,857 rt-“Ws-
Проверим влагосодсржанне сушильного агента в конце процесса сушки
804-13,857
,-f,. —---------------— ------------------—— = 12о г;кг cvx. газ.
1.977-1,003 4- 1,251-5-4,975 4- 1,429-12,63
По Z — (/-диаграмме бь>ло найдено dK —122 г/кг сух. газ., следовательно,
расхождение незначительно.
Плотность газа в конце трубы при 0° находим по его составу
1.977-1,003 -1- 1,251 -54,975 -1- 1,429-12,63 4-0.304-13,857
^rd;’ 71,585 4- 10,88
= l,2l KijHM*.
Плотность газа при выходе из сушила с температурой 70’ составит:
1,21
Р, = —— • —-— = 0,064
Г/Г,и ] : &.70
(Здесь не учитываются подсосы атмосферного воздуха, увеличивающего плот-
ность газа.)
Минимальная скорость газового потока при выходе из трубы определяется
по формуле (339)
, /! 0,01-1560 „„ „
®кок - 5,7 у ' -0-дб'----- = 22,9 м'сек.
[3. Определим размеры сушильной трубы.
Количество газов, поступающих в трубу-сущило, составит:
Gc^ = (l + 0,00lrf|() Пс.гат =(1 4- 0,001 -27)-2! 150 = 21 710кг/ч.
Секундный расход сушильного агента при входе в сушило с темпера-
турой /,| =350° равен:
‘ 21 710
0,559-3600
= 10,78 м^’сек.
Определяем диаметр трубы по формуле (333)
Dt= 1,13
10,78
32,1
= 0,65о.«, или 655 мм.
Пр» этом диаметре скорость газов в KOHjie трубы определяется по фор*
муле
v< ,
г,Е0Н= 0,7852>j л.сек.
где Vt — объем газов при выходе из сушила, м^/сек.
<7С„ + п
?t 3600
21 710 + 2010
0,964-3600
= 6,65 л31сек >1Д и 24 600 м1!'»,
т 6,85
°ГДа VkOfi 0,785-0,655=
= 20,4 ж/сел".
Эта скорость ниже, чем минимальная расчетная, поэтому трубу необхо-
димо выполнить с небольшим сужением кверху. Диаметр вверху трубы должен
быть не более
D,
ЦЛЦ 617 Jt.it.
Принимаем £>г-610-чя.
Скорость газов в трубе может быть принята более чем на 20% выше ско-
рости витания. Поэтому диаметр вверху трубы, равный 6|0 л.ч, является
максимальным для заданной производительности сушила.
Концентрация материала в начале сушильной трубы рзвца:
GM 17 010
Gr„ “ 21710
0,783 кг!кг,
г в газоиол! потоке в конце сушильной трубы
15 000
j-u = —--------— ~ 0,633 кт кг.
21710 4 2010
Для труб-сушил данная концентрация материала и газовом потоке соот-
ветствует оптимальным значениям.
Высоту трубы-сушила определяем но напряженности сушильного объема
по влаге, принимая ши =250 - 350 ка/м5 ч.
Дли m,i = 300 ка/.ч3> <г при среднем диаметре 0,63 м длина трубы будет
равна:
/? 2010
L = —-----=------------------= 21,6 м,
300-0,785-0.63=
14. Составляем таблицу теплового баланса сушильной трубы.
При совмешенном помоле и сушке материалов р сушильной трубе, когда
задцннып размер чаепш материала равен не более 2 мм, скорость газового
потока в начале трубы должна быть равна;
/ 0.002-6770”
= и,зда;
скорость в конце трубы
Л 0,002-1560
рко„ - -л7 |/ —= 10,3 .т.
266
Нзпменомннс ctotmj Количество тепла
KdJC/Q %
Приход тепла
I. Тепло, вносимое топливом р тоц- ку, 9т - BQ„ = 230-35 485 8 130 000 4050 95.8
2 Тепло, вносимое атмосферным воздухом при я = 7,4, </воа = = BL'a = 230-7,4-9,55-1 ,ЗХ X 17 358000 |78 4.2
Всего; Расход тепла 8 488 000 4228 100.00
1, Потери тепла в топке =.- BQ,f (|-тт) -= 8 130 000 (1—0,9) 813000 405 9,6
2. Нагрев материала 693 000 345 8.1
3. Потерн в окружающую среду ?окр 83 300 41 1.0
4. Нагрев воздуха, подсасываемо- го js vcra^Ofikc, 245000 122 2,9
5. Испарение и нагрев влаги ма- Teoua-ia 9,,^ = (2493 4- 1,97-70 — 4,2-10)Х /2010 5 210 000 2595 61,4
6. Тепло отходящих газов (без уче- та тепла, уносимого испарин- ’пеней платой) - V.Bi^ = 71,583-230-1 ,-ЗХ Х70 1 450 000 723 17,1
7, Невязка баланса -6300 -,3 -0,1
Всего; 8 488 000 4228 100,0
Диаметр трубы-cyiiitiла по формуле (333) составит:
Di - 1,|3
10,78
—=.0,98 м.
14,3
пли 980 .и.я.
При этом диаметре скорость газов в конце трубы с учетом подсосов воз-
духа равна;
7.8'27 „ ,
1' =---------------= Ю 4 Aiieex
кон 0,785-0,983
267
Эта скорость примерно равна скорости витания частиц в конце трубы.
Без учета подсосов окружающего воздуха скорость газов в конце трубы равна:
6.85
D-= 0,78“5.(W =9J
Определяем в этом случае диаметр трубы вверху
D-, = 1,13 = 0,92 м, или 920 мм.
Можно принять трубу-сушило цилиндрической постоянного диаметре
f)=950 jut.
§ 8. Пример теплового расчета туннельного сушила
Рассчитать туннельное сушило для сушки изделий санстропкерамики- Про-
изводительность сушила в соответствии е заданной производительностью цсч«
составляет 5600 т/год годных фаянсовых изделии, обжигаемых в туннельных
печах. Начальная относительная влажность изделии «4 = 16,0%. Конечная от-
носительная влажность после сушки Ц’„ = 1.0%.
Сушка производится горячим воздухом, отбираемым 1,з зоны охлаждения
туннельных печей. Начальную температуру воздуха при входе в сушило при-
нимаем =80°.
I. Для определения часовой производительности сушила принимаем: ко-
личество рабочих дней в году— 350. брак при сушке ц обжиге—5%. Тогда
часовэя производительность по обжигаемым изделиям будет равна:
5 600000-100
£ — --------——-------
350 24(100- 5)
Если потери при прокаливании в процессе обжига составляют 10%, то ч&-
соваи производительность сушила по сухой массе составит:
Рс = 702-1, )0 = 772 кг[ч.
Поступает в сушило влажных изделий (см. формулу 358)
100 100
-----—---= 772- ------= 020 кг/ч.
100- w, 84
— 702 кг/ч.
Рвл =
Выходит из сушила высушенных изделий
100 100
———------ = 772-—— — 780 ялл.
100 - wK 99
испаряемой влаги находим по формуле (355)
16— 1 =920 — 780= 140 кг/ч.
100-1 ’
= Р.
2. Часовое количество
п = 920-
3. Расход сухого воздуха для теоретического процесса сушкц.
Начальные параметры воздуха, поступающего в сушило, /„=80°. Вллго-
содержаиис d„ находится по / ~ ^-диаграмме. Для летних условий г. Сверд-
ловска (табл, 32) Go.i“17°, <р = 70%. Получаем d„ = 9,0 г/кг сух воз, и тепло-
содержание /вцз = 40 кдж/кг сух, воз. Схема расчета по /-d-диаграмме дана
на рис. 66.
268
При noBLitiieiti!!i температуры воздуха о зоне охлаждения печи до 7н=8О*
его влагосодержаине не изменяется, а теплосодержание повышается до /„•=
104 кдж/кг сух. воз.
Теоретический процесс сушки, изображенный линией ВС (рис. 66), закан-
чивается при <У.-= 27 г/кг сух. воз. Точка С находится пересечением линии
/„-const с линчей /„—const, задаемся /„-35°.
Расход сухого воздуха при теоретическом процессе cyipKii находим по фор-
муле (379)
t п-(ООО
С (Уд —
140-- 1000
27-9
7780 кг сух. воз./>/.
4. Потерн теплосодержания воздуха в процессе сушин. Для расчета дей-
ствительного процесса сушки определяем расход тепла в сушиле па нагрев
материала. трансяорТ[!руЮ|Инх устройств ч
потери тепла в окружающую среду.
Предварительно определим размеры су-
шила. Срок сушки нзделич саитехкерамик|1
принимаем т=36 ч. Габариты вагонетки
применительно к монорельсовому транспор
ту принимаем следующие: длина 1700 Ji.h.
ширина 800 мм. По данным практики на
каждую вагонетку вмешается в среднем
248 кг, считая цо обожженным цздслня»|.
Тогда количество иагопсток, находящихся
в сушиле, определяем по формуле (304)
Р.,- 702 36
п --------- --- —-----= 102 ш г.
G'n 248
Принимаем количество вагонеток в тун-
неле 17 шт., тогда количество туннелей бу-
дет равно:
Рис. 66. Г рафическое
изображение процесса
сушкц к расчету туннель-
ного сушила
Определяем длину туннели
А = п/ = 17-1700 = 28 900 .щ«.
Конструктивно длину туннели прини-
маем на 0,6 я больше, т. е. £—.29 500 лен.
Находим ширину туннеля
5=6-7- 2-50^ 800 +- 100 900 .им.
Высоту туннеля при монорельсовом транспорте вагонеток принимаем
/7-2400 ял,.
Степы сушила выполнены нз красного строительного кирпича толщиной
380 др!. Сверху сушило покрыто железобетонными плитами толщиной 70 мм
и слоем шлаковой теплой зол я ирон нон засыпки толщиной 150 лык
Обшая ширина сушила, состоящего из ihcctu туниелей. равна:
Вс ~ 6 900 4- 7-380 = S060 .и.и.
Расход гсп л а на нагрев изделий а сушиле определяем цо формуле
= P.AJ/k — 7Н) кдж/ч.
269
где Р„=780кг/ч;
л ivv - । Ч . Z - 1
с(| - 0,921--—— -----г — -— = 0,956 и<?ж;'нг-гпад\
100 100
С =65’ (принимаем на |5г ниже начальной температуры сушильного аген-
та при противоточном движении воздуха и вагонеток с изделиями),
ютда <?м = 780-0,956(65 - |(1) — -11 000 кдж/ч.
1’асход тепла иа нагрев транспортирующих устройств определяем по фор-
муле
6тГ = ^Тр^Гр (Gt - ^,1) АдЪк’/Ч ,
Масса металлической части вагонетки равна G(1CT = 202,4 кг. Масса деревян-
ной части вагонетки равна Олгр =24,6 кг (эти данные берутся по чертежу
вагонетки).
Теплоемкость стали смгт=0.47 кдж/кг • град-, теплоемкость дерева с.н-п^
= 1,13 кдж/кг град. Начальная температура вагонетки ?„=[0°. конечная тем-
пература металлической части вагонетки 80°, деревянной части 60°
102
В час поступает взгонсгок п сушило =2.84 щт. (проталкивание ва-
гонетки в каждый туннель производится через 2 ч 7 дин), тогда
<7TJ, = 202,4-2,84-0,47 (SO — 10) 24,6-2,84-1,13(60 - 10) = 23 200 кдж,'ч.
Потери тепла в окружавшую среду через стены, потолок, пол п двери
определяем по формуле
- З.йЛ,' (t’cp - ZOhT) F кдле.ч,
тде К- коэффициент теплопередачи, который определяем по формуле
!
А _ —.—---------в1'!.\1--град.
I S, I
- - + — -) —
I Л| °2
Средняя температура сушильного агента
(температура окружающей среды была принята раиной |7°).
Коэффициент теллоогдз-ш внутри сушила от движущегося сушильного
агента к стенкам камеры при скорости 2 м/сек определим по формуле (при-
ложение 13)
== 5.6 ( 4-2 = 13,6 хт/дг- град.
Коэффициент теплопроводности кирпичной стенки равен:
=. 0,48 &т,м.-град (но приложению 15).
Коэффициент теплоотдачи от стенки а окружающую среду определяем по
«омограмме (см. рис. 25) для 41=15’
у,= 10,2 ат;л-• град.
Коэффициент теплопередачи составляет:
1____________________________________
Л = L_ <
"13,6 ’ в,48 10,2
1,04 кт/м1-град.
270
Тсплоотдаюшал поверхность степ ок (определяется обычно по черте жу
или эскизу)
2-29,5-2,4 = 142 м-.
Потери тепла через степы равны:
7СТ = 3,6-1,04 (58;— 17)-142 = 21 800 кдж/ч .
Находим поверхность потолка, выполненного из железобетонных плит,
/'и = 29,5-8,06 = 238 дг=-
Коэффициент теплопроводности железобетона л = 1,55 вт/м град; для теп-
лоизоляционной засыпки X—0,12 вт/м-град (приложение 14).
По графику (см. рис. 25} находим aj = 11,3 вт/м- - град.
Коэффициент теплопередачи
К =---------------------------------= 0,688 вт1м--град.
1 0,07 0,15 I
13,8 1,55 + 0,12 + 11.3
Потери тепла через потолок
7ПОТ = 3,6-0,088(58— 17)-238 z= 24 200 кдж;ч.
Потерн тепла через лол сушила принимаем 10 «т/.м5, тогда
7п(и = 3,6-10-8,06-29,5,= 8550 кдмдч.
Определяем потери тепла через дверки со стороны подачи теплоносителя:
поверхность шести дверок, выполненных из дерева толщиной 50 мм (?.=
--0,16 ат/ж • град),
= 2,4-0,9-6 = 12,9,3 де-;
коэффициент теплопередачи
К = —---------—-------------- =2,06 er град
1 0,05 1 1 ’
13,6 4 0,16 + 10,2
тогда <^в =--3,6-2,06 (80 — 17)-12,95 = 60'20 кдж'ч.
Потери тепла через дверки со стороны выдачи ватонсток равны:
у'я = 3,6-2,06(35— 17). 12,95 = 1730 кдж;ч.
Суммарные потерн тепла в окружающую среду составят;
70,ч, = 21 800 + 24 200 ф 8550 +- (1020 4- 1730 -= 62 300 кдж!ч.
Общие потерн тепла в сушиле
7пят -= 7в Ч- 7тр Ч- 7окр — 41 000 4- 23 200 4- 62 300 — 126 500 кдж, ч.
Потерн теплосодержания воздуха в сушиле находим по формуле
, ~ 4 нот
'(10т —
126 500 ,
“ ‘6,3 кджжг сух. воз.
5. Действительный расход воздуха на сушку определяем с помощью
/-- 3-диаграммы. Для этого по /—((-диаграмме от точки С вниз отклады-
ваем величину 1„„т кдж1кг сух. лоз, Действите.шиын пропене сушки изцбра-
271
жастся линией BE. Конечные параметры сушильного агента 0(=32°; фк^ВО'й;
du = 23 г/кг сух. воз. (парциальное давление водяных паров ро=3470 н/лй).
Построение процесса дано на рис. 59 и 66.
Действительный расход воздуха на сушку равен:
1401000
<Дс.воз = ~тт—— = ЮООО кг сух. иоз./ч
tj — и
лля
10000 , ,
.<7® = —— = 71,5 кг/кг вл.
Количество воздуха, подаваемого в сушило при 7еоз—17с и К=0,85 м3/кг
сух. воз. (приложение 40), составит:
= тос..и =0,85-10000 = 8500 л<ч.
При температуре 80° действительный расход воздуха равен:
/ So — 17 х
Keoj = 8500h -(- —10450 м3;ч-
Количество отработанного воздуха, удаляемого из сушила при G = 32“,
находим по формуле
( Gr-u п \
vys= _^ + —- (1+^)др;ч,
\ и, о у
где Gcm = 1.009 • 10 000= 10 090 «а/ч;
Ро — плотность отработанного воздуха
(36/)
/ 10000 140 X/ 32 X
тогда —)-9«ЮдР;ч.
6. Расход тепла на сушку находим по формуле (372)
Q = 10 000(104 - 40) —4,2-140.10 = 634 120 кдмуч.
Удельный расход тепла на сушку (для летних условий) равен;
Q 634 120 ,
£f... = -=----------= 4520 каж кг пл.
п 140
7. Составляем тепловой баланс сушила.
Приход тепла
Потребное количество тепла, которое необходимо внести с
отбираемым из зоны охлаждения печи, учитывая нагрев его от
(для летних условии), равен по расчету 634 120 кдж/ч, удельный расход ра-
вен 4520 кдж/кг вл.
воздухом,
17 до 80'
Нзнменовошн? c raifjH К од ;i м et тс о тсплд
о.,» fl. jQ
Расход тепла 1. 11 агрев материала 41 000 292 6,5
2. Нагрев транспортирующих ус- 23 200 165 3,7
тройств q^p 3. Потери в окружающую среду 62 300 444 9,8
'/ок р 4. Испарение и ггагрсг; влаги ма- 352 000 2513 55,5
тсриала <?игг =(2493 + 1,97.32 — 4,2-10) + + 140 5. Тепло, уходящее с отработан- 152 660 1085 24.0
иым воздухом, = 10000 [ 1 -{32 - 17) + 0,009+ + 1.97 (32- 17)| б. Невязка баланса --2960 <21 + 0,5
Всего: 63-1120 4520 100,0
Дли зимних условий работы расход тепла будет больше, ио количество
подаваемого воздуха меньше. Если принять для г. Свердловска среднее зна-
чение температуры воздуха -16“ н ср - 84% (табл. 36), то расход воздуха бу-
дет равен:
140000 „_„Л
Gcbot — д--. ’ 0 б ЬоОО к? сух. воз.8.
Удельный расход воздуха составит 60,7 кг/кг вл.
Величины влагосодержащ1н и теплосодержании сушильного агента взяты
па /—d-диаграмме (рис. 59). При этом начальные параметры холодного воз-
духа приближенно рааны <4,(=|.О г/кг сух. воз., /1ео=—13 кдж/кг сух, воз.
Теплосодержание воздуха при f„ —80° и </„= 1,0 <?/ке сух. воз. равно —
= 84 кдж/кг сух, воз. Для действительного процесса сушки илагосодержаипе
<Л-пз= 17.5 г/кг сух. воз.
Расход тепла для зимних условий будет равен:
Q = 8500(84-- )3> — 4,2-140-]0 -= 819 100 кдлс/ч.
Удельный расход тепла qa, =5850 кдж/кг вл.
Так как теплоноситель поступает в сушгию из зоны охлаждении печи, то
при расчете вентиляторов для подачи п отбора теплоносителя следует пользо-
ваться данными для летних условий работы.
Некоторые данные но удельному расходу тепла на сушку изделий и мате-
риалов приводятся в приложении 38.
i« Зака-,,45 К-6719.
Глава IX
АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
§ 1. Основы механики газов и расчет напоров
Работа промышленной печи в значительной степени зависит
от ее аэродинамической характеристики.
Изучение аэродинамической характеристики садки изделий
позволяет создать более правильное распределение движущихся
газов по ее сечению, что очень важно для получения равномер-
ного нагрева или охлаждения обжигаемых изделий.
Аэродинамическое сопротивление в рабочем пространстве пе-
чи определяет количество, скорость движения газов и величину
действующего напора, необходимого для перемещения газов.
Величина действующего напора в рабочем пространстве печн
характеризует газообмен между окружающей средой и рабочим
пространством, который в значительной степени влияет па тепло-
обменные процессы и равномерность нагрева изделий.
Аэродинамические расчеты печей или сушил отличаются тем,
что движение газов происходит обычно при небольших давле-
ниях, но при относительно высоких температурах, за редким ис-
ключением применяются высокие давления воздуха (или пара)
для организации процессов сжигания топлива нлн для эжекции
газов.
Обычно аэродинамические расчеты при проектировании печей
или сушил выполняются с целью определения сопротивлений на
пути движения газов, воздуха или продуктов горения, что необ-
ходимо для выбора тяго-дутьевых средств или расчета дымовой
трубы.
Герметический напор пли давление определяется по формуле
Лг ~ Hg (рокр — рг) н/л’-’, (398)
где Н — высота газового столба, м;
Рокр — плотность окружающего воздуха, кг/зР;
рг— плотность легкого (нагретого) газа, кг/Л!3.
Герметический напор не зависит от скорости движения га-
зов, но зависит от температур газов и окружающей среды. При
нагревании газов па 1° они увеличивают свой объем на величину
274
0 = 1/273, поэтому
V i~ V'0(l
о, =t’u(I 4 <$f'\ м/сек]
г, —-кг/дг\
I +'?(
(399)
(400)
(401)
где И(, щ и р( — соответственно объем, скорость и плотность
газа при данной температуре;
Ко, уо, ро — те же величины при нормальных условиях (0°
и 101,3 кнМ2).
Формулу (398) можно представить в следующем виде
Ar = Hg
?(1 ОКр
1 + З^ОК),
рь Г
1 + З'г
(402)
н/ж3.
Плотность газов зависит от их состава. Приближенно для
продуктов горения ро= 1,3—1,32 кг/л3. Плотность продуктов го-
рения можно определить по следующей формуле [6]:
1,28 4-0,694/^0,-0,46/711.о «?М3, (403)
где рсо. и ри.-о — содержание СО2 и Н2О в объемных долях.
Для генераторного газа рп= 1,0—1,1 к<?/л<3; для коксового газа
Ро = О,49 0,50 кг/л3; для природного газа ро~О,73 -0,89 кг/л5
(см. приложение 3).
Плотность атмосферного воздуха зависит от климатических
условий: для сухого воздуха р0= 1,293 кг/л3; при влагосодержа-
нни d — 10 г/кг сух, воз., р0™ 1,285 кг/л3; в зимних условиях атмо-
сферный воздух имеет р0 = 1,292 кг/м3.
В расчетах обычно принимают плотность сухого воздуха, а
температуру окружающего воздуха — в зависимости от клима-
тических условий. Обычно для местности с холодным климатом
среднюю температуру воздуха принимают /Оь-р= —10-+ +10°; с
умеренным /0|ф=+5-г- +20°; с жарким f0|ip+15 + +25°, Зна-
чения величин (1+00 для различных температур приведены в
приложении 41.
Кинетическая энергия движущегося газа, выраженная вели-
чиной скоростного (динамического) напора, определяется по
формуле
(404)
или
pjj
АгК == -Ро (1 4- ?0 «>’• (405)
Значения величин для различных скоростей газов даны
а приложении 42.
475
18*
Характер движения газов определяется критерием Рей-
нольдса
Re = ^- (-306)
*<
или
RC=.-’^-rf , (407)
Hr
где ро — плотность газов (жидкости), хг/лр;
v( — коэффициент кинематической вязкости газов при дан-
ной температуре, л2/сек; значения v( приведены в при-
ложении 43;
р, — коэффициент динамической вязкости газов (см. прило-
жение 44);
Р vp и • се«/л‘-; (408)
d—приведенный диаметр капала, равный для круглого
сечения диаметру трубы, для квадратного капала —
стороне квадрата а\ для прямоугольного сечения со
сторонами а и b
и в общем виде
(409)
где со — площадь поперечного сечения канала любой формы, м2;
U — периметр канала, я.
В расчетах Критерия Рейнольдса физические величины газов
берутся при действительной температуре газов.
Так как
п о.г.,,41
го Re = .
:>ч :*>
При значениях Re = 2200 ламинарный режим переходит в
турбулентный.
Пример
Определить характер движения воздуха, подаваемого и сушила по трубо-
проводу диаметром D — 300 мм с температурой 300° в количестве VoMOOO .н’/ч.
Для определения характера движения воздуха необходимо цсГ|Ти кри-
терии Рейнольдса.
Для этого определим скорость движения газов по трубопроводу
4000
IM = т-тт*т—; — = ;5.75 м.'сеь'.
3600-0,785-0,3-
276
действ!।тельная скорость газов при / = 200° составит:
v( = (I + pi) 15,75-1,73 = 27,25 .и сек.
(Значения (1+РО можно найти по приложению 41].
Коэффициент кинематической вязкости дли воздуха нахо.т,!м по прило-
жению 43 V/ =0.000035 Л|!/сек.
Критерий Рейнольдса можно также определить не формуле (407). для
этого по приложению 44 находим значение [iz =0.0000201 н лМ.'!2. толат
Re =
V/l/
27,25-0,3
О.И0035
= 233 500.
Тогда
i?c —
15,7~>-1,293-0,3
0,0000261
При движении газов по каналам (трубопроводам) различно-
го сечения происходит переход напоров из одного вида и другой.
При увеличении скоростного напора в узком сеченнп уменьшает-
ся статический напор, т. е.. статический переходит в скоростной,
скоростной переходит в потерянный, уменьшая общий запас энер-
гии движущегося газа.
Если давление газа равно /г (н/лгг), то скорость движения его
равна:
Vt = - я, сек. (4] 0)
При истечении газа через отверстия небольших размеров ско-
рость газа будет равна:
/2ft -
----л сек, (4J ])
где гр—коэффициент сжатия струи; при истечении через отвер-
стия в тонких стенках (отверстия с острыми кромками)
Ф—0,62; через цилиндрические сопла <р —0,82, через соп-
ло Лаваля tp-0,95.
Под действием геометрического напора в печах происходит
выбивание газов или подсосы окружающего воздуха со ско-
ростью, равной
т( 2Н Л1:Се)с (412)
где Н—высота от линии нулевого давления до центра отвер-
стия, л.
Пример
Определять величину геометрического напора под сводом рабочего про-
стрлнстла печн при Го = 1500°. Высота от пода до свода 2 л. Линии нейтраль-
нога давления находится у пода печи. Температура окружающего воздуха
(„,,г - 15°,
Геометрический напор газов определяем по формуле (402)
1.293 ! ,32 \ „
15 1500 '
+ 273 1 + 273 /
/1Г = 2-9,81
Скорость истечения газов, обладающих высоким давлением,
когда плотность газа меняется по уравнению адиабаты, опреде-
ляется по формуле
(413)
где К — показатель адиабаты: для идеального газа /(--=1,4; пе-
регретого пара /(=1,3; насыщенного водяного пара
К = 1,135;
=/?7‘; 7? = кдж/кг • град\
Л4 — молекулярная масса газа, кг1 кмоль.
При истечении газов через отверстия с резким перепадом дав-
ления для воздуха, когда < 0,528, для перегретого пара
Pi
меньше 0,546, для насыщенного пара 0,577, в узком сечении соп-
ла устанавливается максимально возможная критическая ско-
рость, которая равна:
'Укр = Р MiceK-> (414)
где [}— коэффициент, равный для сжатого воздуха 3,33, пере-
гретого пара 3,38 и насыщенного пара 3,23.
Применение расширяющегося сопла Лаваля позволяет уве-
личить скорость истечения газов при том же давлении.
§ 2. Методы расчета аэродинамических
сопротивлений
При движении газов в печах и трубопроводах возникают со-
противления, которые рассчитываются как различные виды по-
терь давления,
(415)
где /)тр“ потери на трение о стенкп, н1м2\
hM — потерн на местные сопротивления, н/л2;
Лгео.ч — потери на геометрические сопротивления, н/м2.
278
(Если геометрические напоры способствуют движению газов,
то ставится знак минус.)
Потери давления на трение о стенки. Во всех случаях движе-
ния газов потери давления будут тем больше, чем больше их
удельная кинетическая энергия, поэтому сопротивления пропор-
циональны скоростному напору газов
АПОТ = СА[К н/л2, (416)
где £— коэффициент пропорциональности, выражающий собой
отношение действующих в газах сил сопротивления к
силам инерции. При определении потерь давления на
трение — это есть коэффициент сопротивления на тре-
ние, равный
(417)
д — коэффициент трения газов о стенки, зависящий от кри-
терия Рейнольдса и шероховатости стенок;
I
— относительная длина канала;
а
d — приведенный диаметр канала, м.
Для ламинарного движения
Для турбулентного движения газов по гладким металличе-
ским трубам коэффициент сопротивления независимо от иссле-
дуемой среды будет равен при Re<£ 100 000 (формула Блазиуса):
г 0,3164 I .
Чт₽~ Re0,25 ‘ '
для турбулентного движения по шероховатым металлическим
трубая
г 0,129 I .
Re0.l2 ‘d ’
для кирпичных каналов по Н. Н. Доброхотову
г 1
’тр“ Re0,12 * "
При высокоразвитой турбулентности потока, когда ламинар-
ный слой у поверхности исчезает, коэффициент сопротивления
определяется только шероховатостью поверхности канала неза-
висимо от значений числа Re.
(420)
(421)
279
По данным ЦКТИ
CTp=0.19-JA ±t
(422)
k
где г —-----относительная шероховатость стеною
it
k — средняя высота выступов шероховатой стенки:
для стальных новых труб fe = 0,l -ч-0,2 мм, для чу-
гунных новых труб k = 0,3 -4- 0,5 мм, для загряз-
ненных металлических труб & = 0,8 -ж 1,0 мм, для
кирпичных каналов k = \ -+ 6 мм [34];
d — приведенный диаметр, мм.
Рис. 67, График для определения коэффициента трения ?. в зависи-
мости от Re я е для технических труб с неравномерной шерохова-
тостью (по Г. А. Мурину)
Для определения коэффициента трения ?. в зависимости от
Re и е при турбулентном движении газов по трубам с техниче-
ской шероховатостью можно воспользоваться графиком
Г, А. Мурина (рис. 67),
При расчетах сопротивлений на пути движения воздуха или
дымовых газов в печах при турбулентном потоке можно при-
ближенно принять следующие значения коэффициента трепня?.;
280
для металлических труб (чистых)..............0,025
, „ 5 с малой коррозией , , 0,033
„ „ . с сильной коррозией . , 0,045
„ кирпичных кана.'оз.......................0.05
Общая формула для определения сопротивлении на трение
2
/ Ьл
/,г₽=>' «М3 (423>
I и;
или Атр = '~“--у р/ н,'м-, (424)
где t — средняя температура движущегося газа на рассматрива-
емом участке.
Местные сопротивления. При изменении геометрической фор-
мы каналов происходит изменение скорости потока, его формы
или направления движения, в результате чего на коротком уча-
стке канала расходуется значительное количество кинетической
энергии. Местные сопротивления рассчитываются по формулам:
Д
Ам=; ~Р; Н;М- (425)
или /;м = ', ~~~ PO(I +?0 н/м2, (426)
где £—коэффициент местного сопротивления, который можно
принять по приложению 45.
При выборе коэффициента £ необходимо учитывать по какой
скорости рассчитывается скоростной напор. Обычно при измене-
ниях сечения каналов коэффициент сопротивления £ относится
к скоростному напору, рассчитанному по скорости потока в уз-
ком месте. При расширении канала потери напора рассчитыва-
ются по скорости до изменения сечения, при сужении потока —
по скорости после изменения сечения. В большинстве случаев
скоростной напор при расчете местных сопротивлений рассчи-
тывается по скорости, с которой газовый поток подходит к дан-
ному местному сопротивлению.
Особенности расчета аэродинамических сопротивлений, В пе-
чах и сушилах движение газов или воздуха по каналам осуще-
ствляется обычно по сложной схеме.
Для примера на рис, 68 представлена схема воздухопроводов,
подающих воздух от вентилятора в разные точки Dlt D2, D:i и
Допустим, что потери давления на участке АВ равны вели-
чине /и, на участке ВС, — /12 и на участке C\Dt — h^..
При симметричном разделении потоков можно считать, что
сопротивления на участках ВС\ и ВСа равны, на участках С[Д,,
281
C.D2, C7D3, CzD< также равны, кроме этого, соответственно рав-
ны их диаметры и длины; /2 = /3; Ц = 1з = le = h-
Сумма потерь давления для системы, представленной на
рис. 68, будет равна:
^иот~Ь^3 Hf.it'.
Вентилятор, рассчитанный на преодоление сопротивлений на
самом сложном участке, вполне обеспечит подачу воздуха на
более простом участке с меньшим сопротивлением. Производи-
тельность вентилятора выбирается с учетом того, чтобы обеспе-
чить суммарную подачу воздуха для всей системы. Это правило
справедливо также и при расчете сопротивлений на пути дви-
жения дымовых газов, идущих по параллельным участками при
рассредоточенном Отборе продуктов горения из печи одним ды-
мососом.
Необходимо учитывать, что при работе дымососа пли дымо-
вой трубы дымоходы находятся под разрежением, которое тем
больше, чем ближе они расположены к дымососу или дымовой
трубе. Поэтому любые неплотности в кладке, регулировочных
шиберах, песочных затворах туннельных печей и т. п. будут об-
уславливать подсосы окружающего воздуха к движущимся га-
зам, Это повлечет за собой увеличение объема дымовых газов
и скорости их движения, а следовательно, увеличение сопротив-
лений. Особенно большие подсосы воздуха могут быть в туннель-
ных печах. Общий коэффициент расхода воздуха в этих печах
перед дымососом достигает аосш —5 и более.
Дополнительные сопротивления на пути движения газон, воз-
никающие вследствие увеличения их объема, можно определить
расчетом. Допустим, что аэродинамический расчет печи был вы-
полнен на количество газов Vp лР/ч, а действительное количество
28J
газов, проходящих по тому же пути, равно УялР/«- В этом случае
I/
скорость возрастет в т) раз, т, е.т; =——, а сопротивления возра-
2
CTVT В Т| рзз, т- е-
^ = 712ар«/^2‘ И27)
Коэффициент г| называют коэффициентом форсирования, по-
казывающим, во сколько раз увеличивается расход газон по
сравнению со средними величинами, которые принимались при
расчете. Формула (427) позволяет с достаточной точностью най-
ти общее сопротивление системы при любых значениях расхода
газов, не производя повторных сложных аэродинамических рас-
четов.
При проектировании печей или сушил рекомендуется прини-
мать следующие скорости газов и воздуха оо. м}сек-.
для воздухопроводов........ 8—12
для надземных дымовых кана-
лов ..........,........... 1,5--3,0
для дымовых боровов (подзем-
ных) .................... 1—2,5
для газопроводов холодного
газа................ 10—!2
для газопроводов горячего
газа ..................... 2—3
Падение температуры газов при движении по каналам и ды-
моходам можно принимать в зависимости от температуры по
табл. 35.
Таблица 35
Значение падения температуры газов (град'.м) при движении по каналам
и дымоходам
Н ^именование Температура газов, гряд
300 400 500 too 700
Кирпичные подземные . . , 1.5 2 2,5 3 3^5
Изолированные надземные . Металлические неизолироваи- 1,5 2,5 3 3,5 4,5
ные . . . . 4.5 5,5 7 10
В целях упрощения и наглядности расчет сопротивлений вы-
полняется в виде таблицы, в которую вписываются все необхо-
димые величины, входящие в расчетную формулу (табл. 36).
В этой таблице произведение величин, вписанных в колонка 5,
6, 8 и 11, дает значение потерь давления (н/х2) для каждого
вида сопротивления. В таблице учитываются потери давления на
трение и местные сопротивления. Геометрические напоры рассчн-
283
тываются отдельно. Сопротивления теплообменников, циклонов,
фильтров и т. п. вписываются в таблицу цо данным характери-
стик этих устройств или по самостоятельному расчету.
§ 3. Частные формулы для расчета
сопротивлений
При расчетах потерь давления на трепце на участках, в ко-
торых протекают процессы теплообмена, пользуются формулой
142]
--' ~ Рг. (’ +."'П[--------------“V (428)
)
где Гст и Гга]—средине для рассчитываемого участка абсолют-
ные температуры стенки и газа, СК.
При расчете сопротивлений запыленных газов коэффициенты
сопротивлений определяются но следующим формулам:
• <429)
-(! 4-0,811). (430 i
где ц — концентрация пыли в газе, ка/кг.
Аэродинамический расчет при движении запыленного газа
выполняется обычно так же, как нсза пиленного, с учетом того,
что плотность газа
Ро^рОгп.т + б кг,:м\
где G-- запыленность газа, ке/zr3.
284
Вследствие оседания пыли на отдельных участках трубопро-
водов следует при подборе вентилятора дополнительно учпты-
вать запас давления примерно в 20%-
Сопротивление садки изделий на вагонетках туннельных пе-
чей рассчитывается по формуле [6]
Лс = 9,81йг»йД (1(433)
где а ~ коэффициент аэродинамического сопротивления; для
прямых каналов
0.00)27
а~ >
d — приведенный диаметр каналов садки, м.
Значения коэффициента о для садок изделий на вагонетки
составляют 0,024 0,05 (для косой садки й —0,08). Разрывы
между садками увеличивают коэффициент сопротивления на
0,015---0,025,
Сопротивление садки можно определить также по формуле
“V“ him1, (432)
«ь
где tc коэффициент сопротивления садки; сс (0,40,5) L.
Сопротивление слоя сыпучих или кусковых материалов опре-
деляется по формуле |2]
г,д] щм-, (433)
tfjuo 2
где Хсл — коэффициент сопротивления, алвисящий от вида мате-
риала и числа Ре (рнс. 69);
Н — высота слоя материала, лг,
dWB— средний размер куска, М',
ро — плотность газов, да/л3;
и,) — скорость газов (при 0°), отнесенная к полному сече-
нию оболочки, Ai/сед;
/ -- средняя температура газов, проходящих через слой.
Коэффициент аэродинамического сопротивления слоя нз лю-
бых кусков неправильной формы может быть определен но фор-
муле [J0]
где ср — пористость слоя, равная
© ~2ддж—(См 3“).
285
Рта.к — средняя плотность зерна (масса, деленная на его
средний объем), кг/м3-,
Ро — насыпная плотность слоя, кг/м3.
Критерий Рейнольдса определяется по формуле:
Rec.i = —0,15 • Vt<1™K ; (l 4- 3/ ) м/сек;
— T • „ „ „ ’l- ~
tfs ................... tln
где Gi, G2, G,t — масса отдельных фракций материала в общей
массе, кг;
Рис. 69. Коэффициент
сопротивлении куско-
вых материалов в за-
висимости от Re:
/ — агломерат (куски раз-
мером от ]2 до 82 лгл! I;
? — излестцяк (куски И —
ICO 2 — кокс (хускр
Н“ЗОО 4 — игдомо
par «э вращающейся а-
♦Hi (rjK3TW[[jfP Н--52 лея;
dh d2, dn~-средине диаметры зерен соответствующих фрак-
ций, л;
vt — кинематическая вязкость газов, м2/сек;
ДХ( —поправка на лзотермнчность газового потока л слое
д) — 2 /внД~~ .
‘ этз + fCt,
Сопротивление слоя сыпучих или кусконых материалов можно
подсчитать по формуле ВТИ [2], [6]
A=^,-y-Po(J+?O«V,
(435)
где оо —скорость газа, отнесенная к полному сечеццю шахты,
м/сек;
^сл — коэффициент сопротивления слоя; для шаров при ла-
минарном движении Re<7
- t!
С'1 Re
(436)
286
Таблица 37
Пористость слоя для различных сыпучих материалов (10j
Диаметр зерна, лх Пористость слон
Гранулированное цементное сырье 3-10 0.42-0,48
Цементный клинкер 3-50 0,46—0,51
Гравий 40-45 0,38-0,39
Агломерат , 10-30 0,48—0,49
Руда 0,8-1,1 0,58-0,59
Гчпсовая крошка 1.2—3,1 0,34-0,39
Металлические шары 1,8-4,9 0,38-0,50
при турбулентном движении и в области 1?е>7
г - 1800 I 46 /4371
Данная формула справедлива при значениях коэффициента
пористости / = 0,4
/ = —Д- = р>’~2" , (438)
^С,1 ?к
где 14 — объем пустот в слое, л/3;
Тел — объем всего слоя, я2;
p.L, — плотность материала, кг/л3;
Pi, — насыпная плотность материала, кг/.и\
Обычно /—0,4—0,6.
Коэффициент сопротивления слоя можно подсчитать также
по другим формулам, например:
где vi — коэффициент кинематической вязкости газа, м?/сек\
d --приведенный диаметр куска
*сл=а--^. (440)
где а н п — коэффициенты, которые находятся в зависимости
от среднего размера кусков материала.
Для кусков неправильной формы значения а и п даны в табл. 38.
Сопротивленце слоя топлива в газогенераторах определяется
в зависимости от типа решетки и интенсивности газификации и
287
Таблицу 38
Значение коэффициентов а и п для материала неправильной формы
Среаиий лизчетр чускол. лс*
К о эффиии е |i г ы ] 2 1 10 15 20
а гг 70,5 0,65 40,2 0,63 22,2 ^0^56 13,7 0,49 5.5 0,36 2,5 0,24 1 г 1 < t 0,15
составляет примерно: для каменных углей, антрацита, кокса при
интенсивности 150 кг/м2~ч— 800 ч- 1500 н/м2, при 250 кд/,и2-ч—
3000 н/м'2. Сопротивление слоя топлива и плоских колосниковых
решеток составляет для несортированного антрацита 1000 н/м2,
сортированного 800 н/м2, для каменных и бурых углей 500 н/м2.
Сопротивление слоя топлива на колосниковой решетке можно
определить по формуле ВТИ
h [--'j н/м1, (441)
где В — средний расход топлива, ка/ч;
R —площадь колосниковой решетки, м2\
т - коэффициент; для бурых углей т = 0,001 0,0015, для
каменных несиекающихся <« = 0,0003 — 0,0005, для круп-
нокускового антрацита пг =0,001 -4-0,002, для антрацито-
вого штыба г« —0,01 —0,015.
При изменении температуры в слое кусковых материалов в
случае их нагрева или охлаждения коэффициент сопротивления
определяют по формуле [42]
2
(442)
273
2
Сопротивление циклона может быть рассчитано по скорости
во входном патрубке пли но условной скорости, рассчитанной
цо площади сечения циклопа,
где 14—расход газа, нмЪ'сек;
Он — диаметр циклона [10]
(443)
2«8
где Vt — расход газа, м3/ч;
Ut — скорость газа в выхлопном патрубке, равная 18—
22 м/сек.
Сопротивление циклона рассчитывается по формуле
'Д
\-',;^-оо(1-1-р0н>< (444)
Для циклона НИИОгаз Сц = Ю5.
Сопротивление группы циклопов примерно на 10% больше,
чем одного циклона.
. При расчете сопротивления циклона по скорости во входном
патрубке пользуются формулой [10]
Ац = ',1-“-рД’ +“)«>”, <44'5)
где — коэффициент аэродинамического сопротивления цик-
лона:
,1,и циклонов СИОТ.......... , 4,2
л мот........... 2,з
НИИОгаз.........2J-4,8
„ , стандартных .... 7,и
р- весовая концентрация пыли в газовое потоке при входе
в циклон, кг/кг.
Аэродинамическое сопротивление барабанных и многобара-
банных холодильников вращающихся целей составляет примерно
20—80 нДЛ
Аэродинамическое сопротивление кипящего слоя [10] находит-
ся по формуле
/ы.с4 = 9,81гукзж//(.л (1 —9) н/.нг, (446)
где с—коэффициент, учитывающий циркуляцию слоя; для
ламинарного режима С —1,0, для турбулентного
с — 0,95;
Рцаж— кажущаяся плотность материала, кг/лг3;
— толщина слоя, м,
ф пористость при неподвижном состоянии,
Потери напора в трубах-сушилах при подъеме частиц мате-
риала на высоту Н (высоту трубы) можно определить по следу-
ющей формуле [42]:
йпО,1 —9,81/У1*ср^р н';М~. (447)
Потери давления на разгон частиц материала в трубе-сушиле
составляет:
с2
/фаз йсррср H;mj. (448)
19. Заказа К-6719. 2&’
Средняя концентрация материала в трубе-сушиле опре-
деляется по формуле [42]
где G'[ — масса сырой пыли, поступающей в трубу-сушило, кг/ч;
G,a-( — масса сушильного агента при входе в трубу-сушило,
/сг/ч;
Лп — количество подсосанного воздуха в трубу-сушило,
кг/ч;
п — количество испаряемой в-сушиле влаги, кг/ч.
Сопротивление регенеративных насадок можно определить по
формуле
})и = V Ро U + кО *№> (450)
где I — длина пути газов, я;
lh — коэффициент сопротивления; для насадки прямыми ка-
н ал а м и
, 1.1*1
’К — " !
Г rf
со смещенными -каналами (шахматная)
г _ 1,57 .
'И ~ , г_ I
V d
d — приведенный диаметр ячейки, я.
Аэродинамическое сопротивление насадки можно рассчитать
также по формуле
Л к == га ~ Р J1 + «.-"лг, (451)
н
где п — число рядов кирпича,
b — высота кирпича, я;
Н --высота насадки, м.
§ 4. Пример расчета аэродинамических
сопротивлений
Изложенная выше методика расчета применима для всех си-
стем подачи газа, воздуха или отбора продуктов горения при-
менительно к печам или сушилам, а также к любой вентиляци-
онной системе.
290
Рис. 70, Схема от вида продуктов горения
из печи (к примеру расчета)
Рассмотрим пример расчета сопротивлении на пути движе-
ния дымовых газов из рабочего пространства пени по системе
дымоходов к дымососу. Схема на рис. 70 составлена примени-
тельно к туннельной печи. Температура дымовых газов при вы-
ходе из печи Кх = 230°, коэффициент избытка воздуха при входе
в отборные каналы а—3,5, перед дымососом а = 4 и /'к =200“
Расход топлива природного газа на печь составляет 700
Lo'~9,57 лР/лР, ДК = 12,5—i 1,48 — 1,02 л3/лР (см. гл. 11).
1. Находим секундное
количество продуктов го-
рения
, В К
1/ -______ 1. --
',Ы'1 3600
700-12,5 о до з
------— = 2,43 лг сек.
3600
Количество уходящих
из печи дымовых газов
при а =3,5 с учетом про-
дуктов дегазации в коли-
честве 240 м3/ч составляет:
t . ..™ (^7.3,5 ^^ 240 _
' 1ГЛ) '
а поступает в дымосос при ц=--4
700(9.57-4+! .02) + 240 77 ,,
V-'-”-----------S56----------- м‘,сек.
Сечения каналов принимают по чертежу печи пли определяют
при проектировании печц, исходя из рекомендованных скоростей
движения газов. Расчет выполняют в виде табл. 39. Сопротивле-
ния подсчитывают по общей формуле
Лиог — 2й (1 Н-1*0 «Д»',
2.?
к I
где , = х — — величина сопротивления па трение;
—— см. приложение 42;
(1 + £/) — см. приложение 4 1.
Коэффициенты сопротивления выбираются по приложению
45. Все необходимые для расчета данные вписываются в pac-
ts. 201
О
<*5
Я
Расчет аэродинамических сопротивлений ня пути двиуйения дымовых газов
т. К.'Х3 о 13.45 О С 4 О тГ 1.5,75 —
Об 'ЯС
С*?1 GO Ч-
28 1О с-^ CXI 0,78 6К‘О ОС ст. о о 0.32 LS' 1 О О 1,06
-] тс 1 i 1 СМ см 1 Ж 1 22,7
- 1 I о 1 1 | SCO 1
о о о
| 3.93 1.84 СО со (j/'l б'Д М.79 1-^ 1,73 GS' 1 1.46
( SOO О 230 ' 1 ОСЕ 215 SIE «о См СЮЕ 160 й
(7? ГО г? СО Г? С7 с*? ст: Г? С7> ОС
CJO [ ct a [ 1.17 2.04 1 St-О’11 1 to о iQ V О □0 б! см й SE1'15 | El'CE См
Л t г? S г-„ со tO tr- ю СО со
— см -г тг о о го
О Z-. CN см ъо о ’ГГ 3 3 СО СО
J с* О о о О — — —
ч’л S гХ кгг й Й со 9/' 4? 1’^ .70 О
3 ЧТ — см с£3 о" Г”
л 6
Наименование1 сопротивлений Сопроти плен не садки . Вход, в отборнее капали Два поворота на 90° в канале Сопротивление регулировочного Uli i6c □ г о о О ’ <g О ’ =3 о 5 1 со • т О г-[ О о <2 о С Два поворота на 90° и дымососу . . . Трение в обтек дымоходе Сопротивление fivnnpoTnoi'! aac.'ioi>xn . . Трение в лымоиой груби Выход газов в атмосферу Всего
292
четную табл. 39. Количество газов, проходящих по рабочему про-
странству печи, находим как среднее от V '[1чи 1Ль111
Vo~ 2,-43 J- 6,7G -_4 595 j;j cei(_
2
Свободное сечение для прохода газов в садке зависит от типа
ее и составляет примерно 50% от общего сечения туннеля. Тогда
свободное сечение будет равно: ш =0,5 3 - 2 = 3 л2. Далее по изве-
стным Ко и <о находим среднюю скорость движения газов и
вписываем ее в табл, 39. Для продуктов горения в данном рас-
чете принимаем р0= 1,3 кг/.н3. Температуру газов вписываем в
табл. 39 в соответствии с действительными температурами по
данным режима работы печи, ориентируясь на данные практики.
Если температура газов в зоне обжига печи равна 1370 —
1450°, а на выходе из печн в дымоходы /ух- 230°, то среднюю
, 1370 + 230 опГ1о
температуру можно принять равной ------ - =atKJ .
Коэффициент сопротивления садки находим по формуле
(432)
%. = 0,4-Е =0,4-70 = 28,
где L — общая длина зоны подогрева и половина зоны обжига,
70 м.
Значения и у в данном случае не нужны. Потери давле-
ния Лпот (н/м2) определяем перемножением величин (в соответ-
ствии с расчетной формулой), вписанных в (табл. 39)
ЙПО1 = 1,17 1,3-3,93 - 28 = 167,3
Далее по схеме рис. 70 определяем следующие сопротивле-
ния и так последовательно — до выхода дымовых газов в атмо-
сферу. Общая площадь сечения дымоотводящнх каналов (диа-
метром 550 мм) равна 0,24-6=1,44 м2. Отношение сечений при
повороте из печи в каналы составляет:
Д. = J-бИ. = 0 48.
3
Коэффициент сопротивления как для поворота с нишей уве-
личиваем на 0,5
%=2,25 %0,5 — 2,75.
Сопротивление дымоотводящих каналов считаем по наиболее
удаленному от дымососа каналу. Коэффициент сопротивления
при повороте на 90° для колена круглого сечения £ = 0,39. Для
двух поворотов £з=-0,39 2 - 0,78. Считаем, что в дымоотводящем
293
канале регулировочный шибер открыт на 80%, Lj —0,39. Трение и
трубопроводе сборного дымохода считаем .до слияния потоков
левого и правого сборных дымоходов. Трубопроводы после каж-
дого слияния имеют увеличенный диаметр. Слияние плавное, по-
этому сопротивление в прямом направлении нс учитываем. Сече
ние сборного дымохода на каждой стороне печи в копие слияния
потоков равно 0,5 -и2 (диаметр 800 jmi). Среднюю скорость газов
на этом участке определяем по среднему количеству газов н
среднему диаметру
,, >.125-1-3,38 ,)0. ,,
l'q)=------------ = 2,2а щ’/сек;
. 500 800 _ „_0 ..
rfcp =---2-----~-0/о мм (ш<р=0,3о8.и-),
тогда -о =-^~~=6.3 м;сек.
р 0,358
Общая длина трубопровода на рассматриваемом участке —
15 м, отношение —- = 22,2.
d
Дальнейшее заполнение таблицы и расчет не требует пояс-
нений, Таблица позволяет выявить участки чрезмерно больших
сопротивлений, которые при проектировании печей или сушил
могут быть устранены путем увеличения сечения канала.
Общее аэродинамическое сопротивление на пути движения
дымовых газов до выхода в атмосферу определяется суммой
всех сопротивлений. При подборе дымососа следует учитывать
запас давления примерно до 40% к общей сумме сопротивлений.
§ 5. Расчет дымовых труб. Подбор
вентиляторов и дымососов
Расчет дымовой трубы. Продукты горения удаляются из ра-
бочего пространства печей в атмосферу через систему каналов,
боровов и дымовую трубу благодаря создавшемуся в них раз-
режению под действием вентилятора, эжекторного устройства
(дымососа) или только за счет геометрического напора в трубе.
Удаление продуктов горения из печи без применения дымососов
может быть только при относительно высоких температурах про-
дуктов горения и достаточно большой высоте трубы.
В соответствии с. требованиями пожарной охраны минималь-
ная высота дымовой трубы принимается не менее 16 м. Она
должна быть выше конька самого высокого здания в радиусе
100 м на 5 м.
294
По санитарным нормам проектирования промышленных пред-
приятий общая высота трубы принимается более 30 м при рас-
ходе топлива в установке до 5 т/ч и более 100 м при расходе
топлива 100—200 т/ч. По технологическому расчету высота ды-
мовой трубы должна быть такой, чтобы геометрический напор се
был равен Лг = Лр4-Лтр + Лм н/м2, а создаваемое разрежение
йр=Лг-й1р-А„ н'мг, (452)
где Л.гр — потери напора на трение в самой трубе, которое опре-
деляется по формуле (423);
Л|Ч — местные сопротивления при выходе ( азов нз трубы в
атмосферу, которые определяются по формуле (426).
Расчетная величина создаваемого трубой разрежения ftp с
учетом запаса напора в пределах 20—40% принимается ранной
йр=(1,21,4)йпот «,6и!, (453)
где Аиот — сумма аэродинамических сопротивлений дымоходов
на пути движения продуктов горения от рабочего про-
странства печи до трубы, включая поворот газов из
дымового борова в трубу.
Высота дымовой трубы Н (л!) определяется решением сле-
дующего уравнения:
2 _ 2
АР~/А? (?Г- уГ)-Х-Я-—Ра(1+^р)-;^Рс(1 4- ₽/¥) н/м\
(454)
где ,,по.ч _ плотность окружающего воздуха при данной темпе-
ратуре, кг/м3;
—плотность продуктов горения при средней температу-
ре в трубе, кг/м3;
к — коэффициент трения газов о стенки в трубе: для кир-
пичных труб Х = 0,035—0,05 и для металлических
/.-0,025—0.03:
Dcs> — средний диаметр трубы; кирпичные трубы из сообра-
жений устойчивости делают суживающимися кверху,
при этом диаметр основания принимается равным
Ооси — 1,5 Dy, где Dy — диаметр устья трубы
e’ci стД пи у —средние скорости газов, рассчитанные по объему
газов при нормальных условиях ц по диаметру
и Dy,
trj> и ty - температуры газов, средняя но трубе п на выходе
из устья трубы, град,
£ — коэффициент местного сопротивления при выходе
газов из трубы и атмосферу; t,= 1,06--1,15 (при
малых скоростях выхода газов принимается !,15).
Рис. 71. Разрежение, создаваемое дымовой
трубой в зависимости от высоты трубы и
средней температуры газов при температуре
окружающем среды, рапной 0°
Для определения Dy задаются скоростью гОу в пределах от
4 до 5 м.!сек. При колебании расхода топлива скорость в устье
трубы не должна превосходить пределы 2—6 лг/сек. При скорости
меньше 2 лдсек возможны нарушения тяги трубы от воздействия
ветра; большие скорости создают чрезмерные сопротивления в
трубе.
Обычно диаметр устья трубьг определяется по уравнению
лО* t/
__V (л ДЫМ
1 ц,)у
296
Диаметр кирпичной трубы обычно принимается не менее 800 лыг.
Температура газов у основания трубы рассчитывается по тем-
пературе отходящих из печи газов и по падению температуры
при движении газов по каналам и боровам. Температура газов в
устьи трубы определяется по температуре у основания трубы н
по падению температур по высоте, которое принимается в преде-
лах !,0 — 1,5 град!м в кирпичной трубе и 2,0 т- 3,0 градам в ме-
таллических иефутсрованных трубах.
При расчете /у необходимо предварительно задаться высотой
трубы, которую приближенно можно принять по графику
(рис. 71) Если дымовая труба предназначена для обслужива-
ния двух иечей, то ее высота рассчитывается по наибольшему
сопротивлению /тП(1Т, как для одной печи, но диаметр устья и се-
чение общего дымового борова рассчитываются по суммарному
количеству продуктов горения для двух печен, При подключении
к основанию трубы двух боровов, идущих с разных сторон, сле-
дует у ее основания устанавливать разделяющие перегородки
высотой 2—4 чтобы устранить взаимное влияние встречных
газовых потоков друг на друга.
Пример
Рассчитать дымовую трубу для удаления продуктов горения при следую-
щих данных: количество дымовых газов равно Ио = 4500 м3/'<; температура
газов у основания трубы О,с„ = 350°; температура окружающего воздуха
/иоэ^2Ь°; расчетная величина сопротивления с учетом запаса разрежения
Лр=200«/л2.
Выбираем кирпичную трубу, для этого по графику (рис, 71) принимаем
приближенную высоту дымовой трубы //'=30 лн
Температурх газов в устьи трубы определим из условий падения темпе-
ратуры по высоте Д/ = 1,5 г рад,’ft
/у -ЗОЛ/=360- 30-1,5 = 305л
Средняя температура газов в трубе будет равна:
350 + 305
'сн = —;—-32/’.
Определим среднюю плотность газа
для продуктов горения ро = 1,3 ка/лб.
к окружающего воздуха, принимая
1,3
— 0,594 кг.’.м3;
1.29
* 22.
4' 273
= 1,2 кг'.ч3,
247
Находим диаметр устья трубы, принимая скорость уп-4 л/сек.
Oy.
3600-0,785ц1у
г,
4500
принимаем Dy -0,8 м, тогда с,
- 0,73 .и,
36000.735-4
4500
„ „ -— 2,5 м/сек.
3600-0,785-0,8
Диаметр основания трубы Duiu = 1,5D, 1,5 • 0.8 = 1.2 л. средний .тндметр
„ 0,8 4- 1.2
°сг =------ 1.0 .И.
Средняя скорость газов в трубе равна;
4500
y'lc^3^nr^ = ,-595^w>
Определим коэффициент трения X по графику ptic. 67; критерий Рейнольд-
са при У( =0,0000495 мг!сек. (см. приложение |2) составляет:
11595 I
Re -
0,0000495
= 32300- 3.23-ЮН
степень шероховатости стенок
— =з 0 006,
1000
получим /. = 0,035,
Коэффициент сопротивления С=1,06.
По уравнению (454) определяем неизвестною величину Н
И 1.595- /
200 - //<),8) (1,2 —0,594)- 0,035 —-—^—-1,3 /1
2 5- / 305 \
- 1.06—1,3 I д- ---------
2 I 273 Г
327
273
209,12
откуда /г = -------=; 36
5,8135
Полученное значение Н отличается от /Г =30 ,и па 20%, поэтому слел'тт
сделать пересчет.
Новое значение температуры /у = 350—1,5 36 = 296°, При этой температуре-
350 + 296
'ср-- 2-' -323 .
1.3
------= 0,597 кг д/-1.
323
Г 273
Вторичное решение по уравнению (454) дает //=36,1 -ч. Высоту грубы
можно оставить равной 36 ль
208
Подбор центробежных вентиляторов. Центробежные вентиля-
торы находят широкое применение в печах и сушилах для пода-
чи холодного воздуха в зоны охлаждения печей, в горелки, топ-
ки, для подачи горячего воздуха в сушила, для создания цирку-
ляции печных газов в зонах подогрева или охлаждения, а также
в качестве дымососов прямого действия.
Вентиляторы изготовляются с правым и левым вращением
колеса. Правым считается вращение по часовой стрелке, если
смотреть со стороны, противоположной всасыванию.
Рис. 7'3. Положения кожуха центробежных вентиля-
торов:
а — -раныь, б
Направление выходного отверстия центробежных вентилято-
ров общего назначения выполняется в соответствии с рис. 72.
При выборе вентиляторов необходимо, чтобы они работали в
режиме максимальною к. и. д. Для этого следует воспользо-
ваться специальными номограммами, составленными для геомет-
рически подобных вентиляторов различных размеров (номер вен-
тилятора обычно указывает размер диаметра рабочего колеса
в d-и).
Вращение колеса вентилятора осуществляется от электро-
двигателя, соединенного с помощью эластичной муфты или че-
рез шкив с клиноременной передачей.
В зависимости от создаваемого максимального давления цент-
робежные вентиляторы разделяются на серии: низкого давле-
ния— до 1000 н/м2, среднего — до 2400 - 3000 н/м2 и высокого —
до 8000—15 000 н/мг.
Номограммы характеристик вентиляторов низкого давления
(серии ВРН), среднего (серии ВРС) н высокого давления (серии
ВВД) конструкции Всесоюзного научно-исследовательского ин-
ститута санитарно-технического оборудования (ВНИИСТО) при-
ведены на рис. 73, 74, 75.
Номограммы устанавливают зависимость между производи-
тельностью V (лР/'О, полным давлением h (н/м1}, включая ста-
299
тичгский и скоростной напоры, а также к. п. л. при определен-
ном числе оборотов рабочего колеса и температуре воздуха 20°
или при плотности воздуха р=1,2 кг/лг3. Номограмма состоит из
двух частей: нижней, выражающей значения производительности
[кормпъ I ЫоЗгчм jffltepcmuu м/сек
Ряс. "3. Номограмма для подбора центробеж-
ных вентиляторов низкого давления серии ВРН
в зависимости от номера вентилятора, и верхней, показывающей
давление, к. п. д. и условные числа оборотов колеса (А), равные
произведению nd, где d~ диаметр рабочего колеса, дм. Число
оборотов вентилятора в минуту при заданных величинах V (щ3/ч)
к h (н/м2) будет равно:
и — —— об мин. (455)
Порядок выбора номера вентилятора и его к, в. д. следую-
щий. Для заданной производительности V (зР/ч) проводят го-
ризонтальную линию, которая будет пересекать линии разных
номеров вентиляторов в нижней части номограммы; далее из
300
точек пересечения от каждого номера по вертикали проводят
линии до пересечения с горизонтальной линией заданного дав-
ления h (н/-ч2) в верхней части номограммы; полученные точки
в верхней части номограммы показывают к. п. д, и условное
Рис. 74, Номограмма для подбора центробеж-
ных вентиляторов среднего давления ccpilii
ВРС
число А. Рекомендуется выбирать вентилятор, значения к. и. д.
которого не ниже чем 0,9 от максимального.
Мощность на валу электродвигателя вентилятора можно рас-
считать по следующей формуле:
N — - V,ttl war
Зб00-1000тЛ
где V( — производительность вентилятора при данной темпера-
туре, Л13/ч;
/о — полное давление, создаваемое вентилятором при дан
ной температуре газа, н/м?;
(456)
301
г]в — к. л. д. вентилятора;
1!п — к. п. д. передачи, который в за в । к к м ост и от вида пе-
редачи имеет следующие значения:
К. п. л. передачи для всигилюоров, соединен-
ных с двигателем:
при номешн эластичной муфгы...............0,48
, „ клипорсмеиион передачи .... 0,95
, . и лоскоременной . . . . . (i,9ti
Рис. 75. Номограмма для подбора
центробежных вентиляторов высокого
давления серин ВВД
Установочная мощность электродвигателя с учетом запаса
принимается не менее
Ny^—fiN^ кет.
(457)
где k- коэффициент запаса мощности электродвигателя на пу-
сковой момент, который принимается в зависимости от
302
мощности на вану jV,b (кет) в следующих пределах:
мощность на налу до 0,5 . .1.5
, . .. , (1,5—1.0. . . ,1.3
1,0—2,0 - • .1,2
. 2,0-5,« . - .1,15
, „ _ свыше 5 .... I. I
Характеристика дутьевых вентиляторов и дымососов с одно-
сторонним всасыванием приводится в приложении 46, дымососов
с двусторонним всасыванием — в приложении 47.
Пример
Требуется подобрать вентилятор производительностью У = 30000 м3/ч,
создаваемое давление й^бОО н/м\ подается холодный воздух плотностью
р = 1,2 ка/.ч3.
По правой шкале нижней части номограммы (см. рис. 73) проводим гори-
зонталь, которая пересечет пунктирные липин вентиляторов Хе 10. |2. 14 ц 16
(шкала справа соответствует этим номерам, обозначенным иунктирнь|ми ли-
ниями).
Из перечисленных вентиляторов следует выбрать центилягор .V» 13. для
которого пересечение .thhtiii давления 600 «/хс я верхней частя номограммы
с вертикалью ласт рг. — 0,653. а для остальных к. п. д. ниже.
Условное число 4 -7450
7450
Число оборотов it д — =620 об/мин.
Мотность на валу электродвигателя при ip^O.98 равна;
30 000-600
'У1И 3600-1 000-0,653 0,98 ' ’84 К<П'
Установочная мощность двигателя при значении коэффициента запаса
мощности 1.1 равна:
Л’уст - I, ] -7,84 _ 8,63 каг.
Электродвигатели выбирают преимущественно короткозамкнутые, асин-
хронные. Наиболее экономично соединение вентилятора с двигателем при пи-
моти муфт, что требует соответствия числа оборотов вентилятора и дви-
гателя.
Изменение числа оборотов вентилятора, а также изменение
диаметра рабочего колеса, плотности газа приводит к нзмене-
ЛИ)О производительности создаваемого давления и мощности вен-
тиляторов по следующим зависимостям:
-Ь I / D,, У, Ц ) ’ (458)
Г| \ 1 ( D2 ?; . V »| / ’ ?1 ’ (459)
0,= ,-V1 PM'- \ «1 / / ZX у ?г \ О, ) ?, ' (460)
.3(13
При этом к.-п. л. вентилятора данной серии остается посто-
янным.
По данным формулам легко рассчитать необходимые пара-
метры работы вентилятора при изменении характеристики сети.
Номограммы для подбора вентиляторов составлены для воз-
духа плотностью 1,2 кг/зР, т. е, при £оад=20°. При подаче
горячего воздуха иди газа с другой плотностью давление его
изменяется пропорционально изменению плотности
(461)
где Лд — действительное давление при данной плотности газов
Ргаз,
й20 давление, создаваемое вентилятором при плотности воз-
духа рВоз= J .2 кг!м\
Следовательно, при подаче горячего воздуха или газа не-
обходимо производительность вентилятора брать при действи-
тельной температуре газа, а создаваемое давление пересчиты-
вать по формуле
h! -hf -bi н'м-. (462)
Pi
Величина /Р служит далее для подбора вентилятора с по-
мощью номограмм (см. рис. 73, 74, 75).
Пример
Вентилятор, выбранный в предыдущем примере по давлению Й--600 н!м2
н производительности V=30 000 лР/ч, включаем в сеть подзчн горячего воз-
духа с температурой Go;i=200°. Определить, какое давление он будет созла-
изть при той же производительности Vi ₽ 30 000
Определим плотность горячего воздуха
1-293 „ „
?‘ = ~~^r = 0'74Gw •
1 + 273
Находим по формуле (461) действительное давление, развиваемое венти-
лятором,
0.746
Лд - 60(1--— = 374 н;'м-\
1,2
Для того чтобы вентилятор создавал давление 600 н/лр ррч tuо; =?<№. вы-
берем его по следующему расчетному давлению
1,2 12
h„ = Л, ----- 600—063 и л!=.
1 J ?t 0,746
При этом число оборотов того же вентилятора № 12 будет больше
8900
н - —~~ — 740 об/мин и к. п. д. т^-О.бЗэ.
Потребная мощность остается примерно той же, что н предыдущем примере.
304
При подборе двух вентиляторов для одной сети необходимо
различать их параллельную и последовательную работу.
При параллельной работе двух или более вентиляторов,
имеющих одинаковые характеристики, их производительности
складываются. Если потребный для сети расход воздуха превы-
шает производительность одного вентилятора, то устанавливают
параллельно два вентилятора. При этом следует учитывать ха-
рактеристику сети. Производительность двух работающих вен-
тиляторов определяется точк
стики вентиляторов -с кривой
характеристики сети. На рис.
76 точка С) определяет про-
изводительность и давление
одиночного вентилятора
(кривая /), точка а2 опреде-
ляет производительность и
давление двух совместно ра-
ботающих вентиляторов
(кривая 2) в той же сети
(кривая 3). При этом произ-
водительность каждого вен-
тилятора равна половине
суммарной 0,5( И + V2). Дав-
ление в сети от двух венти-
ляторов будет соответство-
вать величине h2 (н/м2).
Рис. 76. Характеристики параллель-
ной работы двух вентиляторов
Для того чтобы оба вентилятора работали в режиме макси-
мального к. п. д., необходимо иметь их одинаковые характери-
стики и выбирать по номограмме, исходя из производительности,
равной половине от общей, и давления, равного сопротивлению
сети.
На рис. 76 пунктирная кривая 4 характеристики сети пока-
зывает, что для точки <т2 при неизменном сопротивлении сети
/ii = coost производительность двух вентиляторов удваивается по
сравнению с производительностью одного. Создаваемое давле-
ние одного или двух вентиляторов одинаково.
В том случае, когда требуется увеличить давление в сети,
сохранив производительность, применяют последовательное
включение двух пли более вентиляторов. При выборе вентиля-
торов для последовательной работы необходимо руководство-
ваться кривыми характеристик вентиляторов и сети по рис. 77.
При последовательной работе двух вентиляторов давление,
создаваемое каждым, равно половине суммарного, т. е.
0,5 (/!, + йг) для точки а2.
Производительность каждого вентилятора будет соответство-
вать суммарной производительности. При последовательной ра-
боте на одну сеть каждый из двух вентиляторов работает в ре-
20. Заказ Ng К-6719
30;
жиме повышенной подачи и пониженного давления но сравне-
нию с работой отдельно взятого, одного вентилятора.
Чтобы сохранить за каждым вентилятором режим максималь-
ного к. п. д., необходимо при подборе исходить из одинаковой
Рис. 77. Характеристика по-
следовательной работы двух
вентиляторов
производительности и половины
суммы действующего давления.
Если два вентилятора имеют
разные характеристики, то их со-
вместная работа (параллельная
или последовательная) может
привести к ухудшению показате-
лен одиночно работающего венти-
лятора.
§ 6. Расчет эжектора
Эжекторные установки (отса-
сывающие) и инжекторные (на-
гнетающие) применяются в каче-
стве средств Для создания искус-
ственной тяги непрямого дейст-
вия, а также для подачи горяче-
го воздуха с высокой температу-
рой из зоны охлаждения туннель-
ных печей к горелкам.
Рис. 78. Схема эжектора
Расчет эжектора (рис. 78) производится на основе уравнения
количества движения
Ц-эт^)^, (463)
где. гп[ — масса эжектируюшего газа; кг/сек:
р, — скорость эжектирующего газа, м/сек;
т2 — масса эжектируемого газа; тг-^ 1Л>рг кг/сек;
—скорость эжектируемого газа, м/сек;
ЗИ
и3 — скорость смеси, которая из уравнения (463) будет
равна:
v3 = = v,pp, + м/сек (464)
«I Т- Ш". У>Р1 +
Скорость истечения эжектирующей струи при выходе из соп-
ла определяется по скоростному напору. Если статическое дав-
ление в сопле составляет h!t а статическое давление в горловине
после смешения будет Л3, то полное преобразование давления
эжектирующей среды в скоростной напор будет соответствовать
уравнению
ЦЛ|-Л3) = ~ Pi н/щ2,
где l,— коэффициент, учитывающий потерн напора при выходе
струи из сопла; для цилиндрических н сужающихся со-
пел С^0,72—0,82; для сопла Лаваля £ = 0,9—0,95.
Отсюда скорость эжектирующей среды равна:
—2 ~ м.’сек. (465)
Давление эжектирующей среды, необходимое для работы
эжектора, составляет:
.ri
/1} ' Р1 ~^Лз П'М‘‘ (466)
Статическое давление в горловине определяется по парамет-
рам эжектнруемой среды.
Необходимое разрежение в смесительной камере определяет-
ся из условий подсоса эжектируемон среды и зависит от сопро-
тивлений на пути движения газа от места отбора до горловины
эжектора. Таким образом Л2 = /1иот, Скорость эжектируемого газа
в сечении сопла принимается в пределах 12 м[сек.
Тогда скоростной напор эжектируемого газа будет равен:
р2 — hi - А3 «/лг. (467)
Отсюда находим статическое давление смеси в горловине
эжектора
4 2
й, = /?2--у- р, н1я‘, (468)
В диффузоре скоростной напор частично переходит в стати-
ческий при т]д—0,7- 0,8, поэтому, учитывая необходимое Статн-
2(1»
307
чсское давление для подачи смеси от эжекторной установки до
выходного участка и преодоления сопротивлений на пути движе-
ния от эжектора до выходной точки (Л4), получим основное урав-
нение для расчета эжектора
А.,- «>’ (469)
или /iA - -= —< И|Р1Ц1 + н'м*. (470) А 2(НР| + l/:Pi)(V, ж
Плотность Рз — Н ’ ’’ 1 кг/м*. (471) v\ + Иц
Из уравнения (470) находим объем эжектирующей среды, за-
тем по объему газов и скорости в различных сечениях эжектора
находим площади сечения.
Диаметр копна диффузора принимаем в 2—2,4 раза больше,
чем диаметр горловины,
tf4--=2,4c/3 м. (472)
Длина горловины 12 и расстояние от сопла до начала горло-
вины /, принимаем равными:
= 1,5(<А| — йг)м. (473)
Длина диффузора принимается /3=(7-ъ 10) с/3 или в зависи-
мости от угла раскрытия диффузора рассчитывается по фор-
муле
^ = ^ + 2/3tg у-ц, (474)
где -^-—-4 — 8°.
2
При движении газов снизу вверх необходимо учитывать гео-
метрический напор, который увеличивает общий напор, созда-
ваемый эжектором. Приведенный расчет'эжектора не учитывает
адиабатического расширения газов при истечении эжектирую-
щей среды, поэтому с небольшой погрешностью (1—3%) он мо-
жет быть применен для расчетов, когда давление газа де более
10000 н/лЛ
При высоких давлениях необходимо рассчитывать адиабати-
ческое истечение среды из сопла, при котором = const, или
политропное истечение, при котором ри"л —const, где р — давле-
ние среды; оУд — удельный объем, /г - показатель адиабаты,
равный для двухатомных газов 1,4; п — показатель политропы
(см. формулу 413).
308
Инжекторы туннельных печей можно рассчитать по формуле
Баулина
^ОТ = ЛСК | — «Мг, (475)
\ X х- ]
где ^пит — сопротивления по пути инжектируемого воздуха и
смеси после инжектора до горелок, н/щ2;
й<:к — скоростной напор выходящего из сопла воздуха, и/ж2;
х~ отношение сечения горловины, диффузора инжектора
к сечению выходного отверстия сопла;
Xont — то же, оптимальное, соответствующее наибольшему
к, п, д. инжектора
^опТ-(2-Ц (476)
г)д—к. п. д. диффузора при угле раскрытия диффузора
а= 10°, т) =0,75;
<р—отношение массы инжектируемого воздуха к массе
•инжектирующего или отношение их объемов при 0°;
р. — отношение плотностей инжектируемого воздуха к
инжектирующему.
Пример
Опре делить размеры инжектора для подачи горячего воздуха, отбирае-
мого из зоны охлаждения туннельной печи с температурой (,jO5(i°. Инжек-
тирующая среда — сжатый воздух давлением РИаг, =98 кн/мг (1 иг) с темпе-
ратурой /, '^20°.
Сопротчвленне на пути всасывания горячего воздуха из лечи к инжектору
н на пути подачи смеси к горелкам -78.5 н/зр.
1 Общее количество инжектируемого горячего воздуха принимаем 70%
от необходимого Для горения
- 0,7ЛаВ = 2650 м^ч,
где /.5 -- действительное количество воздуха (находится по расчету горения
топлива), зр/м3;
В — расход газа (найденный ио тепловому балансу печн). -*г3/и.
На сторону печи к горелкам воздуха подается V'p’1325 зР/ч.
'2 Понижение температуры воздуха при истечении из con.ja находим по
форхп.и?
t-l
Т.: I Р. \ *
7, "1/% J ’
где 7)-20 + 273^293" К;
Р, абсолютное давление; Pt = 196 кн/м’;
/’? - барометрическое давление; 7% =-98 кн/мг (Р, — /’2 = РцЛ,-,);
M-i
/ 98 X 114 '
Л 29.^ -—) ~ 24O1К; -33\
309
Учитывая конденсацию водяных паров, находящихся в атмосферном воз-
духе, понижение температуры принимаем до 0°.
Для политропного процесса
И— I
находим показатель политропы и
п— 1
Определяем критическое отношение давления за соплом к давлению перед
соплом, при котором достигается максимальная скорость истечения
0,615.
р
Для принятых условий расчета отношение
тнческого. Тогда скорость истечения определяем
о
"^“0,5, т. е. оно ниже кри-
во формуле
ГЛ р1"уд
м'гек.
где :>»л — удельный объем
сжатого воздуха
98(1+30
у, = -----------=0,415 лР/кг
}д 1,293-196 ’
/>, = 196 000 н,'м-.
Следовательно,
у
2'--^--196 000-0,415 = 292 м\сек.
Скоростной напор равен;
292т
йск = —-------1,293 = 55 100 Н:лС-.
3. Количество инжектирующего воздуха принимаем примерно !0%от по-
требного для горения, тогда площадь сечения выходного отверстия сопла
составляет:
0,1 1325
3600-292
~ 0,000126 щ-.
Принимаем диаметр сопла d —12 xmi, площадь сечения которого будет
/=0,0001 [3 м*.
Количество инжектирующего воздуха составит:
Уи--- ‘292-0,000113---0,033 aCJce/c, пли И9 ,м-’,ч.
310
Количество инжектируемого воздуха равно:
V\= 1335- 119 — 1206 л’/ч,
'zt 1206
отношение v . —— =, ~—-—. = in т
т V, НО
Отношение плотностей воздуха составляет:
где р; =
?п
I + 3/
1,203
4,85
Ре
Pi
0,267
1,293
= 0,206,
= 0,267 кг/м?-.
4. Оптимальное отношение сечений смесителя к сечению сопла находим
по формуле (476}
/ 10.1 \
л-оп1 — (2 — 0,75) I —— (I + Ю.1) ^695.
\ 21д1 /
5. По формуле (475) находим сечение горловины диффузора смесителя
/ 2 695 \
/8,5 — 55 100|— ——I; л* - 54О6х + 488 000 = О,
,r=—-j_|/ - 488 000 = 780,4.
Сечение цилиндрической части смесителя составляет (—0,000113 780,4
₽ 0,0883 я3;
диаметр цилиндрической части £>з=335 мм;
диаметр конца диффузора Di—2- 335 = 670
длина горловины диффузора /| - 1,5 335=500
Длина диффузора =5 335 —1670 мл.
11 риложение I
Характеристика твердых топлив СССР (по данным ВТИ)
Нанмснспанкк мееторижлсння ? район М »рк.1 и Сирт Пласа иР* % Зола ДС. Ц 1 Состав горючей ыагсы, % (по весу) Г eu.TOt вер- ности QP, п Максимальное содержание, н
об щ Сг Hl' К1' О1
КгР лс
Донецкий бассейн ...... КуnHt'iжий бассейн: л г т АК ЛС <3,0 8.0 4,5 4,0 5,0 <9,6 <6,0 <6,0 6,0 <4,0 3,9 4,3 2,2 1,9 2,0 75,0 80,5 90,0 94,0 93.5 5.5 5,4 4,2 1 .8 < .8 1,5 Со 1.5 < ,о 1.0 <2,0 8,3 2, < 1,3 <.7 43 39 12 4 4 20 265 24 7(43 27 634 30 314 27 1 И 16 i < 9 7 8 30 25 27 15 27
Кемерозскос Л> . Ленинское ПС, сс пс, т д г т ПЖ. ПС Б 9,0 8,0 <0,0 <6,0 16,0 5,5 0,7 0,7 0,5 86,0 90,5 79,0 5.0 4.3 5,5 2.0 2,0 2,4 6.3 2.5 <2.6 26 14 40 21 186 26 629 26 378 <2 И 22 24
Арадичсасксе Карагандинский бассейн . . Подмосковный бассейн .... ilciePCKiiii бассейн: 8,5 7.0 7,5 32,5 11 ,0 '16,0 27,0 35,0 0,7 0,7 1,2 5,9 83.0 89.0 85,0 б/,о •э, 8 4,1 5,1 5,0 2,7 2.0 1 ,4 1 .3 7.8 4.2 7,3 20,8 39 10 28 45 26 755 26 462 22 421 <0 635 11 9 12 37 11 22 32 45
Воркутское ....... Урал: ПЖ 8,0 23,0 1,3 85,0 5,3 2,2 6,2 30 23 740 16 35
Богословское Булацашское . уЧелябИ!1скос Башкирская АССР: Б 1' Б 29,0 11.0 17,0 20,0 24,0 32,0 0,0 1,3 2,1 70.0 80,5 72,0 4.5 5.5 5,2 < .3 < .5 1.7 23,6 И.2 19,0 45 40 43 <3 859 21 396 <5 157 35 1о 24 30 30 40
Бабаевское Грузинская ССР: Б 45,0 23,0 1,2 68,0 6,3 0.6 23,9 63 9 965
Ткварчсльекис . Тквнбулъское Киргизская ССР; ПЖ Г 8,0 11,0 ! 3,0 25,0 1,3 2,1 S4.0 77,5 5.G 5,7 1.6 1.5 7,5 <3.2 35 41 26 797 20 223 15 35
1 лшкумырское К пк-Янга к СС СС 9,0 10,0 13,0 20,0 0,7 2,6 79,0 78,0 5.0 5,0 1.2 1,0 1-1,1 <3,4 37 37 23 992 21 479 15 <5 25 25
П роболжеше^ Aptixa^'CHun !
-Ля?-*^*** — •• • ’ Состав горючей чпесы, (Un несу) Теплот&op- M fi к стильное
Нивиепииамш* >.и’Н □рождении и район Марко П л р г а 3o.v нос i ь OP. содержите. %
WP, “4 S1 oOol сг
OF JIr *-<лж7лг »? 1 л c
Красноярский край: Канский бассейн Б 33,0 16,0 1,0 72,0 5.0 1,3 20,7 48 14 361 37 25
Хакасская авт. обл.: Минусинское Д 13,0 12,0 0,7 78,0 5,5 2.2 13,6 42 23 322 20 20
Иркутская область: Черемховское д 12,0 17,0 1.4 78,0 5,7 1,6 13,3 45 22 317 16 28
Бурят-Монгольская АССР: 'Гусичо-Озерское ..... - Б 21,0 20,0 0,9 75,0 5,0 1.0 18,1 43 17 711 25 30
Читинская область: в 25 0 15,0 I ,5 74,0 5,1 1.3 <8. i 43 17 585 30 25
Тзрбагатаиское Б 33 0 11,0 0,8 75,0 5,0 1.3 <7,9 42 16413 40 16
Черновекое Букачачннское Г 8,0 10,0 0.7 82,0 5,5 I, I 10,7 38 26 587 i’2 1 л
Хабаровской край: Райчцхнискос Буреинскос Б Г 40,0 8,0 12.0 30,0 0.3 0.4 70.5 81,0 4,3 6,0 1,0 I ,5 23,9 11,< 43 4i 12 603 20 726 45 <7
Приморские край: Липовсикос ....... . Ворошиловское Подгороди ейское . Сучанское Д СС т ПЖ 8,0 5,0 4,5 7,0 35.0 45,0 36,0 23,5 0,5 0.4 0,5 0.6 76,0 84,0 87.0 85.5 6,0 5,5 4,8 5,0 1.0 1.0 1.3 1.4 16,5 9,1 6.4 7,5 50 27 <7 29 17711 17 124 20412 23 489 1 I I ~ 35
О Северный Сахалин: Мгачинское - Октябрьское д к т 7.0 4.0 6,0 9.0 12,0 7,0 0.3 0.5 0,5 80,0 88,0 90,0 6,3 5, < 4.5 1.6 2,0 2,0 11,8 4,4 3,0 47 23 18 26 357 29 476 30 733 — —
О. Южный Сахалин г 8,0 10,0 0.4 82,5 6.0 2,0 9,1 40 27 383 — —
Другие виды: 40 0 11,0 0,3 57.8 6,0 2,5 33.4 70,0 <0719 53 —
торф кусковой торф фрезерный .... - кокс (25 *:«} 50.0 4.0 i I .0 11,0 0,3 1,0 57,8 I 96,5 1 6,0 0,4 2,5 1,2 33,4 0,9 70 1 8 500 27 802 55 —
Приложение 2
Состав искусственных газообразных топлив [11]
Состав сухого гааа, % ,ю объему
Глт СО — СИ, II;S СО; Ni о> Qc . НГ A'flx/wr’
Коксовый 7.0 57,0 23,0 2,0 0.5 2,0 7.5 1 1,0 16 748
Генераторный позлун:- нын 33.0 1,0 0.5 — — 0.5 65.0 4 606
Генераторный нароиоз- лушный:
из антрацита, кекси- ка 27,5 13,5 0,5 — 0,2 5,5 52.6 0.2 5 150
hj газовых yrjjci'i . . 26,5 13.5 2.5 0,3 0.1 ’ 5.0 51.9 0.2 5 862
из бурых углей . . . 30,0 13.0 2,0 0.2 0.2 5,0 49.4 0,2 6 071
из торфа кускового 28,0 15,0 3,0 0.5 0.1 8,0 45,2 0.2 6 490
из древесины (щепа) 29,0 14.0 3,0 0,5 — 6,5 46,8 0,2 6 490
Доменный газ из кокса 28.0 2,7 0,3 — — 10,5 58,5 — 3 980
Газ подземной газифи- кации (Горловка) . , , 17.0 16.0 1.5 — — 10,2 55.0 0,3 4 190
Газ, полученный под да иле! (нем, :и бурых уг- лей 1 14,3 40,0 10,0 1,0 33.0 1,5 0.2 10 890
Приложение 3
Состав и свойства некоторых природных газов [II], [19], [42]
Ппэванмс газа Состав сухого мзз, ?• ТеПЛО- ТВО^МОСТЬ Плотность сухого газ а ь «их1 Предел взры- Ыдимости
CHt CjH. с,и, | с,н,„ с,н„ СО; Н,5
низший высший
П риродный газ
Шебелвнекнй (УССР) . . . 93.2 4,4 0,8 0,6 0.3 0,1 0.8 — 35 800 0.800 5 14
Ставропольски й (Сев. Кав- каз) 98,0 0.3 0.1 0,1 0,3 1,2 — 35 380 0,800 5 15
То же . 85.0 4,4 2,4 1,8 1.3 0.1 5,0 — 39 360 — —
Газлннскнн (УиССР) .... 95.6 2.7 0,3 0,3 — о, 1 1.1 1,2 3.3 9.4 — 36 010 0.755 — —
Даша некий (УССР) .... ‘Саратовский (Едшаиская) . . IKo'ih АССР 97.9 94.0 85,9 0.5 1,2 3.1 0.2 0,7 1.0 0,1 0,4 0,4 0,2 0, 1 о, 1 0,2 0,1 35 590 35 720 33 370 0,730 0,765 0.804 6 6 5 15 15 15
Бугурусланский (Поволжье) 81,7 5,0 2.0 1.2 0,6 0.4 8,5 0,6 36 720 0,884 - -
Еерезовский-Игрнмскнй (Се- верный Урал) 91,6 1,6 0.8 0.4 0,2 0.6 4,7 0.1 33 100 0,780 — —
Газ «нопутный» из нефтяных скважин
Азнефть (средние данные) Грознефть (Октябрьский р-п) Дагестаинефть (Изербаш) . . Майнефть (Сажевеш 1й) . . Прпкамнефть .Ишнмбаево (Баш. АССР) . . Бугурусланнефть ..... Эмбанефть ....... 85.0 49,0 75,0 72,4 51,1 44.5 71.7 87,1 2.8 11,0 6,8 4.7 6.0 17.2 7,0 3.2 17,0 6.0 7.3 8.0 16,5 4,0 1,2 1.2 15.0 6.0 6,7 4.0 5.4 3.0 0,3 4,0 0.2 0,(1 0,3 2,5 1.5 0,3 11,0 1.0 2.0 2.0 0.7 0.3 0,8 1,8 3,0 4.0 6.3 30,0 0,4 10,0 6.1 OI 1 1 1 I ! о 1 1 33 550 63 560 43 960 44 300 34 460 53 170 39 900 35 020 0,893 1,408 0.988 1,036 1 107 1.288 0,984 0,820 3 1 1 1 1 1 1 <3 1
Cl
Приложение <
Состав к теплотворность жидких топлив (22}
Наименование топлняа Элементарный соста»+ ft 1 . ; т Ч- кджм*?
сг нг sr Kr+Of др wp
Мазут малоссрп истый марки: 0,6
20 87,2 11,7 0,5 0,1 2,0 40 400
40 87,4 11.2 0,5 0.9 0.2 3,0 39 440
60 87,6 10,7 0,7 1,0 0,2 3,0 39 02О
80 и 100 .... . . Мазут сернистый мар- ки: 87,6 10,5 0.9 1.0 0,3 4,0 38 690
10 . 85.2 И,6 2,5 0,7 0.1 1,0 40 280'
20 8,5.0 11.6 2.9 0,5 0,2 2,0 39 610
40 85,0 '1,4 3.2 0.4 0,3 3.0 38 850
Смолы генераторные 72—90 7-11 0,2-1.7 2-10 1,0 5,0 30 J.50— 37 650
Соляровое масло . . 86,5 12,8 0,4 0,3 — — 42330
Бензин 85,0 14,9 0,05 0,05 — — 43 750-
Характеристика мазутов по маркам
Марки маэуга
Показатели ЭД но 60 so [Q0
Условная вязкость при 80°, град Температура застыва- ния, град ....... Температура вспышки в открытом тигле, град 2,5-5.0 + 5 80 5,0-8,0 + 10 НЮ 8,0-11,0 +15 НО 11,0-13,0 -f-20 ?20 13,0—15,5 + 25 125
Плотность, т/м1: при 0° при 100° ! 0,961 0,90.5 0,992 0.938 1.010 0.962 1.058 1.018 0.962 0,900
Коэффициент теплопро- водности, нт/л-, град'. при 30° при 70° 0,135 0.130
Теплоемкость, кдж/ка х X град при 20 -100° ] 1.88-2.05
i Содержание серы, %: малосерн истый мазут сернистый » высокосеринстый » 1 ^5 — 0 Ок О Сл i
316
Приложение 5
Элементарный состав кексика [22|
TOh.iHGO ш₽ Д' Г орючая массо, % по весу Q Р н.ср 1 хдж/кг
сг нг О' sr
Кокснк;
южный .... 16,0 9.2— 13,5 95,2 — 95,6 0,5- 0,9 0,9- 1,6 0,8 1.2— 2.3 23 590
ВОСТОЧНЫЙ . . 15—19 11,0— 17,0 95,5- 96,6 0,3- 0,5 1,2- 1.6 1.7 0,5 23 070
Коксовая мелочь:
южная + . . . 18,0 12,0- 14,0 95,0 0,4- 1.0 0,9- 1 ,4 1.2 1,3— 2,3 22 480
восточная * . . 15-21 13,5— 23,0 92,0 2.2 1 .6 3.6 0.6 20 680
Приложение 6
Плотность и теплота сгорания отдельных газов
Чистые гаяы Плотногтч р0, Теплотворность
В UC LLIB я ннзшак кдж/кг низшая Он- «гджйх1
Водород Нз 0,0898 142 986 120376 I0760
Окиеь углерода СО 1,250 10 НО 10 110 12 636
Сероводород HzS 1,539 16 400 15 070 23 I50
Мета,! СН< . 0,717 55 690 50 030 35 820
Этилен С2Н, 1,261 49 775 46 543 58 690
Этан CjHs 1,356 51 919 47 522 63 75I
Пропан С3Нв 2,020 50 495 46 329 91 256
Бутан C«Hii! 2,840 49 616 45 848 118 651
Пертан CEHi2 3,218 49 114 45 345 145 833
Гексан СсН,, . 3,840 48 862 45 178 162 112
Кислород О2 1,429 — — —
Азот К; 1,251 — — —
Двуокись углерода СО; 1,977 • - — —
Водяной пар Н;О 0,804 — — —
Сернистый газ SOj 2,852 — —
317
Средние показатели по
Топливо Состав сухого газа, % по объему
со н, СН; Г н. щ п 11,3 COt N: о,
Торф кусковой, = 33% ...... 27,0 14,0 3,0 0.4 —’ 8.0 47,4 0,2
Подмосковный «БР» уголь 27,2 13,3 2,6 0,5 1,2 4,9 48,9 0,2
Богословский <БР» уголь 25,5 14,0 2,1 0,3 0.2 6,0 51,6 0,2
Челябинский «БР» уголь 28,0 14,0 2.0 0,2 0,2 5,0 50.4 0.2
Буланашский уголь «Г» 26,0 13.0 2.7 0,3 5,0 52,8 0,2
Кольчугинскнй «Д» , уголь 27,0 13,0 2.7 0,3 — 4,0 51..8 0,2
Черногорский «д» уголь 26.0 13,0 2,7 0,3 5.0 52,8 0,2
Донецкий уголь *д». 26.5 13.5 2,3 0.3 0,3 5,0 51,9 0,2
Донецкий антрацит «АС» 27.0 14.0 0,6 0.0 0,2 6,0 52,0 0,2
Кокснк . . .. , 28,5 13,0 0,7 0,0 5,0 52.6 0,3
318
Приложение 7
газификации твердых топлив
Тсилптяорпость. Выход сухого газа. Температура газа на выходе из газогс* «оратора. г/шд Содержание в газе (на «ухой газ] Дутье Весовое напряжение шахты газогенера- тора*
* <& смолы, г/к-к* 1 1Ш.1Н, г/н л* температура паровоздуш- ного дутья, гряд ’ расход пара. Икг расход пол- духа,
6280 1,7 200 300 40,0 10,0 55 130 0,9 1450 - 500
6134 1.1 250 210 36.2 — 51 167 1,5 200-230
55-18— 5862 2,0 250 240 4,0 22.0 46-50 150-250 1.2 200-250
6113- 6385 2,1 250 -300 200 22,5 15,9 46-65 250—350 1,4 470-540
5862 2.8 550 100 25.0 — 50 300 2.8 150
6280 3,3 500 80 15,0 6,0 50 250 2,1 150—200
6260 3,0 550 100 12.0 5,0 55 300 2,0 150-200
5862 3.0 550 — 11,0 14.0 45-55 400-550 2,2 240-280
5150 4,0 600 —- — 10,0 55—58 400-420 2,6 180-250
5234 3.2 600 80 16,0 55-58 340—360 2,3. 160 - 250
3|9
Приложение 8
Энтальпия газов, i- cj t
r co, so? H.O H;S Mj Oj CO 1
100 170,0 181,3 150,7 153,2 129,8 131,9 130,2
200 357,6 277.7 304,4 312,3 260,0 267,1 26! ,3
300 558.9 586,6 46'2,7 478,6 391,9 407,0 395,2
400 772,1 807,2 626,4 653,2 526.7 551,0 53! .7
500 994,4 1034,2 795,1 835,3 664,1 699,2 671,6
600 1224,7 1268,7 968,9 1025,0 804,3 850,0 814,4
700 1462,1 1506,5 1148,9 1222,2 947,5 1004,0 960,5
800 1704,9 1745,1 1334,4 1426,9 1093,6 1159,8 1109,1
900 1952,4 1993,4 1526,2 1635,4 1241,9 1318,1 1259,9
IOOO 2203,6 2235,9 1722,9 18,50.6 1391,7 1477,6 1412,7
1100 2458,6 2487,1 1925,2 2072,6 1543,7 1638,4 1567,2
1200 2716,5 273,3,3 21,32,4 2291,1 1697,4 1800,8 1723,4
1300 2975,9 ... 234,3,9 — 1852.7 |963,7 1880,8
1400 3239,1 — 2559,1 — 2008.9 2128.2 2039,5
1500 3503,3 — 2779,3 — 2|66,3 2294,5 2199,0
1600 3769,1 — 3002,1 — 2324,6 2460,7 2359,4
1700 4036,7 — 3229,4 — 2484,1 2628.6 2520.6
1800 4,305,1 — 3458,5 — 2643,7 2797,7 2682,2
1900 4574,3 — 3690.4 — 2804.4 2967,3 2844,6
2000 4844,4 3925,7 -- 2965,2 3138,6 3007,9
2100 5115,7 — 4163,5 — 3127.7 3309.4 3171,6
2200 5387,0 — 4402,2 - 3289,3 3482.7 3335,4
2300 5658,7 - 464.3,8 — 3452,6 3656,5 3499,5
2400 5930,9 — 4887,9 — 3615,5 3831,5 3664,9
2500 6203,0 5132,4 — 3778.8 4007,0 3830,3
KdMj.n1 (при iOi кн/М')
Hj CH. CJI. C,H, C.Hl0 C.M,,
129,0 164.1 206,4 249.5 350,9 470,6 583,7
259.6 351,7 456,4 554,8 793,0 1051,4 1303,0
389,8 566.1 748,6 91.3,2 1310,9 1731,7 2140,8
520.9 806,4 1074,4 1323,5 1903,8 2506.8 3096,3
652,7 1070,2 1431,9 1776,5 2546,9 3344.6 4128,4
784,6 1356.6 1815,5 2266,8 3259,2 4269,1 5269,8
918,6 1663,9 2219,1 2790,6 4006,5 5239,6 6462.2
1053,4 1995,5 2646,6 3345,0 4790,8 6246,6 7700,3
1190.4 2342,2 3088.3 3925,7 5608,5 7,30,3,0 8992.8
1328,9 2699,4 3547,2 4529,5 6461.4 8404,1 10344,8
1469.6 3065,3 4021.2 5152,5 7345,7 9546,8 11747,5
1612.0 3435,8 4503,5 5790,6 8258,0 10726,3 13196,2
1756,4 * ’ — -- — —
1902,6 -- — — —- — -
2051,2 — — — — —
2200,7 — — — — —
2351,8 — — — —
2505,1 — — — — —
2659,6 — — — — —
2815.3 — — — — —
2971,9 — — — — —
31,30,2 — — — — -- —
3289.7 — — — — —
344(1,7 — — — — —
3612.5 — — — .— —
?1. Зака:* Afe K-6719.
321
Приложение 9
Средние теплоемкости газов при разных
СО, SO, | H.S н.о Hi
0 1,5998 1,7334 1,5073 1.4943 1,2766
100 1,7003 1,8130 1,5324 1,5052 1.2908
200 1,7874 1,8883 1,5617 1.5224 1,2971
300 1,8628 1,9553 I,5952 1,5425 1,2992
400 1,9298 2,0181 1,6329 1,5655 I,3022
500 2,9888 2,0684 1,6706 1,5898 1,3051
600 2,0412 2,1144 1,7083 1,6149 1,3080
700 2,0885 2,1521 1,7460 1,6413 I,3122
800 2,1312 2,1814 1.7837 1 ,6681 1,3168
900 2,1693 2,2149 1,8172 1,6957 1,3227
1000 2,2036 2,2359 1,8507 1,7230 1,3289
1100 2,2350 2,2610 1,8842 1,7502 1,3361
1200 2,2639 2,2777 1,9093 1 ,7770 1,3432
1300 2,2899 — — 1,8029 1,3511
1400 2,3137 — 1,8280 1,3591
1500 2,3355 — — 1,8527 1,3675
1600 2,3556 — — 1,8762 1,3754
1700 2,3745 — — 1.8996 1,3834
1800 2,3910 — 1,9214 1,3918
1900 2,4075 — — I,9424 1,3907
2000 2,4222 — — I,9629 1,4077
2100 2.4360 — — 1,9825 1,4152
2200 2,4486 — — 2,0010 1,4227
2300 2,4603 — 2,0190 1,4303
2400 2,4712 — — 2,0366 1,4374
2500 2,4812 — — 2,0529 1,4449
температурах cj, кдж/м^град
СО N. 0= си* CJ 1 j Сухой 1 GOXTYk
1,2992 1,2946 1.3059 1,5500 1 1,8268 1,2971
1,3017 I,2959 1,3176 1,6421 2,0621 1,3005
1,3072 1.2996 1.3352 1,7590 2,2828 1,3076
1,3168 1.3068 1,3562 1,88G2 2,4955 1,3177
1,3289 1,3164 1,3775 2,0156 2,6860 1,3294
1 ,.3128 1,3277 1.3980 2.1404 2,8635 1,3428
1,3374 1,3402 1,4168 2,2610 3,025'J 1.3570
1,3721 1,3537 1,4345 2,3770 3,1700 1,3712
1,3863 1,3670 1,4500 2,4942 3.3082 1,3846
1,3997 1,3796 1,4646 2,6026 3,4317 1,3976
1,4127 1,3918 1,4776 2,6994 3,5472 1,4098
1,4948 1,4035 1,4893 2,7865 3,6657 1,4219
1,4361 1,4144 1,5006 2,8631 3,7528 1,4328
1.4456 1,4253 1,5107 — — 1,4437
1,4567 1,4349 1,5203 — — 1 ,4537
1,4659 1,4441 1.5295 — — 1,4629
1,4747 1,4529 1,5379 — — 1,4717
1,4826 1,4613 1,5463 — 1,4797
1,4901 1,4688 1,5542 — — 1,4872
1,4973 1,4759 1,5618 — — 1,4948
1.5040 1,4826 i.5693 — — 1,5015
1.5Ю2 1,4893 J,5760 — — 1,5082
1,5161 1,4952 1,583! — — 1,5140
1.5216 1.5010 1,5898 — — 1,5203
1,5271) 1,5065 I ,,5965 — 1,5257
I,5320 | 1,5115 i 1,6028 - 1,5-312
* 323
322
Приложение 19
Энтальпия воздуха, горючих газов и продуктов горения, кдж!м*
(при 101 кн!ле‘)
От 0° «о 1" С Воздух сухой Воздух влажный. d Lil г/к? сух. SOJ. п Л L. Z я С и с rt с ч й Q ={ Г операторный газ нз торфа Генераторный газ на антрацита Продукту горе- ния при а 1 1.2
гекерэ- торного гада природ него газа
100 129,8 130,2 141.5 134,8 134,8 133,1 138,2 136,5-
200 261,3 262,1 291,0 272,6 273,4 268,0 280,1 275,5
300 394,8 397,3 448,8 412,8 415,3 405,3 425,8 417,4
400 531,3 535.9 6)5,1 557,3 560,6 545,6 574,5 564,0-
500 671,2 671,8 788,8 705,1 709,7 689,6 729.4 713,5
600 814,4 816.5 979,8 858,3 865.0 837,8 887,2 866,3
700 959,2 963,0 1157,7 1009,1 1015,3 983,9 1043,8 1025,0
800 1106,6 1110,0 1354,I Н’0,7 1180,3 1140,1 1213.8 1185,3
900 1258,2 1262,4 1554.2 1333,1 1347,8 1296.7 1382.5 1341,5
1000 1407,7 1416,5 1757,7 1493,5 1509,8 1455,0 1554.2 !51(i,9-
1100 1562,2 1568,0 — — 1678,1 1614,1 1725,5 1684,4
1200 1718,3 1728,4 — — 1848,6 1777,8 1903,0 1855,3
1300 1875,8 1882.5 — — — — 2079,7 2029,4
1400 2031,9 2041,2 — -- — 2259.7 2200,7
1500 2)89,8 2200,3 -- — — 2439,3 2380,3.
1600 2342,2 2363,6 — — — 2621,5 2560,8
1700 2512,2 2523,1 — — — — 2799,0 2736,2
1800 2675,1 2689,7 — — — 2986.2 2916,7
1900 2833,8 2849,2 — — — 3170,0 ,3096,7
2000 3000,0 3010,9 1 — — — 3356,7 3285,5
324
Приложение !!
Коэффициент теплоотдачи конвекций при свободном движении воздуха
в большом объеме
Ламинарный режим ак = {Д/)0,'гг/“°,йг5 вт^м^град.
Локонообразиыи режим зк — .«U I/ — вт^-грао.
Вихревой режим ак = Л3)^Д/ вт!мй-град.
Значения Д,, Д;, Д3 для воздуха 141]
КОЭфф н- цисн гы Средняя температура, град
0 50 100 200 300 S00 1ПО0
А, 0 29 0,31 0.33 0,36 0 38 0,43 0,37
А: 1.38 1.37 1.36 1.34 1.31 1.30 1,22
Л’з 1,72 1 ,63 1,60 ! .41 1.31 1,20 0,90
I — линейный размер тела, м (для
_ . ^ИОЗ + ^СТ
Средняя температура 1СР—---------:
вертикальных стенок / — высота стенки, для горизонтальных, слегка наклон-
них и вертикальных труб, а также шаров / — диаметр).
Приближенные формулы [6], [41]
»kk3,3F iZ »т!м--град для плиты, обратен ной вверх;
зк — 2,6 К^де » — для нертикалыюй стены;
а„- - 1 ,6 > ДЛЯ плиты, обращенной впцз;
й,0.гз ак - 1.1 rf0,3 -- ДЛЯ горизонтальной трубы;
Д?.23 ^-0,72 лз . — ДЛЯ вертикальной трубы;
где d — диаметр трубы, м;
ле = etT _ /ВОэ или ” /воз ^СТ'
Приложение 12
Коэффициент теплоотдачи конвекцией при турбулентном движении воздуха
в трубах и каналах
ак = 0,018— Кей,8о ет!м2’^рад1
d
.325
где A — коэффициент теплопроводности газов, вт!^- град-,
d — диаметр трубы (приведенный диаметр канала), ж;
-ad
Rc =—— — критерии Рейнольдса;
в — скорость движения газов, al/сек,
v — коэффициент кинематической вязкости, ж’/сек;
<f — поправочный множитель, зависящий от отношения дивны трубы
к диаметру ц критерия Re.
Физические контакты воздуха и дымовых газов [41]
Тем iicpaiypa, град Коэффициент кинематической ВЯЛОСТИ j[p|| 101 /CrtjLtt’, * 10* Коэффициент теплопроводности м -град
eo.ityx ды*юв|1С сазы воздух дымовые гаэы
0 13,3 12 2 0,0248 0,0228
100 23,2 21 ,5 0,0319 0,0313
200 34.0 32,8 0,0383 0,0401
300 48,3 45,8 0.0455 0,0484
400 63,1 60 4 0.0505 0,0570
500 79 2 76.3 0,0563 0,0656
600 96.8 93.6 0,0619 0,0742
700 115,1 112,| 0,0672 0,0827
800 134,7 131 ,8 0,0723 0.0915
900 155,2 152,5 0,0772 0,|001
1ооо 176 7 174,3 0,0820 0.1090
1100 199,2 197.J 0,0864 0.1175
1200 222,7 221 0 0,0908 0.1262
1400 273,0 272,0 0,0998 0,1442
Значение поправочного коэффициента <р в зависимости от— и Re
d
Значение коцрэвочпог 0 коэффициента
Re Отношение-^
I 2 а |0 15 20 30 40 50 и выше
1 -10‘ 1,65 1 50 J .34 1 ,23 1,15 1, |7 1,13 1,07 1.03 1,00
24()| 1,51 1,40 1 ,27 1,13 1.10 1,05 1,02 1.00
5- H1* 1 .34 1,27 i.is 1.13 1.Ю 1.08 I.O4 1,02 1,00
1-Ю. 1,28 1.22 1,15 1.10 1,08 1,06 1,03 1,02 1,00
1|№ 326 1,14 1,11 1.08 1.05 1,04 I 0,3 1,02 1,01 1,00
Приложение !3
Отдельные формулы для определения коэффициента
теплоотдачи конвекцией
1. Продольное обтекание плоской стенки (плиты) газом [41]
Nu = О.О32Де°-я,
i7
где Re =—определяется при температуре газа,
( — длина плиты (степь!) цо направленно движения потока, -ч;
тк(
Ни = •
t
В
зУ вт/лН-град,
2. Движение воздуха и дымовых газов в кирпичных каналах размерами
40X40 до 90 x 90 мм [11]
ок = 0,86 —?г
' О'0'
где с о — скорость газов при 0°, м/сек;
Т —- абсолютная температура газа, °К;
d — приведенный диаметр, м.
3. Движение газов в рабочем пространство пламенных печей (формула
Н. Н. Доброхотова) [1|]
ак = |0i\, ат/.ч"-град,
4. Движенце тазов (воздуха)
(формула К. А. Но.хратяна) [Н]
ак = 0,'5
вдоль садки кирпича в обжиговых ночах
“л тз" вт. лП - град.
где d — эквивалентный диаметр карала, .и.
5. Вертикальная регенеративная насадка с прямыми каналами Jjl]
«к = 8,8
„0,5
^0,33
вт/л-, град.
6. Регенеративная насадка с каналами вразбежку (шахматная)
0
’» = 9.65 зз
бт/м-^град.
7. В печах для обжига изделий Пр>1 небольших значениях Re коэффициент
теплоотдачи конвекцией приближенно можно рассчитать по формуле Юргеса
ак — 5.6 т eri-ii'-град,
гае о — скорость газов при 20°.
При больших значениях Re следует пользоваться формулой Бема [421
.jO.ByO.'iS
ак = 0,865 — вт/м'-град.
Для садкн изделий на этажерках значения коэффициента теплоотдачи кон-
векцией в области высоких температур зоны подогрева рапцы <!,»=
=35 вт/.v.' град н при низких температурах в начале зоны подогрева aff=
— 5,2 вт/м1 • град [42].
Приложение 14
Коэффициенты теплопроводности огнеупорных я теплоизоляционных
материалов (11], [42]
Изделия Допустимая рабочая температура, г/wd вт'..и-град
Шамотные . , . >1900 1350—1500 1,04 + 0,00015 t
» 1900 1350-1500 0,70 + 0,00064 t
1300 1300 0,61+0,00018 t
» 1200 1300 0,35 +0.00035 t
1000 1250 0,28 + 0,00023 t
» ...... 800 1200 0,21 +0,00043 t
Динасовые 1900 1650—1700 1,07 +0,00093 t
у> 1900 1650—1700 0,81+0,00076 t
> , 1100 1500 0,58+0,00043 t
Полукислый кирпич .... 1800 1250-1400 0,85 +0,00040 t
Глиняный KlipnilB 1800 700 0,47+0,00051 t
Высоком Г! НОЗЬ'.М ЦСТЫС . . . 2500 1900 2,1 -0,00062 I
» . . 2200 1600 1,52-0,00018 f
» , , , 1330 1450 0,66 +0,00008 t
Корундовые 2600-2900 1600-1700 2,1 +0,00215 t
Силлиманитовые 2200—2600 1650 1,66 -0,00018 t
Муллитовые , 2200—2900 1750 2,96-0,00110 t
Магнезитовые 2600—2700 1650-1750 6,2 —0,00270 t
» ...... 2600—2700 1650-1750 4,6 -0,00120 t
Мзгнезитохромцтоиые . , . 2700-2900 1750 4,0 -0,00082 l
Хромомагнезиговые .... 2900 1750 2,0 -0,00035 t
Хромомагнезит (термостой- кий) ... . 3000 1750 2,8 -0,00098 t
» » 3300 1750 3,5 -0,00058 t
Форстеритовые 3000 1800 3,3 -0,00110 t
111’Р:1клазои|ПпнелЫ|ые .... 3000 1750 2,5 — 0,00058 t
Карборундовые ..... 2000-2500 1400—1500 5,2 —0,00130 t
Угольные 1350—1600 2000 23,2 +0,00035 t
Диатомитовые 1100 900 0,27 +0,00023 t
750 900 0,17 + 0,00035 t
Диатомовая засыпка .... 500 700 0,10 +0,00028 t
Шамотная засыпка , . ... ЮОО 1000 0,23 + 0,00049 t
Шлаковая вата 300 700 0,065 + 0,00035 t
32В
Приложение /5
Коэффициент теплопроводности материй’
,ior:
/ — шлаковая вдга, р = 0д9, 2—дидтомцт,
р — 0,5S; J — шамот, р *0,8, — дцаточнт. F =
i,i; 3 — шамот. ₽*=j,2; 6 — глиняный кирпич;
7 — анкас, р=-Т,|; 8 — таяот, Р У— ан-
нас, о «н,9; /0 —высоко гл и позем «стый. ;♦ = 2,2;
// — хромомагнезит, р -2.9; /2 — высоком шш*
земистын, =2,5; S3 — хуплщ
Приложение !б
Теплоемкость печестроительных материалов |42]
Изделия С, л’длг.'кг - :рад Применя отся при темпердтуре
Шамотные 0,837 4 0.000264 t До 1350 -1500
ВысокогЛ|(иоземисть|С . . . . 0,837-i 0,000264 t До 1600-J900
Кооундовые (алундовые) . , . 0,795-г0.000419 f При 1 <800
» » ... 0,4194 0,00088 f При t >800
Срллнмапитовые 0,67 + 0,000167 t Ло 165(1—1750
Муллитовые . 0,67 +0.000126 t , 1650-1750
Глиняный кирпич 0.837+0,00(1264 t . 500-700
По лук целы С, кирпич ...... 0,88 -0,000'23 / „ 1250— J 450
324
Продолжение прилож. !б
Иллслин С, Koxixi-ipai) Применяется при температуре
Динасовые 0,795 + 0,000335 t До 1650—1700
Магнезитовые ....... . 0,942+0,00025 t , Ш50-1750
Хромохагнеантовые 0,754+0,00015 t „ 1750
I |ерик.:1азошппнелы|Ые . 0,775+0,0003 t „ 1750
Форстеритовые ....... 0,89 +0,000419 t , 1800
Циркониевые . 0,5 +0,000167 t , 1800—2000
Цирконовые 0,627 + 0,000125 t . 1900
Кварцевые 0,73 +0.000377 t При t <800
» л ... . 0,9 +0,000167 t t >800
Карборундовые 0,96 + 0,000146 t До 1400—1500
Угольные (графитовые) .... 0,837-1,256 „ 2000
Диатомит 0,837—0 92 , 900
Шлаковая взта 0,88 „ 700
Приложение //
Средние теплоемкости некоторых материалов, кдмНкг-град
[101, [13]
f, ?/7Д() | CaCOj М gCO, Р<г?СЬ SiO± j CaO MgO ASjH; C+ Клин- кер
100 0,875 0,860 — 0,800 0,787 0,913 1,088 — 0,787
200 0,980 0,955 0,753 0,867 0,795 0,985 1,105 0,830
300 1,020 0,985 0.775 0,921 0,842 1,025 1,120 0,867 0,867
400 1,037 1,005 0,795 0,971 0,855 1,045 1,160 0,892 0,892
500 1,050 1,063 0,82l 1,030 0,862 1,070 1,170 0,905 0,918
600 1,080 — 0,850 1,070 0,867 1,096 — 0,913 0,939
700 1,096 — 0,880 1,083 0,880 1,118 — 0,950 0,955
800 1,105 — 0,896 1.090 0,884 1,133 — 0,968 0,968
900 1,112 1.278 0,91-3 1,100 0,892 1,148 — 0,980 0,980
1000 — 0,925 1,1 Ю 0,896 1,160 — 0,997 0,997
1100 — — 0,950 1,112 0,900 1,170 — 1,010 1,010
1200 — — 0,964 1.117 0,905 1,188 — 1,013 1.013
1300 — — 0,980 1,130 0,910 1,197 — 1,020 1 ,060
1400 — 0,997 1,133 0,913 1,205 — 1,030 1,090
1500 — — — 1,1.38 0,918 1,213 — 1,037 1,120
330
П риложение IS
Средние теплоемкости огнеупорных материалов, л-ух'/яг-град jllj
грйЭ Шамот Димас Мзгнсзи* Хроми М -1 Гис' ЗИТ RfJCOKt'f-JH’JQ' земце j Ne огнеупора
0 0,808 0,700 0,872 0,712 0.784
100 0,837 0 780 0,964 0,750 0,860
200 0,871 0,845 1 045 0,791 0 9,39
300 0,905 0,905 1,1)0 0,8,30 1 000
400 0,935 0,955 1,125 0,867 1 ,(>37
500 0,964 0,997 1,138 0,905 1,073
600 0,997 1,030 1,150 0.946 1,(190
700 1,030 1,060 1,162 0,985 1,110
800 1,060 1,080 1,180 1,020 1,130
900 1.090 1,096 1,192 1,062 1.146
1000 1,122 I,li2 1,205 1,100 1,162
1100 1.155 1,120 1,220 1,138 1,182
1200 1,182 1,130 1,23,3 1,(80 (,200
1300 1,218 1,133 1,248 1,218 1,220
1400 1,248 1,138 1,265 1,255 1,240
1500 1 141 1,278 1 292 1,255
1600 1,148 1,292 1,33,5 1 278
1700 — — 1,306 1 372 1,292
П риложение 19
3 0,2 01 0,6 03'iff 1,2 1,6 1.6 ЛП- 20 2,2 7/ 26 2.S 0,0 J2 Ji 06 0.3
Значения функции с
331
Приложение 2(7
Показатели работы камерных печей [42]
Тип печи к назначение Объем камеры. Плотность езтки. K2JM3 Лрн- лОЛЖИ* толь- кость цикла, сут. Съем за ми* CtCJ»» кг.'Л’1
Прямоугольные и круглой формы для обжига санфаянса 70—150 40—150 3—4 300-1500
Печц с выдвижным нодим для об- жига фаянсовых ванн 10-15 1-2 4-5 6—15
Прямоугольные для обжига плиток для полов 50—60 (шт,/пгч|.) 20—ЗОиг- 4—5 (шт./печь) 120—230
Прямоугольные для обжига кисло тпукормых изделий 120—200 450--600 5- 12 1100 -3600
Прямоугольные для обжща iiacS’ дачных колец ,*.**.,.*. . 100-150 350-400 3-4 2600—4000
Прямоугольные для обжига капа.’ги- да и и он । |Ы х труб диаметром; 250—300 ,чк 100-200 230--270 4-5 1400—1600
300 -600 мм .......... 100-200 210-230 6—7 1000-1200
Круглые для обжнга хозфарфора: 2-й обжиг 30—150 25 — 120 3-4 200-1200
Круглые для обжига хоафалнеа: 1-й обжиг . - — . 40-280 120-160 3-4
2-й обжиг 30—200 40-120 3 400—1800
Круглые и прямоугольные для об- жига спсцксрамики ....... . 3-5 10—50 1—2 150—1500
Печи с выдвижным подом для об- жига крупных изоляторов (электро- фарфора) 8—15 2 -4 4-6 10-30
Прямоугольные для обжига: шамотцых изделий . 50—120 (н|т.;печг.) 650—1000 6-9 (шт./нечь) 2100 - 5000
динасовых изделий 50-200 800-1100 15-22 1100-2200
абразивов 50—100 650-750 5-8 2800-4000
Пр и жжение 21
Некоторые практические параметры обжига изделий в туннельных печах [42]
Изделия Продолжи* гельность обжита, ч Плотногте, салки, jiMs Емкость заго- не ГКИ,
Шамотный нормальный кирпич и простой фасон Шамотный сталеразлнпочкый при- пас Сложный фасон (пес 8—15 кг) . . Динасовый нормальный кирпич р фасон весом до 12 кг 29-33 31 33-40 123-136 0,7-0,72 0,4—0,5 0.61-0.63 0,8-0,83 12,3-12,5 8,4-10 10,7-11 14-14,5
.332
Продолжение прилож. 21
Изделия Продолжи* Г С .4 ЬНОС T1J обжиг.1. ч Плотность С«ЛКИ. Т1М* Емкость ваго- нетки, г/лог
Высокоглинозсмнстые изделия (45—
02% глинозема) весом до 15 кг . . . 50-80 0.66—0,71 7-7,5
Магнсзито хром истые 78 1 10,4
Перик.тазошпинельные 80-96 1.03-1 10,83-10,52
Глиняный кирпич 30-36 0,8-0,0 10,8
Канализационные требы 46— 50 0,2—0.3 1,1—1.7
Киелотоупоры ........ . 50-60 0,06-0,3 —
Плитки облицовочные:
1-й обжит 40—50 35—70 лП1м* -—
2-й обжиг 21-40 2'2—30 м‘:.ч! 70-90
м'^еаг
Плпткн для полов .30-65 15-25л=,'дР 90-200
л*/ваг
Санфаяцс:
однорядный обжиг 18-30 0,1-0,|3 0,19-0,24
ТМг- TIM-
двухрядный обжиг . 30-36 0, |2—0,18 0,43-0,65
Хозфаянс:
1-н обжиг 28-36 0.15-0,3 —
2-й обжиг 16-22 0,1-0,2
Хозфарфор 25-30 0,06-0,12 —
Электрофарфор 48--65 0.15-0,25 —
Абразивы 45—65 0,65-0.75 —
Примечания: I. Плотность садки Отнесена ко всему объему садки без
умета разрывов.
2. Весовая емкость вагонетки связана с ее размерами. Следует считать
размеры вагонеток: для onieynopoa 3x3,1; для сэнфаянса 2X1.5 и
1,75x1; для канализационных труб 2.15X1,7; для облицовочных плиток
1.85X1,3, для плиток для долов 2X 1.75 м.
Приложение 22
Показатели работы туннельных печей для обжига
шамотных изделий [И]
ГЬл.азтгелн 1 Семя л у к* ' ский занол Завод 1 нм, Орд- жоникидзе Завод им. X ГО- ДО П1ц«Ч1 ы Октября Сухого ж* скиф) зивол h? — я <- Q Г ВОрОВИЧ- CKIlfj । комбинат
Длина печи. л 148,5 130 113 148,5 80 60
Ширина вагонетки. .« 2,1 3,04 1,65 2.1 2,2 3,0
Длина вагонетки, м 1,65 3.24 1,95 1,65 2.5 3.0
Количество вагонеток в цени, шт. 90 40 58 90 32 20
Емкость вагонетки, т 4.8 12,4 3.8 5,8 6,1 14,8
Температура обжига, град .... 1450 1400 1350 1400 1400
Продолжительность обжига, ч . . . 51 53 58 55 74 40
Производительность печн, т!сут . . Удельная производительность. кг/лн1, тут Удельная производительность, 202 224 9! 200 73 178
352 307 318 314 288 545
к'а/л5 - ч 20,7 23.7 20,3 26.8 17,3 41 „3
333
Приложение 23
Характеристика туннельных печей ал я обжига
огнеупорных изделий [>1]
Показатели । Шэуотныс Дннзссйыс Хромомаг- ксайтовые ЯысокО- ГЛИЦО-JC' мистые 1 i С» К’ОRес 1(14С тасотныс
Длина печн, л .... . . 66 и 120 165 и 186 156 156 135
Длина сушила, л . . . . 21 к 39 30 27 45 24
Ширина в свету, м-ч ... 3080 3080 3200 3200 3200
Высота в свету, мм . . 1900 и 2100 2100 1100 1100 1150
Температура обжига, град 1400 До 1400 До 1650 1600 До 1400
Производительность, т/сут 165 и 330 135 и 150 165 л 190 120 45
Годовая производитель- ность, т 60 и 120 50 -55 60-70 45 1Й
Удельный расход услов- ного топлива, % 7—8 13 — 14 12 ]4 7,5
Приложение 24
Показатели работы туннельных печей для обжита керамики [21 j
Показатели Обжигаемые иэзеяиж
семи толевые блоки Кэнад ил л tin- ониые трусы | с^нитарно- строительная керамика сани ггр [[о- стрлитодьная керамика
Конструкция псч« . . Росстрой* [I рое кт ЮжгиирО' цемент Г нстро- стройыате- piia.i ы Г |Ш ро * строймате- риал ы
Длина речи, м . . . , 105 109 87,5 66,6
Топливо Природный газ Мазут Генератор' Пий газ Мазут
Температура обжига, 1020
град ......... 1160 1280 1260
Продолжительность об-
жигзг */ 19 46,5 27,2 18
Выход вагонеток в сут-
КИТ |LT - . 65 26 39 48
Емкость вагонетки, т 3 1,68 0,25 0,11
Плотность садки, кг/м3 500 280—320 69,5 79
Годовая производи- 70 2.9
тельность, тыс. т . . . . 14,2 1,68
Удельный расход ус-
лонного топлива, % , . 5 16 89 69
334
П риложение 25
Показатели работы туннельных печей для обжига керамики [21]
Показа г«ли Обжигаемые изделия
СЭНИТЗриО' строители- нал кера- мика санитарно- tipOHTC-lb- 1[2Я керамика обЛИЦО- вочньЦ’ плитки облицо- вочние ПЛНТКи п.тткн АЛЯ ПОЛО9
Конструкция печи . - гики гики ГHTi ро строй' матери- алы Гипрл- строй- матери- алы |Ожгип pnuc- мент
Длина печн, м . , . . (00 87,2 87,5 87,5 113
Топливо Температура обжига, Мазут Г сиера- торный газ Генера- торный газ Генера- торный газ Природ- ной газ
град > . . Продолжительность I300 1270 1250 1140 И 80
обжига, ч Выход вагонеток в слт- 30,2 26,9 51 25,7 72
КП, HIT Емкость еагонетк|п 39 47 20,5 41 19
7 0,38 0,188 — — - -
Л|3 ........ Плотность садки: — — 130 76,2 112
кг/дг’ 60,5 122 •*— — —
мЧм> Г оловаи нроцзаидн- тельпость печи; 36,4 21,5 19,6
ТЫС, т - 4,21 1,82 -- —
тыс. -Ч‘ ...... Удельный расход ус- — - 880 860 717
лонного топлива . . , , 74% 97% 3,2 кг'м- 4 leifM2 4,8 гса/лг2
Приложение 26
Основные показатели работы туннельных
печей для обжига керамики |6|
Изаелся Температура обжига, /рад Продол ' житель- НОСТ|Ф обжиги, ч Плотность садки иэлслий, т>' Месяч- ной съем. т/Ж1 Удельный расход УСЛОВНОГО топлива.
Керамические камни, К31р1!1[Ч , . , 950-1050 20 -30 0,6-0,9 14—20 4—5
Канализационные тру- бы 1100—1200 45—60 0,25-0,32 3-4 [2-16
Плиты для ЦО,МВ . . . lUiO—1200 40-48 0,60—0,75 9-12 16-20
Облицовочные плитки утсльиый обжиг. , . . . 1230 -1280 38 -42 0,4-0,5 7.5 — 50-60
То же, политой пбжцг 1120 -1180 20-22 0,25-0,30 8.0 8 — 10 60-70
335
Приложение 27
21 Заказ .Na К-67]'Л
Показатели работы вращающихся печей огнеупорной промышленности [11]
Обжигаемый материал Длин;' печи. Дна- МСТ|] ПО НО' жуху, jf Проюиоа «и те.чьность. rti/f Удельм мн расход услол- кого тоиг.нэа, Сг ,-и Унос ПЫ-1 И, % Коэффициент использовампя Съем с 1 Л41 внутренней поверхности, ’7 1 Примечание
Обжиг глины . . . 60,0 •3,0 12- 13 14,0 10,0 23,6-25,6
» » 60,0 .3.0; 3,6 13,5-14,0 14,0 25,0 —‘ 24,0-25,0
V » 46,0 2,5 7.0 12,5 12,0 — 22,1
Обжиг доломита Go 3,5 8,4—9.8 38,0-40,0 — 0,86-0,9 13,5-15,8
60 4,0 18,6-19,6 27,0 — 0,825 27,5-29,0 Печь с подготовитель- ной решеткой
Обжиг магнезита 90 3,6 8,1—9,5 52,5 — 0,01—0,83 9,4-11,0 Мокрый способ
3» » 90 •3,6 11,0—11,8 44,0—48,0 — 0,90-0,95 12,8- 13,8 » »
* » 170 4,5 25,0—27,0 46,0-47,5 — 0,89-0,90 11,75 Сухой способ
» 7* 60 4,0 14,0-15,0 29,0-30,0 i — 0,82-0,85 29,0- 30,0 Печь с подготовитесь^ ной решеткой
П риложение 28
Основные показатели вращающихся печей для мокрого способа обжига
клинкера с внутренними теплообменными устройствами [10]
Размеры 1]счи Dca? fDcpf/Jxo.ixi' х Ви,П.Ы ТиПз'ООбмС'ШШХ уетрОЙС!Н Чис-ю опор Отношение ДЛИНЫ к среднему диаметру нор и ус 11 Прсшзво лмтелъ- ность, т<>1 У дельный расход тепла, кл Влажность имама, % Съем клинкера ?Vt л'г/лгМ Съем клинкера рл. Д'г'Л/1’ 7
2,сХ 75 Пенн 4 30 7,08 6280 36,0 24,9 13,7
3.3/3,0/3,3x118 1 » 6 ,37 16,6 6910 36,0 20,0 14,9
3.6/3,0/3,6x125 7 37 18,7 68(10 36,0 19,9 15,4
3,6/3,3/3.6x150 » 9 42 25,0 6700 36,0 20,8 16,5
3.65 X 153 Uttnc ячейковые тепло- , :бмепштки 7 42 29,5 6280 36,0 22,3 18,4
4.0 х 150 Цепи, ячейковые тепло обменные фп.чьтры-подо- греватели 7 38 35,0 6910 36,0 21,7 20, (
4.5/5.0Х 135 Пени, ячейковые тепло- обменник 1-1 7 28 50.0 6280 36,0 23,4 26,2
4,5/4.0/4.5x165 Пени 7 38 50,0 5440 36,3 22,9 23,6
4,5х 170 Licet1, ячейковые тсп.чи- об.мекяые фильтры-подо- г| н аатслн 7 38 50,0 6070 36,0 21,2 22,3
5.0 х 185 Цепи, ячейковые тепло- обменники, филвтры-по- догреиателн 8 37 61,0—72,0 5860- 6910 36,0 20,0-23,5 23,3-27,4
Приложение 29
Показатели работы шахтных печей [10], [II]
Покатагели Обжиг цементного клинкера Обжиг глины Обжиг MUrilUJHT^ н ДЛМОМИТП
Су шее гну ю- [пяе иечн Проектируе- мые печи Чис ов- ире К и комбинат огиеупо- рои Семилукский ОГЯгуиМрИНЙ !*ЗВПА НККНТОВСКИЙ ЛОрЮМИ гопын комбинат Завил ^МатнелиГ
старые ис ч н иоиые и сч к
прямо- утильные пеня круглые ГОЧИ
Высота печи, .ч 10—11 12,25 12,0 11,6 11,5 10,0 11.0 12,0
Диаметр о зоне горения, м , 2,5—2,55 4J 2,6 2,3 2,95 1,55 3,0
Полезный объем, лР .... 50—60 135,0 63,5 37,0 44,0 68.0 27,3 78,2
Производительность, т]ч . 5.0-8,0 25- 30 2.0 1,87 3,42 4,67 2,3 7,0
Удельный расход тепла, кдж/кг — . 5020-5140 4190-4600 22(H) 1780 — 6450 7310
Съем с единицы объема, 100- 135 ! 35-220 31,5 50,5 78,0 68,8 84,0 89,6
Съем с единицы поперечного сечении, т/м* • ч 1,0-1,55 1,9-2,2 - — —
Давление дутья, мм. вод. ст. 1000-1600 3800 100 150 -- ООО 2000
Приложение 30
Основные
показатели работы шахтных печен [6]
— Тип и назначение печен
Показатели псрссыпкля для обжига извести г «лила it д л» обжж а извести с полу глаол ими топками для обжига изогон ллн обжига цементного клинкер^ ио способу чериигп брикета Обжиг перлита ао язяс|исниом состоянии (р ПО кг/.к')
Производительность, т/сут , . . . Вид топлива Отношение высоты игл.чты к средне му диаметру , , До 200 Т дер лос, 8—10% лету- чих .3-3,5 До 200 П рпрпдпын газ 2,3- 3.0 До I0O Т иерл ос. 40-45% летучих 2.5-3 Ди 300 Твердое зап- рессованное в сырье, 3 -4% лету- чих 2,5-3 До 5.8 (до 36 мЛ:сут) Природный газ 10—11
Температура пбжпга, .... 1100—1200 11С0 —1200 1100-1200 1400-1500 КЮО-1200
Аэродинамическое сопротивление, km/h'1 4-7 3-4 3-4 3 -1 5-6
Удельный съем продукта, т/м3 cyi 1,2—1,5 1,1 — 1,3 1,0-1,2 5,0—6,0 4,5
Удельный расход условного таил»- па, % , . . 15-17 13-14 16- 20 14 — 16 22-28
Унос материала, % 0,8—1.2 0,5- 0.7 0,5 0,7 1 — 1,5 6-8
Температура уходящих газов, град 300-400 31)0—400 300 400 200-300 СОО-700
Приложение 31
34Q
График для определения средней ло-
гарифмической разности температур
Приложение 32
Значения
Т \4 _ / 273+ X
100/ ~ I 100 /
Г. град / Г ^4 Г. / } \4 1 100 J 1. град Ш' 1. град (—Г Л с? / Г 1 WO J
0 55,55 370 1709,4 740 10 530 1110 36 583 i486 94 430
10 64,15 380 18)8,2 750 10 953 1120 37 653 1490 96 610
20 73,70 390 1932,2 760 11 387 ИЗО 38 747 1500 98 840
30 84,29 400 2052 770 И 830 1140 39 862 1510 101 ('60
40 95,08 41(1 2176 ' 780 12 295 1150 41005 1520 103 350
50 108,84 420 2306 790 12 768 Ц60 42 170 1530 105 630
60 122,96 430 2443 800 13 256 1170 43 359 1540 108 040
70 138,41 440 2584 810 13 757 U80 44 574 1550 НО 450
80 155.27 45(1 2733 820 14 272 1190 45 810 1560 112 890
00 173,64 460 2887 830 14 802 1200 47 080 1570 115 380
100 193,57 470 3048 840 15 347 1210 48 370 1580 117 900
по 215,2 480 3215 850 15 903 1220 49 690 1590 120 460
120 238,5 490 3389 860 16 479 1230 51 030 1600 123 070
130 263,8 500 3570 87(1 17 069 1240 52 400 1610 125 730
ИО 290,9 510 3759 880 17673 1250 53 800 1620 128 410
150 320.2 520 3951 890 16 294 1260 55230 1630 131 150
160 351,5 530 4158 900 18 933 1270 56 690 1540 133 94(1
170 385,1 540 4369 910 19 585 1280 58 170 1650 136 750
|8() 421,1 550 4588 920 20 256 1290 59 680 1660 139 610
190 459,5 560 4815 930 20 945 1300 61 220 1670 142 520
201) 500,5 570 5040 940 21 650 1310 62 790 1680 145 480
210 544,3 580 5294 950 22 373 1320 64 400 1690 148 480
220 .590,8 590 5547 960 23 112 1330 660,30 1700 151 54()
230 640,2 60(1 5808 970 2.3 872 1340 67 690 1710 154 630
240 692,2 6111 6(179 980 24 649 1350 69 390 1720 157 780
250 748,2 (ЙО 6359 990 25 445 1360 71 120 1730 160 960
200 807,1 630 6649 1000 26262 1370 72 870 1740 164 200
270 8611,4 640 6948 1010 27 097 1380 74660 1750 167 500
280 935,2 650 7258 1020 27 951 1390 76 480 1760 170 830
290 1004,4 669 7577 1030 28 824 1400 78 340 1770 174 210
300 1078,0 670 7908 1040 29 719 1410 80230 1780 177 650
310 1155,3 (>80 8248 1050 30 637 1420 82 160 1790 181 140
320 1236,5 690 8600 1060 31 573 1430 84 НО 1800 184 670
330 1322,1 700 8963 1070 32 533 1440 86 НО
340 1412,0 710 9337 1080 33 512 1450 88 140 — —
350 1506.5 720 9723 1090 34515 1460 90200
360 1605,5 730 10120 1100 35 537 1470 92 300 — —
341
Приложение 33
Характеристика сушильных барабанов, изготовленных в ГДР [44]
Пзрачстры ЗЗВО/1 НМ, Э< ТСДUMai4.il Мэшинсс гриигсльный ,Цементзн^агемЛду *
Диаметр, м 2 6 2,8 3,0 3,2
Длина, ж . . . 18,0 10,5 21,0 30,0
Производительность, т/>г: твердое топливо, снижение влаж- ности с 25 до 8% 11.7 13.5 15,5 24.0
известняк, снижение влажности с 8 до 1 % 36,5 42,6 49,2 77,2
доменный гранулированный шлак, снижение влажности с 30 до 1% 8,8 10,2 11.7 19,2
сланцевый кокс, снижение влаж- ности с 35 до 6% И.8 15,0 18,7 30.0
Требуемая мощность, кет 22 26 30 36
Зес, г .... 73 87 102 227,5
Приложение 34
Экспериментальные данные по пневматической сушке некоторых
материалов [43]
Материал Размер частно. мм Влажность матсрп.ЗАД эбсолю!ная. % Температура газов. г pad Скорость лИцжинця, м/сек
1!3>ПА1,НЗЯ ьоценгДч начЗлиная канечкпя
Подмосковный VrOJIb 0-3 45—55 2—10 500 260-340 12-31
Подмосковный уголь 3-6 45—55 2--40 500 260-340 12-31
Подмосковный уголь 6-10 45—55 2-40 500 260 - 340 12-31
Подмосковный уголь 0 15 40-60 27-43 200—400 100-240 17-20
0-20 47-51 26-34 400-600 150-190 30-44
Антрацитовый штыб 0- 15 8-14 3-5 240-380 150-280 16-25
Фрезерный торф 0-10 100-140 18-57 400-700 100 - 320 19—33
Сульфат магния 0-8 92-97 II 25 610-720 270-350 30-42
Приложение 3&
Параметры сушки песка в кипящем слое [42]
Величина зерен песка, м....................... 0,25—1
Влажность песка. %:
начальная.................................... 8—1'2
конечная................................. 0,1 —0,2
Температура продуктов сгорания. град.
на входе в слон песка...................... 750—850
на выходе из слоя песка.................. 110— 120
Температура высушенного песка, град........ ] 00—105
342
Продолжение прилож. 35
Высота слоя песка на газораспределительной ре-
шетке, мм:
в спокойном состоянии................ . . 180—200
п псевдосжижениом состоянии .... 350—400
Аэродинамическое сопротивление слоя песка,
«/.и’ ........................................ 3000
Живое сечение газораспределительной решет-
ки, % ....................................... 1.3—1,5
Диаметр газораспределительной решетки, мм . 300—1100
Удельная производительность установки, отне-
сенная к [ м‘ площади газораспределительной ре-
шетки, ка/и1г • ч!
по сухому леску........................... 20 000—25 000
по количеству испаренной влаги ...... . 1200—1500
Удельный расход тепла на I кг испаренной вла-
ги. кдж!кг вл................................. 3770—5020
Расход электроэнергии на 100 кг сухого песка.
кет ч....................................... 0,0—0.8
Приложение 36
Параметры ускоренных режимов сушки изделий строительной керамики [42]
Крупные иблкиоаоч- цые блоки Ссмншс-исаые 6.1 о к ц
П ска чатс/t и Заводской Ускорен- Заводской Усксрея-
режим ный режим режим ныл режим
Влажность на сухую массу. %;
начальная 18- -18,5 13-18,5 18-19 18-19
конечная 3—5.5 2,8-3,2 5—6 2-4
Температура газов, град;
нз входе в сушило 48 100-110 70—75 115-120
на пнходс из сушила 24 32—35 21—23 30—32
Относительная влажность сушиль- ного агента на пыходс нз сушила. % 90—92 90—92 88--90 92—95
Средняя скорость галоп в живом сечении туннеля, м]сек 0,55 1.9 1 2
Продолжительность сушин, ч ... 68 17 36 18
313
Приложение 37
Параметры режимов сушки канализационных труб
диаметрам от 150 до 350 мм [42]
i | кЛК J713T C Лн Заводской режим 5 1'коренной режим
Кудинов* скип jaftui, ЩекцмскИ|1 завод
Влажность труб на сухую массу, %:
нанальнаи 15-16 14—15 15—16
копенная 1- 2,5 1.5-3 1-2
Температура газов, град'.
на и холе d сушило 110-120 110—120 90-120
на выходе из сушила 35—55 50—55 39-48
Относительная влажность газов
на выходе из сушила. % 40-65 35-50 45-70
Срок досушки труб, ч 24 18-19 15
Приложение 38
Некоторые данные по удельному расходу тепла на сушку изделий
Нлажностъ, %
к. рок*
Гни сущкн я изделии су ш к
начальная ^печидя «
Туннельные сушила
Сушка керамических плиток па
этажерках печных вагонеток;
облицовочные плитки 3,и ,0 48 7540
ПЛЦТКП ДЛ5[ ЯО.Г]ОН 8,0 ,0 48 6700
Сушка плиток для полов на полой-
пых загонеткпх 8,0 ,0 12—14 5020
Сушка изделий самтехкерамикп:
унитазы 16.0 .0 36 9420
умывальники 16,0 ,0 24 9420
Сушка керамических груб с пред-
вярите.тьиым поднял но ан нем . , . . 1/,0 3,0 is 7120
Сушка глиняного сырца:
дымовыми газами 18—26 8- -12 18—36 5440—6280
калориферным воздухом 18-26 8- -12 18-36 7950—8790
Сешка плит из минеральной ваты
(миогоэонные) . , 70.0 2 ,0 16 4600
Сушка гнпсоных блоков 35,0 6,0 28 4190
Сушка шамотных изделий:
нормальный кирпич 17-18 5 -6 18-20 4600-5020
фасонные изделия ... .... 17-18 Б —6 40—80 5020—6280
Сишка Динасовых изделий:
нормальный кирпич (i—8 1.5 —2,0 4—9 8375-9210
фасонные изделия 6—8 1.5 —2,0 14—18 8375-9210
Сушка хромо магнезитовых нзде-
лай < . . < < 2.5-5,0 0,1 —0,2 12—20 6400-6740
344
Продолжение при лож.
Тип сушин И нЭдСЛЦЯ Влажность, % Срок cj Шкн, Расход тепло, fc-J tl.V
начальная
Конвейерные сушила Сушка керамических труб диамет- ром: до 400 мм . 17,0 3.0 24 7000
более 400 мм 17,0 3,0 36 7000
Сушка облицовочных плиток , . . 8.0 1.0 12 15 0/0
Приложение 33
Парциальное давление водяного лара
во влажном воздухе р1|Ф н'М- (при В —99,4 яя/лг)
f, грай ? %
|Ш 90 80 70 GO 50 40
— lo 10,5,3 148,8 132,2 115.8 99.2 82,7 66,1
-10 259,9 23л, 9 208.0 181,9 155,9 129.9 104,0
— 5 401,3 361,2 321,1 280,9 240 8 200.7 160,5
0 610,8 549.7 488,6 427.6 366,5 305.4 241.3
5 872,7 785,5 698,2 611,0 ;~пз,7 436,4 3-19,!
10 1228,2 1105,4 982.7 859,9 TAI, I 614.3 49! ,5
15 1705,5 1535 1 1364,7 1194,2 1023,6 853,1 682,5
20 2338,7 2105 0 1771,3 1637,6 1403,8 1169,9 936,0
25 3168.4 2851,9 2535.3 2218,7 1902,0 1585,1 1268,3
30 4244,4 3820,6 3396,6 2972,5 2548,3 2123,9 1690,4
33 5225.0 5063,5 4501.8 3939,7 3377,7 2815,2 225Л6
40 7378,8 6642,5 5005,9 5168,9 4431,6 3693.8 2955,8
45 9587.3 8631,0 7673,4 6716,9 5759,0 4800,5 3841 5
50 12338,0 11108.0 9877,3 8645,6 7413,1 6179,7 4945,5
55 15743,I 14174,6 12604,9 11033,8 9461,6 7887.9 6312,9
60 19923,1 17939,6 15954,2 13966,8 11977,4 9986.1 7992.8
65 25013.5 22525.1 20033.8 17539,8 15042,9 12542 9 10040 1
70 ,31167,4 28069.5 24067,0 21860,9 18750,4 15635,9 12517’1
75 38559,0 34729,9 30894,4 27053,8 23206,7 19353,6 15494,9
80 47362,0 42665,2 37958,2 33243.3 28520,3 23788,4 19047,7
85 57830,0 52099.0 46357,4 40604,4 34839,5 29062,3 23273,5
90 70122,0 63184,4 56229,6 49258,6 42271,1 35267,3 28246.9
05 84560,0 76208,3 67832.2 59433 9 51010,5 42566,7 34099,7
09,4 90356,0 89549,7 79718.0 69857,1 59966,7 50045,8 40095,5
100 ',19356,0 89560,2 79729,4 69872,1 59984,5 50065,4 40]14,5
345
Приложение 40
Удельный объем влажного воздуха на 1 кг сух. воз.
(с м^кг при В — 99,4 кн.м-)
С град %
300 00 so 70 CO to | 40 30
- • 15 0,747 0,747 0,747 0,747 0,747 0.746 0 746 0.746
-if) 0,762 0,762 0 762 0,762 0 762 (1 761 o:?6i 0,761
— 5 0,77.$ 0,778 0 777 0,777 0,777 0,776 0,776 0.776
0 0,794 0 794 0,793 0 793 0,792 0,792 (1,791 0,791
5 0.811 o;sto 0,809 0,809 0,808 0,607 0,806 0,806
10 0,828 0,827 0,826 0,825 0 824 0823 0 822 0 821
15 0,847 0 846 0,844 0,843 0.841 0,840 0 838 0,837
21) 0,867 0 865 0,863 0 861 0,859 0,857 0,855 0 853
30 0,915 0,911 0,907 0,903 0 899 0,895 0,891 0.887
10 0,977 0 970 0,96? 0,954 0 947 0 940 (1,9,33 0,925
5<J 1,07 1,05 1,04 1.02 1 01 0,996 0 983 0,970
00 1.20 1,1" 1,15 1 12 1 09 1 07 1,05 1.02
70 1,44 1,38 1,32 1,27 1,22 1.17 1.13 1,09
80 1,95 1.79 1,65 1 53 1.43 I 34 1,26 1 19
90 3,57 2,88 2,42 2 08 1,83 I 63 1.47 1,33
100 10,9 5 45 3 М 2,72 2.17 1,8] I 55
120 — 11,5 5,73 3,82 2,86 2 28 1,90 1 63
но 12,(1 6,0] 4,01 3,00 2,40 > 00 1,71
16'1 12,6 6 30 4,19 3,14 2,51 2 09 1,79
1,80 13,2 6,58 4 38 3 29 2,63 2.19 1,87
200 13,7 6,86 4,57 3,43 2 74 2 28 1,96
Приложение 4f
Бином расширения газов (1+р/) и плотность воздуха о.
Л град 1 -L i'.t t, град 1 + 'u
0 I 1,293 800 3,93 0.328
50 1,18 1.095 850 4,H 0,314
100 i ,37 0,946 900 4 ,30 0,300
150 1,55 0 840 950 4,48 0,288
200 1.73 0,746 1000 4,66 0,276
250 1,92 0,671 1050 4,85 0,266
300 2, Ю 0.615 — —
350 2.28 0,566 —- —- —
400 2.46 0,524 1100 5,03 0,256
450 2.65 0 486 1150 5,21 0,247
500 2.83 0,438 1200 5,40 0,239
550 3.01 0,428 1250 5,58 0,231
600 3 20 0,403 1300 5, (6 0,224
6,50 3.’38 0,382 1350 5.95 0 217
700 3 ,a5 0,363 1400 6,13 0,210
750 3,75 0.344 1450 6 31 0,204
346
Продолжение прилаж. 41
Г, град 1 + i‘i /, град 1 + 'и (5 Itf/Jt*
1500 6,50 0.199 1800 7,59 0,170
1550 6,68 0,11)3 1850 7,78 0,166
1600 6,S6 0,188 1900 7,96 0,162
1650 7,04 0,183 1950 8,14 0,158
1700 7,22 0,178 2000 8,33 0,154
l"50 7.41 0,174 2050 8,51 0,151
Приложение 42
Значения ®3/?
гл Atjcetc t', .W.'tVK I'. Mfrfh' V1 MjCCK 2
0 1 0,005 2,1 2,205 4.1 8.405 6.1 18 605
0,2 0,02 2,2 2,42 4.2 8,82 6,2 19,22
0,3 0,045 2,3 2,645 4,3 9,245 6,3 19,845
0,4 0.08 2,4 2,88 4 4 9,68 6,4 20,48
0,5 0,125 9 5 3.125 4 5 10,125 6,5 21.125
0,6 0,18 2,6 2,38 4,6 10,58 6,6 21,78
0,7 0,245 2,7 3,645 4,7 11,045 6,7 22 445
0.8 0,32 2,8 3,97 4.8 11,52 6,8 23,12
0,9 0,405 2,9 4,205 4,9 12,005 6.9 23,805
1,0 0,5 3.0 4.5 5,0 12,5 7,0 24,5
1,1 0.605 3,1 4,805 5,1 13.005 7.1 25,205
1,2 0,72 3.2 5,12 5,2 13,52 7,2 25.92
1,3 0,845 3.3 5,445 5,3 14,04,5 7,3 26,645
1.4 0,98 3,4 3,78 5.4 14,,58 7,4 27.38
1,5 1,125 3,5 6.125 5,5 15.125 7.5 28 125
1,6 1,28 3,6 6.48 5,6 15,63 7,6 28,88
1 7 1,445 3,7 6.845 5,7 16,245 7,7 29,645
1.8 1,62 3.8 7.22 5,8 16.82 7.8 30,42
’,9 1,805 3.9 7,605 5.9 17,405 7,9 31,205
2,0 2,0 4,0 8,0 6.0 18,0 8.0 32.0
Приложение 43
Коэффициенты кинематической вязкости газов м-10ч м-1сек
Гзз Температура,
0 100 гею зоо 500 600 700
о. 1,34 2,39 3 54 4,90 6,40 8,04 9,80 U .7’2
N, 1,3,3 2 24 3,37 4,64 6,16 7.75 9,22 10,97
K„ 9,37 15,8 23,5 32.6 42,6 53.7 65,5 79,7
Возд ух 1.33 2,32 3.5 4,82 6.48 7.93 9 68 11,49
CO 1.33 2.26 3,3 4,67 6,15 7.77 9.28 11.54
CO; 0,68 1,26 1.97 2,79 3,7'2 4,74 5,84 7
347
Продолжение прилож. 43
Г jj Гечпсрт ура, 2рид
0 100 200 300 100 500 ООО JJ0
! СО 1.02 2,05 3 48 5,27 7,46 10 12,93 |6,2
so.. 0,41 0,77 1.24 1,78 2,41 3 1 3 86 4 68
СИ. 1,44 2.54 3 89 5 42 7,15 8,94 11 13J5
сгне 0,64 1,17 1,84 2,6| 3,48 4,44 5,48 6,59
Q|H, 0 35 0 54 1,00 1 42 1 89 2,4| 2,98 3,58
C,|1j 0 53 0,96 1 48 2,11 2,8 3 57 4,4 5,3
Продолжение пр и лож. 43
Гал УОО Температура. град
900 1000 1100 1200 1300 И 00 1500
О. 13,7| 15,80 18,00 20 ,30 22,7 25 2 27,8 29,8
N’r 12 84 14 80 16,8,5 18,97 21,20 23 5 25,8 28,3
Г1-. 93, | Ю5 8 124,3 138 155 — — —
Возд V X 13 48 15,47 17,68 19,9 22 ,3 24,7 27,3 30
СО 13,58 15,8 18,15 20,6 23 — — _• -
СО, 8 24 9,58 10,92 12,39 13 9 15 45 17,1 |8 8
но 19,7 23,6 27,7 32,3 37,2 42,1 47 52
so. ' 5,57 6,5 7 49 8,53 9,61 -
сщ 15.5 17,87 20,43 23,2 26 1 — — —
с,н6 7,78 9,04 10 4 11.75 13,2 — — —
С3ня 4,27 4,9| 5,63 6 39 7,17 — — —
с,н. 6,24 7,24 8 3 9 9 Ю,57 — — - '
Приложение 44
Коэффициенты динамической вязкости газов fi-IOS H-ceKiM?
i, град Воздух Лиг Кисло- рпд Водяной пар Д nyOhHCI, углерода Водород Окись углерода Mt? тан
0 17 16 16,67 19,32 8 13 13,53 8,33 IA FV7 10 2Q
1(10 21,96 20,49 24,00 12.06 18,24 |0,29 20 69
200 26 08 24 32 29,12 16,18 22 45 12,06 94 16 ОЙ
300 29,71 27,65 33,34 20,20 26’28 13 82 27 85 18 53
400 34,03 31,28 37,07 24,32 29 81 15,39 30 ’ 18 20 7&
500 36,28 34 22 40,60 28,34 32,04 |6,8б Я4Я9 92 6^
600 ,39,12 36 28 43 90 32,46 36,08 18,24 37 26 24 б|
700 4| ,77 38,36 46 93 36,58 38,85 19,90 4040 ?6 47
8и0 44 32 40,95 49,81 40,60 41,48 21 08 43 15 28 24
900 47,58 43,11 52,46 44.52 44,03 21,86 45 80 29'81
1000 49,03 46,11 55,11 48,54 46,28 23,73 48’64 31 ,38
1100 51, |9 47,17 57,66 52 56 48 64 25,49 51 39 30 95
1200 54,54 49,13 60,11 56,56 50,70 27 26 54'13 34 52
1300 57,50 50 99 62,37 —* 52,95
1400 57,66 52,76 64 62 54,91
1500 59,62 55,52 65,51 — 57 07 1 — — —
348
349
о
Прадолжецtie прилож. 45
Ни.\ СиИрОТЦилСШгч |
Схема движении
Значение коэффпнпсн।a Z
Плавное сужение C-C, (l
L Значение *1 При a' Значение £,:> гтрн —
l;il 0’ 20’ 4 O’ Ct'" 1 ,5 2.0 3,0 -1,0
0.1 ?. 0,6 0.5 0,5 0,33 0, IS 0.21 0,1 ’ 2 > IS 0,10 0.01 0,13 0,014 0,15 0,016 0,16 0,017
Резкий поворот в нря* .моугольном канале -s ^7 * aa .30 45 60 90 00 90
1 lF^ fiib 1 1 1 1 0,25 4.0
0.23 0.48 0.76 1.5 1,(11 1.17
Поворот с изменением сечения h~b ( •£—i , 1 j 5* L£ 01 j o( 0,6 0,8 1.0 1,2 ,4 1 1,6 2,0
z 2,21 1.76 1,5 i .33 1,23 , 17 1.09
/7родолХСКНС ftpu.AQM\ 45
Пнл сопрей ив ле и на Схсмл динжспнп Значение коэффициент
Поворот под углом 90° со срезанной внутренней кромкой -=.1 ..... egЛ «/<( 0.1 0,2 0.3 0,5
- 1,27 1,03 0,92 0,58
Колено круглого сече- ния (поворот на 90°) _^-г[—г<?7 м-5 0 Е 2 3 4
1.3 0,39 0,29 0,32 0,31
Тройник равного сече- ния fl "v" Рлзделепке потоков С — 1,0 Слияние потоков ' — 1,5
Продолжение при лож. 45
Вид сопротиолеик» Схема ЛЕМженям Значение коэф- ИЦИСПТО ч
Собирающий тройник (слияние потоков) пг— 'Л
0,0 0,8 1,0 1.2 1 1.4 1.6
Прямое направление
0.35 1 0.7 0.6 0,4 0.3 0,2 | 0.1
1Ы,) 's< 1 иг-' 0,58 0.7 1 0,9 1.1 1,4 1.3 1.8 1,45 2.5 1.7 2,75
J, DO 0.7 | 1.0
Бокпнос направление
0.35 -3,8 -1.9 -0,6 0 0.36 0,6
0.58 — 1,6 0 0 0,3 0.45 0,6
1.00 -0,151 0.6 1.2 1.3 1,3 1,3
Слияние потоков в тройниках под углом 60° i Y ;. 60'У ) ^2 1'2 Vi
0,6 0,8 1.0 1.2 I .4 1.6
Си
Продолжение прилож. 45
Вил сопротивления Схема движения Значение коэффициента С
Прямое направление
0.35 0,115 0.120 0,126 I 0,118 0,096 1 0.07
0.58 0,29 0.34 0.373 1 0.-10 0.43 [ 0.45
1,00 0.80 1.00 1.16 ! 1.31 I 1,50 I 1.62
Боковое направление
0,35 -0.65 0 0,40 0,55 0.60 0,74
0,58 -0.75 0 0,36 0,50 0,60 0.64
1,0 0.60 1.0 1.14 1.14 1,10 1,10
Слияние потоков в Vn
тройниках под углом 45° V 1
if. 0,6 0,8 1.0 1,2 1.4 1.6
Прямое направление
/ Vi Т йА Ц, 1
0.35 0.15 0,17 0.15 0,13 0.08 0,03
0,58 0.18 0,1)8 0.02 —0.08 -0,13 —0,26
1,00 0.31 0.65 0.72 0.58 0,35 0,20
Боковое направление
0.35 , —0,64 0.19 0.50 0,55 0.70 0.74
0.58 , -1,60 —0.50 0,16 0.20 0.22 0,37
1.00 | -0.35 0.15 0,40 0,30 0.56 0.58
Раздающий тройник
(разделение потоков)
а. I а. V|
о.п 0,8 1.0 1,2 1,4 1,6
Прямое направленно
0,35 0 0 0 0 0 0
0,58 0 0 0 0 0 0
1,00 -0,16 —0.1 0 0,12 0,34 0.54
Боковое направление
0,35 3,2 ’,9 1,65 1,40 1,25 1,10
0,58 4,0 2,5 2,15 1,60 1.45 1,40
1,00 6.2 4,5 3,6 3,45 2.8 2.5
Разделение потока в
тройнике под углом 60°
rf> t'? «1
0,6 0.8 1.0 1 1.2 1,4 1,6
Прямое направление
0,35 0 0 0 0 0 0
0,58 -0,05 —0,05 —0.05 —0,03 —0,02 0
1,00 -0,08 0 0,07 0,20 0,36 0,55
Боковое направление
0,35 3,2 1.9 1,3 1.0 0.9 0,8
0,58 3,0 1,9 1,3 1,0 0.85 0.75
1,00 5,0 3,1 2,4 1.9 0,65 1.5
Продолжение пригож, 45
Вид сопротивления
Схема движения
Разделение потока в
Тройнике под углом 45’
Значение коэффициента С
^а Уз у.
0,6 0.8 1 1,0 1 1.2 1,4 1 1.6
Прямое направление
0,35 —0,03 —0,04 —0,04 —0,05 -0,05 —0,05
0.58 —0,06 —0,08 -0,08 —0.08 -0.08 —0,07
! ,00 + 0,11 + 0,06 -0,04 + 0,15 + 0„30 + 0,48
Боковое направление
0.35 1,44 0,57 0,13 0,09 0.14 0.23
0,58 1,80 0,82 0.18 0.13 0.28 0.28
1.00 3,60 2,20 1.60 1.20 0.90 0,80
Встреча двух струй
под углом 180’ я поворот
на 90°
Крестовина (слияние
потоков)
(—— Yt_ А Т" 1 При г>, = — и,, ; ~ з.о
1+ 1'с 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,0
t "П 1.5 1,4 1,2 0,9 0,49 0,25
Й Ниша (углубленне) в
°* канале
г.. 0,1-1,0
С увеличением fifd коэффициент ' возрастает
2’ооразное колено с / Vc
углам tr 90° l _ 1 ~ 1 -Г- •
.rd 1
1
Дроссельная заслонка i ч
Острая диафрагма j \ ь 1
} ы,‘ ч i
0,4 0,8 1.0 ,4 2,0
Г * *кр — ч«а 0,62 1,61 2,63 4.0 4,2
ft Т 0,1 «1 0,3 0.4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
С 193 44,5 17,8 8,12 4,02 2,08 0,95 0,39 0.09
а° 10 20 30 40 50 60 | 70
Г 0,52 1.54 3.91 10.8 32,6 118 j 751
ц'| ‘“г ОДО 0.2 0,3 0.4 0,5 0,6 0.7 0,8
> 246 51 18 8 4 2 0,96 0,32
Выход потока из трубы
в атмосферу
При ламинарном потоке для круглых труб 5=2,0.
При турбулентном потоке для длинных труб £=1.06, для
коротких 5= 1,13.
Для плоской трубы с неравномерным распределением ско-
ростей 0'3 67.
Д-20 ВД-20 Д-18 ВД-18 ь Сл СЛ ВД-15,5 Д-13,5 ИД-13,5 1 I гиг СП к. , Тип Характеристик
100 000 125 000 100 000 125 000 000 06 000 99 000 ОН 000 99 05 См Ф* 07 СЛ СП Сл О О ООО ООО Си -с* от сл Си ООО ООО ООО 25000 .37 500 от от ю О“-Л СЛ ОСл О ООО ООО ОТ Ю “ ОТ^ ООО 17 500 27 500 35 000 »мгЛГ *41 лои -чгЭАИтгтиоё ц ;а вентиляторов
2400 3730 3875 5980 W — OtO ror-j о о СО Со СО № —- UO ГОСП О О» О ОТ СЛОТ 0^0 СЛ ОСИ 755 1720 1200 2730 4825 600 1350 । 2370 ОТ Ю -q — О tO ОТ 07 См О О Г1О-1НДС Л4ВЛСВНС» и дымососов с односторонним в
58л 730 О СнИ 585 730 *ч> Ot со по <10*0 СП *-з:дф О OCJT ЗЙ& О осп Й от ОС" 485 730 970 026 OVA 9Йк 485 730 970 Скорость voaiiit’ КИЯ, 01»
100.0 192,0 160,0 310.0 58,3 113.0 9-1,0 182,0 26.3 51,0 120.0 СО 4» ОТ СО 6-С О О с1 7.8 26.6 Вй\? 45.0 64.0 101.0 5.2 17,5 41,0 Мощность элек*’ Tpu.iBhraiелм» лбг сасыванием [10]
Приложение 47
Характеристика дымососов с двусторонним всасыванием газов [10]
Спп Производитель- ность, Полное давление, к л1 Скорость нргпце- jlHU, МОЩНОСТЬ эле кгразйнг.;:е.1й. кет
! 50 000 765 485 19
50 000 Ю80 580 32
75 000 17.30 730 64
100 000 3049 970 153
Л-15.5/2 113 000 2275 730 12G
! Л-18/2 140 000 I960 580 135
176 000 Ж!) 730 270
1 Д-20/2 192 000' 2400 580 245
242 000 33?5 730 390
206 000 1340 485 190
Д-300/400 246 000 2650 580 325
ЗЮ000 4170 730 645
Приложение -18
О Ot 0,101 B<. 05 Sfi 0,1 (ft 0,3 t,0
p
Поправочный коэффициент ej( при сложной схеме
теплообмена:
р —------;— ; я - , -
<2 -'2
359
Приложение 49
Формулы для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией по дан-
ным исследовании ВНИИМТ [40) дли регенеративных насадок
А
а» = Л— Re" erijtf-zpad,
dn
где ). — коэффициент теплопроводности продуктов горении или воздуха,
вт/л • apod;
d„ — приведенный (гидравлический) диаметр ячейки, л;
Re —критерий Рейнольдса,
Rc = -^;
'ч
v действительная скорость газов, м1сек;
'Ч — коэффициент кинем этической вязкости, лА/сек.
Значение коэффициентов Лип
Тип насадки Размер ячейки, M.V Размер кирпича, .кх Приведен- ныА диаметр "и я А Л
Насадка Си- менса сплошными каналами То же Брусковая 165X165 |20х Г30 50x50 120у 120 230X115X65 230 X 115X65 230x115x65 230 x65 x 65 0,0824 0.0824 (1.0824 0,065 0.2 0,193 0.045 0,081 0,61 0,62 0,78 0.74
!ennppniT^M ncepefic t,c}
2й 24 22 20 18 16 14 /’ >08692 0.05 GJ OJ4 OjG
аЛ/ epod Размер ячейки il.ei
Приложение 50. График для определения коэффициента тепло-
передачи излучением в регенеративных насадках:
продукты горения: f — мазута; 2 — смешанного коксодом^оого газа*
? - генераторного гада; j -• kokcoboixi газа
360
361
Cd Cd _ , , ! _ П pOdO.WCHItL ярилож. 51 Цист линий
Материал ij Штриховка Цист линий Материалы 1 fhрнкопка
Шалот кл. Б Темно* желтый две линии
<Z$'XZ4<| Шлаковал вата —.
Шамотный легковес Желтый с чсрнг4мп точ ками Красный кирпич Z////ZZ К |j Л cir ы и
Теплоизоляционный XУУ^УУ'У^У/. Зеленый
'У У-У’У. У УУj Бутовая кладка
кнрппч '//77 -—-
ТеилипэОм'жцнонпая за* сыпка -— Бетой * b & ь & ° b * —
11 l>{»1OA.VCt!Htic HpIIj}<2_
Мл горна ла |J h рнкоика Hum лнпн*1 Материалы Штрнхоньа l-LdCi ЛН1К1Й
Железобетон Синий две линии Сталь к другие метал- —*
'‘’/’‘/i/i/o/a/iX 'Ус/$УУ лы
Земля у контуров 4» / £/оУ еУ&/&У — Металлы в cc'tetiHH до ‘2,5 лиг '.'''/L. L//л J U мм*«з*« —
Чугун oh Жидкость — Голубой
ЛИТЕРАТУРА
1. Гинзбург Д. Б. [к др.). Печи и сушила силикатной про-
мышленности. Под рсд. П. 11. Будникова. Промстройнздат, 1963.
2. Г и и з б у р г Д. Б. [и др.). Теплотехнические расисты уста-
новок силикатной промышленности. Под рсд. Д. Б. Гинзбурга
и В. Н. Зимина. Промстройиздат. 1951.
3, Доброхотов Н. Н. Основы конструировании печей.
Сборник «Теплотехника производства стекла». Йзд-во АН УССР,
[954.
4. Н а з а р о в И. С. Основные принципы проектирования
пламенных печей. Сборник статей «Металлургические печи».
Изд-во Сибирского металлургического института. МВО СССР,
1958.
5. Нохратяп К. А. Сушка и обжиг в промышленности
строительной керамики. Госстройпздат, 1962.
6. Вознесенский А. А. Тепловые установки в производ-
стве строительных материалов и изделий. Госстройпздат, 1964.
7. X о д о р о в Е. И. Современная технологии производства
цементного клинкера. Госстрониздат, 1960.
8. Ходоров Е. И. Печи цементной промышленности, Ч. I
и И. Промстройиздат. 1951.
9. Китайцев В. А., Г у р в и ч Р. М, Корольков И. В.
Теплотехника и тепловые установки в промышленности строитель-
ных материалов. Промстройнздат, 1951.
10. В о р о б ь с в X. С.( Мазуров Д. Я, Теплотехнические
расчеты цементных печей и аппаратов. «Высшая школа», 1962.
II. Ма никни П. С, Л е и ч е н к о П. В.. Стрелов К. К
Псин п сушила огнеупорных заводов. Металлургиздат, 1963.
12. Кузяк В. А. н С у х о в А. А. Теплотехнические расчеты
в производстве стекла. Гизлеглром, 1940.
13. Брусиловский Г. В, Производство извести. Госхшч-
издат, 19о4.
14. ГиизбургД. Б. Стекловаренные печи. Гпзлсгпром, 1948.
15. Б е р м а н С. С. Рекуперативные печи стекольной промыш-
ленности. Гизлегпром, 1938.
16. Будр и и Д. В. [и др.]. Металлургические печн. Под ред.
М. А. Глннкова. Металлургиздат, 1951.
17. Б у др и ц Д. В. [и др.). Металлургические печи. Под ред.
М. А, Глинкова. Т. I. Металлургиздат, 1963.
18. Мурзаков В. В. Теоретические основы рационального
сжигания газа в металлургических печах. Металлургиздат. 1953.
19. Л ц п ч е в с к и н В. П, Топливо и его сжигание. Металлург-
издат, 1959.
20. Л н н ч е в с к и и В. П. Нагревательные печи. Под ред.
М. А. Павлова. Металлургиздат, 1948.
364
21. П 0 л у б о я р и н о в Д. Н., Балкевич В. Л. Справоч-
ник по производству строительной керамики. Т. 11, Госстройпздат,
1961.
22. Справочник теплотехника предприятий черной металлургии.
Под рсд. Тихомирова. Т. I. Металлургиздат, 1933.
23. Г р о й б С. Г. Расчет температуры горения. Изд. УПИ,
Свердловск, 1960.
24. Кнорре Г. Ф. Топочные процессы. Госэяергопздат, 1959.
25- Л е б е д е в П. Д-, Щукин А. А. Промышленная тепло-
техника. Госэцергонздат, 1956,
26. К и т а с в Б. И., Ярошенко Ю. Г., Сучков В. Д.
Теплообмен в шахтных печах. Металлургиздат, 1957.
27. By калов и ч М. П., Кириллиц В. А., Тимо-
феев В Н. [к др.]. Термодинамические свойства газов. ГосНТИ
машиностроительной и судостроительной литературы, 1953.
28. Лурье М. Ю. Сушильное дело. Госэнсргоиздат УССР,
1948.
29. Н о х р а т я н К- А. Искусственная сушка п керамической
промышленности. Ч. I я 11. ОНТИ НКТП, 1938.
30. Ш е м а х а н о в М. М, Сушка и сушилки на обогатительных
и углеобогатительных фабриках. Углетехнздат, [932.
31. Шумилин А. А. Сушка огнеупоров. Металлургиздат,
1952.
32. Р о х в а р г е р Е. Л. Совмещенный помол и сушка глины в
шахтной мельнице. Госстройпздат, 1958.
33. В о р о ш к л о в А. П. Барабанный сушильный агрегат- Гос-
техиздаг, 1949.
34. Идсльчцк И. Е. Справочник по гидравлическим сопро-
тивлениям. Госэцергоиздат, 1960.
35. Карабин А. И. Сжигание жидкого топлива и промыш-
денных установках. Металлургиздат. 1957.
36. Арсеев А. В. Сжигание газов. Металлургиздат, 1952.
37. Тебеньков Б. П. Рекуператоры длн промышленных пе-
чей. Металлургиздат, 1955.
38. Соломин Н. В. Огнеупоры для стекловаренных печей-
Промсгрониздат, 1953.
39. Д е ш к о Ю. И., К р е й м е р М. Б., О га р к о в а Т. А. На-
ладка и теплотехнические испытания вращающихся печей на це-
ментных заводах. Госстройиздат. 1962.
40. В а щ е н к о А. И.. Глиннов М. А, Китаев Б. И.,
Т а й ц Н. Ю. Металлургические печи. Под рсд. М, А. Глиикова.
Ч. fl. Металлургиздат, 1964.
41. Минаев А. Н., Ц1 и п и л и и Б. И. Литейиыс печн ч су.
шила. Машгцз, 1959.
42. Баренбойм А. М. [н др.], Тепловые расчеты печей и су-
шилок силикатной промышленности. Стройиздат, 1964.
43. Лебедев П. Д. Расчет и проектирование сушильных
установок. Госэнсргоиздат, 1963.
44. В о р о б ь е в X. С., Мазуров Д. Я., Соколов А. А,
Тенлотехмологцчссинс процессы и аппараты силикатных произ-
водств. «Высшая школа», 1965.
45. Возне се и с к н й А. А. Повышение эффективности устано-
вок промышленной теплотехники. «Энергия», 1965.
46. Боганов А. И. Вращающиеся печн цементной промыш-
ленности. Под ред. П. В. Ленвчеико и Е. А. Долганова «Маши-
ностроение». 1965.
365
СОДЕРЖА НИЕ
Стр.
Предисловие ........................................... 3
Глава I. Основы проектирования и расчеты печей н сушил 5
§ 1. Совершенствование конструкции печей.......... 5
§ 2. Общие требования, предъявляемые к печам ... 8
§ 3. Методы и техника расчетов печей и сушил .... 12
§ 4. Содержание и объем курсового и дипломного про-
ектов ............................................ 13
§ Д Подготовка к проектированию и предварительные
расчеты ....................................... 15
Глава И. Расчеты горения топлива..................... 18
§ 1. Выбор топлива........................... . 18
§ 2. Пересчеты состава топлива............ ... . . 20
§ 3. Теплота сгорания топлива......................22
§ 4. Расход воздуха на горение................ . . 24
§ 5. Объем продуктов горении.......................27
§ 6. Температура горения ......................... 30
§ 7. Примеры расчета горения топлива...............37
Глава III. Расчеты теплообмена в печах.................49
§ I. Теплоотдача газов и кладки на поверхности мате-
риала ..............................................52
§ 2. Теплопередача через стенку ...................60
§ 3, Расчет прогрева печных стен...................65
§ 4. Расчет теплообмена в слое материала...........78
§ 5. Тепловые режимы печей.......................... 85
§ 6. Расчет продолжительности обжига изделии ... 90
Глава IV. Производительность и размеры печей. ... 93
§ I. Удельная производительность..................93
§ 2. Камерные печи...................... . 95
§ 3. Туннельные печи . ...........................98
§ 4. Вращающиеся печи............................108
§ 5. Шахтные печи ............................. U7
§ 6. Стекловаренные печи.........................124
3(16
Стр.
Глава V. Тепловые балансы печей..................... - . 139
§ I. Приход тепла.............................. . . . 142
§ 2. Расход тела ............................... -143
§ 3. Приближенное определение расхода топлива . . , 166
§ 4. Пример расчета теплового баланса печи .... ,170
Глава VI. Расчеты топливосжигающих и теплообменных
устройств ....................................... 176
§ I. Расчет топок, горелок и форсунок................1'6
§ 2. Расчет рекуператоров.......................... 185
§ 3. Расчет регенераторов............................192
4 лава VII. Конструктивные размеры стен и сводов печей.
Расчет металлической обвязки..........................198
Глава VII1. Тепловые расчеты сушил.......................205
§ 1, Выбор конструкции сушил......................205
§ 2. Выбор параметров сушильного агента.......,213
§ 3. Продолжительность сушки......................217
§ 4. Производительность сушил................. 224
§ 5. Основы расчета процесса сушки.............. 235
§ 6. Пример теплового расчета барабанного сушила . . 254
§ 7. Пример теплового расчета пневмосушнла........260
§ 8, Пример теплового расчета туннельного сушила . . 268
Глава IX. Аэродинамические расчеты.................... . 274
§ 1. Основы механики газов и расчет иапорои .... 274
§ 2. Методы расчета аэродинамических сопротивлений 278
§ 3. Частные формулы для расчета сопротивлений . . 284
§ 4. Пример расчета аэродинамических сопротивлений 290
§ 5. Расчет дымовых труб, Подбор аентиляторов и ды-
мососов ........................................ 294
§ 6. Расчет эжектора.................................306
Литература ........................................ , 364