Текст
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие............. . 5
Введение. Основные положе-
ния расчета печей ...... 7
Стр.
4.4. Садка и основные размеры рабочего
пространства ....................... 58
4.5. Тепловой баланс...............59
4.6. Расчет нагрева металла .... 59
4.7. Пример расчета кольцевой печи . . 59
Раздел первый
Раздел второй
Расчет нагревательных печей не-
прерывного действия...................... 11
Глава 1. Особенности расчета нагре-
вательных печей непрерывного действия 11
1.1. Назначение нагревательных печей . 11
1.2. Рекомендуемые температуры нагре-
ва ................................... 11
1.3. Особенности учета конвекции . . 11
1.4. Двухзонный и трехзонный тепло-
технические режимы нагрева ме-
талла .................................J2
1.5. Выбор расчетных участков ... 12
1.6. Температуры газов, кладки и удель-
ное время нагрева......................12
1.7. Расчетная часовая производитель-
ность и садка печей....................15
1.8. Длина полезного пода, ширина ра-
бочего пространства, площадь н на-
пряжение пода ...... 15
1.9. Тепловая мощность печи и удель-
ный расход тепла ..................... 16
1.10. Работа печи при нерасчетных усло-
виях ..................................16
Глава 2. Нагревательные толкатель-
ные печи .................................17
2.1. Характеристика толкательных печей 17
2.2. Классификация печей и условия на-
грева металла.................... 17
2.3. Расчетная схема нагрева металла . 17
2.4. Последовательность расчета нагрева
металла................................18
2.5. Порядок учета влияния подовых
труб...................................19
2.6. Последовательность уточнения ре-
зультатов и алгоритм расчета нагре-
ва металла.............................20
2.7. Основные размеры рабочего прост-
ранства печи......................... 20
2.8. Тепловой баланс...................20
2.9. Пример расчета нагревательной тол-
кательной печи.....................22
Глава 3. Нагревательные печи с ша-
гающим подом и шагающими балками . 39
3.1. Характеристика печей . . . .- 39
3.2. Расчетная схема нагрева металла . 39
3.3. Последовательность и алгоритм рас-
чета нагрева металла...............39
3.4. Коэффициент заполнения, скорость
перемещения металла, длина пода
печи...................................42
3.5. Тепловой баланс......................45
3.6. Пример расчета печи с шагающим
подом..................................45
Глава 4. Кольцевые печи .... 56
4.1. Характеристика печей .... 56
4.2. Расчетные схемы нагрева металла . 56
4.3. Температурный режим п последова-
тельность расчета нагрева металла . “°
Расчет термических печей непре-
рывного действия ...... 70
Глава 5. Особенности расчета терми-
ческих печей............................70
5.1. Характеристика термических печей . 70
5.2. Температуры, условия, способы и
средства нагрева и охлаждения . . 70
5.3. Особенности нагрева и охлаждения
металла и выбор расчетных участков 71
5.4. Особенности расчета теплопередачи 72
5.5. Особенности расчета нагрева и ох-
лаждения металла.......................73
5.6. Расчет камер охлаждения с распы-
ливанием воды..........................73
5.7. Расчет камер сушки 73
5.8. Определение производительности и
длины печи.............................74
5.9. Тепловой баланс ...... 74
Глава 6. Секционные печи скоростно-
го нагрева..............................76
6.1. Характеристика секционных печей . 76
6.2. Особенности теплопередачи ... 76
6.3. Особенности расчета нагрева ме-
талла .................................76
6.4. Методика расчета нагрева металла . 76
6.5. Расчёт изменения температуры заго-
товки в тамбуре печи .... 77
6.6. Длина печи, скорость продвижения
заготовки и удельное время нагрева 83
6.7. Тепловой баланс....................83
6.8. Пример расчета секционной печи
скоростного нагрева .................. 83
Глава 7. Печи с роликовым подом . 84
7.1. Характеристика роликовых печей . 84
7.2. Исходные данные и порядок расчета 84
7.3. Особенности расчета теплообмена . 84
7.4. Коэффициент несимметричности на-
грева .................................84
7.5. Тепловой баланс...............86
7.6. Пример расчета роликовой печи . 86
Глава 8. Протяжные печи . ... 95
8.1. Характеристика протяжных печей . 95
8.2. Расчет теплопередачи..........95
8.3. Особенности расчета нагрева метал-
ла ....................................95
8.4. Скорость движения и активная дли-
на металла.........................95
8.5. Тепловой баланс...............96
8.6. Пример расчета вертикальной про-
тяжной печи........................96
Раздел третий
Расчет печей периодического дей-
ствия ........... 114
1*
3
Стр.
Глава 9. Особенности расчета печей
периодического действия.................114
9.1. Назначение печей...................114
9.2. Температуры нагрева и порядок рас-
чета нагрева и охлаждения металла 114
9.3. Садка и производительность печи,
число печей в отделении .... 114
9.4. Тепловой баланс и удельный расход
тепла..................................115
Глава 10. Нагревательные колодцы . .115
10.1. Характеристика нагревательных ко-
лодцев '...............................115
10.2. Классификация колодцев . . . 115
10.3. Температура нагрева слитков и в
рабочем пространстве .... 115
10.4. Режим нагрева слитков, темпера-
турный и тепловой режимы работы
колодца................................116
10.5. Практические данные о продолжи-
тельности нагрева слитков . . . 116
10.6. Садка, производительность группы,
продолжительность цикла, число
групп и характеристики работы от-
деления колодцев.......................130
10.7. Тепловая мощность и потребление
тепла..................................131
10.8. Пример расчета числа групп нагре-
вательных колодцев в отделении . 131
Глава 11. Камерные печи . . . • 132
11.1. Характеристика печей .... 132
11.2. Классификация - печей и особенно-
сти отопления..........................132
11.3. Особенности расчета теплообмена . 133
11.4. Производительность печи и про-
должительность производственного
цикла.............................134
11.5. Тепловой баланс.............134
11.6. Пример расчета камерной печи с
выкатным подом....................134
Глава 12. Колпаковые печи ... 144
12.1. Характеристика печей .... 144
12.2. Особенности теплообмена . . . 145
12.3. Расчет температурного поля в ру-
лоне ..................................147
12.4. Определение числа печей (стендов)
в отделении и размеров рабочего
пространства печи.................148
12.5. Тепловой баланс.............148
12.6. Примеры расчетов колпаковой печи 148
Раздел четвертый
Расчеты систем, элементов печей
и проходящих в них процессов . 162
Гл а в а 13. Расчет нагрева и охлажде-
ния тел..............................162
13.1. Теплообмен излучением . . . . 162
13.2. Теплообмен конвекцией .... 168
13.3. Нагрев и охлаждение тел . . . 182
Стр.
Глава 14. Расчеты сгорания топлива
и состава печной атмосферы .... 195
14.1. Расчеты полного сгорания топлива 195
14.2. Расчеты сгорания 'газообразного
топлива в обогащенном кислородом
воздухе..............................203
14.3. Расчеты неполного сгорания газо-
образного топлива....................205
14.4. Расчеты при применении контроли-
руемых атмосфер в печах . . . 208
14.5. Расчеты воспламенения газов и
взрывобезопасности рабочего прост-
ранства печей.............212
Глава 15. Составление тепловых ба-
лансов печей..........................219
15.1. Приход тепла...............219
15.2. Расход тепла . . .... 220
15.3. Уравнение теплового баланса . . 225
15.4. Тепловой баланс зон печи непре-
рывного действия . .• . . . 225
15.5. Тепловой баланс зон охлаждения . 225
Глава 16. Расчет движения газов
в печах...............................225
16.1. Гидравлический расчет трассы . . 225
16.2. Расчет инжекционных устройств . 232
16.3. Определение количества и давления
транспортирующего газа в печах
с газовой подушкой...................237
Глава 17. Расчеты сожигательных уст-
ройств и нагревателей.................241
17.1. Расчет горелок без предваритель-
ного смешения........................241
17.2. Расчет инжекционных горелок . . 243
17.3. Расчет форсунок высокого давле-
ния .................................249
17.4. Расчет электрических нагревателей
сопротивления ...................... 253
17.5. Расчет установки радиационных
труб . . . ...................256
Глава 18. Расчет рекуператоров . . 257
18.1. Основные положения расчета реку-
ператоров ...........................257
18.2. Расчет керамических рекуператоров 259
18.3. Расчет металлических рекуперато- .
ров..............................275
Приложение I. Таблицы и графики
для расчета теплообмена...............292
Приложение II. Топливо и его сго-
рание . . 342
Приложение III. Потери тепла че-
рез кладку............................401
Приложение IV. Механика газов . 416
Приложение V. Теплофизические
свойства веществ......................439
Библиографический список . . . . 469
Указатель нормативных материалов
Стальпроекта по расчетам нагреватель-
ных и термических печей . 4'£б
Предметный указатель . .* . . . 479
РАСЧЕТ
НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ
И ТЕРМИЧЕСКИХ
ПЕЧЕЙ
аиик
Под редакцией
докт. техн, наукВ.М.ТЫМЧАКА
и кацд.техн.наук В.Л.ГУСОВСКОГО
МОСКВА „МЕТАЛЛУРГИЯ" 1983
УДК 621.771 : 669.041 (03)
Рецензент проф. докт. техн, наук
МИТКАЛИННЫР1 В. И.
С. Б. ВАСИЛЬКОВА, М. М. ГЕНКИНА, В. Л. ГУСОВСКИИ,
А. Е. ЛИФШИЦ, В. Г. МАСАЛОВИЧ, А. А. ПЕРИМОВ,
Э. И. СПИВАК, В. М. ТЫМЧАК
УДК 621.771 : 669.041(03)
Расчет нагревательных и термических печей: Справ, изд.
Под ред. Тымчака В. М. и Гусовского.В. Л.
Авт.: Василькова С. Б., Генкина М. М., Гу-
сов скнй В. Л., Лифшиц А. Е., М а с а л о в и ч В. Г.,
Перимов А. А., Спивак Э. И., Тымчак В. М. М.:
Металлургия, 1983. 480 с.
Приведена комплексная методика расчетов различных ти-
пов нагревательных и термических печей, основанная на
современных достижениях науки и техники. Даны расчеты
сожигательных н теплоутилнзнрующнх устройств. Описано
движение газов в печах, нагрев и охлаждение металла.
Для инженерно-технических работников научно-исследо-
вательских и проектных организаций и предприятий метал-
лургической и машиностроительной промышленности.
Ил. 293. Табл. 212. Библногр. список: 125 назв.
Софья Борисовна Василькова,
Мария Марковна Генкина,
Виктор Львович Гусовский
Адольф Ефимович Лившиц,
Владимир Георгиевич Масалович,
Александр Алексеевич Перимов,
Эммануил Иосифович Спивак,
Вячеслав Михайлович Тымчак
РАСЧЕТ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ И ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
СПРАВОЧНИК
Редактор В. И. Елин
Художественный редактор А. И. Гофштейн
Технический редактор В. В. Михайлова
Корректоры В. М. Гриднева, Г. Ф. Лобанова
ИБ № 1560
Сдано в набор 27.05.83. Подписано в печать 15.11.83. Т-21177. Формат бумаги 70Х108‘/ге. Бумага
типографская № 1. Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 42,0. Усл. кр.-отт. 41,3.
Уч.-изд. л. 48,57. Тираж 10 000 экз. Заказ № 482. Цена 3 р. Изд. № 0040
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Металлургия», 119857 ГСП, Москва, Г-34.
2-й Обыденский пер., д. 14
Владимирская типография «Союзполиграфпрома» при Государственном комитете СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7
2704070000—214
Р ---------------- 42—83
040(01)—83
© Издательство «Металлургия» 1983
ПРЕДИСЛОВИЕ
Впервые в мире строгую научную теорию печей создал В. Е. Грум-Гржимайлр. Раз-
работка этой гидравлической теории была проведена им в 1905—1912 гг./'а пол-
ностью изложена в книге «Пламенные печи», вышедшей в свет в 1924 г. В этом же
году В. Е. Грум-Гржимайло основал в Москве Бюро металлургических и теплотех-
нических конструкций при НТО ВСНХ (институт «Стальпроект»).
Первые 10—12 лет после создания институт был единственной в Советском
Союзе организацией, проектирующей печи практически для всех отраслей промыш-
ленности. В настоящее время Стальпроект является головным институтом по проек-
тированию нагревательных и термических печей прокатного производства черной
металлургии.
Для создания совершенных печных агрегатов новых типов необходимо было
дальнейшее развитие теоретических основ конструирования печей. Поэтому работ-
ники Стальпроекта параллельно с проектированием вели и ведут значительные тео-
ретические и экспериментальные исследования в области гидравлического и огнево-
го моделирования печей, теории инжекции, нагрева и охлаждения металла, тепло-
обмена в печах, взаимодействия печиой атмосферы с нагреваемым металлом, цифро-
вого моделирования процессов, протекающих в печах, разрабатывают алгоритмы
и программы для расчетов печей и управления их работой с применением ЭВМ и др.
В своей работе институт, кроме того, использовал и использует результаты ис-
следований, проводимых совместно с другими организациями, а также исследований
советских и зарубежных ученых.
С целью дальнейшего развития научных основ конструирования печей в 1931 г.
инициативной группой работников Стальпроекта во главе с академиком М. А. Пав-
ловым была организована редакционная коллегия для подготовки 3-его, перерабо-
танного издания книги «Пламенные печи». В этом издании предполагалось дополни-
тельно включить в книгу приложение законов теплопередачи к изучению внутренних
и внешних задач теплообмена; тепловые балансы для определения расходов топли-
ва, а на их основе — и размеров печей; применение метода подобия и т. д. Этот фун-
даментальный труд, к сожалению, не был завершен.
Для удовлетворения потребности конструкторов в научных основах конструиро-
вания печных агрегатов уже с 1927 г. в Стальпроекте начали создавать «Записную
книжку конструктора печей». В эту книжку включили нормали института, каждая
из которых представляла небольшой оригинальный труд, посвященный какому-либо
вопросу расчета или конструирования печей.
В 1933 г. ОНТИ НКТП выпустило 328 нормалей Стальпроекта в виде литогра-
фированного издания. Одновременно вышел в свет специальный сборник нормалей
в качестве пособия для преподавателей и студентов Московского института стали.
В 1935 г. впервые 387 нормалей изданы в виде книги «Справочник конструктора
печей» под редакцией Ю. В. Грум-Гржимайло. Этот справочник много лет служил
настольной книгой для специалистов по конструированию и эксплуатации печей.
Коллектив Стальпроекта продолжал работу по созданию нормалей. Эти норма-
ли получили широкое распространение. В связи со все увеличивающимся спросом на
эти нормали возник вопрос об издании нового справочника для конструкторов печей.
В 1970 г. издательством «Металлургия» был выпущен двухтомный «Справочник
конструктора печей прокатного производства» под редакцией В. М. Тымчака. В нем
был обобщен более чем сорокалетний опыт работы Стальпроекта по расчету и кон-
струированию печей. Весьма большой круг вопросов, рассмотренных в справочнике,
пришлось разработать специально или доработать дополнительно. В этом справоч-
нике был дан полный расчет конструирования печей. Дальнейшее развитие и совер-
шенствование методик тепловых и аэродинамических расчетов печей, а также раз-
работка и внедрение принципиально новых типов печных агрегатов явились причиной
создания настоящего справочника.
Настоящий справочник отличается от первых двух тем, что он целиком посвя-
щен методикам тепловых и аэродинамических расчетов нагревательных и термиче-
ских печей. Эти расчеты являются основой для выбора размеров и других основных
параметров печных агрегатов. Методика остальных видов расчетов, необходимых
при конструировании печей, в настоящем справочнике не рассматривается, так как
их можно выполнять, используя имеющиеся сейчас справочники по соответствую-
щим специальностям. В справочнике также не приведены данные о конструктивных
решениях узлов и систем печей в связи с тем, что в период научно-технической ре-
волюции эти решения весьма быстро устаревают.
Настоящий справочник характеризуется рядом специфических особенностей.
Во-первых, методики расчетов построены в полном соответствии с технологией про-
ектирования печных агрегатов: от определения потребной производительности печей
в зависимости от объема производства до выбора числа, размерив и основных пара-
метров печей.
Во-вторых, методики и примеры расчетов сопровождаются рекомендациями
о том, как на основании результатов расчетов следует выбирать основные парамет-
ры печей: размеры печи, скорость движения металла через печь, тепловую мощность
и т. д. С этой целью, например, приводятся данные о технически возможных разме-
рах печей или величинах скорости движения металла в них, остированных или нор-
мализованных рядах размеров печей и их узлов. На основании опыта конструирова-
5
ния и эксплуатации печей даются оптимальные значения ряда размеров, определяю-
щих конфигурацию рабочего пространства. Кроме того, приводятся практически
достигнутые эксплуатационные характеристики печей, а также определенные на ос-
новании опыта эксплуатации исходные данные для расчетов.
В-третьих, в справочнике содержатся все материалы, необходимые для выполне-
ния тепловых и аэродинамических расчетов печных агрегатов. Поэтому при выпол-
нении таких расчетов нет надобности прибегать к каким-либо дополнительным руко-
водствам.
В справочнике приведены методики и примеры расчетов нагревательных и тер-
мических печей прокатного и трубопрокатного производств черной металлургии. Од-
нако данный в нем общий подход к методике расчетов и обширный справочный ма-
териал делают его полезным для широкого круга специалистов-теплотехников тех
отраслей промышленности, в которых применяются печи для нагрева и термической
или тепловой обработки металлов и других видов продукции.
Кроме авторов в создании справочника в различной степени принимали участие
сотрудники Стальпроекта: В. Н. Аптерман, Т. А. Афанасьева, И. С. Воловик,
JL И. Гармаш, Л. А. Гольдберг, М. М. Коротаев, Г. А. Котюжанский, А. Б. Кошелев,
А. Д. Кривошеин, А. А. Лифшиц, Э. М. Маметов, Л. Г. Оркин, В. С. Панфилов,
Е. И. Папушина, Л. А. Пинес, А. Ф. Попутников, С. В. Попова, А. Н. Похилевич,
Ф. Д. Соколинский, Ю. И. Стоянов, Т. А. Уварова.
Коллектив авторов будет чрезвычайно благодарен всем специалистам, которые
возьмут на себя труд дать замечания по содержанию справочника и изложению ма-
териала.
Стальпроект.
Замечания можно направлять по адресу; Москва, 125171, Ленинградское шос-
се, 18.
Введение
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА ПЕЧЕЙ
I. Нагревательная и термическая печи явля-
ются теплотехническим агрегатом, предназна-
ченным для осуществления определенного тех-
нологического процесса. Основная теплотехни-
ческая задача таких печей — передать тепло
нагреваемому металлу или отнять тепло у на-
гретого металла в соответствии с технологи-
ей его нагрева или термической обработки.
Таким образом, определяющим процессом для
печного агрегата является теплопередача к
металлу, подвергаемому тепловой обработке,
и именно расчет этой теплопередачи есть осно-
ва расчета нагревательной или термической
печи.
Теплопередача к металлу в печах происходит
излучением и конвекцией, а распространение
тепла внутри металла — теплопроводностью.
Основные законы, описывающие эти виды теп-
лопередачи, а также методики определения ко-
эффициентов теплопередачи приведены в главе
13 и приложении I.
Основной расчет теплопередачи дает возмож-
ность найти необходимые размеры рабочего
пространства или производительность печи, а
также теплотехнические характеристики средств
нагрева или охлаждения. Для определения
других параметров печи необходимо произве-
сти ряд дополнительных расчетов: тепловых,
аэродинамических, механических, прочностных
и т. д.
В данном справочнике из дополнительных
рассматриваются только тепловые и аэродина-
мические расчеты систем отопления и дымо-
удаления печи, среди которых важнейшими яв-
ляются расчеты горения топлива; теплового
баланса и расходов топлива; аэродинамики
газовых, воздушных и дымовых трактов; со-
жигательных устройств и нагревателей; тепло-
обмена в рекуператоре.
Методика проведения всех этих расчетов
приведена в главах 14—18. Целью расчетов
является определение расхода топлива на печь
и по зонам, выбор сожигательных устройств й
нагревателей, определение размеров рекупера-
торов и трубопроводов, выбор тягодутьевых
устройств.
Расчеты, необходимые при проектировании
механического оборудования печей, системы их
автоматизации, железобетонных и металличе-
ских конструкций и т. д., должны выполняться
с использованием справочников по соответству-
ющим отраслям техники и с учетом специфики
службы этих устройств и конструкций в усло-
виях печных агрегатов.
2. Для нагревательных печей основные тех-
нологические требования состоят в обеспечении
нагрева до заданной температуры и заданного
перепада температур нагреваемого металла.
Процесс нагрева может иметь некоторые огра-
ничения, например заданная скорость нагрева,
максимальный перепад температур металла во
время нагрева, минимальная продолжитель-
ность пребывания поверхности металла при вы-
соких температурах и др.
Для термических печей основные технологи-
ческие требования состоят в обеспечении на-
грева без ограничений или с ограничениями, вы-
держке при заданной температуре и охлажде-
нии с заданной скоростью.
Для осуществления заданной технологии
применяют различные средства нагрева и ох-
лаждения. Основные из них показаны в табл. 1
в зависимости от того, в какой атмосфере про-
исходит нагрев или охлаждение. В этой же
таблице для каждого средства нагрева и
охлаждения указаны способы, с помощью ко-
торых можно влиять на их характеристику
(температуру, тепловую мощность) и тем са-
мым устанавливать интенсивность нагрева или
охлаждения.
При расчете печи перед конструктором мо-
жет стоять одна из трех основных задач.
1. Задано начальное и конечное температур-
ные состояния металла, а также условия теп-
лообмена.
Требуется определить продолжительность
тейловой обработки. Такая задача возникает,
когда конструктору задана технология нерег-
ламентированного нагрева или охлаждения, а
ему нужно определить размеры печного агре-
гата.
2. Задано начальное и конечное температур-
ные состояния металла, а также продолжитель-
ность тепловой обработки.
Требуется определить условия теплообмена.
Такая задача возникает, когда конструктору
задана технология регламентированного нагре-
ва или охлаждения, а ему необходимо выбрать
средства нагрева или охлаждения и определить
их характеристику.
3. Задано начальное температурное состоя-
ние металла, условия теплообмена и продол-
жительность тепловой обработки.
Требуется определить конечное температур-
ное состояние металла. Такая задача возника-
ет при расчете нагрева или охлаждения метал-
ла в отдельных зонах печи или на расчетных
участках.
В связи с тем, что расчет обычно ведут по
зонам печи или по расчетным участкам, первые
две задачи расчета сводят к третьей. При этом
неизвестными величинами (в первой задаче —
продолжительностью тепловой обработки, во
второй — условиями теплообмена) .предвари-
тельно задаются, а затем проверяют их расче-
том.
Так же и при решении третьей задачи при-
ходится предварительно задаваться конечным
температурным состоянием металла, а затем
проверять его расчетом. Такой метод расчета
определяется тем, что взаимосвязи между ве-
личинами, входящими в расчетные уравнения,
чрезвычайно сложны и ни одну из них опреде-
лить из этих уравнений в явном виде не уда-
ется.
3. Для расчета теплопередачи к металлу в
садочных печах металл представляют непо-
движным телом, на внешние поверхности кото-
рого воздействуют переменные во времени теп-
ловые потоки, определяемые теплообменом из-
лучением и конвекцией между средствами
нагрева или охлаждения и поверхностями ме-
талла с учетом других тел, участвующих в теп-
лообмене (кладка, муфель, ролики, подовые
трубы и т. д.)
Для расчета теплопередачи к металлу в не-
прерывных печах изменения температуры и
тепловой мощности по длине печи представля-
ют как изменение этих величин во времени по
мере продвижения металла через печь. При
этом расчет будет справедлив только при ста-
ционарном режиме работы печи, когда темпе-
7
ТАБЛИЦА. 1. ОСНОВНЫЕ СРЕДСТВА НАГРЕВА И ОХЛАЖДЕНИЯ МЕТАЛЛА И СПОСОБЫ
УПРАВЛЕНИЯ ИМИ
Вид процесса Средство нагрева или охлаждения Способ управления
В атмосфере продуктов сгорания ь ли воздуха
Нагрев Продукты сгорания Регулированием подачи и сжигания топлива во времени и пространстве
Охлаждение На воздухе В воде Душирование водой Струями воздуха Вместе с печью Водовоздушной «смесью В контролируемой атмосф Количеством воды Скоростью струй и геометрией струй- ной системы Подачей атмосферного воздуха в печь Скоростью смеси и количеством воды ере
Нагрев Радиационными трубами Электронагревателями Под муфелем Расположением и размерами труб, подачей в них топлива Расположением и размерами нагрева- телей, регулированием напряжения тока Регулированием подачи и сжигания топлива во времени и в пространстве
Охлаждение В камере с тонкой футеровкой Материалом и толщиной футеровки
В камере с воздухоохлаждае- мыми трубами В камере с водяными кессона- ми Струями контролируемой атмо- сферы Вместе с печью (муфелем) Расположением и диаметром труб, скоростью воздуха < Скоростью струй и геометрией" струй- ной системы Способом охлаждения наружной по- верхности печи (муфеля)
ратура и тепловая мощность в каждом сече-
нии печи остаются неизменными во времени.
Прн изменении параметров нагреваемого ме-
талла или производительности печи в непре-
рывных печах протекают нестационарные, пере-
ходные процессы, после чего печь переходит
на работу с новым стационарным режимом
Этот режим может отличаться от предыдущего
как распределением тепла, так и распределе-
нием температур по длине печи, однако он
по-прежнему остается неизменным во времени.
Для определения параметров .печи использу-
ют только расчет стационарных режимов, так
как именно в нормальном стационарном режи-
ме печь может обеспечить наилучшие показа-
тели работы. Нестационарные режимы, ухуд-
шающие работу печи, снижают средние пока-
затели. Это надо учитывать, если печь должна
работать при часто меняющемся сортаменте
нагреваемого металла и переменной производи-
тельности.
Для расчета нестационарных режимов при-
меняют специальные методики, основанные на
использовании ЭВМ, которые в данном спра-
вочнике не рассматриваются. Часто при про-
ектировании используют практические данные
о продолжительности переходных процессов.
4. Для принятой физической модели темпе-
ратурное поле в металле определяется решени-
ем уравнения теплопроводности Фурье при
заданных начальных .и.. граничных условиях,
соответствующих условиям нагрева или охлаж-
дения.
Решение уравнения теплопроводности прин-
ципиально различно для так называемых тон-
ких и массивных тел. Тонкими считают та^сие
тела, у которых перепад температур в процес-
се нагрева или охлаждения настолько мал, что
им можно пренебречь. Таким образом, можно
считать, что тонкое тело нагревается равномер-
но по сечению. В массивных телах перепад
температур-по сечению достаточно велик и его
необходимо учитывать при расчете. Способы
определения массивности тела приведены в
разд. 13.3.3.
Граничные условия, принимаемые при расче-
те теплообмена в рабочем пространстве печи,
могут быть заданы тремя способами: гранич-
ные условия первого рода, когда задано рас-
пределение температур по поверхности металла
в пространстве и во времени; граничные усло-
вия второго рода, когда задан тепловой поток
как функция времени; граничные условия
третьего рода, когда задана температура сред-
ства нагрева или охлаждения и закон теплооб-
мена между ним и поверхностью металла.
Для основного расчета теплообмена наиболее
подходящими являются граничные условия
третьего рода.
Температуру средства нагрева или охлажде-
ния можно задавать выбором и изменением
его характеристики (см. табл. 1).
Законы лучистого и конвективного теплоо£>-
лена между средством нагрева или охлажде-
ния и поверхностью известны (см. 13.1 и 13.2).
Следует отметить, что температура средства
нагрева или охлаждения (продуктов сгорания,
радиационных труб, воздуха и т. д.), отличает-
ся от температуры, показываемой термопарой
или пирометром, установленными в рабочем
пространстве печи. Рабочий спай термопары,
например, «видит» все тела, участвующие в
теплообмене, и'поэтому температура термопа-
ры есть средняя между температурами этих
тел. Причем температура термопары сущест-
венно зависит от места ее установки, близости
к тому или иному телу, экранированности от
других тел, воздействия на нее конвективных
газовых потоков и факела. Поэтому темпера-
тура термопары является в значительной сте-
пени экспериментальной величиной, точное зна-
чение и характер изменения которой устанав-
ливаются в процессе наладки печи.
5. Аналитические решения уравнения тепло-
проводности при граничных условиях третьего
рода известны для тел простой формы (пласти-
на, цилиндр) и их пересечения при постоянных
коэффициенте теплоотдачи и теплофизических
свойствах тела в случаях, указанных в табл. 2.
Все решения, представленные в виде крите-
риальных зависимостей, приведены для тонких
тел в разд. 13.3.5, а для массивных тел простой
формы в разд. 13.3.6. На рис. 1.23—1.54 даны
графики, позволяющие определить значения
функций, входящих в решение.
При решении двухмерных задач применяют
методы перемножения температурных полей
(для сложных тел, образованных пересечением
тел простой формы) или сложения температур-
ных полей (при действии местных источников
или стоков тепла). Методы решения двухмер-
ных задач описаны в разд. 13.3.7—13.3.10.
Исходя из условий, для которых получены
аналитические решения и построены графики,
позволяющие производить инженерные расче-
ты, перед проведением таких расчетов необхо-
димо следующее: 1) представить нагреваемый
или охлаждаемый металл как тело простой
формы: пластину, цилиндр или их пересечение;
2) представить температуру средств нагрева
или охлаждения как постоянную или линейно
меняющуюся во времени; 3) усреднить тепло-
физические свойства нагреваемого или охлаж-
даемого металла; 4) определить коэффициенты
теплоотдачи для соответствующего закона теп-
лоотдачи (для тонких тел — в зависимости от
того, какой вид теплоотдачи превалирует, для
массивных тел — по конвективному закону теп-
лоотдачи; г метод определения — см. 13.3.4);
5) усреднить коэффициенты теплоотдачи в про-
цессе нагрева или охлаждения.
В случае, если изменение температуры
средств нагрева или охлаждения имеет слож-
ный характер, а также для увеличения точно-
сти расчета график изменения температуры
разбивают на расчетные участки. В каждом из
них температуру средств нагрева или ^охлаж-
дения принимают постоянной или линейно ме-
няющейся во времени.
При расчете по участкам конечное темпера-
турное состояние металла на предыдущем
участке будет начальным для последующего
участка. Если конечное температурное состоя-
ние металла является неравномерным, то для
расчета последующего участка температуру
считают распределенной по параболическому
закону.
Усреднение теплофизических свойств и ко-
эффициентов теплоотдачи можно производить
по участкам.
Во всех расчетах пренебрегают влиянием хи-
мических процессов (окисление, обезуглерожи-
вание и т. д.), а тела, участвующие в теплооб-
мене, считают серыми и диффузными.
В непрерывных печах пренебрегают измене-
нием температур средств нагрева или охлаж-
дения по ширине печи и распространением теп-
ла вдоль печи по металлу или элементам печи.
6. В последние годы получили распростране-
ние расчеты теплопередачи в печах методом
конечных разностей с помощью ЭВМ. Основ-
ные положения и методы расчета теплопереда-
чи с помощью ЭВМ изложены в специальной
литературе. При расчете методом конечных
разностей получают более точные результаты,
так как нет надобности накладывать такие
строгие ограничения на характер изменения
температуры средств нагрева или охлаждения,
на начальную температуру тела и его форму,
не требуется принимать постоянными свойства
металла и коэффициенты теплоотдачи.
Для расчета на ЭВМ необходима разработ-
ка математической модели теплопередачи и со-
ответствующей программы. Собственно время
машинного счета нагрева или охлаждения ме-
талла невелико, однако подготовительная рабо-
та по созданию, вводу и отладке сложных и
громоздких математических моделей теплопе-
редачи занимает значительное время. Если же
необходимо изменение какого-либо входного
параметра, вариация которого в математичес-
кой модели не предусмотрена, то требуется
создание, отладка и адаптация новой програм-
мы, а это чрезвычайно большая работа.
ТАБЛИЦА 2. СЛУЧАИ, ДЛЯ КОТОРЫХ ИЗВЕСТНЫ АНАЛИТИЧЕСКИЕ РЕШЕНИЯ УРАВНЕНИЯ
ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ПРИ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЯХ ТРЕТЬЕГО РОДА
. Массивность тела Закон теплоотдачи на поверхность тела Температура средства наг- рева или охлаждения Начальная температура тела
Тонкое тело Массивное тело Лучистый Конвективный Смешанный Конвективный Постоянная Постоянная Линейно меняющаяся во времени Равномерная Равномерная Распределенная по пара- болическому закону Равномерная Распределенная по пара- болическому закону
9
Большинство металлургических печей явля-
ются индивидуальными агрегатами, поэтому
общие затраты времени, труда и средств при
расчетах на ЭВМ во многих случаях окажутся
больше, чем при инженерных расчетах с по-
мощью малых счетных машин. Кроме того',
часто высокая точность, обеспечиваемая при
расчете на ЭВМ, оказывается во многом бес-
полезной из-за неточности входной информа-
ции, которой располагает конструктор.
По этим причинам для большинства практи-
ческих целей преимущественно выполняют рас-
четы с помощью инженерных аналитических
методов и с применением малых счетных ма-
шин.
На современном этапе расчеты с применени-
ем ЭВМ можно рекомендовать в следующих
случаях: I) когда сложность технологии и ус-
ловий нагрева или охлаждения не позволяет
достаточно точно описать ее упрощенной схе-
мой, которая принята для инженерного расче-
та (сложная конфигурация металла, неравно-
мерный нагрев или охлаждение, учет химичес-
ких процессов, нестационарные режимы и т. д.);
2) когда требуются многочисленные вариант-
ные расчеты, обычно для решения задач опти-
мизации режимов работы или конструктивных
элементов печи; 3) для управления режимом
работы печей, когда требуется проводить боль-
шой объем расчетов в кратчайшее время.
10
Раздел , *
первый РАСЧЕТ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
=1. = НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА
НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
1.1. Назначение
нагревательных печей
Нагревательные печи непрерывного действия
предназначены для нагрева металла перед го-
рячей обработкой давлением. В прокатном и
трубопрокатном производстве черной метал-
лургии основными типами нагревательных пе-
чей непрерывного действия являются толка-
тельные печи, печи с шагающим подом и ша-
гающими балками, кольцевые печи.
В этих печах обычно нагревают для сорто-
вых станов прямоугольную (квадратную) заго-
товку и блюмы толщиной 60—400 мм, шириной
60—400 мм и длиной 1—12 м; для листовых
станов —слябы толщиной 90—350 мм, шири-
ной 400—2000 мм и длиной 1—12 м; для про-
катки труб — круглую заготовку и слитки диа-
метром от 40 до 600 мм и длиной 1—12 м,
а также трубы и трубную заготовку.
1.2. Рекомендуемые
температуры нагрева
Температура нагрева под прокатку зависит
прежде всего от качества нагреваемого метал-
ла. Так, температура нагрева легированных и
качественных сталей 1060—1200 °C, рядовых
сталей 1200—1250 °C, металла непрерывной
разливки 1250—1280 °C, трансформаторной ста-
ли при сульфидном варианте 1280—1300 °C.
Для легированных и качественных сталей тем-
пературы нагрева под прокатку в .соответствии
с технологическими инструкциями металлурги-
ческих заводов Советского Союза приведены
в табл. 1.1.
Значение температуры нагрева для каждо-
го конкретного случая задается в зависимости
от технологии прокатки, характеристики стана,
величины обжатия, расстояния от печи до ста-
на. Так, при прокатке на листовых станах тре-
буется температура нагрева на 25—30 °C вы-
ше, чем при прокатке на сортовых станах.
Конечный перепад температур по сечению
также зависит от вида металла и условий его
прокатки и должен задаваться технологами.
Для прикидочных расчетов принимают перепад
температур в металле порядка 15—20 °C на
100 мм расчетной толщины нагреваемого ме-
талла.
1.3. Особенности учета конвекции
Для выполнения технологических требований
в нагревательных печах непрерывного дей-
ствия осуществляют высокотемпературный на-
грев металла в продуктах сгорания топлива
при температуре газов в конечных зонах на-
грева до 1300—1400 СС.
При высоких температурах теплопередача
к металлу происходит в основном излучением,
а доля конвекции составляет 2—10 %. Причем
из-за сложного профиля печи, неравномерно-
сти температур, особенностей укладки металла,
действия сожигательных устройств движение
газов в печи носит чрезвычайно сложный ха-
рактер и определение коэффициентов конвек-
тивной теплоотдачи представляет большую
трудность. Поэтому часто теплоотдачу конвек-
ТАБЛИЦА 1.1. ТЕМПЕРАТУРА НАГРЕВА ПОД ПРОКАТКУ ЛЕГИРОВАННЫХ И
КАЧЕСТВЕННЫХ СТАЛЕЙ
Марка стали или сплава
Температура
нагрева, °C
У12, У13, У12А, 60ХГ, 95X18, 12МХ, Х12М
70—85, 65Г, 70Г, У7—У10, У7А, У8ГА, УЮА, X, 13Х, 7X3, ХВГ, 4ХВ2С, 5ХВ2С,
15Х12ВНМФ, 18Х2Н4МА, 5ХНМ, 15Х5М, 9ХС, ЕХЗ, П1Х4, П1Х15, ШХ15СГ,
20Х13Н4Г9 (ЭИ100), 13Х11Н2В2МФ (ЭИ961), 09Х16Н4Б (ЭП56), 25Х13Н2
(ЭИ474), 20X17Н2, 15Х5М
А12—А35, А40Г, 45—65, 40Г—60Г, 50Г2, 09Г2, 09Г2С, 25Г2С, 12ГС. 35ГС, 55ГС, Р9,
Р18, 55С2, 60С2, 60С2Н2А, 60С2ХА, 9X1, 50Х, 08X13, 12X13, 20X13, 30X13,
40X13, 18ХГ, ЗОХГСА, 35ХГСА, 18ХГТ, ХОЗГТ, 15ХМ—38ХМ, 30ХМА, 15Х5М,
38ХМЮА, 20ХН—50ХН, 12ХН2, 12ХНЗА, 20ХНЗА, ЗОХНЗА, 12Х2Н4А, 20Х2Н4А,
40ХН2МА, 04Х18Н10, 12Х18Н9, 12Х18Н9Т, 17Х18Н9, 08Х18Н10, 08Х18Н10Т,
Х15Н60, Х20Н80, Х25Н20, 20Х23Н13, 36Х18Н25С2, 20Х25Н20С2, 40ХС, 16ХСН,
40Х10С2М, 9ХФ, 15ХФ, 40ХФА, ЗОХЗМФ, 45Х14Н14В2М (ЭИ69), 20Х20Н14С2,
(ЭИ211), 95X18 (Х18, ЭИ229), 20Х17Н2 (ЭИ268), 20Х23Н13 (ЭИ319),
0Х18Н12Б (ЭИ402), 20ХЗМВФ (ЭИ415), 20Х23Н18 (ЭИ417), 15Х6СЮ
(ЭИ428), 10X17H13M3T (ЭИ432), ХН78Т (ЭИ435), ХН77ТЮР (ЭИ437Б1,
10Х17Н13М2Т (ЭИ448), 37Х12Н8Г8МФБ (ЭИ481), ХН75МБТЮ (ЭИ602),
06ХН28МТ, 0Х23Н28М2Т (ЭИ628), ХН70Ю (ЭИ652), 09Х14Н16Б (ЭИ694),
09Х14Н18В2БР (ЭИ695Р), ХН38ВТ (ЭИ703), 10Х14Г14Н4Т (ЭИ711), 12Х2НВФА
(ЭИ712), 12Х25Н16Г7АР (ЭИ835), ХН60ВТ (ЭИ868), 12Х17Г9АН4 (ЭИ878),
09Х15Н8Ю (ЭИ904), 08Х17Н5МЗ (ЭИ925), 11X11Н2В2МФ (ЭИ962), 08Х22Н6Т
(ЭП53), 08X21Н6М2Т (ЭП54), 15Х17АГ14 (ЭП213), 07Х21Г7АН5
05—40, 15Г—40Г, 10ХСНД, 15ХСНД, Л53, 20ХГСА, 09Г2, 10Г2—45Г2, 15Х—40Х
1060—1120
1120—1160
1160—1200
1200—1250
11
цией не рассчитывают, учитывая ее поправоч-
ным коэффициентом к коэффициенту теплоот-
дачи излучением или принимая ее в запас на
возможную неточность расчета.
1.4. Двухзонный и трехзонный
теплотехнические режимы
нагрева металла
Различают двухзонный и трехзонный теплотех-
нические режимы нагрева металла в нагрева-
тельных печах (рис. 1.1). При двухзонном ре-
жиме имеются две теплотехнические зоны по
ходу металла (по мере нагрева): методическая,
в которой температура повышается, и свароч-
ная с постоянной высокой температурой. Обыч-
но методическая зона соответствует неотапли-
Рие. 1.1. Принципиальное распределение температур
продуктов сгорания и металла при двухзонном
— —) н трехзонном (--------) режимах нагрева:
г — температура продуктов сгорания; 2 и 3 — темпе-
ратура поверхности н центра металла; теплотехни-
ческие аоиы; 1 — методическая; II — сварочная; 111_
томильная
ваемой зоне в печи, в которой происходит
утилизация тепла продуктов сгорания, а сва-
рочная отапливаемой зоне, зоне горения нлн
зоне высокотемпературного факела. Однако
методический режим может поддерживаться и
в отапливаемой зоне путем соответствующего
выбора тепловой мошности горелочных уст-
ройств, особенно в зонах с рассредоточенным
отоплением (сводовым, боковым).
При двухзонном режиме температура в
сварочной зоне должна быть выбрана так, что-
бы к моменту достижения заданной конечной
температуры поверхности металла перепад тем-
ператур по его сечению не превышал допуска-
емой величины. При этом чем меньший пере-
пад необходимо получить, тем ближе должна
быть температура сварочной зоны к заданной
конечной температуре поверхности металла.
Поэтому при двухзонном режиме интенсив-
ность иагрева ограничена и, кроме того, нель-
зя допускать задержек металла в печн сверх
необходимого времени нагрева во избежание
перегрева металла.
При трехзонном режиме нагрева к методи-
ческой н сварочной зонам добавляется третья
теплотехническая зона по ходу металла (по
мере нагрева) — томильная с постоянной тем-
пературой, близкой к заданной конечной тем-
пературе поверхности металла. Температура
в сварочной зоне при трехзонном режиме на.
грева может быть выше, а нагрев интенсивнее,
чем при двухзоииом режиме, так как возника-
ющий при интенсивном нагреве больший пере-
пад температур по сеченню выравнивается в
томильной зоне, куда металл попадает нз сва-
рочной зоны по достижении заданной темпера-
туры поверхности. Благодаря близости темпе-
ратур продуктов сгорания в томильной зоне н
поверхности металла снижается опасность пе-
регрева при задержке металла в печи. Приме-
нение трехзонного режима тем более целесооб-
разно, чем толще нагреваемый металл н чем
меньший перепад по его сечению требуется по-
лучить.
Зоны отопления (регулирования) в печи
могут не совпадать с теплотехническими зона-
ми. Так, сварочная зона часто состоит из не-
скольких зон отопления. На печи такие зоны
нумеруют по ходу движения металла: 1-я сва-
рочная зона, 2-я сварочная зона и т. д. Однако
в первых по ходу металла сварочных зонах
часто наблюдается повышение температуры
продуктов сгорания, т. е. теплотехнически они
являются частью методической зоны. В то вре-
мя как зоны отопления неизменны по величине
и определяются конструкцией печн, теплотех-
нические зоны изменяются при изменении ре-
' жима работы печи, их границы подвижны, они
могут переходить одна в другую, например то-
мильная и методическая — в. сварочную, и на-
оборот.
1.5. Выбор расчетных участков
При разбивке печн на расчетные участки сле-
дует иметь в виду, что их границы обязательно
должны совпадать с границами теплотехничес-
ких зон. Это вытекает нз условий, для кото-
рых получены аналитические решения (см.
табл. 2 введения). Для повышения точности
расчетов теплотехнические зоны можно разби-
вать на несколько расчетных участков, при
этом желательно совмещать такие участки с
зонами отопления (регулирования), так как
это упрощает дальнейшие расчеты размеров
печн, тепловых мощностей зон и т. д.
При определении числа расчетных участ-
ков следует также учитывать, что на участках
с постоянной температурой расчет дает более
точные результаты, чем на участках с линейнр
изменяющейся температурой. На таких участ-
ках точность расчета тем выше, чем меньше из-
менение температуры продуктов сгорания. По-
этому зоны с существенным изменением темпе-
ратуры продуктов сгорания следует разбивать
на большее число расчетных участков.
1.6. Температуры газов, кладки
и удельное время нагрева
14сходя нз общих принципов расчета нагрева
металла (см. разд. 2 введения), на каждом
расчетном участке нагревательной печи долж-
ны быть известны температура продуктов сго-
рания, начальное температурное состояние ме-
талла и продолжительность нагрева.
Температуру продуктов сгорания в свароч-
ной зоне принимают на 80—130 °C, а в томиль-
ной на 30—50 °C выше заданной конечной тем-
пературы поверхности металла. Повышение
температуры продуктов сгорания свыше 1350—
1400 °C нежелательно, так как приводит к уве-
личению окисления и обезуглероживания ме-
талла и уменьшению стойкости огнеупоров н
элементов печн. Рекомендуемые значения тем-
12
пературы продуктов сгорания в зонах отопле-
ния нагревательной печи при нагреве рядовой
стали приведены в табл. 1.2.
Для некоторых марок стали температуру
продуктов сгорания в начале печи со стороны
посада металла ограничивают, что обусловлено
опасностью чрезмерно высоких температурных
напряжений в металле. В табл. 1.3 даны мак-
симальные температуры продуктов сгорания в
начале печи, при которых допустим холодный
посад некоторых марок сталей.
При расчете нагрева металла в печах, где
слой продуктов сгорания имеет небольшую
толщину (печи с роликовым подом, секцион-
ные), а также при косвенном радиационном
нагреве (сводовое отопление) нагревающим те-
лом может быть принята кладка. При выборе
температуры кладки следует учитывать, что в
зонах, где металл имеет высокую температуру,
температура кладки близка к температуре про-
дуктов сгорания, а в зонах, где металл еще
холодный, температура кладки может быть ни-
же температуры продуктов сгорания на 100—
150 °C. Зависимость между температурами
продуктов сгорания и кладки дают формулы
(13.22) и (13.23).
Начальное температурное состояние метал-
ла для каждого последующего участка прини-
мают равным конечному температурному со-
стоянию в предыдущей зоне, как указано в
пункте 5 Введения.
Для предварительного определения про-
должительности нагрева металла пользуются
практическими данными. Общую продолжи-
тельность нагрева металла, ч, исходя из прак-
тических данных определяют по формуле
ТАБЛИЦА 1.3. ТЕМПЕРАТУРА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ В ЗОНАХ ОТОПЛЕНИЯ
НАГРЕВАТЕЛЬНОЙ ПЕЧИ ПРИ НАГРЕВЕ РЯДОВОЙ СТАЛИ
Число зон отопления Участок печи Температура в зоне при нагреве металла до температуры, °C
1200—1220 1230—1250
2 Томильная зона 1200—1260 —
Сварочная зона 1300—1350
Начало печи 800—1000 —
3 Томильная зона 1200—1260 1260—1320
Сварочная верхняя зона 1300—1350 1320—1380
Сварочная нижняя зона 1260—1300 1280—1320
Начало печи 700—950 800—1000
4 Томильная зона 1200—1260 1260—1320
Сварочная верхняя зона I 1220—1280 1260—1320
Сварочная верхняя зона 11 1300—1350 1320—1380
Сварочная нижняя зона 1260—1300 1280—1320
Начале печи 900—1050 950—1100
5 Томильная зона 1200—1260 1260—1320
Сварочная верхняя зона I 1220—1280 1260—1320
Сварочная верхняя зона II 1300—1350 1320—1380
Сварочная нижняя зона I 1200—1240 1220—1260
= ' Сварочная нижняя зона II 1260—1300 1280—1320
АГ Начало печи 900—1050 950—1100
ТАБЛИЦА 1.3. МАКСИМАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА В НАЧАЛЕ ПЕЧИ, ПРИ КОТОРОЙ
ДОПУСТИМ ХОЛОДНЫЙ ПОСАД
Марки стали
Температура,
°C
ЗОХГТ, 20Х17Н2, 1X13, 20X13, 30X13, 40X13, 08Х18Н10, 08Х18Н10Т, 08X13
(ЭИ496), 12Х18Н10Т, 12Х18Н12Т, 10Х17Н13М2Т, 10X17H13M3T, 20Х23Н18
(ЭИ417), 20Х13Н4Г9
35—60, 09Г2, 10Г2, 40—60, Г2, 15Г—70Г, 12ГС, 35ГС, 55ГС, 17ГС, 25Г2С,
40Х—50Х, 40ХФА, 18ХГ, 20ХГР, 35ХГ2, ЗОХГС, 25ХГМ, 20ХГР—40ХГР, ЗОХГТ,
40ХГТР, 20ХГСА—ЗОХГС А, 38Х2МЮА, XI2, 7X3, 8X3, 20ХН—50ХН, ЗОХНЗА,
12ХНЗА, 20ХНЗА, 20ХН4ФА, 5ХНВ, 12ХН2, 30ХН2МА, 20ХН2М, 5ХНМ,
38Х2Н2МА, 40ХН2МА, 38ХНЗМФА, 30ХН2МФА,. 45ХН2МФА, 20ХН4ФА,
25Х2М1Ф, 18Х2Н4МА, 15Х5М, 15Х5ВФ, 15X5, 20ХЗМВФ, 38Х2Ю, 14Х2НЗМА,
36Х2Н2МФА, 15Х5ВФ, 12Х1МФ, 12Х2Н4А, 20Х2Н4А, 15Н2М, 20Н2М, 12МХ,
20ХМ, ЗЗХС, 40ХС, 38ХС, 50С2, 55С2, 60С2, 70СЗА, 60С2ХА, 70С2ХА, 60С2ХФА
70—85, У7—У13, У7А, У8ГА, У10, У12А, X, 9X1, 6ХВГ, 4ХВ2С—6ХВ2С, 38ХГН,
26ХГМ, ХГС, 35ХГСА, 30ХГСН2М, 38Х2МЮА, 5ХНВС, 8ХФ, 40ХС, Х12, Х12М,
12Х18Н9, 17Х18Н9, 12Х18Н9Т, 40Х10С2М, Х13Ю4, Х15Ю5, Х23Ю5, Р9, Р18,
60С2Н2А, 35ГС, ЕХЗ. ШХ4, ШХ15, ШХ15СГ
800—900
700—800
600—700
13
ТАБЛИЦА 1.4. УДЕЛЬНОЕ ВРЕМЯ НАГРЕВА НИЗКОУГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ
В НЕПРЕРЫВНЫХ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
Особенности нагрева Тип пени Толщина (диаметр) нагреваемого металла, м Удельное время, нагрева,- мин/см
Верхний и нижний обогрев слябов Верхний . обогрев заготовок квадратного сечения Верхний и нижний обогрев заготовок квадратного сечения 7рг/( Верхний обогрев заготовок круглого се- чения 1 Коэффициент заполнения полезной длины 2 То же, 0,4. 8 То же, 0,8. 4 То же, 0,3—0,5. Чистовые станы Толкательные1 С шагающими балками1 Аортовые станы Толкательные1 С шагающим подом2 Толкательные1 J С шагающими балками3 эопрокатные станы Кольцевые4 печи 0,98. 0,12—0,15 - 0,155—0,25 0,255—0,3 0,1—0,15 0,155—0,25 0,255—0,35 0,08—0,115 0,08—0,115 0,12—0,15 0,155—0,2 0,12—0,15 0,155—0,25 0,255—0,3 0,155—0,22 0,225—0,3 0,1—0,15 0,155—0,25 0,255—0,3 0,305 и более * 7,4 8,0 8,7 6,3 6,6 7,2 9,0 4,5 5,1 5,7 7,4 8,0 8,7 4,6 5,0 5,5 5,8 6,1 6,4
ТАБЛИЦА 1.5. УДЕЛЬНОЕ ВРЕМЯ НАГРЕВА ЗАГОТОВОК РАЗЛИЧНЫХ МАРОК СТАЛИ В |
ТОЛКАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ ДВУХСТОРОННЕГО ОБОГРЕВА ДО ТЕМПЕРАТУРЫ
ПРОКАТКИ (ПО МАТЕРИАЛАМ ЗАВОДСКИХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ИНСТРУКЦИЙ)
«5 Марки стали Прокатные станы Удельное время на- грева1, мнн/см
Низколегированные марганцовистые, кремнемарганцо- вые, хромокремнемарганцовые и др.: 15г—ЗОГ, 15Г1, 09Г2—45Г2,09Г2Д, 12ГС—35ГС, 09Г2С—25Г2С, 10Г2С1, 10Г2С1Д, 17Г1С, 20ХГСА—35ХГСА, 10ХСНД— 15ХСНД, 15Х—50Х, 18ХГ, 18ХГТ, ЗЗХС—40ХС, 20ХГР, 15ХМ— 38ХМ, 30ХМА, 38ХМЮА, 14ХГН—19ХГН, 20ХГНМ, 12ХН2, 40ХН—50ХН, 50ХГА, 40ХГТР, 12Х1МФ, 12Х2НВФА, 12Х2НЧА, 50ХГФА, 4ХВ2С,' 12ХНЗА, 15ХГН2ТА, 20ХН2М, 50ХФА, 18ХНВА—25ХНВА, 40ХН2МА Листовые Крупносортные Мелкосортные 8,2+0,025 6,0+0,135 9,4
Высокоуглеродистые (рессорно-пружинные, инструмен- тальные, шарикоподшипниковые): 60—85, 65Г—70Г, 55С2—60С2, 60С2А, 60С2Н2А, 60С2ХА, 60С2ХФА, 65С2ВА, 70СЗА, 70С2ХА, 80С, У7—У13, У7А—У13А, У8ГА, ШХ4—ШХ15, ШХ15СГ—ШХ20СГ Листовые Крупносортные Мелкосортные • 8,8+0,045 5,4+0,185 8,6+0,085
Хромистые нержавеющие: 08X13—40X13, Х12, Х12М, Х12Ф1, Х12ВМ, 10Х13Ю, 12X17, 14Х17Н2, 15Х5ВФ, ЗХ2В8Ф, Х6ВФ, 15X5, 15Х5М, 4Х5МФС, 08Х17Т, 20Х17Н2, 15Х25Т, 15X28, 40Х9С2, 40Х10С2М Листовые Крупносортные Мелкосортные 6,4+0,385 12,5 8,8+0,245
14
Продолжение табл. 1.5
Марки стали Прокатные станы Удельное время на- грева1, мин/см
Хромоникелевые нержавеющие: 12Х18Н2Т, 12Х18Н9, 12Х18Н9Т 17Х18Н9, 04Х18Н10, 08Х18Н10, 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т, 03Х18Н11, 10Х17Н13М2Т, 1OX17H13M3T, 08Х22Н6Т, 08Х21Н6М2Т, 10Х23Н18, 20Х23Н18, 08Х16Н11МЗ, 55Х20Г9АН, 07Х16Н6, 09X16Н4Б, 20X17Н2, ХН38Т, ХН78Т, 45Х14Н14В2М, 37Х12Н8Г8МФБ, 12Х18Н10Е Листовые Крупносортные Мелкосортные 8,3+0,425 14 9,7+0,33S
Сложнолегированные хромоникелевые; 08Х16Н13М2Б, 06ХН28МДТ, 03Х21Н21М4ГБ Мелкосортные 15
Высоколегированные' инструментальные (быстрорежу- щие): Р9, Р12, Р18, Р9К10, Р6М5, Р18Ф Листовые 17,5
Примечания: 1. При нагреве заготовок с зазором в печах с шагающим подом сортовых
станов и в кольцевых печах трубопрокатных станов удельное время нагрева следует принимать
по отношению к нагреву низкоуглеродистых марок стали (см. табл. 1.4): для низколегирован-
ных марок стали — одинаковым; для среднелегированных — на 10—12 % больше; для
легированных — на 30 % больше.
2. Марки стали сгруппированы по времени нагрева при одинаковых условиях.
3. К листовым станам отнесены толсто- и среднелистовые, универсальные, полосовые, ши-
рокополосные (тонколистовые); к крупносортным — еще и рельсобалочные, заготовочные и тру-
бозаготовочные; к мелкосортным — еще и среднесортные и проволочные станы.
1 5 — полная толщина заготовки, см.
t = zS/0,6, (1.1)
где S — толщина нагреваемого металла, м;
г —удельное время нагрева, мин/см. Практи-
ческие данные об удельном времени нагрева в
зависимости от типа нагревательной печи, мар-
ки стали и толщины нагреваемого металла
приведены в табл. 1.4 и 1.5.
1.7. Расчетная часовая
производительность и садка печей
Для расчета размеров печи или группы печей
необходимо знать их часовую производитель-
ность, которую при нагреве данного вида ме-
талла принимают равной заданной часовой
производительности стана (в пересчете на
всад) при прокатке этого вида металла.
По расчетной часовой производительности
и рассчитанной продолжительности нагрева
данного вида металла определяют садку печи
или группы печей, т:
G=Px, (1.2)
где Р — расчетная часовая производительность,
т/ч; т — продолжительность нагрева, ч.
Если в печи нагревают различные по раз-
мерам и свойствам виды металла, то для каж-
дого из них рассчитывают продолжительность
нагрева, а затем садку печи или группы печей,
и из полученных значений выбирают макси-
мальную садку. По этой максимальной садке
рассчитывают в дальнейшем длину полезного
пода печи или группы печей.
1.8. Длина полезного пода,
ширина рабочего пространства,
площадь и напряжение пода
Длина полезного пода печи — это часть общей
длины печи, по которой происходит перемеще-
ние металла. В нагревательных печах непре-
рывного действия перемещение металла проис-
ходит, как правило, поперек его оси, В этом
случае длина полезного пода печи или группы
печей
Ls = Gb/nMkB, (1.3)
где L„ — длина полезного пода, м; 6 — ширина
заготовки, м; п — число рядов заготовок в пе-
чи; М — масса заготовки, т; k3 — коэффициент
заполнения полезной длины печи.
Для прямоугольных заготовок формулу
(1.3) можно записать в виде
La = G/nSlpkz, (1.4)
где S—толщина заготовки, м; I — длина заго-
товки, м; р — плотность металла, т/м3; плот-
ность обычной углеродистой стали составляет
кг/м3 (т/м3): катаной 7850 (7,85), непрерывно-
литой спокойной 7800 (7,8), непрерывно-литой
кипящей 7200 (7,2), в штучных слитках 6800—
7000 (6,8—7,0).
Ширину рабочего пространства (ширина
печи в свету) принимают в зависимости от
длины нагреваемых заготовок I и числа рядов
заготовок в печи п. Расстояние от концов за-
готовок до стен печи, а также зазор между
концами заготовок в рядах принимают равным
0,2—0,4 м. Таким образом, ширина печи, м:
В = nl + (п + 1) (0,2 4- 0,4). (1.5)
Площадь габаритного пода, м2, определя-
ют как произведение длины габаритного пода
на ширину печи в свету:
Fr = brB. (1.6)
Площадь активного пода представляет
площадь, покрытую металлом в рабочем прост-
ранстве печи, и определяется как произведение
длины полезного пода, занятой металлом, на
длину нагреваемых заготовок. При многоряд-
ном нагреве берётся суммарная длина загото-
15
вок во всех рядах, следовательно, площадь
активного пода, м2:
f а = fe - (1-7)
Напряжение активного пода, кг/м2-ч, пред-
ставляет удельную производительность н опре-
деляется по формуле
На = 1000P/Fa. (1.8)
Эта величина характеризует интенсивность ра-
боты печи. Иногда определяют также напря-
жение габаритного пода
Нг= 1000Р/Ег. (1-9)
Эта величина характеризует использование по-
да печи.
Высоту рабочего пространства принимают
по практическим данным.
1.9. Тепловая мощность печи
и удельный расход тепла
Тепловой баланс печи и отдельных зон нагрева
составляют по методике, приведенной в гл. 15.
При составлении тепловых балансов участ-
ков нагрева (зон печи) необходимо учитывать
переток продуктов сгорания из одной зоны в
другую по методике, изложенной в разд. 15.4.
Из теплового баланса печи, составленного
при расчетной производительности, определяют
тепловую мощность печи, которую закладыва-
ют в проект.
Из тепловых балансов зон, составленных
при расчетной производительности, определяют
расчетную тепловую мощность зон. Тепловую
мощность каждой зоны увеличивают на 10 %
по сравнению с расчетной, что необходимо для
обеспечения возможности перераспределения
подачи топлива по зонам в процессе эксплуа-
тации.
По тепловой мощности печи и отдельных
зон отопления определяют максимальные рас-
ходы топлива на печь и на каждую зону отоп-
ления, а по ним рассчитывают сожигательные
устройства, а также все трассы и устройства
для подачи топлива, воздуха и удаления про-
дуктов сгорания.
- Для определения потребления тепла печью
составляют тепловой баланс для соответствую-
щей производительности печи при нагреве ме-
талла определенных параметров.
По рассчитанному потреблению тепла
печью определяют удельный, расход тепла,
кДж/кг, при данных условиях работы печи по
формуле
<? = 3,6QnoTP/P, (1.10)
где Фпотрпотребление тепла печью, кВт;
Р — производительность печи, т/ч.
1.10. Работа печи
при нерасчетных условиях
Размеры печи определяют при максимальной
садке и по расчетной производительности для
данного вида металла, который назовем рас-
четным. Однако печь данных размеров может
работать при различной производительности в
зависимости от условий работы стана. Садка
печи также может меняться в зависимости от
размеров и свойств нагреваемого металла.
При этом изменяются характеристики и пока-
затели печи (температурный режим, потребле-
ние тепла, напряжение пода).
В практике проектирования обычно встре-
чаются три типа задач расчета печи с заданны-
ми размерами: 1) определение температурного
режима при нагреве расчетного металла с по-
ниженной производительностью; 2) определе-
ние температурного режима при нагреве ме-
талла, отличающегося от расчетного размерами
и (или) свойствами, если задана производи-
тельность стайа при прокатке этого вида ме-
талла; 3) определение максимальной произво-
дительности при поверочном расчете или пере-
счете существующей печи данных размеров.
В первой задаче прежде всего из формулы
(1.2) по известной садке печи и производитель-
ности определяют продолжительность нагре-
ва, ч:
i = G!P. (1.11)
Далее, задавшись новым распределением
температур по длине печи, следует произвести
расчет нагрева металла, добиваясь получения
необходимого конечного температурного состо-
яния металла.
Следует учесть, что при существенном сни-
жении производительности целесообразно пере-
водить с трехзонного на двухзонный режим на-
грева путем снижения температуры продуктов
сгорания в сварочной зоне до температуры
продуктов сгорания в томильной зоне или еще
ниже. При этом поверхность металла будет
меньшее время находиться при высоких темпе-
ратурах, поэтому снизится окисление и обез-
углероживание металла.
Потребление тепла печью при новой 'про-
изводительности определяется из расчета теп-
лового баланса.
Напряжение пода'для печи данных, разме-
ров, как видно из формул (1.8) и (1.9), прямо
пропорционально производительности.
Во второй задаче необходимо сначала оп-
ределить садку печи, т, по известной длине
полезного пода из формулы (1.3):
G=LnnMk3/b (1.12)
или для прямоугольных заготовок — из фор-
мулы (1.4): \
G — LnnSlpk3. (1.13)
Для металла, отличающегося от расчетного
только теплофизическими свойствами, садка
печи не меняется.
Далее из формулы (1.1) по заданной про-
изводительности стана определяют расчетную
производительность печи, а затем по формуле
(1.11) по известной садке и производительно-
сти находят продолжительность нагрева. Даль-
нейший расчет производится так же, как и
в первой задаче.
В третьей задаче следует сначала принять
распределение температуры продуктов сгора-
ния по длине печи, руководствуясь рекоменда-
циями, изложенными в разд. 1.6.
Затем по формулам (1.12) или (1.13) оп-
ределяют садку печи и, задаваясь производи-
тельностью, по формуле (1.11) рассчитывают
продолжительность нагрева.
Далее производят расчет нагрева металла
и определяют, можно ли за такое время полу-
чить металл с заданными температурными ха-
рактеристиками. Если нет, то задаются новой
производительностью, а тем самым и новой
продолжительностью нагрева до тех пор, пока
определится производительность, при которой
будет обеспечена заданное качество нагрева.
16
Г л.а в a 2
НАГРЕВАТЕЛЬНЫЕ
ТОЛКАТЕЛЬНЫЕ ПЕЧИ
2.1. Характеристика
толкательных печей
Толкательные печи установлены перед боль-
шинством мелкосортных, проволочных, сорто-
вых и листовых станов на отечественных ме-
таллургических заводах. Эти печи характеризу-
ются противоточным движением нагреваемого
металла и продуктов сгорания, а также нали-
чием в начале печи (со стороны посада метал-
ла) развитой неотапливаемой методической
зоны, вследствие чего нх часто называют мето-
дическими печами. В современных нагреватель-
ных толкательных печах не всегда эти принци-
пы строго соблюдают. Например, создают пря-.
моточные и смешанные прямо-противотодаые
зоны отопления, устанавливают горелки в ме-
тодической зоне. Однако в целом отличитель-
ные черты этих печей сохраняются и основные
принципы расчета остаются прежними.
2.2. Классификация печей
и условия нагрева металла
Нагревательные толкательные печи классифи-
цируют по наличию нижнего обогрева и по
теплотехническому режиму нагрева металла
(двухзонный и трехзонный режимы). Кроме
того, печн разделяют по способу отопления
(торцевое, сводовое и боковое), а при торце-
вом отоплении, когда зоны отопления четко
выражены конструктивно, печи классифициру-
ют также по числу зон отопления (двух, трех
и т. д.). На рис. 2.1 приведены профили основ-
ных типов нагревательных толкательных печей.
Наличие нижнего подогрева определяет ха-
рактер граничных условий для нагреваемого
металла. Металл толщиной до 100 мм нагре-
вают с одной стороны в печах без нижнего
подогрева, а толщиной > 100 мм — с двух сто-
рон в печах с нижним подогревом.
При этом для организации нижнего подо-
грева метадл проталкивают над нижними зона-
ми по водоохлаждаемым подовым трубам.
В результате охлаждающего и экранирующего
действия подовых труб на металле образуются
относительно холодные участки — «темные пят-
на». Для их ликвидации и повышения равно-
мерности нагрева в конце печи (по ходу
металла) создают участок одностороннего на-
грева на монолитном поду, где в отсутствие
подовых труб происходит выравнивание тем-
ператур в металле. Таким образом, неравно-
мерность температур, создаваемая подовыми
трубами, существенно влияет на распределение
температур в металле и тем самым на продол-
жительность нагрева. Поэтому влияние подо-
вых труб на температурное поле в металле не-
обходимо учитывать при расчете.
Характеристика теплотехнических режимов
нагрева металла (двухзонного и трехзонного)
была дана в разд. 1.4.
Способ отопления и количество зон отоп-
ления определяют распределение температуры
продуктов сгорания по длине печи.
2.3. Расчетная схема
нагрева металла
Для составления расчетной схемы нагрева ме-
талла в соответствии с условиями, для кото-
рых получены аналитические решения (см.
разд. 5. Введения), принимают следующие до-
пущения.
Поскольку заготовки в толкательной печи
образуют сплошной плот, а толщина заготовок
значительно меньше, чем длина и ширина пло-
та, то металл в печи рассматривают как неог-
раниченную пластину.
Распределение температур над и под ме-
таллом на участке двустороннего обогрева счи-
тают одинаковым.
Учитывая условия и теплотехнический ре-
жим нагрева в нагревательной толкательной
печи, расчетную схему нагрева металла в теп-
лотехнических зонах принимают в соответствии
с табл. 2.1.
ТАБЛИЦА 2.1. РАСЧЕТНЫЕ СХЕМЫ НАГРЕВА МЕТАЛЛА (ПЛАСТИНЫ) В ТОЛКАТЕЛЬНЫХ
ПЕЧАХ
Печь Нагрев Зона
методическая | сварочная томильная
Без нижнего обогрева Двух зонный Односторонний нагрев в среде с линейно возра- стающей температурой при ее равномерном (хо- лодный посад) или пара- болическом (горячий по- сад) начальном распре- делении Односторонний нагрев в среде с постоянной температурой при ее параболическом на- чальном распределе- нии —
Трехзонный Односторонний на- грев в среде с по- стоянной темпера- турой при ее пара- болическом на- чальном распреде- лении
С иижним обогревом Двухзонный Двусторонний нагрев в среде с линейно возра- стающей температурой при ее равномерном (хо- лодный посад) или па- раболическом (горячий посад) начальном рас- пределении Двусторонний нагрев в среде с постоянной температурой при ее параболическом на- чальном распределе- нии —
Трех зонный Односторонний на- грев в среде с по- стоянной темпера- турой при ее пара- болическом на- чальном распреде- лении
2—482
17
Рис. 2.1. Профили основных типов нагревательных толкательных печей (значения размеров
в табл. 2.2):
а — двухзонная печь без нижнего обогрева, с наклонным подом, с боковой загрузкой н вы-
дачей; б —трехзонная печь с нижним обогревом, с торцовой загрузкой и боковой выдачей;
в — четырехзонная печь с нижним обогревом, с торцовой посадкой и выдачей; г — пятнзонная
нечъ с нижним обогревом, с торцовой посадкой и торцовой выдачей при помощи машины вы-
дачи; 1 — рольганг загрузки; 2 — толкатель; 3— нагреваемый металл; 4 — окно выдачи; 5 —
рольганг выдачи; 6 — штанги машинЪл выдачи; 7 — томильная зона; 8— сварочная зона; 9 —
верхняя сварочная зона; 10 — нижняя сварочная зона; 11 — I-я верхняя сварочная зона; 12—
2-я верхняя сварочная зона; /3—1-я нижняя сварочная зона; 14 —- 2-я нижняя сварочная зона
2.4. Последовательность .
расчета нагрева металла
При расчете нагрева металла во вновь проек-
тируемой печи обычно известны размеры, фи-
зические и теплофизические свойства нагревае-
мого металла, а также его начальное и конеч-
ное температурные состояния (холодный или
горячий посад, конечная температура поверх-
ности, допустимый конечный перепад темпера-
тур по сечению). Кроме того, должны быть
известны технологические ограничения, накла-
дываемые на процесс нагрева.
Для расчета необходимо прежде всего за-
даться распределением температуры продуктов
сгорания по длине печи. С этой целью следует
выбрать режим нагрева металла (двухзонный
или трехзонный) согласно рекомендациям (см.
18
ТАБЛИЦА 2.2. ОСНОВНЫЕ РАЗМЕРЫ РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ
ТОЛКАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕН
Рисунок Отношение, % Размер, м
«С1^П 'т^п нсв «СИ н т
2.1, а — 28—37 2-, 6—3,0 — 1,6—1,85 0,55—0,85 1,0—1,3
2,1,6 — 27—37 24—30 2,6—3,0 2,2—2,6 1,5—1,7 0,7—0,8 1,0—1,2 1,2—1,7
2,1,в 22—28 27—32 24—26 2,6—3,0 2,2—2,6 1,5—1,7 0,7—0,8 1,0—1,2 1,2—1,7
2.1,г 22—28 27—32 24—26 2,6—3,0 2,2—2,6 1,5—1,7 0,7—0,8 1,0—1,2 1,0—1,4
разд. 1.4) и принять значения температуры про-
дуктов сгорания в зонах (см. разд. 1.6). Затем
полученный график распределения температу-
ры продуктов сгорания делят на расчетные
участки (см. разд. 1.5). На каждом участке
принимают расчетную схему нагрева,, по
табл. 2.1.
Далее предварительно определяют общую
продолжительность нагрева металла в печи по
формуле (1.1) и продолжительность нагрева
металла на расчетных участках в соответствии
с их разбивкой. Так как расчетные участки це-
лесообразно совмещать с зонами отопления, то
при определении продолжительности нагрева
на расчетных участках можно пользоваться
практическими данными об относительной дли-
не зон отопления нагревательных толкательных
печей, приведенными в табл. 2.2.
Расчет нагрева металла в печи ведут по
расчетным участкам, начиная с первого по хо-
ду металла. Сначала на этом участке произ-
водят расчет теплообмена излучением в рабо-
чем пространстве, согласно методике, изложен-
ной в разд. 13.1.4, в результате чего находят
приведенный коэффициент излучения. Необхо-
димые для этого расчета размеры рабочего
пространства (ширину и высоту) определяют
по методике, описанной в разд. 1.8.
Затем для первого по ходу металла рас-
четного участка задаются конечной температу-
рой поверхности металла. Эта температура не-
обходима для того, чтобы определить усред-
ненные на расчетном участке теплофизические
свойства металла и коэффициенты теплоотда-
чи. Усредненные теплофизические свойства ме-
талла определяют по табл. V.46—V.51 при
средней на расчетном участке температуре по-
верхности металла.
Коэффициенты теплоотдачи определяют
по методике, изложенной в.разд. 13.3.4. При
этом теплоотдачу конвекцией не учитывают
(акояв=0), а принимают ее в запас расчета.
Коэффициент теплоотдачи излучением, опреде-
ляемый по формуле (13.48), находят для на-
чала и конца расчетного участка. Усредненный
коэффициент теплоотдачи на расчетном' участ-
ке находят путем арифметического усреднения
коэффициентов теплоотдачи излучением в на-
чале и в конце участка.
Затем определяют массивность нагревае-
мого тела по методике, изложенной в
разд. 13.3.3. Входящая в числа Био и Старка
величина расчетной толщины металла равна
полной толщине металла при одностороннем
нагреве й половине толщины при двустороннем
нагреве. Расчет нагрева тонкого металла ведут
по закону излучения (см. разд. 13.3.5).
При расчете нагрева массивного металла
по* усредненным значениям теплофизических
2* .
свойств металла (коэффициенты теплопровод-
ности и температуропроводности) н коэффици-
ента теплоотдачи излучением определяют зна-
чения чисел Био н Фурье по формулам (13.44)
и (13.66). Затем согласно принятой для рас-
четного участка схеме иагрева по табл. 13.5
подбирают подходящее решение уравнения теп-
лопроводности в критериальной форме.
По графикам рис. 1.16—1.54 исходя из из-
вестных значений чисел Био и Фурье находят
значения функций, входящих в решение. В ре-
зультате получают температуры поверхности и
центра металла, а также среднюю по сечению
температуру, которая необходима в дальней-
шем для составления теплового баланса зон
печи.
Полученную расчетом конечную температу-
ру поверхности металла сравнивают с предва-
рительно заданной, и если они сильно разли-
чаются, то задаются новой конечной темпера-
турой поверхности металла, более близкой к
полученной, а расчет повторяют заново. Прак-
тически совпадение заданной и полученной
расчетом температур должно быть в пределах
15—20 °C. Если такое совпадение получено, пе-
реходят к расчету нагрева металла на следую-
щем по ходу металла расчетном участке.
2.5. Порядок учета
влияния подовых труб
Учет влияния подовых труб производят по ме-
тодике, изложенной в разд. 13.3.10. Расчет ве-
дут на изолированные и неизолированные тру-
бы. При определении температурного фактора
стока температуру поверхности неизолирован-
ных труб принимают равной 300 °C. Температу-
ру поверхности изоляции для изолированных
подовых труб необходимо рассчитывать. Для
сварочной зоны с температурой продуктов сго-
рания 1300—1350 °C температуру поверхности
изоляции подовых труб принимают равной
1150—1200 °C.
О степени неравномерности нагрева метал-
ла на подовых трубах судят по величине не-
равномерности средних по толщине металла
температур над подовой трубой и посередине
между подовыми трубами, т. е. в сечениях, где
влияние подовых труб соответственно наиболь-
шее и наименьшее. Неравномерность нагрева
по длине определяют только в конце нагрева.
Обычно эта величина не должна превышать
заданной конечной неравномерности по сече-
нию металла.. Неравномерность нагрева по дли-
не в основном определяется относительной про-
должительностью нагрева металла на монолит-
ной подине.
10
2.6. Последовательность
уточнения результатов
и алгоритм расчета
нагрева металла
Когда закончен расчет нагрева металла на
всех участках, сравнивают конечное темпера-
турное состояние металла на последнем участ-
ке с заданным по технологии нагрева. Если по- *
лученная расчетом конечная температура по-
верхности металла окажется ниже заданной,
то необходимо увеличить относительную про-
должительность нагрева в сварочной зоне за
счет методической (температура поверхности
металла в томильной зоне мало меняется) или
поднять температуру продуктов сгорания в
сварочной зоне, и наоборот.
Когда рассчитанный перепад температур
по толщине металла окажется больше допусти-
мого, необходимо увеличить общую продолжи-
тельность нагрева металла.
Если полученная расчетом неравномер-
ность нагрева по длине окажется выше допу-
стимой, необходимо увеличить относительную
продолжительность нагрева в, томильной зоне
(на монолитной подине).
Когда окажутся невыполненными техноло-
гические ограничения, накладываемые на про-
цесс нагрева, необходимо выполнить повторный
расчет при измененных температуре продуктов
сгорания и (или) соотношении зон. Например,
если скорость нагрева или перепад температур
по сечению металла в процессе нагрева ока-
жутся выше допустимых, необходимо снизить
температуру сварочной зоны или увеличить
продолжительность нагрева в методической зо-
не за счет сварочной. При этом может потре-
боваться увеличение общей продолжительности
нагрева.
Таким образом, варьируя температурой
продуктов сгорания, общей продолжительно-
стью нагрева и относительной продолжитель-
ностью нагрева в различных зонах, можно
получить необходимое конечное температур-
ное состояние металла и соблюсти техноло-
гию нагрева.
Алгоритм расчета нагрева металла в на-
гревательной толкательной печн приведен на
рис. 2.2.
2.7. Основные размеры
рабочего пространства печи
Садку печи или группы печей определяют по
методике, изложенной в разд. 1.7.
Длину полезного пода для толкательных
печей определяют (см. рис. 2.1): при боковой
загрузке — от оси окна загрузки; при торце-
вой загрузке—от наружного .края окна за-
грузки; при боковой выдаче — до оси окна
выдачи; при торцевой выдаче-—до изгиба
пода при выдаче на склнз или до крайнего
положения в печн штанг машины безударной
выдачи.
Длину полезного пода печи или группы
печей подсчитывают по формулам (1.3) или
(1-4).
Коэффициент заполнения полезной длниы
ka в толкательной печи учитывает неплотную
укладку заготовок, вызванную их кривизной,
и принимается в пределах 0,98—1.
Длину полезного пода одной печи ограни-
чивают по условиям проталкивания. Макси-
мальная длина проталкивания £т по отноше-
нию к толщине заготовок 5 должна быть в
следующих пределах: при толкании заготовок
квадратного или близкого к квадратному сече-
ния по горизонтальному поду £т^2205; при
толкании слябов по горизонтальному поду
LT^250S; при толкании заготовок квадратного
или близкого к квадратному сечения по на-
клонному поду с углом наклона 6° в печах с
нижним обогревом или 7—8° в печах без
нижнего обогрева £T^250S; при толкании тех
же заготовок по лекальному поду с макси-
мальным углом наклона в стороне загрузки
10° Ат ^3005.
Максимальная длина полезного пода од-
ной печи £™ах=£т при боковой загрузке и
L™1ax=LT—£с при торцевой загрузке, где £с
расстояние от оси загрузочного рольганга до
наружного края окна загрузки, м (см. рис.
2.1).
Если полученная расчетом по формулам
(1.2). или (1.3) необходимая длина полезного
пода больше, чем максимальная длина полез-
ного пода одной печи (£n>»i™xi, то следует
устанавливать две или более печей.
Длину габаритного пода Lr определяют
по длине полезного пода в соответствии с ре-
комендациями, приведенными в табл. 2.2.
В этой таблице приведены практические дан-
ные о высоте рабочего пространства для-раз-
личных типов печей. При сводовом отоплении
высоту рабочего пространства принимают
равной 1,25—1,75 м.
Ширину рабочего пространства, площади
и напряжения активного и габаритного пода
определяют по методике и формулам, приве-
денным в разд. 1.8.
2.8. Тепловой баланс
Тепловой баланс толкательной печи рассчи-
тывают по методике, приведенной в гл. 15.
Угар металла в толкательных печах при-
нимают равным 1 %.
Для определения расхода тепла на нагрев
металла подсчитывают изменение теплосодер-
жания по изменению средней по сечению тем-
пературы металла с учетом влияния охлаж-
даемых подовых труб. Тепловые балансы со-
ставляют для неизолированных подовых труб
с тем, чтобы максимальная производитель-
ность печи была обеспечена при любых ус-
ловиях.
При определении потребления тепла печью
тепловой баланс составляют для изолирован-
ных подовых труб. Подсчитанные при этих
условиях потребление и удельный расход
тепла будут минимальными. В случае, если
разрушившаяся изоляция подовых труб не
будет своевременно восстановлена, потребле-
ние и удельный расход тепла соответственно
возрастут;
Прн расчете тепловой мощности печи н
зон отопления руководствуются рекоменда-
циями, приведенными в разд. 1.9.
Для печей с нижним обогревом отдельно
рассчитывают тепловые балансы верхних и
нижних половин расчетных участков (верх-
них и нижних зон отопления), так как в ниж-
них зонах отопления в расходную часть тепло-
вого баланса добавляются потери тепла через
охлаждаемые подовые трубы, поэтому тепло-
вые мощности верхних и нижних зон отопле-
ния могут существенно» отличаться.
20
Рис. 2.2. Алгоритм расчета нагрева металла в нагревательной толкательной печи
2.9. Пример расчета
нагревательной толкательной печи
Исходные данные:
назначение печи — нагрев слябов перед
прокаткой на широкополосном стане;
размеры нагреваемых слябов, м: толщи-
на S=0,25, ширина 6=1,85, длина Z=10,5;
качество металла. — низкоуглеродистая
сталь;
начальная температура металла 20 °C
(холодный посад);
конечная температура поверхности метал-
ла 1220 °C;
допустимый конечный перепад температур
по сечению металла 40 °C;
нагрев — без ограничений;
производительность стана при прокатке
таких слябов (в пересчете иа всад) РСт=
= 1125 т/ч;
топливо — природный газ с теплотой сго-
рания Qph=35 МДж/м8;
температура подогрева'воздуха ZB=400°C.
Принимаем для нагрева слябов одноряд-
ные толкательные печи с нижним обогревом,
с торцевой посадкой и выдачей, с пятью зо-
нами отопления (см. рис. 2.1, г)
Принимаем трехзонный режим нагрева с
температурами продуктов сгорания (см. табл-
1.2): томильной зоны 1250 °C; сварочной зо-
ны 1300 °C; методической зоны — повышение
температуры с 1000 до 1300 °C.
Для расчета нагрева металла разбиваем
график распределения температур на четыре
расчетных участка (рис. 2.3).
Методическая зона:
участок I — неотапливаемая зона с повы-
шением температуры продуктов
сгорания от 1000 до ПОО'С;
участок II — 1-я зона отопления с повыше-
нием температуры продуктов
сгорания от 1100 до 1300 °C.
Сварочная зона:
участок'III — 2-я зона отопления с темпера-
турой продуктов сгорания
1300 °C.
Томильная зона:
участок IV — участок одностороннего нагрева
на монолитном поду при темпе-
ратуре продуктов сгорания
1250 °C.
По табл. 1.4 для слябов низкоуглеродис-
той стали толщиной 0,25 м, нагреваемых в
толкательной печи, удельное время нагрева
принимаем z=8,5 мин/см. По формуле (1.1)
общая продолжительность нагрева т=8,5Х
Х25=212,5 мин=3,55 ч.
Относительные длины збн принимаем со-
гласно табл. 2.2: неотапливаемая зона 14 %;
1-я зона отопления 32%; 2-я зона отопления
32 %; томильная зона 22 %.
Исходя из принятых относительных раз-
меров зон, продолжительность нагрева на рас-
четных участках составит:
участок I: тм=3,55-14/100=0,5 ч;
участки II и III: тс =3,55-32/100= 1,14 ч;
участок IV: тт=3,55-22/100=0,78 ч.
Принимаем тм=0,5 ч; тс = 1,15 и 1,1 ч;
тт=0,8 ч. Тогда общая продолжительность
нагрева т=0,5+1,15+1,1+0,8=3,55 ч.
Расчет теплообмена излучением в рабочем
пространстве печи для каждого расчетного
участка сведен в табл. 2.3.
Окончательный вариант расчета нагрева
металла по участкам приведен в табл. 2.4.
22
Конечный перепад температур по толщине
металла определяем как разность температур
верхней и нижней поверхностей сляба, так как
температура нижней ненагреваемой поверхно-
сти оказалась ниже, чем температура центра.
Расчет показывает, что принятое распре-
деление температуры газов обеспечивает полу-
чение заданного конечного температурного
состояния металла.
Продолжительность нагрева, ч
Рис. 2.3. Распределение температур в толкательной
печи:
I — температура продуктов сгорания; 2 и 3 — темпе-
ратуры поверхности и середины металла; 4— сред-
няя по сечеиию температура металла с учетом ох-
лаждающего влияния подовых труб
Расчет конечного распределения темпера-
тур в металле с учетом охлаждающего влия-
ния подовых труб приведен в табл. 2.5.
Диаметр подовых труб 2R=0,146 м и
расстояние между ними 2L=1,1 м определя-
ют из их прочностного расчета.
Диаметр изолированной трубы 2Ri=2R+
+ 26=0,146+2-0,06=0,266 м, где 6 —толщи-
на изоляции, м.
Температуру поверхности изолированной
трубы ton в конце сварочной зоны принимаем
равной 1150 °C.
Расчет произведен для изолированных и
неизолированных подовых труб. Результаты
расчета показывают, что заданное качество
нагрева — перепад температур по сечению сля-
ба, не превышающий 40 °C, —-обеспечивается
только при полностью изолированных трубах.
Расчет размеров печи сведен в табл. 2.6.
Расчет статей прихода тепла приведен в
табл. 2.7; подогрев воздуха принимаем рав-
ным 400 °C.
Расчет расхода тепла на нагрев металла
представлен в табл. 2.8.
Расчет потерь тепла через кладку приве-
ден в табл. 2.9, а через монолитный под уча-
стка IV (томильной зоны) —на стр. 35.
Расчет потерь тепла на охлаждение не-
изолированных и изолированных подовых труб
приведен в табл. 2.10, а на нагрев воды, ох-
лаждающей различные элементы печи,— в
табл. 2.11. При расчете принято, что вода в
охлаждаемых элементах нагревается на 20 °C.
ТАБЛИЦА 2.3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА ИЗЛУЧЕНИЕМ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
№ п. п. Наименование, единица измерения Обозначе- ние Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I П ill IV
1 Температура продуктов сгорания, °C: 1000 1100 1250 Рис. 2.3
начальная ^г»нач 1300
конечная ^Г’КОН 1100 1300 1300 1250
средняя 1050 1200 1300 1250
2 Ширина рабочего пространства, м в 10,5+2-0,4=11,3 11,3 11,3 11,3 (1.5) при и=1; 0>,4 м — зазор меж-
ду слябом и сте- ной
3 Средняя высота рабочего простран- н 1,5 2,0 2,0 1,8 Рис. 2.1 и табл. 2.2
ства, м
'4 Угловой коэффициент излучения *Рк-м 10,5 Ю,5 0,69^ 10,5 (13.20)
кладки на металл (на 1 м длины пе- 11,3+2-1,5 11,3+2-2,0 11,3+2-1,8 ИЛИ
чи) 1 *
Фк.м - В+2Я
5 Объем, в котором заключены продук- ты сгорания' (на 1 м длины печи), м3 V 11,3-1,5=17,0 11,3-2=22,6 22,6 11,3-1,9=21,5 V = BH
6 Площадь поверхности, ограничиваю- щей объем продуктов сгорания (на F 2 (11,3+1,5)=25,6 2 (11,3+2,0)=26,6 2 (11,3+2,0)=26,6 2(11,3+1,9)=26,4 F—2 (B+tf)
1 м длины печи), м2 3,6-21,5 _ It
7 Эффективная длина пути луча, м 1 3,6-17 3,6-22,6 3,06 (13.13).
25,6 26,6 ’ 26,4
8 Коэффициент расхода воздуха в про- аа 1,25 1,25 1,2 1,2 Принимаем с уче-
д у кт ах сгорания том подсосов воз- духа
9 Поправочный коэффициент ₽ 0,81 0,81 0,84 0,84 Рис. 1.8
10 Приведенная толщина слоя продук- тов сгорания, м —~ 2,39-0,81=1,94 3,06-0,81=2,48 3,06-0,84=2,57 2,93-0,84=2,46 1-3
11 Степень черноты продуктов сгорания ег 0,305 0,305 0,28 0,283 Рис. 1.7
12 Приведенный коэффициент излуче- ^г»к»м 2,85 2,9 2,8 2,8 (13.19);
ния, Вт/(м2-К) бм=0,8 — прини-
маем
N ТАБЛИЦА 2.4. РАСЧЕТ НАГРЕВА МЕТАЛЛА
I № п. п. Расчетные участки
Наименование, единицы измерения Обозначе- ние I II III IV Примечания, расчетные формулы
1 Расчетная схема нагрева металла — Двусторонний нагрев в среде с линейно возрастающей температурой Двусторонний нагрев Односторонний нагрев Табл. 2.1
при ее равномерном начальном распреде- лении при ее параболичес- ком начальном рас- пределении в среде с постоянной температурой при ее параболическом начальном распределении
2 3 4 5 6 7 Продолжительность на- грева, ч Предполагаемая темпе- ратура поверхности ме- . талла, °C: начальная конечная , средняя Коэффициент теплопро- водности металла при Средней температуре по- верхности, Вт/(м-К) Коэффициент температу- ропроводности металла при средней температуре поверхности, м2/ч Расчетная толщина ме- талла, м Число Фурье Коэффициент теплоотда- чи излучением, Вт/ (м2 X ХК): в начале участка в конце средний Т хПОВ лов гм,кон .нов X а «Зрасч Fn 0,5 20 430 • 225 51,3 0,045 0,125 0,045-0,5 0,125? ~1,44 88,3 165 127 1,15 430 950 690 34,7 / 0,018 0,125 0,018-1,15 0,1252 -1’325 143 319 231 1,1 950 1220 1085 27,9 0,0208 0,125 0,0208-1,1 0,1252 ~1,46 311 400 356 0,8 1220 1230 1225 29,8 0,02 0,25 0,02-0,8 Задаемся Табл. V.46 То же ат
8 t* Д Pi ) Д о О < и м а а а 0,252 374 392 383 «о — расч (13.48) и табл. 13.4 или рис. 13.23
_____Продолжение
Расчетные участки ——
К» п. п. Наименование, единицы измерения Обозна- чение I II III IV Примечания-, расчетные формулы
9 10 11 Число Био Решение уравнения теп- лопроводности в крите- риальной форме Относительные темпера- туры, входящие в реше- Bi 127-0,125 „ „„„ 231-0,125 „ ! =0,83 34,7 (13.57) (13.64) п 1100—430* 356-0,125 : =1,59 27,9 (13.56) (13.62) „ 950*—801* 383-0,25 к^расч , Bi > 0,25 — металл мас- сивный Табл. 13.5 Цифры со звездочкой бе- рут по результатам рас- чета предыдущего участ- ка
——и • ООУ 51,3 (13.55) (13,60) „ 1000—20 п 0„= =0,907- 0 1100—20 (13.61) * 1100—1000 29,8 -3’"1 (13.58) (13.62) „ 1229*—1169*
ния уравнения теплопро- водности 1300—430* =0,77 (13.65) , 1300—1100 01 ~ 1300—430* _ =0,23 (13.68) „ 430*—340* 0 1300—950* =0,426 ° “1250—1229* " =2,857
°” 1100—20 =0,0926
12 Функции для вычисления температуры поверхно- сти металла е ф' Ф" Ф"' 0,61 0,25 ° 1300—430* =0,103 0,33 0,46 0,24 0,147 0,133 0,31 0,23 Рис. 1.23, 1.24 s Рис. 1.35 Рис. 1.43 Рис. 1.51
13 Конечная температура поверхности металла, °C люв fM,KOH 1100—(1100—20) X X [0,907-0,61+0,0926Х X (1—0,25)]=430 1300—(1300—430*)Х Х[0,77-0,33+о, 23Х Х(1—0,46)+0,103Х Х0,24]=950 1300—(1300—950*) X Х[0,147+0,426Х Х0,133]—1229 1250—(1250—1220*)Х Х(0,31+2,857-0,23)= =1230 По формулам п. 10 табл. 2.4; совпадение заданных (п. 3 табл. 2.4) и полу- ченных расчетов темпе- ратур — хорошее; полу- ченные температуры на- носим на рис. 2.3
14 Функции для вычисле- ния температуры середи- ны металла е ф' 0,69 0,145 0,48 0,269 0,272 0,71 Рис. 1.26, 1.27 Рис. 1.37
№ и. п. 1 Наименование, единицы - измерения Обозна- чение
!
15 16 17 18 19 20 21 Конечная температура середины металла, °C Функции для вычисле- ния температуры нижией неподогреваемой поверх- ности металла Температура нижней не- нагреваемой поверхно- сти металла, °C Конечный перепад темпе- ратур по толщине метал- ла, °C Функции для вычисления средней по сечению тем- пературы Средняя по сечению тем- пература металла в кон- це нагрева, °C Суммарная продолжи- тельность нагрева, ч ф" ф'" /и : 'М,КОН | Ф'" i 0 i лненагр 1М, кон . ^кон ё ф' ф" ф'" ^М’КОН 1100—(1100—20) X X [0,907-0,69+ +0,0926(1—0,45)]= : =340 : 0,645 0,178 1100—(1100—20) X Х|0,907-0,645+ +0,0926 (1—0,178)]= =386 0,5
Продолжение табл. 2.4
Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
II Ш V
0,35 0,237 — Рис. 1.45
—- — 0,472 Рис. 1.52
1300—(1300—430*)Х Х[0,77-0,48+0,23Х +(1—0,269)+0,103Х Х0,35]=801 1300—(1300—950*) X Х(0,272+0,426Х • Х0,23) =1169 1250—(1250—1229*) X , Х(0,71+2,857Х X 0,472)=1207 По формулам п. 10 табл. 2.4; полученные темпера- туры наносим на рис. 2.3
— .— 0,565 Рис.. 1.53
— — 0,805
/
— i250—(1250—1229*)х X (0,805+2,857 X Х0,565)=1199 По формуле п. 10 табл. 2.4
1230—1199=31 улов' деенагр , 1м, кон *м, кон ’ по заданию
0,45 0,265 0,7 Рис. 1.28
0,335 — — Рис. 1.38
0,305 0,175 — Рис. 1.46 '
— — 0,445 Рис. 1.54
1300—(1300—430) X Х[0,77X0,45+0,23Х Х(1—0,335)+0,103х X 0,305] =838 1300—(1300—950) X X (0,65+0,426 X ХО, 175)=1181 1250—(1250—1229*)Х Х(0,7+2,857-0,45)= = 1209 По формулам п. 10 табл. 2.4
0,5+1,15=1,65 1,65+1,1=2,75 2,75+0,8=3,55
П родолжение
Обозна- чение Расчетные участки
С с Наименование, единицы измерения I II Ш IV Примечания, расчетные формулы
22 Число Фурье Температурный фактор стока, °C Число Фурье Функция О: по участкам томильной зоны Средняя по сечению тем- пература металла с уче- том охлаждающего дей- ствия подовых труб, °C Fo£ т ^С>Т£ Fos Чькон 0,045-5 0,55* "°’074 175 0,018-1,65 0,0208-2,75 0,55* “°’189 60 0,0208-2,75 0,125* —3’ 6 1,16 1181-1,16-60=1111 Fot т L2 (13.92) или рис. 13.32; В 0,073 L ~ 0,55 -°’,33; ^г,коп *— л. 1, табл. 2.3; ?м°кон — п- 13, табл. 2.4; /ип=300 °C — принимаем Fos =^2. s S* » Рис. 13.31; S 0,125 ——==——==0,227 L 0,55 ’ (1-Ш); S 0,25 Т 0,55 °’455(,V) FoIv=0,259—п. 7 табл. 2.4 (13.33)_и (13.84) табл. 13.9; 1м,кон п. 20 табл. 2.4; для участка I — эк- страполяцией по рие. 2.3
23 24 25 26 to 0,55* -°’098 185 0,018-1,65 0,125* ~1,9 0,76 838-0,76-185=697 60 0,02-3,56 ' 0,25* =М4 1,06 0,37 1209—60Х (1,06— —0,37)= 1168
ТАБЛИЦА 1.5. РАСЧЕТ КОНЕЧНОГО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В МЕТАЛЛЕ С
УЧЕТОМ ОХЛАЖДАЮЩЕГО ВЛИЯНИЯ ПОДОВЫХ ТРУБ
№п. п. Г Наименование, единица измерения Обозна- чение Неизолированные трубы Изолированные трубы Примечания, расчетные формулы
1 Число Фурье: общее томильной зоны РОобЩ Fojv 1,14 0,25 9 Табл. 2.4, п. 24 Табл. 2.4, п. 7
2 Температурный фактор стока, °C 60 38 Для неизолированных труб — п. 23 табл. 2.4; для изолированных — (13.92) или рис. 13.32; Ri 0,133
L 0,55
= 1150 °C — принима-
ем; fr.KOB — п. 1 табл. 2.3; СВон-п- 13 табл. 2.4
3 Функция ф: общая томильной зоны ^5,общ ^5,iv з,с l,f Рис. 13.30 при РОобщ=1,14 и Foiv =0,259
4 Неравномерность нагрева по длине, °C Д1д 60(3,0—1,8)= =72 38 (3,0—1,8)=46 (13.87) табл. 13.9
5 Интегральная по- казательная функ- ция: общая томильной зоны / ^Х.общ Eio . O.IV 1,14 0,025 Рис. 13.29 При РОобщ=1,14 и Foiv = 0,259
6 Температура в точ- ке а (рис. 13.28) после выдержки на монолитной поди- не, °C ta tKOH 1230—60(1,14— 0,225)=1175 1230—38 (1,14— — 0,225)= 1195 (13.81), табл. 13.9 „—п- 13 табл. 2.4 М,КОп
7 Перепад темпера- тур по поверхности металла, °C А^ПОВ 1230—1175= 55 1230—1195=35 А/ =/Пов “ШОВ *М,КОН 4 кои
8 Средняя по сече- нию температура металла после вы- держки на моно- литной подине, °C ^м.кон 1168 1209—38(1,06— —0,37)= 1183 Для неизолированных труб — п. 26 табл. 2.4; для изолированных опре- деляется аналогично не- изолированным
Расчет потерь тепла излучением через от-
крытые окна представлен в табл. 2.12.
Потери тепла с уходящими продуктами
сгорания определяем по формуле (15.10):
<2д= (1/3,6) 19,014=5,2814, кВт, где 1Я — оп-
ределяем по рис. 11.6 при 4= 1000 °C и ад=
= 1,25 (с учетом подсосов воздуха через не-
плотности) .
Неучтенные потери по печи в целом оп-
ределяем по формуле (15.31): фнеучт = 0,1 X.
X (49770+2170+42600_+_4940 + 765) = 10020,
кВт.
28
Уравнение теплового баланса при неизо-
лированных подовых трубах по формуле
(15.32): 9,7114+1,514 + 3530= 49770+ 5,2814 +
+2170+ 42600 + 4940 + 765 + 10020; 5,9314 =
= 106735; 14=18000 м3/ч.
Окончательный тепловой баланс печи при
неизолированных подовых трубах приведен в
табл. 2.13. Тепловая мощность, указываемая в
технической характеристике печи, фПеч=
= 175 МВт.
Тепловые балансы расчетных участков
представлены в табл. 2.14 и на стр. 35.
ТАБЛИЦА 2.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
К е Наименование, единица из- мерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 Расчетная производи- тельность печей, т/ч р 1125 и а- II й,
2 Садка печей, т G 1125-3,55=4000 (1-2)
3 Общая длина полезного пода, м Рц 4000/0,25-10,5-7,85-0,98=198 (1-4)
4 Количество печей, шт. N 5 Принимаем
5 Длина полезного пода одной печи, м Цц 198/5=39,6 Lta=LaIN
6 Максимальная длина проталкивания, м £т 250-0,25=62,5 См. разд. 2.7
7 Максимальная полезная /•max 62,5—2,5=60,0 £с=2,5 м — расстояние
длина одной печи, м от оси рольганга загруз- ки до наружного края окна (см. рис. 2.1);
^п,аХ>£нь т. е. длина
печи допустима по усло- виям проталкивания
8 Длина габаритного пода, £г 39,6-4-1,4=41,0 LK—1,4 — расстояние
м между крайним положе- нием сляба и торцом вы-
дачи по рис. 2.1 и табл. 2.2
9 Расчетная производитель- ность одной печи, т/ч Pi 1125/5=225 Pi~P/N
10 Длина зон печи, м:
неотапливаемая Ц 39,6-0,5/3,55=5,56 , т , где т«
1-я зона отопления La 39,6-1,15/3,55=12,8 продолжительность на- грева на расчетном уча-
2-я зона отопления томильная Рщ 39,6-1,1/3,55=12,24
£iv 39,6-0,8/3,55=9,0 стке
11 Ширина рабочего прост- ранства, м В 11,3 Табл. 2.3, п. 2
12 Средняя высота зон пе-
чи, м:
неотапливаемая Hi 1,5 Табл. 2.3, п. 3
1-я зона отопления Ни 2,0
2-я зона отопления Нщ 2,0
томильная н IV 1,8
13 Площадь активного по- да, м2 а 0,98-39,6-10,5=407,5 (1-7)
14 Площадь габаритного по- да, м2 FP 41,0-11,3=463,3 (1-6)
15 Напряжение активного пода, кг/(м2-ч) На 1000-225/407,5=552 (1-8)
16. Напряжение габаритного пода, кг/(м2-ч) нг 1000-225/463,3=486 (1-9)
29
« ТАБЛИЦА 2.7. СТАТЬИ ПРИХОДА ТЕПЛА
С « Наименование, единица измерения Обоз- каче- ние / Расчетное участки Примечания, расчетные . формулы
I ‘ И ш IV
1 Химическое тепло топлива, кВт Ох (1/3.,6).35,0 =9,71 (15.1)
; 2 Физическое тепло воздуха, кВт Св (1/3,6)1,1*4,9 =1,5 (15.5), где in по рис. 11.6 при 1„=400°С; ав — = 1,1 — принимаем
3 Угар металла, % а — 0,1 0,4 0,5 Принимаем
4 Тепло экзотермических реакций окис- ления железа, кВт: по участкам Сэкз — 15,7*0,1*225= =353 15,7*0,4*225= = 1413 15,7*0,5*225= = 1776 (15.6)
общее ЗЕ 30
ТАБЛИЦА 2.8. РАСХОД ТЕПЛА НА НАГРЕВ МЕТАЛЛА
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I 11 III IV
1 Средняя по сечению температура ме- талла, °C: Табл. 2.4, п. 26
в начале участка 20 175 697 1111
в конце 175 697 1111 1168
2 Средняя теплоемкость металла, кДж/(кг* К): см Табл. V.46
в начале участка — 0,5 0,62 0,69
в конце 0,5 0,62 0,69 0,69
3 Тепло, затраченное на нагрев метал- ла, кВт: См 1 ] (15.8)
по участкам — 225X0,5Х 3,6 X (175—20)= =4978 — 225(0,62 X ХС97—0,5Х Х175)=21 431 — 225(0,69Х 3,0 Х1111—0,62х Х697)=29О6 — 225(0,69х 3,0 ХН68—0,69Х X 1111)=2456,3
общее 49 770 -
ТАБЛИЦА 2.9. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ КЛАДКУ
п.п
Наименование, единица измерения Обоз- каче- ние ♦Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
I II III IV
Боковые стены (верх): 1050 1200 1250 Принимаем
температура внут- ренней поверхности, °C — 1300 равной tr (п. 1 табл. 2.3)
материал (толщина, мм) кладки — Шамот кл. кл. Б (232 ковес ШЛ- А (232); ; шамотн 1,0 (116) шамот ый лег- —
удельный тепловой поток, кВт/м2 Зил 1,46 1,74 1,95 1,84 Рис. II 1.3, г
температура наруж- ной поверхности, °C — 114 128 137 132 Рис. 111.16
поверхность кладки, м2 t" кл 30 62 60 50 Расчет не при- водится
тепловой поток че- рез кладку, кВт Боковые стены (низ): 44 108 117 92 (15.14)
температура внут- ренней поверхности, °C — 1050 1200 1300 1100 Табл. 2.9 п. 1
материал (толщина. — Шамот кл. А (232 ; шамот Шамот кл. Б IV — окалино-
мм) кладки кл. Б (348); шамотный лег- ковес ШЛ-1,0 (116) (348); шамот- ный легковес ШЛ-1,0 (116) сборник
удельный тепловой поток, кВт/м2 ?кл 1,25 1,5 1,68 1,34 Рис. III.3, г
температура наруж- ной поверхности, °C — 105 118 126 108 Рис. III.16
поверхность кладки, м2 Акл 30 75 • 62 70 Расчет ие при- водится
тепловой поток че- рез кладку, кВт Свод печи: — 38 113 104 94 (15.14)
температура внут- ренней поверхности, °C — 1050 1200 1300 1250 Табл. 2.9, п. 1
материал (толщина, мм) кладки — Шамот кл. А (210); диатомит Д-500 (Н6) — f
удельный тепловой поток, кВт/м2 <7кл 1,3 1,6 1,8 Ь7 Рис. Ш.З, е
температура наруж- ной поверхности, °C — 106 120 130 126 Рис. Ш.16
поверхность кладки, м2 Акл 78 155 140 125 Расчет не при- водится
тепловой поток че- рез кладку, кВт Под печи: — 101 248 252 213 (15.14)
температура внут- ренней поверхности, °C — 1050 1200 1300 1250 Табл. 2.9, п. 1
материал (толщина, мм) кладки Хромомагнезит (183); ша- мот кл. Б (268); диатомит (134) Электроплав- леный корунд (200); хромито- вый порошок (25); шамот кл. Б (268); диатомит (134)
удельный тепловой поток. кВт/м2 ?вл 1,25 1,5 1,66 1,38 Для I—III по рис. III. 13, д, для. IV — см. расчет на с. 35
температура наруж- ной поверхности, °C — 89 100 107 136 Рис. III.16
поверхность кладки, м2 Fкл 70 145 123 100 Расчет не при- водится
тепловой поток че- рез кладку, кВт — 88 218 204 138 (15.14)
Суммарные потери тепла, кВт Общие потери тепла через кладку печи, кВт Скл 271 687 677 2170 537 —
31
ТАБЛИЦА 2.10. ПОТЕРИ ТЕПЛА НА ОХЛАЖДЕНИЕ ПОДОВЫХ ТРУБ
Е Ё Наименование, еди- ница измерения Обозначения Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
I II III
продольные , трубы змеевик продольные трубы поперечные трубы стояки продольные трубы поперечные трубы стояки
1 Количество труб, шт иТр 8 1 8 1+5 12 8 5 10 Поперечные трубы — сдво- енные
2 Наружный диа- метр, мм Z>Tp 146 273 146 273 140 203+203 203 146 140 203 203 Числитель — верхняя труба, знаменатель — нижняя
Длина, м 5,5 42,4 12,3 11,3 ЧП 12,3 11,3 23,5 об- щая
3 ^гр 9,2 об- щая 9,2
4 Охлаждающая по- верхность труб, м2 Ттр 20,2 36,3 45,1 15,7+ +54,6= =70,3 19,1 45,1 54,6 15,0 ^^тр^трПтр
5 Удельный тепловой поток, кВт/м2: неизолированные трубы ^неиз ”охл 116 93 116 163 116 163 163 116 Табл. 15.1
6 изолированные Потери тепла по трубам, кВт: неизолированным из Уохл 35 2340 28 3380 35 5230 50 11 460 35 2220 50 7350 50 8900 35 1740 (15.20)
изолированным — 710 1020 1580 3520 670 2260 2730 530 «
7 Потери тепла по участкам, кВт: неизолированные трубы — 5720 18 910 17 990 —
изолированные — 1730 5770 5520
8 Общие потери теп- ла на охлаждение подовых труб, кВт: неизолированные пнеиз **охл1 t 42 600
изолированные /)ИЗ Чохл! 13 020
32
г,, ТАБЛИЦА 2.11. ПОТЕРИ ТЕПЛА НА НАГРЕВ ВОДЫ, ОХЛАЖДАЮЩЕЙ РАЗЛИЧНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ПЕЧИ
а Ь Наименование, еди- ница измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
1 IV
1 2 3 4 5 со оз Количество водо- охлаждаемых эле- ментов, шт.: рамы боковых ОКОИ, отбойники экраны балка торца за- грузки балка торца вы- дачи наклонный брус торца выдачи Расход воды иа водоохлаждаемые элементы, м3/ч: рамы боковых ОКОИ отбойники экраны балку торца за- грузки балку торца вы- дачи наклонный брус торца выдачи Суммарный расход воды, м3/ч Расход тепла иа нагрев воды, кВт Общие потери теп- ла на водоохлаж- цаемые элементы, кВт Ив С?0ХЛ2 4 8 1 4-2=8 8-1=8 3-5=15 31 1,16-31-20=719 12 22 12-2=24 22-1=22 > 46 1,16-46-20=1067 4S 10 18 10-2=20 18-1 = 18 38 1,16-38-20=882 40 16 4 14 1 1 16-2=32 4-3=12 14-1=14 6-5=30 1-10=10 98 1,16-98-20=2274 Табл. 15.2, по- верхность ба- лок торца «за- грузки и выда- чи 5 м2 й (15.22), Д/Б = = 20 °C —при- нимаем
CJ ТАБЛИЦА 2.12. ПОТЕРИ ТЕПЛА ИЗЛУЧЕНИЕМ ЧЕРЕЗ ОКНА ПЕЧИ
Наименование, единица измерения Обозначение
I
посада смотровые
1. Температура излучающей среды, °C 2. Температура окружающей среды, °C ^окр 1С 50
3. Количество смотровых окон, шт. 4. Размеры смотровых окон, м2 лок ^ок^^ок — 4 0,464X0,48
5. Размеры открытых частей торцевых окон посада и вы- дачи, м2 ^окХйок 11X0,3 —
6. Толщина футеровки у окон, м 7. Соотношение размеров окон ^ок 0,47- 0,3 „ 0,59 °-48 А
= 0,64 0,47 — 0,81 0,59
8. Коэффициент диафрагмиро- вания ф 0,6 0,5
9. Удельный тепловой поток, кВт/м2 ^изл 106 88
10. Площадь открытых частей окон, м2 КпЛ 3,3 0,9
11. Относительное время от- крытия окон 12. Потери тепла излучением, кВт: по окнам по участкам общие Физ л Оизл 1,0 350 3( 0,2 16 зб
Расчетные участки и окна Примечания, расчетные формулы
И in IV
смотровые смотровые выдачи смотровые
1200 1300 1250 Принимаем = Fr (п. 1 табл. 2.3)
10 —-
6 4
6 • 10 В числителе — окна верхних
зон, в знаменателе — нижних
0,464X0,48
1 0,464X0,48 То же
0,464X0,34
— — 11,25X0,3 —
0,59 0,59 0,59 0,59
0,81 0,81 0,81 0,3 —— = 0,51 Окна посада и выдачи рассмат-
0,59 риваем как длинные полосы,
смотровые окна — как квадра-
ты
0,5 0,5 0,5 0,53 Рис. 13.7
136 176 155 164 (13.24)
2,3 1,8 3,4 4,0 ^ИЗЛ = ^ок^ок^ок
0,3 0,3 0,15 0,2 Принимаем
Спзл <7изл1гизл'|’1:зл
94 95 79 131
94 95 210
765
ТАБЛИЦА 2.13. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Приход тепла Расход тепла
Наименование МВт % Наименование МВт %
1. Химическое теп- ло топлива 2- Физическое теп- ло воздуха 3. Тепло экзотер- мических реакций окисления металла 174,78 27,0 3,53 85,13 13,15 1,72 1. Нагрев металла 2. Тепло, уносимое продуктами сгорания 3. Потери тепла через кладку теплопровод- ностью 4. Охлаждение подовых труб 5. Нагрев воды, охлаждающей элементы печи 6. Потери тепла излучением через окна 7. Неучтенные потери 49,77 95,04 2,17 42,6 4,94 0,765 10,02 24, 2 46,3 1,06 20,74 2,41 0,37 4,88
Итого 205,31 100 Итого 205,31 100
Расчет потерь тепла через кладку монолитного
пода участка IV (томильной зоны)
Состав кладки монолитного пода расчетного
участка IV приведен на рис. 2.4. В связи с
тем, что для такого состава кладки нет под-
ходящих графиков в приложении III, расчет
ведем по методике, изложенной в разд. 15.2.4.
Принимаем температуру на внутренней по-
верхности кладки равной температуре про-
дуктов сгорания на участке IV: ^=1250 °C.
Задаемся температурами на границах слоев,
°C: <2 = 1220; <3=1200; <4 = 950; <5=120. Тогда
£редняя температура по слоям, °C:
0= (1250+1220)/2= 1235; f2= (1220+1200)/2=
= 1210;
<з= (1200+950)/2= 1075; <*= (950+120)/2=535.
Коэффициент теплоотдачи с наружной по-
верхности. пода определяем по упрощенной
формуле (15.18): анар = 7 + 0,05-120 =
= 13 Вт/(м2-К).
Коэффициенты теплопроводности материа-'
лов кладки монолитного пода при средней тем-
пературе слоев определяем по формулам
табл. V.54, Вт/(м-К):
15,66 — 0,0003571 =
= 15,66-0,00035-1235= 15,23;
Z-2 = 2,78 — 0,00087<2 ==2,78 —
-0,00087-1210= 1,73;
7.3 = 0,7 + 0,00064<3 = 0,7 +
+ 0,00064-1075= 1,39;
Л
Электроплавленый
корунд .
^2
t Хромитовая крошка
Шамот кл. Б
Диатомит
Рис. 2.4. Кладка монолитного пода томильной
зоны
^ = 0,1 +0,00023/4 =
= 0,1 + 0,00023-535 = 0,23
Удельный тепловой поток рассчитывается
по формуле (15.16), кВт/м2:
?кл = Ю~3 X
_______________1250 — 30________________
Х 0,2 0,025 0,268 ( 0,134 1 ~
15,23 + 1,73 + 1,39 ’’’ 0,23 + 13
1220
_ 10—з-------------------------------------=
0,0178+0,0143+0,193+ 0,582+0,0769
= 1,38
Проверяем температуры на границах сло-
ев по формуле (15.19), °C:
<2 = 1250 — 103-1,38-0,0178 = 1225;
/3 = 1250 — 103- i>38 (0.^0178 +0,0143) = 1206
/4= 1250— 10М.38 (0,0178+0,0143+0,193) =
= 939;
/Б= 1250 — 103-1,38 X
X (0,0178 + 0,0143 + 0,193 + 0,582) = .136.
Совпадение заданных температур с получен-
ными — хорошее.
Значение удельного теплового потока че-
рез монолитный под участка IV используется
в табл. 2.9 для определения общих потерь че-
рез кладку.
Уравнения теплового баланса расчетных уча-
стков
Участок IV:
9,71УГ4 + 1,5+г4 + 1766 = 2456 +
+ 6,5УГ4 + 537 + 2274 + 210 + 548;
4,71УИ = 4259; Кг4 = 905 м3/ч.
Участок III:
9,71УГЗ + 1,5УГЗ + 1413 + 6,5[/г4 =
. = 20906 + 7,1 (Уг4 + +гз) +
+ 677+ 17 990 + 882 + 95 + 4055;
4,11 Кгз = 43 734; Кгз = 10 640 м3/ч
Участок II:
9,71УГЗ + 1 ,5УГ2 + 353 + 7,1 (+Г4 ++ге) =
= 21431 +5,92 (Кг4 + Угз+ +Г2) +
+ 687 + 18 910 + 1067 + 94 + 4219;
5,29[/Г2 = 32 386; 1/Г2 = 6130 м3/ч.
3*
35
« ТАБЛИЦА 2.14. ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ РАСЧЕТНЫХ УЧАСТКОВ
С Ё Наименование, единица измерения Обозна- чение I
1 Приход тепла, кВт: химическое тепло топлива Qx —
физическое тепло воздуха Qb —
* тепло экзотермических реакций окисления железа Qbk3 —
« коэффициент расхода воздуха в продуктах сгорания, приходящих из предыдущего участка * % 1,25
тепло продуктов сгорания, прихо- дящих из предыдущего участка — + II + bl“ _ U1 J5 to ip » “ и Ю 1 co 1 - г СП + 25 о 2? 3 2 2 i „ M — -Г II 4-
2 Расход тепла, кВт: расход тепла на нагрев металла Qm 4978
коэффициент расхода воздуха в продуктах сгорания, уходящих из участка * n ад 1,25
Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
II III IV
9,71Rra 9,71УГз 9,71Vr4 Табл. 2.7, п. 1
1,51/^ 1,5Гг3 1,5Vr4 Табл. 2.7, п. 2
353 1413 1766 Табл. 2.7, п. 4
1,25 1,2 — Табл. 2.3, п. 8
~25,5(ГГЗ + 0,0 + VM) = 7,1 X X(Vr3+Hr4) —— 23,4Vr4 = 0,0 = 6,5Уг4 — (15.10), где/дпо рис. II.6 при /г по п. 1 табл. 2.3 и а'д
21 431 20 906 2456 Табл. 2.8, п. 3
1,25 1,25 1,2 Табл. 2.3, п. 8
к с Наименование, единица измерения Обозна- чение
1
потери тепла с уходящими продук- тами сгорания *?Д 19,0 (ГГ2 + + Vr3 + VM) = = 5,28(Vr2 + + Vp3 + I'm)
потери тепла через кладку Окл 271
потери тепла на охлаждение подо- вых труб СоХЛ1 5720
потери тепла на различные водо- охлаждаемые элементы печи QoX.1L> 719
потери тепла излучением через ок- на Оизл 366
неучтенные потери Фнеучт 0,1 (4978+271 + +5720+719+ +366) = 1250
Безразмерная величина.
co
Продолжение табл. 2.14
Расчетные’ участки Примечания, расчетные формулы .
«1 11 III <> IV
5,92 (УГ2 + + ^гЗ + ^г«) 7J(Vra + Vw) 6,5Гг4 Табл. 2.14, п. 1; для участка .1 — аналогично
687 677 537 Табл. 2.9, п. 5
18 910 17 990 — Табл. 2.10, п. 7 *
1067 882 2274 Табл. 2.11, п. 4
94 95 210 Табл. 2.12, п. 12
0,1 (21 431+ +687+18 910+ +1067+94) =4219 0,1 (20 906+ +677+17 990+ +882+95) = 4055 0,1 (2456+537+ +2274+210) = = 548 (15.31)
ТАБЛИЦА 2.15. ТЕПЛОВАЯ МОЩНОСТЬ ВЕРХНИХ И НИЖНИХ ЗОН ОТОПЛЕНИЯ, кВт
Расчетные участки
С с Наименование Обозна- чение II (верх) И (низ) III (верх) III (низ) Примечания, расчетные формулы
1 Потери тепла через кладку: боковые стены Сил 108 113 117 104 Табл. 2.9, и. 1 (верх) и п. 2 (низ)
СВОД 248 252 — Табл. 2.9, и. 3
под —* 218 — 204 Табл. 2.9, п. 4
2 Потери тепла на охлаждение подовых труб ФоХЛ) — 18910 — 17 990 Табл. 2.10, п. 7
3 Потери тепла на водоохлажда- емые элементы @0ХЛ2 1067 — 882 — Табл. 2.11, п. 4
4 Потери тепла излучением через окна Оизл 94 — 95 — Табл. 2.12, п. 13-
5 Неучтенные потерн Онеучт 0,1 (108 + 248 4- + 1067 + 94) = 152 0,1 (113 + 218 + + 18 910) = 1924 0,1 (117+252 + + 882 + 95) = 135 0,1 (104 + 204 + 4- 17 990) = 1830 (15.31)
6 Итого — 1669 21 165 1481 20 128- —
7 Разность в расходах тепла между верхней и нижней зо- нами Ап—в 21 165—16 69 = 19 496 20 128—14 81 = 18 647 —
8 Тепловая мощность верхних и иижиих зон отопления 65 500—19 496 65 500 + 19 496 113 646—18 647 113 646+ 18647 (3) — Л!1-в
9 = 23 002 2 = 42 498 о = 47 500 2 = 66 146 2
Участок I:
приход тепла, кВт: 5,92 (УГ4 + Игз+Угг)
=5,92 (905 +10640 + 6130) = 104642;
расход тепла, кВт: 4978 + 5,28 (ИГ4+Угз +
+ УГ,)+271+5720 + 719 + 366 +1205 = 106588.
Невязка составляет, %: [(106588—
—1О4642)/1О6588] • 100= 1,83.
Проверяем дополнительно расходы топли-
ва, мг/ч: суммарный по зонам ИГ4+ 14з+ Егг=
=905+10640+6130=17675; на всю печь Йг=
= 18000. Невязка составляет, %:
[(18000— 17675) /18000) 100 = 1,8.
Тепловая мощность зон
Участок IV (томильная зона), кВт:
Q4= 1,1-9,71Уга = 1,1-9,71-905 = 9670.
Участок III, кВт:
Оз = 1,1-9,7Ц/Г3 == 1,1-9,71-10640 = Н3650.
Участок II, кВт:
Q2= 1,1-9,71УГ2= 1,1-9,71-6130 = 66 500.
Для того чтобы определить тепловую мощ-
ность верхних и иижиих зон отопления раз-
дельно, подсчитаем раздельно статьи расхода
тепла для верхней и нижней половин участков.
Расчет сведен в табл. 2.15.
Для определения потребления тепла печью
при расчетной производительности необходи-
мо составить тепловой баланс печи. при. изо-
лированных подовых трубах.
Уменьшение расхода тепла (кВт) при изо-
ляции подовых труб
Д<?ОХЛ1 = Схл1 - 0£л1 = 42 600 - 13 020 =
= 29 580,
где <2 охл1и Оохл! —потери тепла на охлаж-
дение подовых труб в целом по печи соответ-
ственно при неизолированных и изолирован-
ных подовых трубах (см. табл. 2.10, п. 8)
С учетом неучтенных потерь уменьшение
составит 1,1Д Сохл i=l,l- 29580=32540 кВт.
Уравнение теплового баланса для печи
примет вид 5,93 Vr= 106735—32540, Vr=
= 12500 м3/ч. При расчетной производительно-
сти потребление тепла печью Спотр=9,71 • 12500=
= 121,5 МВт.
Удельный расход тепла определяем по
формуле (1.10): £ = 3,6-121500/225 =
= 1940 кДж/кг.
Глава 3
НАГРЕВАТЕЛЬНЫЕ ПЕЧИ
С ШАГАЮЩИМ ПОДОМ
И ШАГАЮЩИМИ БАЛКАМИ
3.1. Характеристика печей
Нагревательные печи с шагающим подом и
шагающими балками, имеющие высокую сте-
пень механизации и автоматизации, являются
преимущественным видом печей, которые уста-
! навливают перед прокатными станами с се-
редины 60-х годов.
С теплотехнической точки зрения они
аналогичны нагревательным толкательным пе-
чам и являются методическими печами с пре-
имущественно противоточным движением ме-
талла и продуктов сгорания. Так же, как и
толкательные печи, печи с шагающим подом
и шагающими балками классифицируют по
теплотехническому режиму нагрева, способу
и числу зон отопления. В печах с шагающим
подом происходит нагрев металла только
сверху, в печах с шагающими балками и ниж-
ним обогревом — сверху и снизу.
В печах с шагающими балками при дву-
стороннем обогреве металл перемещают во-
доохлаждаемые подовые балки. Однако в от-
личие от толкательных печей на балки нава-
ривают специальные рейтеры из жаропрочных
сплавов. Кроме того, стойкость изоляции по-
довых труб в печах с шагающими балками
значительно лучше, чем в толкательных пе-
чах. В результате охлаждающее действие
опорных устройств в печах с шагающими
балками значительно меньше, чем в толка-
тельных. Поэтому в печах с шагающими бал-
ками участок с монолитным подом не устраи-
вают, томильная зона в этих печах служит
для прогрева металла по толщине.
3.2. Расчетная схема нагрева металла
При составлении расчетной схемы нагрева
учитывают систему раскладки металла в пе-
чах с шагающим подом и шагающими бал-
ками.
Металл большой ширины, например сля-
бы, укладывают в этих печах вплотную, по-
этому нагрев металла так же, как и в толка-
тельных печах, рассматривают как нагрев не-
ограниченной пластины.
Заготовки с сечением, близким к квадрат-
ному, укладывают в этих печах с зазором для
улучшения условий их нагрева. При этом учи-
тывают нагрев заготовок с боковых сторон,
т. е. в печах с шагающим подом рассматрива-
ют нагрев заготовок как трехсторонний, а в
печах с шагающими балками — как четырех-
сторонний. В печах с шагающим подом иног-
да греют круглые заготовки, укладываемые с
зазором. Нагрев круглых заготовок в этом
случае рассматривают как всесторонний на-
грев цилиндра.
Учитывая условия нагрева и теплотехни-
ческий режим в печи с шагающим подом или
шагающими балками, расчетную схему нагре-
ва в зонах принимают' в соответствии с
табл. 3.1.
3.3. Последовательность
и алгоритм расчета нагрева металла
Значение температуры продуктов сгорания в
зонах принимают согласно рекомендациям о
температурном режиме непрерывных нагрева-
тельных печей, изложенных в разд. 1,6.
Предварительное определение общей про-
должительности нагрева в зонах производят
по методике, описанной в разд. 2.4.
Последовательность расчета нагрева ме-
талла, укладываемого вплотную, а также
круглой заготовки такая же, как для толка-
тельных печей (см. разд. 2.4 и 2.6).
Охлаждающее влияние подовых балок в
печах с шагающими балками не учитывают и
неравномерность нагрева заготовки по длине
не считают.
Алгоритм расчета нагрева такого металла
приведен на рис. 3.1.
В случае, когда заготовки лежат на поду
с зазором (рис. 3.2), нагрев прямоугольной
заготовки рассчитывают как трех- или четы-
39
Рнс. 3.1. Алгоритм расчета нагрева металла, лежащего вплотную в печн с Шагающим подом и шагающими балками
ТАБЛИЦА 3.1. РАСЧЕТНЫЕ СХЕМЫ НАГРЕВА МЕТАЛЛА В ПЕЧАХ,С ШАГАЮЩИМ
ПОДОМ И ШАГАЮЩИМИ БАЛКАМИ
Тип печн Режим нагрева Зона нагрева
методическая сварочная томильная
С шагаю- щим по- дом Двух- зонный Трех- или всесторонний нагрев в среде с линейно возрастающей температу- рой при ее равномерном (холодный посад) или параболическом (горячий посад) начальном ^рас- „пределении Трех- или всесторон- ний нагрев в среде с постоянной темпера- турой при ее парабо- лическом начальном распределении - -
Трех- зонный Трех- или всесторонний нагрев в среде с посто- янной температурой при ее параболическом на- чальном распределении
С шагаю- щими балками Двух- ЗОННЫЙ Двух- или четырехсто- ронний нагрев в среде с линейно возрастающей температурой при ее рав- номерном (холодный по- сад) или параболическом (горячий посад) началь- ном распределении Двух- или четырех- сторонний нагрев в среде с постоянной температурой при ее параболическом на- чальном распределе- нии —
Трех- зонный Двух- или’ четырехсто- ронний Нагрев в среде с постоянной температурой при ее параболическом начальном распределении
рехсторонний двухмерный нагрев бесконечной
призмы по методике, приведенной в разд.
13.3.7.
Приведенный коэффициент излучения для
нагрева верхней грани 2 СПР2 (рис. 3.2) оп-
ределяется по методике, приведенной в
разд. 13.1.
Для расчета нагрева боковой грани заго-
товки 4 предварительно определяют приве-
денный коэффициент излучения для зазора
Спрз- Его подсчитывают по тем же формулам
(см. разд. 13.1), только вместо углового ко-
эффициента излучения кладки на металл <рк.м
подставляют угловой коэффициент излучения
кладки на зазор 3:
Фк-з = 1 — <Рк.м> (3.1)
а вместо степени черноты металла ем — услов-
ную степень черноты зазора е3, определяемую
по формуле
половину толщины заготовки при нагреве в
печах с шагающими балками и нижним обо-
гревом. Нагрев нижней поверхности заготов-
ки во время шагания в печах с шагающим
подом не учитывают.
В зависимости от расчетной схемы нагре-
ва по табл. 13.5 выбирают решение уравнения
теплопроводности, а по рис. 1.16—1.54, зная
числа Био и Фурье, находят значения функ-
ций, входящих в соответствующее решение.
В результате получают значения относитель-
ных температур поверхности и центра для од-
номерного нагрева сверху 0“ов, 0® и сбоку
0Г.е§-
Температуры в точках заготовки (рис. 3.2),
согласно методике расчета температур при
двухмерном нагреве бесконечной призмы (см.
табл. 13.7):
для печей с шагающим подом
ез —
t
2S + Z
(3-2)
Приведенный коэффициент излучения на
боковую грань заготовки, Вт/(м2-К4):
Спр4 — Спрз <р43,
(3.3)
где <р43 — угловой коэффициент излучения в
зазоре. Для печи с шагающими балками и
нижним обогревом
<р43 = [ 1 + Us - Vi + (</s)2]. (3.4)
Для печи с шагающим подом необходи-
мо учитывать отражение от адиабатного пода
<$3бщ = у 1 + (S//)2 — SU. (3.5)
Зная приведенные коэффициенты излуче-
ния, по методике, изложенной в разд. 13.3.4,
определяют коэффициент теплоотдачи излуче-
нием и числа Био и Фурье для нагрева свер-
ху и сбоку. Расчетные размеры, входящие в
числа Био и Фурье, составляют половину ши-
рины заготовки и полную толщину заготовки
при иагреве в печах с шагающим подом или
Рис. 3.2. Укладка заготовок с зазором в печи с
шагающим подом и шагающими балками:
/“Свод печи; 2 — верхняя грань заготовки; 3 —
зазор между заготовками; 4 — боковые грани
заготовки; 5 — открытая поверхность пода (в пе^
чах с шагающим подом)
14
41
для печей с шагающими балками
еа.= ес=е™ве™Е, |
е = е = 0™Е 05, i
6 d Б 6 1 (3.7)
0e=0«0gOB,
е; = «-
Так как при решении двухмерной задачи
распределение температур по граням и. в се-
чениях заготовки неравномерно, то средняя
температура граней или сечений определяется
путем усреднения температур в точках на этой
грани или в сечении. Так, средняя темпера-
тура, °C, верхней грани заготовки, где тем-
пература определяется в трех точках (с уче-
том равенства температур в углах):
?а& = (2/а + ^)/3, (3.8)
а средняя температура боковой грани'заго-
товки в печах с шагающим подом, где темпе-
ратура определяется в двух точках:
+ (3.9)
Таким же образом определяется темпера-
тура и в других сечениях в зависимости от
того, в скольких точках рассчитывается тем-
пература.
Перепад температур в заготовке при двух-
мерном нагреве определяется в двух направ-
лениях нагрева как разность средних темпера-
тур в наиболее горячем и наиболее холодном
сечениях. Так, перепад температур для боко-
вого нагрева
tfjdi (З.Ю)
а для нагрева сверху в печах с шагающим
подом
tC(f (3.11)
или в печах с шагающими балками
Д^в •— tab ~~~ tef* (3-12)
Средняя по сечению температура опреде-
ляется путем усреднения температур по сече-
ниям:
т _ [?cb+^cd(?e/) + + ‘bdl
labcd — ~. (3.13)
Алгоритм расчета нагрева заготовок, ук-
ладываемых с зазором, в печах с шагающим
подом и шагающими балками приведен на
рис. 3.3.
3.4. Коэффициент заполнения,
скорость перемещения
металла, длина пода печи
Садку печи нлн группы печей определяют по
методике, описанной в разд. 1.7.
Длину полезного пода печи или группы
печей с шагающим подом или шагающими
балками (.расстояние от наружного края окна
загрузки до края шагающих балок в их перед-
нем положении на стороне выдачи) подсчиты-
вают по формулам (1.3) или (1.4).
Для металла, укладываемого вплотную,
принимают коэффициент заполнения /г3=0,98.
При укладке металла с зазорами коэффици-
ент заполнения представляет собой отношение
ширины (диаметра) заготовок к расстоянию
между осями соседних заготовок. Обычно ко-
эффициент заполнения принимают:
/г3=0,4 (при'толщине заготовок ^100 мм и
длине >6 м);
/г3=0,5 (при толщине заготовок 100—200 мм);
й3=0,7-?0,8 (притолщине заготовок >200 мм).
Длины полезного пода печей с шагающим
подом и шагающими балками унифицированы;
в табл. 3;2 приведены размеры пода унифи-
цированных печей и их ориентировочная
максимальная производительность при нагре-
ве низкоуглеродистой стали.
R некоторых печах шагающие балки мо-
гут перемещаться в различных зонах незави-
симо и раскладка заготовок в этих зонах мо-
жет быть различной. В этом случае длину по-
лезного пода нужно считать раздельно в каж-
дой зоне со своим коэффициентом заполнения
k3 и своей садкой G, определяемой по форму-
ле (1.2), по продолжительности нагрева в дан-
ной зоне. Полезная длина печи определяется
как сумма полезных длин зон.
Полезную длину пода печей с шагающим
подом и шагающими балками следует прове-
рить по условиям возможностей транспорти-
рования заготовок механизмами шагания и
возможному ритму выдачи.
Скорость перемещения заготовок, м/ч, в
печи
v—LBi'x. (3.14)
Максимально возможная скорость пере-
мещения заготовок, обеспечиваемая механиз-
мами шагания от0х, определяется исходя из
максимальных скоростей перемещения балок,
мм/с:
С шагаю-
Печь шаГаго' щими
1Цим подом балками
Вертикального хода Vh . . 30 15
Горизонтального хода Vi . 50 40
Отсюда минимальный цикл, с, шагания
балок
т™п = 2й/о,г+ 2t!vt, (3.15)
где h — вертикальный ход балок, мм (обычно
принимают h = 200 мм); t—горизонтальный
ход балок, мм (в зависимости от размеров и
раскладки заготовок t= 160 = 800 мм, обычно
принимают равным шагу раскладки загото-
вок).
Максимальная скорость, м/ч, перемещения
заготовок, обеспечиваемая механизмами ша-
гания:
^ = 3,6^™. (3.16)
Если рассчитанная скорость перемещения
заготовок окажется выше максимально допус-
тимой, то печь такой длины по условиям ра-
боты механизмов транспортирования не может
обеспечить заданной производительности и не-
обходимо принять две или несколько печей
меньшей длины.
Длину габаритного пода печи, м, с шага-
ющим подом или с шагающими балками в за-
висимости от способа выдачи заготовок опре-
деляют по формуле
Аг = Ln + (0,4 ~ 1,2). (3.17)
Площади и напряжения активного и га-
баритного пода определяются по методике и
формулам, приведенным в разд. 1.8. Для оп-
42
! Исходные данные: 1 начальное и конечное | температурные состояния Задание распределения температуры продуктов Разбиение Предварительное определение общей продолжительности
металла; свойства металла; технологические ограничения сгорания по длине печи на расчетные участки нагрева и продолжительности нагрева на расчетных участках
Расчет приведенного коэффициента излучения для верхней и боковой граней металла на первом * по ходу металла расчетном участке — —— .... Задание средних температур верхней и боковой граней металла в конце первого расчетного участка 9
Определение коэффициента теплоотдачи для верхней и боковой граней металла в начале и конце первого расчетного участка — Определение усредненных теплофизических свойств металла и средних коэффициентов теплоотдачи для верхней и боковой граней металла на первом расчетном участке
! Определение чисел | Био и Фурье для верхней | и боковой граней металла; I проверка массивности I металла Выбор решения уравнения теплопроводности и нахождение значений функций, входящих в это решение
Определение относительных
температур в металле для
одномерного нагрева сверху
и сбоку и нахождение их
произведения
Определение конечной
температуры в углах и
серединах граней металла
на первом расчетном участке
Расчет средних температур верхней и боковой граней металла в конце первого расчетного участка и сравнение их с предварительно принятыми — Расчет средних температур в сечениях металла и перепада температур по сечению металла Расчет распределения температур в металле на следующих по ходу металла расчетных участках — Определение конечного температурного состояния металла и сравнение ei о с заданным
Рис. 3.3. Алгоритм расчета иагрева металла, лежащего с зазором в печи с шагающим подом и шагающими балками
ТАБЛИЦА 3.2. УНИФИЦИРОВАННЫЕ РАЗМЕРЫ И ПАРАМЕТРЫ ПЕЧЕЙ С ШАГАЮЩИМ
ПОДОМ И ШАГАЮЩИМИ БАЛКАМИ
Максимальная производитель- ность печи, т/ч Толщина заготовок (слябов), м Полезная длина печи, м, при длине заготовок (слябов), м
6 (3X2) 9 (4,5X2) 10 (5X2) 12 (6X2) 15 (7.5X2) 18 (9X2)
Печи с шагающим подом
50 0,08—0,115 18 12 — — — —
65 0,08—0,115 24 15 — — — -—
0,12—0,15 24* 18 — — — —
80 0,08—0,115 27** 18 15 — —
0,12—0,15 30 21 — 15 — —
100 0,08—0,115 36** 24* —• 18 — —.
0,12—0,15 36* 24 — 18 — —.
0,155—0,2 42 27 —• 21 — —
125 0,08—0,115 42 30** — 21 — —
0,12—0,15 (45) 30 — 24 — -—
0,155—0,2 51 36 — 27 — —-
160 0,12—0,15 _— (39) — . 30 24
0,155—0,2 — (45) — 33 27 —
200 0,12—0,15 —— 36* 30 24
0,155—0,2 — — — 42 33 27
250 0,12—0,15 — — (45) 36* 30
0,155—0,2 — — . 51 42 36
315 0,12—0,15 .— — — — (45) (39)
0,155—0,2 — — — — 51 (45)
Печи с шагающими балками для нагрева слябов
100 0,1—0,15 24 — 15 — — —
0,155—0,25 24 — 15 — —- —
0,255—0,35 27 — 18 — — —
125 0,1—0,15 30 — 18 — — —
0,155—0,25 30 — 18 —, —— —.
0,255—0,35 33 — 21 —- — —
160 0,1—0,15 36 — 24 18 — —.
0,155—0,25 (39) — 24 21 —. —,
0,255—0,35 42 — 27 21 . — —
200 0,1—0,15 (45) — 27 24 18 —
0,155—0,25 48 — 30 24 21 —
0,255—0,35 54 — 33 27 21 —
250 0,1—0,15 — — 36 27 24 —
0,155—0,25 — — 36 30 24 —
0,255—0,35 — — (39) 33 27 ’ —
315 0,1—0,15 —~- — (45) 36 30 —
0,155—0,25 — —. (45) 36 30 —
0,255—0,35 — —> 51 (39) 33 ——
400 0,1—0,15 —. — — (45) 36 —
0,155—0,25 — — 48 (39) —_
0,255—0,35 — — 51 42 —.
500 0,1—0,15 — — —— (45) —
0,155—0,25 —— — — 48 —
0,255—0,35 — — — — 54 —
Печи с шагающими балками для нагрева квадратных заготовок
100 0,155—0,22 24 — 15 12 — —
0,225—0,3 27 — 15 15 —
125 0,155—0,22 30 —- 18 15 —
0,225—0,3 33 — 21 18 — —
160 0,155—0,22 (39) —. 24 21 15 15
0,225—0,3 42 — 24 21 18 15
200 0,155—0.22 — — 30 24 21 18
0,225—0,3 — — 30 27 21 18
250 0,155—0,22 36 30 24 21
0,225—0,3 — — (39) 33 27 21
Примечание. В скобки заключены размеры печей, применение которых нежелательно
из-за сложности конструктивного оформления балок и приводов.
* Печи со всеми подвижными балками.
** Только для заготовок толщиной 0.1—0,115 м в печах Со всеми подвижными балками.
44
ределения высоты рабочего пространства и
относительной длины зон можно использовать*
данные табл. 2.2.
3.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс печей с' шагающим подом и
шагающими балками рассчитывают по мето-
дике, приведенной в гл. 15.
Угар металла в печах с шагающим подом
или шагающими балками принимают равным
0,5 %.
Учитывая лучшую стойкость изоляции,
тепловую мощность печей с шагающими бал-
ками считают для балок, изолированных на
50 %, а потребление и удельный расход теп-
ла— для полностью изолированных балок.
При расчете тепловой мощности печи и
зон отопления руководствуются рекоменда-
циями, приведенными в разд. 1.9.
Для печей с шагающими балками так же,
как для толкательных печей с нижним обогре-
вом, составляют отдельные тепловые балансы
для верхних и нижних половин расчетных
участков (верхних и нижних зон отопления),
так как в тепловом балансе нижних зон отоп-
ления необходимо учитывать потери тепла на
охлаждение подовых балок.
3.6. Пример расчета печи
с шагающим подом
В печах с шагающим подом двухстадийного
нагрева с целью уменьшения окисления и
обезуглероживания металла поддерживают
такой температурный режим, при котором по-
верхность нагреваемого металла минимальное
время находится при высоких температурах.
С этой целью металл греют медленно (с ми-
нимальным перепадом температур по сече-
нию) до температуры начала интенсивного
окисления и обезуглероживания (~ 900 °C), а
затем его быстро доводят до заданной конеч-
ной температуры и заданного конечного пере-
пада температур по сечению. Конструктивно
печь двухстадийного нагрева (рис. 3.4) состо-
ит из двух зон — подогревательной и нагрева-
тельной, имеющих самостоятельное отопление,
регулирование и удаление продуктов сгора-
ния. В печах с шагающим подом выполняют
разделение балок в подогревательной и нагре-
вательной зонах, что позволяет увеличивать
шаг раскладки в нагревательной зоне и обес-
печивать более высокую скорость нагрева и
перемещения заготовки в этой зоне.
Исходные данные:
назначение печи — нагрев заготовок перед
прокаткой на мелкосортном стане;
размеры нагреваемых заготовок, м: тол-
щина 5=0,15; ширина 6=0,15; длина Z=9,0;
качество металла — высоколегированная
сталь;
начальная температура металла 20 °C (хо-
лодный посад);
конечная температура поверхности метал-
ла 1240 °C;
допустимый конечный перепад темпера-
тур по сечению металла 50 °C;
нагрев — с ограничениями: температура
поверхности металла на выходе из подогрева-
тельной зоны не должна превышать 900 °C, а
перепад температур по сечению металла 100 °C;
производительность печи 75 т/ч;
топл иво — природный газ с теплотой сго-
рания QP =35,0 МДж/м3;
температура подогрева воздуха ZB=400JC.
Принимаем для нагрева заготовок одно-
рядную печь с шагающим подом с торцевой
посадкой и выдачей. Отопление печи — сво-
довое.
Шаг раскладки заготовок в подогреватель-
ной зоне /п=0,2 м, в нагревательной ZH=0,4 м.
Вертикальный ход балок 6=0,2 м.
Принимаем в подогревательной зоне три
расчетных участка нагрева с постоянной тем-
пературой продуктов сгорания (рис. 3.5):
участок I — 900 °C, участок II — 950 °C, учас-
ток III —1000 °C, а в нагревательной зоне
один расчетный участок IV с постоянной тем-
пературой продуктов сгорания 1280 °C.
Учитывая более медленный нагрев метал-
ла в печи двухстадийного нагрева и особенно-
сти нагрева высоколегированных сталей при-
нимаем удельное время нагрева г=12 мин/см.
По формуле (1.1) общая продолжительность
нагрева т= 12-0,15/0,6=3 ч.
Принимаем соотношение длин подогрева-
тельной и нагревательной зон 1 : 1. Так как
производительность зон одинакова, а расклад-
ка металла в нагревательной зоне вдвое реже,
Рис. 3.4. Схемы печи двухстадийного нагрева:
1 — подогревательная зона; 2— нагреваемый металл; 3 — основной дымоотбор;-4“ промежуточный дымо-
отбор; 5 ~- нагревательная зона
45
ТАБЛИЦА 3.3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА ИЗЛУЧЕНИЕМ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
Е Е Наименование, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I II ш IV
1 2 Температура продуктов сгорания, °C Высота рабочего прост- ранства, м н 900 950 1 1000 ,5 1280 Рис. 3.5, кривая / См. разд. 2.7
3 4 Зазор между заготовка- ми, м Угловой коэффициент из- лучения (на 1 м длины печи): t 0,05 0,05 0,05 0,25 t=tn—b (I, II, Ш); b (IV)
кладки на верхнюю грань заготовки Фн.м 0,75 0,75 0,75 0,375 Табл. 1.2. п. 43; <Рк.м = 6/(Ы-0
кладки на зазор Фк.з 0,25 0,25 0,25 0,625. (3.1)
5 6 Условная степень черно- ты зазора Эффективная длина пу- ти луча, м Нз 1 0,966 0,966 2, 0,966 43 0,898 (3.2) Табл. 13.2 (=1,8(77—5)
7 Коэффициент расхода воздуха в продуктах сго- рания «д 1,25 1,2 1,2 1,25 Принимаем
8 Поправочный коэффици- ент ₽ 0,808 0,84 0,84 0,808 Рис. 1.8
9 Приведенная толщина слоя продуктов сгора- ния, м — 1,96 2,04 2,04 1,95 (•₽
10 Степень черноты продук- тов сгорания Ег 0,325 0,32 0,312 0,25 Рис. 1.7
11 Угловой коэффициент из- лучения в зазоре Приведенный коэффици- ент излучения, Вт/(м2Х ХК4): <р°бЩ 0,162 0,162 0,162 0,565 (3.5)
на верхнюю грань за- готовки Сцрз 2,96 2,91 2,86 3,02 (13.21)
в зазоре СпрЗ 4,32 4,27 4,22 2,785 (13.21) при е3 по п. 5 табл. 3.3
на боковую грань за- готовки Спр4 0,7 0,69 0,683 1,57 (3.3)
ТАБЛИЦА 3.4. РАСЧЕТ НАГРЕВА МЕТАЛЛА
п. п Наименование. единица измерения Обоз- начение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I П Ш IV
1 Расчетная схема нагрева Трехсторон- ний двухмер- ный нагрев призмы в сре- де с постоян-. ной температу- рой при ее равномерном начальном рас- пределении по сечению Трехсторонний двух- мерный нагрев приз- мы в среде с посто- янной температурой- при ее параболичес- ком начальном рас- пределении по сече- нию Табл. 3.1
2 Продолжитель- ность нагрева, ч т 0,75 . 0,7 0,55 | 1,0 Задаемся
Продолжение га&л. 3.4
1 п-п '1 Наименование, единица измерения Обоз- начение Расчетные участки Примечания, расчетные фор мул,51
I « 1 111 !V
3 Предполагаемая температура верх- ней грани заготов- ки, °C: начальная /нач 6 в 20 600 820 920 Задаемся
конечная /КОИ гв 600 820 920 1240
средняя 310 710 870 1080
4 Предполагаемая температура боко- вой грани заготов- ки, °C: начальная /нач гб 20 590 790 890 Задаемся
конечная /КОН 590 790 890 1220
средняя te 305 690 840 1055
5 Коэффициент теп- лопроводности ме- талла, Вт/(м2«К), при средней темпе- ратуре: верхней грани боковой грани Хб 38,4 38,5 Д3,5 33,8 31,9 32,1 33,3 32,6 Справочные дан- ные для высоколе- гированной стали
6 Коэффициент тем- пературопроводно- сти металла, м2/ч, при средней тем- пературе: верхней грани боковой грани «б 0,0335 0,034 0,0177 0,0178 0,0198 0,0189 0,0225 0,022 То же
7 Расчетная толщи- на заготовки, м: См. разд. 3.3
нагрев сверху боковой нагрев Sb S6 0,15 0,075
8 Коэффициент теп- лоотдачи излучени- ем к верхней гра- ни заготовки, Вт/(м2-К): начальный «Г4 63,5 138,4 189,5 313,4 (13.48) при СПР2 по п. 11 табл. 3.3
конечный „кои 126,2 181,2 207,2 436
средний ссв 94,9 159,8 198,4 377,3
9 Коэффициент теп- лоотдачи излуче- нием к боковой грани заготовки, Вт/(м2>К): начальный гхнач 45 96,9 131,1 96,9 (13.48) при СПр4 по п. 11 табл. 3.3
конечный кон аб 86 124,4 145 133,9
средний «б 65,6 110,7 138 116,2
47
Продолжение табл. 3.4
j Наименование, Обоз- Расчетные участки Примечания,
Е единица измерения качение I 1 ч 1 I" IV расчетные формулы
10 Число Био:
нагрев сверху 0,371 0,716 0,934 1,7 (13.44);
BiB = ^ Ар
боковой нагрев Bi б 0,128 0,245 0,323 0,265 (13.44);
* Аб
11 Число Фурье:
нагрев сверху FoB 1,117 0,551 0,484 1,0 (13.66); F°b — 9 si
боковой нагрев Fo6 4,53 2,215 1,848 3,91 (13.66);
F°6— 9 «б
12 Решение уравне- ния теплопровод- ности в крите- риальной форме: нагрев сцерху — (13.54) (13.58) Табл. 13.7
боковой нагрев (13.54) (13.56)
13 Значения функций и относительных температур, входя- щих в решения уравнений тепло- пррводности в кри- териальной форме 0ПОВ л по в % 0,605 0,54 О', 705 0,59 0,56 0,82 0,54 0,525 0,792 0,22 0,355 0,42 Рис. 1.23 и 1.24 Рис. 1.26 и 1.27
0,575 0,62 0,615 0,405
(ФГу — 0,46 0,426 0,315 Рис. 1.43
W — 0,53 0,515 0,37 Рис. 1.45
(фБпоТ — 0,395 0,362 0,148 Рис. 1.51
(< — 0,54 0,528 0,275 Рис. 1.53
бов — 0,137 0,429 0,239 (13.62)
е'об — 0,058 0,131 0,095
48
Продолжение табл. 3.4
Расчетные участки i Примечания,
Ё единица измерения качение I п HI IV расчетные формулы
14 Относительные од- номерные темпера- туры: 0,256
нагрев сверху дПОВ 0,605 0,644 0,695 (13.58)
0,705 0,894 1,019 0,486 Участок I — п. 13
табл. 3.4
боковой нагрев лПОЕ Об 0,54 0,587 0,581 0,385 (13.56)
- » > 0,575 0,651 0,683 0,44 Участок I — п. 13
табл. 3.4
15 Относительные ео 0,326 0,378 0,404 0,0985 (3.6)
двухмерные темпе- % 0,348 ' 0,419 0,475 0,1126
ратуры для точек 0,1871
заготовки 0,38 0,525 0,592
ed 0,405 0,582 0,696 0,2138
16 Температуры в точках заготовки в конце участков а b 613 594 823 801 928 905 1245 1238 Из значений 0 и 0" в (13.54), (13.56), (13.58); получен-
с 566 748 851 1200 ные значения тем-
d 544 714 801 1178 ператур наносим на рис. 3.5
17 Средние темпера- туры граней заго- товки в конце уча- стков, °C: верхняя tab 605 815 920 1242 (3.8); совпадение с заданными (см. табл. 3.4, п. 3) —
хорошее
боковая 590 785 890 1223 (3.9); совпадение
с заданными (см. табл. 3.4, п. 4) —
хорошее
18 Средние темпера- туры наиболее хо- лодных сечений за- готовки в конце участков, °C:- нижняя грань ^cd 559 737 834 1193 Аналогично (3.8)
сечение bd $bd 569 758 853 1208 Аналогично (3.9)
19 Перепад темпера- тур по сечению за- готовки в конце участков, °C: нагрев сверху 47 79 86 49 (3.11); Д«100°С (III), ДК50°С
(IV)
боковой нагрев д*б 21 28 37 15 (3.10); Д«100°С (III); Д/<50сС (IV)
20 Средняя по сече- нию температура заготовки в конце участков, °C tdbcd 583 776 877 1217 (3.13)
4—482
49
ТАБЛИЦА 3.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
п.п. Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисленная величина Примечания, расчетные формулы
1 Расчетная часовая производитель- р 75 .—
2 ность, т/ч Садка печи, т G- 75-3,0=225 (1.2)
3 Садка подогревательной зоны, т Gn 75-2,0=150 (1.2)
4 Садка нагревательной зоны, т Gh 75-1,0=75 (1-2)
5 Коэффициент заполнения пода: подогревательной зоны 0,15/0,2=0,75 k"3=bltn
нагревательной feH 3 0,15/0,4=0,375 k^^b/tn
6 Длина полезного пода, м: подогревательной зоны L„ 150/0,15 • 9,5 • 7,85 • 0,75 = 17,88; (1.4)
нагревательной согласно табл. 3.2 принимаем L.n = 18 м 75/0,15 9,5 • 7,85 • 0,375 = 17,88; (1.4)
общая печи согласно табл. 3.2 принимаем Ьн = 18 м 18+18=36 Дпол === “Ь £н
7 Длина расчетных участков в по- Li 18-0,75/2,0=6,75
догревательной зоне, м Lu 18-0,7/2,0 = 6,3 L^Ln — In
8 Длина габаритного пода, м Llu Ьгаб 18-0,55/2,0=4,95 36 + 0,8 = 36,8; принимаем рас- (3.17)
'9 Ширина рабочего пространства, м В стояние от крайнего положения шагающих балок до торцевой стены 0,8 м 9,5+2-0,4=10,3 (1.5)
10 Высота рабочего пространства, м н 1.5 Табл. 3.3 п. 2
11 Площадь активного пода, м2: подогревательной зоны F, 0,75-18-9,5= 128,25 (1.7)
нагревательной FKa 0,375-18-9,5=64,13 (1-7)
общая печи Fa 128,25+64,13=192,38 F. = Fna +
12 Площадь габаритного пода м2 F, 36,8-10.3=379,04 (1.6)
13 Напряжение пода, кг/(м2«ч): активного 1000-75/192,38=390 (1.8)
габаритного Hr 1000-75/379,04 = 198 (1.9)
14 15 Средняя скорость движения ме- талла в зоне, м/ч: подогревательной нагревательной Максимальный цикл движения ба- 18/2=9 18/1 = 18 (3.14) (3.15)
16 лок в зоне, с: подогрев ате льн ой нагревательной Максимальная скорость движения металла в зоне, м/ч: подогревательной 2 • 200/30 + 2 • 200/50=21,3 2 • 200/30 + 2 • 400/50 = 29,3 3,6-200/21,3=33.8 (3.16)
нагревательной max 3,6-400/29,3=49,1
50
ТАБЛИЦА 3.6. СТАТЬИ ПРИХОДА ТЕПЛА
П.П. Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Расчетные участии Примечания, расчетные фор- мулы
I 11 ill IV
1 Химическое тепло топлива, кВт Ох (1/3,6) 35 Vr=9,71 vr (15.1)
2 Физическое тепло воздуха, кВт Ов . (1/3,6). 1,1-4,9 Vr=l >5 Vr (15.5); iB — по рис. П.6 при /„=400 °C, ав =1,1 —при- нимаем
3 Угар металла, Vo а — 0,1 0,2 0,4 Принимаем
4 Тепло экзотермиче- ских реакций окис- ления железа, кВт: по участкам QaKB — 15,7-0,1-75=118 15,7 0,2X X 75=235 15,7-0,4-75= =471 (15.6)
по зонам — 353 471
общее по печи 824
ТАБЛИЦА 3.7. РАСХОД ТЕПЛА НА НАГРЕВ МЕТАЛЛА
с Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные -участки Примечания, расчетные формулы
I П TH IV
1 2 3 Средняя по сече- нию температура металла, °C: в начале участка в конце Средняя теплоем- кость металла, ’ кДж/(кг-К): в начале участка в конце Тепло, затраченное на нагрев металла, кВт: по участкам по зонам общее по печи ^2 СМ Qm 20 583 0,49 0,582 — -75Х 3,6 Х(О,582Х х 580—0,49х Х20)=6828 583 776 0,582 0,582 ~-75Х 3,6 Х(О,682Х Х776- —0,582Х Х580) =3992 12 435 17< 776 877 0,682 0,691 1 75 X 3,6 Х(0,691Х Х877— —0,682X X 776) =1615 300 877 1217 0,691 0,678 — -75Х 3,6 Х(0,678Х Х1217— —0,691X X 877) =4565 4565 Табл. 3.4 п. 20 Справочные данные для вы- соколегирован- ной стали (15.8),
ТАБЛИЦА 3.8. ПОТЕРИ ТЕПЛА С УХОДЯЩИМИ ПРОДУКТАМИ СГОРАНИЯ
П.П Наименование, единица измерения л, Оек П о дОпр ева тель- ная зона Нагревательная зона Примечания, расчетные формулы
1 Температура уходящих продуктов сгорания, °C 900 1280 Рис. 3.5
2 Коэффициент расхода воздуха в про- дуктах сгорания “д 1,25 1,25 Табл. 3.3 п. 7
3 Энтальпия продуктов сгорания при- родного газа, Дж/(м3-К) 'д 16,95 25,1 Рис. II.6
4 Потери тепла с уходящими продук- тами сгорания, кВт <2д 16,95 Vr= 3,6 г =4,71 Уг — -25,1 Уг= 3,6 =6,98 Уг (15.10)
4
51
ТАБЛИЦА 3.9. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ КЛАДКУ
П.П Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I II Ш IV
1 Боковые стены: температура внутренней по- верхности, °C ^кл 900 950 1000 1280 Принимаем равной Zr (см. табл. 3.3 п. 1)
материал (толщина, мм) . кладки — Шамот кл. А (232); кл. Б (232); шамотный легковес ШЛ-1,0 (11'6); базальтовый картон (10) —
удельный тепловой поток че- рез кладку, кВт/м2 ?кл 0,98 1,06 1,16 1,66 Рис. III.8, г
температура наружной по- верхности, °C ’-нар 92 96 100 125 Рис. 111.16
наружная поверхность клад- ки, м2 Акл 43 --38 29 112 Расчет не приво- дится
тепловой поток через кладку, кВт Qs 42 41 34 186 (15.14)
2 Свод: температура внутренней по- верхности, °C ^к-л 900 950 1000 1280 Табл. 3.9 п. 1
материал (толщина, мм) кладки — Шамот кл. нодиатомит А (210); пе- ПД-350 (116) —-
удельный тепловой поток че- рез кладку, кВт/м2 *7кл 0,88 0,94 1,02 1,5 Рис. Ш.З, ж
температура наружной по- верхности, °C *нар 84 89 93 117 Рис. Ш.16
наружная поверхность клад- ки, м2 Бкл 198 170 129,5 478,5 Расчет не приво- дится
тепловой поток через кладку, Сев 174 160 132,1 718 (15.14)
3 Под: температура внутренней по- верхности, °C ^кл 900 950 1000 1280 Табл. 3.9 п. 1
материал (толщина, мм) кладки — Электроплавленный рунд (200); шамот (335) диатомит (134) КО- КЛ. Б Д-500 —
удельный тепловой поток че- рез кладку, кВт/м2 <7кл 0,82 0,9 0,96 1,4 Рис. III.14, в
температура наружной по- верхности, °C 4яар 80 87 90 ПО Рис. III.16
наружная поверхность клад- ки, м2 ^кл 94 79 63 232 Расчет не приво- дится
тепловой поток через кладку, кВт Qn 78 71 61 325 (15.14)
4 Потери тепла через кладку, кВт: Скл хк„т = Сб4“ Qcb ~rQn
по участкам 294 272 227 1230
по зонам 793 1230
общие по печи 2023
52
ТАБЛИЦА 3.10. ПОТЕРИ ТЕПЛА ИЗЛУЧЕНИЕМ ЧЕРЕЗ ОКНА ПЕЧИ
п.п 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 сл оо Наименование, единица измерения Температура излу- чающей среды, °C Температура окру- жающей среды, °C Количество окон, шт. Размеры окон, м2 Толщина футеров- ки у окон, м Соотношение раз- меров окон /гОк/бок Коэффициент диа- фрагмирования Удельный тепловой поток, кВт/м2 Площадь откры- тых частей окон, м2 Относительное вре- мя открытия окон Потери тепла из- лучением, кВт: по окнам по участкам по зонам общие по печи Обозначение /г ^окр иок 6ок К hois бок ф <7изл ризл Физ л Сизл Расчетные участии и окна Примечание, расчетные формулы Принимаем равной tr (см. табл. 3.3 н. 1) Принимаем » » Окна посада и вы- дачи — длинные *. полосы, смотровые окна — квадраты Рис. 13.7 (13.24) А 7*И0 л Яок^ок^ок (15.24)
I посада 9С 1 10,3X0,3 0,52 0,3 —— =0,57 0,52 0,56 108,4 2,9.4 1,0 178,5 18 смотровые 0 3 0,464X 0,472 0,59 0,472 =0,8 0,59 0,49 108,4 0,657 0,1 3,49 2 1 11 смотровые 950 Э 1 0,464X0,472 0,59 0,472 ~—-=0,8 0,59 0,49 128,2 0,219 0,1 1,38 1,4 88 74 III смотровые 1000 0 3 0,464X0,472 0,59 0,472 =0,8 0,59 0,49 150,6 0,657 0,1 4,85 4,9 1 “ п выдачи 12 1 10,3x0,3 0,59 0,3 =0,51 0,59 0,53 334,2 2,94 1,0 520,75 5 5 7 смотровые 80 9 0,464X0,472 0,59 0,472 — =0,8 0,59 0,49 334,2 1,97 0,1 32,26 53 53
ТАБЛИЦА 3.11. СТАТЬИ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ПОДОГРЕВАТЕЛЬНОЙ И НАГРЕВАТЕЛЬНОЙ
ЗОН ПЕЧИ
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Подогревательная зона Нагревательная зона Примечания, расчетные формулы
1 Количество водоох- лаждаемых балок свода, шт. — • 2 2 Принимаем
2 Расход воды на ох- лаждение балок сво- да, мг/ч К 35 50 Принимаем по табл. 15.2
3 Потери тепла на на- грев воды, охлаждаю- щей балки свода, кВт Сохл 1,16-35-20=812 1,16-50-20 = 1160 (15.22) 4/8=20’0 при- нимаем.
4 Неучтенные потери, кВт Снеучт 0,1 (12435+793+ +812+188) = 1423 0,1 (4565 + 1230 + + 1160 + 553) = 751 (15.31)
5 Уравнение теплового баланса — 9,71 Кг+ 1,5 Иг+ + 353= 12435 + + 4,71 Уг + 793 + + 812+ 188+ 1423; 6,5 Vr = 15298 9,71 Vr+ 1,5 1/г + + 471 =4565 + + 6,98 Vr+ 1230 + + 1160 + 553 + 751; 4,23 1/г = 7788 (15.32)
6 Расход газа, м3/ч Vr 2354 1841 —,
7 Химическое тепло топ- лива, кВт Qx 9,71-2354 = 22857 9,71-1841 = 17876 Табл. 3.6 п. 1
8 Физическое тепло воз- духа, кВт Qb 1,5-2354 = 3531 1,5-1841 =2762 ' Табл. 3.6 п. 2
9 10 Потери тепла с ухо- дящими продуктами сгорания, кВт Тепловая мощность печи (потребление тепла печью), кВт Сд Спотр 4,71-2354 = 11087 40 6,98-1841 = 12850 730 Табл. 3.8 п. 4 Табл. 3.11 п. 7
и Тепловая мощность зон, кВт Сз 1,1-22857 = 25140 1,1-17876= 19660 Согласно разд. 1.9 QB=l,lQx
Удельный расход теп- ла на печь, кДж/кг Cl 3,6-40730 (1Л0)
12 75
ТАБЛИЦА 3.12. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПОДОГРЕВАТЕЛЬНОЙ ЗОНЫ
Приход тепле Расход тепла
Наименование | МВт 1 % Наименование МВт %
1. Химическое тепло топлива 22,86 85,5 1. Нагрев металла 2. Тепло, уносимое продуктами сгорания 3. Потери тепла через кладку 4. Потери тепла на нагрев охлаж- 12,44 11,09 46,5 41,5
2. Физическое тепло воздуха 3,53 13,2 0,79 0,81 3,0 3,0 0,7
дающей воды
3. Тепло экзотермических реакций 0,35 1,3 5. потери тепла излучением через 0,19
окисления железа 6. Неучтенные потери 1,42 5,3
Итого 26,74 100 Итого 26,74 100
ТАБЛИЦА 3.13. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС НАГРЕВАТЕЛЬНОЙ ЗОНЫ
Приход тепла Расход тепла
Наименование МВт % Наименование j| МВт | %
1. Химическое тепло топлива 2. Физическое тепло воздуха 17,88 2,76 84,7 13,1 1. Нагрев металла 2. Тепло, уносимое продуктами сгорания 4,51 12,85 21,6 60,9
54
Продолжение табл. 3.13
Приход тепла Расход тепла
Наименование МВт % Наименование .МВт %
3. Тепло экзотермических реакций окисления железа 0,47 2,2 3. Потери тепла через кладку 4. Потери тепла на нагрев охлаж- дающей воды 5. Потери тепла излучением через окна 6. Неучтенные потери 1,23 1,16 0,55 0,75 5,8 5,5 2,6 3,6
Итого 21,11 100 Итого 21,11 100
ТАБЛИЦА 3.14. СТАТЬИ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА РАСЧЕТНЫХ УЧАСТКОВ ПОДОГРЕВАТЕЛЬНОЙ ЗОНЫ
Наименование, Обоз- Расчетные -участки Примечания,
единица измерения каче- ние 1 11 ш расчетные форму - лы
. Приход тепла
1. Химическое тепло топ- лива, кВт Qx 9,71 9,71 ИГ2 9,71 Угз Табл. 3.6, п. 1
2. Физическое тепло воз- духа, кВт Qb l,5Vri 1,5 РГ2 1,5 Иг3 Табл. 3.6, п. 2
3. Тепло экзотермических реакций окисления желе- за, кВт Сэкз 118 235 Табл. 3.6, п. 4
4. Тепло продуктов сго- рания, приходящих из предыдущего участка, кВт — — -17.55Х 3,6 Х(Уг2 + ^гз) = == 4,88 (Иг2-f- +^гз) — -18,4 Уг3= 3,6 =5,12+гз (15.10); 1и по рис., П.6 при t по п. 1 табл. 3.3 и С4д по п. 7 табл. 3.3
Расход тепла
5. Расход тепла на на- грев металла, кВт Qm 6828 3992 1615 Табл. 3.7, п. 3
6. Тепло уходящих пз участка продуктов сгора- ния, кВт — 16,95 (Уг1+ 3,6 + ^Г2 + Vr3) = = 4,71 (Ига + + + Йг3) 4,88 (Иг, + +Vr3) 5,12 1/гз Аналогично п. 4 табл. 3.14
7. Потери тепла через кладку, кВт Сил 294 272 227 Табл. 3.9, п. 4
8. Потери тепла на на- грев воды, охлаждающей балки свода, кВт Qox-л 1,16-15-20=348 1,16-20-20=464 (15.22); +в и по п. 2 и 3 табл. 3.11; раз- мещение балок по рис. 3.4
9. Потери тепла излуче- нием через окна печи, кВт Сиз л 182 1,4 4,9 Табл. 3.10, п. 11
10. Неучтенные потери, кВт Снеучт 0,1 (6828 + +294+348+ + 182) = 765 0,1 (3992 + + 272+ 1,4) = =427 0,1 (1615 + + 227 + 464 + +4,9) = 231 (15.31)
11. Уравнения теплового баланса 9,71 Рг1- + + 1,51/г,+4,88* х(641*+379*)= = 6828 + + 4,71 (17и- + + 641* + +379*)+294 + +348+182+765 6,5 Уг1=8244 9,71 УГ2 + + 1,5 Vr2 + + 118 + 5,12 X Х379*=3992 + + 4,88(1/Г2 + +379*)+272 + + 1,4 6,33 VrS = 4056 9,71 Угз + + 1,5 Рг3 + +235 = 1615+ +5,12 Уг3 + + 227 + 464 + + 4,9+231 6,09 Уг3 = 2307 (15.32); значе- ние со звездоч- кой берут по результатам расчета после- дующего участ- ка
5Б
Продолжение табл. 3.14
Наигменование, единица измерения Обоз- наче- ние Расчетные, -участки Примечания, расчетные форгмулы
I II ш
12. Расход газа, м3/ч Vr 1268 641 379 —
13. Тепловая мощность, кВт — 1.1-9.71Х X1268= 13540 1,1-9,71-641 = =6850 1,1-9,71-379= =4050 1,1-9,71 Vri
14. Суммарный расход газа на подогреватель- ную зону, м3/ч — 2288 —
15, Невязка расхода га- за, % — [(2354 —2288)/2354]-100=2,8 Сравниваем с п. 6 табл. 3.11
т. е. садка зоны вдвое меньше, то отсюда сле-
дует, что и продолжительность нагрева в на-
гревательной зоне вдвое меньше. Следователь-
но, продолжительность подогрева тп=2 ч, а
продолжительность нагрева тн=1 ч.
Принимаем относительные длины расчет-
ных участков подогревательной зоны: участок
I 37,5 %; участок II 35 %; участок III 27,5 %.
Продолжительность нагрева на расчетных
участках составляет:
участок I: 11=2-37,5/100=0,75 ч;
участок II: Тц=2-35/100 = 0,7 ч;
участок III: iin=2-27,5/100=0,55 ч;
участок IV (нагревательная зона): tiv= 1 ч.
Расчет теплообмена излучением в рабо-
чем пространстве печи приведен в табл. 3.3,
а расчет нагрева металла — в табл. 3.4.
В таблице 3.5 дано определение основных
размеров печи.
Статьи прихода тепла представлены в
табл. 3.6, а расчет расхода тепла на нагрев
металла сведен в табл. 3.7.
Расчет потерь тепла с уходящими продук-
тами сгорания дан в табл. 3.8, потерь тепла
через кладку — в табл. 3.9, а потерь тепла из-
лучением через окна печи — в табл. 3.10.
о Расчет потерь тепла с водой, охлаждаю-
щей балки свода, неучтенных потерь и реше-
ние уравнений теплового баланса для подо-
гревательной и нагревательной зоны приведе-
ны в табл. 3.11.
В этой же таблице рассчитана тепловая
мощность печи, указываемая в ее технической
характеристике, и удельный расход тепла иа
печь. В данном случае тепловая мощность пе-
чи равна потреблению тепла печью.
Окончательный тепловой баланс подогре-
вательной зоны приведен в табл. 3.12, а на-
гревательной зоны в табл. 3.13.
В табл. 3.14 приведены статьи прихода и
расхода, а также решения уравнений тепло-
вого баланса для расчетных участков подо-
гревательной зоны. В соответствии ' с полу-
ченными тепловыми мощностями участков на-
грева необходимо распределить горелочные
устройства вдоль зоны.
Рис. 3.5. Распределение температур в печи двухста-
дийного нагрева:
1 — температура продуктов сгорания; 2, 3. 4 и 5 —
температуры соответственно в точках а, Ь, с и d
(см. рнс. 3.2)
Глава 4
КОЛЬЦЕВЫЕ ПЕЧИ
4.1. Характеристика печей
Кольцевые печи применяют для нагрева труб-
ных слитков и заготовки перед трубопрокат-
ными, редукционными и калибровочными ста-
нами, слитков и заготовки фигурной формы,
колесной заготовки, особенно при нагреве
разнообразного сортамента заготовок неболь-
шими партиями.
С теплотехнической точки зрения кольце-
вая печь является методической нагреватель-
ной печью, свернутой в кольцо, поэтому в ней
имеются те же теплотехнические зоны (мето-
дическая, сварочная, томильная) и те же ре-
жимы нагрева Металла (двухзонный и трех-
зонный), что и в нагревательной методической
печи (см. разд. 1.4).
Система отопления кольцевой печи может
быть сводовая и боковая, иногда в этих пе-
чах устраивают промежуточные дымоотборы.
По ширине кольцевого пода заготовки можно
укладывать в несколько рядов. Оси окон за-
грузки и выдачи образуют центральный угол,
в пределах которого заготовки на поду от-
сутствуют. Заготовки располагают на поду с
зазорами, что ускоряет их нагрев и позволяет
легко использовать механизмы загрузки и вы-
дачи.
4.2. Расчетные схемы нагрева металла
Расчетные схемы нагрева заготовок в кольце-
вой печи приведены в табл. 4.1, а схемы их
расположения на поду—-на рис. 4.1.
Нагрев слитков, трубных заготовок и труб,
укладываемых на бок, рассматривают как
Б6
ТАБЛИЦА 4.1. РАСЧЕТНЫЕ СХЕМЫ НАГРЕВА МЕТАЛЛА В КОЛЬЦЕВЫХ ПЕЧАХ
Вид нагреваемой заготовки Режим нзгрева ч— х. Зона нагрева
методическая сварочная томильная
Длинная заго- товка, уклады- ваемая на бок Двух- зонный Всесторонний нагрев ци- линдра в среде с линейно возрастающёй темпера- турой при ее равномер- ном (холодный посад) или параболическом (го- рячий посад) начальном распределении Всесторонний нагрев цилиндра в среде с постоянной темпера- турой при ее парабо- лическом начальном распределений —
Трех- зонный Всесторонний нагрев цилиндра в среде с постоянной темпера- турой при ее парабо- лическом начальном распределении
Короткая заго- товка, уклады- ваемая на то- рец Двух- зонный Трехсторонний нагрев цилиндра конечных раз- меров в среде с линейно возрастающей темпера- турой при ее равномер- ном (холодный посад) или параболическом (го- рячий посад) начальном распределении Трехсторонний нагрев цилиндра конечных размеров в среде с постоянной темпера- турой при ее парабо- лическом начальном распределении —
Трехсторонний нагрев цилиндра конечных размеров в среде с постоянной темпера- турой при ее парабо- лическом начальном распределении
Трех- зонный
всесторонний нагрев одиночного цилиндра.
При этом учитывают, что металл укладывают
на горячий под, т. е. имеет место нагрев снизу.
Приведенный коэффициент излучения для
нагрева такого металла определяют по мето-
дике расчета приведенного коэффициента из-
лучения для боковой грани прямоугольной за-
готовки, лежащей с зазором иа поду печи с
шагающим подом, изложенной в разд. 3.3.
при этом для определения углового коэффи-
циента излучения кладки на зазор за ширину
зазора принимают шаг раскладки заготовок S,
а формула (3.2) для определения условной
степени черноты зазора для круглой заготов-
ки диаметром d принимает вид
S / 1 \1-1
ез= 1+-7ТТ —+ 1 ‘ (4J)
nd + S \. ем /.
Приведенный коэффициент излучения на
металл определяется по формуле
СПР = СЕРЗ<Щ- <4'2)
где <р °i™— угловой коэффициент излучения в
зазоре на поверхность металла с учетом отра-
жения от адиабатного пода, определяется по
табл. 1.3, п. 4 в зависимости от отношения
шага раскладки заготовок к их диаметру
(S/d).
Нагрев коротких круглых (колесных) за-
готовок, укладываемых иа торец, рассматри-
вают как трехсторонний двухмерный нагрев
цилиндра конечных размеров, образованного
пересечением неограниченной пластины и не-
ограниченного цилиндра. Методика определе-
ния температур в телах сложной формы опи-
сана в разд. 13.3.7, а эскиз цилиндра конеч-
где бм — степень черноты металла.
Рис. 4.1. Раскладка заготовок на поду кольцевой печи:
а — коротких заготовок, укладываемых на торец; б — длинных заготовок, укладываемых на бок
57
ных размеров с указанием точек и номеров
рисунков, по которым могут быть определе-
ны относительные температуры в этих точках,
дан в табл. 13.7. Относительные температуры
определяют по графикам (см. рис. 1.16—1.54)
в зависимости от величины чисел Био и Фурье.
Расчетные размеры, входящие в эти числа,
составляют полную высоту пластины (толщи-
ну заготовки) и половину диаметра цилиндра.
Приведенные коэффициенты теплоотдачи
излучением определяют по методике, принятой
для нагрева прямоугольной заготовки, лежа-
щей с зазором в печи с шагающим подом (см.
разд. 3.3): для пластины — как для верхней
грани заготовки; для цилиндра — как для бо-
ковой грани заготовки.
При определении приведенного коэффи-
циента теплоотдачи излучением к цилиндру
для круглых заготовок высотой h и диамет-
ром d, лежащих на поду кольцевой печи с
шагом S, в одном направлении и S2 в другом
(см. рис. 4.1), условная степень черноты за-
зора рассчитывается по формуле
Г . над-nd8) / I _ jAl-1
6s 4ndli + 4SiS2 — nd2 \ eM /]
(4.3)
4.4. Садка и основные размеры
рабочего пространства
Садку кольцевой печи определяют по методи-
ке, изложенной в разд. 1.7. Диаметр пода, м,
кольцевой печи по линии захвата внутреннего
ряда заготовок (при однорядной укладке ра-
вен среднему диаметру) определяют по фор-
муле
а угловой коэффициент излучения в зазоре с
учетом отражения от адиабатного пода — по
формуле
4лй7г
4SiS2— nd2,
211/2
4ndh
4SiS2 — Jtd2
(4.4)
4.3. Температурный режим
и последовательность расчета
нагрева металла
Выбор температурного режима кольцевой пе-
чи осуществляется как для нагревательных
печей непрерывного действия, согласно реко-
мендациям, приведенным в разд. 1.6.
Предварительное определение общей про-
должительности нагрева и продолжительности
нагрева по участкам проводят по методике,
описанной в разд. 1.5 и 1.6.
Последовательность расчета нагрева ме-
талла в кольцевой печи аналогична расчету
нагрева металла, лежащего вплотную в печи
с шагающим подом (см. разд. 2.4 и 2.6, а
также рис. 3.1) при нагреве слитков, трубных
заготовок и труб, укладываемых на бок, и
расчету нагрева металла, лежащего с зазором
в печи с шагающим подом (см. разд. 3.3 и
рис. 3.3) при нагреве коротких заготовок, ук-
ладываемых на торец.
tiiMks (л — 0,5а)
где G — садка печи, т; п, — число поперечных
рядов заготовок на поду; Л4—-масса одной
заготовки, т; ks — коэффициент заполнения
полезной длины печи:
k3 = d/S2. (4.6)
Продольный шаг раскладки заготовок S2
(см. рис. 4.1) выбирают с таким расчетом,
чтобы зазор между соседними заготовками по
диаметру захвата был не менее диаметра за-
готовки. Как правило, центральный угол по
осям загрузочной и выгрузочной машины
(окон загрузки и выгрузки) а=0,42 рад.
Средний диаметр пода кольцевой печи
определяют по формуле
Dcp = £>+(ni-l)Sr. (4.7)
Диаметр кольцевых печей принимают с
учетом унификации оборудования таких пе-
чей. По ТУ 24.01.1856—76. Электростальтяжма-
ша унифицирован диаметр каркаса, м, кольце-
вых печей, который можно определить по
формуле
Дкар — Дер 4* В 'Г 26кл, (4.8)
где £>Ср — средний диаметр пода печи, м;
бкл — толщина кладки наружной стены, м;
В — ширина рабочего пространства печи, м:
В> «jd(/) + 0,25 (И1— 1). (4.9)
Унифицированные параметры кольцевых
печей приведены в табл. 4.2. Рассчитанный по
формуле (4.8) диаметр каркаса сравнивают с
унифицированными и принимают ближайший,
после чего соответственно корректируют сред-
ний диаметр пода печн. Ширина пода долж-
на быть в пределах унифицированных разме-
ров. Производительность печи в зависимости
от качества, размеров и раскладки нагревае-
мых заготовок может отличаться от унифици-
рованных значений. Частоту вращения пода,
об/мин, определяют по формуле
W = (it— 0,5а)/60лт, (4.10)
где t — продолжительность нагрева, ч; не
должна превышать значений, указанных в
табл. 4.2.
ТАБЛИЦА 4.2. УНИФИЦИРОВАННЫЕ РАЗМЕРЫ И ПАРАМЕТРЫ КОЛЬЦЕВЫХ ПЕЧЕЙ
(ТУ 24.01.1856—76)
Наименование, единица измерения Обозна- чение Условная производительность печи прн нагреве углеродистых сталей, т/ч
30 35 50 55 60 65 70f v
Диаметр каркаса печи, м Дкар 14,3 18,2 21,2 24,2 26 27 30
Ширина пода, м В 1,5—2,6 3,5—5 3,5—5 3,5—5 3,5—6 3,5—5 4,6—6
Частота вращения пода, об/мин N 0,08 0,075 0,071 0,069 0,059 0,064 0,055
58
Высота рабочего пространства в отапли-
ваемых зонах составляет 1,5—2 м, а в не»
отапливаемой ее иногда снижают до 0,8—0,9 м.
Длина полезного пода кольцевой печи —
это часть общей длины пода, по которой пе-
ремешают металл, т. е. длина пода между
осями окон загрузки и выгрузки. Длина по-
лезного пода, м:
£п = DCP (л — 0,5а), (4.11)
а число продольных рядов заготовок в печи
n2 = Ln/S2. (4.12)
Для выгрузки очередного продольного
. ряда заготовок под кольцевой печи повора-
чивают на угол, рад, равный углу между ря-
дами соседних заготовок:
р = 25г/яОср; (4,13)
средняя продолжительность одного поворо-
та, ч:
тПОЕ = рт/2 (л — 0,5а). (4.14)
Площадью габаритного пода, м2, для коль-
цевой печи является вся площадь иода:
Fr = nDcp В, (4.15)
площадью полезного пода — площадь, ог-
раниченная осями окон загрузки и выгрузки:
Fn = Ln£, (4.16)
а площадью активного пода — площадь, по-
крытая нагреваемым металлом:
Ла=’п,и2/, (4,17)
где f — площадь, покрываемая одной заготов-
кой, м2.
Напряжение активного и габаритного по-
да рассчитывают соответственно пс формулам
(1.8) и (1.9)
4.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс кольцевой печи и отдельных
участков нагрева следует рассчитывать со-
гласно методике, приведенной в гл. 15.
Тепло, вносимое в печь нагретым подом,
не учитывают, так как тепло, полученное ме-
таллом от пода в первых по ходу металла
зонах, необходимо компенсировать нагревом
пода в последних зонах.
При расчете тепловой мощности печи и
зон отопления руководствуются рекомендация-
ми, приведенными в разд. 1.9.
начальная температура металла 20 (хо-
лодный поеад);
конечная температура поверхности метал-
ла 1220 °C;
допустимый конечный перепад температур
по сечению металла 30 °C;
нагрев — без ограничений;
производительность стана на такой заго-
товке Pet— 10 т/ч;
топливо—природный газ с теплотой сго-
рания <?Р=35 МДж/м3;'
температура подогрева воздуха tB—200 °C.
Принимаем для нагрева заготовок одно-
рядную кольцевую печь со сводовым отопле-
нием. Шаг раскладки заготовок принимаем
S=0,8 м. Распределение температуры про-
дуктов сгорания по длине печи принимаем в
соответствии с данными табл. 1.2, как показа-
но на рис. 4.2.
Для расчета нагрева металла разбиваем
график распределения температур продуктов
сгорания по длине печи на четыре расчетных
участка: участок 1 — неотапливаемая зона с
повышением температуры продуктов сгорания
от 800 до 1000 °C; участок II—1-я зона отоп-
ления с повышением температуры продуктов
сгорания от 1000 до 1100 °C; участок III —
2-я зона отопления с повышением температу-
ры продуктов сгорания от 1100 до 1250 °C;
участок IV — томильная зона с постоянной
температурой продуктов сгорания 1250 °C.
По табл. 1.4 удельное время нагрева для
заготовки диаметром (1=0,4 м в кольцевых
печах составляет г—& мин/см, а продолжи-
тельность нагрева по формуле (1.1): т=6Х
>(0,4/0,6=^4 ч.
Для повышения экономичности работы
печи и обеспечения низкой температуры ухо-
дящих продуктов сгорания принимаем удли-
ненное время нагрева в неотапливаемой мето-
дической зоне (т. = 1,25 ч). Продолжительность
нагрева в остальных зонах принимаем: т2—
= 0,75 ч; т3=т4=1 ч.
Расчет теплообмена излучением в рабо-
чем пространстве печи приведен в табл. 4.3,
а расчет нагрева металла — в табл. 4.4.
Основные размеры печи и напряжения
пода даны в табл. 4.5.
Статьи прихода тепла сведены в табл. 4.6,
а расчет расхода тепла на нагрев металла —
в табл. 4.7.
В табл. 4.8 приведен расчет потерь тепла
с уходящими продуктами сгорания.
4.6. Расчет нагрева металла
Расчет нагрева металла в кольцевой печи за-
данных размеров производят по методике,
описанной в разд. 1.101 При этом садку (т)
кольцевой печи при известном среднем диа-
метре пода Дер определяют по формуле
n^Mks Оср (л 0,5а)
и =--------------------------. (4.18)
а
4.7. Пример расчета кольцевой печи
Ниже приведен расчет кольцевой печи для на-
грева круглых трубных заготовок.
Исходные данные:
назначение печи — нагрев трубных загото-
вок перед прошивкой;
размеры нагреваемых заготовок, м: диа-
метр <(=0,4 (г=0,2), длина (=1,1;
качество металла — низколегированная
сталь;
Рис. 4.2. Распределение температур в кольцевой
печи:
у — температура продуктов сгорания; 2 и 3 — темпе-
ратура поверхности и центра заготовки
59
№ ТАБЛИЦА 4.3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА ИЗЛУЧЕНИЕМ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
С Е Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, р а счетные фор м у - i и
I II Ш IV
1 Температура продуктов сгорания, °C: в начале участка в конце 4»,нач 800 1000 1000 1100 1100 1250 1250 1250 Рис. 4.2, кривая 1
среднее /р 900 1050 1175 1250
2 Ширина рабочего пространства, м в 1,1+ 2-0,7=2,5; принимаем расстояние до стены 0,7 м (4.9)
3 Высота рабочего пространства, м: высота стен максимальная высота арки н 1,6 2,0 Принимаем
4 Объем, в котором заключены продукты сго- рания (на 1 м длины печи), м3 V 2-25—0,25 = 4,75 (16-1)
5 Площадь поверхности, ограничивающей объем продуктов сгорания (на 1 м длины печи), м2 F 2-(2+2,5)- -0,6 = 8,4 (16.2)
6 Эффективная длина пути луча, м 1 3,6-4,75/8,4 = 2,04 (13.13)
7 Коэффициент расхода воздуха в продуктах сгорания «в 1,2 1,2 1,15 1,1 Принимаем с уче- том подсосов воз- духа
8 Поправочный коэффициент 0,835 0,835 0,86 0,9 Рис. 1.8
9 Приведенная толщина слоя продуктов сго- рания, м — 2,04-0,835 = 1,7 2,04-0,835= 1,7 2,04-0,86= 1,75 2,04-0,9= 1,84 /-Р
10 Степень черноты продуктов сгорания 0,310 0,280 0,265 0,250 Рис. 1.7
11 Условная степень черноты зазора 1 0,8 / 1 ——1 =0,911 \0,8 /J (4.1) ем=0,8 —
ез ‘ 3,14-0,4 + 0,8 принимаем
12 Угловой коэффициент излучения кладки на зазор (на 1 м длины печи) Фк.з 1,1/(8,4—2,5) = 0,186 <pK.a=i!/(f—5)
13 Приведенный коэффициент излучения в за- зоре, Вт/(м2-К4) Сцрз 4,8 4,45 4,26 4,1 (13.21)
14 Угловой коэффициент излучения в зазоре на поверхность заготовки ч&бщ 0,575 Табл. 1.3 п. 4 S/d=0,8/0,4=2
15 Приведенный коэффициент излучения, Вт/(м2-К4) Сцр 2,76 2,56 2,45 2,35 (4.2)
ТАБЛИЦА 4.4. РАСЧЕТ НАГРЕВА МЕТАЛЛА
Наименование, Обозна- Расчетные участки Примечания, расчет- ' иые формулы
С Е единица измерения чение ’ 1 ” 1 Ш | IV
1 Расчетная схема на- грева металла — Всесторонний нагрев при линейно возрастающей температуре продуктов сгорания и ее равномер- ном начальном распре- делении Всесторонний нагрев при линейно возрастающей температуре продуктов сгорания и параболиче- ском начальном распределении Всесторонний нагрев при постоянной температуре продуктов сгорания и ее параболическом началь- ном распределении Табл. 4.1
2 Продолжительность нагрева, ч Т 1,25 0,75 1,0 1,0 Принимаем
3 Предполагаемая тем- пература нагрева ме- талла, °C: »
начальная ^ПОВ L м.нач 20 320 680 1100
конечная jEOB £м,кон 320 680 1100 1220
средняя ”7пов Ам 170 500 890 1160
4 Коэффициент тепло- проводности металла при средней темпера- туре поверхности, Вт/(м-К) 7 38,3 34,3 26,8 28,8 Табл. V.47 А
5 Коэффициент темпе- ратуропроводности металла при средней температуре поверх- ности, м2/ч а 0,0148 0,019 0,0245 0,025 Табл. V.49
6 Коэффициент тепло- отдачи излучением, Вт/(м2-К): в начале участка в конце средний 5 о ю а л 47,0 104,0 75,5 93,4 166,0 129,7 158,6 278,0 218,3 271,4 312,9 292,2 (13.48); СПр см. п. 15 табл. 4.3
7 С5 Число Фурье 0,0148-1,25 — =0,46 0,22 0-019-0^5- =0,36 0,22 -^^£. = 0,613' 0,22 0,025-1,0 ах F° = — г2
Fo 0,22
в
Наименование,
к с единица измерения ченне I
8 Число Био BI 75,5.0,2/38,3 = 0,39
9 Решение уравнения теплопроводности в критериальной форме (13,55)
10 Относительные темпе- ратуры, входящие в — (13.60), 800—20
решение уравнения теплопроводности v° 1000—20 = 0,796;
(13.61), . 1000—800 „ 0Л = = 0,204 0 1000—20
11 Функции для вычисле- ния температуры по- верхности заготовки е ф' Ф" 0,67 0,18
12 Конечная температу- ра поверхности заго- товки, °C Л1ОВ *м,кон ,1000—(1000—20)Х X [0,796.0,67 + + 0,204(Ь—0,18)] = = 313
13 Функции для вычис- ления температуры центра заготовки 0 ф' ф" 0,835 0,06
14 Конечная температу- ра центра заготовки, °C /ц м,кон 1000—(1000—20) X X [0,796-0,835 + + 0,204(1—0,06)] = = 160
Продолжение табл. 4.4
Расчетные участки Примечания, расчет-
II 1 111 IV ные формулы
129,7-0,2/34,3 = 0,78 218-3.0,2/26,8= 1,62 292,2-0,2/28,3 = 2,0 Bi=acpr/X; Bi >0,25 — металл «массивный»
(13.57) (13,57) (13,56) Табл. 13.5
(13,64), 1000—313* (13.64), 1100—676* (13,62), 1099* — 973* Цифры со звездоч- ками берут по ре- зультатам расчета предыдущего уча- стка
VM 1100—313* = 0,872; (13,65), 1100—1000 Uo1 1250—676* =0,739; (13,65), 1250—1100 v° 1250—1099* = 0,834
VQ1 1000—313* = 0,127 UQ1 1250—676 = 0,261
(13,63), 313*—160* (13,63) _ 676*—457* 0 ~ 1250—676* = 0,382
"° 1100—313* = 0,194
0,46 0,35 0,26 0,165 0,62 o,n 0,125 0,07 Рис. 1.30 Рис. 1.39 Рис. 1.47
1100—(1100—313*) X X [0,872-0,46 + + 0,127(1—0,35) + + 0,194-0,26] = 676 0,71 0,1 0,45 1250—(1250—676*) X X [0,739-0,165 + + 0,261 (1—0,62) + + 0,382-0,11]= 1099 0,32 0,32 0,18 1250—(1250—1099*) X X(0,125+0,834-0,07) = .= 1222 0,26 0,15 Табл. 4.4, п. 9; совпадение с за- данными (см. п. 3 табл. 4.4) хоро- шее; наносим на рис. 4.2 Рис. 1.33 Рис.-1.41 Рис. 1.49
1100—(1100—313*) X X [0,872-0,71 +0.12Х X (1—0,1) +0,194 X X 0,45]= 457 1250— (1250—676)* X X [0,739-0,32 +0,261 X X (1—O,32) + O,382X X 0,18] = 973 1250— (1250—1099*) X X (0,26+ 0,834 X X0,15)= 1192 Табл. 4.4 п. 9; на- носим па рве. 4.2
Продолжение
П. П | Наименование единица измерения Обозна- чение Расчетные участки П р нмечание, р асч ет- ные формулы
1 п III 1 iv
15 16 Конечный перепад температур по сече- нию заготовки, °C Средняя по сечению температура заготов- ки в конце расчетного участка, °C А ''кон Ач.кон 313+160 ! =236 676 + 457 =566 2 1099 + 973 = 1036 1222—1192= 30 1222+ 1192 = 1207 д / — /пов а «кон «м,кон /ц — Qn° Г ‘м.кон ъ по заданию Так как Fo мало, определяем по уп- рощенной формуле би.кон == /пов 1 . /Н M.KQH ~ *м,коII 2
ТАБЛИЦА 4.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
п. п 1 Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
‘1 11 1 111 1 IV
1 Расчетная часовая производитель- ность печи, т/ч р 10 р=р ст
2 Садка печи, т G 10-4,0 = 40 (1-2)
3 Коэффициент заполнения полезной длины печи *8 0,4/0,8 = 0,5 (4.6)
4 Масса одной заготовки, т М 3,14-0,4М,1-7,85/4 = 1,085 40-0,4 M==nd2lp/4 (4.5) и (4.7) при «1=1
5 Средний диаметр пода, м Dev 1-1,085-0,5-(3,14—0,5-0,42)
6 Ширина рабочего пространства, м В 2,5 Табл. 4.3, п. 2
7 Высота рабочего пространства, м: высота стен максимальная высота арки Н 1,6 2,0 Табл. 4.3, п. 3
Продолжение табл. 4.5
Е Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 1 ' 11 III IV
8 9 10 11 12 Диаметр каркаса, м Уточненный средний диаметр пода, м Частота вращения пода, об/мин Длина полезного пода, м Длина расчетных участков, м ^кар Цзр N Ln 10,07 + 2,5 + принимаем по табл. 4.2 Ц:ар = 14,3—2,5—1 (3,14—0,5-0,42)/( 10,6(3,14—0,5 1,25 0,75 31,06 —-=9,7 31,06 = 5,82 2-0,6 = 13,77; ближайший Цар== 1 14,3 м 2-0,6= 10,6 50-4-3,14 = 0,0039 • 0,42) = 31,06 1,0 31,06 = 7,77 4,3 м 1,0 31,06 —= 7,77 (4.8); бкл = 0,6 м — при- нимаем Dcp == —26„л (4.10); А/<0,08, т.е. меньше указанной в табл. 4.2 (4-П) Ц = i-D —
13 14 15 16 17 18 19 20 Количество продольных рядов заго- товок Угол поворота пода, рад. Средняя продолжительность одного поворота, ч Площадь габаритного пода, м2 Площадь полезного пода, м2 Площадь активного пода, м2 Напряжение активного пода, кг/(м2Х Хч) Напряжение габаритного пода, кг/(м2-ч) е со- Ji щ 4,0 4,0 31,06/0 2,08/3,14-1 0,048-4,0/2 (3,14- 3,14-10,6- 31,06-2, 1-39-0,4 1000-10/1 1000-10/7 4,0 ,8» 39 0,6 = 0,048 -0,5-0,42) = 0,033 2,6 = 83,2 5 = 77,8 4 = 17,2 7,2 « 580 7,8 « 130 4,0 гУ. (4-12) (4.13) (4-14) (4.15) (4.16) (4.17) при f=Zd = l,lX Х0,4 = 0,44 м2 (1.8) (1.9)
ТАБЛИЦА 4,6. СТАТЬИ ПРИХОДА ТЕПЛА
К С Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I 1 11 1 111 1 IV
1 Химическое тепло топлива, кВт Qx (1/3,6)-35 1'г = 9,71 Уг (15.1)
Продолжение табл. 4.6
С к Наименов а иие, еднннца измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I ш IV
2 3 4 Физическое тепло воздуха, кВт Угар металла, % Тепло экзотермических реакций окис- ления железа, кВт: по участкам общее по печи Св а Сэкз — (1/3,6)-1,05-2 0,1 15,7-0,1-10=15,7 15 1 1/г = 0,61 Тг 0,4 15,7-0,4-10=62,8 7 0,5 15,7-0,5-10=78,5 (15.5); iB —по рис. 11.6 при /в=200 °C и ав= = 1,05 — принимаем Принимаем (15.6)
©
ТАБЛИЦА 4.7. РАСХОД ТЕПЛА НА НАГРЕВ МЕТАЛЛА
С к Наименован не, един нца измерения Обоз- наче- нне Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 п ш 1 iv
1 Средняя по сечению темпе- ратура металла, °C: Табл. 4,4 п. 16
в начале уч.астка 20 236 566 1036
в конце 23'6 566 1036 1207
2 Средняя теплоемкость ме- талла, кДж/(кг-К): См Табл. V/49
в начале участка — 0,518 0,55 0,583
в конце 0,518 0,55 0,583 0,596
3 Тепло, затраченное на на- грев металла, кВт: Qm (15.8)
по участкам -10-0,518 X 3,6 X (236—20) = 309 ~-10 (0,55 X 0,6 X 566—0,518-236) — 525 10 (0,583 ?< X 1036—0,55-566)=813 1 —-10 (0,596 X 3,6 X 1207-0,583-1036) = = 317
общее по печи 1964
ТАБЛИЦА 4.8. ПОТЕРИ ТЕПЛА С УХОДЯЩИМИ ПРОДУКТАМИ СГОРАНИЯ
СЭ
‘Наименование, единица .измерения Обозна- ченне Расчетные участки Примечания, расчет- ные формулы
‘ I II 1П IV
1 2 3 -<* 4 Температура продуктов сгорания в начале участ- ка, С Коэффициент расхода воздуха в продуктах сго- рания в начале участка Теплосодержание про- дуктов сгорания в нача- ле участка, МДж/м3 Потери тепла с уходящи- ми продуктами сгорания, кВт: по участкам общие по печи и и « *£ 8 О’ 800 1,2 13,8 ^13,8(Кга + Кгз + + 1гз) = 3,83 (1Г2 + +Vr3 + VM) 1000 1,2 18,4 18,4 (КГ2 + Уга + + Vr4) = 5,ll(Vr2 + + КГЗ+КГ4) (——13,8 Кг = \3,6 1100 1,15 19,9 19,9 (Vrs + Vr4) = = 5,53 (Vr3 ф- 1/г4) 3,83 Vrj 1250 1,1 22,0 Л 22,0 Vw = 3,6 = 6,11 vr4 Табл. 4.3, п. 1 Табл. 4.3, п. 7 Рис. 11.6 (15.10); Vri—рас- ход топлива
ТАБЛИЦА 4.9. ПОТЕРИ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ КЛАДКУ
п. п Наименование, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
1 II Ш IV
1 Температура внутренней поверхности кладки, °C ^кл 900 1050 1175 1250 Принимаем равной tr (см. п. 1 табл. 4.3) -
Продолжение табл. 4.S
л. и Наименованне, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
1 П Ш IV
2 Материал (толщина, мм) кладки — Боковые стены и под: шамот (348), шамотный легковес ШЛ-1,0 (232), базальтовый картон (10), общая толщина 590 мм; свод: шамот (232), шамотный легковес ШЛ-1,0 (232), общая толщина 464 мм —
3 Площадь теплоотдающей поверхности, м2: стен пода Fv3l 28 25 16,8 15 22,5 20 22,5 20 Определяется ис- ходя из размеров1! рабочего простран- ства и длины уча- стков
свода 25 15 20 20
4 Удельный тепловой по- ток через кладку, кВт/м2: *
стеи 0,88 1.1 1,28 1,4 Рис. III.8, г
пода 0,88 1,1 1,28 1,4 То же
свода 1,16 1,43 1.7 1,87 Рис. 111.3, г
5 Потери тепла через клад- ку, кВт; Сил (15.14)
стен 24,5 18,5 28,8 31,5
пода 21,9 16,5 25,6 28
свода 29 21,5 34 37,4
общие по участкам 75,4 56,5 88,4 96,9
общие по печи 317
а
ТАБЛИЦА 4.10. ПОТЕРИ ТЕПЛА ИЗЛУЧЕНИЕМ ЧЕРЕЗ ОКНА ПЕЧИ
С Е Наименование, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, расчет- ные формулы
I II ш IV
1 Температура излучающей сре- — 900 1050 1175 1250 Принимаем равной
ды, °C tr (см. п. 1 табл. 4.3)
2 Температура окружающей сре- ды, °C — 31 3 Принимаем
3 Размеры смотровых окон, мХм Ьок X бок 0,25X0,25 »
4 Количество смотровых окон, шт пок 6 5 7 7 »
5 Размеры окон загрузки и вы- бок X бок 1,4 X 1,6 »
грузки металла, мХм
6 Толщина футеровки у окон, м бок 0,59 Табл. 4.9, п. 2
7 Соотношение размеров окон: —
смотровых ^ок// 0,25/0,59 = 0,42
загрузки и выгрузки бок/бок 0,59/1t 5 = 0,37
8 Коэффициент диафрагмирова- ф Рис. 13.7; окна
ния окон: рассматриваем как
смотровых 0,33 квадратные
загрузки и выгрузки 0,75
9 Удельный тепловой поток через окна, кВт/м2: ?изл (13.24)
смотровые 35,89 58,2 83,8 102,3
загрузки и выгрузки 81,56 — — 232,5
10 Площадь окон, м2: бизл
смотровых 0,375 0,313 0,438 0,438 Риз л ==^ok&ok^ok
загрузки и выгрузки 2,24 — — 2,24 Р из л = boehcK
11 Относительное время открытия ФиВЛ Принимаем
окон:
смотровых 0,1 0,1 0,1 0,1
загрузки и выгрузки 0,5 — — 0,5
12 Потери тепла излучением через окна, кВт: Сизл (15.24)
смотровые 1,3 1,8 3,7 4,5
загрузки и выгрузки 91,4 — — 260,4
общие по участкам 92,7 1,8 3,7 264,9
общие по печи 363
ТАБЛИЦА 4.11. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Приход тепла Расход тепла
Наименование кВт. % Наименование кВт %
1. Химическое тепло топлива 2. Физическое тепло воздуха 3. Тепло экзотермических реакций окисления железа 4610 289 157 91,18 5,72 3,1 1. Нагрев металла 2. Тепло, уносимое продуктами сгорания 3. Потери тепла через кладку 4. Нагрев воды, охлаждающей балки 5. Потери тепла излучением через окна 6. Неучтенные потери 1964 1818 317 300 363 294 38,85 35,96 6,27 5,93 7,18 5,81
Итого 5056 100 Итого 5056 100
68
ТАБЛИЦА 4.12. СТАТЬИ ТЕПЛОВЫХ БАЛАНСОВ РАСЧЕТНЫХ УЧАСТКОВ, кВт
п С Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания; расчетные формулы
I II III IV
Приход тепла
1 Химическое тепло топлива Qx — 9,71 Vr2 9,71 Vr3 '9,71 РГ4 Табл. 4.6, п. 1
2 Физическое тепло воздуха Qb — 0,61 Гг2 0,61 Ргз 0,61 Рг4 Табл. 4.6, п. 2
3 Тепло экзотермических реакций окисления железа Qsbs — 15,7 62,8 78,5 Табл. 4.6, п. 4
4 Тепло продуктов сгорания, прихо- дящих из предыдущего участка Сд 5,11 (Vr2 + Vr3 + + Vra) 5,53(Vre + Vr4) 6,11 vFi * Табл. 4.8, п. 4
Расход тепла
5 Расход тепла на нагрев металла Qm 309 525 813 317 Табл. 4.7, п. 3
6 Потери тепла с уходящими про- дуктами сгорания Сд 3,83 (Vr2 + Vrs + + i+) 5,И(Г« + Уге + Уи) 5,53 0/pg + Vr4) 6,И vri Табл. 4.8, п. 4 е
7 Потери тепла через кладку Qmi 75,4 56,5 88,4 96,9 Табл. 4.9, п. 6
8 Потери тепла на охлаждение ба- лок Сохл 70 — 230 См. с. 70
9 Потери тепла излучением через окна Сизл 92,7 1,8 3,7 264,9 Табл. 4.10, п. 12
10 Неучтенные потери — 0,1 (309 + 75,4 + + 70+ 92,7) = 55 0,1 (525 + 56,5 + + 1,8) = 58 0,1 (813 + 88,4 + + 3,7) = 91 0,1 (317 + 96,9 + + 230 + 264,9) = 91 (15.31)
Расчеты потерь тепла через кладку и из-
лучением через окна печи даны соответствен-
но в табл. 4.9 и 4.10.
Охлаждаемыми элементами печи являют-
ся балки на стороне загрузки и выгрузки за-
готовок, т. е. на расчетных участках I и IV.
Принимаем по табл. 15.2 с учётом поверхнос-
ти балок расход воды на охлаждение балки
со стороны загрузки I4i=3 м3/ч, а со сторо-
ны выгрузки l4iv=10 м3/ч. Тогда расход теп-
ла на. нагрев воды, охлаждающей каждую
балку,' по формуле (15.22) при подогреве во-
ДЫ-Д4=20°С, со стороны загрузки- Qomt=
= 1,16-3-20=70 кВт, со стороны выгрузки
Qoxntv = 1,16-10-20=230 кВт, а общий напечь
Qoxл — Qoiлг 4“ Qox.niv—70 +230=300 кВт.
Неучтенные потери находим по формуле
(15.31); Qney4T=0,l (1964+317+300+363) =
=294 кВт.
Тепловой баланс печи рассчитываем по
формуле (15.32): 9,7114+0,6114+157= 1964+
+3,83 Уг+317+ 300+363+ 294; 6,49 Vr=3081;
14=475 м3/ч.
Окончательный тепловой баланс печи при-
веден в табл. 4.11; тепловая мощность печи,
указываемая в ее технической характеристике,
0пвч=4,61 МВт.
Статьи тепловых балансов расчетных уча-
стков приведены в табл. 4.12, а расчет тепло-
вых балансов участков по формуле (15.32) с
учетом перетоков продуктов сгорания пред-
ставлен ниже.
Участок IV: 9,7114iv+0,6114iv + 78,5=
= 317 + 6,lll4iv + 96,9 + 230 + 264,9 + 91;
4,21l4iv=921; Vriv=219 м3/ч.
Участок 111: 9,71l4m+0,61 Vrm+6,11X
X 219+62,8 = 813+5,53(Vrm + 219)+88,4 +
+ 3,7+91; 4,7914in=806; Vrm = 168 м3/ч. A,
Участок II: 9,71 VrH+0,61 Угц+5,53(168+'
+ 219) + 15,7 = 525 + 5,11 (14п+168+219) +
+56,5 + 1,8+58; 5,21 Угц=464; 14п = 89 м3/ч.
Участок I: приход тепла 5,11(89+168+
+219) =2432 кВт; расход тепла 309+3,83(89+
+ 168+219)+75,4 + 70+ 92,7 +55 = 2425 кВт;
невязка 100(2432—2425)/24-32=0,29 %.
Проверяем также суммарный расход топ-
лива по участкам: (4п+14ш+I4iv=89+
+ 168+219=476 м3/ч; невязка 100(476—475)/
/476=0,21 %.
Тепловые мощности зон: Qn=l,lX
Х9,7114п=1,1-9,71-89 = 950 кВт; Qm=l,lX
Х9.71 Vriii = 1,1 •9,71 -168= 1800 кВт; Qiv = 1,1X
X9,71Vnv = 1,1-9,71-219=2340 кВт.
Удельный расход тепла находим по фор-
муле (1.10): ?=3,6-4610/10=1660 кДж/кг.
Раздел
второй РАСЧЕТ ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
===•- • НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
Глава 5
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА
ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
5.1. Характеристика термических печей
К печам непрерывного действия для термиче-
ской обработки металла относятся секцион-
ные печи, печи с роликовым подом, протяж-
ные печи, печи с шагающим подом и шагаю-
щими балками без нижнего обогрева, конвей-
ерные печи и др.
В этих печах обычно нагревают металл,
уже подвергшийся обработке давлением, ча-
ще небольшого поперечного сечения: полосы
и ленты толщиной до 6 мм и шириной до
1550-мм, листы толщиной до 40 мм и пло-
щадью до 1,0X3,5 м, проволоку, сортовой про-
кат, трубы, рельсы и т. д.
В последние годы все большее распростра-
нение получает термическая обработка в кон-
тролируемой атмосфере, что позволяет полу-
чать высокое качество металла и подвергать
его термохимической обработке. Средства на-
грева и охлаждения в таких печах перечисле-
ны в табл. 1 введения.
5.2. Температуры, условия, способы
и средства нагрева и охлаждения
Температура иагрева под термическую обра-
ботку стальных изделии может быть самая
различная: отпуск 400—700 °C, изотермическая
выдержка 500—600 °C; отжиг 700—800 °C; за-
калка и нормализация 800—950 °C; отжиг и
закалка легированных сталей 900—1180 °C;
Как правило, в термических печах, поми-
мо нагрева, предусматривается технологичес-
кая выдержка заданной продолжительности,
регулируемое (с заданной скоростью) и уско-
ренное (сколь угодно быстрое) охлаждение.
Наиболее часто применяемые способы охлаж-
дения приведены в табл. 1 введения, а обла-
сти их применения в термических печах —
в табл. 5.1.
Для выбора средства охлаждения можно
воспользоваться графиком на рис. 5.1, на ко-
тором дана приближенная зависимость коли-
чества тепла, отбираемого за 1 ч от 1 м2 ох-
лаждаемой поверхности при различных спосо-
бах охлаждения, в зависимости от средней
температуры металла на расчетном участке.
Средняя температура металла на расчетном
участке, °C:
*u=r+w(r-r). (5-D
гдя/"эти — начальная и конечная сред-
ние температуры металла на расчетном участ-
ке, °C.
Количество тепла, кВт/м2, которое долж-
но быть отобрано за 1 ч с 1 м2 поверхности
металла на расчетном участке
_ //Нач
м Рм см л М
Ум~ 3,6т
(5.2)
где SM — толщина металла, м; рм —плотность
металла, кг/м3; см — средняя теплоемкость
металла в интервале температур охлаждения,
кДж/(кг-К), определяется по примечанию к
табл. V.46; т — продолжительность охлажде-
ния, ч. - . .
70
, ТАБЛИЦА 5.1. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СПОСОБОВ ОХЛАЖДЕНИЯ ЛИСТОВ И ПОЛОСЫ
Процесс Толщина листа или ПОЛОСЫ, ' мм - 1, - Температура НИЯ, охлажде- С Способ охлаждения
начальная конечная
Проходные печи с роликовым подом для окислительной^ термической обработки листов
Нормализация углеродистых и низколегированных сталей 1,5—50 950 100 На воздухе и в случае задан- ной скорости — в камере с тон- кой футеровкой; на воздухе и в камере с водоохлаждаемыми стенками
Закалка углеродистых и леги- рованных сталей 1,5—50 800—1100 100 В закалочной машине с полив- кой водой в зажатом состоянии
Закалка нержавеющей стали 0,8—10 1100—1150 100 Душирование водой
10—20 1100—1150 100 В закалочной машине с полив- кой водой в зажатом, состоя- нии
Протяжные печи для термической обработки
Окислительная закалка нержа- веющей стали 0,1—3,0 1100—1150 100 Душирование водой или в баке с водой
Светлый отжиг или нормали- 0,2—1,0 730—900 450—480 В камере с воздухоохлаждае-
зацня углеродистых и низко ле- мыми трубами
тированных сталей 450—480 150—180 150—180 60 В камерах с водяными кессо- нами или струйная обдувка контролируемой атмосферой В баке с водой
Подготовка для горячего цин- кования после нормализации или отжига 0,4—1,5 730—950 480 В камере с воздухоохлаждае- мыми трубами
Светлая закалка нержавеющей стали 0,2—1,5 1100—1150 450—500 450—500 60 В камере с водяными кессона- ми - Струйная обдувка контролиру-. емой атмосферой
Светлый рекристаллизационный отжиг электротехнических ста- 0,5—1,0 900 500 В камере с водяными кессона- ми
лей 500 150—200 В камере с водяными кессона- ми или струйная обдувка кон- тролируемой атмосферой
0,3—0,8 150—200 60 В баке с водой
Обезуглероживающий светлый отжцг электротехнических ста- лей 800—850 700—750 В камере с воздухоохлаждае-' МЫМИ трубами ...
700—750 500 В камере с водяными кессона- ми
500 150—200 В камере с водяными кессона- ми или струйная обдувка конт- ролируемой атмосферой
150—200 60 В баке с водой
Зная требуемую продолжительность ох-
лаждения или скорость охлаждения, можно
найти <2м, а затем по графику на рис. 5.1 вы-
брать соответствующий способ охлаждения.
Параметры средств охлаждения (скорости,
температуры, поверхности и т. д.) определя-
ют при расчете теплообмена и теплового ба-
ланса в рабочем пространстве печи.
5.3. Особенности нагрева
и охлаждения металла
и выбор расчетных участков
Расчетные участки для термических печей
совмещают с технологическими зонами (на-
грев, выдержка, различные виды охлажде-
ния). Для повышения точности расчетов-тех-
нологические зоны можно разбивать на не-
сколько расчетных участков, при этом жела-
тельно совмещать такие участки с зонами
отопления (регулирования), так как это упро-
щает дальнейшие расчеты размеров и тепло-
вых мощностей зон.
В термических печах стремятся получать
максимальную равномерность нагрева, поэто-
Рис. 5.1. Сравнительная характеристика способов
охлаждения листов и ленты:
I — в камере с тонкой футеровкой; 11 — в камере
с воздухоохлаждаемыми трубами; 111 — в каме-
ре с водяными кессонами; /V—на воздухе; V —
в камере со струйной обдувкой воздухом или
газом (кроме водородсодержащих); VI — в каме-
ре с распиливанием воды; 1 —• светлая поверх-
ность металла; 2 — окисленная поверхность ме-
талла; 3 и 4 — подача воды 0,6 и 6 м3/ч иа 1 м2
поверхности
му система отопления обычно состоит из мно-
гочисленных, сравнительно небольших источ-
ников тепла, распределенных по длине печи
(главным образом по боковым стенам, но
иногда на своде и на поду). При низких тем-
пературах в рабочем пространстве печи .при-
меняют вынесенные и подподовые топки, а
для повышения равномерности нагрева и уве-
личения конвективной теплоотдачи — внутрен-
нюю и внешнюю циркуляцию. Таким же об-
разом рассредотачивают и систему охлажде-
ния металла.
В связи с рассредоточением средств нагре-
ва или охлаждения и меньшей теплотехниче-
ской массивностью нагреваемых изделий для
термических печей более характерен камерный
режим нагрева или охлаждения на расчетных
участках, т. е. постоянная температура средств
нагрева или охлаждения.
Очень часто при расчете термических пе-
чей приходится иметь дело с теплотехнически
тонким металлом. В этом случае принятие по-
стоянной температуры средств нагрева или
охлаждения является обязательным, так как
решения уравнения теплопроводности для
тонких тел получены при постоянной темпе-
ратуре среды (см. табл. 2 введения).
5.4. Особенности расчета теплопередачи
В термических печах предъявляются более
высокие требования к точности нагрева и ох-
лаждения, поэтому требуется более тщатель-
ный учет всех факторов, влияющих на тепло-
обмен в рабочем пространстве печи.
В термических печах для металла неболь-
шого поперечного сечения (полоса и лента,
лист, проволока, мелкий сортовой прокат и
т. д.) нагреваемое изделие оказывается тепло-
технически тонким телом, поэтому основной
задачей является точное определение условий
внешнего теплообмена в рабочем пространст-
ве печи.
В термических печах для изделий слож-
ной формы (бунты проволоки, рулоны поло-
сы, пакеты прутков, рельсы, готовые изделия
и т. д.) не менее трудной задачей оказывается
определение расчетных размеров и расчетных
теплофизических свойств садки. При этом не-
обходимо учитывать рекомендации, приве-
денные в разд. 13.3.2.
При сравнительно низких температурах
термической обработки более существенную
роль играет передача тепла конвекцией, а
иногда она является основным видом тепло-
передачи, поэтому при расчете термических пе-
чей необходимо учитывать конвекцию. Коэф-
фициент теплоотдачи конвекцией определяют
по формулам и графикам разд. 13.2.
В печах с контролируемой атмосферой, а
также в камерах охлаждения, где средой всег-
да является воздух или контролируемая атмос-
фера, печные газы являются лучепрозрачными
и теплообмен излучением рассчитывается как
в системе из твердых тел, разделенных луче-
прозрачной средой (см. разд. 13.1.2). Часто
так же считают и при нагреве в продуктах
сгорания, так как в термических печах для
увеличения скорости газов и уменьшения по-
терь тепла рабочее пространство выполняют
небольшого размера и продукты сгорания об-
разуют тонкие слои.
При нагреве в контролируемой атмосфе-
ре, а также при охлаждении излучением ат-
мосфера печи передает тепло конвекцией от
средства нагрева к металлу или от металла: к
средству охлаждения, поэтому коэффициент
теплоотдачи конвекцией рассчитывают по фор-
муле (13.26).
В камерах струйного охлаждения тепло-
отдача происходит только конвекцией. Коэф-
фициент теплоотдачи определяют по методи-
ке и графикам разд. 13.2.6.
Скорость истечения охлаждающего газа
принимают равной 10—20 м/с, а при наличии
повышенного давления 35—45 м/с. Температу-
ра охлаждающего газа при выходе нз отвер-
стий (щелей) должна быть следующей:
Средняя температу- >200 100—200 <100
ра металла, °C
Температура охла- <80—100 <50 <30
ждающего газа, °C
Расстояние от плоскости истечения до по-
верхности металла конструктивно принимают
равным 80—150 мм, диаметр отверстий для
72
...выхода газа 5—15 мм, ширину щелей 3—6 мм,
-. а шаг отверстий щелей по ширине ленты 30—
50 мм.
5.5. Особенности расчета нагрева
и охлаждения металла
Для термических печей проводят расчет на-
грева и охлаждения металла. В период вы-
держки металл не изменяет своей температу-
ры, поэтому для этого периода составляют
только тепловой баланс.
Расчет нерегламентированного нагрева
металла проводится аналогично расчету на-
гревательных печей (см. разд. 1.6). При рас-
чете нагрева массивного металла на каждом
расчетном участке должны быть заданы тем-
пература средства нагрева, начальное темпе-
ратурное состояние и продолжительность на-
грева. Конечной температурой нагрева на
участке предварительно задаются, а затем
проверяют ее расчетом.
В случае нагрева теплотехнически тонко-
го металла предварительно задаются измене-
нием температуры металла по участкам, а
продолжительность нагрева на каждом участ-
ке определяют по формулам разд. 13.3.5.
Температуру средств нагрева задают на
50—100 °C выше, чем конечная температура
нагрева металла. В печах и камерах скорост-
ного нагрева (камеры скоростного нагрева по-
лосы в протяжных печах, секционные печи)
температура средств нагрева может быть на
200—400 °C выше конечной температуры на-
грева металла. Начальное температурное со-
стояние металла для последующего участка
принимают равным конечному температурно-
му состояиию в предыдущей зоне.
Для предварительного определения общей
продолжительности нагрева можно воспользо-
ваться формулой (1.1), где удельное время
нагрева для листов и прутков холодного поса-
да, уложенных в один слой, составляет 10—
15 мин/см, для труб определяется по номо-
граммам, приведенным в статье1
При расчете камер ускоренного охлажде-
ния, назначение которых — охладить металл
в возможно короткое время, т. е. с макси-
мально возможной скоростью, обычно извест-
ны начальная и конечная температуры метал-
ла. Способ охлаждения и температуру сред-
ства охлаждения выбирают из технологиче-
ских соображений. Расчет продолжительно-
сти охлаждения проводится так же, как и
продолжительности нагрева.
При расчете регулируемого охлаждения
обычно бывают известны начальная и конеч-
ная температуры металла и продолжитель-
ность охлаждения, а определить необходимо
характеристику средств охлаждения (скорос-
ти, расходы, поверхности, конструктивное вы-
полнение и т. д.). Этой характеристикой пред-
варительно задаются, а затем проверяют ее
расчетом.
5.6. Расчет камер охлаждения
с распиливанием воды
Камеры с распиливанием воды рассчитывают
по практическим данным.
Продолжительность двустороннего охлаж-
дения листов или полосы толщиной 2 мм в
зависимости от количества воды, подаваемого
1 Хейфец Г. И., Тов В. Б., Иванова Т. В.
идр. — Сталь, 1970, № 2, с. 178—182.
на 1 м2 поверхности охлаждаемого металла,
* можно определить по графику на рис. 5.2. При
другой толщине металла б, мм, полученную
по графику продолжительность охлаждения
следует умножить на 6/2. На графике дана
продолжительность охлаждения металла с на-
Продолжшпельность охлаждения, с
Рис. 5.2. Продолжительность двустороннего ох-
лаждения листа или полосы толщиной 2 мм при
подаче 0,6 (/)» 1,0 (2) и 6,0 м3/ч (3) воды иа
I м2 поверхности
чальиой температуры 1200 °C. Для определе-
ния продолжительности охлаждения с другой
начальной температуры £“ачследует из продол-
жительности охлаждения, определенной по
графику для начальной температуры 1200 :>С,
вычесть продолжительность охлаждения от
1200 °C до «”ач.
Общее количество воды, м3/ч, подаваемое,
в камеру:
VB = vF, (5.3)
где v — количество воды, подаваемое на 1 м2
поверхности охлаждаемого металла, м3/(ч-м2);
Р — охлаждаемая поверхность металла, м2.
5.7. Расчет камер сушки
В составе термических печей встречаются каме-
ры сушки, в которых происходит испарение и
удаление влаги с поверхности металла. Сушку
проводят горячим воздухом, подаваемым на по-
верхность ленты через систему отверстий или
щелей.
Продолжительность сушки, ч:
3,6ак (dM ^окр)
где V — количество влаги на металле, обычно
у=40 г/м2; св — теплоемкость влажного возду-
ха, можно принимать св=1,0 кДж/(кг-К);
dM — влагосодержание воздуха над металлом,
г/кг, определяется по табл. V.16 при темпера-
туре влаги на металле, которую принимают
на 5 °C ниже, чем температура металла; ак —
коэффициент теплоотдачи конвекцией от ме-
талла к воздуху, Вт/(м2-К), определяют по-
формулам и графикам разд. 13.2; dOKf) — сред-
нее влагосодержание воздуха в сушильной ка-
мере, г/кг:
^окр — (^БХ 4" ^БЫх)/2, (5.5)
где dux — влагосодержание воздуха, поступаю-
щего в сушильную камеру; если воздух заби-
рают из цеха, то принимают dBX=7 г/кг (50 %
насыщения при 20°C); dBbix— влагосодержа-
ние воздуха, выходящего из сушильной каме-
ры, принимают 40—50% насыщения при
73
температуре воздуха в сушильной камере (оп-
ределяют по табл. V.16, где дано влагосодер-
жание при 100 % насыщения).
Необходимое количество воздуха (м3/ч)
для двусторонней сушки определяют по фор-
муле
. Vwb
= 2r---------,
(5.6)
где Ь— ширина металла, м; w — скорость
движения металла, м/с; г — объем влажного
воздуха на 1 кг сухого, м3/кг, определяют по
табл. V.16 в зависимости от температуры и
процента насыщения <р воздуха, входящего в
сушильную камеру.
5.8. Определение производительности
и длины печи
Производительность, термической печи опреде-
ляется в зависимости от места ее установки.
Для термических печей, находящихся в тех-
нологической линии стана, максимальная про-
изводительность (по загрузке) должна быть
равна максимальной производительности ста-
на. Для термической печи, находящейся в со-
ставе непрерывной линии термообработки или
отдельно стоящей печи, часовая производи-
тельность, т/ч, задается исходя из годового
производства и годового фонда рабочего вре-
мени по формуле
Р = /’год/^год ^и> (5.7)
где РТол — годовое производство, т; Д-од—
'годовой фонд рабочего времени, ч; — коэф-
фициент использования печи (для термической
печи, находящейся, в.составе непрерывной ли-
нии термообработки, Уд=0,9, для отдельно
стоящих термических печей kB=0,95).
Расчет садки термических печей произво-
дят по формуле (1.2), а определение их 'по-
лезной, длины зависит от способа перемещения
нагреваемого металла. В тех случаях, когда
перемещение металла происходит поперек его
бей (печи с шагающим подом, с шагающими
’балками без инжиего обогрева, некоторые
'конвейерные печи), полезную длину опреде-
ляют по тем же формулам, что и для нагрева-
тельных печей (см. разд. 1.7 и 3.4). Коэффи-
циент заполнения полезного пода ks для тер-
мических печей принимают 0,75—0,8.
Однако в большинстве случаев в терми-
ческих печах перемещение металла происхо-
дит вдоль его оси (протяжные и секционные
печи, печи с роликовым подом). Тогда полез-
ная длина печи или участка, м:
£п = ICPG/npfta k3, (5.8)
где G —садка печи или участка, т; п — чис-
ло параллельных рядов нагреваемого металла;
р — плотность металла, кг/м3; /м— сечение ме-
талла; м2; ks — коэффициент заполнения полез-
ной длины печи. Для протяжных пёчей Аа=1,
для печей, где имеют место разрывы между
изделиями:
£3 = Z/(Z + Z), (5.9)
где Z — длина изделия, м; Z — разрыв между
соседними изделиями по длине печи, м (для
роликовых и секционных печей разрыв между
соседними изделиями составляет 0,5—1 м).
-При широком сортаменте металла, под-
вергаемого термообработке, и большом коли-
честве режимов термообработки размеры пе-
чи рассчитывают для всех случаев и опреде-
ляют удельную на 1 м полезной длины печи
часовую производительность В,-, т/ч-м, по
каждому виду металла и термообработки. За-
тем полезную длину печи, м, определяют, по
формуле
т
Ln = 0,01P2 (flf/Bf), (5,10)
i=l
где Р — часовая производительность печи, т/ч,
определенная по формуле (5.7); т — число
видов металла, отличающихся размерами,
формой, маркой стали, температурой посада и
нагрева, режимом термообработки; ai — до-
ля металла Z-того вида в сортаменте термо-
обработки.
При движении металла на проход полез-
ная длина печи равна общей длине печи от
окна загрузки до окна выдачи по наружной
стороне кладки печи. При боковой выдаче, на-
пример, в печах с роликовым подом для на-
грева рельсов под закалку полезной является
длина от окна загрузки до начала зоны вы-
дачи. В печах с контролируемой атмосферой
полезной является длина между затворами
тамбуров загрузки и выдачи, не считая дли-
ны тамбуров.
В ряде случаев, когда предусматривает-
ся работа печи в режиме покачивания изде-
лий, а также возможность обеспечения требу-
емых условий загрузки и выдачи при различ-
ных режимах термообработки, общую длину
. печи, м, подсчитывают по формуле
Lr = Z.n + Z, . (5.11)
где Z — часть общей длины печи, м, со сторо-
ны загрузки и выдачи, не занимаемая (услов-
но) изделиями (обычно принимают равной
длине загружаемого изделия).
5.9. Тепловой баланс
Тепловой баланс зон и камер непрерывной
термической печи рассчитывают по методике,
изложенной в гл. 15.
Для зон нагрева и выдержки в результате
теплового баланса определяют расход топли-
ва. В зоне выдержки тепло на нагрев металла
не расходуется, оно должно только компенси-
ровать потери.
Для зоны охлаждения по результатам теп-
лового баланса определяют расход охлажда-
ющей среды, необходимую охлаждающую по-
верхность, параметры системы охлаждения.
Уравнение теплового баланса для зоны ох-
лаждения приведено в разд. 15.5. Для кон-
кретных камер охлаждения форма этого урав-
нения зависит от примененного способа ох-
лаждения. В тепловых балансах камер для
простоты принимаем, что потери тепла на
транспортирующие устройства и излучением
через открытые отверстия отсутствуют (QTP=
= QlIB.4 = 0).
В камерах с тонкой футеровкой охлаж-
дение металла происходит в результате тепло-
вых потерь через кладку. Величину тепловых
потерь регулируют выбором материала ц тол-
щины футеровки. Для таких камер Qoxa=0, а
необходимую величину тепловых потерь, кВт,
через кладку определяют из уравнения (15.33):
Фкл = Qm Qp ~~ Z/атм- (5.12)
Так как размеры камеры регулируемого
охлаждения известны и определяются задан-
ной скоростью охлаждения, то необходимый,
удельный тепловой поток через кладку, кВт/м2:
<?кл — QK.,/fK«. (5.13)
где Гкя — теплоотдающая поверхность кладки
на участке, м2.
Затем предварительно задаются средней
. температурой внутренней поверхности кладки
/кл, °C, по графикам рис. Ш.2—Ш.15 подби-
рают состав кладки, обеспечивающий необхо-
димые удельные тепловые потери через клад-
ку. Затем принятые данные проверяют. ио
уравнению
*кл =10° { [Gm + 273J/100]4 - 103 <?кл/С;рр/4_
— 273, (5.14)
где /м — средняя на участке температура ме-
талла, °C; С пр— приведенный коэффициент
излучения с учетом конвекции, Вт/(м2-К4),
определяется по формулам гл. 13.
В камерах с воздухоохлаждаемыми тру-
бами из теплового баланса камеры определя-
ют количество тепла, необходимое передать
воздуху, просасываемому через трубы, кВт:
Оохл = Qm —Qvn Сатм Qp- (5.15)
Среднюю температуру внутренней поверх-
ности кладки, необходимую для определения
<2кл, задают из такого расчета, чтобы она бы-
ла близка к температуре поверхности возду-
хоохлаждаемых труб. В действительности тем-
пература кладки будет несколько выше, а теп-
ловые потери через кладку несколько больше,
но это принимаем в запас расчета.
Удельный тепловой поток через поверх-
ность воздухоохлаждаемых труб, кВт/м2:
Сохл Сохл ^тр гг.
Сохл = — ~7-------------------57— .(5.10)
ЛгрР D
где nTp — число труб в камере; п — число ря-
дов труб; dTp — наружный диаметр труб, м;
В — длина трубы, равная ширине печи, м;
STP — шаг труб по длине печи, м; Ln — длина
участка, м, определяется по заданной скорос-
ти охлаждения металла. Обычно STP/dTp при-
нимают равным 2,5—3.
Необходимая средняя на участке темпе-
ратура поверхности воздухоохлаждаемых
труб, °C:
Подобрав значение шв, определяют расход
воздуха через одну трубу, м3/ч:
VB = 3600o>B FB : (5.20)
и температуру воздуха на выходе ‘ из тру-
бы, °C:
£°и =/иач + д<в (5.21)
В камерах с водоохлаждаемыми стенами
и водяными кессонами потери тепла через
кладку отсутствуют (фкл—0) и количество
тепла, кВт, которое должна унести охлажда-
ющая вода, определяют из уравнения (15.33):
Qoxn — Qm Qp QaTM- (5.22)
Отсюда количество подаваемой на участке во-
ды, м3/ч, из формулы (15.22)
Г = <2охл/1.16А/В, (5.23)
где Д/в — повышение температуры воды, ко-
торое должно быть =£710 °C, а для оборотной
воды sg5 °C. Температуру водоохлаждаемой
стенки или кессона можно принимать постоян-
ной и равной 30—40 °C.
В камерах струйного охлаждения и охлаж-
дения распылением воды все тепло отбирается
от металла охлаждающей средой, поэтому
уравнение теплового баланса имеет вид
Qm — Qoxn • (5 - 24)
Специального теплового баланса для этих
камер не составляют, а уравнение теплового
баланса используют для определения парамет-
ров охлаждающей среды. То же самое отно-
сится и к камерам сушки.
Так, для камеры струйного охлаждений нз
теплового баланса находят температуру подо-
грева газа. Это можно сделать по графику иа
рнс. 5.3 в_зависимости от средней температуры
металла /м, отношения диаметра отверстий или
ширины щелей к их шагу d/S или b/S, шага
отверстий или щелей S, скорости истечения w
и характера струй. График построен для воз-
духа; для других охлаждающих сред значения,
полученные по графику, следует умножить на
поправочный коэффициент kt, определяемый в
7тР = юо
Ю8 ?охл
Сцр
— 273.
(5.17)
Необходимую скорость воздуха в трубах
определяют подбором так, чтобы были удов-
летворены условия теплового баланса трубы:
<?охл ^тр В — ^в юв Fв &^в (5.18)
и теплопередачи, кВт/м2, в трубе:
<7охл = 1°"3“к [Ч - ( + AQ /2 ]. '(5.19)
где FB — проходное сечение Для воздуха в тру-
бе, м2; св — теплоемкость воздуха, кДж/(м3-К),
определяемая по табл. V.15; — скорость
воздуха в трубе, м/с; — подогрев воздуха
в трубе, °C; t ”ач—температура воздуха, вхо-
дящего в трубу, °C; ак — коэффициент тепло-
отдачи конвекцией от стенки трубы к возду-
ху, Вт/(м2-К), определяемый по формулам
разд. 13.2.
Рис. Б.З. График для определения температурь; по-
догрева газа при струйной обдувке (Д«2=А
а — температура подогрева воздуха; б — поправка на
относительное расстояние от поверхности металла:
в — поправка иа скорость газа; 1—шаг отверстий
вдолькамеры 5=0,12 м; 2 — 5=0,48 м; 3 — обдувка
-через щели; 4 — обдувка через круглые отверстия
75
зависимости от вида газа и его температуры
по графикам на рис. 13.19, в и 13.20, в соответ-
ственно для отверстий и щелей.
Глава 6
СЕКЦИОННЫЕ ПЕЧИ
СКОРОСТНОГО НАГРЕВА
6.1. Характеристика секционных печей
Секционные печи скоростного нагрева применя-
ют для нагрева больших партий однородного
сортамента трубной заготовки и труб диамет-
ром до 200 мм и длиной не менее 2,5—3 м.
Иногда в этих печах нагревают квадратную
заготовку небольших размеров.
Секционные печи состоят из установлен-
ных в одну линию отапливаемых камер. (сек-
ций) и расположенных между ними неотапли-
ваемых тамбуров, в которых находятся транс-
портирующие ролики. Ролики косо располо-
жены, что обеспечивает непрерывное враще-
ние заготовки во время нагрева. Заготовки
можно перемещать в печи в один, два или
три ряда (ручья). Каждая секция имеет са-
мостоятельное,'отопление • и дымоотбор; не-
сколько секций объединяют в общую систему
регулирования (зону). Длина секции 1,5—
1,75 м, поперечные размеры на 0,4—0,6 м
больше поперечных размеров нагреваемой за-
готовки; длина неотапливаемого тамбура
0,35—0,5 м.
6.2. Особенности теплопередачи
Ввиду небольшой длины температура про-
дуктов сгорания и кладки в каждой секции
является примерно постоянной. В целом по
печи температура в первых по ходу металла
секциях может повышаться от секции к сек-
ции, а в последних перед выдачей секциях
может быть несколько ниже. Для осуществ-
ления скоростного нагрева в секционных пе-
чах поддерживают более высокую разность
температур между рабочим пространством пе-
чи и нагреваемой заготовкой, чем в других
печах. Нагрев происходит в основном излуче-
нием, однако благодаря небольшому объему
рабочего пространства продукты сгорания,
вылетающие из горелок, сохраняют высокие
скорости. Кроме того, их направляют или
прямо на заготовку, или по касательной к- ней,
создавая вокруг нее вращающийся с высокой
скоростью поток газов. Поэтому конвекция в
секционных печах играет существенную роль и
ее необходимо учитывать при расчете.
6.3. Особенности расчета
нагрева металла
При расчете нагрева металла в секционной пе-
чи каждая секция является расчетным участ-
ком.'Температуру продуктов согранияи кладки
в секции считают постоянной. Расстояние от
нагреваемого металла до кладки в секционных
печа-х невелико, поэтому при расчете газовый
слой в секциях считают лучепрозрачным. На-
грев рассчитывают только излучением кладки.
В результате вращения заготовок во время
транспортировки обеспечивается их всесторон-
ний нагрев. При всестороннем нагреве и не-
большой толщине нагреваемых заготовок они
являются теплотехнически тонкими телами. Та-
ким образом, расчетная схема нагрева загото-.
вок в секционной печи — всесторонний нагрев
тонкого тела при постоянной температуре окру-
жающей среды.
Особенностью нагрева металла в секциоп-
ных печах является то, что между секциями он
попадает в неотапливаемые тамбуры. Тепло
попадает в тамбур с горячим металлом, а так-
же излучением из секции, а теряется через ро-
лик и стенки тамбура. В зависимости от соот-
ношения поступающего и теряемого тепла за-
готовка в тамбуре может нагреваться или
остывать.
6.4. Методика расчета
нагрева металла
Температуру кладки в секционной печи прини-
мают на 200—400 °C выше конечной темпера-
туры нагрева металла. Нагрев тонкого металла
рассчитывают по методике, данной в разд.
13.3.5. Расчет ведут по закону излучения.
В связи с тем, что коэффициент конвективной
теплоотдачи часто бывает рассчитать трудно,
ее учитывают, увеличивая коэффициент излу-
чения в 1,1—1,3 раза.
Нагрев заготовки рассчитывается по сек-
циям, начиная с первой по ходу металла.
Продолжительность пребывания заготовки
в секции, ч:
тс = nLc MksIP, • (6.1)
где п — число ручьев; Lc — длина секции, м;
/И — масса 1 м длины заготовки, т/м; Р —
производительность печи, т/ч; k3 — коэффи-
циент заполнения печи, определяется по фор-
муле (5.9).
Начальная температура заготовки в пер-
вой секции известна, а в следующих секциях
принимается из расчета предыдущей секции и
тамбура.
Температурой заготовки в конце секции
предварительно задаются, а затем проверяют
расчетом. Конечная температура заготовки
необходима для того, чтобы определить сред-
нюю температуру заготовки в секции и ус-
редненные теплофизические свойства нагревае-
мого металла.
Проверку температуры заготовки в конце
секции производят по формуле (13.52)
Е,.= м
5расч Рм см
t
где |-н определяется по рис. 1.16 и 1.17 по из-
вестной начальной температуре заготовки, а
£ кпо тем же графикам позволяет определить/
конечную температуру заготовки; 5расч — рас-
четная толщина заготовки, м (для квадратной
заготовки — половина толщины, для круглой —
радиус сечения, для трубы — толщина стен-,
ки); рм — плотность металла заготовки, кг/м5;
Спр — приведенный коэффициент излучения с
учетом конвекции, Вт/(м2-К4); см — средняя
теплоемкость металла в интервале температур
нагрева, кДж/(кг-К), определяется по приме-
чанию к табл. V.46; йф — коэффициент фор-
мы: для квадратной и круглой заготовки
йф=2, для трубы
“ ^тр/(^тр ®тр) * (6.3)
где dTp — наружный диаметр трубы, м; бтр —
толщина стенки трубы, м.
76
Приведенный коэффициент излучения оп-
ределяется, как для системы двух твердых •
тел, разделенных лучепрозрачной средой, по
формуле (13.8). Для секционной печи в этой
формуле угловой коэффициент с поверхности
заготовки на кладку <р12=1, а угловой коэф-
фициент с кладки на поверхность заготовки
Ф21 — Рм/Рнп’ (6.4)
где FM и Дкл — боковая поверхность заготовки
и внутренняя йоверхность кладки на 1 м дли-
ны, м2. В результате формула (13.8) принимает
вид
Спр = Cs |1/бм "Ь (1^еКЛ - 1) ГМ/ГИЛ] (6.5 )
между секцией и тамбуром (определяются по
рис. 13.7); Ая — коэффициент заполнения пе-
чи; <pi и <р2 — угловые коэффициенты излуче-
ния полностью открытых и перекрытых заго-
товками проемов одного тамбура друг на дру-
га (определяется по табл. 1.2). Для опреде-
6.5. Расчет изменения температуры
заготовки в тамбуре печи
Изменение температуры заготовки в тамбуре
секционной печи рассчитывают на основе ба-
ланса статей прихода и расхода тепла в там-
буре. Приход тепла в тамбур — это тепловой
поток из двух соседних секций в тамбур.
Учитывая, что проем между секцией и там-
буром частично перекрыт во время прохожде-
ния заготовки и полностью открыт в разрыве
между заготовками, формулу для определения
теплового потока из секций в тамбур можно
записать следующим образом, кВт:
ле-т_2с 10-з Г/, ,1с+.273_у_
^изл - zcs ш 273 ]
(f -к 273
TL- [^ф1 а - м а - фо +
О / J
+ ГаФ2й3(1- ф2)1, (6.6>
где Cs=5,77 Вт/(м2-К4); tc —температура сек-
ции, °C; /т — температура тамбура, °C (прини-
маем равной средней температуре заготовки в
тамбуре); Ft и Fz— площади полностью от-
крытого и перекрытого заготовкой проема меж-
ду секцией и тамбуром, м2; Фг и Ф2— коэф-
фициенты диафрагмирования для полностью
открытого и перекрытого заготовкой проема
Рис. 6.1. Схема секционной печи:
а — общий вид; б — продольный разрез секции и
тамбура; 1 — секции; 2 — тамбуры; 3 — нагреваемый
металл; 4 — ролик; 5 — дымоотвод
77
ТАБЛИЦА 6.1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА ИЗЛУЧЕНИЕМ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
п. п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
1 Наружная поверхность трубы (иа 1 м длины), м2 ем 3,14-0,53=1,66 F M=3XdTp
2 Внутренняя поверхность клад- ки (на 1 м длины), м2 Ткл 2(1,164-1,3)=4,92 Л,л=2(Вс4-#с)
3 Угловой коэффициент излуче- ния кладки на трубу Ч>21 1 >66 -2— =0,34 4,92 5-77[Л- + (А— 1)о,34] *=4,32 [0,8 \0,8 / J (6-4)
4 Приведенный коэффициент из- лучения, Вт/(м2-К4) Спр (6.5); еМ — екл— =0,8—принимаем
5 Приведенный коэффициент из- лучения с учетом конвекции, Вт/(м2-К4) 1,1-4,32=4,75 Спр=1,1Спр
ТАБЛИЦА 6.2. РАСЧЕТ НАГРЕВА ТРУБЫ В ПЕРВОЙ СЕКЦИИ
п. п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
1 2 3 4 5 6 Температура кладки, °C Температура трубы, °C начальная конечная средняя Теплопроводность металла при средней температуре, Вт/(м-К) Средняя теплоемкость металла в интервале температур нагре- ва, кДж/(кг-К) Число Старка Коэффициент заполнения печи Масса одного метра трубы, т/м Продолжительность нагрева трубы в секции, ч Коэффициент формы Начальный температурный фак- тор, К~3 Конечный температурный фак- тор, К-3 Конечная температура трубы, °C сч ,кон .м Zm X см Sk ^3 м Тс Z-Ф ZKOH м 1100 20 100 60 46 0,486 . /4,75\ Z1373V/0,01\ л 1 —11 —— 1 1 I =0,027 V 100 / V 100 М 46 / 12 Задаемся Табл. V.46 Табл. V.46 (13.45); 0,027< <0,15 — тело тон- кое (5.9) Л4===л(^тр-—6т₽) X ХбтрРм (6.1) (6.3) Рис. 1.17 (6.2); Spac-i —бтр Рис. 1.17, совпадает с предварительно заданной (п. 2 табл. 6.2)
7 8 9 124-1 3,14(0,53—0,01)0,01-7,85=0,128 1-1,74-0,128-0,92 i =0,00685 30 0,53
10 11 0,53—0,01 0,0075 „ „ „ , 3,6-0,00685-1,02-4,75
12 V, vU i О _ —• 0,01-7850-0,486 =0,0107 100
ТАБЛИЦА 6.3. РАСЧЕТ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ТРУБЫ В ПЕРВОМ ТАМБУРЕ
Е Й i Наименование, единица измерения Обоз- начение Вычнсл яемая величина Примечания, расчетные формула
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 И 12 13 14 15 16 Предполагаемое повы- шение температуры тру- бы, °C Средняя температура трубы, равная темпера- туре тамбура, °C Средняя теплоемкость металла в интервале из- менения температур в тамбуре, кДж/(кг-К) Диаметр проема между секцией и тамбуром, м Толщина кладки в прое- ме, м Площадь полностью от- крытого проема, м2 Площадь проема, пере- крытого трубой, м2 Коэффициент диафраг- мирования для проема: полностью открытого перекрытого трубой Угловой коэффициент излучения для проема: полностью открытого перекрытого трубой Тепловой поток из секций в тамбур, кВт Материал (толщина, мм) кладки тамбура Площадь наружной по- верхности кладки там- бура, м2 Удельный тепловой по- ток через кладку тамбу- ра, кВт/м2 Потери тепла через клад- ку тамбура, кВт Потери, тепла через ох- лаждаемый ролик, кВт Изменение температуры трубы в тамбуре, °C At см ^пр Л1р Fi Fs Фт Фа Ч>1 <₽2 ос~т *нзл Ткл <7кл Фкл Фохл At 10 100+10 1П. = 10а 2 0,486 0,696 0,17 3,14-0,696s ’ =0,38 4 (0,696s—0,532) 3,14 =0,16 4 0,8 0,53 0,29 0,1 Г/1100+273\4 2-5,77-10-s J _ L\ 100 / 7 105+273 - 7 [0,38-0,8(1— \ 100 J J1 1 —0,92) (1—0,29)+0,16-0,53* *0,92(1—0,l)]=35,6 Шамот кл. Б (232); пенодиа- гомит ПД-350 (116); базальто- вый картон (10) 10 0,08 0,08-10«1 1,0 3,6 (35,6—1,0—1,0) ~1р 30-0,486 Принимаем Z«OH+A7 2 Табл. V.46 Принимаем проем в форме круга, размеры — конструк- тивно Fj=—5L 4 Р к2_ Рис. 13.7 для круга при Ар=АЕ^,25 Dnp 0,696 Рис. 13.7 для длинной по- лосы при ^пр—Дтр 0,696—0,53 _ 2/пр 2-0,17 =0,49 Табл. 1.2, п. 31; h 0,47 А = — = —’— = 0,675, 0,696 Di . B = ~=l Табл. 1.2, п. 22; h 0,47 А~ ~ 0,696—0,53 ~ ’ £ = -^- = 1 с2 (6.6); fe3=0,92 (п. 6 табл. 6.2) Принимаем Расчет не приводится Рис. Ш.8, ж при /т=105°С (15.14) Принимаем (6.7); совпадает по знаку и величине с предварительно заданной (п. 1 табл. 6.3)
79
ТАБЛИЦА 6.4. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА НАГРЕВА ТРУБ ПО СЕКЦИЯМ
п/п Наименование, единица Обоз- Номера
измерения наче- иие 1 11 ш IV v VI VII | VIII |
1 2 П родолжительность нагрева трубы в сек- ции, ч Температура трубы в ^нач 20 ПО 208 306 408 499 0 577 ,00685 660
3 начале секции, °C Предполагаемая тем- zkoh 100 193 297 400 490 580 660 730
4 пература трубы в конце секции, °C Средняя температура t 60 152 253 353 449 540 619 695
5 6 7 трубы, °C Температура кладки, °C Приведенный коэффи- циент излучения, Вт/(м2-К4) Средняя теплоемкость Спр 0,486 0,53 0,555 0,592 0,643 0,726 0,775 1100 4,75 0,994
8 металла в секции, кДж/(кг-К) Начальный темпера- ^нач 0,0075 0,0105 0,0135 0,0165 0,0193 0,0221 0,0248 0,0272
9 турный фактор, К"3 Конечный температур- ;=zkob 0,0104 0,0133 0,0163 0,0191 0,0219 0,0246 0,0272 0,0294
10 ный фактор, К-3 Расчетная температу- ^кон 100 200 300 403 496 575 660 720
11 ра трубы в конце сек- ции, °C Изменение температу- At 10 8 6 4 3 2 0 —2
12 ры трубы в тамбуре, °C Температура трубы в ттамб 1 кон ПО 208 306 407 499 577 660 718 -
конце тамбура, °C
ТАБЛИЦА 6.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ И ПАРАМЕТРОВ СЕКЦИОННОЙ ПЕЧИ
п. п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, рас- четные формулы
1 Количество секций, шт N 18 Табл. 6.4
2 Длина печи, м L 18-1,74+(18—1) 0,47=39,32 (6.8)
3 Общая продолжительность нагрева, ч т 1-39,32-0,128-0,92/30=0,155 (6.9)
4 Скорость перемещения трубы в печи, м/ч V 39,32/0,155=253,7 (6.10)
5 Удельное время нагрева, мин/см г 0,6-0,155/0,01=9,3 (Н.Н)
ТАБЛИЦА 6.6. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕРВОЙ СЕКЦИИ
п. п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
Приход тепла
1 Химическое тепло топлива, кВт Qx 35 КГ=9,71КГ 0,0 (15.1)
2 Физическое тепло воздуха, кВт Qb — l,l-4,3Vr=l,31 Уг 3,6 г (15.5); iB по рис. 11.6 при /в = 350 °C, ав = 1,1 —прини- маем
80
Продолжение
i
секций Примечания, рас- четные формулы
IX | х 1 XI | XII XIII | XIV | XV | XVI | XVII | XVIII
Табл. 6.2, п. 8
718 762 806 846 879 913 933 962 991 1005 Из расчета пре- дыдущих сек- ций и тамбура
760 794 857 880 920 940 965 1000 1019 1030 Принимаем
739 778 832 863 900 927 949 981 1005 1018
Табл. 6.2, п. 1
Табл. 6.1, п.. 5
1,142 1,335 0,695 Од 694 0,673 0,659 0,634 0,666 0,618 0,69 Табл. V.46
и примечание к ней
0,0294 0,0315 0,0335 0,0354 0,0373 0,0392 0,0411 0,0429 0,0467 0,0485 Рис. 1.17
0,0315 0,0336 0,0355 0,0374 0,0393 0,0412 0,0431 0,0469 0,0487 0,0505 (6.2)
765 810 850 885 920 940 970 1000 1015 1034 Рис. 1.17; сов- падает с приня- тым
—3 —4 —5 —6 —7 —8 —8 —9 —10 — Из расчета там- бура
762 806 845 879 913 932 962 991 1005 — С^кон+Л*
Продолжение
п. п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Применения, расчет- ные формулы
3 Средняя теплоемкость металла в р см асход тепла 0,486 Табл. V.46
4 секции, кДж/(кг-К) Расход тепла на нагрев труб, кВт Qm — 30 • 0,486(100—20)=336,6 3,6 (15.8)
5 Температура уходящих продуктов ^д 1270 Принимаем
6 сгорания, °C Потери тепла с уходящими про- Сд (—')21,4’/г=5,94’/г \3,6/ 1100 (15.10); /д по рис.
7 дуктами сгорания, кВт Температура внутренней поверхно- Д П.6 и ад=1,15 — принимаем
8 сти кладки секции, °C Материал (толщина, мм) кладки — Шамот'кл. А (464); пенодиато- Принимаем
9 секции Удельный тепловой поток через ?кл мит ПД-350 (116); базальто- вый картон (10) 0,68 Рис. Ш.8, ж при
10 кладку, кВт/м2 Поверхность кладки, м2 F кл 20 1100 °C Расчет не приво-
И Потери тепла через кладку, кВт Окл 0,88-20=17,6 дится (15.14)
6—482
-81-
Продолжение
П- п Наименование, единица измерении Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
12 ° Потери тепла излучением в сосед- ние тамбуры, кВт Синл 35,6 Табл. 6.3, п. 10
13 14 Неучтенные потери, кВт Уравнение теплового баланса пер- вой секции — 0,1 (336,6+17,64-35,6)=39.0 9,71 Уг+1,3Vr=336.6+5,94УГ+ +17,6+35,6+39,0; 5,07Уг=428,8 (15.31) (15.32)
15 Расход газа на первую секцию, ма/ч 85 —
16 Тепловая мощность первой сек- ции, кВт Q, 1,1-9,71-85=910 Qi= 1,1 -9,71 УГ1
Ленин значений [(/+273) /273]4 можно вос-
пользоваться табл. 1.1.
Расход тепла из тамбура — это потери
тепла через кладку и с водой, охлаждающей
ролик. Потери тепла через кладку QKjt опре-
деляют согласно разд. 15.2.4. Температуру
поверхности кладки в тамбуре принимают рав-
ной средней температуре заготовки в тамбуре.
Потери тепла с водой, охлаждающей ролик
Сохл, определяют согласно разд. 15.2.5.
По разнице между приходом и расходом
тепла определяют изменение температуры за-
готовки, °C:
Д/ = 3,6 (Q?-T - Скл - <?охл)/^м, (6.7)
где см — средняя теплоемкость металла в ин-
тервале изменения температур в тамбуре,
кДж/(кг-К), определяется по примечанию к
табл. V.46. Если Д/ положительна, температу-
ТАБЛЛЦА 6.7. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ РАСХОДА ТОПЛИВА ПО СЕКЦИЯМ
п/п Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Номера
11 1П IV V VI VII VIII
Приход
1 Химическое тепло топли- ва, кВт Qx 825,4 971,0 971,0 1048,7 1116,7 1000.0 1213,8 1213,8
2 Физическое тепло возду- ха, кВт Qb 111,4 131 131 141,5 150,7 134,9 163,8 163,8
Расход
3 Расход тепла на нагрев металла, кВт Qm 336,6 401,2 401,2 436,1 471,0 418,7 523,4 523,4
4 Потери тепла с уходя- щими продуктами сгора- ния, кВт Од 504,9 594 594 641,5 683,1 611,8 742,5 742,5
5 Потери тепла теплопро- водностью через кладку, кВт Сил 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6
6 Потери тепла излучением из секций в тамбуры, кВт Синл 35,6 45,4 44,4 43,7 41,9 40,2 37,9 35,1
7 Неучтенные потери теп- ла, кВт Снвучт 39,0 46,4 46,3 49,7 53,0 47,.6 57,9 57,6
8 Расход природного газа, м3/ч:
на секцию общий на НечЬ Vr 85 100 100 108 115 103 125 15 125 25
9 Потребление тепла печью, кВт Опотр 9,71-1525=
10 Удельный расход тепла, кДж/кг <7 3,6-14808/30=
82
ра заготовки в тамбуре растет, если отрица-
тельна — падает.
Чтобы определить среднюю температуру
тамбура и теплофизические свойства металла,
изменением температуры заготовки в тамбуре
предварительно задаются, а затем проверяют
его расчетом.
6.6. Длина печи,
скорость продвижения заготовки
и удельное время иагрева
Расчет нагрева металла заканчивают на той
секции, в которой достигнута заданная конеч-
ная температура нагрева. После этого, зная
количество секций ЛГ, необходимое для нагре-
ва заготовки, можно определить общую длину
печи, м:
L = Л’£с + (W — 1) , (6.8)
где и LT — длина секции и тамбура, м.
Общую продолжительность нагрева заго-
товки в секционной печи, ч, определяют по
формуле, аналогичной (6.1):
т = nLMk%IP. (6.9)
Средняя скорость продвижения заготовок
через печь, м/ч:
v = Llt, (6.10)
а удельно^ время нагрева, мин/см:
z = 0,6t/S или z = 0,6r/d или г ~ 0,6т/6,
(6.П)
6.7. Тепловой баланс
Тепловой баланс составляют по методике гл.
15 последовательно для всех секций и тамбу-
ров печи начиная с первых по ходу заготов-
ки. При этом секция и примыкающий к нему
тамбур рассматривают как одно целое. При
расчете потерь тепла с уходящими продукта-
ми сгорания их температуру принимают на
170—200 °C выше, чем температура кладки в
тамбуре. Потери тепла излучением из секции
в примыкающий к ней тамбур берут из рас-
чета тамбура (см. разд. 6.5). При расчете по-
терь тепла излучением через отверстия для от-
вода продуктов сгорания и сброса окалины
температуру тепловоспринимающих поверхно-
стей принимают на 50 °C ниже температуры
кладки секции.
6.8. Пример расчета секционной печи
скоростного нагрева
Ниже приведен пример расчета одноручьевой
секционной печи скоростного иагрева труб под
нормализацию.
секций Примечаний» рас- четные формулы
IX * XI XII XIII XIV XV XVI XVII XVIII
тепла
1378,8 186 903,0 121,8 718,5 96,9 524,3 70,7 592,3 79,9 446,7 60,3 582,6 78,6 534,0 72 349,6 47,2 417,5 56,3 Табл. 6.6, п. 1
Табл. 6.6, п. 2
тепла
593,1 383,8 296,6 209,3 244,2 174,5 244,2 226,8 139,6 174,5 (15.8)
843,5 552,4 439,6 320,8 362,3 273,2 356,4 326,7 213,8 255,4 Табл. 6.6, п. 6
17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 17,6 Табл. 6.6, п. 11
43,7 28,8 25,6 ч 23,3 19,5 17,9 15,1 11,6 10,5 8,1 (6.6)
65,4 43,0 34,0 25,0 28,1 21,0 27,7 25,6 16,8 20,0 (15.31)
142 93 74 54 61 46 60 55 36 43 (15.32)
14808
Табл. 6.6, п. 1
1777
(1.10)
6*
85
Исходные данные:
производительность печи Р=30 т/ч;
качество металла — высокоуглеродистая
сталь;
плотность металла рм=7850 кг/м3;
размер нагреваемых труб, м: наружный
диаметр оТр=0,53; толщина стенки бТр=О,О1;
длина /=12;
начальная температура трубы 20 ®С (хо-
лодный посад);
конечная температура нагрева 1030 °C;
разрыв между трубами в потоке t-Л м;
размеры, секции, м: длина Рс = 1,74; ши-
рина Вс = 1,16; высота Нс = 1,3; длина тамбу-
ра LT=0,47;
топливо-природный газ с теплотой сгора-
ния QP=35 МДж/м3;
температура подогрева воздуха ^в=350°С.
Схема печи показана иа рис. 6.1. Прини-
маем температуру кладки во всех секциях
*с = 1Ю0°С.
Расчет теплообмена в рабочем простран-
стве печи приведен в табл. 6.1. В качестве
примера в табл. 6.2 представлен пример рас-
чета нагрева трубы в первой по ходу метал-
ла секции, а в табл. 6.3 — пример расчета из-
менения температуры трубы в тамбуре, при-
мыкающем к первой секции. Результаты рас-
чета нагрева трубы в остальных секциях све-
дены в табл. 6.4 и показаны на рис. 6.2.
Расчет основных размеров и параметров
лечи приведен в табл. 6.5. Для примера в
табл. 6.6 дан расчет теплового баланса пер-
вой секции вместе с примыкающим к ней там-
буром. Результаты расчета тепловых балан-
сов остальных секций, тепловой мощности пе-
чи и удельного расхода тепла приведены в
табл. 6.7.
Глава 7
ПЕЧИ С РОЛИКОВЫМ подом
7.1. Характеристика роликовых печей
В печах с роликовым подом металл переме-
щается в рабочем пространстве по печным ро-
ликам. В таких печах обычно нагревают лис-
ты и пачки листов шириной до 3,5 м, прутки
и пакеты прутков, трубы, рельсы, а также ру-
лоны ленты и бунты проволоки на поддонах.
Средства нагрева и охлаждения располагают
над и под роликовым подом или только над
роликовым подом. Продукты сгорания из ко-
ротких печей (10—20 м) отводят с одной сто-
роны, а в длинных печах для отвода продук-
тов сгорания делают несколько проемов по
длине печи.
Высота рабочего пространства составляет
0,6—0,9 м у печей шириной до 1,5 м и 1—1,5 м
у печей шириной >1,5 м. Глубина печей от
верха роликов до внутренней поверхности
кладки пода равна 0,9—1,2 м.
7.2. Исходные данные и порядок расчета
Принципы разбивки печи на расчетные участ-
ки и выбора температур средств нагрева или
охлаждения изложены в разд. 5.3 и 5.5. По-
рядок расчета нагрева металла на расчетных
участках в зависимости от теплотехнической
массивности металла и заданного режима на-
грева или охлаждения указан в разд. 5.4 и 5.5.
В расчетах принимают, что при двусторон-
нем нагреве или охлаждении температура
средств нагрева или охлаждения над и под
металлом одинакова. Однако теплообмен в
рабочем пространстве печи над и под метал-
лом существенно различается из-за влияния
роликового пода.
7.3. Особенности расчета теплообмена
Приведенный коэффициент излучения для пе-
чей с нагревом в продуктах сгорания опреде-
ляется по формулам разд. 13.1 и рис. 1.1 —
1.13. В связи с небольшой высотой рабочего
пространства и малой толщиной газового слоя
можно принимать, что нагрев происходит из-
лучением от кладки. Тогда приведенный коэф-
фициент излучения, Вт/(м2-К4), определяют
по формуле (13.8), которая в условиях верх-
ней половины печи (<Рм.к=1; чзк.м=/7м/77кл)
принимает вид
1
®м
Вцл
(7.1)
Сцр — Cs
где FM и Вкл — поверхность металла и кладки
на 1 м длины печи, м2;
ем и вкл — степень черноты металла и
кладки.
Для нижней половины следует учитывать
наличие роликов. В этом случае тепловой по-
ток от кладки к металлу определяется реше-
нием системы уравнений (13.5) с учетом теп-
лообмена между кладкой, металлом и роли-
ками.
В случае нагрева металла радиационными
трубами приведенный коэффициент излучения
для верхней половины печи определяется по
формуле (13.8) с использованием приведенной
степени черноты для системы тел с адиабатной
поверхностью, определяемой по формулам и
графикам табл. 1.3.
Для нижней половины тепловой поток к
металлу определяется решением системы урав-
нений (13.5) с учетом теплообмена между ра-
диационными трубами, металлом, кладкой и
роликами.
В печах с контролируемой атмосферой, а
также в камерах охлаждения печная атмосфе-
ра только передает конвективное тепло от
средства нагрева к металлу или от металла к
средству охлаждения, поэтому приведенный
коэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/(м2Х
ХК), рассчитывают по формуле (13.26)
» ] Гм 1
«м FCp аСр
] . (7.2)
где Гм и Вер — площадь поверхности металла
и средства нагрева или охлаждения на 1 м
длины печи, м2; ам — коэффициент теплоотда-
чи конвекцией от металла к печной атмосфере
или наоборот, Вт/(м2-К); аСр — коэффициент
теплоотдачи конвекцией от печной атмосферы
к средству охлаждения или от средства нагре-
ва к печной атмосфере, Вт/(м2-К).
7.4. Коэффициент
несимметричности нагрева
Для того чтобы избежать сложного решения
системы уравнений (13.5), условно считают,
что нагрев металла с обеих сторон происходит
при. условиях нагрева сверху, а неравномер-
84
Рнс. 7.1. График для определения коэффициента
несимметричности нагрева (а) н охлаждения (б) в печах с роликовым подом
ность нагрева вследствие экранирующего влия-
ния роликового пода учитывается введением
коэффициента несимметричности нагрева
И — 9в/ (<7в “Ь Я в) >
(7.3)
где 9е и дн — удельные тепловые потоки свер-
ху и снизу металла, кВт/м2. Для печи с роли-
ковым подом 0,5<р<1.
Коэффициент несимметричности нагрева ц
позволяет свести несимметричный нагрев тела
толщиной S к симметричному нагреву тела,
имеющего расчетную толщину, м:
5расч — (7.4)
Коэффициент теплоотдачи к металлу опре-
деляют, как для верхней половины печи, т. е.
при отсутствии роликов.
85
Для определения коэффициента несиммет-
ричности нагрева цнаг построен график на
рис, 7.1, а в зависимости от относительного
шага роликов STJDTl, температуры роликов tp,
металла /м и средств нагрева /„агр.
Коэффициент несимметричности охлажде-
ния Цохл можно определить по рис. 7.1,6 в за-
висимости от относительного шага роликов
Sp/Dp и отношения температур роликов и ме-
талла /р//м; температуру средства охлаждения
при этом принимают <100 °C. Для обоих гра-
фиков принята степень черноты металла ем=
=0,8.
7.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс камер печи с роликовым по-
дом составляют по методике, изложенной в
гл. 15 и разд. 5.9. При этом необходимо при-
нимать в расчет потери тепла через ролики
согласно указаниям разд. 15.2.5.
7.6. Пример расчета роликовой печи
Ниже приведен расчет роликовой печи для
термической обработки труб.
Исходные данные:
режим термической обработки — нагрев до
950 °C, регулируемое охлаждение с 950 до
650 °C и быстрое охлаждение с 650 до 150 °C
(рис. 7.2);
условия термической обработки — светлая,
в атмосфере защитного газа, содержащего
95 % N2 и 5 % Н2;
нагреваемый металл — однорядный пакет
труб диаметром =0,042 м с толщиной стен-
Для нагрева принимаем унифицирован-
ные тупиковые радиационные трубы диамет-
ром Dtp=0,152 м, расположенные над и под
металлом с шагом по длине печи STP=
=0,464 м. Температура радиационных труб
/тр=1000°С. Камеру нагрева разбиваем на
три расчетных участка с нагревом .до 300, 650
и 950 °C (см. рис. 7.2).
Для расчета угловых коэффициентов из-
лучения на металл и от металла заменяем па-
кет труб условной поверхностью 2'
(см. рис. 7.3). Расчет ведем по закону излу-
чения; теплоотдачу конвекцией не учитываем,
принимая ее в запас расчета.
Расчет охлаждения пакета труб в камере
с водоохлаждаемыми кессонами приведен в
табл. 7.2. Кессоны располагаем над и под ме-
таллом. Расчет ведем без разбивки на расчет-
ные участки, так как температурный интервал
невелик. Поскольку преобладающим видом
теплоотдачи является излучение, расчет ве-
дем по закону излучения.
Расчет охлаждения пакета труб в камере
струйного охлаждения приведен в табл. 7.3.
Принимаем с учетом рекомендаций разд. 5.4
истечение защитного газа из трубок со ще-
левыми отверстиями шириной 6=0,005 м и дли-
ной /=1,5 м. Шаг трубок по длине S=0,464 м.
Расстояние от плоскости истечения до металла
6=0,13 м. Скорость истечения газа из щелей
w=20 м/с. Камеру струйного охлаждения
разбиваем на три расчетных участка с охлаж-
дением до .650, 500 и 150 °C.
В табл. 7.4 дан расчет размеров и харак-
теристик роликовой печи, а в табл. 7.5 — рас-
чет расхода топлива на камеру нагрева роли-
ки би = 0,005 м из стали 30XH3A; начальная
температура труб /”ач = 20°С (холодный по-
сад); плотность металла рм=7850 кг/м3;
производительность печи Р=24 т/ч;
топливо — природный газ с теплотой сго-
рания Qh=35 МДж/м3.
Исходя из рекомендаций, приведенных в
разд. 5.2, принимаем нагрев металла радиаци-
онными трубами, - охлаждение с 950 до 800 °C
в камере с водоохлаждаемыми кессонами, с
800 до 150 °C в камере со струйной обдувкой
защитным газом. Принимаем нагрев труб, паке-
тами по «м=29 шт. в пакете -шириной 'Вм =
= nMdM = 29-0,042= 1,3 м. Принимаем разме-
ры рабочего пространства печи: ширина В=
= 1,58 м, высота /7=1,5 м.
По результатам механических и прочност,
ных расчетов принимаем, диаметр роликов по-
да £>р=0,18 м, шаг Sp=0,464 м; ролики с во-
доохлаждаемой цапфой.,
Расчет теплообмена и нагрева труб в' ка-
мере роликовой печи приведен в табл. 7.1, а
схема нагрева труб — на рис. 7.3.
86
I — радиационные трубы; 2 — нагрева-
емый металл: 3 — ролик; 4 — кладка
камеры
ТАБЛИЦА 1.1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА И НАГРЕВА ПАКЕТА ТРУБ В КАМЕРЕ НАГРЕВА РОЛИКОВОЙ ПЕЧИ
Обозначение Расчетные участки Примечания, расчетные
п. п. измерения I п / III формулы
1 Температура нагрева- емых труб, °C: ——
начальная /иач t м 20 300 650
конечная у кон 4 м 300 650 950
средняя 160 475 800
2 3 4 Степень черноты по- верхности радиацион- ных труб Степень черноты на- греваемых труб Угловые коэффициен- ты излучения: еТр ем 0,8 0,55 Рис. 13.1, при /тр= = 1000 °C Рис. 13.1, при t= = 485 °C •
от радиационных труб на условную поверхность 2' с учетом кладки от условной поверх- ности 2' на металл от радиационных труб на металл с учетом клйдки с металла на ме- талл с металла на услов- ную поверхность 2' с условной поверх- ности 2' на радиационные трубы с учетом кладки „общ Ф 12' Ч>2'2 „общ Ф 12 Ф’22 фаг’ „общ Ф 2'1 0,69 1,0 0,69-1,0=0,69 0,36 1-0,36=0,64 3,14-0,152 - ’• • 0,69 = 0,71 0,464 - Табл. 1.3, при sTtt 0,464 -S- =-4—= 3,05 DTp 0,152 Табл. 1.2 „общ _ г.общ Ф 12 — Ф 12' Ф-2'2 Табл. 1.2 Фгг,= 1 Ф22 (см. разд. 13.1.1) Табл. 1.3 ГПОбЩ _ Я£>ТР Общ V2'l " с. °тр
Продолжение табл. 7./
п. п Наименование, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 " 1 III
5 Угловые коэффици- енты излучения: с металла на ради- ационные трубы с учетом кладки Приведенный коэффи- ,п°бщ V 21 Сцр 0,71-0,64=0,454 5,77.0,69/(1+0,69(1/0,8—1)4-0,454Х(1/0,55—1)]=2,57 <р°2бЩ = гр 22, (13.8)
6 7 циент излучения, Вт/(м2-К4) Коэффициент тепло- проводности металла Вт/(м-К) Коэффициент несим- Хм Рнагр 0,64 36,6 0,66 0,90 Справочные данные для стали ЗОХНЗА при 7= 485 °C Рис. 7.1, при tip —
8 метричности нагрева Расчетная толщина •5расч 0,64-0,005=0,0032 0,66-0,005=0,0033 0,90-0,005=0,0045 = 1000 °C; /р=/, ' Sp 0,464 —Е-= ~ = 2,6 Ор 0,18 (7.4)
9 металла, м Число Старка Sk 2,57 /1000+273\8 0,0032 100 ( 100 ) Л 36,6 ~ 0,0048 0,0065 (13.45); Sk<0,15 —
10 Коэффициент формы = 0,0016 0,042/(0,0^ 2—0,005)=!, 135 тело тонкое (6.3)
11 Средняя теплоемкость см 0,524 0,628 0,792 Справочные данные
12 металла на участке, кДж/(кг-К) Начальный темпера- Лач ^нагр £/кон 0,011 0,023 0,037 для стали ЗОХНЗА Рис. 1.16 и 1.17, прн
13 турный фактор, К-3 Конечный температур- 0,023 0,037 0,067 ^р= 1000 °C То же
14 ный фактор, К-3 ' Продолжительность нагрева, ч: по участкам общая в камере •Ч т-нагр 0,0032-7850-0,524 3,6-1,135-2,57 Х X (0,023—0,011) =0,015 0,0033-7850-0,628 3,6-1-135-2,57 Х X (0,037—0,023) = 0,0217 0,117 0,0045-7850-0,792 3,,6-1,135-2,57 Х X (0,067—0,037) =0,0799 (13.52)
ТАБЛИЦА 7.2. РАСЧЕТ ОХЛАЖДЕНИЯ ПАКЕТА ТРУБ В КАМЕРЕ
С ВОДООХЛАЖДАЕМЫМИ КЕССОНАМИ
Е С Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные ’ формулы
1 Температура труб, °C: начальная конечная средняя ; /нач 1 м /КОН 1 м 950 800 875
2 Температура кессона, °C 40 Принимаем
3 Степень черноты кессона ек 0,85 Рис. 13.1
4 5 Средняя теплоемкость ме- талла в камере, кДж/(кг-К) Угловые коэффициенты из- лучения: см 0,615 9 Справочные данные для стали ЗОХНЗА
от кессона на металл Фк.м 1,о —
от металла на кессон Фм.к 0,64 5,77-0,54 Табл. 7.1, п. 4, фм.к = ф 22*
6 Приведенный коэффициент излучения, Вт/(и2-К4) Опр 1+'(о,85 ') + + 0,64 1^ ко,55 / (13.8)
7 Средняя температура печ- ной атмосферы, °C Др (875+40)/2=458 Др=(+++)/2
8 Средняя температура погра- ничного слоя у кессона, °C Д.кес (458+40)72=249 ^п.кес ~ (^ср“Ь^кес)/2
9 Температурный перепад между печной атмосферой и кессоном, °C 458—40=418 А^нес^^ср’ ^кес
10 Коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от печной атмосферы кессону, Вт/(м2-К) „ коив “ср, кес 8,5 Рис. 13.8
89
Продолжение табл. 7.2
с Е Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина i Примечания, расчетные формулы
11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 Средняя температура погра- ничного слоя у металла, °C Перепад температур между металлом и печной атмосфе- рой, °C Коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от металла к печной атмосфе- ре, Вт/(м2-К) Приведенный коэффициент теплоотдачи конвекцией от металла к кессону, Вт/(м2Х ХК) Коэффициент теплоотдачи конвекцией в единицах ко- эффициента излучения, Вт/(м2-К4) Приведенный коэффициент излучения с учетом конвек- ции, Вт/(м2-К4) Начальный температурный фактор Конечный температурный фактор Коэффициент несимметрич- ности охлаждения Расчетная толщина метал- ла, м Продолжительность охлаж- дения, ч +.м „конв “и, ср апр Ск Спр t/нач ®охл Р^кон ®охл Мохл 5расч тохл (458+875)/2=667 875—458=417 10 — + 0,64-I”1 =5,5 [8,5 10] 5,5(875—40) (/ср++) бьм = 2 Д^М — ^ср Рис. 13.8, характер- ный размер с1ы—0,042 м (13.26), =Фм.к=0,64 Г м (13.50) (13.49) Рис. 1.18 То же Рис. 7.1,6, при tp№ и Sp/Dp=2,6 (7=4) (13.52)
Г875+273 1* Г (40+273) ~ [ 100 J ~ [ 100 =0,267 2,17+0,267=2,44 0,04 0,05 0,7 0,7-0,005=0,0035 0,0035-7850-0,615 3,6-1,135-2,44 Х X (0,05—0,04) = 0,0154 4
90
ТАБЛИЦА 7.3. РАСЧЕТ ОХЛАЖДЕНИЯ ПАКЕТА ТРУБ В КАМЕРЕ СТРУЙНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Е Е Наименование, единица измерения Обозначе- ние Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 1 11 in
.1 Температура труб, °C: начальная /Нач м 800 650 500 Принимаем '
конечная ZKOH 650 500 150
средняя 725 575 325
ч 3 4 Средняя теплоемкость металла па участке, кДж/(кг-К) Скорость истечения защитного газа, м/с Температура защитного газа, °C: см W 0,976 0,837 20 0,586 Справочные данные для стали ЗОХНЗА Принимаем
начальная ,нач ' 1 г 70
конечная /КОН 1 г 170 145 100 •
средняя tr 120 107 85
5 Средняя температура погранич- ного слоя, °C Огюгр 422 341 205 г 'погр 2
6 Коэффициент теплоотдачи кон- векцией при струйной обдувке, Вт/(м2-К) ®кояв 56,3 60,0 66,0 Рис. 13.20, при h 0,13
2b 2-0,005
7 Продолжительность охлажде- ния труб, ч: 0,64-0,005-7850-0,976 0,64-0,005.7850-0,837 0,64-0,005.7850.0,586
1,135-56,3 1,135-60 1,135-66
по участкам Тохл 800—120 X 1g =0,042 650—120 550—107 Xlg — —=0,043 500—107 500—85 Х *g 150—85 = 0,158 (13.51)
общая в камере 0,243
8 Подогрев защитного газа, °C мг 100 75 30 Рис. 5.3
Продолжение табл. 7.3
с; Е Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные учзсгкн Примечания, расчетные формулы
I II ill
9 Конечная температура защит- ного газа, °C /Кои 4 г 170 145 100 /к™ = /"гач + А<г; совпадает с предвари- тельно принятой (п. 4 табл. 7.3)
10 Расход защитного газа, м3/ч Кстр 3600• 20 - 0,005 • 1,5 • 126=68 000 VcTp ==== 3600W&//lc TP > «стр см. п. 6 табл. 7.4
ТАБЛИЦА 7.4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ И ПАРАМЕТРОВ ПЕЧИ
Е С Наименование, единица измерения Обозначе- ние Камера печи Примечания, расчетные формулы
нагрева с водоохлаждаем&ми кессонами струйного охлаждения
1 Продолжительность нагрева или ох- лаждения, ч.- по камерам Т 0,117 0,0154 0,243 Табл. 7.1, п. 14; табл. 7.2, п. 21; табл. 7.3, п. 7
общая по печи 0,475
2 Площадь сечения нагреваемых труб, м2 /м 3,14(0,042- -0,005) 0,005=0,582-10- -3 fм =5= Л (б?м—м ) 5 м
Длина печн, mj 24-0,117-Ю3 28 1,9 29,2 (5.8); k3 = 0,75 — прини- маем, G — см. (1.2)
3 L 29-7850-0,582-10—3-0,75 ~
4 по камерам общая Число роликов, шт.: Пр 28 59,1 1,9 . =4 0,464 29,2 =63 0,464 ftp = Z^/Sp
по камерам 0,464
общее по печи Число радиационных труб в камере нагрева, шт. Число трубок для подачи воздуха в камере струйного охлаждения, шт. 2-28 . |ОП 127 ^тр z==: 2£,/Sf£p лстр ~ 2L/SCTp
5 6 ftTp Р 0,464 —• ^-2=126 0,464
ТАБЛИЦА 7.S. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА ТОПЛИВА НА КАМЕРУ НАГРЕВА
Е е Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 1 11 1 ™
1 2 Химическое тепло топлива, кВт Физическое тепло воздуха, кВт И w СУ СУ Прш (-Ц 35^ = 9,71 V, \3,6/ f—-)1,2-3,04 ^=1,01 \3,6/ Расх сод тепла 9,71 1,01 Уи од тепла 9,71 Vui 1,01 гП1 (15.1) (15.5); г'в по рис. II.6 при 7в=280°С и «в = 1,2
3 4 5 Расход тепла на нагрев металла, кВт Потери тепла с уходящими про- дуктами сгорания, кВт Потери тепла через кладку: S Ч Су СУ 1 — 24 •0,524(300—20) = = 978 — •14,25 ^ = 3,96 V, 0,0 „ 0,015 28- = 3,6 0,117 Шамотно-волокнистые п плиты МКРП-340(100); 41 17,6 3,6 0,464 ~ ~ .24-0,628(650—300)= =1465 3,96 Гп 0,0217 _ „ — .24-0,792(950— 3,6 — 650) = 1584 3,96 Р1Н 0,0799 28-— =19,2 0,117 литокремнеземистые ы (80) 218 93,7 19,2 = 41 0,464 (15.8) и табл. 7.1 п. 1 и 11 (15.10); 1д по рис. II.6 при /д=800°С и а=1,2 Li — ^-нагрТ;/тнагр (см. п. 14 табл. 7.1 и п. 3 табл. 7.4)
6 длина расчетных участков, м материал (толщина, мм) кладки площадь кладки, м2 удельный тепловой поток, кВт/м2 потери тепла по участкам, кВт Потери тепла через ролики: число роликов, шт потери при охлаждении водой цапф ролика, кВт F. 9кл Сил Пр Qu 2^0 0,117 литы ШВП-350(100); мул маты из минеральной ват 59 | 0,43 25й5 5,20 0,464 ~ 1,16-0,5-20=11,6 к Fi—LifKB- /кл = Н,4 м2/м — расчет не приводится Рис. Ш.15, в при й<л=900°С (15.14) «р = Lf/Sp (15.22); принимаем К =0,5 м3/ч, А/=20 “С (см. табл. 15.2)
Продолжение табл. 7.5
с в Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
• 1 11 1 Ш
7 потери теплопроводностью через фланцы ролика, кВт потери на один ролик, кВт потери по участкам, кВт Потери тепла на нагрев защитного газа: ОфЛ Qip <?р 8-13,8=110,4 | 2,2 11,6+2,2=13,8 11-13,8=151,8 | 41-13,8=565,8 Принимаем Qw—Оц+^фл 4)р=ир Qip
начальная температура газа, °C унач латм 20 Принимаем
конечная температура газа, °C уКОН £атм 300+1000 9. -650 650+1000 9 — 825. 950+1000 9 -975 ,кон_ Л?'-Мтр *атм
8 9 теплоемкость газа, кДж/(мэ-К) потери газа, м3/ч потери тепла по участкам, кВт Неучтенные потери, кВт Уравнение теплового баланса сатм ('атм Сатм Фнеучт 1,35 5 (1 /3600)5 1,35(650—20) = =1,2 0,1(978+17,6+110,4+ +1,2)=110,7 9,71 Vj+1,01 Vj=978+ +3,961^+17.6+110,4+ +1,2+110,7; 6,76 Гг=1217,92 1,38 7 (1 /3600)7 -1,38(825—20)= =2,1 0,1(1465+25,5+151,8+ +2,1)= 164,4 9,71 Рц+1,01 р„= =1465+3,96 Р„+ +25,15+151,8+2.1+ +164,4; 6,76 Рп=1808,62 1,38 12 (1/3600)12-1,4(975— —20) = 4,6 0,1(1584+93,7+ +565,8+4,6)=224,8 9.71 Vm+1,01 Рш = =1584+3,96 УИ1+ +93,7+565,8+4,6+ +224,8; 6,76 У1П=2472,9 Табл. V.5 для азота при /КОН 1 атм Принимаем (15.27) (15.31) (15.32)
10 Расход природного газа: расход газа, м3/ч; Иг —
по участкам 180 268 366
в камере 814
число радиационных труб, шт.: по участкам’ в камере rtTp 2-3,6/0,464=15 | 2-5,2/0,464=22 120 1 2-19,2/0,464=83 nTp=2L,/STp
расход газа на одну радиацион- ную трубу, м3/ч — 180 15 ~ 12 268 — -= 12,2 22 366 — = 4,4 j Ур/Я-тр
11 Потребление тепла в камере на- грева, кВт Свотр 9,71 -814=7904 Табл. 7.5, п. 1
12 Удельный расход тепла, кДж/кг 7904 3,6 1186 24 (1-Ю)
ковой печи. Принято, что сжигание природно-
го газа в радиационных трубах происходит с
с коэффициентом расхода воздуха ав=1,2 и
при подогреве воздуха в рекуператоре трубы
до /в=280°С. Температуру уходящих из
трубы продуктов сгорания принимаем равной
/д=800°С, а среднюю температуру внутрен-
ней поверхности кладки /кл — 900° С.
Глава 8
ПРОТЯЖНЫЕ ПЕЧИ
8.1. Характеристика протяжных печей
К этой группе печей относятся различные тер-
мические печи горизонтального и вертикально-
го (башенного) типа для термической обработ-
ки полосы и ленты, а также патентировочные
печи для проволоки и печи для нагрева штрип-
сов станов непрерывной печной сварки труб.
Протяжные печи хорошо вписываются в поток
производства и обеспечивают высокое качест-
во тепловой обработки.
В печах подвергают термической и термо-
химической обработке полосу или ленту шири-
ной до 1550 мм и толщиной до 1 мм в верти-
кальных печах и до 6 мм в горизонтальных
печах. В патентировочных печах обрабатывают
проволоку, протягиваемую через печь в 16—
32 ряда.
Для транспортирования полосы или ленты
используют тянущие ролики, расположенные
на печи. Внутри печи находятся только поддер-
живающие ролики, расположенные на значи-
тельном расстоянии друг от друга.
Общая продолжительность тепловой обра-
ботки не должна превышать 5—10 мин, иначе
печи получаются слишком большой длины, что
затрудняет транспортирование металла через
печь.
8.2. Расчет теплопередачи
Теплообмен в рабочем пространстве горизон-
тальных протяжных печей рассчитывают так
же, как и для верхней половины роликовых пе-
чей, так как они аналогичны по конструкции.
Теплообмен в верхней и нижней половинах го-
ризонтальной протяжной печи считают одина-
ковым, поскольку редко расположенные опор-
ные ролики не оказывают существенного влия-
ния на теплообмен.
В вертикальных протяжных печах между
проходами полосы или ленты может не быть
перегородок, однако благодаря симметричному
расположению металла относительно средств
иагрева или охлаждения каждый проход мож-
но считать как бы огражденным адиабатной
поверхностью и рассчитывать теплообмен излу-
чением в рабочем пространстве, как в системе
тел с учетом отражения от адиабатной поверх-
ности по формулам разд. 13.1.2 и графикам
табл. 1.3.
Для камеры вертикальной протяжной печи
с водоохлаждаемыми кессонами поверхность
полосы равна поверхности кессона (FM==F№.C)
и приведенный коэффициент излучения, Вт/(м2Х
ХК4):
Сдр = Cs [1/ем1/екес 1]~\ (8.1)
а приведенный коэффициент теплоотдачи кон-
. векцией, Вт/(м2-К):
^-ир = км Ккес/(ам + акес)> (8-2)
где ем и внес — степени черноты полосы и во-
доохлаждаемого кессона; ам и акес — коэффи-
циенты теплоотдачи конвекцией от полосы к
печной атмосфере и от печной атмосферы к во-
доохлаждаемому кессону, Вт/(м2-К).
При определении коэффициентов теплоот-
дачи конвекцией для движущейся полосы счи-
тают, что полоса неподвижна и обдувается
потоком газа, скорость которого равна скоро-
сти движущейся полосы. В приближенных рас-
четах коэффициент конвективной теплоотдачи
можно определять по экспериментальной фор-
муле
аконв = 5,7 + 3,13®рг, (8.3)
где w — скорость полосы, м/с; рг — плотность
печной атмосферы, кг/м3.
Коэффициенты конвективной теплоотдачи
для полосы шириной >0,5 м при скорости
ki<0,5 м/с (Re<5-103), а также коэффициен-
ты конвективной теплоотдачи для средств на-
грева и охлаждения в отсутствие принудитель-
ной циркуляции определяют по формулам н
графикам разд. 13.2.2 для свободной кон-
векции.
Температуру печной атмосферы принимают
средней между температурой металла и сред-
ства нагрева или охлаждения.
8.3. Особенности расчета
нагрева металла
Металл в протяжных печах всегда являет-
ся теплотехнически тонким и нагрев его рас-
считывают по формулам и графикам разд.
13.3.5. Нагрев считают симметричным, поэтому
расчетная толщина металла равна половине
его толщины для полосы или половине диамет-
ра для проволоки, м:
*8расч — S/2, Spac4 = ^/2. (8-4)
Порядок расчета для непрерывных терми-
ческих печей изложен в гл. 5.
8.4. Скорость движения
и активная длина металла
Для определения длины печи и отдельных ее
камер находят скорость движения металла в
печи, м/мин:
Р
w =------
бОпМ
(8.5)
где Р — часовая производительность печи, т/ч,
определяется по формуле (5.7); п — число па-
раллельных ниток (только для проволоки);
М — масса 1 м длины металла, т.
Принимают следующие скорости движения
металла, м/мин: <;540— в-.печах для нагрева
штрипсов станов непрерывной печной сварки
труб; 1—240 — в горизонтальных печах для
термообработки полосы; 2—450 —в вертикаль-
ных печах для термообработки полосы;
2—90 — в патентировочных печах для термо-
обработки проволоки. Диапазон регулирования
скорости полосы в печи — не более 1 : 15.
Масса 1 м длины полосы, т:
М = 7,85Ь5, . (8.6)
95
^Рнс. 8.1. Схема протяжной печи агрегата горячего цинкования (а) и изменение температуры полосы в печи
1 — камера подогрева; 2 — камера безокислительного нагрева; 3—камера восстановительного нагрева; 4 —
камера выдержки и регулируемого охлаждения; 5 — камера струйного охлаждения
а масса 1 м длины проволоки, т:
Al=6,14d2, (8.7)
где b и S — ширина и толщина полосы, м; d —
диаметр проволоки, м.
Активная длина полосы (проволоки) в
t-той камере, м:
Д = ЫЪТ;, (8.8)
где w— скорость движения металла, м/мин;
т,- — продолжительность термообработки ме-
талла в i-той камере, ч.
Для горизонтальных печей активная длина
полосы совпадает с полезной длиной камеры.
В вертикальных печах конструктивно опреде-
ляют активную длину прохода, т. е. ту длину
в каждом проходе, на которой размещают
средства нагрева или охлаждения и лента уча-
ствует в теплообмене. Активная длина полосы
в камере равна сумме активных длин прохо-
дов. Число проходов должно быть целым.
Для разных видов термообработки может
требоваться различная продолжительность от-
дельных операций (нагрева, выдержки, различ-
ных видов охлаждения). В этом случае длину
камер выбирают исходя из максимального зна-
чения. Так как при термообработке металла
различных видов может потребоваться различ-
ная относительная длина различных участков,
то в некоторых случаях участки делают уни-
версальными, позволяющими в зависимости от
настройки выполнять различные операции, на-
пример выдержку или регулируемое охлаж-
дение.
8.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс камер протяжной печи со-
ставляется по методике, изложенной в гл. 15
и разд. 5.9.
8.6. Пример расчета
вертикальной протяжной печи
Ниже приведен пример расчета вертикальной
протяжной (башенной) печи агрегата горячего
цинкования, состоящей из следующих камер
Рис. 8-2. Схема камеры
безокислительного на-
грева:
1 — полоса; 2 — кладка
камеры; 3 — ролик; 4 —
горелки
(рис. 8.1): подогрева, где осуществляется подо-
грев полосы продуктами сгорания, поступаю-
щими из следующей камеры безокислительного
нагрева, где полоса нагревается до 600 °C про-
дуктами неполного сгорания (а=0,85); вос-
становительного нагрева, где полоса нагрева-
ется до 850 °C радиационными трубами в вос-
становительной атмосфере (15 % Н2 и 85 %
N2); выдержки и регулируемого охлаждения,
где полоса выдерживается при 850 °C или мед-
ленно охлаждается до 700 °C в восстановитель-
ной атмосфере (в качестве охлаждающих
устройств используют трубы воздушного ох-
лаждения, в качестве нагревающих устройств —
96
<1 ТАБЛИЦА 8.1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА И НАГРЕВА ПОЛОСЫ В КАМЕРАХ ПОДОГРЕВА И БЕЗОКИСЛИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА
п. п Наименование, единица измерения Обозначение Камера подогрева Расчетные участки камеры безркислительного нагрева Примечания, расчетные формулы
I II ill IV
1 2 3 4 5 6 7 8 со Температура полосы, °C: начальная конечная средняя Средняя теплоемкость метал- ла на участке, кДж/(кг-К) Температура продуктов сгора- ния, °C: начальная конечная средняя Эффективная длина пути лу- ча, м Коэффициент расхода воздуха Состав продуктов сгорания, % Произведение парциального давления на эффективную дли- ну пути луча, Па-м: ₽coj PH2OZ Степень черноты: двуокиси углерода /нач fM ЖОИ 1м Ли см /нач 1г жон Л1 / а есо2 20 200 ПО 0,488 1050 850 950 1,2 6,5%СО2, 20 % Н2О 0,065-105-0,966 = = 0,00628-10е 0,2-106-0,966 = 0,0193-10® 0,093 200 300 250 0,515 3,6-2,3-0,7 300 400 350 0,532 1С 400 500 450 0,55 50 500 600 550 0,575 Принимаем Справочные данные для стали 20 Принимаем * 3,6 57/ 1~2(В+Н) 8 Принимаем Рис. П.4 и П.69 Рис. 13.3
2 (2,3+ 0,7) 0,85 7,3 % СО2, 22 % Н2О 0,073-10®-0,966 = 0,00705-10® 0,22-105-0,966 = 0,0213-10® 0,088
С Е Наименование, единица измерения Обозначение Камера подогрева
водяного пара еи2о 0,158
9 Поправка на парциальное дав- ление водяного пара в
10 Степень черноты продуктов сгорания Ег 0,093+ 1,12-0,158 = 0,27
11 Степень черноты полосы ем
12 Угловой коэффициент излуче- ния кладки иа металл Фк.м
13 Приведенный коэффициент из- лучения, Вт/(м2-К4) Спр 2,73
14 Средняя температура полосы в камере, °C 6ч НО
15 Средняя температура погранич- ного слоя, °C ^погр 530
16 Перепад температур между продуктами сгорания и поло- сой, °C м 840
17 Коэффициент теплоотдачи кон- векцией от продуктов сгорания к полосе, Вт/(м2-К) аконв 7,9
18 Отношение Bi/Si< — 0,16
Продоло/сение табл. 8.1
Расчетные участки камеры безокислительного нагрева Примечания, расчетные
формулы
II III IV
0,154 Рис. 13.4
1,12 Рис. 13.5
0,088+ 1,12-0,154 = 0,26 (13.17)
0,6 1,0 =0,27 (2,3+2-0,7) Рис. 13.1 (13.20), _ 6 Ч’к.м- В + 2Н
2,7 (13.21)
400 /нач । /Кон - *м ‘ £н 2
725 hi + tr *погр — 2
650 AZ — Zp
8,4 Рис. 13.8
0,139 Рис. 1.22
Продолжение табл. 8\
с с Наименование, единица измерения Обозначение Камера подогрева Расчетные участки камеры безокислительного нагрева Примечания, расчетные формулы
I 11 ш IV
19 Относительные температуры полосы, °C: в начале участка в конце лиач 6м сн 0,233 0,336 0,360 0,433 0,433 0,509 0,509 0,584 0,584 0,660 ^нач 273 0ИЗЧ „ м М 7Г Н- 273 ^” + 273
7Г + 273
20 Температурный фактор: Рис. 1.19
в начале участка фп 0,195 0,320 0,395 0,470 0,540
в конце Фк 0,295 0,395 0,470 0,540 0,630
21 Продолжительность нагрева, ч: т (13.53); *ф= 1,
по участкам 0,00075 0,000444 0,000472 0,000486 0,000581 рм=7,85 т/м3
общая в камерах 0,00075 0,001983
ТАБЛИЦА 8.2. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА И НАГРЕВА ПОЛОСЫ В КАМЕРЕ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА
к к Наименование, единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 и III
1 Температура полосы, °C: Принимаем
начальная Л1ЙЧ 600 670 830
конечная JKOH 670 830 850
средняя Ли 635 750 840
2 Средняя теплоемкость металла на участке, кДж/(кг-К) Qi 0,6 0,67 0,695 Справочные данные для стали 20
С© с©
Е Е Наименование, единица измерения Обозначение
I
3 Температура радиационных труб, СС /Тр
4 Степень черноты:
радиационных труб етр
полосы ем 0,6
5 Относительный шаг радиационных труб STp/dTP —
6 Угловой коэффициент излучения:
от радиационных труб на полосу *Ртр.м
от полосы на радиационные трубы ^Рм.тр
7 Приведенный коэффициент излучения, Вт/(м2-К4):
для крайних проходов 2,5
для средних проходов Сир 1,93
среднее по участкам Сир (1,93 + 2,5) - -=2,22 2
8‘ Угловой коэффициент излучения с учетом кладки: фобщ тм.Тр
от полосы на радиационные трубы 0,74
от радиационных труб на полосу <Р°бЩ ▼тр.м 0,67
9 Средняя температура печной атмо- сферы, °C ^атм 768
10 Средняя температура пограничного слоя у радиационных труб, °C ^погр 834
Продолжение табл. 8.2
Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 » 1
900 0,76 0,425 0,51 -г- = 2,83 0,18 ’ 0,44 0,49 1,57 1,57 825 0,375 1,74 1,45 (1,45+ 1,74) _1с 0,74 0,67 870 Принимаем Рис. 13.1 Табл. 1.2 (13.8) Табл. 1.2 , — тр) *атм — 2
863 885 Катм +Gp) ?погр ~ 2
с с Наименование, единица измерения Обозначение
I
11 Перепад температур между радиаци- д/ 132
12 онными трубами и печной атмосфе- рой, °C Коэффициент теплоотдачи свободной г/тр аконв 4,9
13 конвекцией от радиационных труб к печной атмосфере, Вт/(м2-К) « Эквивалентный диаметр камеры, м da
14 Кинематический коэффициент вязко- V
15 сти, м’/с Число Рейнольдса Re
16 Коэффициент теплоотдачи конвекцией °&конв
17 от печной атмосферы к полосе, Вт/(м2-К) Приведенный коэффициент теплоот- дачи конвекцией от радиационных труб к полосе, Вт/(м-’-К): для средних проходов г/® ^конв.пр 1,95
для крайних проходов а6 vvKOHB.flp 2,66
среднее по участкам ®конв.пр 2,31
Продолжение табл. 8.2
Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
11 Ш
2 75 4,2 2,3-1,2 30 3,4 77 40 1,48 Д/ = /тр /атм Рис. 13.10; характерный раз- мер dTp=0,18 м (13.41) 2ВН
(2 3, 1 3+1,2) 128-10-8 ^^.= 437 28-10—“ 7,0 1,74 €1ъ — (В + /7) Табл. 1.3 (13.39); Re > 5 • 103 — режим турбулент- ный Рис. 13.11; для турбулентного режима течения при wa — = 3,5 м/с и da=l,55 м (13.26); 2S^>p 2*0,51
• 1,74 1,98 1,73 fTp JidTp 3,14-0,18 = 1,8 (13.26); 1,35STp 1,35'0,51 j 22 ndTp ~ 3,14-0,18
Продолжение табл. 8.2
Наименование. единица измерения Обозначение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
С 1 HI
18 Отношение Bi/Sk — 0,065 0,072 0,07 Рис. 1.22
19 Относительные температуры полосы:
в начале участка лнач пм 0,744 0,805 0,94 ,нач + 273 пнач м #тр + 273
в конце пКОН им 0,805 0,94 0,957 жон _|_ 273 окон _ . м Лгг + 273
20 Температурный фактор: в начале участка фн 0,765 0,868 1,21 Рис. 1.19
в конце фк 0,868 1,21 1,275
21 Продолжительность нагрева, ч: по участкам — 0,0013 0,0069 0,0013 (13.53); Аф=1,0, Рм=7,85 т/м3
общая в камере 0,0095
22 Активная длина крайних проходов (проверка), м lz 60.0,0013-413= 16,3 16,3 (8.8); крайние проходы выбра- ны правильно
ТАБЛИЦА 8.3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА И ОХЛАЖДЕНИЯ ПОЛОСЫ В КАМЕРЕ ВЫДЕРЖКИ И РЕГУЛИРУЕМОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
ПРИ РАБОТЕ ЕЕ В РЕЖИМЕ РЕГУЛИРУЕМОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
'н.п [ Наименование, единица измерения Обоз- начение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 Температура полосы, °C: начальная /нач 850
конечная zKOH *м 700
средняя 775
с к Наименование, единица измерения Обоз- начение
2 Средняя теплоемкость металла, кДж/(кг-К): гнач
начальная
конечная
средняя в камере см
3 Количество тепла, отдаваемое металлом, кВ» Qm
4 Температура внутренней поверхности кладки, °C ^ви
5 Материал (толщина, мм) кладки —
6 Удельный тепловой поток через кладку, кВт/м2 ?ил
7 Теплоотдающая поверхность кладки, м2 Fкл
8 Потери тепла через кладку, кВт Сил
9 Число роликов в камере, шт Пр
10 Потери тепла через один ролик, кВт Ф1р
11 Потери тепла через ролики, кВт Ср
12 Неучтенные потери, кВт Сивуч
13 Количество тепла, отбираемое воздухоохлаждае- мыми трубами, кВт Сохл
14 Число воздухоохлаждаемых труб в камере, шт. ивозд
15 Удельный тепловой поток через поверхность воз- духоохлаждаемых труб, кВт/м2 ?охл
16 Температура поверхности воздухоохлаждаемой трубы, °C ^ВОЗД
17 Степень черноты:
воздухоохлаждаемых труб ЕВОЗД
полосы ®м
18 Угловой коэффициент излучения:
полосы на водоохлаждаемые трубы _ Фм.в
Продолжение табл. 8.3
Вычисляемая величина 0,695 0,622 0,676 (1/3,6)-70 (0,695-850—0,622-700) = 3021 775—50 = 725 Корундовый легковес КЛ-1,3 (232); шамотный легковес ШЛ-0,4(232); базальтовый картон (10) 0,35 .430 0,35-430= 150 5 13,8 13,8-5 = 69 0,1 (150+69) = 22 3021—150—69—22 = 2780 600 2780/600-3,14-0,057-1,8= 14,4 275 0,34 0,4 0,56 Примечания, расчетные формулы Справочные данные для стали 20 (15.8) Принимаем ^вн = Ли ‘— 50 Рис. Ш.11, г Расчет не приводится (15.14) Принимаем Табл. 7.5, п. 6 Qp=«pQip (15.31) - (5.15); QaiM“0 — принимаем Табл. 8.5, п. 8 (5.16) Принимаем Рис. 13.1 Рис. 13.1, при 7м = 775 °C Табл. 1.2, При -$вовдЛ1возд =* =0,43/0,057=7,5
Продолжение табл. 8.3
с Наименование, единица намерения Обоз- начение Вычисляемая величина Примечания; расчетные формулы
водоохлаждаемых труб на полосу Ч’в.м 0,56.0,43/2.3,14-0,057 = 0,67 (13.4), _ фв.М фм.В 5возд/2ла’во3д
19 Приведенный коэффициент излучения, Вт/(м’-К4) Опр 5,77-0,56/ [ 1+(1/0,34—1)-0,56+( 1/0,4—1) • 0,67]= 1,04 (13.8)
20 Средняя температура печной атмосферы, °C ^атм (275+775)/2 = 525 ^атм = (^возд “Ь ^м)/2
21 Средняя температура пограничного слоя у возду- хоохлаждаемых труб, °C ^погр (275 + 525)/2 = 400 /погр — (+озд “h +гм)/2
22 Перепад температур между печной атмосферой и 1 воздухоохлаждаемыми трубами, °C Kt 525—275 = 250 — /атм ^возд
23 Коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от печной атмосферы к воздухоохлаждаемым тру- бам, В‘т/(м2-К) -ВОЗД конв 9,1 Рис. 13.10; характерный размер /=dTp=0,057 м
24 Коэффициент теплоотдачи вынужденной конвекци- ей от движущейся полосы к печной атмосфере, Вт/(м2-К) а'конв 7,0 Табл. 8.2, п. 16
25 Приведенный коэффициент теплоотдачи конвекци- ей от полосы к воздухоохлаждаемым трубам, Вт/(м2-К) «пр [1/7,0 + 1,2 (1/9,1)]—1 = 3,64 (13.26); Км/Квозд ~ 5во3д/2л-б1возд = = 0,43/2-3,14-0,057= 1,2
26 Условный коэффициент теплоотдачи конвекцией в единицах коэффициента излучения, Вт/(м2-К4) Сн 3,64 (775—275)/([(775 + 273)/100]* — — [(275 + 273) /100]1} = 0,163 (13.50)
27 Приведенный коэффициент теплоотдачи излуче- нием с учетом конвекции, Вт/(м2-К4) Спр 1,04 + 0,163= 1,2 (13.49)
28 Необходимая температура воздухоохлаждаемых труб, °C ^возд 100 {[(775 + 273)/100р — 14,4-103/1,2)'Л = 275 (5.17); совпадает с предвари- тельно принятой
29 30 Отношение Bi/Sk Относительные температуры полосы: — 2,12 Рис. 1.22 +’4 + 273
в начале камеры в конце О Ю а д (850 + 273)/(275 + 273) = 2,04 (700 + 273)/(275 + 273) = 1,78 лнач __ м м *возд + 273 ж°в 273 0KOH ___ м М ^возд 2/3
Продолжение табл. 8.3
Е С Наименование, единица измерения Обоз- начение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
31 Температурный фактор: 0,33 Рис. 1.19
в начале камеры фн
в конце Фк 0,35
32 Продолжительность охлаждения в камере, ч 0,35-10—3-0,676-7850 (0,35—0,33) „ „ (13.53); йф = 1,0; рм = 7,85 т/м3
т — и,ООО1 1,04 / 275 + 273\я
3,6-1,0. ! 100 V 100 )
33 Проходное сечение для воздуха в трубе, м2 ^возд 0,785-0,052 = 0,00196 Твозд- 0,785 (C J2
34 Средняя теплоемкость воздуха, кДж/(м3-К) св 1,3 Табл. V.15
35 Уравнение теплового баланса трубы и теплопере- — 14,4-3,14-0,057-1,8 = 1 ,За)в-0,00196Д/в | (5.18) и (5.19); /™ч=20°С —
дачи в трубе 14,4= 10-3 ак [275 —(20 +Д/в/2)] J ауЕ Д/в = 1834 1 ак (510 + Д/Б) = 29000 J принимаем; рис. 13.11, при_ о>и=15,9 м/с, =0,05 м и /в=70 °C, ак= =46,8
Подбором находим юв — 15,9 м/с, Д/в = 120°C
! и ак = 46,0 Вт/(м2-К)
36 Расход воздуха через одну трубу, м3/ч ^в 3600-15,9-0,00196 = 112 (5.20)
37 Расход воздуха на камеру, м3/ч l/общ v в 112-600 = 67 200 1/°^ = ПвпВ03д
38 Температура воздуха на выходе из трубы, °C 20 + 120 = 140 (5.21)
ТАБЛИЦА 8.4. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА И ОХЛАЖДЕНИЯ ПОЛОСЫ В КАМЕРЕ СТРУЙНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Г-А о ОТ Е Е Наименование, единица измерения Обоз- начение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 II
1 Температура полосы, °Сз начальная конечная уиач лм /КОН *м 700 550 550 450
о
Ci к Наименование, расчетные формулы Обоз* качение
средняя Д
2 Средняя теплоемкость металла на участке, кДж/(кг-К) От
3 Скорость истечения восстановительного газа, м/с W
4 Температура восстановительного газа, °C: дгач
начальная /КОЯ
конечная
средняя д
5 Средняя температура пограничного слоя, с Догр
6 Относительный шаг отверстий:
вдоль полосы Se-iQi/dety —
+: поперек полосы SctpsMctp
усредненный
7 Коэффициент теплоотдачи конвекцией при струй- ной обдувке, Вт/(м2-К) ®конв
8 Продолжительность охлаждения полосы, ч:
по участкам общая в камере т
9 Подогрев восстановительного газа, СС А/ л>
10 Конечная температура восстановительного газа, °C /КОН
11 Расход восстановительного газа в камере струй- ного охлаждения, м3/ч ^стр
Продолжение табл. 8.4
Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 1 11
625 500 0,598 0,561 20 S0 150 115 370 307 0,15/0,0125= 12 0,0625/0,0125 = 5 (12+5)/2 = 8,5 57 58,9 Справочные данные для стали 20 Принимаем » Гиогр = (?м 7г)/2 S Рис. 13.19, при 8,5; h 0,1 —' — 3 rfCTP 0,0125 (13.51)
(0,64-0,35-10-3.7850 X (0,64-0,35-10-»-7850 X X 0,598)/1,0-57) X X 0,561/1,0-58,9) X X 1g [(700—115)/ X 1g [(550—115)/ /(550—115)] = 0,0024 /(450—115)] = 0,0019 0,0043 50 150 Рис. 5.3 = 1“ач + Д/г; совпадает е предварительно принятой (п.4 табл. 8.4)
3600• 20•0,785•0,01252•24•868 « 184 000 =3600® O,785d224wc т р; Петр — п. 9 табл. 8.5 _
электроралиационные трубы); струйного охлаж-
дения, где происходит быстрое охлаждение по-
лосы до 450 °C струями восстановительного
газа.
Исходные данные:
размер нагреваемог) полосы — 6 = 1 м
(^mas:==l*5 м), 5=0,7 мм;
материал полосы — малоуглеродистая сталь
с 0,2 % С;
часовая производительность печи Р—
=70 т/ч;
топливо — коксовый газ с теплотой сгора-
ния 17,1 МДж/м3.
По формуле (8.6) масса 1 м длины поло-
сы М—7,85-1,0-0,0007 =0,0055 т. Скорость
движения полосы в печи находим по формуле
(8.5): wM = 70/60-0,0055 = 213 м/мин, а ее рас-
четную толщину по формуле (8.4): 5расч =
=0,7/2=0,35 мм. Активную длину вертикаль-
ного прохода полосы в камерах подогрева и
безокислительного нагрева, где ролики уста-
новлены в тамбурах, принимаем равной Ll=
= 13г3 м, а во всех остальных камерах Ь2 =
= 16,3 м.
Расчет теплообмена и нагрева полосы в
камерах подогрева и безокислительного нагре-
ва приведен в табл. 8.1, а расчетная схема ка-
мер и принятые их размеры — на рис. 8.2. Ка-
меру безокислительного нагрева разбиваем на
четыре расчетных участка с интервалами в
100 °C. Температуру нагрева полосы и измене-
ние температуры продуктов сгорания в камере
подогрева предварительно принимаем, а затем
проверяем при расчете нагрева полосы н теп-
лового баланса камер. Расчет нагрева полосы
ведем с раздельным учетом излучения и кон-
векции.
Расчет теплообмена и нагрева полосы в
камере восстановительного нагрева приведен
в табл. 8.2, а расчетная схема камеры и при-
нятые ее размеры — на рис. 8.3. Камера раз-
бита на три расчетных участка, отличающихся
схемой теплообмена: на первом и третьем
участках в теплообмене участвует кладка. Для
нагрева принимаем нормализованные U-образ-
ные радиационные трубы диаметром d,p =
=0,18 м, расположенные со средним шагом
между ветвями STP=0,51 м; температура труб
Ар=900 °C. Изменение температуры полосы в
крайних проходах предварительно принимаем,
а затем, определив продолжительность нагрева
в этих проходах, подсчитываем их длину и
проверяем, соответствует ли она принятой
Рис. 8.4. Схема камеры выдержки и регулируемого
охлаждения:
Z — полоса; 2 — кладка камеры; 3 — электрорадиа-
ционные трубы; 4 — ролик; 5 — воздухоохлаждаемые
трубы
Рис. 8.5. Схема камеры струйного охлаждения:
I — полоса; 2 — кладка камеры; 3 — трубки струйно-
го охлаждения; 4 — ролик
Рис. 8-3. Схема камеры восстановительного нагрева:
1 »— полоса; 2 — кладка камеры; 3 — радиационные
трубы; 4 — ролик
длине проходов полосы. Расчет нагрева полосы
ведем с раздельным учетом излучения и кон-
векции.
Расчет теплообмена и охлаждения полосы
в камере выдержки и регулируемого охлажде-
ния при работе ее в режиме регулируемого
охлаждения представлен в табл. 8.3, а расчет-
ная схема камеры и принятые ее размеры — на
рис. 8.4. Охлаждение происходит с - помощью
воздухоохлаждаемых труб, расположенных в
два ряда с каждой стороны полосы. Принима-
ем нормализованные воздухоохлаждаемые тру-
бы наружным диаметром <1"^=0,057 м и
внутренним й°”3д=0,05 м; шаг труб по ходу
полосы 5ВОзд=0,3 м. Расчет охлаждения поло-
сы ведем с раздельным учетом излучения и
конвекции.
Расчет теплообмена и охлаждения поло-
сы в камере струйного охлаждения дан в
табл. 8.4, а расчетная схема камеры и приня-
тые ее размеры — на рис. 8.5. Для охлаждения
в камере установлены трубы с шагом вдоль
полосы Sctp=0,15 м, в каждой трубе 24 от-
верстия диаметром 12,5 мм, из которых исте-
кает газ (85 % N2 и 15 % Н2) со скоростью
wстр=20 м/с. Расстояние от плоскости истече-
ния до полосы h—0,1 м.
Расчет основных размеров и характеристик
башенной печи приведен в табл. 8.5.
107
о ТАБЛИЦА 8.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ И ПАРАМЕТРОВ ПЕЧИ
П.П Наименование, единица измерения обозначе- ние Камеры печи Примечания, рас- четные формулы
подогрева безокислительного нагрева восстав овител ьн ого нагрева регулируемого охлаждения струйного ох- лаждения
1 2 3 4 5 6 7 8 Расчетная продолжительность термообработки, ч Расчетная активная длина лен- ты, м Расчетное число проходов лен- ты Число проходов ленты Фактическая активная длина ленты, м Фактическая продолжитель- ность термообработки, ч: в камерах общая в печи Число радиационных труб ка- меры восстановительного на- грева, шт.: в одном проходе общее в камере Число воздухоохлаждаемых труб камеры регулируемого охлаждения, шт.: в одном проходе общее в камере n'i •Ч L{ Ъ t Птр ПТр ПЕ03Д пвозд 0,00075 60.213-0,00075= =3,55-2,69=9,53 9,53 ' „ — =0,72 13,3 1 1-13,3=13,3 —. —о 00104 0,001983 3,55-7,14=25,3 2513 -19 0,0095 3,55-34,2=121,4 121,4 * 0,0051 3,55-18,36= =65,2 65,2 0,0043 3,55.15,6= =55,4 55,4 Табл. 8.1, п. 21; табл. 8.2, п. 27; табл. 8.3, п. 32; табл. 8.4, п. 8 (8.8) или nl==Ll! 1-2 Принимаем Li=titLx или Lt
13,3 2 2-13,3=26,6 0,00208 16,3 8 16,3-8=130,4 130,4 „ 16,3 4 16,3-4=65,2 0,0051 -±^U150 0,43 150-4=600 16,3 4 16,3-4=65,2 0,0051
60-213 —0,0102 60-213 0,0235 -,3 —=16 2-0,51 16(8-f-l)=144 1 60шм Птр ПО «тр^тр^+О » 4L2 п ВОЗД о ° ВОЗД пвозд=пвозд п 1
Продолжение табл. 8.5
п.п Наименование, единица измерения обозначе- ние Камеры печи Примечания, рас- четные формулы
подогрева безокислительиого нагрева во сста н овител ьн ого нагрева регулируемого охлаждения струйного охл аждения
9 Число трубок струйного охлаж- дения, шт.: в одном проходе общее в камере «стр «стр — — — 1 2-1б,з =217 : 0,15 217-4=868 2Г2 „ „ стр О °стр «стр= «стр п1
ТАБЛИЦА 8.6. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КАМЕР ПОДОГРЕВА И БЕЗОКИСЛИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА
П.П Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Камера подогрева Расчетные участки камеры безокислительиого нагрева Примечания, рас- четные формулы
I п ill IV
Приход тепла
1 Химическое тепло топли- ва, кВт Qx 0,8041/бн —17,1 И =4,75Vi 0,0 4,75Гц ; 4,75Уш 4,75 Pi v (15.1); для камеры подо-
L грева — п. 5 табл. 8.6;
1/бн=1/1 +Vii"b
+Гш +Viv
2 Тепло продуктов сгора- ния, поступающих из предыдущего участка: 0,85 А
коэффициент расхода а — — — .— Табл. 8.1, п. 5
воздуха температура про Ду к- (а 1050 — —- .— —— Табл. 8.1, п. 3
тов сгорания, °C приход тепла, кВт — 1,89^ - — .— — Табл. 8.6, п.‘ 4
—-70-0,488-(200— Расход тепла
3 Расход тепла на нагрев Qm 1000 1034 1069 1119 (15.8);
полосы, кВт 3,6 —20)=1701 fM — п. 1 табл. 8.1, см — п. 2 табл. 8.1
4 Потери тепла с уходя- щими продуктами сгора-
ния:
коэффициент расхода воздуха а 1,2 0,85 0,85 0,85 0,85 Табл. 8.1, п. 5
Продолжение табл. 8.6
п.п Наименование, единица Обоз- Камера подогрева Расчетные участки камеры безокислительного нагрева Примечания, расчет- ные формулы
, измерения ние I П HI IV
температура продуктов сгорания, °C (ц 850 1050 1050 1050 1050 Табл. 8.1, п. 3
Б потери тепла, кВт Потери тепла вследствие химической неполноты сгорания, кВт Qn Снеп ~6,97Гб„=1,94Убн 3,6 — 6,81( 1,891/1 3,6 1+4,33(35,1 1,7+ +30-4,2)-10-з= =0,804V г 1,891/ц 0,804Уц 1.891/ш 0,804Уш 1,891/iv 0,804Viv (15.10); /д для ка- меры подогрева по рис. II.4, для ка- меры безокисли- тельного нагрева по рис, 11.69 (15.13); 1/д, СОВП н Н2вл по рис. П.69 при а=0,85
6 Потери тепла теплопро- водностью через кладку:
материал (толщина, мм) кладки температура внутрен- ней поверхности клад- ки, СС Шамотно-волокнистые (100); маты из минер. 880 плиты ШВП-350 (100); муллитокремнеземистые плиты МКРП-340 1лыюй ваты (80) 980 (13.22); tr — п. 3 табл. 8.1, in — п. 14 табл. 8.1, вг — п. 10 табл. 8.1, Ем— п. 11 табл. 8.1, <Рк.м—п 12 табл. 8.1 Рис. III.15, в Расчет не приво- дится (15.14) (15.31)
7 удельный тепловой по- ток через кладку, кВт/м2 теплоотдающая поверх- ность кладки, м2 потери тепла, кВт Неучтенные потери, кВт F кл Qiot Qney’i 0,53 140 74,6 0,1(1701+74,6)=178 58 38,9 0,1(1000+38,9)= = 104 60 40,7 0,1(1034+40,7)= = 107 0,67 62 41,8 0,1(1069+41,8)= =111 68 45,9 0,1(1118+ +45,9)=116
8 Уравнения теплового ба- ланса расчетных участ- ков камеры безокисли- —' — 4.75V1 =1000+ +1,891/1 +0,804Vt + +38,9+104; 4,75Уц=1034+ 1,89Vii+0,804Vh+ 4-40,7+107; 4,75Vm =1069+ +l,89Vm + 0,804Vin +41,8+ 4,75Viv= =1118+ +l,89Viv+ (15.32)
Продолжение табл. &.S
п.л Наименование, единица измерения Обоз- наче- ние Камера подогрева Расчетные участки камеры безокислительного нагрева Примечания, рас- четные формулы
I II ш IV
9 10 11 12 13 тельного нагрева Расход газа, м3/ч: по участкам общий на камеру Тепловая мощность ка- меры безокислительного нагрева, МВт Приход тепла в камеру подогрева, кВт Расход тепла в камере подогрева, кВт Невязка, % Рбп 0,804-2343+1,89Х X 2343=6312 1701+1,94-2343+ +74,6+178=6499 6499—6312 -100= 6499 =2,8 2,06Vi =1144 555 2,06Гц=1187 574 2343 4,75-2343= +111; 2,06Гщ =1221 593 11,13 +0,804И v+ +45,7+116; 2,06Viv=1280 621 Табл. 8.6, п. 1 Табл. 8.6, п. 1 и 2 Табл. 8.6, п. 3, 4, 6 и 7 Температурой ухо- дящих из камеры подогрева продук- тов сгорания зада- лись правильно
ТАБЛИЦА 8.7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КАМЕРЫ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА И КАМЕРЫ ВЫДЕРЖКИ И РЕГУЛИРУЕМОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ПРИ РАБОТЕ
ЕЕ В РЕЖИМЕ ВЫДЕРЖКИ____________________________________________________
п.п Наименование, единица измерения Обозначение Камера восстановительного нагрева Камера выдержки и регулируемого охлаждения Примечания, расчетные формулы
1 Химическое тепло топлива, кВт <2х Приход тепла т-~10,1Уг=2,8Гг 0,0 ! — (15.1)
2 Физическое тепло воздуха, кВт Qb -^l,2-0,84Vr=0,28Vr 3,0 — (15.5); iB по рис. 11,17
3 Тепловая мощность электрорадиацион- — Qa при / в=280° С
4 пых труб, кВт Расход тепла на нагрев полосы: начальная средняя теплоемкость ме- гпач см Расход тепла 0,59 Справочные данные для
талла, кДж/(кг-К) стали 20
Ю
Продолжение табл. 8.7
П.П Наименование, единица измерения Обозначение Камера восстановительного нагрева Камера выдержки и регулируемого охлаждения Примечания, расчетные формулы
5 6 7 конечная средняя теплоемкость метал- ла, кДж/(кг-К) расход тепла, кВт Потери тепла с уходящими продуктами сгорания: температура уходящих продуктов сго- рания, °C коэффициент расхода воздуха потери тепла, кВт Потери тепла теплопроводностью через кладку: материал (толщина, мм) кладки температура внутренней поверхности кладки, °C тепловой поток через кладку, кВт/м2 теплоотдающая поверхность кладки, м2 потери тепла через кладку, кВт Потери тепла через ролики: потери на один ролик, кВт число роликов, шт. потери тепла, кВт -КОИ ьм Фм ад <2д Дл ?к.т1 Гкл С?кл @1р Пр Qp 0,695 —70(0,695- 850—0,59-600)=4603 3,6 800 1,2 -^4,ЗГг=1,2ИР 1 о) о Корундовый легковес К Л-1,3 ШЛ-0,4 (232): базальтовый карте 825 0,4 708 0,4-708=283 13, 9 13,8-9=124 (232); шамотный легковес )Н (10) 850 0,43 460 0,43-460=19-< • 5 13,8-5=69 (15.8) Принимаем Принимаем (15.10); 1д по рис. 11.17 при /д и ад Для камеры восстанови- тельного нагрева прини- маем равной taiM участ- ка II Рис. III.10, е Расчет не приводится (15.14) Табл. 7.5, п. 6 Рис. 8.3 и 8.4 Qp=Qipnp
“е ^4
со Продолжение табл. 8.7
1 4* QO м п.п Наименование, единица измерения Обозначение Камера восстановительного нагрева Камера выдержки и регулируемого охлаждения Примечания, расчетные формулы
8 9 Ю П 12 13 14 15 16 Потери тепла на нагрев восстановитель- ной атмосферы: конечная температура, °C начальная температура, °C расход восстановительной атмосферы, м3/ч теплоемкость восстановительной атмо- сферы, кДж/(м3-К) потери тепла, кВт Неучтенные потери, кВт Уравнение теплового баланса Расход газа на камеру восстановительно- го нагрева, м3/ч Число радиационных труб в камере вос- становительного нагрева, шт. Расход газа на одну радиационную тру- бу, м3/ч Мощность одной электрорадиационной трубы, кВт Необходимое число электрорадиацион- ных труб, шт. Шаг электрорадиационных труб по дли- не ленты, м уКОН £атм 1 ^нач ^атм 1" атм сатм Фатм Фнеучт Нгрр 1'тр пъ Sa 825 30 80 1,36 ^80.1,36(825-30)=24 0,1(4603+283+124+24)=503 2,8Уг+0,28 Иг=4603+1. 2Гг+ +283+124+24+503; 1,88УГ=5537 2945 144 2945 +Г7=20,5 144 850 30 40 1,38 —40-1,38- (850—30)= 13 3600 0,1(198+69+13)=28 <2Э= 198+69+13+28=308 5 308-1,2 — «72 5 2-16,3 „ ———=0,453 72 Табл. 8.7, п. 6 Принимаем равной тем- пературе окружающей среды Принимаем из расчета 10 м3/ч на одян проход Табл. V.5 (15.27) (15.31) (15.32) А Табл. 8.5 п. 7 Утр= Уг/Птр Исходные данные na=QaksINa-, ka — коэф- фициент запаса, прини- маем равным 1,2 Sa —21*21 Яъ
Тепловой баланс камер подогрева и без-
окислительного нагрева дан в табл. 8.6. Так
как температура и коэффициент расхода воз-
духа на расчетных участках камеры безокис-
лителыюго нагрева одинаковы, переток про-
дуктов сгорания из участка в участок мож-
но не учитывать. Ролики камер подогрева и
безокислительного нагрева расположены в хо-
лодных тамбурах, поэтому потери на охлажде-
ние роликов отсутствуют. В камере подогрева
происходит дожигание продуктов неполного
сгорания, поступающих из камеры безокисли-
тельного нагрева, поэтому в приходной части
теплового баланса камеры подогрева учиты-
вают не только физическое тепло продуктов
сгорания, но и часть химического тепла топ-
лива.
Тепловой баланс камеры восстановитель-
ного нагрева и камеры выдержки и регулируе-
мого охлаждения при работе ее в режиме вы-
держки представлен в табл. 8.7.
Тепловой баланс камеры безокислитель-
ного нагрева составляем по расчетным участ-
кам с тем, чтобы можно было соответствую-
щим образом распределить тепловую мощ-
ность сожигательных устройств. Принимаем
подогрев воздуха в радиационных трубах ка-
меры восстановительного нагрева /в=280°С,
а температуру уходящих из труб продуктов
сгорания /д = 800°С. Для поддержания темпе-
ратуры на уровне 850_°С в камере выдержки
и регулируемого охлаждения принимаем нор-
мализованные электрорадиационные трубы
диаметром da=0,121 м и мощностью Na—
=5 кВт, расположенные в один ряд у боко-
вых стен (см. рис. 8.4).
ТО: .
Раздел
третий
РАСЧЕТ ПЕЧЕЙ ПЕРИОДИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ
Глава 9
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ПЕЧЕЙ
ПЕРИОДИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ
9.1. Назначение печей
В печах периодического действия металл, под-
вергаемый тепловой обработке, неподвижен, а
тепловой и температурный режим работы печи
является переменным во времени. Нагрев и
охлаждение металла происходят вместе с
печью. Загрузку печей осуществляют только
после полной разгрузки предыдущей садки.
В печах периодического действия нагрева-
ют такой металл, который трудно транспорти-
ровать через печь непрерывного действия, или-
металл, требующий длительных режимов на-
грева и термообработки. Применение печен пе-
риодического действия целесообразно также
для небольших партий металла, требующих
различных режимов нагрева или термообработ-
ки. В -этом случае печи периодического дей-
ствия оказываются более универсальными.
Основные виды печей периодического дей-
ствия, применяемые в прокатном производстве
черной металлургии, — это нагревательные ко-
лодцы, колпаковые печи, камерные печи на-
гревательные и термические, шахтные печи
и т. п. В этих печах обычно нагревают крупные
слитки, подвергают термообработке рулоны
полос, пакеты прутков или труб, бунты прово-
локи, стопы слябов, крупные и имеющие слож-
ную форму готовые изделия. Чаще всего печи
периодического действия располагают в печ-
ном отделении большими группами (нагрева-
тельные колодцы, колпаковые печи).
Печи периодического действия классифи-
цируют по конструктивным признакам.
9.2. Температуры нагрева
и порядок расчета нагрева
и охлаждения металла
Температуру нагрева под прокатку и режим
термообработки определяют в зависимости от
качества металла так же, как в непрерывных
печах, предназначенных для тех же целей (см.
разд. 1.2 и 5.2). Необходимую температуру
средств нагрева и охлаждения выбирают в за-
висимости от вида этих средств и заданного
режима аналогично непрерывным печам (см.
разд. 1.6 и 5.5).
В печах периодического действия обычно
нагревают садку сложной формы, поэтому зна-
чительную трудность представляет определение
расчетных размеров и расчетных теплофизиче-
ских свойств садки. Для получения этих дан-
ных необходимо пользоваться указаниями,
приведенными в разд. 13.3.2. В некоторых слу-
чаях, например для нагревательных колодцев,
определение характеристики садки настолько
затруднительно, что в расчетах предпочитают
пользоваться практическими данными.
Порядок расчета нагрева и охлаждения
металла в печах периодического действия за-
висит от массивности изделия и режима нагре-
ва или охлаждения (регламентированный или
сколь угодно быстрый). Этот порядок такой
же, как и в печах непрерывного действия (см.
разд. 1.6 и 5.5).
9.3. Садка и производительность печи,
число печей в отделении
Печи периодического действия не включают в
непрерывную производственную линию, а они
составляют печное отделение, для которого
обычно задается годовой объем производства
Т’год, т, и годовой фонд рабочего времени 7Г()К1
ч. Среднечасовая производительность печного
отделения, т/ч:
Роч д = Ргод/Т год • (9-1)
В печах периодического действия садку
одной печи обычно выбирают из условий ра-
ционального размещения изделий в рабочем
пространстве печи и обеспечения необходимой
интенсивности и равномерности их нагрева.
Кроме того, при выборе садки печи следует
учитывать число изделий в плавке или партии
с тем, чтобы они одновременно и полностью
размещались в определенном числе печей. Для
некоторых печей периодического действия, на-
пример колпаковых печей для отжига рулонов
114
полосы, величина садки полностью определяет-
ся их конструкцией.
Приняв величину садки одной печи, опре-
деляют ее производительность, т/ч, по фор-
муле
Р = G/x, (9.2)
где G — садка одной печи, т; т — продолжи-
тельность полного производственного цикла, ч,
включающая продолжительность загрузки, тех-
нологического цикла, выгрузки и подготовки к
следующей загрузке (например, очистка и за-
правка пода, охлаждение или подогрев и т. д.).
Если в печи нагревают или подвергают
термообработке металл разных видов при раз-
личных режимах, то среднюю производитель-
ность определяют по формуле
т
?.-= 100/2 (аг/Рг)> (9-3)
г=1
где т — число видов металла, отличающихся
качеством, размерами, температурой посада,
режимами нагрева или термообработки и т. д.;
at — доля металла i-того вида в программе,
печи, %; — производительность печи, т/ч,
на металле г'-гого вида, подсчитанная по фор-
муле (9.2).
Число печей в отделении
/У = РОТД/РЙИ^, (9.4)
где — коэффициент использования печи, учи-
тывает задержки в работе печи, не фиксируе-
мые в качестве простоев (в зависимости от ви-
да печи принимает значение 0,75—0,9); k:i —
коэффициент заполнения печи (отношение фак-
тической массы садки к максимально возмож-
ной для данных изделий при данных размерах
печи), учитывает уменьшение массы отдельных
слитков из-за недолива, размеров отдельных
рулонов полосы, числа изделий в садке и т. д„
для нагревательных печей принимают kJ—
=0,95—1,0, а для термических печей k3—
=0,75—0,85.
Варьируя величину садки печи и число пе-
чей в отделении, можно выбрать оптимальное
конструктивное оформление печи и наилучший
вариант размещения печей в печном отделении.
Размеры рабочего пространства печи опреде-
ляются размерами размещаемой в рабочем
пространстве садки.
9.4. Тепловой баланс
и удельный расход тепла
Тепловой баланс для печей периодического
действия составляют по методике, изложенной
в гл. 15. При нагреве садки вместе с печыо
учитывают потери тепла на аккумуляцию теп-
ла кладкой печи. В связи с тем, что расход
топлива в печах периодического действия за
время нагрева и выдержки меняется в широ-
ких пределах, обычно приходится составлять
несколько тепловых балансов.
Начальный период нагрева характеризует-
ся интенсивным потреблением тепла металлом
и аккумуляцией тепла кладкой. Тепловой ба-
ланс в начальный период нагрева позволяет
определить максимальный расход топлива на
печь и тепловую мощность печи.
Период выдержки характеризуется мини-
мальным потреблением тепла. Из теплового
баланса в период выдержки определяют мини-
мальный расход топлива иа печь и необходи-
мые пределы регулирования средств нагрева.
Тепловой баланс за весь период нагрева
и выдержки "«дает возможность рассчитать
средний расход топлива на печь и удельный
расход тепла, кДж/кг, который для печей пе-
риодического действия определяют по формуле
9 = 3,62 (Q£t£/G), (9.5)
где Qi — потребление тепла за период нагрева
(выдержки), кВт; Тг — продолжительность пе-
риода нагрева (выдержки), ч; G— масса сад-
ки, т.
Глава 10
НАГРЕВАТЕЛЬНЫЕ КОЛОДЦЫ
10.1. Характеристика нагревательных колодцев
Нагревательные колодцы служат для нагрева
слитков перед обжимными станами (блюмин-
гами и слябингами). В них нагревают слитки
массой от 2—3 до 25 т и толщиной от 350—
•400 мм и более. В каждый нагревательный ко-
лодец сажают от 4 до 24 слитков, которые
устанавливают в вертикальном положении
вдоль боковых стен. Число и расположение
слитков в колодце зависят от размеров слит-
ков и рабочего пространства нагревательного
колодца. Слитки в колодец загружают толь-
ко после того, как вся предыдущая садка вы-
дана. В нагревательные колодцы поступает
значительная часть (до 95 %) слитков горяче-
го посада с температурой поверхности 950—
1000 °C. При этом слиток имеет жидкую серд-
цевину.
10.2. Классификация колодцев
Нагревательные колодцы классифицируют по
способу отопления. Наиболее старыми колод-
цами являются регенеративные, в которых
подогретые в регенераторах воздух и газ по-
дают в рабочее пространство попеременно с
двух сторон. Рабочее пространство колодцев
имеет ширину 2,1—2,3, длину 3,1—5,7 и глуби-
ну 3,15—3,4 м. Колодцы объединяют в груп-
пы по четыре колодца в каждой.
Более поздней конструкцией являются ре-
куперативные колодцы с отоплением из центра
пода, имеющие размеры рабочего пространст-
ва в плане близкие к квадратным. Горелка
размещается в центре пода, а слитки — вокруг
нее по периметру стен. Колодцы имеют шири-
ну рабочего пространства 4,6—4,8, длину
4,83—5,1 и глубину 3,1—3,3 м. Два колодца
составляют группу.
Наиболее современной конструкцией на-
гревательных колодцев являются рекуператив-
ные колодцы с одной верхней горелкой. Они
имеют удлиненную форму, горелка устанавли-
вается в верхней части торцевой стены, а слит-
ки размещаются в один ряд вдоль боковых
стен. Крупные колодцы имеют ширину рабо-
чего пространства 3,3, длину 9,85 и глубину
4,4 м'. Группа состоит из четырех колодцев.
10.3. Температура иагрева слитков
и в рабочем пространстве
Температура нагрева слитков под прокатку за-
висит прежде всего от качества нагреваемого
металла и соответствует температуре нагрева
под прокатку в непрерывных нагревательных
8’
11-5
печах (см. разд. 1.2 и табл. 1.1). Температуру
в рабочем пространстве колодца принимают на
50-—100 °C выше конечной температуры на-
грева поверхности слитков.
10.4. Режим нагрева слитков, температурный
и тепловой режимы работы колодца
Режим нагрева слитков состоит из периода
собственно иагрева до достижения заданной
температуры поверхности слитков и периода
выдержки или томления при постоянной тем-
пературе поверхности металла.
За время выдачи нагретых слитков и за-
грузки новой садки кладка рабочего простран-
ства колодца сильно охлаждается. Поэтому
температура поверхности слитков горячего по-
сада в первый период оказывается близкой к
температуре кладки. Существеным потребите-
лем тепла в этот период является кладка.
Затем кладка прогревается и увеличивается
Рис. 10.1. Изменение температуры и расход тепла в
нагревательном колодце при нагреве слнтков горяче-
го посада:
1 — температура крышки колодца; 2 — температура
уходящих продуктов сгорания; 3 и 4 — температура
поверхности и середины слитка; а г- общее потреб-
ление тепла в колодце; б — потерн тепла с уходящи-
ми продуктами сгорания; в — потери тепла вследст-
вие химической неполноты сгорания топлива; а —
расход тепла на нагрев металла; д — тепло, аккуму-
лируемое кладкой, остывшей при открывании колод-
ца; е—- потери тепла теплопроводностью через клад-
ку
доля тепла, поглощаемого металлом. Причем,
поверхность слитка нагревается как за счет,
теплообмена в рабочем пространстве печи, так,
и за счет тепла, поступающего - от более го-
рячей сердцевины слитка.
В период выдержки расход тепла минима- '
лен, температура поверхности слитка не ме-
няется и происходит выравнивание темпера-
тур по сечению слитка. Температурный и теп-
ловой режимы работы нагревательного ко-
лодца при нагреве слитков горячего посада
приведены на рис. 10.1.
10.5. Практические данные
о продолжительности нагрева слитков
Расчет теплообмена в рабочем пространстве
нагревательного колодца представляет боль-
шие трудности из-за неравномерности темпе-
ратуры продуктов сгорания в объеме колодца
и нерегулярности расстановки слитков на по-
ду колодца. Не меньшие трудности возникают
при расчете нагрева металла, так как все гра-
ни слитка находятся в существенно различных
ТАБЛИЦА 10.1. ПЕРЕЧЕНЬ ГРАФИКОВ
ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ НАГРЕВА
СЛИТКОВ В НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ
КОЛОДЦАХ
Слиток Сталь Масса слитка, т Рису- нок
Регенеративные
Сортовой Малоуглеродис- 6,0-9,0 10.2
» тая Среднеуглеро- 6,0-8,3 10.3
» дистая Рельсовая 6,5-7,2 10.4
» Легированная 2,7-3,6 10.5
» » 4,5 10.6
» » 5,5-8,0 10.7
Листовой Малоуглеродис- 8,0-20,0 10.8
» тая Среднеуглеро- 8,0-20,0 10.9
» дистая Легированная 8,0-18,0 10.10
Рекуперативные с отоплением из центра пода
Сортовой Малоуглеродис- 3,5-5,0 10.11
» тая 6,0-8,5 10.12
» Среднеуглеро- дистая 3,5-5,0 10.13
» » 6,0-10,0 10.14
» Рельсовая 4,3-10,0 10.15
» Легированная 2,1-3,5 10.16
» » 4,5-6,2 10.17
Листовой Малоуглеродис- 7,0-23,0 10.18
» тая » 15,0-23,0 10.19
» Среднеуглеродис- 7,0-23,0 10.20
Рекупе тая и легирован- ная ративные с одной ее рхней горе лкой
Сортовой Углеродистая и 4,0-12,0 10.21
Листовой легированная Углеродистая 6,0-13,5 10.22
116
Продолжение
Рнс. 10.2. Продолжительность нагрева сортовых слит- ков малоуглеродистой стали массой 6—9 т UH= *=1260^-1330 °C) в регенеративных нагревательных колодцах: / — кипящая сталь (<0,37 % С); 2—4 — кипящая и спокойная стали (<0,37 % С):
| Номер 1 кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, т •дс- Число СЛИТКОВ в колодце
1 7,0 720X650 770X700 2100 4,00X2,80 4,00X2,00 4,00X2,20 6
8,0 755 X 675 815X 735 2100
2 5,5 720X660 590X530 1700 8-10
6,5 775X685 2280 655X555 6-8
7,0 730X640 790X 700 2300
7.2 815X685 715X585 2290
7,3 750X670 650X570 2300
7,5 816X716 719X 610 2250 6
7,6 735X 665 790X 720 2300 6—8
3 6.8 720X650 760X690 2300 3,95X2,08
6,2 724X712 600X600 2000 4,00X2,15 9
6.5 775X685 665X655 2000
6,8 700X 620 760X 680 2300 8
7.0 750X670 650X 570 2400
7.4 770X610 810 X 650 2200
Номер [ крииой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число СЛИТКОВ в колодце
7,8 1125X 605 1065X525 2050 4,00X2,20 5
8,0 755X 675 815X735 2100
4 6,2 724 X 712 600X 600 2000 5,00X2,25 3,95X2,08 10
6.8 700X600 660X560 2300
7,0 750X 670 650X 570 2400 9
7,4 770X610 ?2Г 0 810X650 “ 8
8,9 960X600 1000X 640 2300 7
6,8 720X650 760X 690 2300 6—8
Рнс. 10.3. Продолжительность нагрева сортовых
слитков среднеуглероднстой стали массой 6—8,3 т в
регенеративных нагревательных колодцах:
1 — сплошная сталь (>0,7% С) (7Н = 1260-ь 1270°C);
2 - сталь с 0,51—0,75 % С, 40Г—70Г, 20Г2—50Г2,
18ХГ2С, 30ХГ2С, 35ГС, 14ХГС, 20Г2С, 40Х, 45Х,
10ХСНД, 20ХГСНМ (ТВМ). 25Г2С Пн=-1260-1270 °C);
3 — сталь с 0,31—0,50% С, 15Г—ЗОГ, 0.0Г2, 10Г2,
15Х—35Х, 15ХСНД, 15ГС, 14Г2, Св 0,8ГС, Св 12ГС,
Св 08Г2, Св 10Г2, Св 08Г2С; 4 — сталь с 0,35—0,70 %
С, 50Г—70Г; 5 — Ст 6, 40—60, Л 53, 20Г—35Г (/.. =
-1270-ь 1290 °C): "
Номер [ кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 7,2 815X685 715X 585 2290 4,24X2,24 6—8
2 5,5 720X 660 590X530 1700 4,00X2,00 4,00X2,15 8—10
6,2 724X712 600X600 2000 9
117
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер 'холодна, м Число слитков в колодце
6,5 775X685 „ 2000 6о5Х6оО 4,00X2,00
2 7,0 750 X 670 650X 570 2400 4,00X2,14 8
7,3 750 X 670 2300 650X570’ ' 6—8
6,0 695X695 540X 540 18'°
6,2 724X712 600X 600 2000 9
6,5 775X685 2280 655X655 е-
6,9 820X650 720X 550 19°° 3.95X2,08 6—8
7,0 750X670 2400 650X570 4,00X2,00 8
3 7,2 765X 675 640X 550 2080 4,00X2,15 6—8
7,6 850X 600 810X 550 1900
7,8 1125X605 1065X 525 2050 5
8,3 825X720 681X575 2175 6
6,2 724X 712 600x600 2000 10
7,0 750X670 2400 650X570 5,00X2,25 9
7,4 860X610 810X 560 2400 8
4 6,5 775X685 2280 655X555 4,24X2,24 6—8
7,5 816X716 719X610 2250 4,00X2,20 6
5,5 720X660 590X530 17С0 4,00X2.00 8—10
7,3 750X 670 650X 570 2300 4,00X2,15 6—8
Рис. 10.4. Продолжительность нагрева слитков рель-
совой стали массой 6,5—7,2 т в регенеративных на-
гревательных колодцах (/н = 1280-^-1290 °C):
1 Номер | кривой 1 Масса слитка, т ' Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
/ 6,5 725X685 655X555 2280 4,25X2,24 6—8
7,2 815X685 715X585 2290
2 7— 7,2 765X675 640X 550 2080 3,95X2.08
Температура слитков при посаве, °C
Рис. 10.5. Продолжительность нагрева сортовых слит-
ков легированной стали массой 2,7—3,6 т в регенера-
тивных нагревательных колодцах:
1 и 2 - слиток 3,6 т: 10Г2—30Г2, 12МХ, 15ХМ—35ХМ,
I2XH2, 15Х—35Х, 18ХГ, 15ХФ, 15Н2М, 20ХГСА —
25ХГСА, 2 — слиток 2.7 т: 13Н5А, 18ХНВ(М)А, ЗОХГСА,
30ХГСН2А, ЗОХНЗА, 40ХС, 40ХМФА (<н =• 1170-ь 1200 °C);
12Х1МФ, 20ХН, 20ХМ (7Н = 1190-= 1220 °C); 3—У7—У9,
У7А, 7X3, 7ХФ, У8Г, 8X3, 8ХФ (7Н = 1150-И 180 °C);
4 — 12ХНЗА, 12Х2Н4А, 12ХН2, 15ХГН2ТА. ЗОХРА,
20ХГР, 27ХГР, 18ХГТ—ЗОХГТ, 25ХГМ, 18Х2Н4МА,
20ХНЗА, 20ХН4ФА, 25ХНЗА, 25Х2М1Ф, 35ГС. 55ГС,
40ХС, 40ХФА, 50ХФА, ЗОХГСА, 35ХГСА, ЗОХГС, 38ХС,
38ХГН. 38Х2Н2МА, 40ХН, 30ХН2МА, ЗЗХС, ЗОХНЗА;
30ХН2МФА, 38XH3MA, 25Г2С, ЗОХНЗА, 40ХМФА,
35Г2—50Г2, 38ХА, 40Х—50Х, 38Х2МЮА, 30ХГСН2А,
38Х2Н2МА, 55С2А, 60С2А, 4ХВ2С—6ХВ2С, 5ХНВ,
55ГС, 45Х, 50ХН, 50ХГФА, 5ХНМ, 6ХВГ, 5ХГМ, 5ХНВ,
5ХНСВ, 60С2ХА, 60С2ХФА, 60С2Н2А, 60СГА, 65С2ВА,
20ХЗМВФ (ЭИ415, ЭИ579), 18ХЗМВ (ЭИ578) (7Н =
= 1170-= 1200°C): 5 и 6 —9ХС, 9X1, 9ХВГ, У10, ШХ4,
Ц1Х15, X, ХВГ, ЕХЗ (<н=1130=1150°С); 7 и 3 —
15Х5М, 40Х10С2М, 12X13, 20X13, 30X13, 40X13, 12Х18Н9,
I2X18H9T, 17XI8H9, 10X17HI3M2T, 10X17H13M3T,
15Х6СЮ (ЭИ428), 08Х18Н12Б (ЭИ402), 15X5. 15Х5ВФ,
20Х23Н18 (ЭИ 417) (t =1170^1200 °C):
118
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Число слитков в колодце1
1 2.7 550X 550 450X450 1725 8
2 3,6 590X590 480X480 2000 7
2 2,7 550X 550 450X 450 1725 8
3 2.7 550X 550 450X 450 1725
4 3,6 590X590 480X 480 2000 7
5 л 2,7 550X 550 7794 450X 450 - .—8
6 3,6 590X590 480X 480 2000 8
7 2,7 550X 550 450X450 1725 8
8 3,6 590X590 480X480 2000 7
1 Разцрр колодца 3,05X1,64 м2.
Рис. 10.6. Продолжительность нагрева сортовых слит-
ков легированной стали массой 4,6 т в регенератив-
ных нагревательных колодцах размером 3,05X1,64 м2:
1 — ЮГ2—30Г2, 12МХ, 15ХМ—35ХМ, 12ХН2, 15Х—35Х,
18ХГ, 15ХФ, 15Н2М, 20ХГСА, 25ХГСА, 12Х1МФ, 20ХН,
20НМ («г,-1190*1220 °C); 2 — 12ХНЗА, 15ХГ2ТА,
ЗОХРА, 20ХГР, 27ХГР, 18ХГТ—ЗОХГТ, 25ХГМ,
18Х2Н4МА, 20ХНЗА, 20Х2Н4А, 12Х2Н4А, 20ХН4ФА,
25ХНЗА, 38ХС, 25Х2М1Ф. 35ГС, 55ГС, 12ХН2, 40ХФА—
50ХФА, ЗОХГСА, 35ХГСА, ЗОХГС, 38ХГН, 38Х2Н2МА,
30ХН2МА, 30ХН2МФА, ЗОХНЗА, 36Х2Н2МФА,
38ХНЗМА, 25Г2С, ЗОХНЗА, 38Х2Ю, 40ХМФА, 35Г2—
50Г2, 38ХА, 40Х, 50Х, 38ХМЮА, 38Х2Н2МА, 30ХГСН2А,
55С2А, 60С2А, 40ХН, 4ХС, 4ХВ2С—6ХВ2С, 5ХНВ, 45Х,
50ХН, 50ХГФА, 5ХНМ, 6ХВГ, БХГМ, 5ХНВА, 5ХНСВ,
60С2ХА, 60С2ХФА, 60СГА, 65С2ВА, 20ХЗМВФ (ЭИ415,
ЭИ579), 18ХЗМВ (ЭИ578) (7Н-1170*1200°C); У7—У9,
У7АВ, 7X3, 7ХФ, У8Г, 8X3, 8ХФ <7Н-1150*1180 °C);
3 — У12, У13, 15X5 (/,=1080*1100 °C, размер слитка
650X 650
------ 2000 мм, число слитков в колодце 6 шт)
540X 540
условиях теплообмена. Особенно сложен рас-
чет нагрева слитков горячего посада из-за то-
го, что их начальное температурное состояние
является неизвестным и может сильно разли-
чаться для свитков одной садки. Кроме того,
в слитке с жидкой сердцевиной одновременно
с процессами распространения тепла идут
Рнс. 10.7. Продолжительность нагрева сортовых слит*
ков легированной стали массой 5,5—7,8 т в регенера-
тивных нагревательных колодцах:
7 — слитки 6,5 и 7,2 т: 10ХСНД, 15ХСНД, 09Г2,
—1280* 1290 °C); слиток 6 т: I5X—50Х, 20ХН—50ХН,
18ХГТ, 12ХН2А, I2XH3A, 35Г2, ЗОХНЗА, 10Г2, 09Г2,
14Г2, 09Г2Д, ЗОХГТ. 12ХН2, 20ХГНР, 20ХН4ФА, 15Г.
10ХСНД, 15ХСНД, 1290*1310°C); слитки 6,2; 7
и 7,4 т: 09Г2, 10Г2, 1БХ—35Х, 15ХСНД, 16ГС, 12ГС.
Св 10Г2, Св 08Г2С, Св 12ГС; 2 — слитки 6,2; 6,5 и
7 т: 09Г2, 10Г2, 15Х—35Х, 15ХСНД, 16ГС, 12ГС,
Св 10Г2, Св 08Г2С, Св 12ГС; слитки 7.5 и 7,8 т:
10ХСНД, 15ХСНД, 09Г2, 14Г2. 20ХГСА; 3 —слитки 7
и 7,5 т: ЗЗХС, 38ХС, 40ХС, 55С2, 60С2, 40ХС, 25ХГСА,
ЗОХГСА, 30ХГСН2А, (/„= 1290*1310°C); слитки 6,2;
7 и 7,4 т: 20Г2—50Г2, 40Х, 45Х, 10ХСНД, 25Г2С, 35ГС.
14ХГС, 18Г2С; 4-15ХСНД, 15Х-40Х, 17ГС, 35ГС
(7н=1270* 1290 °C); 5 — 20Г2—50Г2, 40Х, 45Х, 10ХСНД,
25Г2С, 35ГС, 14ХГС. 18Г2С; 6 — 35Г2—50Г2, 55С2, 60С2,
20ХН, 40ХН, ЗОХГС, 25ХГСА, 35ХГСА, У7, У8, У10,
У12, У13 (<н = 1200*1220°C); 7 — слнткн 6,2; 7 и 7,4 т:
55С2, 60С2, 60С2ХА, 40СХ, 55ХГСА, У7. У8, ЭИ, Э12,
Э21* 8— слитки 5,5 и 7,3 т: 1ПХ15, 6ХВ2С, 20Х23Н18;
слитки 6,2; 7 и 7,4 т: Б5С2, 60С2, 60С2ХА, 40СХ,
5БХГСА, У7, У8, Э11, Э12, Э21; 8 — Слитки 5,5 и 7,3 т:
ШХ15, 6ХВ2С, 20Х23Н18; слитки 6,2; 7 и 7,4 т: 55С2,
60С2, 60С2ХА, 40СХ, 55ХГСА, У7, У8, Э11, Э12, Э21:
о х; 2 s ° § Масса слитка, т размер слитка, мм Размер колодца м Число Слитков в колодце
/ 6,5 775X685 ‘2280 655Х о55 4,24X2,25 6—8
7,2 815X685 715X 585 2290
6 695X 695 540X 540 1870 3,95X2.08
6,2 724X712 600X 600 2000 5,00X2,25 10
7 - 750X750 650X 570 2400 9
7,4 860X610 810X 560 2200 8
весьма сложные процессы фазовых превраще-
ний.
В связи со сложностью процессов и неоп-
ределенностью исходных данных расчеты на-
119
1 Номер кривой Масса 4 слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 6,2 - 724X712 600x 600 2000 4,00X2,15 9
6,5 775X685 655X655 2000
2 7,0 750X670 650X 570 2400 4,00X2,15 8
7,5 816X716 719X610 2250 6
7,8 1125X 605 1065X 525 2050 5
3 7— 7;2 765X 675 640X 550 2080 3.95X2,08 6-8
6,2 724X712 600X600 2000 5,00X2,25 10
7,0 750X670 650X 570 2400 9
7,4 860X610 810X 560 2200 8
4 5,5 720X660 590X 530 1700 4,00X2,09 8—10
7,3 750X670 650X570 2130 4,00X2.15 6—10
5 6,2 724X 712 600X600 2000 4,00X2,15 9
6.5 775X 685 655X 555 2000
7,0 750X670 650X 570 2400 8
6 5,5 720X660 580X530 1700 4,00X2,00 8—10
7,3 750X670 650X570 2130 4,00X2,15 6-8
7 6,2 724X 712 600X 600 2000 4,00X2,15 9
6,5 775X685 655 X 655 2000
7.0 750X 670 650X 570 2400 8
8 6,2 815X685 715X 585 2000 5,00X2,25 10
7,0- 750X 670 650X 570 2400 9
7,4 860X610 2200 810X560 8
5,5 720X660 590X 530 1/00 4,00X2,00 8—10
7,3 750X670 650X 570 2130 4,00X2,15 6—8
Температура слитюб при посаде, °C
Рис. 10.8. Продолжительность нагрева листовых слнт^
ков малоуглеродистой стали (спокойные и кипящие с
0,05—0,3 % С) массой 8—20 т в регенеративных нагре-
вательных колодцах:
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
/ 8 720X650 2400 770X7Q0 5,60X2,27 5,70X2,25 пките льност вая 5 — от г 9 ч 35 м мин до 1С 0 мин; кр 9-10
2 8,3 860X780 2500 700X600 • 8—10
9,8 1080X 620 1850 1160X 730 6—8
10 1060X 700 2500 960X570
3 12 1100X 635 2400 1170X705
4 13 1230X780 т- 2500 1080X680
5 11 960X720 1000X 780 2200
6 13 1130X720 2200 1170X780
7 15 1000X 780 960X 720 3100
15 1290X 720 1330X 780 2200
17 1480X 640 1436X 580 2900
18 1170X780 1130X 720 3100
8 17 1460X720 1500X 780 2200 5-6
9 ели до 25 Кри 10 18 1560X 720 1600X 780 2000 4—5
20 При тков 10 ч мин; вая 20 м 1330X780 1290X 720 3100 м е ч а н н е. П род од холодного посада: кри 15 мин; кривая 6 — о кривая 7 — от 9 ч 50 8 — от 10 ч до 10 ч ин до 11 ч 45 мин. 5—6 ь нагрева 9 ч 25 мин нн до 10 ч ч 40 мин; ивая 9~~ от
120
Рис. 10.9. Продолжительность нагрева листовых слит-
ков среднеуглеродистой стали массой 8—20 т в реге-
неративных нагревательных колодцах:
Рис. 10.10. Продолжительность нагрева листовых
слитков легированной стали массой 8—18 т в регене-
ративных нагревательных колодцах:
7 и 2—Ст 5, Ст 6, 35—50, 35Г—45Г, осевая; 3 и 4 —
Ст 7, 50Г—70Г, бандажная; 5—7 — 35—45:
I Номер | кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 8,3 860X780 700X600 2500 5,60X2,27 8—10
10 1060X700 960X 670 2500 7—8
2 13 1230X780 1080X685 2500 6—8
3 8,3 860X780 700X600 2500 8—10
10 . 1060X700 960X 570 2Б°° 7—8
4 13 1230X780 1080X685 2500 6—8
5 17 1480X640 1436X 580 2900 5,70X2,25 5—6
6 15 1000X 780 960X720 3100
18 1170X780 1130 X720 3100
7 20 1330X 780 1290X 720 3,С0
Примечание. Продолжительность нагрева
слитков холодного посада: кривая 5 — 13 ч 15 мин;
кривая 6 — 13 ч 40 мин; кривая 7 — 14 ч 5 мнн.
/ и 2- 10ХСНД, 15ХСНД, 14ХГС, 10Г2-30Г2; 3 и 4—
35Г2—50Г2; 5—9 — 09 Г2, 09Г2Д, 10Г2, 12ГС, 14ХГС,
16ГС, 15ХСНД, 10ХСНД, 30Г2, 15Х, 20Х, 35Х; 10 и
77 —5ХВ2С, 55С2, 60С2, 9X1:
1 Номер ] кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 8,3 860X780 700X600 2500 5,60X2,27 8—10
10 1060X700 960X 570 2500 7—8
2 13 1230X780 1080X685 2500 6—8
3 8,3 860X780 700X600 2500 8—10
10 1060X700 960X 670 2500 7—8
4 13 1230 X780 1080X 685 2500 5,70—2,25 6—8
5 и 990X 640 942X580 2700 4—5
6 12 1100X640 1065X580 2700 4
7 15 1340X640 1305 X580 2750
8 16 1480X640 1436X680 2750
121
1 Номер ( кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число СЛИТКОВ в колодце
9 18 1000X 780 960X 720 2750 5,70X2,25 4—5
10 11 990X 640 "'2700 942X 580
12 1100X640 2700 1065 X 580
И 15 1340X 640 1305X 580 2750 4
1480X640 1436X 580 2750
Температура слитков при посаде, °C
Примечание. Продолжительность нагрева
слитков холодного посаДа: кривая 5 — 12 ч; кривая
5—12 ч 25 мин; кривая 7—12 ч 50 мин; кривая
5—13 ч 45 мин; кривая S — 13 ч 40 мин; кривая
/0 — 24 ч 30 мии; кривая // — 25 ч 30 мин.
Рис. 10.11. Продолжительность нагрева сортовых
слитков малоуглеродистой стали (кипящие и спокой-
ные с ^0,3 % С) массой .3,5—5 т в рекуперативных
нагревательных колодцах с отоплением its центра
пода:
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 4.4 аОХ530 1960 680X610 3,77X3,77 10
2 4,4 707 X 590 2120 4,30X4,30 14
579X462
5,0 ®!*®221бо 645 X590
4,5 ^0^202() 540X540 4,83X4,60 16
3 3,5 ^“2080 460X460 12—15
4 16—18
5 19—22
Рис. 10.12. Продолжительность нагрева сортовых
слитков малоуглеродистой стали (кипящие и спокой-
ные с<0,3 % С) массой 6—8,5 т в рекуперативных
нагревательных колодцах с отоплением из центра
пода:
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 6,0 ™^°2000 830X580 4,83X4,60 10—12
115^1950 587X587
6,2 11^2200 600X600 5.10X4,80 9—10
6,2 820X 586 2200 742X496
7,1 ZM2200 760X670
2 6,0 690X690 2450 535X535 5,40X4,80 10—11
6,2 712X712 2200 600X600 5,10X4,8 11—12
6,2 742X496
6,8 2060 760X690 5,40X4,80 9-10
6,8 ?90Х 630 2200 710X650 4,83X4,60 10
7,1 “_°2200 760 X670 5,10X4,80 11—12
7,2 “И 2310 730X665 5,10X4,60
3 6,0 °^°2450 535X535 5.40X4,80 12—13
6,8 72«2050 760X690 5,40X4.80 11—12
7,6 ^^2600 730X665 ! 4,83X4,60 5,10X4,60 13—14
8,3 ™-°2100 785X666 5,40X4,80 9
122
- - - -- - Продолжение
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
4 6.0 ®Ы°2450 535X535 5,40X4,80 14- 15
6,2 600X600 4,83X4,60 12—14
6,8 72“2050 760X690 5,40X4,80 13—14
8,0 ГЫ0^ 835X710 10—11
8,3 ®S2176 681X576 10
8—8,5 ГЫ-5 2200 815X735 5,10X4.80
825X 720 681X576
SJ?X-89918Oa 720X620
Ы19М 715X625
5 7,3 ™»]й0 845X675 4,83X4,60 9—10
8,0 Ы2100 835X710 5,40X4,80 12
8,3 Ыж 681X576 11
8—8,5 815X735 5,10X4,80 И—12
681X576
2ООХ22°. 1800 720X 620
ЫК50 715X625
Температура сла/люб лри посаде, °C
Рис. 10.13. Продолжительность нагрева сортовых
слитков среднеугяеродистой стали массой 3,а—5 г =
рекуперативных нагревательных колодцах с отопле-
нием из центра пода:
1 — Б Ст S; 2 — Б Ст 6: 3 — 35, 45, Л53; 4 — 35—40.
Ст 4—Ст 6, 15Г—40Г (/н’=|270-г1290°С); 5 — 55—70,
БОГ (7Н= 1270ns1290 °C); 5—85; 7-9-Ст 5-Ст 6, 35-45:
Номер кривой Массв слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 2 4,3, “21990 580X 490 3,77X3,77 10
3 4,4 Ы“2120 579X 462 4,30X4,30 14
5 Ыжо 645X590
4 5 6 4,5 650X 650 2020 540X 540 4,83X4,60 16
7 3,5 ?Ы22080 460X 460 12—15
8 16—18
9 19—22
Рис. 10.14. Продолжительность нагрева сортовых
слитков среднеуглеродистой стали массой 6—10 т в
рекуперативных нагревательных колодцах с отопле-
нием из центра пода:
1, 4, S — (слитки 6; 6,2; 7,1 т) сталь с 0,2—0,5 % С:
7 — (7,3 т) сталь с 0,2—0,5 % С; 3 — (8,5 т) сталь с
0,2—0,5 % С; 2—5, 7 и 9 — (7,2 и 10 т) сталь с 0,3—
0,6 % С; 2, 6, 10, 12—14 (6 и 8,4 т) сталь с 0,4—0,6 % С;
3, 5, 8, 9, 11, 12, 74 и 75 — (6 и 8,4 т) сталь с 0,50—
0,75 % С:
Номер кривой Масса слитка, т Размеры слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 6 790X540 2000 830X580 4,83X4,60 10—12
6 Г1Ы1950 587X587
123
Пред сложение
Номер кривой Масса слитка, м Размеры слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
2 6 5.90Х690.2450 535X 535 5,40X4,80 10—11
10 8^°2790 735X640 4,83X4,60 5,00X4,60 7
3 6 690X 690 2540 535X535 5,40X4,80 10—11
7,2 ™*2310 730X665 4,83X4,60 5,00X4,60 11—12
4 6.2 712X712 600X600 5,10X4,80 9—10
6,2 SL62200 742X496
7,1 Z_00X^2200 760X670
10 865X770 2790 735X640 4,83X4,60 5,00X4,60 8
5 6,2 724X712 2220 600X 600 4,83X4,60 12—14
6,2 11^2200 600X600 5,10X4,80 11—12
6,2 742X496
7,1 ™^2200 760X 570
7,2 ^2^2310 730X665 4,83X4,60 5,00X4,60 13—14
С 6,1 ^2^2450 535X535 5,40X4,80 12—13
8—8,5 1^^2200 815X735 5,10X4,80 10
5^2175 681X576
000X8001800 720X 620
^Х7301950 715X625
7 7,3 790X620 2150 845X 675 4,83X4,60 9—10
10 865X770 2790 735X640 4,83X4,60 5,00X4,60 9
3 6 690 X 690 2460 535X535 5,40X4,80 14—15
8—8,5 7-^.67£ 2-200 815X735 5,10X4,80 11—12
825X720 Я75 681X576
000X8001800 720X 620
S51950 715X625
Продолжение
Номер кривой Масса елнтка, т Размеры слитка, мм Размер колодца, м Число , СЛИТКОВ в колодце ч
9 6,2 724X 712 2220 600X600 4,83X4,60 12—14
10 “^2 2790 735X640 4,83X4,60 5,00X4,60 10
10 8,5 835X710 2100 785X660 5,40X4,80 9
11 6 5_“^450 535X535 12—13
12 8,4 835X 710 2100 785X660 9
10
13 6 590X690 2450 535X 535 14—15
14 8,4 835X 7,0 2100 10
15 785X 660 11
Рнс. 10.15. Продолжительность нагрева слитков
рельсовой стали массой 4,3—10 т в рекуперативных
нагревательных колодцах с отоплением из центра
пода:
; — НБ-62, БРА; 2—6—М-70, М-75, М-76:
Номер кривой Масса слитка, м Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
/ 4,3 580X490 3.77X3.77 10
2 8,4 825 X 720 2710 680X575 4,83X4,60 8
10 «6^ 279у 735X640 7
3 8,4 825X720 Q7,n 680X575 9
10 ^У-^ЭО 735X640 8
124
Продолжение
! - Масса слитка. Размер слитка, мм Размер, колодца, м Число слитков в колодце
4 8,4 SI°2710 680X575 5,00X4,60 10
10 8®2Л.О 279О 735X640 9
5 8.4 KL0 2710 ‘ 680X575 И
6 8,4 2710 680X575 12
10 865 X 770 2790 735X640 10
Температура слитков при посаве, °C
?ис> 10.16. Продолжительность нагрена сортовых
'литков легированной стали массой 2,1—3,5 т в реку-
зеративных нагревательных колодцах с отоплением
нз центра под а:
t и 2—У7, У8А, 30Г2—50Г2, 50ХГ, 50ХГА; 3 и 4 —
12ХНЗА—ЗОХНЗА, 12Х2Н4А, 20Х2Н4А, 12ХН2, 18ХГТ—
ЗОХГТ, 20ХГМ, 27СГ, 20ХНМ, 15Н2М—20Н2М, 20ХН—
50ХН, 15ХМ—38ХМ, ЗОХМА. 18ХГ, 20ХГР. 20ХГСА,
25ХГСА, ЗЗХС—40ХС, 15ХГН2ТА, 20Х2ГНР, 12Х1МФ,
25Х2М1Ф, 30ХН2МФА, 20ХН4ФА. 14Х2НЗМА, 25Х1МФ
(ЭИ10), 25Х2М1Ф, 38ХНЗМФА; 5 и 6 — 20Х13Н4Г9
(ЭИ100); 7 и 8 — 15Х—50Х, 15ХА, 38ХА. 10Г2, 12МХ,
1БХФ, 1БХМ; 9 н 10— 12Х18Н9Т, 12Х18Н9, 17Х18Н9,
18Х18Н10Т, 08Х18Н10, 12Х18Н12Т, 10Х17Н13М2Т
(ЭИ448), 10X17H13M3T, 10Х23Н18, 06Х18Н11,
38Х18Н12Б (ЭИ402), 30Х13Н7С2 (ЭИ72); /7 — 45, БОХ,
10ХФА, 35ХГ2, ЗОХМА, 40ХНФА, 10Г2—50Г2, 18ХГТ,
20ХН—50ХН, 18ХГ, 2БХГМ, 60ХГ, ЗОГ, БОГ. 5ХНМ,
1БХНМ, 23Х2Г2Т. 5ХГМ, БХНВ, 20ХГ2Ц, ЗОХГТ.
15Н2М, 20Н2М, 12ХН2, БОХГФА, 15ХГН2ТА, 20ХН2М,
2БХГМ (температура нагрева /н== 1270-91290 °C, про-
должительность нагрева слитков холодного посада
сх=18 ч); 12 — 20ХГСА—2БХГСА, ЗЗХС, 38ХС, 40ХС,
4XG, 30ХГ2, 17СГ, 12ГС, 16ГС (1Н= 1270-1290 °C);
ЗОХГСА, ЗБХГСА (/п= 1250= 1270 °C); 38Х2МЮА,
20ХГНТР, 20ХГР, 27ХГР, 40ХГФР (/н= 1220-91250 °C);
38ХГН, 12ХНЗА, 38Х2Н2МА, ЗОХНЗА. 12Х2Н4А,
14Х2НЗМА, 20ХНЗА, 20Х2Н4А, 15Х5М, 45ХН2МФА,
20ХЗМВФ (ЭИ41Б, ЭИ579), 38XH3MA, 12ХН2.
30ХН2МФА, 1БХ5, 20ХН4ФА. 25Х2МФА, 20Х2Н4А,
ЗОХНЗА, 5ХНМ, ЗБХ2Ю, Х6ВФ, 25Х1МФ (ЭИ100),
19ХГН, 12Х8ВФ, 12Х2НВФА (ЭИ712), 30ХН2ВФА,
20ХГНТР (/н= 12409-1270 °C, тх=8 ч 40 мнн); 55С2,
60С2, 7X3, 8X3, ББГС, 60С2Н2А, БоГС, БХНВС, 65ГС,
70С2ХА, 60С2ХФА?1 4ХВ2С—6ХВ2С, 60С2ХА, -65С2ВА
(/н= 1220-ь1250 °C); 12Х1МФ (<н= 1250-91270 °C, %х =
=20 ч); 13 — У9, У9А, У10А, ШХ4, ШХ15, ШХ15СГ,
9X1, X, ХВГ, 8ХФ, 7ХФ, 9ХФ, ХГС, 6ХС (/н=1170-й
к-1190 °C); У7, У7А, У8, У8А, У8Г, У8ГА (/н = 1190-й
к-1210°С); У12А (/н= 1160-91180 °C); У13, У13А (/н=
= 1120-91140 °C, Тх=20 ч); 14 — 18Х2Н4МА, 40ХН2МА,
10ХСНД (7П= 1170-91200 °C); 15— 12Х18Н9, 17Х18Н9,
12Х18Н9Т, 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т (/,,= 1240-9 1260 °C,
тх=8 ч 30 мнн); 14Х17Н2. 1БХ2БТ, 13Х14НЗВ2ФР
(ЭИ736) (/н= 1220-91240°C); 20X13, 30X13, 40X13 (/н=
= 1210-91230 °C); 12X13, 08X13 (ЭИ496) (/„=1250-9
к-1270 °C, тх = 12 ч); 16— 12Х18Н12Ф, ЮХ17Н13М2Т,
10X17H13M3T. 20Х23Н18, 09Х16Н1БМЗБ (ЭИ847),
1БХ6СЮ, 20Х13Н4Г9 (/в= 1240=, 1260 °C, тх=10 ч);
Номер кривой Масса слитка. Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 2.1 У-0Х4801570 400X400 4,83X4,60 24
2 2,9 5ВД1735 450X450 20
3 2,1 480X480 1570 400X400 24
4 2,9 5J2^!£1735 450X450 20
5 2,1 480X480 i570 400X400 24
6 2,9 • Б50Х 550.,,,- 1/35 450 X450 20
7 2,1 480X 480 1570 400X400 24
8 2,9 550 X 550 173а 450X450 20
9 2,1 480 X 480 1570 400X 400 24
10 2,9 550X 550 450X450 20
И 12 13 14 15 16 2,7 550X 550 1625 440X440 14—16
грева слитков в колодцах не дают необходи-
мой точности и в инженерных расчетах ис-
пользуют практические данные о продолжи-
тельности нагрева слитков в нагревательных
колодцах. На рис. 10.2—10.22 даны зависи-
мости продолжительности нагрева слитков в
нагревательных колодцах различных типов от
температуры их поверхности при посадке, раз-
меров слитков и их числа в садке колодца.
Перечень этих графиков приведен в табл. 10.1.
125
Рнс. 10.17. Продолжительность нагрева сортовых
слитков легированной стали массой Б—6,2 г в реку-
перативных нагревательных колодцах размером
4,83X4,60 м2 с отоплением из центра попа:
1 и 2 —45Х, 50Х, 40ХФА. 35ХГ2, ЗОХМА, 38ХМА,
10Г2-50Г2, 18Г2С, 18ХГТ, 20ХН—50ХН, 25ХГМ. 18ХГ,
25ХГМ, 35Г, 5ХНМ, 20Х2Г2Т, 5ХГМ, БХНВ, 20ХГ2Ц.
ЗОХГТ, 40ХГТР, 15Н2М, 20Н2М, 12ХН2. БОХГФА.
15ХГН2ТА, 40ХФА. 20ХН2М, 25ХГМ (температура на-
грева (н=1270:ь1290сС, продолжительность нагрева
слитков холодного посада тх равна 9 и 10 ч соот-
ветственно для кривых 1 и 2); 3— 20ХГСА. 25ХГСА,
38ХС, 40ХС, 25ГС, 17СГ. 35ГС, 12ГС, 16ГС, 40ХС
(1Н=1270^1290°С); ЗОХГСА, 35ХГСА (<н = 1250=,
к-1270 °C); 38Х2МЮА, ЗОХРА, 20ХГНТР, 20ХГР,
27ХГР, 40ХГТР, 20ХГНР, 15ХГН2ТА ((,/=1220-:-.
ssl250°C, тх=9 ч 40 мин); 3и 4 —38ХГН, 12ХНЗА,
30ХН2МА, 12Х2Н4А, 14Х2НЗМА, 20ХНЗА, 20Х2Н4А,
15Х5М, 45ХН2МФЛ, 20ХЗМВФ (ЭИ579), 38XH3MA,
15Х5ВФ, 30ХН2МФА, 15X5, 20ХН4ФА. ЗОХНЗА, 38ХЮ
25Х1МФ (ЭИ10), 19ХГН, 12Х8ЕФ,' 12Х2НВФА (ЭИ712),
36Х2Н2МФА ((н= 1240-е 1270 °C, тх равно 9 ч 40 мин
и 10 ч 30 мин соответственно для кривых 3 и 4);
4 —55С2, 60С2. 7X3. 8X3, 55ГС, 60С2Н2А, 5ХНВС
4ХВ2С—6ХВ2С, 70СЗА, 70С2ХА, 60С2ХФА, 60С2ХА,
65С2ВА ((н= 1220-е 1250 °C); 12Х1МФ (tH = 1250-:,
ее 1270 °C; тх-22 ч); 5 и 6— У9, У9А, У10, У10А,
П1Х4, ШХ15, ШХ15СГ. 9X1, X, ХВГ, 8ХФ. 7ХФ, 9ХФ,
ХГС, 9ХС ((а =1170^-1190 °C, тх равно 21 и 22 ч соот-
ветственно для кривых 5 и 6); 6 — У7, У7А, У8, У8А,
У8Г, У8ГА (1^ = 1190^1210 °C); У12А, (1,, =1160-:.
«51180 °C); У13, У13А («н-1120-н1140 °C, тх=22 ч);
7 и 8 — 18Х2Н4МА, 40ХН2МА, 10ХСНД «н=1170-в
е-1200°С); 9—12Х18Н9, 17Х18Н9, 12Х18Н9Т,
08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т «н=1240-Ы260 °C, гх=10 ч);
9 и 10— 14Х17Н2, 15Х25Т, 13Х14НЗВ2ФР (ЭИ736)
<(н= 1220-ь 1240 °C, тх равно 14 и 16 ч соответственно
для кривых 9 и 10); 10 — 20X13, 30X13, 40X13 (<н=
= 1210-е1230 °С)> 12X13, 08X13 (ЭИ496) «н=1250-н
к-1270 °C, тх = 16 ч); 11 и /2 — 12Х18Н12Т,
08Х17Н13М2Т, 10Х17Н13М2Т, 10X17H13M3T,
09Х16Н15МЗБ (ЭИ847), 20Х13Н4Г9, 15Х6СЮ (( =
= 1240-ь 1260 °C, тх равно 12 н 14 ч соответственно
Для кривых II и 12); 13 и Z4 — 25ГС; 15 — 20Х, 40Х,
40ХН:
Номер кривой Масса слитка, т Размеры слитка, мм Число слитков в колодце
/ 4.5 650X650 540X 540 2020 14-16 “
2 6,2 72^-2220 600X600 12-14
3 4,5 ®^°2020 540X540 14-16
4 6.2 724X712 2,20 600X600 12-14
5 4,5 650X 650 2020 540X 540 14-16
6 6,2 724X 712 2220 600X600 12-14
7 4,5 650X 650 2020 540X 540 14-16
8 6,2 724 X 712 2220 600X 600 12-14
9 4,5 650 Х65-° 2020 540X540 14-16
10 6,2 724X 712 2?Ч() 600X600 12-14
и 4,5 650X 6511 2020 540X 540 14-16
12 6,2 724X 712 2220 600X600 12-14
13 6,0 72Ё^1950 587X587 10-12
14 795X 630 1950 13-14
15 6,1 700X 534 10-12
Рис. 10.18. Продолжительность нагрева листовых
слитков малоуглеродистой стали массой 7—23 т в
рекуперативных нагревательных колодцах с отопле-
нием из центра пода:
/ и 2 —стали с 0,3—0,5% С, 15Г—ЗОГ, 0.9Г2, 10Г2,
09Г2Д, 15ХСНД; 3 — стали с 0,3—0,5 % С, 09Г2,
18Г2С, Стб, 40, 55; 4 и 5 — стали с 0,51—0,75 % С,
20Г2—50Г2, 10ХСНД, 14ХГС; 6 (7 слитков) и 7 (8, 6—
7 н 5—6 слиТков) — Ст 6, 40—55, 09Г2. 14Г2; 6 (6 слит-
ков), 7 (7 слитков) и 8 —Ст 7, 60—70. 35ГС, 18ХГ,
10ХСНД, 55ГС, 40Х, 40ХН, 14ХГС:
126
Номер криво! Массе , слит- ка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 7,0 1^22 2300 810X640 5,70X4,80 11-12
8,6 1060X 55° 210р 1100X 590 9-10
8,9 960X 600 23№
1000X640
2 7,0 770Х™ 2300 810X640 13-14
8,6 1060X 550 2100 1000X 590 11-12
8,9 560Х6” 2300 1000X640
3 11-14 1028X 828 1100X900 Высота 1700—2200 5,10X4,80 8
13-15 1370X710 1420X760 Высота 1800—2200
14 118OX-22L 1S50 1130X 645 6
4 7,0 770Xg)2300 810X640 5,70X4,80 11-12
8,6 1060X 550 2100 9-10
1100X590
8,9 960X 60° 9300 9-10
1000X 640
5 7,0 ZZ0X™2300 810X640 13-14
8,6 1060X 550,2100 1110X590 11-12
8,9 ”>X22L 2300 1000X640
6 14 U»X8№ 1950 1130X645 5,40X4,80 7
6
7 14 1150 X 805 1950 8
1130X645 7
16 ’ Н22^1 267О 1030 X 750 5,10X4,80 6-7
18 1300X 870 2650
1200X770
21 1450X 870 26д0
1370X765
23 1650X850 2650 5,40X4,80 5-6
1545 X745
8 14 ngoxgl 1950 1130X 645 8
Рис. 10.19. Продолжительность нагрева листовых
слитков малоуглеродистой стали массой 15—23 т в
рекуперативных нагревательных колодцах с отопле-
нием из центра пода:
1—9 — кипящие стали; 10 — спокойные стали с
^0,3% С:
Номер кривой Масса слит- ка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
1 16 1560X670 2300 1640X770 5,70X4,80 4
2 .. ‘18 I670??740.2300 1740 X840
з • 21 1600X800 „„„„ 2300 1720X920,
4 16 1560X670;^ 1640X770 5-6
23 1870X8® 2100 1790X 750 4
5 18 1670Х74-°- 2300 1740 X840 5-6
6 21 1600X800 2ДОО 1720X920
7 23 1870х 850. 2100 1790X750
8 15 1370Х71°- 2200 1420X 760 5,10X4,80 8-9
17 14.60 X720 2300 1500X 780 6-8
18 1122^-2500 1170X705 8-9
19 1522.Х722.2зоо 1600X 780 6-8
127
Номер кривой Масса слит- ка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
9 15 1№8ХЙ8_23оц 1100X900 5,10X4,80 8-10
17 13Д°_2250 1355X 875 6-8
18 14(!8Х778..2300 1480X 860 6-7
ia 16 1135X855, 1030X 750
18 1300X 870 zoo'J 1200X770
21 1®®- 2690 1370X 765 6-7
23 1650X 850, 2670 1545X745 5-6
Рис. 10.20. Продолжительность нагрева листовых
слитков среднеуглеродистой и легированной стали
массой 7—23 т в рекуперативных нагревательных
колодцах с отоплением из центра пода:
/ и 2 — стали с 0,3—0,5 % С, 15Г—ЗОГ, 09Г2, 10Г2,
14Г2 09Г2Д, 15ХСНД; 3 (8 слитков) — стали с 0,3—
0 5 % С: 3 (6 слитков) — Ст 6, 40—55, 09Г2, 18Г2С;
4 н 5 _ стали с 0,51-0,75 % С, 20Г2-50Г2, 10ХСНД,
14ХГС; 6 (7 слитков) и 7 (8 слитков) — Ст 6, 40—55,
09Г2, 18Г2С; 6 (6 слитков), 7 (7 слитков) и 8 —Ст 7,
60—70, 35ГС, 18ХГ, 10ХСНД, 55ГС, 40Х, 40ХН, 14ХГС;
9 —стали с 0,51-0,75 % С. 10Г2С1Д, 10ХСНД; 10 —
стали с 0,51-0.75% С, 10Г2С1, 09Г2Д, 16ГС, 17ГС,
14Г2:
Номер кривой Масса слит- ка, т Размер слитка, мм Размер колодца м Число слитков в колодце
/ 7,0 770X 600 2300 5,70X4,80 11-12
810X640
8,6 ^Х550 - 2100 1100X 590 9-10
8,9 ^Х600- 2300 1000X 640
2 7,0 21». 2300 810X640 13-14
8.6 1060X 56^ 2100 1000X590 11-12
8,9 960X 600 2300
1000X 640
3 11-14 1028X 828 1100X900 Высота 1700-2200 5,10X4,80 . 8
13-15 1370X 710 1420X 760 Высота 1800-2200
14 Hg°-X82L 1950 1130X645 5,40X4,80 6
4 7,0 770X 600 2300 5,70X4,80 11-12
810X640
8,6 ^0Х55°- 2100 1100X590 9-10
8.9 -Ж^гзоо 1000X 640
5 7.0 810X640 13-14
8,6 gX55°- 2100 1100X590 11-12
8,9 2300 1000X640
6 14 1950 1130X 645 5,40X4,80 7
6
7 14 1950 1130 X645 8
7
8 14 Н90-^05 1950 1130X645 8
9 11-14 1028X 828 1100X900 Высота 1700-2200 5,10X4,80 8
13-15 1370 X710 1420X760 Высота 1800-2000
Ю 16 1135Х8й 2670 1030X 750 6-7
18 1300X 870 — 2650 1200X770
21 1^81°.26ЭД 1370X765 5-6
23 1650Х8?° 2690 1545X745
128
Рис. 10.21. Продолжительность нагрева сортовых
слитков углеродистой и легированной стали массой
4—12 т в рекуперативных нагревательных колодцах с
отоплением одной верхней горелкой:
3—0—Ст 6, 08, 45, 15Х, 20Х, 15Г, 20Г, Св-08ГА,
СВ-12ГС, 15ХСНД электродная, 08 телеграфная, за-
клепочная (температура нагрева tH= 1210-е 1250 °C,
длительность нагрева слитков холодного посада т х
равна 5 ч 30 мин — 8 ч 30 мин, 7—10 ч н 8—12 ч
соответственно для кривых /, 2 и 3); 4—6— 50, 25Г—
35Г, 09Г2—30Г2, 18Г2С, 12ГС—17ГС, Св 08Г2С. 14ХГС,
20ХГСА, 20ХГР, 20ХН—40ХН, 15ХМ, 20ХМ, 12МХ,
12Х1МФ, 15Н2М, 15ХФ, 20Х—35Х, Св 08ХН2М,
СвОбГСМТ, 10ХСНД. 20ХН2М, 15ХГН2ТА, 25ХГМ,
12ХН2, 12ХНЗА, 20ХНЗА, 9X2, 20ХГНР (7Н= 1200-е
:-И240°С, тх равно 10—12 ч, 11—13 ч и 13—15 ч соот-
ветственно для кривых 4, 5 и 6}; 7—9 — Ст 7, 55—75,
У7, У7А, 40Г—70Г, 35Г2—50Г2, 40Х—50Х. 18ХГ,
ЗОХГНФ, 35ГС—55ГС, 4ХС, 25ХГСА—35ХГСА, ЗОХГС,
20ХН2М—40ХН2МА, 5ХНМ. 38ХМЮА, 38Х2Ю, ЗОХМ—
38ХМ, 15X5. 1SX5M, (12Х5МА), 13ХНВА—25ХНВА,
40ХН—50ХН. 12Х2Н4А, 20Х2Н4А, 20ХНЗА, ЗОХНЗА,
25Г2С, 30ХГСН2А, 45ХН2МФА, 25ХН4ФА, 12Х2Н4А,
20Х2Н4А, 25Х2М1Ф. 38ХНЗМФА, 7ХФ, 58 (55 пн).
25ХГ2Ц, 20Х1М1Ф1БР (7Н=1180-е 1220 °C, тх равно
13—17 ч, 14—18 ч и 16—20 ч соответственно для кри-
вых 7, 8 и 9); 10—12 — 80. 85, 8ХФ, 70СЗА, 60С2,
60С2Н2А, 60С2А, 60С2ХФА, 55С2, 38ХС, 40ХС, ЗЗХС,
У8, 23Х2НВФА, 12Х2НВФА (ЭИ712). 18ХЗМВ
(ЭИ578), 20ХЗМВФ (ЭИ415, ЭИ579), 25ХГСА, ЗОХГСА
(/н-1170е1210°С); 13—14 — У9-У13, ХВГ (7Н =1150е-
ее1180 °C); 15 (слиток 6,2 т)—сталь 0—Ст 6, 08—50
(<н = 1250-е 1280 °C, тх равно 8 ч 40 мин — 9 ч); 16 и
77 — 15Г—40Г, 15Х—40Х, 18ХГ, 12ГС—35ГС, 14ХГС,
20ХГ2Ц, 30ХГ2С (7Н = 1250-е 1270 °C, тх равно 9 ч
11 ч 30 мин и 12 ч— 13 ч 15 мин соответственно для
слитков 7,3, 9 и Ют); /8, /9 — 55—70, Ст 7, 45Х—55Х,
45Г, БОГ, 10Г2—50Г2, 50ХГ, 20ХН—50ХН, 25Г2С,
ЗОХГС, 35ХГСА (7 н-1250-е 1270 °C, тх равно И и 16 ч
соответственно для кривых 18 и 19}; 20 — 60Г—70Г
(7Ц= 1250-е 1270 °C, тх=23 ч 30 мин); 21 — 55С2, 60С2
«н= 1220-е 1270 °C, тх-29 ч); 22 — 10Х17Н13М2Т,
10X17H13M3T (7а = 1230-е 1270 °C, тх = 15 ч 30 мин);
23 и 24 —сталь 0—Ст 4, 08—20, (тх равно 10 и 12 ч
соответственно для кривых 23 и 24):
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер Колодца, м Число слитков в колодце
/ 4,1 6-1®^1541 545X545 8 5 670^21700 550 X550
2 5 2S1700 550X550 9 6,5 73PX™1SOO 612X612
3 6,5 73°*™1900 612X612 10 4,1 “-51541 545X545
4 4.1 ^^1541 545X 545 7,90X2,70 14 11 5 5Z^i7oo 550 X 550 7,90X2,70 14
5 5 62О^°17оо 550 X550 12 6,5 У30*™!!*» 612X612
6 6,5 = !S№ 612X612 13 4.1 615X615 1И1 545X545
7 4,1 ^Х6151541 . 545X545 S4 5 6-Z^1700 560X550
9—482
129
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
Л5 6,5 1900 612X612 9,85X3,30 16
16 6,2 724X 724 2220 600X600
7.3 790X 620^ 845X675
17 9 2200 880X 740 14
10 875X 770 2270 743X 547 12
18 6.2 724X 724 2220 600X600 16
19 10 !S2270 743X 647 12
20 6,2 724X 724 2gp 600X660 16
21 10 ^^2270 743X647 12
22 6,2 724X724^ СООХ6ЕО j 16
23 8 ^^1800 620X576 14
8,5 ^°?2200 735X815 14
24 12 895X 760 2400 950X825 12
Температура слит код
при посаде, °C
Рис. 10.22. Продолжительность нагрева листовых
слитков углеродистой стали массой 6,2—13,5 т в ре-
куперативных нагревательных колодцах с отоплени-
, ______ем одной верхней горелкой. _______
10.6. Садка, производительность группы,
продолжительность цикла, число групп
и характеристики работы отделения колодцев
Среднечасовую производительность отделения
нагревательных колодцев определяют по фор-
муле (9.1), исходя из годового производства
обжимного стана по всаду.
Садку одного нагревательного колодца
находят путем размещения в рабочем прост-
ранстве слитков заданных размеров. Размеры
рабочего пространства для нагревательных ко-
лодцев разных типов определены конструкци-
ей (см. разд. 10.2). Расстояние между слит-
ками из условий захвата слитка клещами ко-
лодцевого крана должно быть не менее 200—
250 мм, а оптимальное с точки зрения равно-
мерного обогрева слитков 300—400 мм. Учи-
тывают также возможность посадки целой
плавки в определенное число колодцев.
Обычно величина садки регенеративных на-
гревательных колодцев составляет 45—80 т,
колодцев с отоплением из центра пода 45—
105 т, а колодцев с одной верхней горелкой —
около 140 т.
Производительность одной группы нагре-
вательных колодцев, т/ч, определяют по фор-
муле, аналогичной (9.2),
Номер кривой Масса слитка, т Размер слитка, мм Размер колодца, м Число слитков в колодце
/• 6,2 ^^2000 742X496 9,85X3,30 16
2 и 1140X 725 1780 12
1085X650
3 12 И80Х 700 2150 1220X 760 12
13,5 1260X 760 2650 1194X 624 10
4 6.2 82^2000 742X 496 16
5 И 1140X7,25 1780 1085X 650 12
6 13,5 1260 X 760 2650 1194X624 10
7 6,2 S^2ooo 742X 496 16
8 11 И“51780 1085X650 12
ю
9 13,5 1260Х21°265О 1194X624
10 I 6,2 832X586 2000 742X 496 16
Примечания: /. Кривая / — сталь 0 — Стб,
08—50 (температура нагрева ?я = 1250-е1280 °C, про-
должительность нагрева слитков холодного посада
Т„ равна 8 ч 40 мнн — 9 ч); 2—3 — ,15Г—40Г, 15Х^₽-
40Х, 18ХГ, 12ГС—35ГС, 20ХГСА, 25ХГСА, 20ХГ2Ц,
30ХГ2.
130
Р — nG/т,
(Ю J)
где п — число колодцев в группе (см. разд.
10.2); G — садка одного колодца, т; т — про-
должительность полного производственного
цикла (оборота), ч:
т - Тд Ч Ч~ *tp -ф- Тц > (Ю.2)
где т3 — продолжительность загрузки (посад-
ки) слитков в колодец, составляет в среднем
0,017 ч на 1 Слиток; тв •—продолжительность
нагрева слитков в колодце, ч, определяется в
зависимости от размера слитков, марки ста-
ли, температуры посада, числа слитков в ко-
лодце и вида колодца по графикам на рис.
10.2—10.21; тр — продолжительность разгруз-
ки (выдачи) слитков из колодца, ч, как пра-
вило, равна продолжительности прокатки сад-
ки колодца на обжимном стане (когда выдачу
ведут одновременно' из двух или трех ко-
лодцев продолжительность выдачи соответст-
венно удваивают или утраивают); тп — про-
должительность подготовки колодца (удаление
шлака и заправка), отнесенная к одному вса-
ду: оиа составляет 0,25—0,35 ч при сухом
шлакоудалении, 0,1—0,15 ч при периодическом
жидком шлакоудалении и не учитывается при
непрерывном жидком шлакоудалении.
В случае разнообразного сортамента на-
гревательных слитков среднюю производи-
тельность группы определяют по формуле
(9.3). Необходимое число групп в отделении
подсчитывают по формуле (9.4). В этой фор-
муле коэффициент использования нагреватель-
ных колодцев /гя принимают равным 0,75—0,8
при обычном управлении работой колодцев и
0,8—0,85 при управлении с применением УВМ;
коэффициент заполнения колодцев /г-=0,95—1.
Показателями для отделения нагреватель-
ных колодцев являются также суммарная ем-
кость (одновременная садка) всех колодцев и
число оборотов колодцев в год. Суммарная ем-
кость отделения нагревательных колодцев, т:
60тД = 1Уб, (10.3)
где /V — число колодцев в отделении; G —
садка одного колодца, т. Суммарную емкость
рекомендуется выбирать так, чтобы она была
равна производительности обжимного стана за
8—10 ч его работы.
Число оборотов нагревательных колодцев
в год
74 — 7'год/ботд» (Ю.4)
где РГОд — годовая производительность об-
жимного стана по всаду, т. Число оборотов
характеризует интенсивность работы отделения
нагревательных колодцев. Для нормальной ра-
боты число оборотов не должно превышать
800—1000.
10.7. Тепловая мощность и потребление тепла
Тепловую мощность нагревательного колодца
определяют обычно по практическим данным.
Ее принимают из расчета 60—80‘ кВт на 1 т
слитков садки. Отсюда тепловая мощность ре-
генеративных нагревательных колодцев может
достигать 8 МВт, рекуперативных колодцев с
отоплением из центра пода 8,5 МВт, а реку-
9*
перативных колодцев с одной верхней горел-
кой 10,5 МВт. Среднее потребление тепла ко-
лодцами составляет 1,6—2,2 МДж/кг.
10.8. Пример расчета числа групп
нагревательных колодцев в отделении
Ниже приведен пример расчета числа групп на-
гревательных колодцев в отделении блюминга.
Исходные данные:
годовая производительность блюминга по
всаду Дод—3 млн. т;
годовой фонд рабочего времени нагрева-
тельных колодцев 7’год=7700 ч;
тип нагревательных колодцев — рекупера-
тивные с отоплением из центра пода, размеры
рабочего пространства 5,1x4,8 м, в группе
два нагревательных колодца (п=2);
шлакоудаление — жидкое периодическое;
темп прокатки — 50 слитков в 1 ч;
характеристика нагреваемых слитков —
см. табл. 10.2.
ТАБЛИЦА 10.2. ХАРАКТЕРИСТИКА
НАГРЕВАЕМЫХ СЛИТКОВ
Масса слит- ка, т Размеры слитка мм Температура поверхности слитка при посадке, °C . • го Дей К о го « и | § к 2
Малоуглеродистая сталь
6,2 712X712 _ Х2200 600 X 600 800 20 20 5
7,1 700X610 „„„„ Х2200 760 X 670 800 20 28 7
Среднеуглеродистая сталь
6,2 820 x 586 _ Х2200 742X496 800 20 21 4
755 X 675 800 12
8 Х2200 815x735 20 3
Примечание. Значения коэффициентов
/гв и /г3, а также окончательное число групп
колодцев принимаем с учетом рекомендаций в
разд. 10.6.
Расчет средней производительности группы
колодцев при нагреве различных слитков при-
веден в табл. 10.3.
Среднюю производительность группы ко-
лодцев определяем по формуле (9.3): РГр —
= 100/(20/42,47 + 5/18,45+28/51,67 + 7/23,64 +
+21/30,85 + 4/13,90 + 12/40,94 + 3/19,22)= 100/
/2,998=33,36 т/ч. По формуле (9.1) среднеча-
совая производительность отделения нагрева-
тельных колодцев РОтд=3000000/7700=
= 389,6 т/ч.
Согласно формуле (9.4), необходимое чис-
ло групп колодцев в отделении N—389,6/33,36 х
X 0,8 0,95=15,4» 16.
ТАБЛИЦА 10.3. РАСЧЕТ СРЕДНЕЙ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ГРУППЫ КОЛОДЦЕВ
ПРИ НАГРЕВЕ РАЗЛИЧНЫХ СЛИТКОВ
п.п Наименование Обоз- наче- ние Вычисляемая величина Примечания, рас- четные формулы
1 Сталь — Малоуг лерод истая Среднеуглеродистая Табл. 10.2
2 Масса слитков, т бел 6,2 7,1 6,2 8 То же
3 Число слитков в садке одного колодца, шт исл 10 12 10 12 Определяется путем разме- щения слитков в рабочем про- странстве ко- лодца с учетом числа слитков в плавке
4 Масса садки одного колод- ца, т G 62 85 62 96 G= СслЛсЛ
5 Продолжи- тельность по- садки слитков в колодец, ч 0,17 0,2 0,17 0,2 т3=0,017«сл
6 .Продолжи- тельность вы- дачи слитков из колодца, ч ТР 0,2 . 0,24 0,2 0,24 Тр = Мсл/Лст
7 Продолжи- тельность под- готовки колод- ца, ч тп 0,15 0,15 0,15 0,15 Принимаем для периоди- ческого жидко- го шлакоуда- ления
8 Номер рисунка для определе- ния продолжи- тельности на- грева — 10.12 10.12 10.14 10.14 Табл. 10.1
9 Температура посада, °C — 800 20 800 20 800 20 800 20 Табл. 10.2
10 Продолжи- тельность на- грева слитков в колодце, ч 2,4 6,2 2,7 6,6 3,5 8,4 4,1 9,4 По рис. в соот- ветствии с п. 8 табл. 10.3
11 Продолжи- тельность обо- рота колодца, ч т 2,92 6,72 3,29 7,19 4,02 8,92 4,69 9,99 (Ю.2)
12 Средняя про- изводитель- ность группы колодцев, т/ч р 42,47 18,45 51,67 23,64 30,85 13,90 40,94 19,22 (ЮЛ)
Глава 11
КАМЕРНЫЕ ПЕЧИ
11.1. Характеристика печей
Камерные печи применяют как для нагрева,
так и для термической обработки слитков,
слябов, труб, готовых изделий большой мас-
сы и сложной конфигурации. Обычно' печи име-
ют большую садку, изделия в них загружают
в пакетах или стопами. Чаще всего в них на-
гревают металл, поступающий небольшими
партиями, отличающимися по размерам и ре-
жимам нагрева или термообработки.
Достоинством камерных печей является их
универсальность, т. е. возможность загружать
в них каждый раз различные изделия, в том
числе и неудобные для‘транспортирования в
непрерывных печах, и варьировать режимы
нагрева или термообработки в широких пре-
делах. Камерные печи чаще всего устанавли-
вают группами, однако возможно использова-
ние единичных отдельно стоящих печей.
11.2. Классификация печей
и особенности отопления
Различают вертикальные (шахтные) камерные
печи и горизонтальные. Последние классифи-
цируют по способу подачи в печь и выдачи
132
из нее нагреваемых изделий: печи с-выкат-
ным подом и печи с внешней механизацией, в
которых загрузка и выгрузка производятся
специальными механизмами, расположенными
вне печи.
Система отопления камерных печей пред-
назначена для создания максимальной равно-
мерности температур в рабочем пространстве
печи, поэтому ее выполняют рассредоточен-
ной. В низкотемпературных печах применяют
подподовые топки, внешнюю и внутреннюю
циркуляцию печной атмосферы.
11.3. Особенности расчета теплообмена
Расчет теплообмена излучением и конвекцией
в рабочем пространстве печи производят по
методике, изложенной соответственно в разд.
13.1 и 13.2.
можно .определить по. формуле
9изл — С s А
t? + 273 у
100 J
7 7К + 273 у
А 100 J
+ 273
\ 100
+ 273 yi
V loo j J’
(п.i)
где Cs=5,77 Вт/ (м2- К4) — коэффициент излу-
чения абсолютно черного тела; tT, tK и —
температуры соответственно продуктов сгора-
ния, кладки и металла, °C; значения 0=
=[(<+273)/100]4 можно определять по
табл. I.I;
&___Ер Ем [1 Ч~ (1 — ег) (1 — ек)Фк.м1, ,ц %)
М
ем ек (1 — ег)
D —
(11.3)
Рис. 11.1. Номограмма для определения коэффициента М
4“ В
М
+
Особенностью расчета теплообмена излу-
чением для камерных печей с нагревом в про-
дуктах сгорания является то, что кладка в
этих печах не является адиабатной, а в про-
цессе нагрева или охлаждения поглощает или
отдает тепло. Кладка печи остывает во время
загрузки и при посадке холодного металла,
поэтому в первый период нагрева она является
существенным потребителем тепла и ее темпе-
ратура сильно отличается от температуры адиа-
батной кладки, рассчитанной по формуле
(13.22). С течением времени кладка прогрева-
ется и ее температура приближается к адиа-
батной.
В общем случае суммарный удельный теп-
ловой поток, Вт/м2, излучением от продуктов
сгорания и кладки на металл в камерной печи
Л4 — 1 — (1 еР) (1 —- ек) (1 фк.м)
(1 ег)2 (1 ®м) (1 — Ек) Фк.м> (11 -4)
Ег, ек и еы — степени черноты соответственно
продуктов сгорания, кладки и металла; (р„ ы —
угловой коэффициент излучения кладки на
металл. Значение М можно определить по
графику на рис. II.1 в зависимости от значе-
• ИИЙ ег, Ек, Ем и фк.м.
Для расчета <?Езл температурами продук-
тов сгорания, кладки и металла необходимо
предварительно задаться.
Коэффициент теплоотдачи излучением,
Вт/(м2-К):
<7
аИЗЛ~ (^м) •
(Н.5)
.133
Расчет нагрева и охлаждения металла про-
водят в зависимости от его массивности по
формулам и графикам разд. 13.3.
эквивалентная плотность, кг/м3:
11.4. Производительность печи
и продолжительность
производственного цикла
Производительность камерной печи определяют
по формуле (9.2) или (9.3), при этом прини-
мают коэффициент использования для камер-
ных печей йи=0,9.
Продолжительность полного производст-
венного цикла, ч:
эквивалентная теплоемкость,
(Н.8)
кДж/(кг-К):
(Н.9)
эквивалентный коэффициент температуро-
проводности, м2/ч:
Т — т3 + тн + Тр,
(11.6).
где тв — продолжительность загрузки садки;
тЕ — продолжительность технологического пе-
риода (нагрев, выдержка, охлаждение); тр —
продолжительность разгрузки садки и подго-
товки печи к новой загрузке.
Число печей в печном отделении опреде-
ляют по методике, изложенной в разд. 9.3,
а размеры рабочего пространства камерной
печи — исходя из принятых размеров и разме-
щения садки.
11.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс камерной печи составляют в
соответствии с указаниями гл. 15. Для терми-
ческих печей составляют отдельно тепловой
баланс периодов нагрева и выдержки.
В расходной части теплового баланса не-
обходимо учитывать тепло, аккумулируемое
кладкой. Методика расчета аккумулированно-
го тепла приведена в разд. 15.9, где даны рас-
четные формулы и графики для однослойной
кладки. В случае многослойной кладки необ-
ходимо привести ее к однослойной той же
толщины с эквивалентными свойствами:
эквивалентный коэффициент теплопровод-
ности, Вт/ (м • К):
°акв
(11.10)
где б — толщина стенки, м; т—-число слоев;,
б;, 7;, pi, Ct, а, — соответственно толщина, коэф-
фициент теплопроводности, плотность, тепло-
емкость и коэффициент температуропроводно-*
сти Z-того слоя.
(П.7)
11.6. Пример расчета
камерной печи с выкатным подом
Ниже приведен пример расчета камерной печи
с выкатным подом для отжига слябов после
горячей прокатки.
Исходные данные:
годовой объем производства Ргод=30000 т;
годовой фонд рабочего времени Т’Год =
=6000 ч;
размеры нагреваемых слябов, м: длина
Z=4,85, ширина 6=1,1, толщина S=0,145;
масса сляба Л1=6 т;
качество металла — низколегированная
марганцовистая сталь;
начальная температура металла 20 °C (хо-
лодный посад); .
режим термообработки (рис. 11.2): а) на-
грев слябов при посадке в холодную печь до
750 °C со скоростью 35—40 °С/ч; б) выдерж-
ка при 750 °C продолжительностью 8 ч;
в) охлаждение слябов в печи подсосом наруж-
ного воздуха с 750 до 150 °C; г) выдержка при
150 °C продолжительностью 5 ч;
топливо — природный газ с теплотой сго-
рания QP=35 МДж/м3.
Рис. 11.2. Изменение температур в камерной печи с выкатным ПоДОМ:
1 продуктов сгорания; 2 — кладки; 3 — металла
134
ТАБЛИЦА 11.1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
В ПЕРИОД НАГРЕВА
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I II III IV
1 Температура металла в печи, °C:
начальная унач 2С Рис. 11.2
конечная /КОН 750
2 Температура металла по участкам, °C: •
начальная /нач 20 250 480 615 Принимаем
конечная /КОН 250 480 615 750
средняя 135 365 545 680
3 Температура продуктов сгорания, °C: •
начальная /Нач гг 250 420 590 700 Принимаем
конечная /Кон 420 590 700 800
средняя 7Г 335 505 645 750 Табл. 13.2; /г=а=0,1 м
4 Эффективная длина пу- 1 1,8-0,1=0,18
ти луча, м Принимаем
5 Коэффициент расхода аа 1,1
воздуха в продуктах сгорания Рис. 1.8
6 Поправочный коэффици- 0,9
ент для природного га- за
7 Приведенная толщина —— 0,16 К|3
слоя продуктов сгорания Рис. 1.7
8 Степень черноты продук- тов сгорания ег 0,153 0,14 0,13 0,13
9 Отношение высоты про- кладки к ширине сляба alb — 0,1/1,1 =0,091
10 Отношение длины сляба к его ширине 1/Ь — 4,85/1 ,1=4,4 Табл. 1.2,
11 Коэффициент взаимного Фк-к 0,035
облучения кладки 1—Фч-ь-
12 Угловой коэффициент — 0,482 Фк-м— „
излучения кладки на металл фк.м (см. разд. 13.1.1)
13 Коэффициенты: М 0,9 0,896 0,895 0,895 (11.1); ен= = е=0,8—при-
нимаем
А 0,149 0,135 0,126 0,126 (11.2)
В — 0,601 0,613 0,621 0/621 (П-З)
14 Удельный тепловой по- ?изл 1500 3640 6690 9330 (Н-1)
ток излучением на ме- талл, Вт/м2
15 Коэффициент теплоот- дачи, Вт/(м2-К): 7,6 25,6 66,3 134
излучением к металлу аизл (11.5)
конвекцией аконв 14 14 14 14 Принимаем
135
Продолжение табл. 11.1
П.П Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, рас- четные формулы
I II III IV
16 Вид теплообмена — Теплообмен излу- чением и конвек- цией соизмерим Преобладает теп- лообмен излуче- нием —
17 Условный коэффициент теплоотдачи конвекцией в единицах коэффициен- та излучения, Вт/(м2Х ХК4) СК 0,532 0,362 (13.50)
18 Приведенный коэффи- циент излучения, Вт/ /(м2-К4) £цр 2,04 1,88 1,78 1,78 (13.48)
13 Приведенный коэффи- циент излучения с уче- том конвекции, Вт/(м2Х хк4) СпР 2,35 2,1 (13.49)
ТАБЛИЦА 11.2. РАСЧЕТ НАГРЕВА МЕТАЛЛА
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
1 II Ш IV
1 Расчетная схема иагре- — Двусторонний нагрев в среде с по- —
ва металла стоянкой температурой
2 Расчетная толщина сля- ба, м ^расч 0,145/ 2=0,0725 Двусторонний нагре"в сляба
3. Коэффициент теплопро- X 41,0 37,6 34,8 31,6 Табл. V.47
водности металла при средней температуре на участке, Вт/(м-К)
4 Число Старка Sk 0,0081 0,0171 0,0286 0,0437 (13.45)
5 Число Био Bi 0,0247 0,027 0,0292 0,0321 (13.44)
6 Числовое значение со- — 0,103 0,168 0,249 0.356 (13.46); на всех
отношения для опреде- ления области «тонких» участках слябы являются тон- кими
тел
7 Методика расчета на- — С раздельным уче- По закону излу- Табл. 11.1, п. 16
грев а металла том излучения и конвекции чения
8 Формула для расчета т (13.53) (13.52) —
продолжительности на- грева Табл. V.47 и примечание к табл. V.46
9 Средняя теплоемкость металла на участке, кДж/(кг-К) см 0,51 0,552 0,639 0,903
10 Плотность металла, р 7800 —
кг/м3
11 Относительная темпера- тура металла: в начале участка е 0,482 0,672 — <м~г273 V —
в конце 0,86 0,968 — — /г-ф273
12 Отношение Bi/Sk: — 4,75 2,06 2,23 1,16 Рис. 1.22
в начале участка в конце —
13 Температурный фактор: ф 0,115 0,29 Рис. 1.1-9 н 1.21
в начале участка —
в конце 0,48 0,91 — —
136
Продолжение табл, 11.2
л.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, расчетные формулы
I II Ш IV
14 Температурный фактор, К-3: в начале участка С 0,118 0,098 Рис. 1.16
в конце — — 0,18 0,16
15 Продолжительность на- грева, ч: по участкам т 6,37 6,07 2,64 4,2 Табл. 11.2 п.8
общая по печи 19,3
16 Средняя скорость на- грева, °С/ч V (750—20)/19,3=38 По заданию 35—40°С/ч; ре- жим нагрева выбран верно
ТАБЛИЦА 11.3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
В ПЕРИОД ОХЛАЖДЕНИЯ
П.Ц Наименование, единица измерения Обозна- чение расчетные участки Примечания, расчет- ные формулы
1 II Ш
1 2 Температура металла в пе- чи, °C: начальная конечная Начальная температура кладки, °C сч у.КОН 4М ^кл 750 150 700 Рис. 11.2 Принимаем /кл=С* -50
3 Способ охлаждения — Холодным воздухом, подсасы- ваемым через люки в боковых стенах —
4 Температура металла по участкам, °C: начальная конечная 2^ вГи О и д л 750 550 550 300 300 150 Принимаем
5 средняя Средняя температура клад- ки, °C ^кл 650 600 425 375 225 175 Г1 й и в*1 СП о
6 7 Приведенный коэффициент излучения металла на клад- ку, Вт/(м2-К4) Коэффициент теплоотдачи излучением от металла к кладке, Вт/(м2-К): в начале участка в конце Я 9 О Ляд н а о р w £ Й Д я Л 138,5 71 3,48 71 23,3 23,3 8,7 Принимаем оди- наковым для всех участков (13.48)
8 9 10 средний Скорость потока воздуха, обдувающего слябы, м/с Определяющий размер сля- ба (в направлении движе- ния потока),м Коэффициент теплоотдачи конвекцией от продольно обдуваемой пластины к воздуху, Вт/(м2-К) аизл и>в Rkohe 105 47,6 4—6 1,1 12,8 16,0 Принимаем Рис. 13.11
137
Продолжение табл, JI.3
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Расчетные участки Примечания, р асчет- ные формулы
I п III
11 Коэффициент, учитывающий среднюю температуру подо- грева воздуха ^нагр 0,87 Рис. 13.11, б
12 Коэффициент теплоотдачи конвекцией с учетом подо- грева воздуха аконв 12 ,8-0,87=1 1,1 (Zhohb=CZ'KOhb Лнагр
13 Вид теплообмена — Преобладает теп- лообмен излуче- нием Теплообмен излучением н конвекци- ей соизмерим —
14 Условный коэффициент теплоотдачи конвекцией в единицах коэффициента из- лучения, Вт/(м2-К'1) ск 0,64 1,4 (13.50)
15 Приведенный коэффициент излучения с учетом конвек- ции, Вт/(м2-К4) Спр 4,14 4,88 — (13.49)
ТАБЛИЦА 11.4. РАСЧЕТ ОХЛАЖДЕНИЯ МЕТАЛЛА
Расчетные участки
П.П Наименование, единица измерения Об оз на чение I 11 ill Примечания, расчет- ные формулы
I Расчетная схема охлаждения — Двустороннее охлаждение в —
металла среде с постоянной температу-
рой
2 Коэффициент теплопроводности металла при средней темпера- туре на участке, Вт/(м-К) к 32,6 0,0153 36,6 0,0072 39,7 Табл. V.47
3 Число Старка Зк 0,0032 Sk<0,15—изде- лие тонкое на всех участках
Методика расчета охлаждения
4 — По закону налу* С раздель- •—
металла чения ным учетом излучения и конвекции
5 Формула для расчета продол- — (13.52) (13.53) —
длительности охлаждения
6 Средняя теплоемкость металла см 0,935 0,625 0,544 Табл. V.47 и при-
на участке, кДж/(кг-К) мечание к табл. V.46
7 Отношение Bi/Sk — 6,33 —
8 Расчетная толщина сляба, м *$расч 0,072£ Табл. 11.2 п.2
9 Относительная температура ме- талла: в начале участка 0 1,55 о 273 V __
в конце 1,14 Z,,-)-273
10 Температурный фактор, К-3: £ 0,045 0,08 Рис. 1.18
в начале участка —
в конце 0,075 0,2 —
11 Температурный фактор: ф 0,07 Рис. 1.21
в начале участка -— —
в конце — — 0,17
12 Продолжительность охлажде- тохл Табл. 11.4, п. 5
ния, ч:
по участкам 1,06 2,41 4,83
общая по печи 8,3
138
ТАБЛИЦА 11.5. СТАТЬИ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ПЕРИОДА НАГРЕВА
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 Химическое тепло топлива, кВт Угар металла, % Тепло экзотермических реак- ций окисления железа, кВт Прах Ох а Оэкэ од тепла ^&,wt^,nvT 3,6 0,35 15,7-0,35-144 =41 19,3 (13.1) Принимаем (13-7)
Расход тепла '
4 Расход тепла на нагрев метал- ла: температура металла, °C: начальная /нач 20 Рис. 11.2
конечная средняя теплоемкость ме- ^кон “М 750 0,665 Табл. V.47
талла, кДж/(кг-К) продолжительность нагрева, т 19,3 Табл. 11.2, п. 15
ч садка печи, т G 144 см. с. 144
затраченное тепло, кВт Qm 144-0,665(750-20) ]П„ _ —j (13.9)
5 Тепло, уносимое уходяшими продуктами сгорания: температура продуктов его- 3,6-19,3 800 Принимаем
рания, °C энтальпия продуктов cropа- 12,5 Рис. 11.6, при ?д=
ния, мДж/м3 потери тепла, кВт Qn —-12,5V.=3,47Vr =800 °C и юд=1,1 (13.10)
6 Потери тепла теплопровод- ностью через кладку: температура’ внутренней по- верхности кладки, °C: стен свода 3,6 600 600 Принимаем усреднен- ное значение за пе-
пода материал (толщина, мм) кладки: стен свода пода удельный тепловой поток че- рез кладку, кВт/м2: стен свода пода поверхность кладки, м2: стен свода пода ?кл 600 Шамот кл. Б (232) и диатомит Д-500 (116) Шамотный легковес ШЛ-1,3 (300) Шамот кл. А (348) и диатомит Д-500 (232) 0,58 0,87 0,32 90,5 62,0 62,0 риод нагрева По рис. Ш.З, е По рис. III.2, г По рис. Ш.З, е Расчет не приводится
139
Продолжение табл. П.5
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
7 8 потери тепла, кВт: стен свода пода общие Потери тепла на нагрев опор- ных устройств, кВт Тепло аккумулированное клад- кой: конечная температура внут- ренней поверхности кладки, °C: стен свода пода конечная температура на- ружной поверхности кладки, °C: стен свода пода средняя температура кладки в конце нагрева, °C: стен свода пода коэффициент теплоотдачи конвекцией от внутренней поверхности кладки к возду- ху, Вт/(м2-К): стен свода пода полная продолжительность периода охлаждения кладки, ч полная толщина кладки, м: стен свода пода средний коэффициент тепло- проводности кладки, Вт/ /(м-К): стен свода пода Ок л Отр ^вв /КОН *нар /КОН *кл акл тхол ^Ь’Л ^-КЛ 52,5 53,9 20 126 9,4-0,665(750—20) _ «65 3,6-19,3 8С0 800 800 84 105 60 (800+84) 2 (800+105) 2 (800+60U430 2 17,4 17,4 17,4 8,3+5+4=17,3 0,348 0,3 0,58 1,153 — шамот кл. Б; 0,189 — диатомит 0,643 —ШЛ-1,3 1,165 — шамот кл. А; 0,191 —диатомит (13.14) (15.26); масса опорных уст- ройств (прокладок) Gon=9,4 т; остальные данные — см. табл. 11.5 п. 4 Рис. 11.2 Рис . III.16 уКОН 1 у кон Ткон 1вн ' ‘нар 2 Принимаем из усло- вий скорости прососа воздуха 4—6 м/с и температуры воздуха от 20 до <— 400 °C Тхол=*охл+Сл+ +т3+тр Табл. II.5, п. 6 Рис. V.5
140
Продолжение табл. 11.5
П.П Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
эквивалентная теплопровод- ность кладки, Вт/(м-К): стен пода число Био для внутренней поверхности кладки: стен свода пода теплоемкость материала кладки, кДж/(кг - К): температуропроводность, м2/ч: шамот шамотный легковес диатомит эквивалентная температуро- проводность кладки, м2/ч: стен свода пода L число Фурье кладки: стен свода пода объем слоев кладки, м3: стен свода пода масса слоев кладки, т: стен свода пода функция: стен свода пода функция: стен свода пода ^ЭКБ скл Рэкв °экв ^°кл Ркл ^кп фак ф' ак 0,348/(0,232/1,153+ +0,116/0,189)=0,427 0,58/(0,348/1,165+ +0,232/0,191)=0,383 17,4-0,348/0,427=14,2 17,4-0,3/0,643=8,1 17,4-0,58/0,383=26,4 0,92 0,0024 0,00194 0,0015 0,002 0,00194 0,0019 0,002-17,3 =0,286 0,3482 0,00194-17,3 =0,373 0,32 0,0019-17,3 0,582 -°’°97 14,5 —- шамот кл. Б; 9,4 — диатомит 18,0 —ШЛ-1,3 18,1— шамот кл. А; 13,2 —диатомит 14,5-1,9+9,4-0,5=32,2 18,0-1,3=23,4 18,1-1,9+13,2-0,5=41,1 - 0,11 0,028 0,27 0,37 0,42 0,3 (11-7) (15.30) Принимаем по табл. V.53 и рис. V.4 оди- наковую для всей кладки (11.8) а=3,6 — . ср (11.10) (15.30) Расчет не приводится бкл= Рклркл Рис. 15.1 Рис. 15.2
141
Продолжение табл. 11.5
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, i расчетные формулы
[ температура среды печи в конце периода охлаждения, °C усредневная температура среды печи за периоды нагрева и ох- лаждения, °C жои 4охл ^охл 100 800+100 Принимаем уКОН 1 жон у _ *вн ‘ ^охл
2 2
средняя температура кладки в конце периода охлаждения, °C: стен лхл 4кл 20+(800—20)0,11+ +(450—20) 0,37=269 (15.29)
свода 20+(800—20) 0,028+ +(450—20) 0,42=223
пода 20+(800—20) 0,27+ +(450—20)0,3=360
тепло ^аккумулированное клад- кой, кВт: стен <2S 32,2-0,92(442—269) — —73,8 3,6-19,3 (15.28)
свода 23,4-0,92(452—223) 3,6-19,3 - ’
41,1-0,92(430—360)
пода 3,6-19,3
общее 73,8+71,0+38,1«183
тепло, аккумулированное кар- касом/кВт | С” 0,1-183 =а18 Ср = 0,1(2™
общая аккумуляция тепла печью, кВт Фан 183+18=201 <2ак = « + <2ак₽
9 Неучтенные тепловые потери, кВт Онеучт 0,1 (1006+126+65+ +201)^140 (15.31)
10 Уравнение теплового баланса — 9,71УГ+41 = 1006+ +3,47Vr+126+65+ +201 + 140; 6,2414=1497 (15.32)
И Расход газа на печь, м3/ч К 240 —
12 Химическое тепло топлива, кВт Qx 9,71-240=2330 • Табл. 11.5, п.1
13 Тепло, уносимое уходящими продуктами сгорания, кВт — ! . •> _ 3,47-240=833 Табл. 11.5, п. 5
ТАБЛИЦА 11.6. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕРИОДА НАГРЕВА
Приход тепла Расход тепла
Наименование кВт % Наименование кВт %
1. Химическое тепло топ- лива 2330 98,3 1. Нагрев металла 1006 42,4
2. Тепло окисления метал- ла 41 1,7 2. Тепло, уносимое продуктами сгорания 833 35,1 .
142
Продолжение табл. 11.6
Приход тепла Расход тепла
Наименование кВт % Наименование кВт %
3. Потери тепла теплопроводностью через кладку 126 5,3
4. Потери тепла на нагрев опорных уст- ройств 65 2,8
5. Тепло, аккумулированное кладкой и каркасом печи 201 8,5
- 6. Неучтенные потери 140 5,9
Итого 2371 100 Итого 2371 100
ТАБЛИЦА 11.7. СТАТЬИ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ПЕРИОДА ВЫДЕРЖКИ
п.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
Приход тепла
1 Химическое тепло топлива, кВт 0х — •35,0Уг=9,71Уг (15.1)
3,6
2 Угар металла, % а 0,1 Принимаем
3 Тепло экзотермических реакций окис- ления железа, кВт Оэвз 15,7-0,1.144/8=28 (15.7)
Расход тепла
4 Температура уходящих продуктов сгорания, °C 800 Принимаем
5 Потери тепла с уходящими продук- <2д 3,4717 Табл. 11.5, п. 5
тами сгорания, кВт
6 Тепловые потери через кладку тепло- Онл 126 Табл. 11.5, п. 6
Проводностыо, кВт
7 Неучтенные тепловые потери, кВт Снеучт 0,1-126=13 (15.31)
8 Уравнение теплового баланса — 9,71УГ+28=3,47УГ+ (15.32)
+126+13; 6,24УГ=111
9 Расход газа на печь, м3/ч Уг 17,8 —
10 Химическое тепло топлива, кВт Qx 9,71-17,8=173 Табл. 11.7, п. 1
11 Потери тепла с уходящими продук- <2д 3,47-17,8=62 Табл. 11.7, п. 5
тами сгорания, кВт
ТАБЛИЦА 11.8. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕРИОДА ВЫДЕРЖКИ
Приход тепла Расход тепла
Наименование кВт % Наименование кВт %
1. Химическое тепло топли- ва 173 86,1 1. Тепло, уносимое продуктами сгорания 62 30,8
2. Тепло окисления металла 28 13,9 2. Потери тепла теплопроводностью че- рез кладку 126 62,7
3. Неучтенные потери 13 6,5
И того 201 100 Итого 201 100
143
ТАБЛИЦА 11.9. РАСЧЕТ ЧИСЛА И ХАРАКТЕРИСТИК ПЕЧЕЙ
П.П Наименование, единица измерения Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 Годовая производительность отделе- ния, т Р год 30000 Исходные дан- ные
2 Годовой фонд рабочего времени, ч Т'год 6000 То же
3 Часовая производительность отделе- ния, т/ч ^отд 30000/6000=5 (9-1)
4 Полный производственный цикл ра- боты печи, ч т2 19,3+8+8,3+5 +4=44,6 (И-6)
5 Часовая производительность печи, т/ч р 144/44,6=3,23 (9-2)
6 Число печей, шт N 50/3,23-0,9-0,95» 2 (9.4); принима- ем =0,9, k3=0,95
7 Максимальная тепловая мощность печи (период нагрева), МВт Мщах 2,33 Табл. 11.5, п. 12
в; Минимальная тепловая мощность (период выдержки), МВт 'Htnin 0,173 Табл. 11.7, п. 10
9 Пределы регулирования К 2,33/0,173—14 К — Мтгх/Almin
10 Удельный расход тепла, кДж/кг Ч 3,6(2330-19,3+173Х Х8)/144» 1160 (9-5)
Рис. 11.3< Схема камерной печи с вык&тным подом:
1 — выкатиой под; 2 — горелки; 3 — люк для присоса
воздуха в период охлаждения; 4 — свод печи; 5 —
стопа слябов с прокладками между ними; 6 — клад-
ка печи; 7 — дымовые каналы
Задаемся общей продолжительностью за-
грузки и разгрузки печи т3+тр=4 ч. Прини-
маем укладку садки на поду в четыре стопы:
две по длине и две по ширине печи. В стопе
6 слябов, уложенных на 6 прокладок (из блю-
мов) толщиной а=0,1 м; схема рабочего
пространства печи с садкой приведена на
рис. 11.3.
Тогда длина рабочего пространства печи
L=2Z+2-0,2+0,4 = 2-4,85 + 2-0,2+0,4 = 10,5 м,
где 0,2 м — зазор между торцевой ст-енкой и
стопой, 0,4 м — зазор между стопами. Шири-
на рабочего пространства печи В=26+2-0,65+
+ 1,0=2-1,1+2-0,6+1,0=4,5 м, где 0,65 м —
зазор между боковой стеной и стопой, 1,0 м —
зазор между стопами. Высота рабочего прост-
ранства печи 77=6S+6a+0,23 = 6-0,145+
+ 6-0,1+0,23=1,7 м, где 0,23 м — зазор меж-
ду сводом и стопой. Садка печи G=6X4M=
=6-4-6=144 т.
Изменением температуры продуктов сгора-
ния и кладки задаемся (см. рис. 11.2).
Расчет теплообмена в рабочем простран-
стве печи в период нагрева приведен в табл.
11.1, а расчет нагрева металла — в табл. 11.2.
Расчет теплообмена в рабочем простран-
стве печи в период охлаждения представлен в
табл. 11.3, а расчет охлаждения металла — в
табл. 11.4. <
Статьи теплового баланса печи и расчет
расхода топлива в период нагрева даны в
табл. 11.5, а тепловой баланс периода нагре-
ва— в табл. 11.6.
Статьи теплового баланса печи и расчет
расхода топлива в период выдержки приведе-
ны в табл. 11.7, а тепловой баланс периода вы-
держки — в табл. 11.8.
Расчет необходимого числа и характеристик
печей представлен в табл. 11.9.
Следует учитывать, что расчет дает нам
средний расход топлива за период нагрева, в
то время как текущий расход топлива сильно
меняется с течением времени и особенно велик
в начальный период нагрева. Поэтому для бо-
лее правильного определения тепловой мощно-
сти печи необходимо составить тепловой ба-
ланс и определить расход топлива на I рас-
четном участке.
Глава 12
КОЛПАКОВЫЕ ПЕЧИ
12.1. Характеристика печей
В колпаковых печах садку, установленную на
стенде и закрытую муфелем, подвергают свет-
лой термической обработке, включающей пе-
риоды нагрева, выдержки и охлаждения. В пе-
риоды нагрева и выдержки на стенд устанав-
144
ливают нагревательный колпак, в котором
имеются горелки. Под муфель подают защит-
ный газ с принудительной циркуляцией для
ускорения и повышения равномерности на-
грева.
После окончания периодов нагрева и вы-
держки нагревательный колпак снимают и пе-
реносят на следующий стенд, а садка под му-
фелем начинает охлаждаться. Для ускорения
охлаждения применяют различные средства:
поливку муфеля водой, обдувку муфеля воз-
духом под колпаком ускоренного охлаждения,
охлаждение защитного газа в водяных холо-
дильниках и т. д.
Основная область применения колпаковых
печей — светлая термическая обработка руло-
нов стальной полосы. В колпаковых печах под-
вергают также термообработке стопы листов,
пакеты прутков, бунты проволоки, сортовой
прокат и т. д. В основном колпаковые печи
применяют в тех случаях, когда продолжитель-
ность цикла термообработки очень велика.
Наиболее продолжительным в цикле термооб-
работки является период охлаждения, который
в 2—3 раза превышает период нагрева и вы-
держки. Поэтому один нагревательный колпак
может обслуживать несколько стендов.
Колпаковые печи классифицируют по ко-
личеству стоп (из листов, рулонов, бунтов)
металла, которые располагают на одном стен-
де и накрывают одним колпаком: одно-, двух-,
трехстопные, многостопные. Основным типом
печей является одностопная печь для отжига
рулонов полосы.
Колпаковые печи служат для массовой
термообработки, поэтому в печном отделении
располагают большое число печей (стендов),
иногда несколько сот штук.
12.2. Особенности теплообмена
При нагреве металла в колпаковой печи теп-
ло к наружной поверхности садки передается
Рис. 12.1. Схема колпаковой печи:
J — нагревательный колпак; 2 — муфель; 3 — рулоны
полосы; 4— горелки; 5 — циркуляционный вентиля-
тор; 6 — эжектор для отбора дыма; 7 — конвектор-
ные кольца
излучением от муфеля и конвекцией от защит-
ного газа, а к,наружной поверхности муфеля
излучением и конвекцией от продуктов сгора-
ния и излучением от кладки нагревательного
колпака. При охлаждении, наоборот, тепло от
садки передается конвекцией к защитному га-
зу и излучением к муфелю, а от муфеля в ок-
ружающую среду.
В дальнейшем рассматривается, как наи-
более разработанная, методика расчета нагре-
ва и охлаждения рулонов стальной полосы в
одностопных колпаковых печах. Схема такой
печи приведена на рис. 12.1.
Под муфелем размещают несколько руло-
нов по высоте. Циркуляционный вентилятор
подает защитный газ снизу в зазор между
муфелем и рулонами. Для доступа защитного
газа к торцевым поверхностям рулонов меж-
ду ними устанавливают конвекторные кольца,
в которых имеются каналы переменного сече-
ния. Через эти каналы защитный газ попадает
во внутренние полости рулонов, омывает их и
возвращается в циркуляционный вентилятор.
Исследования таких печей показали, что в
наихудших условиях нагрева и охлаждения
находится нижний рулон, поэтому все расчеты
теплообмена производят применительно к ниж-
нему рулону.
Расчет теплообмена под муфелем
при нагреве
При нагреве теплоотдача излучением происхо-
дит от муфеля к наружной боковой поверхно-
сти рулона, а к торцевым и внутренней поверх-
ностям теплоотдача происходит только кон-
векцией от защитного газа. При расчете тем-
пературу муфеля, °C, принимают постоянной
для всего процесса нагрева:
^Уф = «+Ю, (12.1)
где /„ов — конечная температура поверхности
рулона, °C.
В связи с тем, что защитный газ является
лучепрозрачным, приведенный коэффициент
теплоотдачи излучением определяют по фор-
муле (13.8), которая для условий нагрева ру-
лонов под муфелем принимает вид
С^ГР = CJ~ + "ОГ ’ (12-2)
L ем Д'р \ /J
ГДе C.s=5,77 Вт/(м2-К4)—коэффициент излу-
чения абсолютно черного тела; ем и ер — сте-
пени черноты муфеля и рулона; £>м и Dp —
внутренний диаметр муфеля и наружный диа-
метр рулона, м.
Коэффициент теплоотдачи излучением Kg3jI
определяют по формуле (13.48), причем реко-
мендуется принимать среднюю температуру
наружной боковой поверхности рулона, °C:
^6 — 0>®Муф.
(12.3)
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от
защитного газа к наружной боковой поверх-
ности рулона ас принимают равным
12 Вт/(м2-К), а от защитного газа к торцевой
и внутренней поверхностям рулона определя-
ют по формулам и графикам разд. 13.2. При
этом принимают расчетную температуру за-
щитного газа, °C:
^р = 0,71муф. (12.4)
10—482
145
Действительную скорость защитного газа,
м/с, во внутренней полости нижнего рулона оп-
ределяют по формуле
= (1 - ₽) Vr./3600F“4, (12.5)
а в нижнем конвекторном кольце — по формуле
О,т = 8Уг/зб00^еч, (12.6)
где Vr — действительное количество циркули-
рующего защитного газа, м3/ч, определяемое
по производительности циркуляционного вен-
тилятора; Р — доля газа, проходящего через
нижнее конвекторное кольцо (можно прини-
мать Р=0,3); F Ееч и Л“ч —проходные сече-
ния во внутренней полости рулонов и в кон-
векторном кольце, м2, которые определяются по
формулам
F“4 = 0,785dp, (12.7)
= 1,88йт [dp 4- (Dp - dp}/2], (12.8)
где hi — высота конвекторного кольца, м; Dp
и dp — наружный и внутренний диаметры ру-
лона, м.
Эквивалентный диаметр для канала кон-
векторного кольца определяют по формуле
(13.41). Так как канал имеет переменное сече-
ние, то находят эквивалентный диаметр для
начального и конечного сечений, а затем берут
среднее значение.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для
торцевой поверхности рулона, Вт/(м2-К), сле-
дует умножить на поправочный коэффициент,
учитывающий шероховатость торцов:
ат=1,5< (12,9)
где a w— коэффициент теплоотдачи конвекцией
для торцевой поверхности рулона, Вт/(м2-К),
найденный по графикам разд. 13.2.
Определенные таким образом коэффици-
енты теплоотдачи конвекцией отнесены к тем-
пературе защитного газа. Для того чтобы
привести их к температуре муфеля, необходи-
мо умножить на коэффициент приведения х,
который определяют по формуле
X=ft/(1 +k),
иб (Ли + 0,8Гб)
Fт 4- ссЕ Fв
(12.10)
(12.П)
где ag, ат и ав — коэффициенты теплоотдачи
конвекцией соответственно к боковой, торце-
вой и внутренней • поверхностям рулона,
Вт/(м2-К); Fe, F?, FB и — соответственно
боковая, торцевая, внутренняя поверхности ру-
лона и внутренняя поверхность муфеля, м2, ко-
торые определяют по формулам
Fq — ttDphp пр,
^ = 0,3Л(Ор2-^)Пр>
Ло ~ зтс/р ftp Пр,
Км — «м >
(12.12)
(12.13)
(12.14)
(12.154
где ftp и Дм — высота рулона и муфеля, м;
Пр — число рулонов в стопе.
Таким образом, средние приведенные ко-
эффициенты теплоотдачи, Вт/(м2-К), при на-
греве рулона запишутся как
«б = абЗЛ + ииб ’
Расчет теплообмена в рабочем пространстве
при охлаждении под муфелем
Приведенный коэффициент излучения от на-
ружной боковой поверхности рулонов в окру-
жающую среду, Вт/(м2-К4), с учетом, что теп-
лоотдача происходит через муфель, определя-
ют по формуле
СОХЛ /~>ИЗЛ х-»ИЗЛ ///чИЗЛ 1 /пНЗЛ \ ((О 17\
пр ^р—м с/l^p—м ‘ (12.17)
где Ср™,и —коэффициенты излучения
от наружной боковой поверхности рулона на
муфель и от муфеля в окружающее простран-
ство, Вт/(м2-К4).
Коэффициент излучения от наружной бо-
ковой поверхности, рулона на муфель рассчи-
тывают по формуле (12.2), а от муфеля в ок-
ружающее пространство — по формуле
С^с=Свм. (12.18)
Коэффициент теплоотдачи излучением оп-
ределяют по формуле (13.48), причем темпера-
туру окружающей среды tc можно принять
равной 20 °C, а среднюю температуру наруж-
ной боковой поверхности рулона, °C:
(б=1,1^хл, (12.19)
где /°хл—расчетная температура защитного
газа, °C, которую в данном случае определяют
по формуле
7°хл = 0,6/Х’ (12.20)
где t — температура в наиболее отстающей
точке рулона в начальный момент охлажде-
ния, °C, определяемая из расчета распределе-
ния температур в рулоне.
Коэффициенты теплоотдачи конвекцией
определяют аналогично тому, как это дела-
лось при нагреве, только расчетную темпера-
туру защитного газа определяют по формуле
(12.20), а величину k в выражении для ко-
эффициента приведения (12.10)—по формуле
0,37“лаб(Км-Кб/3)
А = —-----------------------’ .
'(t°^ _ {X (а к 4- а К Y
V г с/ V т т 1 в в/
Тем самым приведенные коэффициенты тепло-
отдачи, определяемые по формуле (12.16), от-
носят к температуре окружающей среды tc.
Расчет теплообмена в рабочем пространстве
при охлаждении с поливкой муфеля водой
В расчете принимают, что в процессе поливки
муфеля водой его температура остается по-
стоянной и равной температуре охлаждающей
воды /вод=20 °C.
Приведенный коэффициент излучения оп-
ределяют по формуле (12.2), а среднюю тем-
пературу наружной боковой поверхности ру-
лона — по формуле (12.19).
Коэффициенты теплоотдачи конвекцией"
находят так же, как при нагреве, только рас-
четную температуру защитного газа подсчиты-
(12.21)
146
вают по формуле (12.20),. а величину k в фор-
муле для коэффициента приведения (12.10) —
(fid формуле
Л — ----~2-----------------------------
(12.22)
Приведенные коэффициенты теплоотдачи,
определяемые во формуле (12.16), отнесены к
температуре охлаждающей воды /вод.
Расчет теплообмена в рабочем
пространстве печи при обдувке муфеля
воздухом
Приведенный коэффициент излучения,
Вт/(м2-К4), подсчитывают по формуле
рВОЗД (ЧОХЛ I (авовд ас) Кмуф /возд)
пр — пр Т" Г /б + 273 -|4 рс + 270 -14 ’
И V I --------------- I - I ------’ГГ’ I
L юо J L юо J
(12.23)
где С°рЛ — приведенный коэффициент излуче-
ния при охлаждении под муфелем без обдув-
ки воздухом, Вт/(м2-К4), определимый по
формуле (12.17); ав03д — коэффициент тепло-
только- расчетную температуру защитного газа,
°C, определяют,, по формуле
7гол = 0,6(1- трасч): + 50трасЧ)
(12,25)
где Шрасч — объемная доля защитного газа,
пропускаемого через холодильник:
Г / -^охл + 273
—----------------—м
/вых "I- 273
1/2 "I
Шрасч — I "Ь
(12.26)
где /°хл— расчетная температура защитного
газа при охлаждении в отсутствие вынесенных
холодильников, °C, определяемая по формуле
(12.20); /Вых — температура защитного газа на
выходе из холодильника, принимается равной
50 °C;
Л4 — [(1 Щхол)/отхол]2 ’ (12.27)
И1хол — объемная доля газа, пропускаемого че-
рез холодильник при условии /вых=/рХЛ =50°С,
задается в исходных данных, исходя из харак-
теристики сети.
Коэффициент k в формуле для коэффици-
ента приведения (12.10) определяют по фор-
муле
0,3-/хол (FM - F6/3) + 0.278трасч ср Vm рГ ~ 50)
отдачи конвекцией от стенки муфеля к обду-
вающему ее воздуху, Вт/(м2-К), определяемый
по формулам и графикам разд. 13.2 в зависи-
мости от скорости воздуха в кольцевом кана-
ле между муфелем и колпаком ускоренного
охлаждения; ас — коэффициент теплоотдачи
свободной конвекцией при охлаждении муфе-
ля на воздухе [можно принимать ас =
=7 Вт/(м2-К)]; /Муф, /б, /возд и /с — температу-
ра соответственно муфеля, наружной боковой
поверхности рулона, воздуха, обдувающего
муфель, и окружающей среды, °C.
Среднюю температуру наружной боковой
поверхности рулона можно подсчитать по фор-
муле (12.19), а температуру муфеля — по фор-
муле
^муф = 5,7/°хл, (12-24)
где t °хл— расчетная температура защитного
газа, °C, определяемая по формуле (12.20).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией оп-
ределяют так же, как при охлаждении садки
под муфелем без колпака ускоренного
охлаждения.
Обычно колпак ускоренного охлаждения
устанавливают через 3—5 ч после окончания
нагрева, так как в первые часы после снятия
нагревательного колпака наружная теплоотда-
ча от муфеля в окружающую среду за счет
свободной конвекции достаточно интенсивна.
Расчет теплообмена в рабочем пространстве
при охлаждении под муфелем и при наличии
вынесенных холодильников защитного газа
Приведенный коэффициент излучения и коэф-
фициент теплоотдачи конвекцией определяют
так же, как при охлаждении под муфелем,
где сг — истинная теплоемкость защитного га-
за при температуре 1*ол, кДж/(м3-К); Снг —
расход защитного газа при 0°С и 101,3 кПа,
м3/ч:
^нг = 273Сг/р“л + 273). (12.29)
12.3. Расчет
температурного поля в рулоне
Расчет температурного поля в рулоне прово-
дят по методике расчета полого цилиндра ко-
нечных размеров (см. 13.3.8). Расчет ведется
для. нижнего рулона, который является самым
отстающим в садке.
Рулой полосы считается нагреваемым в
радиальном направлении одновременно с на-
ружной и внутренней стороны с коэффициен-
тами теплоотдачи соответственно од и а3, оп-
ределяемыми по формуле (12.16).
Эквивалентный коэффициент теплопровод-
ности в радиальном направлении определя-
ют как для слоистого металла по формуле
(13.43), а эквивалентный коэффициент темпе-
ратуропроводности, м2/ч, по формуле
Пэ — 3,6X0//^ (12.30)
где см — теплоемкость металла садки,
кДж/ (кг • К); т] — коэффициент заполнения,
равный отношению объема металла в рулоне
к объему самого рулона; рм — плотность ме-
талла садки, кг/м3.
В осевом направлении рулон считают сим-
метрично нагреваемым с торцов. Коэффициент
теплоотдачи для нагрева с торцов ат опреде-
ляют по формуле (12.16). Теплофизические
свойства рулона в осевом направлении равны
теплофизическим свойствам металла полосы.
10*
147
Расчетная толщина пластины в осевом направ-
лении равна половине высоты рулона.
Температуру наружной боковой поверхно-
сти рулона 1пов считают равной температуре
наружного витка посередине высоты рулона
(точка 7 на рисунке цилиндра конечных раз-
меров в табл. 13.7). В этой же плоскости (по-
середине высоты рулона) лежит наиболее от-
стающая точка. Поэтому при расчете рулона
в осевом направлении необходимо определять
относительную температуру только посередине
высоты рулона, т. е. для середины пластины.
Продолжительностью нагрева задаются,
добиваясь получения необходимого темпера-
турного состояния рулона.
12.4. Определение
числа печей (стендов) в отделении
и размеров рабочего пространства печи
Число колпаковых печей (стендов) в отделе-
нии определяют по методике, изложенной в
разд. 9.3.
Производительность одной печи (стенда)
рассчитывают по формуле (9.2). В этой фор-
муле садка печи определяется массой руло-
нов и их числом, коэффициент использования
печи kv. принимают равным 0,9—0,95, а про-
должительность полного производственного
цикла, ч, находят по формуле
т = т3 + тх + Ту + тп + тохл + Тр + тп,
(12.31)
где Тз, Тх, Ту, тн, Тохл, тР, тп — соответственно
продолжительность загрузки стенда с муфе-
лем, холодной продувки садки под муфелем за-
щитным газом, установки колпака, нагрева и
технологической выдержки, охлаждения под
муфелем (включая принудительное охлажде-
ние), разгрузки стенда, подготовки стенда к
следующей садке, ч.
При расчете колпаковых печей принимают,
что тх= 1 = 1,5 ч, а суммарная продолжитель-
ность операций т3+т;,. 4-Тр4-тп составляет
1—2 ч для одностопных печей и 3—4 ч для
многостопных. Затем по формуле (9.4) опре-
деляют число печей (стендов) в отделении кол-
паковых печей.
Необходимое число нагревательных колпа-
ков для отделения колпаковых печей можно
найти из соотношения
/+олп = А1тн/т, (12.32)
где N — число стендов в отделении колпаковых
печей; т — продолжительность полного произ-
водственного цикла, ч; тн — продолжитель-
ность нагрева и технологической выдержки, ч.
Число колпаков ускоренного охлаждения,
необходимое для отделения нагревательных
колодцев, определяют по формуле
^уск = 0»“7Д^тОХд/т, (12.33)
где 0,97 — коэффициент, учитывающий, что
первые часы охлаждение ведут без колпака
ускоренного охлаждения.
Размеры рабочего пространства колпако-
вой печи определяются размерами садки.
Принимают внутренний диаметр муфе-
ля, м:
DM = Dp4- (0,34-0,35), (12.34)
где Dp — наружный диаметр рулона, м; •
внутренний диаметр нагревательного кол-
пака, м: ----- -----
DH = Dp + (0,94-1,0); (12.35)
внутренний диаметр колпака ускоренного
охлаждения, м:
DK = DM + (0,254-0,3). (12.36)
Зазор между верхом садки рулонов и верх-
ней точкой муфеля +=0,16=0,2 м.
12.5. Тепловой баланс
Тепловой баланс колпаковой печи составляют
по методике, изложенной в гл. 15.
Так как расход топлива в период нагрева
и выдержки изменяется очень сильно, то со-
ставляют два тепловых баланса: во-первых,
тепловой баланс в начале нагрева (за первые
2 ч), когда потребление тепла максимально
(из этого теплового баланса определяют мак-
симальный расход топлива и тепловую мощ-
ность печи); во-вторых, тепловой баланс за
весьп^ериод нагрева и выдержки, (из этого
теплового баланса определяют средний расход
топлива и удельный расход тепла на печь).
При определении расхода тепла на нагрев
металла величину среднемассовой температуры
за первые 2 ч нагрева рулонов, °C, рассчиты-
вают по формуле
~ 0’2 (^пов + Zextr), (12.37)
а для остальных периодов нагрева — по фор-
муле
— (1/3) + (2/3) Zextr, (12.38)
где Zncm ‘и t extr — температуры поверхности и
наиболее отстающей точки р/лона, °C, опреде-
ляются из расчета распределения температур
в рулоне (см. разд. 12.3).
При расчете потерь тепла с уходящими
продуктами сгорания их температуру в первые
2 ч нагрева принимают равной 600 °C, а в по-
следующие периоды нагрева — на 50 °C выше
температуры внутренней поверхности нагрева-
тельного колпака, которую в свою очередь при-
нимают на 100—120 °C выше температуры му-
феля.
В связи с тем, что нагревательный колпак
переносят с одного стенда на другой и за вре-
мя переноса он не успевает существенно ос-
тыть, аккумуляцией тепла кладкой нагрева-
тельного колпака можно пренебречь.
12.6. Примеры расчетов колпаковой печи
Пример 1. Рассчитать время нагрева рулона
стальной ленты в колпаковой печи под муфе-
лем с принудительной циркуляцией защитного
газа.
Исходные данные: наружный диаметр ру-
лона Ор=2,2 м (Рр=1,1 м); внутренний диа-
метр dp=0,6 м (гр=0,3 м); высота рулона
йр=1 м; число рулонов в стопе пр=4; коэф-
фициент заполнения рулона т]=0,97; вид ма-
териала — малоуглеродистая сталь; теплоем-
кость металла см=0,67 кДж/(кг-К); плотность
металла рм=7850 кг/м3; коэффициент тепло-
проводности металла Хм=Хг=41 Вт/(м2-К);
эквивалентный коэффициент теплопроводности
в радиальном направлении (см. рис. 13.21) +=
= 7 Вт/(м2-К); конечная температура рулона
по” =720 °C; допустимый перепад температур
в рулоне Д/=50°С; полная высота конвек-
торных колец h=0,05 м; через конвекторные
кольца нижнего рулона проходит до 30 % от
148
ТАБЛИЦА 12.1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧИ И ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
ДЛЯ РАСЧЕТА НАГРЕВА РУЛОНОВ • к
га Наименование, единица измерения Обозна- чение . Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Температура муфеля, °C Диаметр муфеля, м Приведенный коэффициент из- лучения от муфеля к наруж- ной боковой поверхности руло- на, Вт/(м2-К4) Средняя температура наруж- ной боковой поверхности руло- на °C Коэффициент теплоотдачи из- лучением от муфеля к наруж- ной боковой поверхности руло- на, Вт/(м2-К) Расчетная температура газа, °C Проходное сечение в конвек- торных кольцах, м2 Действительная скорость за- щитного газа в конвекторных кольцах нижнего рулона, м/с Коэффициент теплоотдачи кон- векцией, Вт/(м2-К): от защитного газа к торце- вой поверхности рулона то же, с учетом шерохова- тости торцевых поверхностей Проходное сечение внутренней полости рулона, м2 Действительная скорость за- щитного газа во внутренней полости рулона, м/с Коэффициент теплоотдачи кон- векцией от защитного газа к боковой поверхности рулона, Вт/(м2-К): внутренней наружной Поверхность муфеля, м2 Поверхность рулонов, м2: внешняя боковая внутренней полости торцевая Коэффициент k Коэффициент приведения “МУф DM рнагр ^пр ^нагр fce4 ат И,г гсеч ?в ‘ W-e. «в «б >6 Ft X 720+10=730 2,2+0,35=2,55 5,77 =3,46 1 2,551 \ 0,7 2,2 \0,85 / 0,9-730=657 ( 730+273 у ( 100 / ~ 3,46 -+ 730— / 657+273 V “ ( 100 / -> i — — =125,6 —оо/ 0,7-730=511 / , 2,2—0,6\ 1,88-0,05 10,6-4 1= =0,131 0,3-12500 =7,93 3600-0,131 23,73 23,73-1,5=35,59 0,785-0,62=0,283 (1-0,3) 12500 _е 57 3600-0,283 14,19 11,6 3,14-2,55-4,19=34,4 3,14-2,2-1,0-4=27,5 3,14-0,6-1,0-4=7,5 0,3-3,14 (2,22—0,62) 4=16,9 11,63(34,4+0,8-27,5) _pos (35,59-16,9+14,19-7,5) 0,98 =0,48 (1+0,98) (12-1) (12.34) Степени черноты муфеля и рулона 8м и 8р определя- ем по табл. 13.1 и рис. 13.1 (12-3) (13.48); 6)—6g значение Ч—h можно взять по табл. 13.4 или рис. 13.23 (12.4) (12.8) (12-6) Рис. 13.11 (12.9) (12-7) (12-5) Рис. 13.11 Принимаем (12.15) (12.12) (12.14) (12.13) (12.11) (12.10)
149
Продолжение табл. 12.1
п. п. 1 Наименование, единица измерения Обозиа- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
17 Приведенные коэффициенты теплоотдачи конвекцией, Вт/ /(м2-К): «б 125,6+0,48-11,6=131,19 (12.16)
«Б 0,48-14,19=6,82
ат 0,48-35,59=17,08
18 Числа Био: ВЦ 131,19(1,1—0,3) /7=15,0 (13.75)
Bi, 6,82(1,1—0,3)/7=0,78
19 Отношение наружного и внут- реннего радиусов рулона RJRz — 1,1 — =3,67 0,3 —
20 Относительное положение эк- стремальной температуры радиуса рулона и 0,83 Рис, 13.26; Bi2 0,78 —- = =0,052 Bix 15,0
21 Коэффициент формы Ф1 0,83 Рис. 13.25
22 Расчетные толщины рулона в направлении, м: радиальном Sr 0,83-0,83 (1,1—0,3) =0,55 (13.71); S2:=/tp/2
осевом Sz 0,5
23 Коэффициент температуропро- водности рулона в направле- нии, м2/ч: 3,6-7 3,6
р адиальном аг 0,67*0,97-7850 Op —* смЧРм
осевом 3,6-41 3,6 хг
а? _ - ——- о j < v* 0,67-7850 cmPm
24 Числа Био и Фурье в напра- влении: радиальном Bir For 131,19-0,55'7=10,3 0,0049 т =0,016 т 0,552 (13.44) и (13.66)
осевом Bi2 17,08-0,5 41 -°’2’
Fo, 0,0279 т 0,52 =0J,2T
ТАБЛИЦА 12.2. РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В РУЛОНЕ ПРИ НАГРЕВЕ
T, 4 For 4 0 ПОВ.Г 6extr,r Foz B1z 6extr,z 0 ПОВ ®extr гпов‘ °C ‘extr °C ДА »C
2 0,03 10,3 0,270 0,998 0,22 0,21 0,980 0,268 0,973 550 78 472
5 0,08 10,3 0,165 0,970 0,56 0,21 0,955 0,158 0,926 624 110 514
10 0,16 10,3 0,136 0,865 1,12 0,21 0,850 0,116 0,735 652 238 414
20 0,32 10,3 0,095 0,630 2,24 0,21 0,690 0,066 0,435 686 439 247
30 0,48 10,3 0,065 0,465 3,37 0,21 0,575 0,037 0,267 705 551 154
40 0,64 10,3 0,044 0,330 4,48 0,21 0,467 0,021 0,154 716 627 89
50 0,80 10,3 0,030 0,235 5,60 0,21 0,378 0,011 0,069 722 671 51
60 0,96 10,3 0,0205 0,168 6,72 0,21 0,310 0,006 0,052 726 695 31
150
ТАБЛИЦА 12,3. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧИ И ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
. ДЛЯ РАСЧЕТА ОХЛАЖДЕНИЯ РУЛОНА ПОД МУФЕЛЕМ^
!п-п- 1 'Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 Расчетная температура газа, °C Средняя температура наруж- ной боковой поверхности руло- на, °C Приведенный коэффициент из- лучения, Вт/(м2-К4): от наружной боковой поверх- ности рулона к муфелю от муфеля в окружающее пространство от наружной боковой поверх- ности рулова в окружающую среду Коэффициент теплоотдачи из- лучением от наружной боко- вой поверхности рулона в ок- ружающую среду, Вт/(м2-К) Действительная скорость- за- щитного газа, м/с: в конвекторных кольцах нижнего рулона во внутренней полости руло- на Коэффициент теплоотдачи кон- векцией, Вт/(м2-К): от торцевой поверхности ру- лона к защитному газу то же, с учетом шерохова- тости торцевых поверхностей от внутренней боковой по- верхности рулона к защит- ному газу от наружной боковой по- верхности рулона к защитно- му газу « Коэффициент k Коэффициент приведения Приведенные коэффициенты теплоотдачи конвекцией, Вт/ /(м2-К) 70ХЛ Г>ИЗЛ °р—м ризл —с Z-ЮХЛ ипр „изл “б сст ав «б X «б ссв аг 0,67-671=402 1,1-402=442 3,46 5,77-0,7=4,07 4,07 3,46 =1,87 3,46+4,07 /442+273у /20+273> ( 100. / ~ \ 100 1,87 442—20 = 11,1.6 7,93 8,57 25,47 25,47-1,5=38,26 16,05 11,6 / 27,6\ 0,3-402-11,6 34,4— — \ ) (402-20) (38,26-16,9+16,05-7 =0,12 0,12/(1+0,12) =0,11 11,16+0,11-11,6=12,44 0,11-16,05=1,77 0,11-38,26=4,21 4 5)= (12.20); =671° С по табл. 12.2 при т=50 ч (12.19) Табл. 12.1, п. 3 (12.18); степень черноты муфеля ем=0,7— принимае,м (12.17) (13.48); Qi-ег значения Ч *2 можно взять по табл. 13.4 или рис. 13.23 Табл. 12.1, п. 8 Табл. 12.1, п. 11 Рис. 13.11 (12-9) Рис. 13.11 Принимаем (12.21); величины поверх- ностей см. п. 13 и 14 табл. 12.1 (12.10) (12.16)
151
Продолжение табл. 12.3
Ё Ё Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
10 Числа Био Bit Bi2 12,44 (1,1—0,3)/7=l,4 1,77(1,1— 0,3)/7=0,2 (13.75)
11 12 Относительное положение экстремальной температуры вдоль радиуса рулона Расчетные толщины рулона в направлении, м: и 0,87 Рнс. 13.26; Вы 0,2 ыГм^0’1435 Ri — =3,67 Rz (п. 19 табл. 12.1)
радиальном Sr 0,83-0,87(1,1—0,3) =0,578 (13.71); <р! = 0,83 п. 21 табл. 12.1
13 осевом Числа Био и Фурье в направ- лении: Sz 0,5 Табл. 12.1 п. 22
радиальном Bir For 12,51-0,578/7=1,03 0,0049 т/0,5782=0,015 т (13.44) и (13.66)
осевом Big Fog 4,21-0,5/41=0,052 0,0279 т/0,52=0,112т Коэффициент тем- пературопровод- ности см. п. 23 табл. 12.1
общего расхода газа, равного Уг = 12500 м3/ч;
начальная температура рулонов /Нач=60°С;
высота муфеля Ям=4,19 м.
В табл. 12.1 приведены расчет теплообме-
на в колпаковой печи и исходные данные для
расчета нагрева рулонов. Относительную тем-
пературу в случае равномерного начального
распределения температур и постоянной тем-
пературы окружающей среды (/Муф=const) оп-
ределяют по формуле (13.54) в табл. 13.5:
6=(/муф /)/(/муф—/нач). Отсюда /=/муф—
—0(tMy®— /нач) = 730—е (730—60) = 730—670 0,
где 0=6г02.
В табл. 12.2 приведен расчет температур
на наружной боковой поверхности рулона
(максимальная температура) и в экстремаль-
ной точке (минимальная температура) в раз-
личные моменты времени. Согласно заданным
параметрам нагрева можно принять продол-
жительность нагрева т=50 ч.
Пример 2. Рассчитать время охлаждения
рулона стальной ленты в колпаковой печи под
муфелем при естественном охлаждении муфеля
на воздухе. Охлаждение начинается через 50 ч
нагрева (пример 1). Температура окружаю-
щей среды tc=20°C. Все остальные исходные
данные совпадают с данными примера 1.
В табл. 12.3 приведен расчет теплообме-
на в колпаковой печи и исходные данные для
расчета охлаждения рулонов под муфелем.
Относительную температуру металла в случае
начального параболического распределения
температур и постоянной температуры окру-
жающей среды (/C=const) определяют по
формуле (13.56) табл. 13.5:
(tP — f) " " I х\
0" = —---------—=0 + 0пФ Bi,Fo, — ,
( t _ /нач\ \ 5р/
Л ‘с пов/
ТАБЛИЦА 12.4. РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В РУЛОНЕ
ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ ПОД МУФЕЛЕМ*
О’ О Ц. к о о CD II ф ПОВ, Г К м о t с CD и <v CD ф” , extr, г К X t ф CD N О Ц. *4 И <и CD II ф , extr, г ъг и - & О CD И о * с CD И ft CD О ffl о ja | Эо |
50 0,75 0,420 0,287 0,399 0,650 0,460 0,617 5,60 0,765 0,400 0,736 0,294 0,454 226 339
60 0,90 0,370 0,260 0,351 0,575 0,410 0,546 6,72 0,740 0,340 0,716 0,251 0,391j 196 294
70 1,05 0,320 0.240 0,303 0,510 0,370 0,483 7,84 0,700 0,290 0,679 0,206 0,328 165 250
80 1,20 0,295 0,208 0,280 0,460 0,330 0,436 8,96 0,660 0,240 0,643 0,180 0,280 146 217
90 1,35 0,265 0,190 0,251 0,415 0,294 0,394 10,08 0,630 0,180 0,617 0,155 0,243 129 190
* Для всех случаев Bi г =1,03 и Bi^ = 0,052.
152
ТАБЛИЦА 12.5. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧИ И ИСХОДНЫЕ ДАННЦЕ
ДЛЯ РАСЧЕТА ОХЛАЖДЕНИЯ РУЛОНОВ ПРИ ПОЛИВКЕ МУФЕЛЯ ВОДОЙ
С к Наименование, единила измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Расчетная температура газа, °C Средняя температура наруж- ной боковой поверхности руло- на, °C Приведенный коэффициент из- лучения от наружной боковой поверхности рулона- к муфелю, Вт/(м2-К4) Коэффициент теплоотдачи из- лучением с боковой поверхнос- ти рулона в окружающую сре- ду, Вт/(м2-К) Коэффициенты теплоотдачи конвекцией, Вт/(м2-К): Коэффициент k Коэффициент приведения Приведенные коэффициенты теплоотдачи конвекцией, Вт/ (м2-К) Числа Био: Относительное положение эк- стремальной температуры вдоль радиуса рулона Расчетные толщины рулона в направлении, м: радиальном осевом Числа Био и Фурье в'направ- лении: радиальном осевом 7охл *б /-ИЗЛ ьр—м „из л +> ат «в аб X «б ат Bii Bi2 В Sr sz Bir For Biz Foz 402 442 3,46 /442+273У /20+273у ( 100 / ( 100 J 3,46 — i — = 442—20 =21,05 38,26 16,05 11,6 и G (402—20) 34,4— ’Ь (402—20) (38,2-16,9+ ~* -0,1-402-27,6 — =0,47 +16,05-7,5) 0,47/(1+0,47) =0,32 21,05+0,32-11,6=24,77 0,32-16,05=5,12 0,32-38,2=12,21 24,77(1,1—0,3)/7 =2,83 5,12(1,1—0,3)/7 =0,585 0,8 0,83-0,8(1,1—0,3) =0,53 0,5 24,77-0,53/7=1,9 010049t/0,532=0,0174t 12,21-0,5/41=0,15 0,0279t/0,52=0,112т Табл. 12.3, п. 1 Табл. 12.3, п. 2 Табл. 12.3, п. 3 (13.48), значение 61-62 Ч ^2 можно взять по табл. 13.4 или рис. 13.23 Табл. 12.3, п. 6 (12.22); величины поверхностей см. п. 13 и 14 табл. 12.1 (12.10) (12.16) (13.75) Рис. 13.26; Bi2 0.585 Bii- 2,83 “ ' =0,207; J--3'07 (и. 19 табл. 12.1) (13.71); <pi=0,83 по и. 21 табл. 12.1 Табл. 12.1, и. 22 (13.44) и (13.66); коэффициент тем- пературопровод- ности см. п. 23 табл. 12.1 То же
153
ТАБЛИЦА 12.6. РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В РУЛОНЕ
ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ С ПОЛИВКОЙ МУФЕЛЯ ВОДОЙ*
С о" И с О Й о И о U И й> CD Ф , extr.r 1 -'‘•пхэ и м о и ф CD Л ф exir,2 и 0ех(г,г И о ~CD ’ лхэ0 11 О и -© 1 'сх+ RG- |
40 0,695 0,275 0,235 0,258 0,545 0,450 0,513 4,48 0,545 0,435 0,514 0,137 0,264 113 205
50 0,870 0,220 0,200 0,206 0,440 0,392 0,413 5,60 0,460 0,360 0,434 0,089 0,180 83 148
60 1,044 0,175 0,180 0,162 0,355 0,325 0,332 6,72 0,392 0,300 0,370 0,060 0,123 62 106
70 1,22 0,145 0,147 0,135 0,295 0,270 0,276 7,84 0,325 0,250 0,307 0,041 0,085 49 80
* Для всех случаев Bir=l,9 и Biz="0,15.
где по формуле (13.62)
Так как охлаждение начинается после на-
грева в течение 50 ч, то из табл. 12.2 ^пов=
=722 °C, t и,,.=671 °C. Тогда 0д=(722—
—671)/(20—722) =—0,072, 6"=е—0,072 Ф".
Температурь! на наружной боковой поверх-
ности рулона (минимальная температура) и в
экстремальной точке (максимальная темпера-
тура) рассчитывают по формулам: £пов — 20+
.+ 702епов> где
®пов ~ ®пов,г ®extr,2’ ^extr — 20 + 7026eytr,
где
®extr ®extr,r ®extr,z‘
Результаты расчета температур в рулоне при-
ведены в табл. 12.4.
Пример 3. Рассчитать время охлаждения
рулона стальной ленты в колпаковой печи при
поливке муфеля водой. Температура воды
£Еод=20°С, все остальные исходные данные
совпадают с данными примера 2.
В табл. 12.5 приведен расчет теплообме-
на в колпаковой печи и исходные данные для
расчета охлаждения рулонов при поливке му-
феля водой.
Температуры в рулоне рассчитывают по
формулам аналогичным формулам для охлаж-
дения рулона под муфелем (пример 2):
е" = е—0.072Ф"; /поЕ = 20 + 702е;ов,
где 6ПОВ = блов6extr,z’
^tr = 20 + 7°2e;xtr,
Где 0eXfr = 0extr,r ®extr,z‘
Результаты расчета температур в рулоне
приведены в табл. 12.6.
Пример 4. Рассчитать время охлаждения
рулона стальной ленты в колпаковой печи с
обдувкой муфеля воздухом. Температура воз-
духа /возд=20сС. 'Расход воздуха на один кол-
пак ускоренного охлаждения VBo3H=20000 м3/ч.
Температура окружающей среды /с = 20°С.
Колпак ускоренного охлаждения устанавлива-
ют через 3 ч после снятия нагревательного
колпака; при этом температура поверхности
рулона (™В=522°С, температура в экстре-
мальной точке /gXtr=643oC. Все остальные
исходные данные совпадают с данными при-
мера 2.
В табл. 12.7 приведены расчет теплообме-
на в колпаковой печи и исходные данные для
расчета охлаждения рулонов при обдувке му-
феля воздухом.
Относительную температуру металла для
случая начального параболического распреде-
ления температур и постоянной температуры
окружающей среды (/с=const) определяют по
формуле (13.56) табл. 13.5:
= е + 6оФ" (Bi, Fo, x/Sp),
где по формуле (13.62) 0О=(522—643)/(20—
—522) =0,241. Тогда е" = 6 + 0,241 Ф".
Температуры на наружной боковой по-
верхности рулона (минимальная температура)
и в экстремальной точке (максимальная тем-
пература) рассчитывают по формулам /Пов=
= 20+ 502е"ов, где б"ов = 0"ов,г ^xtr,z‘>
^extr= 2® 5026еч[г’ гДе ®extr ~ ®extr,r ^extr.z’
Результаты расчета температур в рулоне
приведены в табл. 12.8.
Пример 5. Рассчитать время охлаждения
рулона стальной ленты в колпаковой печи под
одинарным муфелем с вынесенными холодиль-
никами защитного газа; доля пропускаемого
через холодильник газа составляет 20 % от
полного объемного расхода газа в холодном
состоянии. Все остальные исходные данные
совпадают с данными примера 2.
В табл. 12.9 приведены расчет теплообме-
на в колпаковой печи и исходные данные для
расчета охлаждения рулонов при вынесенных
холодильниках защитного газа.
Температуры в рулоне рассчитывают по
формулам, аналогичным формулам для охлаж-
дения рулона под муфелем (пример 2).-Тогда
е" = е - 0.072Ф"; /пов = 20 + 7026ПОВ, где
®пов = ®пов,г ^extr.z’ ^extr = 20 + 7026extr,
ГДе 6ex(r — 6extr,r 6extr,z •
Результаты расчета температур В рулбйё
приведены в табл. 12.10.
. Пример 6. Определить состав отделения
колпаковых печей при охлаждении рулонов
под колпаком ускоренного охлаждения и с
применением вынесенных холодильников за-
154
ТАБЛИЦА 12.7. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧИ И ИСХОДНЫЕ ДАННОЕ ДЛЯ РАСЧЕТА
ОХЛАЖДЕНИЯ РУЛОНОВ ПРИ ОБДУВКЕ МУФЕЛЯ ВОЗДУХОМ
S Наименование, единица измерения Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 Расчетная температура газа, °C Температура муфеля, °C Средняя температура наруж- ной боковой поверхности руло- на, °C Диаметр муфеля, м . Диаметр колпака ускоренного охлаждения, м Площадь проходного сечения для воздуха в кольцевом зазо- ре между муфелем и колпаком, м2 Скорость охлаждающего воз- духа у поверхности муфеля, м/с Коэффициент теплоотдачи кон- векцией от муфеля к охлаж- дающему воздуху, Вт/(мг-К) Приведенный коэффициент из- лучения с наружной боковой поверхности рулона в окру- жающую среду, Вт/(м2-К4) Коэффициент теплоотдачи из- лучением с наружной боковой поверхности рулона в окру- жающую среду, Вт/(м2-К) Действительная скорость за- щитного газа, м/с: в конвекторных кольцах нижнего рулона во внутренней полости руло- на Коэффициент теплоотдачи кон- векцией, Вт/(м2-К): от торцевой поверхности ру- лона к защитному газу то же, с учетом шерохова- тостей торцевых поверхнос- тей от внутренней боковой по- верхности рулона к защит- ному газу от наружной боковой поверх- ности рулона к защитному газу Коэффициент k ~7охл +уф ^муф DK Fsas авозд £В03Д „нзл “б ат «в аб 0,6-643=386 0,7-386=270 1,1-386=424 2,55 2,55+0,25=2,8 0,785 (2,82—2,55а) =1,0! 20000/3600-1,05=5,3 22,1 1,87+ (22,1—7) (270—20) (12.20) (12.24) (12.19) Табл. 12.1 п. 2 (12.36) Гзаз=0,785Х х ^ВОЗЛ Ч'возд- 3600fsas Рис. 13.11 (12.23); С°™= 1,87 (п. 3 табл. 12.3); ас=7 — принима- ем (13.45); значение 61—02
' /424+273+ /20+273+ \ 100 / \ 100 ) =3,49 /424+273+ /20+273+ ( 100 / ~ ( 100 J
424 — 20
= 1У,// 7,93 8,57 25,47 25,47-1,5=38,2 15,82 11,6 / 27 б"1 0,3-386-11,6 34,4— —- \ з Ч— С табл. 13.4 или рис. 13.23 Табл. 12.1, п. 8 Табл. 12.1, п. 11 Рис. 13.11 (12.9) Рис. 13.11 Табл. 12.3, п. 6 (12.21); величи- ны поверхностей см. п. 13 и 14 табл. 12.1
(386—20) (38,2-16,9+15,82-7,5) =0,12
155
Продолжение табл. 12.7
р р Наименование, единица измерения Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы-
14 Коэффициент приведения И 0,12/(14-0,12)=0,11 (12.10)
15 16 Приведенные теплоотдачи Вт/(м2-К): Числа Био коэффициенты конвекцией, аб ССЕ а.т Bi, 19,77+0,11-11,6=21,05 0,11-15,82=1,74 0,11-38,2=4,19 21,05(1,1—0,3)/7=2,35 (12.16) (13.75)
17 Относительное положение эк- в>2 р 1,74(1,1—0,3)77=0,2 0,915 Рис. 13.26);
18 19 стрем альной температуры вдоль радиуса рулона Расчетные толщины рулона в направлении, м: радиальном осевом Числа Био и Фурье в направ- лении: радиальном осевом Sr St Bir For Biz FO; 0,83-0,915 (1,1—0,3) =0,608 0,5 21,05-0,608/7=1,83 0,0049t/0,6082=0,013t 4,19-0,5/41=0,052 0,0279т/0,52=0,112т Bi2 0,2 Bit 2,35 ~ =0,085; — =3,67 R2 (n. 19 табл. 12.1) (13.71); ^=0,83 (n. 21 табл. 12.1) Табл. 12.1, п. 22 (13.44) и (13.66); коэффициент тем- пературопровод- ности п. 23 табл. 12.1 То же
щитного газа. Годовой объем производства
печного отделение Ргод = 1 млн. т, а годовой
фонд рабочего времени 7’гг.д=8400 ч. Темпе-
ратура охлаждения рулона Zextr = 180°C; про-
должительность вспомогательных операций
тз+тх+ту+тр+тп=5 ч. Остальные исходные
данные совпадают с данными примеров I, 4
и 5.
В табл. 12.11 приведен расчет состава от-
деления колпаковых печей.
Пример 7. Рассчитать расход топлива на
нагревательный колпак и удельный расход
тепла на нагрев металла. Колпак отапливается
смесью коксового и доменного газов с тепло-
той сгорания QP = 6,65 А4Дж/м3; воздух не
подогревается. Остальные исходные данные
совпадают с исходными данными примера I.
Для определения максимального расхода
топлива на нагревательный колпак и тепловой
ТАБЛИЦА 12.8. РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В РУЛОНЕ ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ
С ОБДУВКОЙ МУФЕЛЯ ВОЗДУХОМ*
С О Си И ё CD И о = с е м о =__с и И спФ а «V © П 9extr,r О 1Д И о X) е ги’хэе It сз о а с Ф и Эо 'а0П? | эо
60 0,78 0,260 0,230 0,315 0,515 0,420 0,616 6,72 0,74 0,34 0,822 0,259 0,506 150 274
70 0,91 0,222 0,205 0,271 0,450 0,370 0,539 7,84 0,70 0,29 0,770 0,209 0,415 125 228
80 1,04 0,190 0,180 0,233 0,370 0,315 0,446 8,96 0,66 0,24 0,718 0,167 0,320 104 180
90 1.17 0,168 0,155 0,205 0,330 0,300 0,402 10,08 0,63 0,18 0,673 0,133 0,271 89 156
* Для всех случаев Bir = l,83 и В1г =0.052.
156
ТАБЛИЦА 12.9. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ПЕЧИ И ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА ОХЛАЖДЕНИЯ РУЛОНОВ ПРИ ВЫНЕСЕННЫХ ХОЛОДИЛЬНИКАХ ЗАЩИТНОГО ГАЗА
s с Наименование, единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 2 3 4 5 6 7 ' 8 9 10 5-г" j Температура защитного газа на входе в холо- дильник, °C Коэффициент М Объемная доля газа, пропускаемого через хо- лодильник Расчетная температура газа, °C Средняя температура на- ружной боковой поверх- ности' рулона, °C Коэффициент теплоот- дачи излучением от на- ружной боковой поверх- ности рулона в окружа- ющую среду, Вт/(м2-К) 4 т} О Л6- 3 )ХЛ оасч кол гб изл б ^в ат сст ссв аб Унг 4-0,27 402 [(1—0,2)/0,2]2=16 Г , / 4024-273 М/21-1 11-К 116” | I L \ 504-273 ) J 0,6(1—0,15) 6714-50-0,15 1,1-350=385 /3854-273У /204-273\ \ 100 / ~ \ 100 ) =0,15 =350 4 Табл. 12.3, п. 1 (12.27) (12.26); /вых= =50 °C— прини- маем (12.25); /extr = =671 °C (п. 1 табл. 12.3) (12.19) (13.48); С°рхл= = 1,87 (п. 3 табл. 12.3); значение 61-62
385—20 7,93 8,57 21,17 21,17-1,5=31,75 16,98 11,6 12500.273/(3504*273) = 8-0,15-1,35-5500 (402—50) * - , J. i 5500 ,625
Действительная ско- рость защитного газа, м/с: в конвекторных коль- цах нижнего рулона во внутренней полости рулона Коэффициент теплоот- дачи конвекцией, Вт/(м2-К)’. от торцевой поверхно- сти рулона к защитно- му газу то же, с учетом шеро- ховатости торцевых поверхностей от внутренней поверх- ности рулона к защит- ному газу от наружной боковой поверхности рулона к | защитному газу Расход защитного газа, приведенный к 0 °C, м3/ч Коэффициент k Г 2 0,3-350-11,6 34,4 — — можно Ч ^2 взять по табл. 13.14 или рис. 13.23 Табл. 12.1, п. 8 Табл. 12.1, п. 11 Рис. 13.11 (12-9) Рис. 13.11 Табл. 12.3, п. 6 (12.29) (12.28); сг=1,35 по табл. V.4 для азота при 350 °C; величины поверх- ностей см. п. 13 и 14 табл. 12.1
(350—20) • (31,75 • 16,9+16,98 • 7,5)
157
Продолжение табл., 12.9
Ё Ё Наименование» единица измерения Обозна- чение Вычисляемая величина •Примечания, расчетные формул Ь1
11 Коэффициент приведе- ния X 0,635/(1+0,635) =0,388 (12.10)
12 Приведенные коэффи- циенты теплоотдачи, Вт/(мг-К): аб- 9,14+0,388-11,6=13,6 (12.16)
ССЕ 0,388-16,98 =6,63
сст 0,388-31,75=12,33
13 Числа Био Bii 13,6(1,1—0,3)/7 =1,55 (13.75)
Bi2 6,63(1,1—0,3)/7 =0,758
14 Относительное положе- ние экстремальной тем- р. 0,175 Рис. 13.26; Bi2 0,758
пературы вдоль радиуса рулона Bij ~ 1,55 =0,49; RtlR2= =3,67 по п. 19 табл, 12.1
15 Расчетные толщины ру- лона в направлении, м: радиальном sr 0,83-0,715 (1,1—0,3) =0,475 (13.71); <р| =0,83 по п. 21 табл. 12.1
осевом S2 0,5 Табл. 12.1 п. 22
16 Числа Био и Фурье в направлении: радиальном Bir Fo,. 13,6-0,475/7 =0,926 0,0049т/0,4752 =0,022т (13.44) и (13.66); Коэффициент тем- пературопровод- ности — п. 23 табл. 12.1
осевом i Biz 12,33-0,5/41 =0,15 То же
Foz 0,0279т/0,52=0,112т
мощности печи составляем тепловой баланс за
первые два часа нагрева, а для. определения
среднего расхода топлива на нагревательный
колпак и удельного расхода тепла составляем
тепловой баланс за общее время нагрева 50 ч.
В табл. 12.12 приведен расчет расхода
топлива на нагревательный колпак н удельного
расхода тепла на нагрев металла.
ТАБЛИЦА 12.10. РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР В РУЛОНЕ
ПРИ ОХЛАЖДЕНИИ ЗАЩИТНОГО ГАЗА В ВЫНЕСЕННЫХ
ХОЛОДИЛЬНИКАХ*
ЕГ сГ Нч Я о ° «нов,л И <и CD ZjlXa ф и ллхэ0 «XI о Сь см И <и CD n х: & ф G II ®ех1г,г ' Й О а С 4tr 1 Фп. °C ПОВ’ Эо |
20 0,44 0,56 0,39 0,532 0,815 0,575 0,774 2,24 0,74 0,59 0,698 0,371 0,540 280 399
30 0,66 0,475 0,35 0,451 0,735 0,50 0,669 3,36 0,64 0,50 0,604 0,272 0,422 209 313
40 0,88 0,410 0,29 0,389 0,615 0,45 0,582 4,48 0,55 0,40 0,521 0,203 0,303 161 231
50 1,10 0,359 0,25 0,332 0,527 0,38 0,500 5,60 0,46 0,33 0,436 0,145 0,218 121 172
* Для всех случаев Bir =0,926 и Bt, =0,15.
158
ТАБЛИЦА Н.П. РАСЧЕТ СОСТАВА ОТДЕЛЕНИЯ КОЛПАКОВЫХ ПЕЧЕЙ
П4П . Наименование, единица измерения Обо- значе- ние Вычисляемая величина Примечания,- расчет- ные формулы
1 Среднечасовая произ- водительность печного отделения, т/ч Р отд 1 000 000/8400— 119 (9.1)
2 Масса садки, т G 0,785 (2,22—0, 62) 7 850 • 4• 10~3= 110,4 G=0,785 (Dp — —dp) рмПрЮ-3
3 Продолжительность на- грева, ч тн 50 По табл. 12.2 — принимаем
Охлаждение рулонов под колпаком ускоренного охлаждения
4 Продолжительность ох- лаждения, ч тохл 83 По табл. 12.8 при /extr — 180 °C С учетом, что колпак устанавливается через 3 ч
5 Продолжительность пол* ного производственного цикла, ч т 50 + 83 + 5 = 138 (1231)
6 Производительность од- ного стенда, т/ч р 110,4/138 = 0,8 (9.2)
7 Необходимое число стен- дов в печном отделении, шт» N 119/0,8-0,93-0,8 = 200 (9.4); feH=0,93; fe3=0,8— прини- маем
8 Необходимое число на- гревательных колпаков в печном отделении, шт. Л^колп 200-50/138 = 72 (12.32)
9 Необходимое число кол- паков ускоренного ох- лаждения в печном от- делении, шт. ^уск 200-0,97-83/138 = 117 (12.33)
Охлаждение рулонов с применением вынесенных холодильников защитного газа
10 Продолжительность ох- лаждения, ч ТОХЛ 50 По табл. 12.10 при fextr —180 °C
11 Продолжительность пол- ного производственного цикла, ч т 50 + 50 + 5 = 105 (12.31)
12 Производительность од- ного стенда, т/ч р 110,4/105= 1,05 (9-2)
13 Необходимое число стен- дов в печном отделении, шт. N 119/1,05-0,93-0,8= 152 (9.4); = 0,93; fe3=0,8 — прини- маем
14 t Необходимое число на- гревательных колпаков в печном отделении, шт. Nколп 152-50/105 = 72 (12.32)
159
ТАБЛИЦА 12.12. РАСЧЕТ РАСХОДА ТОПЛИВА НА НАГРЕВАТЕЛЬНЫЙ КОЛПАК
п.п Наименование^ единица измерения Обозна- чение Продолжительность нагрева Примечания, расчетные формулы
2ч 50 ч
1 2 3 Химическое тепло топлива, кВт Расход тепла на нагрев металла: масса садки, т среднемассовая температура, °C, в на- чале расчетного периода то же, в конце расчетного периода средняя теплоемкость металла, кДж/ /(кг-К); При /цач При /кон расход тепла, кВт Потери тепла с уходящими продуктами сгорания: температура уходящих продуктов сго- рания, °C энтальпия уходящих продуктов сгора- ния, МДж/м3 потери тепла, кВт И3 Н ’ И* |₽ - о о 3,6 и 6 0,2 (550 + 78) = 136 0,4 0,5 П°— (0,5-136-0,485-60) = 630 3,6-2 600 2,52 2,52 , -J— Vr = 0,7Vr 3,6 1 г 1,85 Уг 3,4 3 722 2-671 ь = 705 3 3 85 j 0,62 110,4 (0,62-705—0,485-60) = 212 3,6-50 k ’ 900 3,83 — Vr= 1,065 Vr 3,6 (15-1) Табл. 12.11, п. 2 (12.37) для т=2 ч и (12.38) для т=50 ч; /пов и t extr по табл. 12.2 Табл. V.46 (15.9) Принимаем Рис. 11.13 при а=1,2 и (15.10)
Продолоюение табл. 12.12
.11—482
н.п Наименование, единица измерения Обозна- чение Продолжительность нагрева Примечания, расчетные формулы
2 ч 50 ч
4 Потери тепла теплопроводностью через кладку: материал (толщина, мм) кладки температура внутренней поверхности кладки, °C — Шамотно-волокнистые плиты ШВП-350 (100); муллитокремнеземистые плиты МКРП-340 (50); маты из минеральной ваты (50) 850 Принимаем
удельный тепловой поток через клад- ку, кВт/м2 *7кл 0,55 Рис. III.15, в
площадь теплоотдающей поверхности кладки, м2 Ркл 74 Расчет не приводится
потери тепла, кВт Скл 0,55-74 = 40,6 (15.14)
5 Неучтенные потери, кВт 0,1 (630 + 40,6) = 67,1 0,1 (212+ 40,6) = 25,3 (15.31)
6 Уравнение теплового баланса — 1,85 Уг = 630 + 0,7 Vr + 40,6 + + 67,1; 1,151^ = 737,7 l,85Vr = 212+l,065Vr + + 40,6 + 25,3; 0,785 Vr = 277,9 (15.32) *
7 Средний расход газа, м3/ч Vr 642 354 •—
8 Тепловая мощность колпаковой печи, кВт — 1,85-642= 1188 —- Табл. 12.12, п.1
9 Потребление тепла за период нагрева, кВт Опотр — 1,85-354 = 655 Табл. 12.12, п. 1
10 Удельный расход тепла, кДж/кг Q — 3,6-655-50/110,4 = 1281 (9-5)
а I-*
Раздел
четвертый
РАСЧЕТЫ СИСТЕМ, ЭЛЕМЕНТОВ ПЕЧЕЙ
И ПРОХОДЯЩИХ В НИХ ПРОЦЕССОВ
Глава 13
РАСЧЕТ НАГРЕВА И ОХЛАЖДЕНИЯ ТЕЛ
13.1. Теплообмен излучением
13.1.1. Основные формулы и свойства тел
Тепловой поток, Вт, излучаемый поверхно-
стью серого тела в окружающее пространство
в пределах полусферического телесного угла
(собственное излучение тела), определяется в
соответствии с законом Стефана—Больцмана:
Q = Cs е (Т/100)4Е = Cs ебЕ, (13.1)
Значения степени черноты различных ма-
териалов приведены в табл. 13.1, некоторых
сталей и сплавов даны на рис. 13.1, а цвет-
ных металлов и неметаллов — на рис. 13.2.
При теплообмене между поверхностями I
и 2 на поверхность 2 попадает часть полного
теплового потока, излучаемого поверхностью /,
и наоборот. Эта часть характеризуется сред-
ним угловым коэффициентом излучения
•Ргг = Qiz/Qi’ Фгх — Qvi/Qz* (13.2)
где <pi2 и <j>2i — средние угловые коэффициенты
излучения от поверхности 1 на поверхность 2,
и наоборот; Qi2 и Q2i — тепловые потоки, из-
лучаемые поверхностью 1 на поверхность 2, и
Температура, “с
Рис. 13.1. Степень черноты углеродистых и легиро-
ванных сталей в зависимости от длительности на-
грева при заданной температуре (а) и от темпера-
туры (б—д):
а: /—1Х18Н1СТ (1Х18Н9Т); 2 —4Х8В2; 3 —
4Х12Н8Г8МФБ; 4 — ЗБХМ, 18ХНВА, ЗЗХНЗМА,
ШХ15СГ; б: 1 — жесть в атмосфере диссоцииро-
ванного аммиака; 2— литая сталь 37XH3A, ЗОХГСА,
18ХНВА, 36Г2С; 3 — предварительно окисленная при
температуре более 600 °C сталь 15, 50, 18ХНВА,
ЗЗХНЗМА, 1ПХ1БСГ, дннамная, ЗБХМ; в: 1 — сталь 50;
2 —ЗЗХНМА; 3 —1Х18Н10Т (1Х18Н9Т); 4 —4Х8В2;
5 4Х12Н8Г8МФБ; г: 1 — нержавеющая сталь на
воздухе; 2 — коррозионностойкая сталь в вакууме
(0,8 Па); д: / — нихром после прокатки; 2 — после
прокатки и термообработки (нагрев 0,25 ч при
815 °C); 3 — после прокатки и термообработки (на-
грев 0,25 ч при 980°C); 4 —после прокатки и термо-
обработки (нагрев 0.2Б ч при 1150°C); 5 — нержаве-
ющая сталь после прокатки; 6 — то же, после 0,25 ч
нагрева прн 815 °C; 7 — то же, после 0,5 ч нагрева
прн 815 °C; 3 — то же, после 3,75 ч нагрева при
816 °C; 9— то же, после 0,25 ч нагрева прн 980 °C;
10— то же, после 1,75 ч нагрева при 980 °C; 11 — то
же, после 0,25 ч нагрева при 1150 °C
где Сг=5,77 Вт/(м2-К4) — коэффициент излу-
чения абсолютно черного тела; F — площадь
излучающей поверхности, м2; t(T) — темпера-
тура тела, °C (К); значения 0=[(/+273)/
/100]4= (Т/100)4 приведены в табл. 1.1; в —
степень черноты тела.
наоборот, Вт; Qi и Q? — полные тепловые по-
токи, излучаемые поверхностями 1 и 2 по
всем направлениям в пределах полусфериче-
ского телесного угла, Вт.
Величина средних угловых коэффициентов
излучения зависит от геометрической ориента-
162
ТАБЛИЦА Т3.1. СТЕПЕНЬ ЧЕРНОТЫ
РАЗЛИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Материал Температу- ра, СС Степень чер- ноты е
. Алюминий: с шероховатой поверхностью 20-50 0,06-0,07
сильно окислен- ный 50-500 0,20-0,30
Алюминиевая ок- раска 50 0,50
Бронза 20-150 0,55-0,60
Вольфрам .... 200 0,05
600-1000 1500-2200 0,10-0,16 0,24-0,31
Латунь: матовая * « . 20-350 0,22
листовая прока- танная .... 20 0,06
окисленная при 600°С .... 200-600 0,60
Медь: окисленная . . 50-750 0,60-0,70
окисленная до черноты . . . 50 0,88
Молибден . . . 600-1000 0,08-0,13
Молибденовая нить 1500-2200 700-2500 0,19-0,26 0,10-0,30
Никель 50 500-800 0,06 0,3-0,48
Никелевая прово- лока 200-1000 0,10-0,20
Нихром: после прокатки . 700 0,25
после песко- струйной обра- ботки .... 700 0,70
Нихромовая про- волока: чистая .... 50 0,55
окисленная . . 500-1000 50-500 0,71-0,79 0,95-0,98
Платина .... 1000-1500 0,14-0,18
Платиновая про- волока 50-200 0,06-0,07
Платиновая лента 500-1000 1400 ‘900-1100 0,10-0,16 0,18 0,12-0,17
Сталь: листовая бле- стящая .... 50-1100 0,55-0,60
литая .... 900-1100 0,85-0,95
окисленная . . 100-600 0,80
сильно окислен- ная ..... 50-500 0,90-0,98
алитированная . 50-500 0,79
оцинкованная 20 0,28
легированная (8 % N1, 18 % Сг) . . . 500 0,35
нержавеющая, после прокатки 700 0,45
нержавеющая, после песко- струйной обра- ботки .... 700 0,70
Продолжение табл. 13.1
Материал Температу- ра,» °C Степень чер- ноты е
Титан:
с полированной 200
поверхностью 0,15
500 0,20
1000 0,30
окисленный при 540 °C - • с . 200 0,40
500 0,50
1000 0,60
Цинк:
окисленный при 400 °C . . . . 400 0,11".
листовой . « 8 50 0,20
Чугуи:
обточенный • . окисленный при 800-1000 0,60-0,70
600°С .... 200-600 0,64-0,78
Чугунное литье 500-1000 0,80-0,95
Асбест листовой Глина обожжен- 20-400 0,95
ная 70 0,91
Кирпич:
шамотный . » . 20 0,85
1000 0,75
1200 0,59
динасовый . , 1000-1100 0,70-0,85
корундовый . . 1000 0,46
магнезитовый глиняный обык- 1000-1300 0,38 0,88-0,93
новенный . . 20
Краски масляные и лаки различных цветов 20-100 0,90-0,98
Сажа на твердой поверхности . . . 500-1000 0,96
О 200 000 £ °C
Рис. 13.2. Степень черноты цветных металлов и спла*
вов в зависимости от температуры:
/ — мельхиор; 2 — латунь; 3 — медь; 4 — латунь
Л070-15; 5 —латунь Л 62; 6 — медь, окисленная до
черноты
11*
163
ции поверхностей относительно друг друга.
В табл. 1.2 приведены значения, формулы и
графики для определения угловых коэффици-
ентов излучения различных систем тел.
В табл. 1.2 п. 1—18 приведены схемы, со-
держащие два тела, произвольно расположен-
ные в пространстве, причем одно из тел,—
бесконечно малое (плоская элементарная пло-
щадка, элементарный участок на цилиндриче-
ской поверхности, бесконечно малая сфера),
а второе тело — конечных размеров (прямо-
угольник, круг, эллипс, часть кольца, цилиндр
бесконечной длины); п. 19—42 — случай раз-
личного расположения в пространстве двух тел
конечных размеров (два прямоугольника, две
бесконечно длинных полосы, два диска, ци-
линдрическая поверхность и диск, два беско-
нечно длинных цилиндра, бесконечно длинный
цилиндр и бесконечная плоскость, сфера и диск
и т. д.); п. 43—51—представлены замкнутые
системы, состоящие из двух и трех тел различ-
ной формы и бесконечной протяженности.
Для нахождения угловых коэффициентов
излучения в нестандартных случаях наиболее
часто используют следующие свойства угло-
вых коэффициентов.
Свойство замыкаемости: если между одним
из тел замкнутой системы происходит тепло-
обмен излучением со всеми другими телами, то
сумма угловых коэффициентов излучения это-
го тела на все тела, образующие замкнутую
систему, равна единице, т. е.
<Ри+(Р12 + (Р1з + ---+(Р1п= 1- (13.3)
Свойство взаимности: если два тела нахо-
дятся в теплообмене излучением, то угловые
коэффициенты излучения обратно пропорцио-
нальны поверхностям тел, т. е.
Фга/фа! = И fi Ф1г = *₽2 Фг!• (13.4)
решение системы уравнений (13.5) для тела 1
имеет вид
Qi— Спр (62 — ОД Ff, (13.7)
где СПр — приведенный коэффициент излуче-
ния системы, Вт/(м2-К4), определяется по
формуле
Спр == Cs епр =
= cs———> <13-8)
1 + ( —1 )ф12 + ( —1 )ф21
где • еПр — приведенная степень черноты сис-
темы.
Для тел с высокой степенью, черноты при
практических расчетах можно использовать
упрощенное выражение для приведенного ко-
эффициента излучения системы
б>пр — Cs 81 е2. (13.9)
Если в теплообмене двух тел участвует
третье тело, являющееся адиабатным, для ко-
торого результирующий поток равен нулю (на-
пример, огнеупорная футеровка), причем все
три тела образуют замкнутую систему, то ре-
зультирующий тепловой поток также можно
определить по формуле (13.7), а приведенный
коэффициент излучения системы — по (13.8),
заменяя значения угловых коэффициентов из-
общ
лучения ф/у на Фг-у .
Угловой коэффициент излучения <р'^щ
учитывает отражение тепла от адиабатной по-
верхности и в общем случае может быть рас-
считан по формуле
<щ = Фд +
ФгЬ ФЬ1 1
SSki + ФмГ
(13.10)
13.1.2. Теплообмен в системе твердых тел,
разделенных лучепрозрачной средой
При рассмотрении теплообмена в системе твер-
дых тел считаем заданными температуры этих
тел, а искомыми — результирующие тепловые
потоки, т. е. тепло, поглощаемое или излучае-
мое телами за единицу времени в результате
теплообмена. Все тела считаем серыми, однако
в пределе они могут быть и абсолютно черны-
ми (е= 1,0).
Для определения результирующего тепло-
вого потока i-того тела Qi в системе из п тел
необходимо решить систему уравнений
где k— адиабатное тело.
В табл. 1.3 приведены значения, формулы
и графики для определения угловых коэффици-
ентов излучения с учетом отражения от адиа-
батной поверхности, которая заштрихована.
Значения угловых коэффициентов для излу-
чения с цилиндров на плоскости отнесены к
площади поверхности цилиндров, для излуче-
ния с плоскостей на цилиндры — к площади
плоской поверхности.
13.L3. Теплообмен в системе
с излучающим газовым телом
/1 — ei \
—-'Qj + CsQjFj
\ 1
4>ц-
G Ч Qf F{ (i — 1 , 2,... n). (13.5)
Вместо одного из уравнений можно ис-
пользовать уравнение теплового баланса
2<?/ = о. (13.6)
i=l
Для тел, поглощающих тепло, результи-
рующий тепловой поток имеет положительное
значение, для тел, отдающих тепло, — отрица-
тельное.
В случае замкнутой системы из двух твер-
дых тел, разделенных лучепрозрачной средой,
Результирующий удельный тепловой поток,
Вт/м2, излучаемый от газа к окружающей его
стенке, рассчитывается по формуле
0 — Cs Вст.эфф Sr
.4
4’
— Cg Ест.эфф (^г Иг °г^ст)» (13.11)
где ТГ и Тст — температуры соответственно
газа и стенки. К; ест.эфф — эффективная сте-
пень черноты стенки, которая несколько выше
ее действительной степени черноты из-за при-
сутствия излучающего газа.
Приближенно эффективная степень черно-
ты может быть определена по формуле
ест.эфф (ест Н* 1)/2, (13.12)
где ест — действительная степень черноты
стенки; ег и аГ — степень черноты излучаемо-
го газа и поглощательная способность газа при
температуре стенки,
164
Излучение газа рассматривается как из-
лучение несветящегося пламени. Двухатомные
газы практически не излучают и прозрачны
для теплового излучения. В продуктах сгора-
ния и других печных атмосферах наибольшее
значение имеет излучение трехатомных газов:
двуокиси углерода СО2 и водяного пара Н2О.
Излучение двуокиси углерода пропорцио-
нально абсолютной температуре в степени 3,5,
а излучение водяного пара — кубу абсолютной
температуры. В практических расчетах для
упрощения методики условно принимают, что
излучение газов пропорционально четвертой
степени их абсолютной температуры. При
этом в величины степени черноты газов вводят
соответствующие температурные поправки.
На рис. 13.3 и 13.4 приведены степени чер-
ноты соответственно двуокиси углерода е
2
и водяного пара е в зависимости от тем-
пературы газа и произведения парциального
давления Р* на эффективную длину пути луча I
соответствующего газа Р I или Р „ _ I
СО2 HgO
Значения эффективной длины пути луча I
для различных встречающихся на практике
форм газового объема приведены в табл. 13.2.
В нестандартных случаях значения эффектив-
ной длины пути луча, м, могут быть рассчи-
таны по приближенной формуле
Z^3,6V/F, (13.13)
где V — объем газового тела, м3; F — площадь
поверхности, ограничивающей газовое тело, м2.
В определенную по рис. 13.4 степень чер-
ноты водяного пара Ен2О необходимо ввести
поправку В на его парциальное давление. Эта
* Парциальное давление газа в смеси, Па,
определяется как произведение его содержа-
ния в смеси (в долях) на абсолютное давле-
ние смеси (105 Па).
165
поправка определяется по рис. 13.5 в зависи-
мости от значений Р 1 а степень черноты
НдО
водяного пара вычисляется как произведение
Н 2^
Суммарная степень черноты газа несколь-
ко ниже суммы степеней черноты входящих в
нее двуокиси углерода и водяного пара и опре-
деляется по формуле
ег = ®СОг + ^еН2О “ Дег- (13.14)
Значение поправки Дег на излучение сме-
си СО2 и Н2О приведено на рис. 13.6.
Поглощательную способность газа при
температуре стенки определяют по формуле
Для упрощенных расчетов можно прини-
мать сг=ег и Дег=0. Тогда формула для теп-
лового потока, Вт/м2, от излучающего газа к
стенке (13.11) принимает вид
К5"г V [ VI
100 ) V 100 7^
— Cs ест.Эфф ег (0г 6СТ), (13.16)
а формула для степени черноты
газа (13.14) упрощается:
еР = еСО2 + ВеН2о-
излучающего
(13.17)
Степень черноты продуктов сгорания не-
которых газообразных топлив, составы кото-
рых даны в табл. 1.4, можно определить по
рис. 1.1—1.7 (см. приложение).
/• Т„ \О,65
°г ~ есо2 ("7 ) 5ен2о ~~ Дег. (13.15)
\ 1 ст 1
•£н2о
166
ТАБЛИЦА 13.!. ЭФФЕКТИВНАЯ ДЛИНА ПУТИ
ЛУЧА I ДЛЯ ОБЪЕМОВ
РАЗЛИЧНОЙ ФОРМЫ
Форма газового тела 1 Излучение
Цилиндр высотой
h=d
То же
Цилиндр высотой
й—оо, диаметром d
То же
Цилиндр высотой h=
= оо; основание —
полукруг радиусом г
Куб с длиной сторо-
ны а
Шар диаметром d
Плоскопараллельный
слой бесконечных
размеров с расстоя-
нием между плоско-
стями h
Пространство меж-
ду пучком труб с на-
ружным диаметром
d и расстоянием
между поверхностями
труб:
d при расположе-
нии по треугольни-
ку
2d при расположе-
нии по треугольни-
ку
d при расположе-
нии по квадрату
0,77 d В центр осно- вания
0,6d 0,95d На боковую по- верхность
0,9d В центр осно- вания
1,26 г В центр плос- кой поверхно- сти
0,67 c На поверхность
0,65 d » »
l,8h На плоскости
На поверхность труб
2,8d
3,8d
3,5d
Рнс. 13.5. Поправочный коэффициент В на парци-
альное давление водяного пара
ния а. Значения поправки Р можно опреде-
лить по рис. 1.8.
Зависимости рис. 1.1—1.7 можно исполь-
зовать и для других горючих газов, подбирая
по табл. 1.4 состав газового топлива, наиболее
близкий к рассматриваемому.
13.1.4. Теплообмен излучением в рабочем
пространстве непрерывно действующей
пламенной печи
Результирующий удельный тепловой поток из-
лучением, Вт/м2, от продуктов сгорания и
кладки на металл в непрерывно действующих
печах рассчитывают по формуле
\{ 7г V I 7М у
9— Г.К.М Ц)0 / 100 /
— {-Г.К.М (®г ®м)>
(13.18
На графиках приведена зависимость сте-
пени черноты продуктов сгорания от их темпе-
ратуры /п.с и приведенной толщины слоя, рав-
ной произведению эффективной длины пути
луча I на поправку р. зависящую от коэффи-
циента расхода воздуха в продуктах сгора-
где 7Г и 7М — температуры продуктов сгора-
ния и металла, К; Сг.к.м — приведенный коэф-
фициент излучения от продуктов сгорания на
металл с учетом тепла, отраженного от клад-
ки печи на металл, Вт/(м2-К4), определяется
из выражения
Рис. 13.6. Значение поправки Дег на излучение смеси COs и Н2О при различной температуре
О 0,2 0,4 0,0 0,8 2,0
167
Фк.М (1 &г) "Ь 1
_Ак-н) О ~~ gr) Fk
Cs^(^~Tt)FM
фк.М (1 ~~ ег) [ем + ег (1 — 8М)] -}- 8г
(13.19)
где ег и ем — соответственно степень черноты
продуктов сгорания и металла; FK и Ем — из-
лучающая поверхность кладки и тепловоспри-
нимающая поверхность металла, м2; с/т— теп-
ловые потери теплопроводностью через клад-
ку, отнесенные к 1 м2 ее внутренней поверхно-
сти, Вт/м2; 5к.к — тепловой поток, передавае-
мый от продуктов сгорания к кладке путем
конвекции и отнесенный к 1 м2 внутренней по-
верхности кладки, Вт/м2; <рк.м — угловой коэф-
фициент излучения кладки на металл. Для ме-
талла, лежащего сплошным ровным слоем на
поду печи:
(13.20)
Для большинства непрерывно действую-
щих печей без значительной погрешности мож-
но принять, что потери тепла теплопроводно-
стью через кладку печи примерно равны ко-
личеству тепла, получаемому кладкой от про-
дуктов сгорания конвекцией, т. е. ?т~?к.к-
Тогда выражение для Сг.к.м (13.19) будет
иметь вид
l/aunul/d a/lwiud/l
Рис. 13-7- Коэффициент диафрагмирования Ф:
/ — полоса а : Ь=0; 2 — а ; 6 = 0,2; 3 — а : 6 = 0,5; 4 —
а : b =-• 1; 5 — круг
~ _ - _________фк.м (1 — 8г) ~Ь 1_____
Cr.K.M-CsereM фк.м(1_ег)[ем + ер(1_ем)] + ег ‘
(13.21)
-- Qs &м
Фк.м — FihIFu
Приведенные коэффициенты излучения и
тепловые потоки на металл при отоплении пе-
чей различными газами представлены на рис.
1.9—1.13.
Температуру кладки, °C, можно определить
из выражения
где Tj—-температура излучающей среды (пе-
чи), К; Гг — температура тепловоспринимаю-
щей среды (наружная температура), К; Ф —
коэффициент диафрагмирования, который оп-
ределяют по рис. 13.7 в зависимости от со-
отношения размеров отверстия.
Если известна температура кладки, то температуру газов, °C, можно определить по
формуле
13.].5. Излучение через отверстия
Удельный тепловой поток излучением, кВт/м2,
через отверстие определяют по формуле
?изл — Cs
У'
100 I
= С5(01-е2)Ф-10-§ (13.24)
13.2. Теплообмен конвекцией
13.2.1. Основные формулы и физические
свойства сред
Уравнение для расчета передачи тепла, Вт,
конвекцией между стенкой и средой имеет вид
q=a,MF, (13.25)
где а — коэффициент теплоотдачи конвекцией,
Вт/(м2-К); —tep — перепад температур
168
ТАБЛИЦА 13.3
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООТДАЧИ КОНВЕКЦИЕЙ
Формула
Номера формул.и рисунков
I. СВОБОДНОЕ ДВИЖЕНИЕ
Эскиз
При Gr Рг = 2 • 107 -1 • Ю13
а= 0,135 (X/Z ) (GrPr)1^Е
при Gr Рг = 5 • 102 — 2 • 107 '
а = 0,54 (1/1 ) (GrPr)1M
(13127)
рис. 13.8 для воздуха и продук-
тов сгорания; рис. 13.9 для воды;
(13.28);
рис. 13.10 для воздуха и продук-
тов сгорания
'/‘Ст
'77////////////^
77/77^/77777
I
[ZZZZZZZZZd —
WzW/J
'//////////////л
-. г - М
'777/7/7/77777/л •
ZZZZZZZZZZZZZj
ZZZZZZZW/J ti'.
При t >t „
ст ср
а= 0,7 [ а[:1]или а(2] ],
а = 1,3 [ Ищ или a[2j]
При ZCT < icp
« = 1,31 “[1] илиа[2]],
а - 0,7[ cetlj или «[2]1
II. ПРИНУДИТЕЛЬНОЕ ДВИЖЕНИЕ
1. Турбулентный режим Re> 5- IQ3
a = 0,023 (X/d3)Re°’8Pr°-4feffy (13.29) Рис. 13.11 для воздуха и продук- тов сгорания; рис. 13.12 для боды
“ = То же при d3 = 1
a = OW/dJ^a^] То же при dg = d2— dt
a = (1 + 1,75 d/R} [ “[3]] То же при d3 = d
2. Переходный режим.
а = 0,00365. (X/v) w Рг
(13.30)
Рис. 13.13
3. Ламинарный режим Re < 2 - 103
а = 0,17 (X/dg) Re°’SSPr °’43
(13.31)
Рис. 13.14 для воздуха и продук-
тов сгорания; рис. 13.15 для воды
«ла
Эскиз
Формула
Продолжение
Номера формул и рисунков
III. ПОПЕРЕЧНОЕ ОБТЕКАНИЕ ПУЧКА ТРУБ
2г - число рядоВ
а = 0,177 fe_ (X/d) Re3-0*
da = d
(13.32)
Рис. 13.16
При < 0,7
S'2/d- 1
a= 0,275., (X/d)Re0"6;
S1/d-1 . n7
при^[7^Т>0,7
« = 0,2955 (X/d)Re°>6 ( ~T~ )°’25i
М2/и X
d3= d
(13.33),
Рис. 13.17,
(13.34)
/V. ПОПЕРЕЧНОЕ ОБТЕКАНИЕ ПЛОСКИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
1. Равномерный поток
Хи, °-5
а = 0,96 д0,5 уо,5 ;
э
d3 определяют для поверхности. В случае
бесконечной ленты d3= 2b 2
(13.35)
Рис. 13.18
2. Струйная обдувка
Круглые отверстия
а =
0,014г Re °-75
М
9 —0,4S/h
(b/d) 0.2
“ fyi/d^t’
определяющий размер S /2;
формула действительна при
2 < h/d < 9 и
4,5 <S/d< 10,5
Плоские отверстия (щели)
При h /25 < 4
рг 0,75
.0,88
(13.36),
Рис. 13.19
а= 0,131 (Х/2Ь)Ве0-73Рг0.43<Б/2Ьрб.3=
= “’¥р
при 4 < h /2Ь < 30
а= 0,172 (X/2b)Re0,73Pr 0,43 (S/2b)—0,3Х
(13.37),
Рис. 13.20
X (5/2Ь)0Д8 = а> k- k .
d3= 25
П р и м е ч а н и е: а г и а. л,
формулам (13.27), (13.28) й (13^9). 1 J
коэффициенты теплоотдачи конвекцией, определяемые соответственно по
Рис. 13.8. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при свободном движении воздуха и продук-»
тов сгорания:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправка для продуктов сгорания
стенки и среды или наоборот, °C; F — площадь
поверхности теплообмена, м2.
Если среда только передает тепло конвек-
цией от одной поверхности Fi к другой F2, то
Д/ —* разность температур поверхностей, а вме-
сто а представляют приведенный коэффици-
ент теплоотдачи конвекцией апр, Вт/(м2-К),
который определяют по формуле
= Fi/F^a^-)-. (13.26)
171
Формулы для подсчета коэффициента теп-
лоотдачи конвекцией сведены в табл. 13.3.
В таблице приняты следующие обозначения
Gr — число Грасгофа (см. рис. 1.15),
Gr = gP f Аг/v2 — gp2 Р Q'd/ р2; (13.38)
Re — число Рейнольдса,
Re= wd3/v; (13.39)
Рг — число Прандтля,
Рг = v/a; (13.40)
d3 — характерный размер (эквивалентный диа-
метр), м, определяется по формуле
d3 — 4F/U, (13.41)
где F — площадь сечения, м2; U — периметр, м;
Р — коэффициент объемного расширения сре-
а,Вт/(мгК)
ды, 1/К, для газов определяется по формуле
В= l/(fcp + 273), (13.42)
где w — действительная скорость движения
среды, м/с; 1(h) — размер в направлении дви-
жения среды, м; S — шаг труб в пучке или
шаг струй при струйной обдувке, м; d — диа-
метр элемента со стороны омывания средой, м;
R — радиус закругления змеевика, м; р —
плотность среды, кг/м8; X — коэффициент теп-
лопроводности среды, Вт/(м-К); й=3,6//ср—
коэффициент температуропроводности среды,
м2/ч; с — теплоемкость среды, кДж/(м3-К);
О — кинематический коэффициент вязкости
среды, м2/с; pi — динамический коэффициент
вязкости среды, Па-с.
Значения плотности, теплоемкости, коэф-
фициентов теплопроводности, температуропро-
172
водности, вязкости и число Прандтля для раз-
_ личных газов приведены в табл. V.1—V.43, те
же величины и коэффициент объемного рас-
ширения для воды — в табл. V.45.
13.2.2. Коэффициент теплоотдачи
конвекцией при свободном движении
По формуле (13.27) построены рис. 13.8, а для
воздуха и продуктов сгорания и рис. 13.9 для
воды, по формуле (13.28) построен рис. 13.10
для воздуха и продуктов сгорания. По этим ри-
сункам определяют коэффициент теплоотдачи
а в зависимости от средней температуры по-
граничного слоя <Погр=1/2(/ст+^р) и разно-
сти температур между поверхностью и средой
Kt, на рис, 13.10 также в зависимости от ха-
рактерного размера I.
На рис. 13.8, а и 13.9 штриховыми линия-
ми нанесены значения характерного размера I,
служащие для проверки применимости графи-
ков. При значениях Z>2 м для воздуха и про-
дуктов сгорания и Z>0,l м для воды графика-
ми можно пользоваться во всех- случаях. При
меньших значениях I точка, определяющая
данные условия, должна лежать выше штри-
ховой линии, соответствующей характерному
размеру. В противном случае для воздуха и
продуктов сгорания следует пользоваться рис.
13.10, а для воды — подсчитывать по формуле
(13.27).
Для продуктов сгорания коэффициент теп-
лоотдачи, найденный по рис. 13.8, а или 13.10,
следует умножить на поправочный коэффици-
ент k, определяемый по рис. 13.8, б в зависи-
мости от средней температуры продуктов сго-
рания /ср и процентного содержания в них
водяных паров Н2О, так как физические свой-
ства продуктов сгорания определяются глав-
ным образом содержанием Н2О.
Для горячей горизонтальной поверхности,
обращенной вверх, коэффициент теплоотдачи
конвекцией, найденный по графикам, следует
увеличить на 30 %, а для обращенной вниз —
уменьшить на 30 % (для холодной — наоборот).
13.2.3. Коэффициент теплоотдачи конвекцией
при принудительном движении и продольном
обтекании поверхности
Изменение коэффициента теплоотдачи конвек-
цией зависит от того, в каком режиме проис-
ходит движение среды — турбулентном, пере-
ходном или ламинарном
.Поэтому прежде чем искать коэффициент
теплоотдачи, следует определить режим движе-
ния среды, для чего надо подсчитать число
Рейнольдса по формуле (13.39).
Турбулентный режим определяется значе-
ниями числа Рейнольдса Re>5-103, переход-
ный Re=2-10s-^5-103, ламинарный Re<
<2-103.
При построении всех графиков этого раз-
дела физические характеристики среды взяты
при ее средней температуре.
По уравнению (13.29) построены график
рис. 13.11, а для воздуха и продуктов сгора-
ния и рис. 13.12, а для воды. По этим графи-
кам определяется коэффициент теплоотдачи а
при турбулентном режиме в зависимости от
действительной скорости газа (воды) w и эк-
вивалентного диаметра с!я.
Значения а, полученные по этим графикам,
необходимо умножить на поправочные коэф-
фициенты: kt — поправку на неизотермичность
Рис. 13.10. Коэффициент теплоотдачи конвекцией tjs при свободном движении воздуха и продуктов
сгорания
173
Рис. 13.11. Коэффициент теплоотдачи конвекцией ос при принудительном движении воздуха и
продуктов сгорания в турбулентном режиме:
а — коэффициент теплоотдачи; б—поправка на неизотермичнбсть при остывании газа в —
поправка на неизотермичиость при иагреве газа
; г — поправка на начальный участок kr
t ь
174
Рис. 13.12. Коэффициент теплоотдачи конвекцией сс при 'принудительном движении воды в турбу* •
лентном режиме:
« — коэффициент теплоотдачи^ б — поправка на температуру воды
Рис. 13.13, Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при принудительном движении воздуха и про*
дуктов сгорания в переходном режиме:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправочный коэффициент k
для воздуха и продуктов сгорания или на тем-
пературу для воды, kL— поправку на началь-
ный участок.
Поправка kt для газа зависит от направ-
ления теплового потока и различна для охлаж-
дения k°t и нагревания kvt газа. Поправка /<°
определяется по рис. 13.11,6 в зависимости от
средней температуры и состава газа. Поправ-
ка на температуру учитывает изменение физи-
ческих свойств от температуры, причем для
продуктов сгорания физические свойства зави-
сят главным образом от содержания водяных
паров, поэтому на графике приведены кривые
различного процентного содержания Н2О. По-
правку k* находят по рис. 13.11,в в зависи-
мости от средней температуры газа и темпе-
ратуры стенки, которая определяется как сред-
няя между температурами греющей и нагревае-
мой среды.
Поправку иа температуру kt для воды оп-
176
ределяют по рис. 13.12, б в зависимости от
средней температуры воды, kL определяют по
рис. 13.11, г в зависимости от отношения дли-
ны начального участка L к эквивалентному
диаметру dB. При L/dB>50 kL—l,
При продольном омывании пластины сред-
ний коэффициент теплоотдачи на 60 % выше
полученного по графикам. Определяющим раз-
мером в этом случае будет длина пластины
вдоль направления движения газов.
При движении в кольцевой щели получен-
ный коэффициент теплоотдачи следует умно-
жить на 0,65(d2/di) °-25, где d2 — наружный,
di — внутренний диаметр щели.
Определяющим размером в этом случае
будет разница между наружным и внутренним
диаметрами щели или удвоенная ее толщина:
dB=d2—di=26.
Расчет теплоотдачи в изогнутых трубах
производится по формулам для прямой тру-
бы с последующим введением в качестве по-
правочного коэффициента kR, который для
змеевиковых труб определяется 'соотношением
kR=l + l,77d/R, где d — наружный диаметр
трубы змеевика, м; R — радиус закругления
змеевика, м.
Для переходного режима движения в тру-
бах и каналах по уравнению (13.30) постро-
J / У М JO <3
Скорость газа нт, м/с
Рис. 13.14. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а
при принудительном движении воздуха и продуктов
сгорания в ламинарном режиме:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправочный ко-
. эффициент k
ен график рис. 13.13, а для воздуха и продук-
тов сгорания. До графику определяется коэф-
фициент теплоотдачи в зависимости от дейст-
вительной скорости w и средней температуры
газа ^ср. Значение коэффициента теплоотдачи,
найденное по рис. 13.13, а, следует умножить
на поправочный коэффициент k, определяемый
рис. 13.13,6 в зависимости от средней темпе-
ратуры и состава газа.
На рис. 13.13, а штриховыми линиями на-
несены значения эквивалентного диаметра d3,
служащие для проверки применимости графика.
Если точка, определяющая данные условия,
лежит выше штриховой линии, соответствую-
щей эквивалентному диаметру, то значение
коэффициента теплоотдачи следует искать по
рис. 13.11.
Для ламинарного режима движения (Re<
<2-103) в трубах и каналах по уравнению
(13.31) построены график на рис. 13.14, о для
воздуха и продуктов сгорания и рис. 13.15, а
для воды. По этим графикам определяется
коэффициент теплоотдачи а в зависимости от
действительной скорости газа (воды) w и эк-
вивалентного диаметра d3.
Значение коэффициента теплоотдачи, най-
денное по рис. 13.14,0 и 13.15, а, следует ум-
ножить на поправочный коэффициент k, опре-
деляемый для воздуха и продуктов сгорания
по рис. 13.14,6 в зависимости от их средней
температуры и состава, а для воды по рис.
13.15,6 в зависимости от ее средней темпе-
ратуры.
Рис. 13.15. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а
при принудительном движении воды в ламинарном
режиме:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправочный ко-
эффициент
12—482
177
13.2.4. Коэффициент теплоотдачи конвекцией
при поперечном обтекании пучков труб
При построении расчетных графиков значения
физических характеристик среды определяли
при ее средней температуре. Для коридорного
расположения труб по уравнению (13.32) для
воздуха и продуктов сгорания построены
графики рис. 13.16. По графику рис. 13.16,0
определяют коэффициент теплоотдачи а в за-
висимости от диаметра труб d и действитель-
ной скорости газа в узком сечении пучка w.
а, Вт/(мг-С)
6 8 10 12 74
Скорость газа вузком сечении пл, м/с
18
Рис. 13.16. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при поперечном обтекании гладкотрубного
пучка с коридорным расположением:
а — коэффициент теплоотдачи; б—поправка на число рядов kz ; е —поправка на температуру k*
178
Скорость саза 6 узком сечении wr м/с
Рис. 13.17. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при поперечном обтекании гладкотрубного
пучка с шахматным расположением:
а — коэффициент теплоотдачи; б—поправка на число рядовв — поправка на температуру kp
г —поправка на относительный шаг труб
Вт/(мг-К)
Рис. 13.18. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при поперечном обтекании плоских поверх-
ностей:
и — коэффициент теплоотдачи; б н в — поправочные коэффициенты для воздуха (/), окиси углеро-
да (2), азота (5), продуктов сгорания (4) среднего состава (11 % Н2О и 13 % СО2) и водорода (5)
180
По рис. 13.16,6 и в определяют поправку
на число рядов’-Лг в зависимости от числа
продольных рядов z2 и поправку на темпера-
туру kt в зависимости от средней температуры
/ср и состава продуктов сгорания. Поправка
на температуру учитывает изменение физиче-
ских свойств с температурой, причем для про-
дуктов сгорания физические свойства зависят
главным образом от содержания водяных па-
ров, поэтому на графике приведены кривые
различного процентного содержания Н2О.
Для шахматного расположения труб по
уравнениям (13.33) и (13.34) для воздуха и
продуктов сгорания построены графики рис.
13.17. График на рис. 13.17, а и графики по-
правок на рис. 13.17,6 и в на число рядов и
температуру по построению аналогичны подоб-
ным графикам для коридорных пучков.
Кроме того, для шахматных пучков труб
по рис. 13.17,г определяют поправку на отно-
сительный шаг ks в зависимости от относи-
тельного продольного Szfd и относительного
поперечного Si/d шага труб в пучке. ]
13.2.5. Коэффициент теплоотдачи конвекцией
при поперечном обтекании плоских
поверхностей (равномерный поток)
При построении расчетного графика значения
физических характеристик среды брали при ее
средней температуре. Для Re>2500 по фор-
муле (13.35) построен график рис. 13.18, а
для воздуха и продуктов сгорания, по кото-
рому определяют коэффициент теплоотдачи а
в зависимости от действительной скорости
протекающей среды w и эквивалентного диа-
метра da.
Значение коэффициента теплоотдачи, най-
денное по графику, следует умножить на по-
правочный коэффициент kt, определяемый в
зависимости от средней температуры среды по
рис. 13.18,6 для воздуха, азота и окиси угле-
рода и по рис. 13.18, е для водорода и про-
дуктов сгорания среднего состава (11 % Н2О
и 13 % СО2).
Для продуктов сгорания другого состава
значение поправочного коэффициента, полу-
ченное по графику на рис. 13.18, в, следует
умножить на поправку
k^T/k^.
Значения k и k v в зависимости от содер-
жания водяных паров в продуктах сгорания и
температуры определяют по рис. V.1 и V.2.
Если скорость потока больше приведенной
на графике рис. 13.18, в, то для расчета теп-
лоотдачи необходимо найти по графику коэф-
фициент теплоотдачи при какой-либо скорости
Wi и полученную величину умножить на отно-
шение V wlwi .
13.2.6. Коэффициент теплоотдачи
конвекцией при струйной обдувке
При построении расчетных графиков значения
физических характеристик среды брали при
средней температуре пограничного слоя, °C:
Рис. 13.19. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при струйной обдувке из круглых отверстий:
а — коэффициент теплоотдачи; б-—поправка иа относительное расстояние hid', в — поправка на температуру;
Г — воздух, азот, окись углерода; 2 — дымовые газы среднего состава (11% НзО и 13 % СОг); 3 — смесь
азота и водорода (5 % Н2 н 95 % N2)
181
Рис. 13.20. Коэффициент теплоотдачи конвекцией а при струйной обдувке из плоских отверстий:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправка на ширину щели k в — поправка на температуру
воздух, азот, окись углерода; 2 — дымовые газы среднего состава (11 % Н2 и 13 % CO^);j
- - - 3 — смесь азота и водорода (5 % Hz и 95 % N2)
1 f ^Г “Ь ^г . ^пов + ^ПОВ
*ор = Т М + 2 )’
где /ги tr —температуры газа (воздуха) в-
начале и в конце процесса струйной обдувки,
°C; t 'пов и t пов — температуры обдуваемой по-
верхности в начале и конце процесса обдув-
ки, °C.
Значения коэффициентов теплоотдачи при
струйной обдувке плоских поверхностей из
круглых отверстий для турбулентного режима
в диапазоне изменения hid от 2 до 9 и Sfd от
4,5 до 10,5 определяют по рис. 13.19, а, по-
строенному по формуле (13.36), в зависимо-
сти -от действительной скорости истечения га-
за из круглых отверстий w и значений S и
S/d. График на рис. 13.19 построен для воз-
духа при средней температуре пограничного
слоя Z = 20°C и /г/й=2.
Значение коэффициента теплоотдачи, най-
денное .по рис. 13.19, а, следует умножить на
поправочные коэффициенты kf^ и kt, где k^—
поправка па относительное расстояние от
плоскости истечения до обдуваемой поверхно-
сти, определяют в зависимости от величины
h/d по рис. 13.19,6, a kt — в зависимости от
вида газа и его температуры по рис. 13.19, в.
Значения коэффициентов теплоотдачи при
струйной обдувке плоских поверхностей из ще-
левых отверстий в диапазоне изменения /г/2й
от 1 до 30 определяют по рис. 13.20, а, по-
строенному по формуле (.13.37), в зависимости
от действительной скорости истечения газа из
щелевых отверстий ш и значений h!2b и S.
Значение коэффициента теплоотдачи, най-
денное по рис. 13.20, а, следует умножить на
kb и kt, где kb — поправка на ширину щели,
определяется в зависимости от величины 6 по
рис. 13.20, б, a kt определяется в зависимости
от вида газа и его температуры по рис. 13.20, в.
13.3. Нагрев и охлаждение тел
13.3.1. Теплофизические свойства металлов
Значения средней (в интервале температур)
теплоемкости, энтальпии, коэффициентов теп-
лопроводности, температуропроводности угле-
родистых, низколегированных и высоколегиро-
ванных (динамных, трансформаторных, жаро-
стойких и жаропрочных) сталей, цветных ме-
таллов и сплавов приведены в табл. V.46—
V.51.
13.3.2. Эквивалентная теплопроводность
анизотропных тел
Величину коэффициента эквивалентной тепло-
проводности, Вт/(м-К), в радиальном направ-
лении рулона ленты и в пачке листов перпен-
дикулярно их плоскости определяют по фор-
муле (при условии /.м>7.г)
/ а \! 1 - 1 \ а „
1 — ) hp -+- ccS Н------Дм,
в 100Д1— Т) Т] ) 100 м
(13.43)
где а — степень контакта, %; S — толщина ме-
талла (листа, ленты), м; а — коэффициент теп-
лоотдачи излучением через газовые прослойки,
Вт/ (м2 • К); Дг— коэффициент теплопроводности
газов в прослойке, Вт/(м-К); — коэффици-
ент теплопроводности металла, Вт/(м-К); т) —
коэффициент заполнения, равный отношению
объема металла в изделии к объему самого
изделия.
182
Для рулона ленты при т]=0,9-5-0,98 обыч-
но принимают а—3 %. Полученная экспери-*
ментально зависимость коэффициента эквива-
лентной радиальной теплопроводности от ко-
эффициента заполнения для стальной ленты
представлена на рис. 13.21.
Рис. 13.21. Эквивалентная радиальная
теплопроводность К рулона стальной
ленты в зависимости от коэффициента
заполнения г)
Рис. 13.22. Эквивалентная теплопроводность буи,
тов стальной проволоки или пакетов прутков диа-
метром. мм:
/ — 2; 2 — 6,5; 3—10; 4 — 21
Для пачек листов можно принимать т] =
=0,8-0,95 и а= 1,5 %.
На рис. 13.22 приведены эксперименталь-
ные данные по величине коэффициента тепло-
проводности бунтов стальной проволоки или
пакетов прутков.
13.3.3. Определения области тонких
и массивных тел
Тонкими называют тела, при нагреве или
охлаждении которых разность температур по
сечению настолько мала, что при расчетах ею
можно пренебречь.
Массивными называют тела, при нагреве
и охлаждении которых разность температур
по сечению достаточно велика и ее надо учи-
тывать в расчетах.
Область тонких тел определяют значени-
ем конвективного числа Био
Bi = aS/X (13.44)
или радиационного числа Старка
(тюТт?8 (13Л5)
где СПр — приведенный коэффициент излуче-
ния, Вт/(м2-К4); S — характерный размер:
толщина пластины при одностороннем нагреве
или охлаждении; половина толщины пластины
при двустороннем нагреве или охлаждении;
радиус при нагреве или охлаждении одиноч-
ного цилиндра, м; Тг — температура окружаю-
щей среды, К; а — средний коэффициент теп-
лоотдачи, Вт/(м2-К); X— коэффициент тепло-
проводности тела, Вт/(м-К).
При нагреве тел одновременно излучением
и конвекцией область тонких тел определяют
по выражению
Sk/0,15 + Bi/0,5< 1,0. (13.46)
При значениях Bi>0,5; Sk>0,15 и
Sk/0,15 + Bi/0,5> 1,0 тело считают массивным.
13.3.4. Способы расчета нагрева
и охлаждения тел
Расчет нагрева и охлаждения тонких тел мож-
но вести по закону конвекции, по закону из-
лучения и с раздельным учетом конвекции и
излучения
Расчет нагрева и охлаждения массивных
тел ведут только по закону конвекции.
При расчете по закону конвекции общий
коэффициент теплоотдачи излучением и кон-
векцией, Вт/(м2-К), определяют по формуле
и = Иивл Кконв» (13.47)
где аКОцв — коэффициент теплоотдачи конвек-
цией, Вт/(м2-К), определяетсн по формулам
разд. 13.2; авзл — коэффициент теплоотдачи
излучением, Вт/(м2-К), определяется из выра-
жения
/ /г + 273 V _ + 273 У
\ 100 / \ 100 )
КИЗЛ = Спр . ,
»Г — гм
(13.48)
Значения (0г—0м)/(/г—/м) представлены в
табл. 13.4 и на рис. 13.23. Спр, Вт/(м2-К4),
определяется по формулам разд. 13.1.
При расчете по закону излучения величи-
ну приведенного коэффициента излучения,
Вт/(м2-К4), определяют по формуле
Спр=Спр+Ск, (13.49)
183
ТАБЛ 7 ЩА 13.4. ЗНАЧЕНИЯ (вг— — — /2, °C
°C 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 | 600 650 ’ 700 | 750 | 8Q0 | 850 | 900
0 0,812
50 1,07 1,35
100 1,38 1,69 2,08
150 1,76 2,11 2,54 3,02
200 2,22 2,62 3,00 3,61 4,23
250 2,76 3,21 3,69 4,27 4,96 5,73
300 3,41 3,87 4,42 5,06 5,77 6,59 7,54
350 4,15 4,66 5,24 5,93 6,71 7,58 8,57 9,68
400 4,98 5,54 6,19 6,92 7,76 8,69 9,72 10,9 12,2
450 5,95 6,55 7,26 8,04 8,93 9,92 11,0 12,2 13,6 15,1
500 7,04 7,70 8,43 9,29 10,2 11,3 12,5 13,8 15,2 16,8 18,4
550 8,25 8,95 9,76 10,7 Н,7 12,8 14,0 15,4 16,9 18,5 20,4 22,4
600 9,58 10,4 11,3 12,2 13,5 14,9 15,8 17,2 18,8 20,6 22,4 24,4 26,6
650 И,1 11,9 12,8 13,9 15,1 16,3 17,7 19,2 20,8 22,6 24,6 26,6 29,0 31,4
700 12,7 13,6 14,6 15,7 16,9 18,2 19,7 21,4 23,0 25,0 27,0 29,2 31,4 34,1 36,9
750 14,5 15,5 16,6 17,7 19,0 20,4 22,0 23,6 25,4 27,4 29,4 31,9 34,3 36,9 39,7 42,7
800 16,7 17,6 18,6 19,9 21,2 22,8 24,4 26,2 28,0 30,0 32,2 34,7 37,3 39,9 42,9 46,2 49,6 _5fi A
850 18,6 19,7 21,0 22,2 23,8 25,2 27,0 28,8 30,8 32,9 35,3 37,7 40,3 43,1 46,4 49,6 53,0 60 5 7
900 21,0 22,2 23,4 24,8 26,2 28,0 29,6 31,6 33,7 36,1 38,5 40,9 43,8 46,8 49,8 53,2 56,8 64 7 Pft Я.
950 23,6 24,8 26,0 27,6 29,2 30,8 32,7 34,7 36,9 39,3 41,7 44,6 47,4 50,4 5з, 6 58,1 60,7 69 0 00,0 74 A
1000 26,2 27,6 29,0 30,4 32,2 34,1 35,9 38,1 40,3 42,7 45,4 48,2 51,2 54,2 57,7 61,3 00,1 СП с 7$ fl /0,4 7Й Л
1050 29,0 30,4 32,0 33,7 35 ,'5 37,3 39,3 41,9 44,0 46,6 49,2 52,0 55,2 58,5 61,9 65,5 6У ,6 78 6 I 0 ,U Я9 Q
1100 32,2 33,7 35,7 373 38,9 40,9 42,9 45,4 47,8 50,4 53,4 56,4 59,5 62,9 66,5 70,2 74,4 Я.Ч 7 OZ, У ftp Q
1150 35,7 37; 1 38,9 40,7 42,5 44,8 47,0 49,4 52,0 54,6 57,7 60,7 63,9 67,5 71,2 75,2 79,2 AQ 1 00,0 ОД A
1200 39,1 40',9 42,5 44,6 46,6 48,8 51,2 53,6 56,2 59,1 62,3 65,3 69,0 72,4 76,2 80,2 84,7 94 8 QQ A
1250 42,9 44,8 46,6 48,6 50,8 53,0 55,4 58,1 60,9 63,9 66,9 70,4 73,8 77,6 81,4 85,7 уи, 1 101 w, и
1300 47,2 49,0 50,8 53,0 55,2 57,7 60,3 62,9 65,7 68,8 72,2 75,6 79,2 83,1 87,1 91,3 96,0 107 1UU 11 9
1350 51,4 53,2 55,4 57,5 59,9 62,3 65,1 67,9 71,0 74,0 77,4 81,0 84,7 88,7 92,9 97,4 1UZ 1 по 114 119
1400 55,8 57,9 60,1 62,5 64,9 67,5 70,4 73,2 76,4 79,8 83,1 86,7 90,7 94,8 99,2 104 11)0 1 1 к 120 u j 126
1450 60,7 62,9 65,1 67,5 70,2 72,8 75,6 78,8 82,0 85,5 89,1 92,7 96,8 101 106 109 110 1 90 128 133
1500 65,9 68,1 70,4 73,0 75,6 78,4 81,4 84,7 88,1 91,5 95,4 99,2 103 108 112 117 1ZZ 135 141
1550 71,2 73,6 76,0 78,6 81,4 84,5 87,5 90,7 94,4 98,0 102 106 ПО 115 119 124 loU 1 QQ 143 ITT 1 149
1600 77,0 79,2 81,8 84,7 87,5 90,5 93,8 97,2 101 105 108 113 117 122 127 132 loo 1 51 1 Tri? 1 57
1650 82,9 85,5 88,1 90,9 94,0 97,2 100 104 108 112 116 120 125 129 134 140 14o 1 кл 459 1О/ 166
1700 89,3 91,7 94,6 97,6 101 104 107 111 115 119 123 128 132 137 142 148 1 ЙО 168 175
1750 95,8 98,4 101 104' 108 111 115 119 123 127 131 136 140 146 151 157 loz 171 178 I/O 184
1800 103 105 108 112 115 118 122 126 130 135 139 144 149 154 160 166 1/1 1 QI 187 194
1850 109 113 116 119 123 126 130 134 139 143 148 153 158 163 169 175 lol Ю1 1Q7 204
1900 117 120 124 127 131 135 139 143 147 152 157 162 167 173 178 184 191 907 214
1950 125 128 172 135 139 143 147 152 156 161 166 171 177 182 188 194 201 995
2000 133 137 140 144 148 152 156 161 166 170 176 181 186 192 198 205 2Ц 218
ti, °C
950 1000 1050 1100 1150 1200. 1250 1300 1350 1400 1450
0 50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
800
850
900
950 73,2
1000 77,8 82,7
1050 82,7 87,5 92,5
1100 87,7 92,3 98,0 104
1150 93,1 98,2 104 109 115
1200 98,8 104 110 115 122 128
1250 105 110 116 122 128 134 141
1300 111 116 122 128 135 142 148 156
1350 118 123 129 135 142 149 156 163 171
1400 124 130 136 142 149 156 164 171 179 187
1450 131 138 144 150 157 164 172 179 188 196 205
1500 139 145 152 158 165 172 180 188 196 205 214
1550 147 153 160 166 174 181 189 197 205 214 223
1600 155 161 168 175 182 190 198 206 215 224 233
1650 163 170 177 184 192 199 207 . 216 225 234 243
1700 172 179 186 193 201 209 217 226 235 244 253
1750 181 188 196 203 211 219 227 236 245 255 265
1800 191 198 205 213 221 229 238 247 256 266 276
1850 201 208 216 223 232 240 249 258 268 277 288
1900 211 218 226 234 243 251 260 270 279 289 230
1950 222 229 237 246 254 263 272 281 291 302 312
2000 233 241 249 257 266 275 284 294 304 314 325
Продолжение табл. 13.4
°C
1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900 I960 2000
221 - Й
232 242
242 252 263
253 263 274 284
264 274 285 296 307
275 285 296 307 319 331
286 297 308 320 331 344 356
298 309 320 332 344 356 370 383
310 322 333 345 357 370 383 397 410
323 334 346 358 371 384 397 411 425 439
336 348 360 372 385 398 411 425 440 454 473
где Ск — условный коэффициент теплоотдачи
конвекцией в единицах коэффициента излуче-
ния, Вт/(м2-К4):
Ск — <хконв (7Г — /М)/(6Г 6м)- (13.50)
Здесь также можно пользоваться табл.
13.4 или рис. 13.23. Кроме того, при расчете
Рис. 13.23. Значения (0г—0i)/(fe—fi)
нагрева или охлаждения тонких тел можно
раздельно учитывать теплообмен излучением
и конвекцией.
13.3.5. Расчет нагрева и охлаждения тонких тел
По закону конвекции
В этом случае теплообмен излучением и кон-
векцией учитывают при определении величины
общего коэффициента теплоотдачи излучением
и конвекцией, а продолжительность нагрева
или охлаждения тонкого тела, ч, рассчитывают
по формуле
_, Spc [1г
т=0,64 —1g р------S ,
йф a vr tw
(13.51)
где S — характерный размер, м; с — средняя
теплоемкость тела в интервале температур от
Л, до /к кДж/(кг-К); рассчитывают по приме-
чанию к табл. V.46; йф — коэффициент формы,
для пластины 7ф=1, для цилиндра йф=2;
t,— температура окружающей среды, °C; tB
и tK — соответственно начальная и конечная
температуры тела, °C; а — общий коэффици-
ент теплоотдачи излучением и конвекцией,
Вт/(м2-К), определяют по формуле (13.47);
р — плотность тела.
По закону излучения
Теплообмен излучением и конвекцией в этом
случае учитывают при определении величины
приведенного коэффициента излучения, а про-
должительность нагрева или охлаждения тон-
ких тел, ч, при постоянной температуре окру-
жающей среды рассчитывают по формуле
т = (13.52)
3,6йф Спр
где С*р — приведенный коэффициент излуче-
ния с учетом конвективного теплообмена,
Вт/(м2-К4), определяется по формуле (13.49);
и — конечный и начальный темпера-
турные факторы, 1/К3.
Значения температурных факторов опреде-
ляют при нагреве металла в зависимости от
температуры окружающей среды и темпера-
туры металла по рис. 1.16, 1.17, а при охлаж-
дении — в зависимости от температуры метал-
ла при температуре окружающей среды 20 или
100 °C по рис. 1.18.
С раздельным учетом излучения
и конвекции
При определении продолжительности нагрева
или охлаждения тонких изделий, ч,- можно
учитывать раздельно теплообмен излучением и
конвекцией, используя выражение
S2pc
т =-------— (Ф„ — Ф„) =
3,6/гфЛ5к* к н
=---------^Р£-------(Ф _ ф ), (13.53)
(Спр/100)(7'г/100)з V к 117
где Фв и Фк — начальное и конечное значение
температурного фактора.
Значения температурного фактора Ф в за-
висимости от относительной температуры 6 =
=Т!Тт и отношения Bi/Sk приведены на рис.
1.19. На рис. 1.20 изображена область измене-
ния 0 от 0,9 до 1,25, а на рис. 1.21 —область
Ф от 0 до 0,2.
При использовании этих графиков значе-
ние числа Био подсчитывают по действитель-
ному коэффициенту теплоотдачи конвекцией.
Отношение Bi/Sk можно определять по рис.
1.22, на котором указаны значения а от 0 до
30 Вт/(м2-К), для больших значений а ука-
занные на шкале абсцисс значения а и Bi/Sk
должны быть умножены на одну и ту же ве-
личину.
13.3.6. Расчет нагрева
и охлаждения массивных тел простой формы
Тела простой формы — изделия, которые мож-
но представить как пластину бесконечной
длины и ширины или цилиндр бесконечной
длины.
По закону конвекции
Теплообмен конвекцией и излучением выража-
ют через общий коэффициент теплоотдачи из-
лучением и конвекцией по формуле (13.47) и
продолжительность нагрева и охлаждения мас-
сивных тел или их относительные температуры
определяют на основе решений уравнений теп-
лопроводности в критериальной форме, при-
веденных в табл. 13.5.
186
ТАБЛИЦА 13.5. РЕШЕНИЯ УРАВНЕНИЯ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ В КРИТЕРИАЛЬНОЙ ФОРМЕ ДЛЯ РАСЧЕТА НАГРЕВА И ОХЛАЖДЕНИЯ МАССИВНЫХ ТЕЛ
Начальное распре- деление температур Вид нагрева и расчетная толщина Температура окружающей среды Решение уравнения теплопроводности в критериальной форме Формула
Равномерное по сечению Параболическое Двусторонний или односторонний; при двустороннем нагреве S — поло- вина толщины тела, а при односто- роннем нагреве S — полная толщина тела Двусторонний; S — половина толщи- ны тела Односторонний, S — полная толщина тела Постоянная Переменная, изменяется линейно во времени Постоянная Переменная, изменяется линейно во времени Постоянная Переменная, изменяется линейно во времени = /г + /г —1 [ X \ е= = е Bi, fo, — 4? — 4) \ / /J -1 г / х \ч П' П П ll /h ID! т-_ (13.54) (13.55) (13.56) (13.57) А (13.58) (13.59)
—, , + , + . = о »|И - ~ о « ш .-< о - — ! & «И - °* - е -141 1 1 О- -А 1 о I ер —* Гт —« Qu Ф 1 1 Мч 6 о , ? 4- я _Г ф , ” 7з? го 4- » 5 GQ |~ Ф । * <х> ’о 1 ф *е и i е 1 7 Y °s + 7 у f + к 4F II । 1 II 1 1 55 Н fa Н fa t- fa ф Ф 'К» X- ф
ТАБЛИЦА 13.6. НОМЕРА РИСУНКОВ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ФУНКЦИЙ 6. Ф', Ф", Ф'Л -----
'Температурная функция Пластина Цилиндр
поверх- ность x/S=l x/S=0,5 середина x/S=0 средняя по сече- нию тем- пература поверх- ность x/S=l x/S=0,5 ось x/S=Q средняя по сече- нию тем- пература
0(Bi, Fo, x/S) 1.23 1.24 1.25 1.26 1.27 1.30 1.29 1.30 1.31 1.32 1.33 1.34
®'(Bi, Fo, x/S) 1.35 1.36 1.37 1.38 1.39 1.40 1.41 1.42
<D"(Bi, Fo, x/S) 1.43 1.44 1.45 1.46 1.47 1.48 1.49 1.50
®"'(Bi, Fb, x/S) 1.51 1.52 1.53 1.54 — — — —
В таблице приняты следующие обозначе-
ния:
е0=(£-'о)/(£-'о); (13.60)
^=(£-$/(£-4); (13.61)
бо=( £ —£)/K~ £); <13-62>
= (13-63)
(НМ)/(М: <13-64>
<& = (£-$/(£-$; (13-65)
Fo = aF/S2— (13.66)
число Фурье;
Bi=aS/X— число Био, см. уравнение (13.44);
S— характерный размер, м; а — коэффициент
температуропроводности тела, м2/ч, с — сред-
няя теплоемкость тела в интервале температур
от ta до I, к Дж/(кг-К), рассчитывается по
примечанию к табл. V.46; t — конечная темпе-
ратура искомой точки, °C; t0 — начальная тем-
пература тела; tr — температура окружающей
среды; — температура поверхности тела в
.. .0
начальный момент времени; tc — температура
середины тела в начальный момент времени;
Л
гг— начальная температура окружающей сре-
ды; /р — температура окружающей среды в
момент времени т; v — скорость изменения
температуры окружающей среды, °С/ч; х— ко-
ордината искомой точки тела: для пластины —
расстояние от середины тела (при односторон-
нем нагреве серединой условно считают нена-
греваемую поверхность); для одиночного ци-
линдра — расстояние от центра по радиусу, м;
а — общий коэффициент теплоотдачи излучени-
ем и конвекцией, Вт/(м2-К); X— коэффициент
теплопроводности тела, Вт/(м-К); р — плот-
ность тела, кг/м8; т — время нагрева или ох-
лаждения, ч.
Номера рисунков приложения I, по кото-
рым можно определить функции 6 (Bi, Fo, x/S),
®'(Bi, Fo, x/S), <D"(Bi, Fo, x/S), <D'"(Bi, Fo,
x/S), входящие в решения уравнения тепло-
проводности, приведены в табл. 13.6.
13.3.7. Нагрев и охлаждение массивных тел
сложной формы
Тела сложной формы характеризуются следу-
ющими двумя признаками. Форма этих тел
образована пересечением двух или нескольких
тел простой формы. Например, бесконечная
призма — пересечение двух бесконечных пла-
стин; параллелепипед — пересечение трех бес-
конечных пластин; цилиндр конечных разме-
ров — пересечение бесконечного цилиндра и
бесконечной пластины.
Условия нагрева или охлаждения тел та-
ковы, что необходимо учитывать теплопереда-
чу в двух и более взаимно перпендикулярных
направлениях. Например, бесконечную приз-
му, нагреваемую с двух сторон, находящихся
под прямым углом, трех или четырех сторон;
конечный цилиндр, получающий тепло через
боковую поверхность и поверхность одного
или двух торцов, следует рассматривать как
тела сложной формы. Призма той же формы
и размеров, но нагреваемая с одной или двух
параллельных сторон, может быть рассмотрена
как бесконечная пластина.
Цилиндр конечных размеров при теплооб-
мене только через боковую поверхность следу-
ет рассмотреть как бесконечный цилиндр, а та-
кой же цилиндр, нагреваемый только с одного
или двух торцов, — как бесконечную пластину.
Температурное поле тел сложной формы
можно представить как произведение темпера-
турных полей тел простой формы (бесконечных
цилиндра и пластины), которые образуют рас-
сматриваемое тело сложной формы.
Эскизы бесконечной призмы, параллелепи-
педа и цилиндра конечных размеров с указа-
нием точек и номеров рисунков, по которым
могут быть определены относительные темпе-
ратуры в этих точках, даны в табл. 13.7. Ука-
занные в таблице графики могут быть исполь-
зованы для постоянной температуры окружаю-
щей среды и равномерного начального распре-
деления температур в теле.
Для параллелепипеда в табл. 13.7 перечис-
лены графики относительных температур толь-
ко для поверхности и середины каждой из
Для точек, координаты которых на одной из
трех пластин, образующих параллелепипед,
трех пластин, образующих параллелепипед, бу-
дут x/S=0,5, относительную температуру тела
при теплообмене по закону конвекции опреде-
ляют по тому же выражению 6=01026з, при-
нимая соответствующие координаты этих то-
чек на двух других пластинах.
Например, относительная температура в
точке а будет равна произведению трех отно-
сительных температур: для пластины с толщи-
ной S] относительную температуру определяют
по рис. 1.25, для пластины с толщиной S2 при
x/S=0 — по рис. 1.26 или 1.27, для пластины
с толщиной З’з при x/S=\ —по рис. 1.23 или
1.24.
188
ТАБЛИЦА 13.7
ЭСКИЗЫ ТЕЛ СЛОЖНОЙ ФОРМЫ И НОМЕРА РИСУНКОВ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ФУНКЦИЙ
Наименова- ние тела Эскиз тела e e* s ¥ -Номера рисунков для точек на эскизе
1 2 3 4 '“5 6 7 8 9
Бесконеч- ная призма*1 к. Л.5 a- X Ъ sf2 1.28 1.26 .1.27 1.25 1.23 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 1.25 1.26 1.27 1.26 1.27 1.25
1 1 za / C\J e2 Sf2 1.28 1.26 1.27 1.26 1.27 126 1.27 125 123 124 123 124 123 124 125 125
1
Парал- леле- пипед*1 0=б1еге3 0i Sf2 1.28 1.26 1.27 1.23 1.24 1.23 .1.24 1.26 1.27 126 1.27 1.26 1.27 1.23 1.24 1.23 1.24 —
г' \;т-1 >5/ «2 s$2 1.28 1.26 1.27 1.26 1.27 1.23 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 1.26 1.27 1.26 1.27 1.23 1.24 —
% Sf2 1.28 1.26 1.27 1.26 1.27 1.26 1.27 1.23 1.24 1.23 1.24 123 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 —
Цилиндр конечных размеров 2S, 5 0=0; 0, Sf=D!2 1.34 1.32 1.33 1.32 1.33 1.32 1.33 1.31 1.29 1.30 1.29 1.30 1.29 1.30 1.31 1.31
2 . ,g. 6 7 CM CO 02 Sf3 128 1.26 1.27 1,25 1.23 1.24 1.23 1.24 j 1.23 1.24 1.25 1.26 1.27 1.26 1.27 125
LLJJ
** Нагрев с противоположных боковых граней симметричен. ** При одностороннем нагреве призмы и параллелепи-
педа за расчетную толщину в этом направлении нужно принимать полную толщину. * При нагреве цилиндра с одного
торца за расчетную толщину нужно принимать полную высоту цилиндра.
Примечание. О — относительная температура; е *— сомножитель при определении е ; S — расчетная толщина
тела; И— номер рисунка для определения средней по сечению тела температуры.
При переменной температуре окружающей
среды и начальном равномерном температур-
ном поле в теле относительную температуру
тел сложной формы также определяют по вы-
ражениям, приведенным в табл. 13.7. Относи-
тельные температуры соответствующих тел
простой формы следует определять по
табл. 13.5.
13.3.8. Нагрев полого цилиндра
Полый цилиндр бесконечных размеров можно
отнести к телам сложной формы и рассматри-
вать как свернутую бесконечную пластину
(рис. 13.24).
Если полый цилиндр нагревают только с
наружной стороны, то расчетная толщина пла-
стины, м:
5 = Ф1 (Rt- RJ = <PiR2(fe- 1).(13.67)
где Ri — наружный радиус цилиндра, м; Rt —
внутренний радиус цилиндра, м; k=RilRz',
<р ] — коэффициент формы, определяется по
формуле
Ф1==-/0,5 (й2—-1) — In fe/(fe — 1). (13.68)
Если полый цилиндр греют только с внут-
ренней стороны, то расчетную толщину пласти-
ны, м, следует определять из выражения
S—ф2 {Ri—Rs) — R% (k ~~~ I)г (13.69)
где — коэффициент формы, определяется по
формуле
ф2= V й2(1пй —0,5) + 0,5 /(й — 1). (13.70)
Зависимость коэффициентов формы q>i и
<р2 от отношения наружного и внутреннего ра-
диусов A=Ri/R2 дана на рис. 13.25.
Рис. 13.24. Температурное поле в бесконечном полом
цилиндре
189
Если полый цилиндр, нагревают, одновре-
менно с внешней и внутренней поверхностей,
то толщину пластины при определении темпе-
ложение экстремальной- температуры, опреде-
ляется по формуле
Р-— (7?1—Pextr)/(^i ^г)" (13.73)
Рис. 13.25. Зависимость коэффициента формы <j>, и
<р2 от отношения
Положение экстремальной температуры
вдоль радиуса при m/(Ri—R2)2^0,2 практи-
чески не меняется и составляет, м:
rextr — Т?2
О, 5Bif (/? 4~ 1) 4~ /’ 4~ Bii/Bi2
_L , Вй
R +Bi2
Bi, In k
(k - 1)
(13.74)
где Bif = «1 № ~ ^2)/^;
Bi2 = a2 (Rt-RJ IV. (13.75)
ратурного поля внешней части цилиндра при-
нимают равной, м:
Si — Фг (7?i — Jextr) — Фг Н (Ri Rg)t (13.71)
а при определении температурного поля внут-
ренней части цилиндра
S2 — Ф2 (T'extr ^2) : z Ф2 (1 ~ Е)(^1 ’
(13.72)
где rextr — положение экстремальной темпера-
туры вдоль радиуса, м; р — относительное по-
Ф и a2 — общие коэффициенты теплоотдачи
излучением и конвекцией с наружной и внут-
ренней сторон цилиндра, Вт/(м2-К).
Относительное положение экстремальной
температуры в зависимости от величин Bib Bi2
и k можно определить по рис. 13.26.
Относительную температуру в полом ци-
линдре конечных размеров определяют как
произведение относительных температур пла-
стины расчетной толщины — формулы (13.67),
(13.69), (13.71), (13.72)—и пластины, толщи-
на которой равна половине высоты цилиндра
при двустороннем симметричном нагреве или
полной высоте при одностороннем нагреве.
Значения относительных температур для поло-
го цилиндра в радиальном направлении опре-
деляют при приведенных толщинах пла-
стины.
Эскиз полого цилиндра конечных размеров
с указанием точек и номеров рисунков, по ко-
торым можно определить относительные тем-
пературы в этих точках, приведен в
табл. 13.8.
Указанные в таблице рисунки могут быть
использованы в случае постоянной температу-
ры окружающей среды и равномерного началь-
ного распределения температур в ци-
линдре.
ТАБЛИЦА 13.8
ЭСКИЗ ПОЛОГО ЦИЛИНДРА КОНЕЧНЫХ РАЗМЕРОВ И НОМЕРА РИСУНКОВ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ФУНКЦИЙ
Эскиз
6 Часть толщины в* S N Номера рисунков для точек на эскизе
тела ци- линдра 1 2 3 4 5 6 7 8 9
«А Наруж- ная Я2) 1.28 1.26 1.27 1.26 1.27 1.26 1.27 1.25 1.23 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 1.25 1.25
«2 st 1.28 1.26 1.27 1.28 1.23 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 1.25 1.26 1.27 1.26 1.27 1.25
Внут- ренняя 01 s=v>2(i—д)х X (Bt-.R2) 1.28 1.26 1.27 1.26 1.27 1.26 1.27 Точ- ка 10 1.25 Точ- ка 11 1.23 1.24 Точ- ка 12 1.23 1.24 Точ- ка 13 1.23 1.24 Точ- ка 14 1.25 Точ- ка 15 1.25
ф St 1.28 1.26 1.27 1.25 1.23 1.24 1.23 1.24 1.23 1.24 1.25 1.26 1.27 1.26 1.27 1.25
* При нагреве полого цилиндра с одного торца за расчетную толщину нужно принимать полную высоту цилиндра.
Примечание, б — относительная температура; в *— сомножитель при определении в ; S — расчетная толщина
тела; N~ номер рисунка для определения средней по сечению тела температуры.
0,9
0,7
0,5
0,3
0,9
0,7
0,5
0,3
Рис. 13.26. Относительное положение экстремальной температуры в полом цилиндре
13.3.9. Несимметричный нагрев
При несимметричном нагреве пластины для
расчета при Fo>0,3, если температура окру-
жающей среды и начальная температура тела
постоянны, можно использовать графики для
симметричного нагрева пластины (рис. 1.23—
1.28). Для этого предварительно находят отно-
сительное положение экстремальной темпера-
туры по формуле
р. = x^extr/S = (Bif Bi 2) /(Bij Д~
+ Bi2 + 2Bi1Bi2), (13.76)
Bi1=a1S/%; Bi2 = a2S/%, (13.77)
где Oi и cts — общие коэффициенты теплоотда-
чи излучением и конвекцией соответственно
для каждой из сторон- пластины при несиммет-
ричном нагреве, Вт/(м2-К); S — половина тол-
щины пластины, м; х extr — положение экстре-
мальной температуры в пластине, м; % — коэф-
фициент теплопроводности пластины, Вт/(м-К).
Рис. 13.27. Относительное положение экстремальной
температуры в бесконечной пластине
191
Значение ц в зависимости от Bif и Bi2
можно определить по рис. 13.27.
Расчетные размеры каждой из сторон пла-
стины, м, определяют по формулам
Sj = S + xextr = S (1 + р), (13.78)
S2 = S-xestr = S(l-p). (13.79)
_l .j* сч
к - ф
Из рис. 1.23—1.28 по числам Bi1=a!Si/Z <
и Fo^ct/S j определяют температурное поле а
части пластины толщиной St при коэффициенте
теплоотдачи аь а по критериям Bi2=a2S2/Z §
и Fo2=gt/S2 — температурное поле части пла- g
стины толщиной S2 при коэффициенте теплоот- g
дачи а2. <
Температурное поле в бесконечной призме К
или параллелепипеде при несимметричном на- g
О
с
СО
греве определяют как произведение темпера-
турных полей в образующих эти тела бесконеч-
ных пластинах при несимметричном нагреве,
аналогично показанному в табл. 13.7 для сим-
метричного нагрева.
t
13.3.10. Нагрев металла
на охлаждаемых подовых трубах
и монолитном поду
Схема расположения металла на охлаждаемых
подовых трубах приведена на рис. 13.28. Бла-
годаря симметрии можно рассматривать только
один участок длиной L, ограниченный сечения-
ми над подовой трубой ОЬ и между подовыми
трубами аа’.
Расчетные формулы для определения тем-
ператур металла, нагреваемого на подовых
трубах, на монолитной подине после подовых
труб, а также при изменении разбивки подо-
вых труб, приведены в табл. 13.9.
192
В таблице приняты следующие обозначе-
ния: tT — температура любой точки металла,
отстоящей на расстоянии г (по прямой) от ме-
ста соприкосновения с подовой трубой, °C;
/”аг₽—температура в данной точке при нагре-
ве в отсутствие подовых труб, °C, определяет-
ся по (13.54) — (13.65); тн — общая продолжи-
тельность нагрева металла в печи, ч; тт — про-
должительность нагрева металла на монолит-
ном поду, ч; тк — продолжительность нагрева
металла на подовых трубах новой разбивки, ч;
Ei г, х. = Ei (—г2/4от{) — интегральная показа-
тельная функция, определяется по таблицам
специальных функций или по рис. 13.29 в за-
висимости от значения числа Фурье Fo/. T_ =
=<Wi!r2-, tc —температурный вектор стока,
’тг
°C, определяется по формуле
При построении графика принято, что
« 6оп=0; чтобщ учесть температуру подорой
трубы, следует определить tcx по расчетной
температуре окружающей среды
t* =1001/0 — 0 — 273; (13.95)
окр г окр ОП > я. • Z
£сх _х — температурный фактор стока, опре-
деляется по рис. 13.32 в предположении, что
металл продолжает нагреваться на подовых
трубах; tcx _х —температурный фактор стока
определяется по рис. 13.32 в предположении,
что металл продолжает нагреваться на трубах
первоначальной разбивки; tc x —температур-
ный фактор стока, определяется по рис. 13.32
за время нагрева _металла на подовых трубах
новой разбивки; t ^гр — средняя по сечению
- ЮО /0“1го₽ - (0окр - 0ОП) Ф + 273 j, (13.92)
’ *7
где функция ~ф(аТг/Л2) определяется по
’ г
рис. 13.30 в зависимости от значения числа
Фурье FoLt.; если Fo^ <0,2, можно пользо-
ваться приближенной формулой
= 3,545 j/Fo^ , (13.93)
^=0 — температура нижней поверхности ме-
талла в отсутствие подовых труб, определяет-
ся аналогично Z“arp (см. разд. 13.3.6); t0KI,—
температура окружающей среды со стороны
нижней поверхности металла, °C; ton — темпе-
ратура наружной поверхности подовых труб,
°C; <р — средний угловой коэффициент излуче-
ния от металла на подовую трубу, для круглой
подовой трубы радиусом R средний угловой
коэффициент может быть определен по фор-
муле
Ф = (R/L) arctg (L/R). (13.94)
По формуле (13.92) построен график на
рис. 13.32, который позволяет определить тем-
пературный фактор стока tc х в зависимости
* г _
от <р, Z0Kp, 1^, Рядом со шкалой <р
нанесена шкала RIL, этой шкалой можно поль-
зоваться в случае круглой подовой трубы.
Порядок определения tc,x показан на
рис. 13.32 пунктиром.
металла температура при нагреве в отсутствие
подовых труб, определяется по разд. 13.3.6;
&2S т =®[сТг/(2S)2; 2S/L]—функция, опре-
’ г
деляется по рис. 13.31 в зависимости от значе-
ния числа Фурье Fo2s т. =0Тг/(23)2 и относи-
тельной толщины металла 2SIL.
Неравномерность нагрева по длине Д/я яв-
ляется разностью средних по толщине темпе-
ратур металла в сечениях над подовой трубой
0Ь и между подовыми трубами аа'. Эта вели-
чина служит показателем степени прогрева ме-
талла, нагреваемого на подовых трубах.
Если нужно определить среднюю по тол-
щине температуру над подовой трубой, то это
можно сделать по формулам, аналогичным
(13.83)—(13.85), только вместо функции 0'2.s,T.
подставляется функция т > К0Т0Рая опре-
деляется по рис. 13.30.
Неравномерность нагрева по толщине Д£т,
°C, является разностью средних по сечению
температур верхней и нижней половин металла
и в общем случае определяется по формуле
Д^т = 2 (^2s ^s)’ (13.96)
где ts — средняя по сечению температура ниж-
ней половины металла, определяется по фор-
zzr/J2
Рис. 13.31. Значения функции
13—482
193
R/L ср
мулам (13.83) — (13.85) табл. ГЗТ9, в которые ~
вместо 2S подставляется S.
При симметричном нагреве 1^гр = 1^агр и
эти величины можно не подсчитывать при оп-
ределении А/т. Тогда неравномерность иагрева
по толщине можно подсчитывать по формулам
(13.89)—(13.91) табл. 13.9.
Г л а в а 14 •
РАСЧЕТЫ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
И СОСТАВА ПЕЧНОЙ АТМОСФЕРЫ
14.1. Расчеты полного сгорания топлива
14.1.1. Характеристика топлива
Для отопления нагревательных и термических
печей применяют главным образом газообраз-
ное топливо, иногда мазут.
Основные характеристики топлива:
Теплота сгорания — количество тепла, вы-
деляемое при сгорании 1 м3 или 1 кг топлива*.
Низшая теплота сгорания — физическое
тепло газообразных продуктов сгорания. Выс-
шая теплота сгорания <2^ •— тепло, которое бы-
ло бы выделено при охлаждении продуктов
сгорания до О °C, т. е. физическое гепло и теп-
ло, выделяемое при конденсации водяных па-
ров. Однако в печных агрегатах продукты сго-
увеличении коэффициента расхода воздуха ка-
лориметрическая температура продуктов пол-
ного сгорания понижается, а при подогреве
газа или воздуха повышается.
Действительная температура сгорания ta
зависит от продолжительности процесса горе-
ния во времени, прямой теплоотдачи в окру-
жающее пространство, химического и механи-
ческого недожога. Приближенно действитель-
ную температуру сгорания можно определить
по уравнению ?д=т|пир£к, где т|ПИр— эмпири-
ческий пирометрический коэффициент, для про-
ходных печей (методических, с шагающим по-
дом и шагающими балками) его принимают
равным 0,7—0,75 и для садочных печей совер-
шенной конструкции 0,80—0,85.
В табл. 14.1 приведены характеристики го-
рючих компонентов важнейших газообразных
топлив.
14.1.2. Графики расчета сгорания
и методика их составления
Примером графика расчета сгорания является
Стандарт предприятия (СТП) для смеси до-
менного и коксового газов (рис. 14.1).
Линии энтальпий продуктов сгорания пере-
секают кривые, соответствующие теплу, выде-
ленному при сжигании топлива с данным а
при различной температуре подогрева. Абсцис-
са точки пересечения этих кривых с кривыми
энтальпий продуктов сгорания соответствует
ТАБЛИЦА 14.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ГОРЮЧИХ КОМПОНЕНТОВ ВАЖНЕЙШИХ
ГАЗООБРАЗНЫХ ТОПЛИВ
Г орючий компонент . Реакция сгорания кДж/м3 Теоретиче- ское коли- чество воз- духа, м3/м3 газа Содержание газа в стехио- метрической смеси, %
со СО + 1/2Оа = со2 12627 2,38 29,6
н2 Н2 + 1/Д = Н,0 10789 2,38 29,6
сн4 СН4 + 2О2 = СО2 + 2Н2О 35830 9,52 9,5
СоН4 С2н4 + ЗО2 = 2СО2 4- 2Н2О 59055 14,28 6,55
с2н0 С2Н6 + ’/2О2 =2СО2 + ЗН2О 63786 16,66 5,66
С3Н8 С,Н8 + 5О2 = ЗСО2 + 4Н,О 91280 23,80 4,03
С4Н10 С4Н10 + 13/2О2 = 4СО2 + 5Н2О 118675 30,94 3,13
с6н12 С5НХ, + 8О2 = 5СО2 + 6Н,О 146120 38,08 2,56
H2S H2S + 3/2О2 = Н2О + SO2 23154 7,14 12,3
рания никогда не остывают до 0 °C, а поэтому
<2н является более показательной характери-
стикой.
Теоретическое количество воздуха, необхо-
димого для сжигания 1 м3 газа или 1 кг мазу-
та, определяют по расчету сгорания топлива.
Действительное количество воздуха, подавае-
мое на 1 м3 или 1 кг топлива, как правило,
отличается от теоретического и его выбирают
исходя из технологических соображений. Отно-
шение действительного и теоретического коли-
чества воздуха носит название коэффициента
расхода воздуха а.
Калориметрическая температура сгорания
1к — температура продуктов сгорания при дей-
ствительных значениях температуры газа и
воздуха и коэффициента расхода воздуха. При
* Здесь и далее все объемы, за исключе-
нием особо оговариваемых, отнесены к темпе-
ратуре 0 °C и давлению 103,3 кПа.
значению калориметрической температуры сго-
рания газа. Ордината этой точки соответствует
энтальпии продуктов сгорания при этой темпе-
ратуре.
На нескольких примерах проиллюстрируем
правила использования графика расчета.
Пример 1. Определить tK сгорания смеси
доменного и коксового газов с <2н =
= 7,55 МДж/м3, сжигаемой при а=1,1 и тем-
пературе подогрева воздуха 600 °C, а также
энтальпию продуктов сгорания при этих усло-
виях.
По рис. 14.1 находим точку пересечения
кривой энтальпии при а=1,1 с кривой темпе-
ратур подогрева воздуха 600 °C. Эта точка со-
ответствует калориметрической температуре
2000 °C и энтальпии продуктов сгорания
9,0 МДж/м3.
Пример 2. Определить энтальпию продук-
тов сгорания того же газа при 1450 °C и
ci= 1,2.
13»
195
0 500 1000 1500 2000 2500
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. 14.1. Пример расчета горения смеси доменного н коксового газов состава, % (объемы.): СО2 9,2; СО 20,8; Н2 17,5; СН4 7,2; CmHn 0,6;
Ог 0,2; N? 42,2; Н£О 2,3. Плотность газа, кг/м3; влажного 1,07, сухого 1,07; Qp, МДж/м3: влажного 7,55, сухого 7,73. Продукты сгорания:
плотность (при а=1,0) 1,30 кг/м3; состав, %:
« — влажных; б —сухих; / — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа;
3— от подогрева газа и воздуха до одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при ос==1,0
На рис. 14.1 находим точку, соответствую-
щую температуре продуктов сгорания 1450 °C
и а=1,2. Этой точке соответствует энтальпия
продуктов сгорания 6,7 МДж/м3.
Пример 3. Определить состав влажных и
сухих продуктов сгорания того же газа при
i а—1,6.
По рис. 14.1, а находим состав влажных
продуктов сгорания: 11,0 % СО2; 10,0 % Н2О;
6,5 % О2 и по рис. 14.1,6 находим состав су-
хих продуктов сгорания: 12,5 % СО2, 6,7 % О2.
По рис. 14.1, кроме приведенных примеров
расчета, можно получить ряд дополнительных
величин.
1. Значение калориметрической температу-
ры сгорания и энтальпии продуктов сгорания
при подогреве газа "и воздуха.
Пример. Определить энтальпию продуктов
сгорания и калориметрическую температуру
сгорания газа с <2^=7,55 МДж/м3 при а=1,4
и температурах подогрева воздуха 700 °C, а
газа 450 °C.
На рис. 14.1 на расстоянии т+п, где т —
отрезок, соответствующий энтальпии воздуха
при 700 °C (см. линию 5), а п—отрезок, соот-
ветствующий энтальпии газа при 450 °C (см.
линию 4), от линии 6 проводим параллельно
ей линию АВ, которая соответствует энтальпии
продуктов сгорания при заданных условиях,
т. е. 9,85 МДж/м3 газа. Абсцисса точки пересе-
чения линии АВ с кривой энтальпии продуктов
сгорания при а = 1,4 соответствует 4=1880 °C.
2. Решение задач, связанных с сжиганием
топлива и использованием тепла.
Пример 1. Определить конечную темпера-
туру продуктов сгорания того же газа при
разбавлении их воздухом до а =1,7. Началь-
ная температура продуктов сгорания 1250 °C,
<х= 1,0.
На рис. 14.1 находим точку С, соответ-
ствующую энтальпии продуктов сгорания при
1250 °C и а=1,0. Из точки С проводим линию,
параллельную оси абсцисс, до пересечения в
точке D с кривой, соответствующей а=Г,7.
Абсцисса точки D отвечает искомой температу-
ре 920 °C.
Пример 2. Определить количество холод-
ного воздуха, необходимое для разбавления
продуктов сгорания (снижения его температу-
ры от 1700 до 950 °C) в случае первоначаль-
ного а=1,2.
На рис. 14.1 находим точку Е, соответ-
ствующую энтальпии продуктов сгорания при
1700 °C и а=1,2. Из точки Е проводим линию,
параллельную оси абсцисс, до пересечения в
точке F с ординатой, соответствующей темпе-
ратуре продуктов сгорания 950 °C. Точка F со-
ответствует значению а = 2,9. Количество воз-
духа для разбавления находим как произведе-
ние разности коэффициентов расхода воздуха
Да=2,9—1,2 на количество воздуха, необходи-
мого для .сжигания газа при а =1,0, см.
рис. 14.1: (2,9—1,2) • 1,68=2,86 м3/м3 газа.
Пример 3, Определить температуру про-
дуктов сгорания после рекуператора. Темпера-
тура продуктов сгорания до рекуператора рав-
на 1200 °C при а =1,2. Коэффициент расхода
воздуха после рекуператора а=1,4. Темпера-
тура подогрева воздуха, подаваемого из расче-
та сжигания газа с а=1,2, составит 700 °C.
По рис. 14.1 находим, что энтальпия про-
дуктов сгорания при 1200 °C и а=1,2 равна
5,45 МДж/м3 газа, а энтальпия воздуха при
700 °C и а=1,0 (кривая 5) составляет
1,7 МДж/м3. Исходя из этих -цифр определяем
энтальпию продуктов сгорания после рекупера-
тора при условии 20 % потерь тепла: 5,45—
—(1,7-1,2)-1,2=3,0 МДж/м3 газа, этой эн-
тальпии при а =1,4 соответствует температура
620° С.
Пример 4. Определить количество тепла,
которое необходимо отобрать для снижения
температуры продуктов сгорания с 1900 до
1300 °C при а=1,1.
По рис. 14.1 находим энтальпию продук-
тов сгорания при а=1,1 и температуре 1900 °C.
Эта величина составит 8,5 МДж/м3 газа, а при
температуре 1300 °C 5,65 МДж/м3 газа. Коли-
чество тепла, которое необходимо отобрать,
определяем как разность энтальпий продуктов
сгорания 2,85 МДж/м3 газа.
Пример 5. Определить среднюю теплоем-
кость продуктов сгорания от 0 до 1400 °C при
а=1,3.
По рис. 14.1 находим энтальпию продук-
тов сгорания при 1400 °C и а—1,3 (6,83 МДж/м3
газа). Количество продуктов сгорания, образу-
ющихся в процессе сжигания газа при а =1,3,
равно 2,98 м3/м3 газа. Теплоемкость получим
как частное от деления энтальпии продуктов
сгорания на их объем и температуру:
6,83 • 103/2,98 1400= 1,63 кДж/ (м3 • К).
Пример. Определить среднюю теплоемкость
газа от 0 до 600 °C.
При температуре газа 600 °C его энтальпия
'равна 0,92 МДж/м3 (см. кривая 4). Средняя
теплоемкость газа будет 0,92-103/600=
= 1,53 кДж/(м3-К).
Пример 6. Определить среднюю теплоем-
кость воздуха при температуре от 0 до 900 °C.
При температуре воздуха 900 °C его эн-
тальпия равна 2,22 МДж/м3 газа (см. кри-
вую 5). Теоретическое количество воздуха со-
ставит 1,68 м3/м3 газа. Среднюю теплоемкость
получим как частное от деления энтальпии
воздуха на его теоретическое количество и
температуру: 2,22-103/1,68-900=1,47 кДж/(м3Х
ХК).
В табл. 14.2—14.10 дан пример расчета
сгорания смеси доменного и коксового газов
при QP=7,55 МДж/м3.
.В табл. 14.2 вписываем химический состав
газа. Затем, исходя из реакций сгорания (см.
табл. 14.1), для каждой составляющей газа
подсчитываем необходимое для сгорания коли-
чество кислорода и количество образующихся
продуктов сгорания. На основании этих под-
счетов определяем количество воздуха и про-
дуктов сгорания при а= 1,0. Для определения
количества воздуха при других значениях а
полученную величину умножают на соответ-
ствующее значение а.
Для определения количества продуктов
сгорания при других значениях а к величине,
полученной при а =1,0, прибавляют разность
между количествами воздуха при соответст-
вующем а и а=1,0.
Остальные таблицы заполняют на основа-
нии данных табл. 14.2. Во всех таблицах пря-
мым шрифтом напечатаны неизменяемые дан-
ные формы, а курсивом — цифры конкретного
расчета, на основании которого составлен при-
мер графика расчета сгорания (см. рис. 14.1).
Для проверочных расчетов построения
графиков сгорания топлив, не находящих ши-
рокого применения, и построения дополнитель-
ных линий на существующих графиках можно
рекомендовать упрощенный графический метод.
197
м д z од Г>РР и « к> гз УС», О ПСГ1ПДПП W °P X S> A> составляю- щие ю
?3 N> о
РЭ
тт 4N § N>Ko С> | мо СдЗ ND N3 0,6 111 —^Sk No Cn Co Nd количество, % (объемн.) о. 0 л ГС ГС
| ►— ND СО СО 1 СО 00 ND f^ 1 СЛ 1 ND 00 CO ND — ND f^ SOCOObNDCO молекулярная масса, кг О Z3 Ь1 S W
8?°^? | Q Сс bo 0,6 V*. No | | | vi -4 p JO No Ch CO No объем, М3 0
о, 1 ?Ч I 2 1 ND No 1,8 1 1 1 522 1 4N Oo MN. О2, м’
—0,8 132,4 6,8 ! Ch Co co 1 1 | 522 | No *-*. N. (0,Х Х3.76), м’ СО о W
J-
-1,0 161,6 8,6 4N ‘JN 1 1 1 2521 Ch <•© Ch S W о
5 1 I® 1 S 2 cc Ъ ] | co ’ 1 CN ^5^ [ 1 1 CN^^ I 1 1 1 Co -M. 1 CN 4D Ch з;*“ w S д as о
5s! 1 1 1 "nd Nd 1 1 1 b> 1 22 No CO No СОЙ
Co P\b° 1 1 1 Ce nd 1 1 1 551 1 4N Ch Я О О с\ о м W
II 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 so. S
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 И 1 I 1 р продукты, м § к
1 | | Oo ND CO 6,8 ел Co Co | ] | ^?Э5Э | NO •-* Z 10 о о с и я §
$O ND fe X | Co Nd Co Z'6 vj сп cn | | | P1??3?5 Co 4D ND 2 [ газооС
BJ 3
I о л> я U)
ND CS CS fe’sbs । Co Nd Co g 1 Nd JXD ^D ^D J2D 1 I 1 > к» P1 1 4 ’ Ch cs JO 4d co O) <© nd S й, ч Я W W со 0 И
ТАБЛИЦА 14.2. КОЛИЧЕСТВО ВОЗДУХА И ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
ND ND ND
Jo Сл Ca:
N3h- O О О О О Q О о о о о о О О 0 О ТАБЛИЦА 14.6. ЭНТАЛЬПИЯ ВОЗДУХА, ПОСТУПАЮЩЕГО НА ГОРЕНИЕ, кДж/м3 ГАЗА
130,0X1,68 = 218,4 269.8X1,68 = 453,3 395,2X1,68 = 663,9 531,7X1,68 = 893,3 813,9X1,68 = 1367 1107 XI, 68 = 1860 1410x1,68 = 2369 1,0 1 Энтальпия при различных значениях а
Nd 4 4 Сдз Со Сс Со СК Ч\ No 4J О, 4J Ссз Оз CJ1 к Саз Саз Со О
^Саз Kj4 4 Ф» Ко Слз Со Саз С^5 Саз Оз оз 0,2
ND ND ND — — — -Ч ф> — 00 СЛ ND о о о О О О о о о о о о О п
ф>, Со Со № оо 4 4 СК к* Oj <, 4} Со 03 Оз *4 СО к* 4 4< Сл ск Со со X X X X X X оз со оз оз оз оз 00 Оо 00 00 00 00 II II II II II II ч] су, СП Ф. Саз No СО 4 Саз Ф. Оз Со С, Ч СО Со Со Фь со 41 о> ч\ ко 1 1.0 | Энтальпия при различных значениях а
41 Оз Сл Фь Саз No СО 4 Се Сл Оз Со No Сл № СО Со Со о
S 5 S Со > Сл СО Саз СК со Саз 4J СП со САЗ со *4 Оз с ND
Итого, кДж/м3 газа С02 0,384 Н20 0,354 02 1 N3 1,746 Состав- Колич^т- ляющие Б0» м /м3 газа Итого, кДж/м3 газа 1 С02 0,384 Н20 .0,354 о2 N2 1,746 ляющие BO’ mVm3 i rasa г^„яо- 1 Количест- I Итого, кДж/м3 1 газа । С0.2 0,384 Н,0 0,354 о2 N2 1,746 Состав- Количест- ляющие в0’ м’/м газа ТАБЛИЦА 14.5. ЭНТАЛЫЦ® Н-РОДУК.ТОВ.ХГОРАНИЯ ПРИ а=1,0 И РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
8921 Х5116 = 1964 Х4163 = 1474 Х5024 = Х3141 = 5483 j 2100 | Энтальпия при температуре, СС 3895 X X X х — ND — ND 00 ND “-J ND CO CO ND О •4 ND co i-1 00 CO CH II II II II t'O Оз Co 4N > Саз СЗСз CC3 I 0001 1 Энтальпия при температуре, °C 700 X 357,47 = 137 X 304,46 = 108 Х377,69 = X 260,75 = 455 200 | Энтальпия прн температуре, СС
10345 Х5929 = 2276 X 4887,3 = 1730 Х5799 = X 3630,4 = 6339 2400 4773 X 2716,4= 1043 X2132,3 = 755 X2735,2 = X 1704,0 = 2975 1200 1440 X СП ND оо фь CCD Ко t\D XXX оо оз 4i О ND “-J ОЗ ОЗ ND 00 фХн-* II II II Кэ сзз 00^
11820 X 6818,2 = 2618 X 5628,7 = 1992 Х6569 = Х4129,4 = 7210 | 2700 Оз t\D Оз xxxx ND CO ND CD ’-'J CH “4 CO О CH CO CO О ND ND”— II II II II Саз CO k 41 Co c<3 СО Фч Фч 41 СЛ O1 8 2222 X 807,2 = 1409 XXX >—* Ь-* ND СО ND 03 ОЗ ND 41 00 Ф- СаЗ со 03 II II II Саз CS 600
Х7663,1 = Х'6273,5 = X 4626,8 = 1 7564 X4304= 1653 X 3459 =1276 X4262 = X2654 = 4632 1890 3043 X1097,4 = 1916 Х1704,9 = 655 X 1334,3 = 472 X 1746,7 = 008
Таблица 14.8. Энтальпия газа
Состав- ляющие Объем, м3 Энтальпия (кДж) при температуре,- °C
200 400 | ООО
9,2 X 357,47=3289 X 772,0 =7102 X 1224,5=7/257
со 20,8 X 261,42=5435 Х531.7 =10641 X 814,3 =16938
н2 17,5 X259,41=4545 Х520,8 =9115 Х784.6 =13731
ад 7,2 X 351,77=2533 X 806,4 =5806 X 1356,5=9763-
с2н4 Х456.4 = X 1074,3= X 1815,4=
CgHg Х554.8 = X 1323,4= X 2266,7=
ед Х793.0 = X 1903,7= X 3259,0=
С4Н1Р X 1051,3= X 2506,2= Х4271 =
С5Н1? X 1302,9= X 3096,1= Х5271 =
QnHn 0,6 Х456.4 =274 X 1074,3=545 X 1815,4=7589
H2s X 312,34= X653,2 = X 1024,9=
о2 0,2 Х267,03=54 Х551.0 =7/5 Х849,9 =170
Ns 42,2 X 260,75=11004 Х528.4 =22297 Х807.2 =34065
Н2О 2,3 X 304,46=599 X 626,3 =525 Х9688 =2228
На 100 м3 27830 кДж 57576 кДж 89253 кДж
на 1 м3 278 кДж/м3 575 кДж/м3 893 кДж/м3
Состав- Энтальпия (кДж) при температуре, °C
ляющие Объем, м3 800 1000 1200
со2 9,2 X 1704,9=75585 X 2203,5=25273 X 2716,4=24991
со 20,8 X 1109,1=23559 X 1412,6=29383 X 1723,3=35844
н2 17,5 X 1053,4=78434 X 1328,9=23255 Х1611,9=28209
сн4 7,2 X 1995,4=74347 X 2699,2=79434 Х3435,7=24737
ед Х2646,5= X3547,1 = Х4503 =
^2^6 X 3344,8= Х4530 = Х5790 =
ед Х4790 = Х6460 = Х8256 =
ед., Х6247 = Х8403 = X10727 =
ед2 Х7700 = X10346 = X13197 =
сед 0,6 X 2646,5= 1588 X 3547,1=2/28 Х4503 =2702
НД X 1426,9= X 1850,6= X 2293,1=
о2 0,2 X 1159,7=232 X 1477,5=295 X 1800,7=355
N2 42,2 X 1097,4=45359 X 1397,1=58959 X 1704,0=7/8/5
Н2О 2,3 X 1334,3=3559 X 1722,9=3953 X 2132,3=4954
На 100 мЕ 122752 кДж 157690 кДж 193658 кДж
на 1 м3 1227 кДж/м- 1577 кДж/м3 1937 кДж/м3
ТАБЛИЦА 14.9. ЭНТАЛЬПИЯ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ПРИ КАЛОРИМЕТРИЧЕСКОЙ
ТЕМПЕРАТУРЕ, кДж/м3 ГАЗА*
ts ?с а—1,0 сс~1,1 ;2 «=1,3 со-1,4 а=1,5 а=1,6 а—1,7 а—1,8 а=1,9 а=2,0
1. Воздух подогрет
100 7755 8535 9355 10081 10851 7/532 /2458 13183 13959 14734 15510
200 7975 8772 9575 10368 11165 7/952 12760 13558 14355 15152 15950
300 8255 9525 9840 10660 11480 12300 13120 13940 14760 15580 16400
400 8430 9273 10116 10959 11802 12645 13488 14331 15175 16011 16860
600 8904 9794 10685 11575 12466 13356 14246 15137 16021 16912 17808
800 9397 10337 11276 12216 13156 14096 15035 15975 16915 17854 18794
1000 9905 10895 11886 12876 13861 14858 15848 16838 17829 18820 19810
1200 10424 11466 12509 13551 14594 15636 16678 17721 18763 19806 20848
2. Газ подогрет -
200сС 400°С 600°С 800°С 1000°С 1200°C
7815 8112 8429 8764 9113 9473
3. Газ и воздух подогреты
200 8268 8213 8359 8404 8449 8495 8540 8585 8631 8676 8722
400 9005 9094 9184 9273 9362 9451 9541 9630 9720 9809 9898
600 9796 9933 10070 10207 10344 10481 10618 10755 10892 11029 /7/55
800 10624 10810 10996 11182 11368 11554 11740 11926 12112 12298 12484
1000 11481 11718 11955 12192 12429 12666 12903 13140 13317 13614 13851
1200 12361 12648 12937 13225 13513 13801 14089 14377 14665 14953 15241
* Определяется как сумма теплот сгорания влажного газа и энтальпии' подогретых воздуха и газа.
200
ТАБЛИЦА М 10. СОСТАВ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
Состав- ляющие а=1,0 сс—1,2 сс=1,4 сс=1.6
объем, м3 влаж- ного, % сухого, % объем, м3 влаж- ного, % сухого, % объем, м3 влаж- ного, % сухого, % объем, м3 влаж- ного, % сухого, %
со2 so2 О2 n2 н2о 38,4 174,6 35,4 15,5 70,3 14,2 18,0 82.0 38,4 7,0 201.0 35,4 13,6 2,5 71,4 12,5 15,5 2,8 81,7 38,4 14,1 227,6 35.4 12,2 4,4 72,2 11.2 13,7 5,0 81,3 38,4 21,1 254,0 35,4 11,0 6,0 72,9 10,1 12,2 6.7 81,1
Сухие Влажные 213,0 284,4 100,0 100,0 246,5 281,9 100,0 100,0 280.0 315.4 100,0 100,0 313,6 349,0 100,0 100,0
Состав- ляющие а=1,8 а=2,0 СС=2,2 0=2,4
объем, м3 влаж- ного, % сухого, % объем, м3 влаж- ного, % сухого, % объем, м* влаж- ного, % сухого, % объем, м3 влаж- ного, % сухого, %
со2 so2 о2 N2 н2о 38,4 28,2 280,5 35,4 10,0 7,3 73,5 9,2 11,0 8,1 80,9 38,4 35,2 307,0 35,4 9,2 8,5 73,8 8,5 10,1 9,2 80,7 38,4 42,2 333,5 35,4 8,6 9,4 74,1 7.9 9,3 10,2 80,5 38,4 49,3 360,0 35,4 8,0 10,2 74,5 7,3 8,6 11,0 80,4
Сухие Влажные 347,1 382,5 100,0 100,0 380,0 416,0 100,0 100,0 414,0 449,5 100,0 100,0 447,6 483,0 100,0 100,0
Состав- ляющие сс=2,6 а=2,8 а=3,0
объем, м3 влажно- го. % сухого, % объем , м3 влажно- го, % сухого, % объем j м3 влажно- го, % сухого, %
со2 so2 О2 N2 н2о 38,4 56,3 386,4 35,4 7,4 10,9 74,9 6,8 8,0 11,7 80,3 38,4 63,4 412,9 35,4 7,0 11,5 75,1 6.4 7,5 12,3 80,2 38,4 70,4 439,4 35,4 6,6 12,0 75,3 6,1 7,0 12,8 ’ 80,2
Сухие Влажные 481,2 516,6 100,0 100,0 514,7 550,1 100,0 100,0 548,2 583,6 100,0 100,0
При построении графика этим методом не-
обходимо заполнить только табл. 14.2, 14.3
и 14.5, графу для а=1,0 табл. 14.6, графу для
а=2,0 табл. 1.4.7 и 14.8.
На рис. 14.2 наносим линии энтальпий га-
за 1, воздуха 2, продуктов сгорания 3 при
а=1,0 и 4 — при а=2,0 и абсциссу 5 соответ-
ствующую теплоте сгорания влажного газа.
Расстояние между линиями 3 и 4 делим
в нескольких местах на десять равных частей
(точки серий «1, й2, а3 и «4). Через эти точки
проводим линии, которые соответствуют эн-
тальпиям продуктов сгорания при а от '1,1 до
1,9 с интервалом 0,1.
От линии 4 в нескольких точках 61—Ь5
откладываем на ординате отрезки п\—ns, соот-
ветствующие энтальпии воздуха при а =1,0
(линия 2). Полученные точки —Ь5 соединяем
и получаем линию 6, соответствующую энталь-
пии продуктов сгорания при а=3,0. Аналогич-
ным образом можно провести линии, соответ-
ствующие энтальпии продуктов сгорания при
любых коэффициентах расхода воздуха.
Для построения линии энтальпий и кало-
риметрических температур при определенной
степени подогрева воздуха берем отрезок (на-
пример, п3), соответствующий энтальпии воз-
духа при выбранной температуре подогрева
(например, 700°C), и на линии 5 находим точ-
ку (в нашем примере d'), в которой отрезок
ординаты между линиями 5 и 3 равен отрез-
ку, соответствующему энтальпии воздуха. Точ-
ка пересечения ординаты, проведенной через
эту точку, с кривой 3 (в нашем примере d) со-
ответствует энтальпии и калориметрической
температуре при подогреве воздуха до задан-
ной температуры (700 °C) и «.= 1,0. Аналогич-
ные точки для остальных значений находим,
беря отрезки, равные произведению энтальпии
воздуха при заданной температуре и а =1,0 на
соответствующее значение а.
Через полученные точки проводим линию
(в нашем примере 7 через серию точек d), ко-
торая будет линией энтальпий и калориметри-
ческих температур при выбранном подогреве
воздуха.
При построении линий энтальпий и кало-
риметрических температур при подогреве газа
(например, до 400 °C) откладываем в любой
точке линии 5 на ординате отрезок (например,
201
Рис. 14.2. Пример построения упрощенного графика расчета сгорания газообразного топлива
т), соответствующий энтальпии газа при при-
нятой температуре. В нашем примере через
точку f проводим линию 8, параллельную оси
абсцисс, которая й будет линией энтальпий и
калориметрических температур при подогреве
газа до 400 °C.
Линии энтальпий и калориметрических
температур при подогреве газа и воздуха
строим аналогично линиям для подогрева од-
ного воздуха.
Однако в этом случае нужно вести по-
строение не с линии 5, а с линии принятого
подогрева газа (например, при подогреве газа
до 400 °C, а воздуха до 700 °C — с линии 8),
беря за основу отрезок, соответствующий эн-
тальпии воздуха при заданной температуре
(например, п^). В нашем примере точки по-
строения линии.энтальпии и калориметрических
температур при подогреве газа и воздуха' обо-
значены е, им соответствует линия 9.
14.1.3 . Графики расчета полного сгорания
газообразного топлива и мазута
В табл. П.1 приведены теплота сгорания и ра-
бочий состав топлив, для которых даны графи-,
ки расчета сгорания. В последней графе таб-
лицы указаны номера рисунков графиков.
Графики расчетов полного сгорания топлив
представлены на рис. ПЛ—П.42. Все они вы-
полнены по тому же принципу, что и на
рис. 14.1, кроме рис. 11.39 и 11.42.
На рис. 11.42 приведена треугольная диа-
грамма, по которой можно определить теплоту
сгорания и калориметрическую температуру
тройных смесей газов. Диаграмма построена
для смеси доменного D (см. рис. П.2), коксо-
вого К (см. рис. П.4) и природного П (см.
рис. II.6) газов. Каждая точка на поле диа-
граммы отвечает определенному составу трой-
ной смеси газов, Сплошные тонкие линии —
линия равного процентного содержания како-
го-либо из компонентов. Стороны треугольника
отвечают составу бинарных смесей, а углы —
составу чистых газов. Штрих-пунктирными ли-
ниями на поле диаграммы нанесены значения
теплоты сгорания газов, сплошными жирными
линиями — значения калориметрической темпе-
ратуры сгорания для холодной смеси газов и
холодного воздуха, а штриховыми линиями —
то же, для холодной смеси газов и воздуха,
подогретого до 500 СС.
Приведем примеры задач, которые удобно
решать с помощью диаграммы.
Пример 1. Определить теплоту сгорания и
калориметрическую температуру сгорания сме-
си из 28 % доменного, 42 % коксового и 30 %
природного газов влажностью 2,3 %.
На рис. П.42 находим точку, отвечающую
заданному составу смеси. Этой точке соответ-
ствует теплота сгорания сухой смеси газов
18,6 МДж/м3 и калориметрическая температу-
ра сгорания при холодном воздухе 2010 °C, а
при воздухе, подогретом до 500 °C,—2310 °C.
Пример 2. Определить состав смеси с теп-
лотой сгорания 10,0 МДж/м3 и калориметриче-
ской температурой сгорания при холодном
воздухе 1900 °C.
На рис. П.42 находим точку пересечения
штрих-пунктирной линии,- отвечающей теплоте
сгорания 10,0 МДж/м3, и сплошной жирной
линии, отвечающей калориметрической темпе-
ратуре сгорания при холодном воздухе 1900 °C.
Эта точка соответствует смеси из 58 % домен-
ного,. 40 % коксового и 2,0 % природного
газов.
На основном графике рис. П.39 дана зави-
симость энтальпии продуктов сгорания при
а=1,0 н различном содержании пропана и бу-
тана в газообразном топливе. Верхний график .
дает поправочный коэффициент на калоримет-
рическую температуру для. случая сжигания
газа с а> 1,0.
202
14.2. Расчеты сгорания
газообразного топлива
в обогащенном кислородом воздухе
14.2.1. Основные расчетные формулы
Для случая сжигания газа в обогащенном кис-
лородом воздухе коэффициент расхода кисло-
рода равен отношению действительного коли-
чества воздуха (воздух + кислород) к теоре-
тически необходимому при одинаковом обога-
щении.
Процентное содержание кислорода в обо-
гащенном воздухе
k= [(0,21< + 0Ог)/( < + o0J] ЮО, (14.1)
где ов — количество необогащенного воздуха,
м3/м3 газа, для сжигания газа в обогащенном
кислородом воздухе при коэффициенте расхода
кислорода ак=1,0; v —количество чистого
кислорода, м3/м3 газа.
Количество чистого кислорода и воздуха
можно определить по формулам
0Ог = (21/79)[(fe - 21)/*] (14.2)
= (21/79) [(100 - k)tk} vB, (14.3)
где vB — теоретическое количество воздуха,
м3/м3 газа, для сжигания газа в необогащен-
ном кислородом воздухе при коэффициенте
расхода воздуха «,в=1,0.
Количество продуктов сгорания, м3/м3 га-
за, при сжигании газа в обогащенном кислоро-
дом воздухе при «к =1,0:
vK=vK-[(k-21)/k]vB, (14.4)
а при ак>1
vR = vR + (2\a!k— 1)цв, (14.5)
где Од — количество продуктов сгорания, м3/м3
газа, при сжигании в необогащенном кислоро-
дом воздухе при ав = 1,0.
14.2.2. Расчеты сгорания смесей
доменного и коксового газов
в обогащенном кислородом воздухе
Для расчетов сгорания смесей доменного и
коксового газов построены графики на
рис. П.43—11.59. По этим графикам при из-
вестных теплоте сгорания газа, степени обога-
щения воздуха кислородом и коэффициенте
расхода воздуха или кислорода можно опре-
делить: количество воздуха, чистого кислоро-
да, продуктов сгорания, подсосанного по ды-
мовому тракту воздуха; энтальпию продуктов
сгорания, если известна их температура, или
температуру продуктов сгорания, если извест-
на их энтальпия; калориметрические темпера-
туры сгорания в зависимости от подогрева га-
за и воздуха; количество подсосанного воздуха,
если известно а или % О2 в продуктах сгора-
ния и наоборот; а или % О2, если известно
количество подсосанного воздуха; % О2 в про-
дуктах сгорания при любых а и % СО2 при
а= 1,0-4-1,2.
Энтальпию газов определяют по рис.
11.11—П.21.
Определение количеств воздуха и кислоро-
да при любых а, продуктов сгорания при а—
«=1,04-1,2, % О2 и % СО2 в продуктах сгора-
ния осуществляют по рис. П.43—П.46.
Калориметрическую температуру сгорания
и соответствующую ей энтальпию определяют
по рис. П.47—П.58.
Точка пересечения кривой энтальпий про-
дуктов сгорания газа данной теплоты сгорания
и кривой подогрева воздуха и газа соответ-
ствует калориметрической температуре сгора-
ния и связанной с ней энтальпии.
Количество дополнительно подсосанного
по дымовому тракту воздуха определяют по
изменению коэффициента расхода воздуха (см.
рис. 11.59) независимо от начальных коэффи-
циентов расхода воздуха. Количество дополни-
тельного воздуха можно также определить по
% О2 во влажных продуктах сгорания (см.
рис. 11.43), но этим графиком можно пользо-
ваться только для случая первоначального
сжигания газа с ак=1,0.
Если сгорание газа происходило с ак—
= 1,0—1,2, а потом продукты сгорания раз-
бавлялись подсосанным воздухом, то образо-
вавшееся количество продуктов сгорания опре-
деляется, как сумма первоначального объема
продуктов сгорания (см. рис. 11.43 или рис.
11.45) и количества подсосанного воздуха (см.
рис. П.59).
Для определения энтальпии продуктов сго-
рания .при а>1, если известна их температу-
ра, к энтальпии при заданном коэффициенте
расхода кислорода (см. рис. 11.47—11.58) при-
бавляется энтальпия подсосанного воздуха
(см. рис. П.59). Эту же энтальпию можно оп-
ределить другим способом. По рис. 11.59 нахо-
дят количество дополнительного воздуха на
1 м3 газа, а по рис. П.43 количество продуктов'
сгорания на 1 м3 газа. После этого по рис. П.59
в зависимости от заданной температуры и ко-
личества дополнительного воздуха на 1 м3
продуктов сгорания определяют температуру
продуктов сгорания при а= 1,0. Затем по гра-
фикам расчета сгорания газа для соответству-
ющего % О2 в смеси воздуха с кислородом
и а=1,0 (см. рис. П.47, П.50, П.53, П.56,
П.57) находят, какой энтальпии полученная-
температура соответствует.
По рис. 11.59 можно также определить
температуру продуктов сгорания при разбавле-.
нии их холодным воздухом, если известна на-
чальная температура продуктов сгорания.
Температура подсосанного воздуха принима-
лась равной 0°С.
Пример 1. Топливо — смесь доменного
и коксового газов с теплотой сгорания
9,6 МДж/м3. Обогащение воздуха кислородом
26,3 %. Сжигание газа происходило при ак=
= 1,1:
а) расход воздуха определяем по рис.
П.43; при а=1,0 цв=1,64 м3/м3; при а=1,1
ов = 1,64-1,1 = 1,8 м3/м3;
б) количество кислорода определяем
по рис. П.44: при а=1,0 v=0,118 м3/м3; при
01=1,1 v = 0,118-1,1 =0,13 м3/м3;
в) определяем количество продуктов сго-
рания считая, что подсосался воздух и ав—
= 1,2.
По рис. П.45 находим ся при теплоте сго-
рания газа 9,6 МДж/м3 и коэффициенте расхо-
да кислорода а = 1,1 од=2,71 м3/м3.
По рис. П.59 количество дополнительно
подсосанного воздуха при увеличений а иа
0,1 составляет 0,22 м3/м3. Общее количество
продуктов сгорания при а=1,2 од=2,71+0,22=
=2,93 м3/м3.
203
Аналогично определяем количество продук-
тов сгорания при других коэффициентах рас-
хода воздуха. При «=1,4 (увеличение а на
0,3) од=2,71+0,66 = 3,37 м3/м3 газа. При а,—
= 1,6 (увеличение а на 0,5) ид=2,71 + 1,10=
=3,81 м3/м3 газа;
г) физическое тепло газа при подогреве его
до 1250 °C по рис. П.16 и 11.17 составляет
2,09 МДж/м3 газа.
Физическое тепло воздуха определяем ум-
ножением полученного в п.а данного примера
расхода воздуха на его среднюю теплоемкость
по табл. V.5 и температуру подогрева воздуха
1200°C: 1,8-1,44-1200-10~3=3,11 МДж/м3 газа.
Общее количество тепла, получаемое при
сжигании 1 м3 газа, составляет 9,63+2,09+
+3,11 = 14,83 МДж/м3 газа.
Количество тепла можно также определить
следующим образом. По рис. 11.48 и 11.51 с ин-
терполяцией для обогащения 26,3 % О2 коли-
чество тепла от сжигания газа с подогревом
только воздуха до 1200 °C составляет
12,7 МДж/м3 газа и от сжигания газа с его
подогревом до 1250 °C 11,7 МДж/м3 газа.
Физическое тепло газа 11,7—9,63=
=2,07 МДж/м3 газа.
Общее количество тепла, получаемое при
сжигании 1 м3 газа: 12,7+2,07=14,77 МДж/м3
газа;
д) определим количество тепла, уносимое
продуктами сгорания при температуре 1750 °C.
Газ сжигали при ак=1,1 и затем разбавляли
воздухом до «к =1,2.
По рис. П.48 энтальпия продуктов сгора-
ния при 25 % О2 и а =1,1 составляет
8,27 МДж/м3 газа.
По рис. 11.59 энтальпия продуктов сгора-
ния при 27 % О2 и а=1,1 составляет
7,9 МДж/м3 газа. Интерполируя, находим эн-
тальпию продуктов сгорания при обогащении
воздуха 26,3 °/о и а =1,1:
8,27—7,9
8,27 — —-----—— (26,3 — 25) =
27 — 25 ’
~ — 0,23 = 8,04 МДж/мя газа.
По рис. 11.59 энтальпия дополнительного
воздуха при увеличении а на Qjl и температу-
ре 1750 °C равна 0,59 МДж/м3 газа. Энталь-
пия продуктов сгорания при а=1,2 будет
8,04+0,59 = 8,63 МДж/м3 газа.
Пример 2. Найти энтальпию продуктов сго-
рания и количество подсосанного по дымовому
тракту воздуха. <2^=11,1 МДж/м3 газа, сгора-
ние происходило в обогащенном воздухе при
27 % О2 и «= 1,0.
После подсоса воздуха содержание О2 в
продуктах • сгорания составляло 4,4 %. Темпе-
ратура продуктов сгорания 1400 °C. По рис.
11.43 определяем количество'подсосанного воз-
духа 0,73 м3/м3 газа.
По рис. 11.59 энтальпия подсосанного воз-
духа равна 1,51 МДж/м3 газа, а а=1,28.
По рис. 11.50 находим, что при (=1400 °C
и а=1,0 энтальпия продуктов сгорания со-
ставляет 6,36 МДж/м3 газа. Общая энтальпия
продуктов сгорания 6,36+1,51=7,87 МДж/м3
газа. Эту же задачу можно решить, определив
по рис. 11.43 количество подсосанного воздуха
(0,73 м3/м3 газа) и количество продуктов сго-
рания (2,77 м3/м3 газа): 0,73/2,77=0,26 м3/м3.
По рис. 11.59 температура продуктов сго-
рания до подсоса холодного воздуха 1690 °C,
а по рис. П.50 эта температура соответствует
энтальпии продуктов сгорания, равной
7,87 МДж/м3.
Пример 3. Найти количество тепла, остав-
ляемого в теплообменнике, если до теплооб-
менника состояние газов такое же, как в при-
мере 2, а после теплообменника температура
продуктов сгорания 800 °C и а =1,6.
По рис. 11.59 определяем энтальпию под-
сосанного воздуха для случая увеличения а на
0,6 (1,72 МДж/м3 газа), а по рис. П.50 эн-
тальпию продуктов сгорания при а =1,0
(3,42 МДж/м3 газа). Общая энтальпия про-
дуктов сгорания после теплообменника 1,72+
+3,42=5,14 МДж/м3 газа; тепло, оставляемое
в теплообменнике: 7,87—5,14= 2,73 МДж/м3
газа.
Пример 4. Найти температуру продуктов
сгорания при разбавлении их холодным возду-
хом. =10,9 МДж/м3. Сгорание газа проис-
ходило в обогащенном до 27 % О2 воздухе при
а=1,1. Коэффициент расхода воздуха после
подсоса холодного воздуха «—1,4. До разбав-
ления температура была 1700 °C.
По рис. 11.59 определяем количество под-
сосанного воздуха (0,76 м3/м3 газа), а по рис.
11.45 — количество влажных продуктов сгора-
ния при а=1,1 (2,92 м3/м3 газа).
Количество подсосанного воздуха 0,76/
/2,92=0,26 м3/м3 продуктов сгорания. По рис.
11.59 температура продуктов сгорания после
разбавления их холодным воздухом составляет
1415 °C.
14.2.3. Расчеты сгорания природного газа
в обогащенном кислородом воздухе
Результаты расчетов сгорания природного
газа QP=35,0 МДж/м3 (см. рис. П.6) в обо-
гащенном кислородом воздухе представлены на
рис. 11.60—11.67.
Ввиду того, что расход атмосферного воз-
духа и чистого кислорода на 1 МДж теплоты
сгорания газа или мазута (при равном а)
примерно одинаков, этими рисунками можно
пользоваться при сжигании смеси газа и мазу-
та с определением расхода только одного газа,
исходя из общей теплоты сгорания. При этом
сжигание газа производится с а=1,1, а ма-
зута (с учетом воздуха распылителя) с
«1,15.
Количество продуктов сгорания, уходящих
из рабочего пространства, на 1 МДж теплоты
сгорания газа или мазута при этих условиях
также одинаковое.
Данными этих рисунков можно пользо-
ваться также и при сжигании в обогащенном
кислородом воздухе только мазута Q^=
=39,65 МДж/кг (см. рис. 11.42) с пересчетом
его теплоты сгорания на один газ, причем 1 м3
газа соответствует 35,0/39,65=0,882 кг ма-
зута; погрешность при этом составляет менее
4 %. При сжигании только мазута, например
с «=1,25, по рисункам этот коэффициент на-
до принимать на 0,05 меньше требуемого, т. е.
1,2.
Количество продуктов сгорания в рабочем
пространстве печи (см. рис. 11.61) определено
при сгорании газа в обогащенном кислородом
воздухе (а=1,1). Подсос атмосферного воздуха
по системе печи рассчитан от теоретически не-
обходимого для сгорания при необогащенном
воздухе. Плотность продуктов сгорания от
1,23 (при а=1,0) до 1,27 кг/м3 (при а=2,5).
204
14.3, Расчеты неполного сгорания
газообразного топлива
В равновесных условиях при температуре бо-
лее 800 °C состав продуктов сгорания опреде-
ляется компонентами реакции водяного газа.
Концентрация метана при равновесных усло-
виях столь незначительная, что его молено не
учитывать в расчетах. Равновесный углерод мо-
жет образоваться в случае сжигания природ-
ного газа при а 0,25, а в случае сжигания
мазута — при а<0,38. При сжигании топлива
на основе СО и Н2 углерод не образуется.
При расчете состава продуктов неполного
сгорания топлива составляют балансы углеро-
да, водорода и кислорода и решают балансо-
вые уравнения относительно V СОз:
Кео= Ксо2 КСОг; (14.6)
V н2о = ^со2 + - КСо2 “ 2 (1 - “К, =
(14.7)
Кн2 = КСОг + 2 (1 - а) К°2 - V°CO2> (14.8)
где Ксо2’ ^СО" VH2o и К н2 объем СО2,
СО, Н2О и Н2, получаемых при неполном сго-
рании, м3/м3 газа; V ео2 и К^го — объем СО2
и Н2О, получаемых при полном сгорании газа,
м3/м3 газа; Vq2 —объем кислорода, поступаю-
щего с воздухом при «= 1,0 м3/м3 газа.
Константа равновесия реакции водяного
газа
СО2 + Н2 = СО + Н20 ' (14.9)
равна
К = рсо pi^o/pco2 Гн = Кео Кн2о/Ксо2 Кн,-
(14.Ю)
Значения константы равновесия реакции
водяного газа К в зависимости от температу-
ры приведены ниже:
t9C . . 600 700 800 820 900
к . . . 0,408 0,646 0,935 1,000 1,27
/°C . . 1000 1100 1200 1300 140
к . . . 1,656 2,065 2,506 2,965 3,43
Подставляя значения Vco, КНгОи КНз в
формулу (14.10) и решая полученное урав-
нение относительно Ксо2> получаем
*kN2 = f°N2«+k?v <14-12)
где К — количество азота в газообразном
8 о
топливе, м3/м3 газа; VNs—количество азота,
поступающего с воздухом при «.==1,0, м3/м3
газа; V0,79 £0= 3,762 Vo2- Здесь Со—тео-
ретическое количество воздуха при а =1,0, м3/м3
газа.
Рис. 14.3. Отношение СО/СО2 и Н2/Н2О в продуктах
неполного сгорания газообразного топлива в зависи-
мости от коэффициента расхода воздуха:
/ — попутный нефтяной газ, QP=51,1 МДж/м3; 2 —
природный газ, QP=35,0 МДж/м3; 3 — смесь природ-
ного и коксового газов, QP=30,20 МДж/м3; 4 — кок-
совый газ, = 17,10 МДж/м3; 5 — смесь доменного
и коксового газов, = 12,55 МДж/м3; 6 — то же,
10,10 МДж/м3
Количество влажных продуктов сгорания
при acl
Кд = К°СО2 + К0н2о + 2 а + =
= К^о2 + К°Н2О+К1Ч. (14.13)
Для нахождения количества сухих продук-
тов сгорания из количества влажных необхо-
димо вычесть количество водяных паров
- Д + Кд2 + 4 (/< - 1) к£ог [к°О2 + Кц2р - У°г (1 - «)]
Гсо* - 2 (К — 1)
где B=K0j2O-(X-2) V°O2+2V°2(l-a) (К-1).
Имея на основании расчета полного сго-
рания газа при a =1,0 значения величин Кн2о’
Ксо2 и Kq2 и задаваясь значением констан-
ты равновесия реакции водяного газа, можно
по формуле (14.11) найти содержание СО2 в
продуктах неполного сгорания при данном
коэффициенте расхода воздуха, а затем по
формулам (14.6)—(14.8) определить соответ-
ственно содержание СО, Н2О и Н2 в продук-
тах сгорания.
Количество азота в продуктах сгорания
подсчитывают по формуле
Кдсух= К“- КН2О= ^О2 + КНг+ VN2.
(14.14)
Результаты расчетов неполного сгорания
ряда газообразных топлив приведены на рис.
11.68-—11.81. Схема построения этих графиков
и способ их использования такие же, как и для
полного сгорания топлива (см. разд. 14.1).
На рис. 14.3 приведены отношения
СО/СО2 и Н2/Н2О в продуктах неполного сго-
рания наиболее распространенных газообразных
топлив при 1100—1300 °C (/(=3,0) в зависимо-
сти от коэффициента расхода воздуха.
Отношение количества тепла, выделяемого
при неполном сгорании газа, к количеству теп-
205
ла, выделяемому при полном сгорании Qh'h/Qh
в зависимости от а для газообразных топлив,
приведено на рис. 14.5.
Калориметрическая температура неполного
сгорания, получаемая в случае отсутствия по-
терь тепла в окружающее пространство, в за-
висимости от- а и 1В для тех же -топлив при-
ведена на рис. 14.4.
С помощью рис. 14.6 можно определить
температуру подогрева воздуха, необходимую
для получения калориметрической температу-
ры сгорания 1700, 1800 и 1900 °C при различ-
Рис. 14.4. Калориметрическая температура сгорания tK в зависимости от температуры подогрева воздуха
/Б и коэффициента расхода воздуха:
д — попутный нефтяной газ, фР-51,1 М/Тж/м3; б — природный газ, <?Р=35,0 МДж/м3; е — смесь природного и
коксового газов, QP -30,20 МДж/м3; г — коксовый газ, Qr> =17,10 МДж/м3.; д — смесь домеииого и коксового
Н Н
газов, QP= 12,55 МДж/м3; е — то же, QP=10,10 МДж/м3 (цифры на рисунке I°C)
206
ных значениях а в зависимости от теплоты
сгорания газа.
На рис. 14.7 дана зависимость от теплоты
сгорания газа величины коэффициента расхода
воздуха, при котором в продуктах неполного
сгорания СО/СО2=3,0, а Н2/Н2О=1,0, что обес-
печивает безокислительный нагрев, и темпера-
туры подогрева воздуха, необходимой при
этом коэффициенте для получения температу-
ры сгорания 1700, 1800 и 1900 °C.
Рис. 14.5. Отношение количества тепла, выделяемого
при неполном сгорании газов фР,и, к теплоте сго-
рания QP в зависимости от коэффициента расхода
воздуха а (обозначения см. рис. 14.3)
Смешанный
коксодоменный Смешанный
газ лриродно-коксовый газ
8 12 16 20 26 28 32 36
Теплота сгорании газа, НДж/м^
Рис. 14.6. Температура подогрева воздуха fE, необ-
ходимая для получения калориметрической темпера-
туры сгорания /*. = 1700, 1800 и 1900 °C при различных
коэффициентах расхода воздуха в зависимости от
теплоты сгорания газов (штриховые линии ос=0,45;
сплошные и=0,5; штрих-пунктирные <х=0,6)
Рис. 14.7. Значение коэффициента расхода воздуха,
при котором в продуктах неполного сгорания
СО/СО2=3,0, а Н2/НгО=1,0, и температуры подогрева
воздуха, необходимой при этом коэффициенте рас-
хода для получения величины / =1700, 1800 и 1900 °C
МК,°С
0,6 0,5 0,6 0,7 0,6 0,50,6 0,7 0,6 0,5 0,6 0,7 6Г
Рнс. 14.8. Увеличение калориметрической температу-
ры сгорания в зависимости от температуры подогрева
. газа и коэффициента расхода воздуха:
попутный нефтяной газ, QP=51,1 МДж/м3; б —
природный газ, QP=35,0 МДж/м3; в — смесь природ-
ного и коксового газов, QP=30,20 МДж/м3; г — кок-
совый газ, QP = 17,10 МДж/м3; д — смесь доменного и
коксового газов, 12,55 МДж/м8; е — смесь до-
менного и коксового газов, QP = 10,10 МДж/м3 (цифры
. на рисунке — температуры подогрева газа, °C)
207
Увеличение калориметрической температу-
ры неполного сгорания в зависимости от по-
вышения температуры подогрева газа при раз-
личных а для ряда газообразных топлив при-
ведено на рис. 14.8.
Рис. 14.9. Калориметрическая температура неполного
сгорания природного газа QP=35,0 МДж/м3 в зави-
симости от обогащения воздуха кислородом, коэф-
фициента расхода воздуха а и температуры подогре-
ва воздуха fB (сплошные линии tB =0°С; штриховые
а=0,5)
Эффективность сжигания топлива в воз-
духе, обогащенном кислородом, состоит в со-
кращении содержания азота в продуктах сго-
рания, а следовательно, в повышении разви-
вающихся при сгорании температур.
На рис. 14.9 дана калориметрическая тем-
пература неполного сгорания природного газа
(Q ₽=35,0 МДж/м3) в зависимости от содер-
жания кислорода в воздухе, а и /в.
14.4. Расчеты при применении
контролируемых атмосфер в печах
Специальные контролируемые атмосферы
состоят из СО, СО2, Н2, Н2О (пары) и N2.
Взаимодействие такой атмосферы с железом
стали при температурах ниже 570 °C происхо-
дит по реакциям
3/4 Fe + Н2О = 1/4 Fe3O4 + Н2;
3/4Fe + СО2 = l/4FegO4 + СО,
а при температурах свыше 570 °C:
Fe + H2O7±FeO + Ha;
Fe + CO27±FeO + СО.
(14.15)
(14.16)
(14.17)
(14.18)
В зависимости от состава атмосферы про-
исходит окисление железа, безокислительный
нагрев или восстановление окислов железа.
Направление реакций (14.17) и (14.18) зави-
*
сит от отношений Н2/Н2О и СО/СО2 и от конс-
тант равновесия этих реакций *:
Х1 = РН2/РНгО=[Н2]/[Н2О];
^2 = W^co2 = Ico]/[co2j.
Если Н2/Н2О>Л1 и СО/СО2>К2, то окис-
ление стали происходить не будет. Значения
Kt и К2 в зависимости от температуры при-
ведены на рис. 14.10.
Соотношение между двуокисью и окисью
углерода, водородом и водяными парами уста-
навливается в соответствии с реакцией водя-
ного газа (14.9).
Взаимодействие атмосферы с углеродом
стали происходит по следующим реакциям:
С + СО2 = 2СО; K3=^o/^COs==
= [СО]2/ЮО [СО2]; (14.19)
С + 2Н2 — СН4; Х4 — —
= 100 [СН4]/[Н2]2; (14.20)
С + Н2О = СО + Н2;
^5 — Рсо
[СО][Н2]
100 [Н2О]
(14.21)
Рис. 14.10. Диаграмма равновесия Н2—Н2О
и СО—СО2 с железом
1 Приведенные в этом разделе процентные
содержания газообразных компонентов отне-
сены к полному их объему, т. е. к влажным
газам.
208
Обезуглероживание происходит при проте-
кании реакций слева направо, т. е. при усло-
вии, что [СО]2/100[СО2]<Кз', 100[СН4]/[Н2]г<
<КЛ', [СО] [Н2]/100[Н20] <ZKs, а науглерожи-
вание—при протекании реакций справа налево,
т. е. когда указанные выше отношения больше
значений констант равновесия.
Взаимодействие печной атмосферы, состоя-
щей из Н2, Н2О (пары), СО, СО2 и N2, со
сталью при различных составах атмосферы,
температуре и содержании углерода в стали
характеризуют графики на рис. 14.11.
На рис. 14.11, а нанесены линии равновес-
ных отношений Н2/Н2О и СО/СО2 по реакции
водяного газа при различных температурах и
кривая I, соответствующая отсутствию окис-
ления стали. При отношениях Н2/Н2О и СО/
/СО2 ниже этой кривой происходит окисление
стали, а выше—-восстановление железа из
окислов по реакциям (14.15) и (14.16).
На рис. 14.11,6 даны кривые равновесия
реакции (14.11) для сталей с различным со-
держанием углерода и с учетом активности
углерода в стали. Прямая II соответствует
равновесию с цементитом по реакции СО2 +
+FesC<-*2CO+3Fe, а прямая/// — равновесной
реакции с чистым углеродом (графитом) СО2+
+С (графит) =т±2СО.
Любое отношение Р'со/Р со2=1<-'Ор/
/Ю0[СО2] при данной температуре является
нейтральным только для определенного содер-
жания углерода в стали. Поэтому каждая ли-
ния на графике соответствует равновесию толь-
ко с указанным на ней содержанием углерода
в стали по реакции СО2+С (y-Fe)=r*2CO, где
С (y-Fe) — указанное на линии содержание
углерода в аустените.
Область выше прямой /// определяет ус-
ловия обезуглероживания, а ниже линии —
условия науглероживания стали с данным со-
держанием углерода в ней.
Область на графике ниже прямой // со-
ответствует образованию твердого раствора
аустенита y-Fe и цементита Fe.sC. Область вы-
ше этой линии характеризуется наличием толь-
ко аустенита. Область в верхнем левом углу
на рис. 14.11,6, ограниченная прямой IV, со-
ответствует твердому раствору феррита a-Fe
и аустенита y-Fe.
Точки пересечения линии определенного
содержания углерода с прямой II соответст-
вуют точкам для данного содержания углеро-
да иа линии предельной растворимости угле-
рода в аустените (начало выделения цементи-
та из аустенита) на диаграмме состояния же-
лезоуглеродистых сплавов. Точки пересечения
линии определенного содержания углерода с
прямой IV соответствуют линии превращения
феррита в аустенит по диаграмме состояния
железоуглеродистых сплавов.
Аналогично графику рис. 14.11,6 построен
и график рис. 14.11,в, на котором-приведены
кривые равновесия реакции (14.21) для сталей
с различным содержанием углерода и с уче-
том активности углерода в стали. Прямая V
соответствует равновесию с цементитом по ре-
акции H2O+Fe3C=phCO + H2+3Fe, а прямая
VI — равновесной реакции с чистым углеро-
дом (графитом) Н2О+С (графит) =^СО+Н2.
Каждая линия соответствует равновесию
указанного на ней содержания углерода с во-
дородом и водяным паром по реакции Н2О-г
+C(y-Fe)=p*CO+H2, где C(y-Fe) —содержание
углерода в аустените.
Соотношение областей и линий рис.
14.11,6 такое же, как и на рис. 14.11,6.
Промежуточные области рис. 14.11 пока-
зывают следующие соотношения: область А —
между СО/СО2 и /’со^со,,’ а область Б —
между Н2/Н2О и А Р /А для данных
CikJ tig
процентных содержаний СО в газовой среде.
Равновесное содержание водяных паров и
точка росы при известном отношении Ks~
—РСОРИ1РВОК сумма содержания СО+
+Н2 могут быть определены по рис. 14.12.
В табл. V.41 приведены значения упруго-
сти водяного пара и содержание влаги в 1 м3
сухого и влажного газа при температуре на-
сыщения.
Пример 1. В атмосфере газа, состоящего
из 2 % Н2, 2 % СО и 96 % N2, нагревают
сталь, содержащую 0,3 % С, при 820 °C. Най-
ти допустимые содержания СО2 и Н2 в газе
при эйгх условиях.
По рис. 14.11,с находим, что окисление
не будет происходить при отношениях
СО/СО2»1,87 и Н2/НгО»1,88, что для рас-
сматриваемого защитного газа соответствует
содержаниям СО2с2/1,87=1,07 % и Н2О<
<2,0/1,88= 1,06 %.
По рис. 14.11,6 определяем, что равнове-
сие атмосферы, содержащей СО и СО2, со
сталью будет обеспечено при [С0]2/100[С02]=
=2 3, что соответствует равновесному содер-
жанию СО2=[СОр/100-2,3=4/(100-2,3) =
= 0,017 %.
По рис. 14.11,6 находим Рсо^Н,'РН2О~
=[СО][Н2]/Ю0[Н2О]=24, откуда Н2О=
= [CO][Hj]/(2,4-100) =2-2/(2,4-100) =0,0167 %.
По табл. V.41 определяем, что это содер-
жание соответствует точке росы —38 °C. При
таких условиях будет обеспечен не только без-
окислительный нагрев, но и нагрев без обез-
углероживания.
Пример 2. В атмосфере газа, состоящего из
20 % СО, 40 % Н2 и 40 % Na, при 950 °C про-
водят светлую нормализацию стали, содержа-
щей 0,35 % С. Найти допустимые содержания
СО2 и Н2О в газе.
По рис. 14.11,я находим, что окисление
не будет происходить при отношениях СО/
/СО2»2,3 и Н2/Н2О»1,6, что соответствует со-
держаниям СО2с20/2,3=8,7 % и Н2Ос40/1,6 =
Рис. 14.12. Равновесное содержание водяных паров
в зависимости от суммы процентных содержаний СО
и Н$ и значения Лз
По рис. 14.11, б определяем при 0,35 % С
и 950 °C PcoIPCO. =[СО]2/Ю0[СО2]= 12 и
С02 = 202/(100-12) = 400/(100-12) =0,33 %.
По рис. 14.11, в определяем рсоРКг^
/РНгО =[СО][Н2]/Ю0[Н2О]=8 и Н20=20-40/
/(100-8) = 1,0 %, что соответствует точке росы
7 °C (см. табл. V.41). При этих условиях обез-
углероживания не будет.
Пример 3. Для условий предыдущего при-
мера определить содержание Н2О в газе, при
котором поверхностный слой стали будет на-
углерожен до 0,7 % С.
По рис. 14.11, в находим, что при 950 °C
и 0,7% С Рсо Рцг1Рн.о = [СО] [Н2]/100[Н2О] =
= 18. Откуда Н2О=20-40/(100-18) =0,455 %,
что соответствует точке росы —3,5°С
(см. табл. V.41).
Пример 4. Углеродистую сталь, содержа-
щую 0,3 % С, нагревают до 1150 °C в продук-
тах неполного сгорания природного газа^ сжи-
гаемого при а=0,5. Влажные продукты сгора-
ния содержат 2,8 % СОг, 12,1 % СО, 11,8 %
Н2О и 17,3 % Н2. Определить условия нагрева
стали без окисления и обезуглероживания. На-
ходим отношения СО/СО2= 12,1/2,8=4,33;
Н2/Н2О = 17,3/11,8= 1,47.
По рис. 14.11,0 находим, что эти отноше-
ния попадают в область восстановления же-
леза, т. е. обеспечен нагрев стали без окисле-
ния.
По рис. 14.11,6 и в определяем, что при
этом составе газовой фазы будет происходить
обезуглероживание стали. Обезуглероживания
стали, содержащей 0,3 % С, при 1150 °C не
будет происходить при ^со^СОе =[СО]2/
/100[С02]=55 и Р qqP KJp h2q =[СО][Н2]/
/Ю0[Н2О]=25.
Для получения этих отношений необходи-
мо, чтобы С02=[СО]2/55-100=12,12/5500=
= 0,027 % и Н2О = 12,1-17,3/(100-25) =0,083 %,
что соответствует точке росы —22 °C (см. табл.
V.41).
Равновесное содержание Н2О (паров), ис-
ключающее обезуглероживание, также можно
найти по рис. 14.12 при СО + Н2= 12,1+ 17,3 =
= 29,4 % и Д6=25. Оно составляет 0,085 %,
что соответствует точке росы —21 °C
(см. табл. V.41).
Если в составе печной атмосферы, помимо
упомянутых составляющих, находится также и
СН4, то последний будет взаимодействовать с
СО2 и Н2О (реакции конверсии метана):
СН4 + СО2 = 2СО + 2На;
рсорн2 _ [СО]2[Нг]а
~ рс^рсо2 ЮЧСНД[СО2] ;
СН4 + Н2О = СО + ЗН2;
Рсорнг _ [СО][Н2]2
’ЛнАо [садвд-io* •
(14.22)
(14.23)
Эти реакции термодинамически более воз-
можны, чем реакции (14.19) и (14.21), поэтому
в присутствии СН4 реакции (14.19) и (14.21) в
направлении слева направо тормозятся и, воз-
можно, даже меняется их направление. Нали-
чие метана в газовой среде может также при-
вести к изменению направления реакции
(14.20).
Избыточное количество СН4 будет способ-
ствовать науглероживанию стали при условии,
когда
рсн, 100 [СН4] _ ,,
7Г= 1н,г
Изменением содержания СН4 в газовой
среде можно получить атмосферу, равновесную
со сталью, содержащей определенное количе-
ство углерода.
Рис. 14.13. Диаграмма равновесия Не—СН4—С
2И
14*
Правая часть рис. 14.13 представляет собой
диаграмму равновесия системы Hz—СН4—С по
реакции (14.20) для сталей с различным со-
держанием углерода и с учетом активности
углерода стали. Левая часть рисунка показы-
вает, при каком содержании СН4 в атмосфере
будет обеспечиваться равновесное отношение
^нУ^СН. = [Н2]2/100[СН4] при данном содер-
жании Н2 и при условии, что остальная часть
газовой среды состоит из Nz или другого газа,
не вступающего во взаимодействие с метаном
и водородом. Схема построения правой -части
диаграммы рис. 14.13 и соотношения между
линиями такие же, как и на рис. 14.11, б, в.
Пример 5. Для условий второго примера
определить содержание СН4 в газе, при кото-
ром будет исключено обезуглероживание, и со-
держание СН4, при котором поверхностный
слой будет науглерожен до 0,7 % С.
По-рис. 14.13 находим, что при 950 °C и
0,35 % С Р^/Рсн. =[Hz]7100[CH4]=400, от-
куда равновесное содержание СН4=[Н2]2/100Х
X400=407(100-400) =0,04 %-
Науглероживание поверхностного слоя до
0,7 % будет происходить при значениях с"н2/
/Р СН4 = [Н2]7Ю0[СН4] = 185, т. е. при содержа-
нии СН4= 402/(100-185) =0,086 %.
На практике для науглероживания поверх-
ностного слоя в защитный газ добавляют ме-
тан (природный газ) в количествах, значитель-
но больших равновесных (до 3—5 %), и опыт-
ным путем подбирают время обработки.
ТАБЛИЦА 14.11. ЗНАЧЕНИЯ КОНСТАНТ РАВНО- ВЕСИЯ К. и К?
Температура, °C ся® о. О гм О ! О О X О сц „ О X о. о. 8 я °- <8 и Равновесное содержание метана*; %
1 реакция 1 (14.22) реакция (14.23)
427 527 627 727 827 927 * О 2,687-10—а 3,120-10—2 1,306 26,56 3,133-Ю2 2,473-10® бщая сумма ко& 2,978-10—6 7,222-10-® 0,5929 19,32 3,316-Ю2 шонентов реакц 42,7 29,9 14,4 5,1 1,7 0,64 ни 100 % 45,0 30,0 15,5 4,7 1,3
При наличии в атмосфере,печитакже Н2О,
СО и СО2 часть СН4 вступил в соединение с
этими составляющими, а остальное количество
после достижения равновесия по реакциям
(14.22) и (14.23) будет взаимодействовать с
углеродом стали.
Значения констант равновесия реакций
(14.22) и (14.23) приведены в табл. 14.11.
При температурах свыше 1000 °C в равно-
весной смеси очень мало метана и при расче-
тах состава печной атмосферы содержание СО,
СО2, Hz и Н2О следует определять по реакции
водяного газа (14.9), а затем находить содер-
жание метана по константам равновесия ре-
акций (14.22) или (14.23).
Обычно компоненты газовой атмосферы
сложного состава, содержащей СН4, не нахо-
дятся в равновесии, и поэтому состав слож-
ной атмосферы и ее влияние на окисление и
обезуглероживание стали определяют экспери-
ментально. Например, расчетным путем нельзя
определить влияние атмосферы, содержащей
одновременно СН4 и Н2О, оказывающие про-
тивоположное влияние на обезуглероживание
стали.
14.5. Расчеты воспламенения газов
и взрывобезопасности
рабочего пространства печей
Областью воспламенения горючего газа назы-
вается область концентрации данного вещест-
ва, внутри которой смесь его с воздухом или
кислородом способна воспламеняться. Гранич-
ные концентрации области воспламенения на-
зываются соответственно верхним и нижним
пределами воспламенения (77в и Пя).
В табл. 14.12 приведены значения пределов
воспламенения горючих газов в смеси с возду-
хом или кислородом при абсолютном давлении
101,3 кПа и температуре смеси 20 °C, а также
указаны температуры самовоспламенения газо-
воздушной смеси.
В связи с наличием периода индукций при
воспламенении газовоздушной смеси следует
принимать, что только температура не ниже
750 °C может обеспечить немедленное воспла-
менение смесей горючих газов с воздухом.
Пределы воспламенения сложной смеси
горючих газов определяют по формуле
а -4- b -4-с + __
^СМ~ ~7п Г Ь/ 77 t /77 -I- ’ (14.24)
а!Па-\-ЫП1, + с/Пс + ...
где й, 6, с — содержание компонентов в слож-
ной смеси; /7см — предел воспламенения слож-
ТАБЛ ИЦА 14.12. ПРЕДЕЛЫ ВОСПЛАМЕНЕНИЯ ВОЗДУШНЫХ
И КИСЛОРОДНЫХ смесей основных горючих газов
Горючий газ Содержание в стехиометричес- кой воздушной смеси, % Воздушная смесь Температура самовоспламене- ния, °C Кислородная смесь, %
содержание газа, % сс
& 29,6 75/4,0 0,14/10,1 510 94/4,0
СО 29,6 74/12,5 0,15/2,93 610 96/12,5
сн4 9,5 15/5,0 0,59/1,99 537 60/5,0
СзН8 4,03 9,5/2,1 0,40/1,73 466 55/2,3
С4Н]0 3,13 8,5/1,9 0,35/1,66 405 49/1,8
ын3 21,9 28,0/15,0 0,71/1,59 650 —
П р н мечание. В числителе — верхний предел воспламенения, в знаменателе — ннжннй.
212
@ 2 4 6 8 10 12 74 16
Отношение оОеета инертного газа н оОьему горючего газа
Рис. 14.14. Пределы воспламенения горючих гаков в воздушных смесях, разбавленных негорючими
газами:
а — Нг, СО, СН4; б — СзНв, С4Н10
ной смеси, %; Па, П&, Пс— пределы воспла-
менения компонентов сложной смеси.
На рис. 14.14 даны пределы воспламене-
ния воздушных смесей горючих газов при раз-
бавлении их негорючими газами: двуокисью уг-
лерода, азотом и водяным паром.
Для вычисления пределов воспламенения
многокомпонентной смеси горючих и негорю-
чих газов следует сгруппировать попарно го-
рючие и негорючие газы, по рис. 14.14 опреде-
лить пределы воспламенения для каждой пары
горючего и негорючего газов и по формуле
(14.24) рассчитать пределы воспламенения
сложной газовой смеси.
Пример 1. Определить нижний и верхний
пределы воспламенения в воздухе контроли-
руемой атмосферы, состоящей из 90 % экзо-
термической атмосферы состава 2,4 % Н2;
0,2 % СО2; 3,7 % СО; N2— остальное и 10 %
природного газа, содержащего 98,6 % СН4 (ус-
ловно заменяем углеводороды высших поряд-
ков на метан) и 1,4 % N2.
Результаты расчетов сводим в табл. 14.13.
Пример 2. Определить нижний и верхний
пределы воспламенения в воздухе эндотерми-
ческой контролируемой атмосферы (эндогаза)
состава, %: 40 Н2, 20 СО, 0,5 СН4, 0,5 СО2,
N2 — остальное.
Результаты расчетов сводим в табл. 14.14.
Ниже приведены диаграммы А. П. Петру-
ка для определения предельных концентраций
горючих компонентов и кислорода в сложных
газовых смесях.
Область диаграммы на рис. 14.15, ограни-
ченная кривой 1 и ординатой содержания воз-
духа,' соответствует взрывоопасным смесям во-
дорода с воздухом и азотом; область, ограни-
ченная кривой 2, — взрывоопасным смесям во-
дорода с воздухом и двуокисью углерода.
На рис. 14.16 приведены тройные диаграм-
мы и предельные концентрации смесей: мета-
на или окиси углерода с воздухом и азотом
(двуокисью углерода) (рис. 14.16,а); эндога-
за состава 40 % Нг, 20 % СО, 0,5 % СН4,
213
ТАБЛИЦА 14.13. ПРИМЕР РАСЧЕТА ПРЕДЕЛОВ ВОСПЛАМЕНЕНИЯ В ВОЗДУХЕ
ЭКЗОТЕРМИЧЕСКОЙ КОНТРОЛИРУЕМОЙ АТМОСФЕРЫ
Наименование Единица измерения Вычисляемая величина
Состав контролируемой атмосферы: ' н2 СО со2 сн4 Условное разделение азота для бинарных смесей: с Н2 с СН4 Отношение объемов негорючего газа к го- рючему в расчетной газовой смеси: n2/h2 СО2/СО n2/ch4 Верхние пределы воспламенения бинарных смесей: Н2 И 19 2 СО и СО2 СН4 и N2 Верхний предел воспламенения контроли- руемой атмосферы Нижние пределы воспламенения бинарных смесей: Н2 и N2 СО и СО2 СН4 и N2 Нижний предел воспламенения контроли- руемой атмосферы % % % % % % 2,4X0,9=2,16 3,7X0,9=3,33 0,2X0,9=0,18 98,6X0,1=9,86 100—(2,16+3,33+0,18+9,86) =84,47 34 84,47—34= 50,47 34,0:2,16=15,74 0,18 : 3,33=0,054 50,47 : 9,86= 5,12 По рис. 14.14, а 75 72 40,5 По формуле (14.24) 100
34,0+2,16 0,18+3,33 50,47+9,86 75 + 72 + 40,5 =49,5 По рис. 14.14, а 71,5 13 33 По формуле (14.24) 100
34,0+2,16 0,18+3,33 50,47+9,86 71,5 + 13 33 =38,4
214
ТАБЛИЦА 14.14. ПРИМЕР РАСЧЕТА ПРЕДЕЛОВ ВОСПЛАМЕНЕНИЯМ ВОЗДУХЕ ЭНДОГАЗА
Наименование Единица' измерения
Содержание азота в эндогазе Условное разделение азота для бинарных % %
смесей: с Н2 с СО Отношение объемов негорючего газа к го-
рючему в расчетной газовой смеси: N2/H2 N2/CO СО2/СН4 Верхние пределы воспламенения бинарных %
смесей: Н2 и N2 СО и N2 СН4 и СО2 Верхний предел воспламенения эндогаза %
Вычисляемая величина
100— (40 + 20+0,5+0,5) =39
20
19
20 : 40=0,5
19:20=0,95
0,5: 0,5= 1,0
По рис. 14.14, а
73,2
73,4
22,5
По формуле (14.24)
юо
=71 7
40+20 ( 20+19 , 0,5+0,5
73,2 + 73,4- 22,5
Нижние пределы воспламенения бинарных
смесей:
Н2 и N2
СО и N2
СН4 и СО2
Нижний предел воспламенения эндогаза
По рис. 14.14, а
7
27,5
12
По формуле (14.24)
________________100___________
40+20 20+19 ( 0,5+0,5
7 + 27,5 "Г 12
Рис. 14.15. Тройная диаграмма и предельные кон-
центрации системы водород—воздух—негорючий газ:
J-N2; 2 — COs
0,5 % СО2, остальное — N2 с воздухом и азотом
(см. рис. 14.16,6); экзогаза с воздухом и азо-
том (рис. 14.-16, в) и эндогаза состава 40%
Н2О, 20 % СО, остальное — N2 с воздухом и
экзогазом (рис. 14,16, г). На этом рисунке об-
ласть взрывоопасных концентраций также
ограничена соответствующей кривой и ордина-
той содержаний воздуха.
Тройные диаграммы рис. 14.15 и 14.16 яв-
ляются основой для расчета условий продувки
рабочего пространства печей, когда подавае-
мый и удаляемые газы полностью смешиваются
в продуваемом, объеме. Время продувки, ч, оп-
ределяется по формуле
ч = 2,303 (Vlq) 1g (100/Lr), (14.25)
где Lr — конечная концентрация удаляемого
газа, %; q— расход газа, мЕ/ч; V —объем ра-
бочего пространства, подлежащий продув-
ке, м3.
Величина qT/V является кратностью про-
дувки. На рис. 14.17 показана кратность про-
дувки в зависимости от конечной концентра-
ции удаляемого газа.
Для обеспечения взрывобезопасности про-
дувка рабочего пространства печей должна
продолжаться до получения в объеме концен-
траций горючих компонентов или кислорода.
215
to
о
ТАБЛИЦА 14.15. ПАРАМЕТРЫ ВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТИ КОНТРОЛИРУЕМЫХ АТМОСФЕР
Контролируемая атмосфера Составляющие тройной смеси Предельное содержание в тройной смеси2, %
название химический состав, % (объема.) пределы воспламене- ния в воздух хе, % </7н//7в) негорючий газ предельное содержание иижний предел верхний предел
Н2 СО сн4 СО2 N, негорючего газа1, (мя/м8)/% воздух/Ог контроли- руемой атмосферы Нг СО сн4 сумма Горю- чих состав* ляющих
Эндотермическая 40 20 0,5 0,5 8,82/71,8 СО2 4,32/60 43,6/9,15 18,5 7,4 3,7 0,09 11,19
40 20 0,5 0,5 8,82/71,8 n2 7,05/74,7 27,4/5,75 12 4,8 2,4 0,06 7,26
31 23 1 — 10,82/69,2 n2 5,7/74,8 28/5,88 14,3 4,43 3,29 0,14 7,86
40 20 — — 8,91/73,2 Экзогаз: 11/72,5 29/6,09 8 4,85 4,08 — 8,93
1, 8 % Н2; 2,7 % СО; 10,4 % СО2
40 20 — — 8,91/73,2 Экзогаз: 6,4/72,5 30/6,3 13,4 5,36 2,68 — 8,04
- 12,5 % СО2; остальное — n2
Экзотермическая а=0,5 20,5 14,0 1,25 — 16,21/69,2 n2 3,4/73,7 31,3/6,57 22,5 4,61 3,14 0,28 8,03
То же, а=0,6 15,0 11,4 0,84 — 21,9/70,1 n2 2,3/73,7 33,4/7,02 30,2 4,53 3,44 0,25 8,22
То же, а=0,7 9,2 8,55 0,23 — 36/72,7 n2 1,06/74,2 39,7/8,34 48,2 4,43 4,12 0,11 8,66
То же, а=0,8 5,33 5,68 — — 61,2/74,6 n2 0,22/74,2 64,5/13,5 81,5 4,34 4,63 — 8,97
Азотоводородная 100 — — — 4/75 — 25/5,25 5,5 5,5 — — 5,5
75 — — — 25 5,4/73,1 — 25,5/5,36 7,33 5,5 —— — 5,5
60 — — 40 7/73,8 — 26/5,46 9,17 5,5 — 5,5
40 — — — 60 10,6/75,1 — — 27,1/5,7 13,7 5,5 — " — 5,5
20 — — — 80 21,5/76,1 — — 31/6,51 27,5 5,5 — — 5,5
10 — — — 90 43,9/76,2 — 43/9,03 55 5,5 — 5,5
* Обеспечивающее отсутствие воспламенения.
Е Обеспечивающее отсутствие взрыва.
Рис. 14.16. Тройная диаграмма и предельные концентрации газовоздушных смесей:
а—метан и окись углерода; б —эидогаз; в — для экзогаза; г —для смеси эндогаза и экзогаза; 1 — СН4 и N2;
2 —СН, и СО,: 3 —СО и N2; 4 — СО и СО2; 5 —эндогаз и N6; 6 — эндогаз и СОг; 7 — экзогаз с а=0,5 (20,5 %
Н, 14 % со- 1,25 % СИ4, ост. N2); 8 — то же, с а=0,6 (15,0= Н2, 11,4 % СО. 0,84 % СН4, ост. N2); 9 — то же,
с а=0 7 (9 2% Н2; 8,55 % СО. 0,25 % СН4, ост. Nz); 10 — то же, с а=0,8 (5,33 % Н2, 5,68 СО, ост. N2); 11 —
то же’ с а=0,9 (1,8 % Н2, 2,7 % СО, 10,4 СО2, ост. N2); 12 — то же, с а=10 (12,5 % СОе, ост. Ns)
ТАБЛИЦА 14.16. МАКСИМАЛЬНО ДОПУСТИМЫЕ КОНЦЕНТРАЦИИ КИСЛОРОДА И ГОРЮЧИХ
СОСТАВЛЯЮЩИХ В СМЕСИ ГОРЮЧЕГО (КОНТРОЛИРУЕМОЙ АТМОСФЕРЫ)
И НЕГОРЮЧЕГО ГАЗОВ И РЕКОМЕНДУЕМЫЕ КРАТНОСТИ ПРОДУВОК
РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА ПЕЧЕН
Горючий газ (контролируемая атмосфера) Негорючий газ, применяемый для продувки Максимально допустимые содержа- ния в смеси, % Кратность продувки1, м3/м3
кислоро- да . горючих составляющих
Н2 СО сумма
Окись углерода n2 5,6 — 16,1 16,1 1,4/1,9
со2 8,4 — 25,8 1,0/1,4
Метан (природный газ) n2 10,9 — — 11,2 0,7/2,2
со2 13,1 — — 18,7 0,5/1,7
Пропан Ng 9,9 — — 5,1 0,8/3,0
со2 12,2 —*• — 9,2 0,6/2,4
Бутан N2 10,4 — — 4,6 0,8/3,1
со2 12,5 — — 8,5 0,6/2,5
Водород 4,4 4,6 — 4,6 1,6/3,1
•со2 6,9 4,7 — 7,4 1,2/2,6
217
Продолжение табл. 14.16
Горючий газ (контролируемая атмосфера) Негорючий газ, применяемый для продувки Максимально допустимые содержа- ния в смеси, % Кратность
кислоро- да горючих составляющих продувки1, м3/м3
н2 СО сумма
Азотоводородная с содержанием во- дорода, %: 75 N2 4,4 4,6 4,6 1,6/2,8
40 4,7 4,6 — 4,6 1,5/2,2
20 5,4 4,6 — 4,6 1,4/1,5
10 7,5 4,6 — 4,6 1,1/0,8
Эндотермическая N2, экзогаз 4,8 3,6 2 5,9 1,5/3,0
ta>0,9) со2 7,6 6 3 9 1,0/2
Экзотермическая: а=0,5=0,65 N2, экзогаз 5,5 3,6 2,6 6,2 1,4/1,8
а=0,8 ч-0,85 (а>0,9) 11 3,6 3,6 7,2 0,6/0,3
1 В числителе — кратность продувки удаления воздуха, в знаменателе — горючей смеси.
ТАБЛИЦА 14.17. ПРИМЕР РАСЧЕТА КРАТНОСТИ И ДЛИТЕЛЬНОСТИ ПРОДУВКИ
РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА ПЕЧИ
п.п. Наименование Условное обозначе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
Г вариант И вариант
Расчет продувки рабочего пространства при остановке печи
1 Допустимая концентрация водорода в конце продув- — 4,6 4,6 Табл. 14.16
2 ИИ, % Допустимая концентрация 4,6 4,6-100 „ 20 — содержание
——Zo 20 1,5
исходной контролируемой атмосферы в конце продув- ки, % Кратность продувки при Н2 в контролируе- мой атмосфере по варианту II, %
3 — 3,1 Рис. 14.17 или
остановке печи, м3 газа/м3 объема рабочего простран- табл. 14.16
4 ства qi/V Длительность продувки, ч т 3,1-80 =0,83 300 1,5-80 300 =°’40 Г=80 м3, <7 = 300 м3/ч
Расчет продувки рабочего пространства при пуске печи
5 6 Допустимая концентрация кислорода в конце продув- ки, % Содержание воздуха в сме- си с контролируемой атмо- сферой, соответствующее допустимой концентрации, о/ 4,4 4,4-100 5,4 5,4-100 „ Табл. 14.16
21 ~20’9 —/о,/ 21 21 — содержание О2 в воздухе
7 /0 Кратность продувки при пуске печи, м3 газа/м3 объ- ема рабочего пространства — 1,6 1,4 Рис. 14.17 или табл. 14.16
8 <?t/V Длительность продувки, ч т Расчет 1,6-80 -=0,42 300 продувки тамбщ 1,4-60 —77“ =0,37 300 ia V=80 м3, <7=300 м3/ч
9 Технологическое время про- дувки, ч т 0,33 3,1-5 г 0,33 1,5-5 Исходя из произ- водительности пе- чи и технологии нагрева
10 11 Расход азота, необходимо- го для продувки тамбура при остановке печи, м3/ч Расход азота, необходимо- го для продувки тамбура при пуске печи, м3/ч я я —46,5 0,33 1,6-5 —-— =24 0,33 =22,5 0,33 1,4-5 — =21 0,33 Допустимые кон- центрации см. п. 1 и 2, кратность продувки — п. 3 табл. 14.17; У=5 м3 Допустимые кон- центрации см. п. 5 и 6, кратность продувки — п. 7 табл. 14.17
25
не превышающих максимально допустимых для
данной смеси (табл. 14.15).
К приведенным в табл. 14.15 и на рис.
14.15 и 14.16 значениям пределов воспламене-
ний и предельных концентраций следует вво-
дить коэффициент надежности, равный 1,2, на
который следует умножать полученные цифры
для верхних пределов воспламенения и разде-
лить цифры для нижних пределов воспламе-
нения.
С учетом этого коэффициента в табл. 14.16
даются максимально допустимые значения кон-
центраций кислорода и горючих составляющих
в смеси горючего газа (контролируемой атмо-
сферы) и негорючего газа, применяемого
для продувки рабочего пространства печей и
Рис. 1417- Кратность продувки qt/V в зависимости
от конечной концентрации удаляемого газа Дг
величины рекомендуемых кратностей проду-
вок, определяемых величиной q'tl'V.
При указанных в табл. 14.16 концентраци-
ях кислорода в продуваемый объем можно
подавать горючий газ или контролируемую ат-
мосферу, а при приведенных содержаниях
суммы горючих составляющих в рабочее прост-
ранство печи подавать воздух, не опасаясь
взрыва. Кратности продувки, указанные в
табл. 14.16, рассчитаны при условии полного
перемешивания газов в продуваемом объеме.
Пример 3. Произвести расчет кратности и
длительности продувки проходной роликовой
печи с объемами рабочего пространства 80 м3
и тамбура 5 м3. Продувка рабочего простран-
ства производится азотом, подаваемым от газ-
гольдера в количестве 300 м3/ч (приведенном к
0°С и 101,3 кПа). Азот для продувки тамбура
подается от заводского трубопровода.
Расчет выполнить для двух вариантов со-
става контролируемой атмосферы в .печи:
100 % Н2 (I вариант) и 20 % Н2, остальное N2
(II вариант). Результаты расчета сведены в
табл. 14.17.
Глава 15
СОСТАВЛЕНИЕ
ТЕПЛОВЫХ БАЛАНСОВ ПЕЧЕЙ
Тепловой баланс печи составляют для опреде-
ления расхода топлива на нагрев металла и
выяснения влияния различных статей теплово-
го баланса на удельный расход тепла.
Тепловой баланс рабочего пространства
печи представляет уравнение, связывающее
приход и расход тепла. При составлении тепло-
вого баланса^заданными считают вид топлива,
теплоту сгорания, производительность (или
массу садки и длительность нагрева), условия
сжигания топлива.
Тепловой баланс печей непрерывного дей-
ствия составляют на единицу времени (ч), пе-
чей периодического действия — на час за раз-
личные периоды нагрева и выдержки.
15.1. Приход тепла
15.1.1. Химическое тепло топлива, кВт
OX=(1/3,6)QPVT, (15.1)
где Ут — расход топлива, м3/ч(кг/ч); Qn —
низшая теплота сгорания, МДж/м3, определя-
ется для заданного вида топлива по рис. II.1—
П.42.
15.1.2. Физическое тепло топлива, кВт
QT = (1/3600) ст tT VT, (15.2)
или
QT = (1/3,6) iTVT, (15.3)
где ст-—теплоемкость топлива, кДж/(м3-К)
[кДж/(кг-К)], определяют по табл. V.21, V.29,
V.37 в зависимости от состава и температуры
подогрева топлива; tT — температура подогре-
ва топлива, °C; гт — энтальпия подогретого топ-
лива, МДж/м3 (ААДж/кг), определяют по рис.
11.1—11.41 в зависимости от вида топлива и
температуры его подогрева. Если топливо не
подогревается, эту статью прихода тепла не
учитывают.
15:1.3. Физическое тепло воздуха, кВт
Qu = (1/3600) aBLocBtBVT, (15.4)
или
QB= (1/3,6) авгвУт, (15.5)
где ав — коэффициент расхода воздуха по по-
даче в горелки; Lo — теоретическое количество
воздуха (при ав=1), необходимое для сгора-
ния 1 м3 (кг) топлива, м3/м3 (м3/кг), опреде-
ляется для заданного вида топлива по рис.
II.1—11.41; Св — теплоемкость воздуха,
кДж/(м3-К) определяется по табл. V.15 в
зависимости от температуры подогрева возду-
ха; tB — температура подогретого воздуха, по-
ступающего в горелки, °C; гв — энтальпия по-
догретого воздуха на 1 м3 (кг) топлива,
МДж/м3, определяется по рис. II.1—11.41 в
зависимости от вида топлива и температуры
подогрева воздуха.
Если воздух для горения не подогревает-
ся, эту статью прихода тепла не учитывают.
15.1.4. Тепло экзотермических реакций
окисления железа, кВт
Для печи непрерывного действия
<2ЭКЗ = 15,7оР, (15.6)
где а — угар металла, %; Р — производитель-
ность печи, т/ч;
для печи периодического действия
%ra=15,7oG/T, (15.7)
где G — садка печи, т; т — продолжительность
нагрева, ч.
Для нагревательных печей можно прини-
мать о=1 %, для термических печей без конт-
ролируемой атмосферы а=0,5 %.
219
15.2. Расход тепла
15.2.1. Тепло, затраченное на нагрев
металла, кВт
Для печи непрерывного действия
QM= (1/3,6) р(с™ сн - сч (15-8)
где сЕ0Еи с™4 —средняя конечная и началь-
ная теплоемкости металла, кДж/(кг-К), опре-
деляется по табл. V.46—V.51 в зависимости от
«кон - ,нач
температуры и качества металла; и <„ —-
конечная и начальная среднемассовые темпе-
ратуры металла, °C;
для печи периодического действия
QM = (G/З.бт).( I™ - Сч СаЧ) (15• 9)
15.2.2. Тепло, уносимое уходящими
продуктами сгорания, кВт
£я= (1/3,6) гдУт, (15.10)
где (д — энтальпия уходящих продуктов сго-
рания на 1 м3 (кг) топлива, МДж/м3
(МДж/кг), определяется по рис. 11.1—11.41 в
зависимости от вида топлива, коэффициента
расхода воздуха в уходящих продуктах сгора-
ния ад и их температуры.
При нагреве металла в продуктах сгора-
ния температура уходящих газов принимается
из расчета нагрева металла, а коэффициент
расхода воздуха ад учитывает подсосы воз-
духа в рабочее пространство печи.
Если имеют место значительные потери
тепла с продуктами сгорания, выбивающимися
из рабочего пространства печи с температурой
более высокой, чем температура уходящих
продуктов сгорания, то эти потери учитывают
в расходной части теплового баланса:
Свыб = (1/3,6) Пвыб свыб ^выб> (15 11)
где Пвыб, сВыб и Zbm6 — соответственно объем,
м3/ч, теплоемкость, кДж/(м3-К), и температура,
°C, выбивающихся продуктов сгорания.
При этом тепло, уносимое уходящими про-
дуктами сгорания, соответственно уменьшится:
<2д = (1 /3,6) 1д (Ут - Увыб/^д)- (15.12)
где Од — количество продуктов сгорания на
1 м3 (кг) топлива, определяется по рис. 11.1 —
11.41 в зависимости от вида топлива и коэф-
где Н2О, СОвл и Н2 вл — содержание, % (объ-
емн.), во влажных продуктах сгорания водя-
ных паров, окиси углерода и водорода; COcy.v
и Н2 сух — то же, в сухих продуктах сгорания;
определяется из расчета неполного сгорания
топлива (см. разд. 14.3).
15.2.4. Потери тепла теплопроводностью
через кладку, кВт
Qvri = <Р1-;л> (15.14)
где ^кл — удельный тепловой поток через
кладку, кВт/м2; — площадь теплоотдаю-
щей поверхности кладки, м2.
Удельный тепловой поток через кладку в
общем случае рассчитывают по методике рас-
чета теплопередачи через многослойную стен-
ку, где удельный тепловой поток, кВт/м2, оп-
ределяют по формуле
q =------------ti — h---------- 10-3, (15.15)
l/“i + (Sj/Xj) + 1/а2
i
где /, и «1 (/2 и а2)—температура среды, °C,
и коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К), у на-
греваемой (охлаждаемой) поверхности стенки;.
6; и X, — толщина, м, и коэффициент теплопро-
водности, Вт/(м-К), i-того слоя стенки.
Обычно для печей температуру внутрен-
ней поверхности кладки можно принимать (с за-
пасом) равной температуре средств нагрева
или охлаждения. При нагреве металла в про-
дуктах сгорания температуру внутренней по-
верхности кладки можно рассчитать по фор-
муле (13.22). При известной температуре внут-
ренней поверхности кладки формула (15.15)
принимает вид
<7кл= ------^°КР------------10—s, (15.16)
S(W + №Hap
где — температура внутренней поверхно-
сти кладки, °C; fOKp — температура окружаю-
щей среды, °C; 6/ — толщина i-того слоя клад-
ки, м; X,- — коэффициент теплопроводности
i-того слоя кладки, Вт/(м-К), определяется по
табл. V.54, V.55, рис. V.5, V.6 в зависимости от
материала и средней температуры слоя; аиар —
общий коэффициент теплоотдачи излучением
и конвекцией от наружной поверхности клад-
ки в окружающую среду, Вт/(м2-К), может
быть определен по формуле
/ Дар + 273 у _ / i0Kp + 273) у
«наР= 2,56( /нар - ^р)0’25 + 4,65 —------------- '--------------—-------L , (15.17)
‘нар гокр
фициента расхода воздуха в выбивающихся
продуктах сгорания а ®ыб.
15.2.3. Потери тепла с продуктами
неполного сгорания, кВт
Для камер печей с нагревом металла в про-
дуктах неполного сгорания учитывают потери
тепла вследствие химической неполноты сгора-
ния топлива:
<2неп — Ут^’д (35, 1СОВЯ + 30,ОНМЛ).Ю 3 —
= 1’т ”д (1 — 0,01Н2О)(35,1СОсух +
+ 30,0Н2сух)-10-3, (15.13)
или для приближенных расчетов
с^нар— 7 + 0,05iHap, (15.18)
где iHap— температура наружной поверхности
кладки, °C.
Для определения коэффициентов тепло-
проводности слоев кладки и общего коэффи-
циента теплоотдачи от наружной поверхности
кладки температурами на границах слоев
кладки предварительно задаются, а затем про-
веряют по формуле
(15.19)
220
ТАБЛИЦА 15.1. ЗНАЧЕНИЯ УДЕЛЬНЫХ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ НА ПОВЕРХНОСТЬ
ОХЛАЖДАЕМЫХ ПОДОВЫХ ТРУБ (ШАГАЮЩИХ БАЛОК) НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ [
Зона печи Тип труб (балок) «охл« кВт/м2
без изоляции С изоляцией
Методическая зона Продольные подовые трубы 116 35
Змеевик 93 98
I зона отопления Продольные подовые трубы 116 35
Поперечные подовые трубы 163 50
Стояки и подводы к ним 116 35
II зона отопления Продольные подовые трубы 163 50
Поперечные подовые трубы 163 50
Стояки и подводы к ним 116 35
Для большинства практически применяе-
мых кладок удельный тепловой поток через
кладку можно определить по рис. Ш.2—Ш.15
в зависимости от состава кладки и температу-
ры ее внутренней поверхности. По рис. Ш.16,
III.17 можно определить температуру наруж-
ной поверхности кладки.
15.2.5. Потери тепла через охлаждаемые
элементы печи, кВт
Qoxn — 2 ?охлг Fохлг > (1® • 20)
Г
где ?охл i — удельный тепловой поток через
стенку i-того охлаждаемого элемента, кВт/м2;
foxn i — площадь охлаждаемой поверхности
i-того элемента, м2.
Удельный тепловой поток через стенку
охлаждаемого элемента подсчитывают по ме-
тодике расчета теплопередачи через стенку,
изложенной в разд. 15.2.4. При водяном и ис-
парительном охлаждении можно принимать, что
теплоотдача к охлаждающей среде очень ве-
лика (и-*ос) и температура охлаждаемой по-
верхности равна температуре охлаждающей
среды. Тогда формула (15.15) принимает вид
^нагр ^охл
?охл =-----------—---- Ю~§, (15.21)
(1/апагр)+2>/М '
где /нагр — температура средства нагрева, °C;
/охл — температура охлаждающей среды, °C,
при водином охлаждении — 30 °C, при испари-
тельном— 100 °C; анагр — общий коэффициент
теплоотдачи излучением и конвекцией от сред-
ства нагрева к охлаждаемому элементу,
Вт/(м2-К), определяется по методикам, изло-
женным в гл. 13; б/ и X,- — толщина, м, и ко-
эффициент теплопроводности, Вт/(м-К), /-того
слоя стенки охлаждаемого элемента.
ТАБЛИЦА 15.2. РАСХОД ВОДЫ НА ОХЛАЖДЕНИЕ НЕКОТОРЫХ ВОДООХЛАЖДАЕМЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ В НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
В одо охлаждаемый элемент Расход воды, м3/ч К чему отнесен расход воды
Наклонный брус торца выдачи 10—15 На 1 брус
Балка торца выдачи 4—6 На 1 м2 поверхности балки
Балка торца загрузки 2—4
Балки пережимов между зонами 1—2
Рама бокового окна выдачи 3 На 1 раму
Рама торцевого окна загрузки 3—5
Рамы боковых рабочих окон 2
Заслонка бокового окна выдачи 7 На 1 окно
Заслонка торцевого окна загрузки 5 На 1 м2 площади окна
Заслонка торцевого окна выдачи 7
Отбойники в боковых стенах 2—3 На 1 отбойник
Желоб по оси окна выдачи 10—25 На 1 желоб
Выталкиватель у бокового окна выдачи Носик инжекционных горелок диаметром, мм: 6 На 1 выталкиватель
270 до 1,2 На 1 горелку
235 1,0
178 0,8
Экран боковой стены между двумя стойками каркаса 1 На 1 экран
Цапфы ролика 0,25—0,5 На 1 ролик
221
ТАБЛИЦА 1513
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЕЛИЧИНА, В и С ПРИ РАСЧЕТЕ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ РОЛИКИ
Варианты конструкции роликов:
I — с насыпной изоляцией; II — с воздушной прослойкой между водоохлаждаемым валом и бочкой;
III и IV— с одним и двумя цилиндрическими экранами; V— с насыпной изоляцией и воздушной про-
слойкой; VI— с водоохлаждаемой бочкой.
222
При расчете потерь тепла на охлаждение
подовых труб (шагающих балок) в нагрева-
тельных печах можно использовать данные об
удельных тепловых потоках на поверхность
труб (балок), приведенные в табл. 15.1.
При расчете потерь тепла на некоторые во-
доохлаждаемые элементы нагревательных пе-
чей можно пользоваться приведенными в
табл. 15.2 данными о. расходах воды на охлаж-
дениё..‘этих элементов. При таком расходе на-
грев воды в охлаждаемом элементе не превы-
шает 20 °C. Потери тепла, кВт, на каждый во-
доохлаждаемый элемент определяются по фор-
муле
<2охл = 1.16VeAZe, (15.2’2)
где VE — расход воды - на охлаждаемый эле-
мент, м3/ч; Д£Е — подогрев воды в охлаждае-
мом элементе, град.
При расчете потерь тепла через ролики с
водоохлаждаемой цапфой к потерям тепла с
охлаждающей водой необходимо добавлять по-
тери тепла теплопроводностью через цапфу, ко-
торые составляют примерно 1,1 кВт на одну
цапфу.
Удельные тепловые потери, кВт/м2, через
бочку ролика с водоохлаждаемым валом и
водоохлаждаемой бочкой рассчитывают из си-
стемы уравнений
Грг+273 \* /ZP + 273 W
Цлт л — eCs I — I I IX
S |д 100 у 100 / J
0,87 (/р —/Е)-1Q—3
D (Л + В + С)
(15.23)
Значения величин Л, В и С, входящие в
уравнения, принимают по табл. 15.3 в зависи-
мости от конструкции ролика. В уравнениях
(15.23) и табл. 15.3 приняты следующие обо-
значения: <?охл •— потери тепла с водой, охлаж-
дающей ролик, кВт/м2; е — степень черноты
поверхности ролика; Cs — коэффициент излу-
чения абсолютно черного тела, Cs~
=5,77 Вт/ма-К4; tr— температура средства на-
грева; /р — температура поверхности бочки
ролика; — температура воды при выходе из
ролика; D — наружный диаметр бочки роли-
ка, м; d— диаметр, м; t — температуры; ав —
коэффициент теплоотдачи конвекцией к воде,
Вт/(м2-К); а — коэффициенты теплоотдачи
излучением, Вт/ (м2 • К); 7 — теплопроводность
металлических и теплоизоляционных слоев,
Вт/(м-К). Систему уравнений (15.23) решают
подбором, задаваясь значениями температуры
поверхности бочки ролика /Р.
15.2.6. Потери тепла излучением
через открытые отверстия, кВт
0ив.тт = У 9изл; Fityi’ (15.24)
i
где 4изл I — удельный тепловой поток излуче-
нием из (-того отверстия, кВт/м2, определяется
по методике, изложенной в разд. 13.1.5, при
этом температуру излучающей среды можно
принять равной температуре средств нагрева;
Fi — площадь (-того отверстия, м2; ф; — доля
времени открытия (-того отверстия.
15.2.7. Потери тепла на нагрев
транспортирующих устройств, кВт
В печах с нагревом металла на транспорти-
рующих или опорных устройствах (поддоны,
конвейер, тележки, прокладки и т. д.) учиты-
вают потери тепла на нагрев транспортирую-
щих устройств’1
Для печи непрерывного действия
= (тё) G-p (4<рн ~ ^ч) ’ (15 -25)
где GTp — масса транспортирующих устройств,
т/ч; стр — теплоемкость материала транспор-
тирующих устройств, кДж/(кг-К), определяет-
ся по табл. V.49; и /”рч—конечная и на-
чальная температуры транспортирующих
устройств, °C, конечную температуру транспор-
тирующего устройства можно принимать рав-
ной конечной температуре нагрева поверхности
металла.
Для печи периодического действия учиты-
вают потери тепла на нагрев опорных
устройств:
QTp = (1/3,6т) Gon соп ( С -С). (15.26)
где Gon •— общая масса опорных устройств, за-
груженных в печь, т. Остальные обозначения
аналогичны формуле (15.25).
15.2.8. Потери тепла на нагрев контролируемой
атмосферы, кВт
Для печей с нагревом металал в контролируе-
мой атмосфере учитывают потери тепла на на-
грев контролируемой атмосферы:
QaTM = (1/3600) VaTM сатм ( - £™) • (15-27)
где Уатм —• расход контролируемой атмосферы,
м3/ч; Сатм теплоемкость контролируемой ат-
мосферы, кДж/(м3-К); определяется по табл.
V.5; /а°”и ZaTa^— конечная и начальная тем-
пературы контролируемой атмосферы, °C,, ко-
нечную температуру контролируемой атмосфе-
ры можно принимать равной конечной темпе-
ратуре средств нагрева.
15.2.9. Аккумуляция тепла кладкой, кВт
Для печей периодического действия учитыва-
ют потери тепла на аккумуляцию тепла клад-
кой печи. Количество тепла, аккумулированно-
го кладкой, можно определить, считая, что
тепло, аккумулированное кладкой, равно ко-
личеству тепла, отданного при охлаждении
кладки после предыдущего нагрева. Для этого
необходимо знать температуры на горячей и
холодной поверхностях кладки в конце пре-
дыдущего нагрева, продолжительность охлаж-
дения и температуру охлаждающей среды, ко-
эффициенты теплоотдачи и теплофизические
данные кладки (многослойные стенки условно
приводятся к однослойным).
Обычно наружная (холодная) поверхность
кладки обращена в цех и ее температура в
процессе охлаждения мало меняется. В этом
случае количество аккумулированного тепла
определяют из выражения
(унач I унач \
6вн Т-нар — I ,,с nm
- (15.28)
где /Икл — масса кладки, т; с,,-, — теплоемкость
материала кладки, кДж/(кг-К); /аачи t аар—
температуры, °C, на внутренней и наружной
поверхностях кладки в конце предыдущего на-
грева (распределение температур в кладке счи-
223
Рис4 15Л, График для определения функции Фак
(15.30)
таем линейным); tKn — средняя температура
кладки после остывания, °C:
=?окр 4" Фак ( ^окр) 4“
+ Фак(^Л-/ОКР)- (15.29)
где /01;р — температура окружающей среды;
/ом — температура охлаждающей среды с внут-
ренней стороны кладки в период охлаждения.
Функции Фак и Фак определяют соответ-
ственно по графикам рис. 15.1 и 15.2 в зави-
симости от значения чисел Био и Фурье:
В1цл = акл 6/^кл>
Бс>кл~ 'Гохл/®2’
где акл — суммарный коэффициент теплоотда-
чи излучением и конвекцией от внутренней по-
верхности кладки к охлаждающей среде в пе-
риод охлаждения, Вт/(м2-К); б — толщина
кладки, м; тОХл — продолжительность периода
охлаждения, ч; Хчл и а,!Л — коэффициент теп-
лопроводности, Вт/(м-К), и температуропро-
водности, м2/ч, материала кладки.
Значения теплофизических свойств огне-
упорных и теплоизоляционных материалов при-
ведены в табл V.53—V.55.
Для учета аккумуляции тепла металлокон-
струкциями каркаса печи количество аккуму-
лированного кладкой тепла увеличивают на
10%.
15.2.10. Неучтенные потери, кВт
Неучтенные потери принимают равными
10 % от суммы всех статей расходной части
баланса без учета потерь тепла с уходящими
продуктами сгорания:
Снеучт = 0,1 (QM 4“ ,Скл 4“ Сохл 4“ Сизл 4~
4-<?тр4-<?атм4-<2ак). (15.31)
15.3. Уравнение теплового баланса
Уравнение теплового баланса связывает меж-
ду собой приход и расход тепла:
Q& 4- Qt 4- Св 4- Сэкз = Qm 4- Qp 4- Свыб 4-
4- Qnen 4- Скл 4- Сохл 4- Сизл 4~1Qtp 4-
4" Сатм4" Сак 4~ Спеучт• (15.32)
Из этого уравнения определяют расход
топлива.
15.4. Тепловой баланс зон печи
непрерывного действия
Тепловой баланс зон печи непрерывного дей-
ствия составляется для определения расходов
топлива по зонам. Принцип составления теп-
лового баланса зоны такой же, как и всей пе-
чи в целом.
В печах непрерывного действия, в которых
происходит переток продуктов сгорания из од-
ной зоны в другую, при составлении теплово-
го баланса зоны в приходной части баланса
дополнительно.учитывают тепло продуктов сго-
рания, поступающих в данную зону из преды-
дущей. Это тепло определяют из баланса пре-
дыдущей зоны, как тепло уходящих продуктов
сгорания.
При составлении теплового баланса неотап-
ливаемой зоны приходная часть баланса со-
стоит из тепла продуктов сгорания, поступаю-
щих в данную зону из предыдущей. Для не-
отапливаемойг зоны приходная и расходная
части теплового баланса должны равняться
между собой. Если равенство не соблюдается,
то следует скорректировать принятое в рас-
чете нагрева металла изменение температуры
продуктов сгорания в неотапливаемой зоне.
Например, если приход тепла превышает рас-
ход, то падение температуры продуктов сгора-
ния в неотапливаемой зоне необходимо умень-
шить, и наоборот. Затем следует произвести
перерасчет нагрева металла и теплового ба-
ланса всей печи.
Расход топлива в отапливаемых зонах
уточняется при составлении тепловых балан-
сов таким образом, чтобы балансировалась
сумма расходов топлива в зонах и общий рас-
ход топлива на печь.
15.5. Тепловой баланс вон охлаждения
Тепловой баланс зон охлаждения составляет-
ся для определения характеристики средств
охлаждения и расхода охлаждающей среды.
В приходной части теплового баланса зоны
охлаждения учитывают тепло, которое необхо-
димо отнять от металла, транспортирующих
устройств и кладки в этой зоне, кВт
См 4- Стр 4- <2ак = Сохл 4- Скл 4-
4" Ср 4~ Сизл 4" Сатм> (15.33)
где См и Стр определяются по формулам разд.
15.2.1 и 15.2.7; Сак — количество тепла, которое
необходимо отнять от кладки, определяют по
формулам разд. 15.2.9 только для печей пе-
риодического действия; Сом — тепло, которое
должно отобрать средство охлаждения; Скл —
потери тепла теплопроводностью через кладку,
определяют по формулам разд. 15.2.4; Ср —
потери тепла через охлаждаемые элементы пе-
чи, не являющиеся специальными средствами
охлаждения металла (чаще всего это роли-
ки), определяют по формулам разд. 15.2.5;
Сизл и Са™ — потери тепла излучением через
открытые отверстия и с контролируемой ат-
мосферой, определяют по формулам разд.
15.2.6 и 15.2.8.
Глава 16
РАСЧЕТ ДВИЖЕНИЯ ГАЗОВ В ПЕЧАХ
16.1. Гидравлический расчет трассы
Гидравлический расчет трассы выполняют для
определения размеров каналов и параметров
тягодутьевых устройств (высоты дымовой тру-
бы, давления или разрежения, создаваемого
насосом, вентилятором, дымососом и др.), при
которых через трассу можно пропускать необ-
ходимое количество среды, или для определе-
ния пропускной способности трассы при опре-
деленных размерах каналов и заданных пара-
метрах тягодутьевых устройств. При этом в
конце подводящей трассы (газо-, воздухо,- во-
до-, мазутопровод и др.) должно быть задан-
ное, а в конце отводящей трассы (дымопровод
и др-)— нулевое давление среды.
Гидравлические расчеты трасс наиболее
удобно выполнять по стандартной форме, при-
мер заполнения которой для расчета трассы
продуктов сгорания нагревательной печи при-
веден на рис. 16.1 ив табл. 16.1. Расчеты, вы-
15—482
225
полненные по такой форме, компактны, на-
глядны и легко проверяемы.
В верхней части формы изображают схе-
му рассчитываемого тракта, на которой тракт
разбивают на расчетные участки. Расчетный
участок—участок тракта с одинаковым ско-
ростным напором, т. е. участок, на котором
проходное сечение, расход и температура про-
текающей среды постоянны. Разбив тракт на
участки, на схеме проставляют номера участ-
ков, расход и температуру среды в них. В слу-
чае, если на участке среда движется по не-
скольким каналам, проставляют размеры каж-
дого канала и число одинаковых каналов.
Проходное сечение боровов F, м2, можно оп-
ределить как произведение внутренней высоты
(подъем канала) Н, м, борова на его ширину
В, м, из которого следует вычесть поправку f,
м2, учитывающую -уменьшение площади по-
перечного сечения из-за наличия свода:
F = HB — f. (16.1)
Значение поправки f определяют по графи-
ку рис. 16.2 в зависимости от центрального уг-
ла свода а и внутренней ширины борова В.
Рис. 16.1. Схема к примеру гидравлического расчета
трассы продуктов сгорания трехзонной методической
печи
Периметр проходного сечения U, м, для
боровов можно определить по формуле
U = 2(Н + В) — I, (16.2)
где Z — поправка, м, определяемая по графику
на рис. 16.3.
По полученным значениям проходного се-
чения F и периметра V определяют гидравлн-
Широна борова В, м
Рнс. 16.3. Поправка I для определения периметра
проходного сечения борова
Рис. 16.2. Поправка f для определения проходного сечения боровов при их ширине до 1.5 м (а) и
до 15 м (б) ч ,
226
ческий диаметр проходного сечения и участ-
ка, м:
d = 4FIU. (16.3)
Для круглого сечеиия гидравлический диа-
метр равен геометрическому, для узких ще-
лей большой длины или кольцевых щелей —
удвоенной ширине щели, для квадрата — сто-
роне квадрата.
Если участок по всей длине расположен на
одном уровне, то в графе 8 табл. 16.1 ставят
прочерк. При расположении элементов участ-
ка на разных уровнях, если среда движется
вверх, то разницу уровней Н указывают со
знаком «плюс», а если вниз — со знаком «ми-
нус». Для холодных сред эту графу можно не
заполнять.
Расход среды Va указывают при темпера-
туре О °C и давлении 101,3 кПа. При опреде-
лении расхода следует учитывать подсосы и
выбивание. Например, при расчете дымовых
трактов следует учитывать потери продуктов
сгорания от выбивания из окон печи, подсосы
атмосферного воздуха через неплотности боро-
вов (у регулирующих шиберов и клапанов),
подсосы воздуха в продукты сгорания в кера-
мических рекуператорах. Газовые тракты в
нормальном состоянии должны быть плотны-
ми. Величины подсосов и утечек обычно опре-
деляют по практическим данным. Приближен-
ные значения подсосов воздуха на некоторых
участках дымового тракта Да, применяемые
при гидравлических расчетах, следующие:
Керамический рекуператор с
вертикальными трубами (при
нагнетании) ................ 0,25—0,40
Керамический рекуператор с
вертикальными трубами (при
отсосе) .................... 0,15—0,25
Керамический блочный реку-
ператор (при отсосе) .... 0,20—0,30
Металлический трубчатый ре-
куператор (неплотности вокруг
рекуператора) .............. 0,10—0,20
Дымовой поворотный клапан 0,10—0,20
Рис. 16.4. Скоростной напор (ро=1,30 кг/м’)
15
227
При определении температуры среды t
следует учитывать падение температуры в ре-
зультате потери тепла наружу.
Величину этих потерь на 1 м длины участ-
ка принимают для боровов —2 °C, дымовых
труб —3°С, для футерованных или изолиро-
ванных трубопроводов 1—2 °C. При расчете
дымовых трактов следует учитывать сниже-
ние температуры в результате подсосов возду-
ха в боров. Это изменение можно подсчитать
по величинам подсоса, приведенным выше,
с помощью графиков расчета сгорания (см. рис.
П.1—П.41).
Значение скорости среды ш0 на участке
(при О °C и 101,3 кПа) для каналов круглого
сечения в зависимости от расхода и внутрен-
него диаметра можно определять по графику
на рис. IV. 1. Скорость продуктов сгорания в
боровах и трубах обычно принимают около
3—4 м/с, а газа и воздуха в трубопроводах не
выше 10 м/с.
Скоростной напор h, Па, рассчитывают по
формуле
h= (^/2) ро(1+аО. (16.4)
Значение скоростного напора в зависимо-
сти от скорости и температуры среды можно
определить по графикам рис. 16.4.
Графики составлены для значения р0=
= 1,30 кг/м2 и непосредственно пригодны для
воздуха и большинства продуктов сгорания.
В случае, если значение ро среды иное, то ско-
ростной напор, полученный по рис. 16.4, сле-
дует умножить на поправочный коэффициент
Ро/1,30. Значения р0 для основных газов-—топ-
лив и простых газов — приведены в табл. V.1,
V.9, V.17, V.25, V.33, а продуктов сгорания —
на рис. 11.1—П.41.
При подсчете значения скоростного напора
значения бинома (1+а/) можно определить
по графику на рис. 16.5. Влияние расхода дав-
ления в канале Д/г на изменение скоростного
напора определяют как разность скоростных
напоров в предыдущем и рассматриваемом
участках. Эту величину считают положительной
при снижении скоростного напора и отрица-
тельной при повышении скоростного напора.
Значение геометрического напора /гг на
1 м изменения уровня участка можно опре-
делить по графику рис. 16.6. График построен
для значения ро=1,30 кг/м2. При иных значе-
ниях полученную по графику величину нужно
умножить на поправку ро/1,30. Геометрический
напор всего участка равен произведению вели-
чин, записанных в графах 8 и 14 со знаком,
принятым в графе 8.
Номера и значения коэффициентов мест-
ных сопротивлений определяют по табл.
IV.1. При определении коэффициентов мест-
228
ных сопротивлений по табл. IV. 1 значение
критерия Рейнольдса можно брать по графи- •
ку рис. 1.15.
Местные потери давления, равные произ-
ведению коэффициентов местных сопротивле-
ний на скоростной напор 2£/г, записывают со
знаком «минус».
Значение коэффициента сопротивления
трения определяют по формуле
gTp=XI/d. (16.5)
Значение коэффициента трения X опреде-
ляют по следующим формулам:
для ламинарного режима (Re <2300)
X —64/Re; (16.6)
для переходного режима (Re=2300-^ 10000)
X = O,316/Re0'25 ; (16.7)
для турбулентного режима (Re> 10000)
X = 0,31/{lg [Re/(ReA/d + 7)]}®, (16.8)
где k — приведенная линейная шероховатость,
определяется по формуле
k= 0,234d (Д/d)1'11'. (16.9)
Приближенно можно принимать Л==0,2Д,
где Д — величина выступов шероховатости, мм.
Ориентировочные значения величины вы-
ступов (абсолютной шероховатости) для труб
и боровов Д, мм, приведены ниже:
Стальные трубы............. 0,20
Трубы из листовой стали и хо-
рошо заглаженные цементные
трубы...................... 0,30
Чугунные трубы.............0,25—0,40
Заржавленные стальные трубы 0,60—0,70
Кирпичные борова...........0,45—6,0
Кирпичная кладка на цемент-
ном растворе . ........... 0,8—6,0
Бетонированные каналы . . . 0,8—9,0
Значение коэффициента трения для боро-
вов и футерованных изнутри трубопроводов,
а также стальных трубопроводов приведено
на рис. 16.7.
Значение критерия Рейнольдса Re можно
определить по (13.39).
Потери давления на трение, равные про-
изведению коэффициента сопротивления тре-
ния на скоростной напор £т₽/г, записывают со
знаком «минус».
Суммарное изменение давления на участ-
ке— алгебраическая сумма цифр граф 13, 15,
18 и 20.
Гидравлический расчет напорных трубо-
проводов для жидкостей отличается тем, что
можно не учитывать изменения давления при
изменении скоростей, а при подсчете геомет-
рического давления не учитывают величину
плотности окружающего воздуха.
Относительная шероховатость е=Мдг
0 0,026 0,012 0,006 0,003 0,002 0,0015 0,0012
Г 1 а
Re = 10000 20000 50000
.—
1ООООО со ’ - =
О 1 2 3 6 5 6
Гидраблический диаметр трубопровода dr, м
Рнс. 16.7. Коэффициенты трения X
о-в боровах и футерованных изнутри трубопроводах (Д=6 мм): б— в стальных трубопроводах (Д=0,6 мм>
229
ТАБЛИЦА 16.1. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТРАССЫ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ТРЕХЗОННОИ
| Номер участка Участок Геометрические элементе Камала Данные газа
Длина L, м ширинах высота (диаметр); коли- чество, м проходное сечение F, м8 периметр U, м гидравлический диа- метр а= , и подъем канала Н, м расход Уо, м’/ч атура i, °C скорость п»0, м/с
< д’
1 Выход из печи — (0,9—0,93) X Х1,49; 2 5,45 —3 9,8 900 1,8
2 Вход в воздушный реку- ператор — — 3,2-2 14,2 1,8 — 9,8 980 1,5
3 Перегородки при входе в воздушный рекупера- тор 3,0 0,15x2,3; 16 5,5 73,2 0,3 —2,5 9,8 980 1,8
1-я секция рекуператора 6,345 — 3,6 90,0 0,16 — 10,3 800 2,9
Перегородки между 1-й и 2-й секциями 5,0 0,15X2,4; 16 5,7 76,0 0,3 —3,0 10,3 800 1,8
2-я секция рекуператора 6,345 — 3,2 80,0 0,16 — 10,3 800 3,2
Перегородки за рекупе- ратором 2,0 0,15X2,0; 16 4,8 64,0 0,3 — 10,7 610 2,2
4 Сборный боров 6,0 1,8X2,2 3,6 9,00 1,6 — 10,7 610 3,0
5 Вертикальный боров 6,9 2,55X1,24 3,2 7,50 1,7 +5,6 10,7 610 3,3
& Г оризонтальный боров 6,5 1,5x2,1 2,8 8,0 1,4 — 10,9 600 3,9
7 Горизонтальный боров перед газовым рекупе- ратором 4,5 1,74X2,27 3,6 9,0 1,6 — 10,9 600 3,0
8 Газовый рекуператор — — 4,5 — — — 10,9 490 2,4
5 Боров за газовым реку- ператором 4,7 1,5X2,1 2,8 8,0 1,4 — 10,9 380 3,9
10 Боров перед стояком 2,0 1,5X2,27 3,2 8,6 1,5 — 12,2 340 3,8
11 Стояк перед эксгаусте- ром 4,0 1,856X1,856 3,4 7,6 1,8 +4,0 12,2 340 3,6
12 Эксгаустер — — — — — — 16,4 320 —
13 Дымопровод за эксгау- стером 8,5 1,25X2,0 2,5 6,7 1,5 — 16,4 320 6,6
14 Дымовая труба 40 014 1,5 4,3 1,4 +40 16,4 300 11,0
* По табл. IV.1.
230
23»
Скоростной напор й=р0Х w0 X (1+а/), Па 2
8 р IX/ IX/ IX/ —‘ ГО ОО СО IX/ — IX/ IX/ — о to СЛ — О Ф» Ф* О О СО СО со о ел со
сл «ч сл СЛ ел 00 СЛ СО СЛ СЛ ОО Ф* СО СЛ 00 СО 00
1 1 >- о со м >—‘ 00 + + 1 + + 1 1 1+1+1 1 + 1 Р 5° S3 “ S3 + “ Л 3 Л ю -w Р 5° о СО • 00 - СОСООО---М СО СО Оо «ч ел ел Расход на изменение скоростного напора ДА, Па
ел ел оо оо оо ЬЭ 1 1 СЛ 1 1 1 1 1 ел 1 1 1 со ) оо 1 ел о о ел ф» co co иа 1 м высо- ты геометричес- кий напор йр, Па
+ + +111 на веем участке
8 1 18 1 1 1 I 1 to 1 to I to 1 to 1 1 1 сл 1 to 1 сл
_ Оо СО о >—• *«4 О
to to to to tO >— to Ф* >— co ел —‘ •— —1 1 co CO — СЛ СЛ CO Ф* CO co to to L- 1 to — — — ~ — — co coco co co co ел co co СЛ номер сопро- тивления1 местные потери цементы изменения давления в канале
6 о о — >—‘-'*000 - мм о - to tO - СЛ tO О * >7- ел __l | ьэ ел ел + ++ CO + + — о о + + + — । Л Л о ° © Л Л - С- J° X- Л Л Л 1 + 1 + + “о О О> О1 * - й О1 о о! Х~ + о II II II + II II II II II II II — to to * — to о о — — — - - - СО - - - * - ел со— о ел со со СО О СЛ СЛ СЛ м ю*
1 Illi 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 — I Ф» Ф> tO tO СЛ СО СЛ СО СО >— -4 >— — — I о 1 -4 -4 сл •— to ф* ф*. ф* - - -4 v ф* >— ф* о * м * О * - --СООО-ОО *'’*'* - ф> ►— сл ф* со со о о О со Па
— о о о о о о о о о to О to о Ф* tO 1 о >— 1 »-* to to to ОЭ о оо о СП 1 1 00 — ^4 "Ч Г* ч tJ потери на тренне
II III 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ЬЭ >— | ЬЭ >— Ф. 1 ЬЭ О »» »» И ст Ч СП 1 I СЛ00 - « - ♦ 1 - 1 | to - СО ОЭ СО СО СО СО — tO- О'- Ф* СЛ 00 о tr* ►3 я D5
1 1 + 1 1 1 1 Illi '1 II — — — tO Ф> Ф> tO •— ^4 О СЛ to 00 СЛ СЛ^ОФьСЛОЭО**--^ to -о 00>— м м ^ >— ел - со • СО — - - - СОСОООСЛ- ел со - to сл ел - со ел Суммарное изменение давления [13+154*184* +20], Па
+9,1 + 167,6 + 167,6 +339,2 +339,2 —739,9 —739,9 —715,0 —715,0 —669,2 —669,2 —625,7 —625,7 —423,8 —423,8 —422,2 —422,2 —350,6 —350,6 —349,8 —349,8 1 1 to to co co >—• — co co 1 1 ел ел co 00 w w —50,2 —50,2 О Давление в начале (числитель) и в конце (анамеиатель) участка, Па
МЕТОДИЧЕСКОЙ ПЕЧИ
ТАБЛИЦА 16.2. ФОРМА РАСЧЕТА ПРОПУСКНОЙ СПОСОБНОСТИ ТРАССЫ ДЛЯ ЖИДКОСТИ
ИЛИ ГАЗОВОЙ СРЕДЫ С ПОСТОЯННОЙ ТЕМПЕРАТУРОЙ
Номер участка Геометрические элементы Эскиз и ио- мер сопротив- ления1 £Тр 2£+Етр k ^пр
L, м d, м п F, м2
Примечание, d — эквивалентный диаметр, п — число параллельных элементов,
L— длина участка, F — общее проходное сечение.
1 По табл. IV. 1.
По этой же формуле рассчитывают про-
пускную способность трассы при определен-
ных размерах каналов и заданных параметрах
тягодутьевых устройств. В этом случае зада-
ются различными значениями пропускной спо-
собности и добиваются заданного давления
среды в конце трассы.
Рассчитать пропускную способность трас-
сы для жидкости или газовой среды с по-
стоянной температурой можно по форме, при-
веденной в табл. 16.2.
Поправочный множитель k=(FXXI,/F)^
служит для определения приведенных коэффи-
циентов сопротивления £пр, где fxaP, м2 —
площадь поперечного сечения характерного
участка, т. е. такого, на котором сумма коэф-
фициентов сопротивления наибольшая. При-
веденный коэффициент сопротивления участка,
равный произведению поправочного множите-
ля k на сумму коэффициентов местных сопро-
тивлений и сопротивления трения:
£пр =£ (2£ + £тр) • (16.10)
Приведенный коэффициент сопротивления
трассы равен сумме приведенных коэффици-
ентов сопротивления всех участков ?Общ=2£Пр.
В случае трасс для жидкостей величину
геометрического давления kr, Па, определяют
по формуле
h? = pgH, (16.11)
где g — ускорение свободного падения, м/с2.
Если геометрическое давление способству-
ет движению среды, то его прибавляют к дав-
лению в начале трассы или разрежению в
конце ее, а если противодействует, то вычи-
тают. Скорость, м/с, в характерном сечении
определяют по формуле
®хар ~ 2^общ/р?общ> (16.12)
где йовщ — давление в начале или разрежение
® конце трассы с учетом геометрического дав-
ления, Па.
Пропускную способность трассы, м3/с, оп-
ределяют как произведение скорости в харак-
терном сечении на его площадь:
V = к>хар ^хар • (16.13)
16.2. Расчет инжекционных устройств
Схема инжекционного устройства с указани-
ем основных размеров и параметров сред по-
казана на рис. 16.8.
В приведенных ниже уравнениях примене-
ны следующие обозначения: В к С — коэффи-
циенты, зависящие от конструкции инжекци-
онного устройства и параметров рабочей и
инжектируемой среды; d •— диаметр, мм; dp —
диаметр выходного сечения сходящегося соп-
ла или критического сечения сопла Лаваля,
мм; f — площадь, мм2; /р— площадь выходно-
Рис. 16.8. Схема инжекционного устройства
го сечения сходящегося сопла или критическо-
го сечения сопла Лаваля, мм2; k — показатель
адиабаты; I — линейный размер, мм; 1Р.С—
расстояние от среза сопла до начала смесите-
ля, мм; т — объемная кратность инжекции;
п — массовая кратность инжекции; Р — абсо-
лютное давление, Па; Ррасч — абсолютное дав-
ление, на которое рассчитаны геометрические
размеры сопла Лаваля, Па; р — избыточное
давление, Па; T(t)—температура, К (°C); V—
максимальный расход, м3/ч; w— скорость, м/с;
Р —угол, град; Дрр=Рр—Ри— превышение
давления рабочей среды над давлением ин-
жектируемой среды, Па; Дрс = Лс—Ри— по-
вышение давления инжектируемой среды, Па;
р — плотность, кг/м3; ср — коэффициент рас-
хода рабочего сопла.
Индексы: 0 — при Т0=273К и Ро=
= 101,3 кПа; вых — выходное сечение сопла
Лаваля; д —диффузор; и — инжектируемая
среда; к — конфузор; р — рабочая среда и ра-
бочее сопло; с — смеситель и смесь.
Характеристику инжекционного устройст-
ва с известными размерами определяют по
следующим уравнениям.
Повышение давления инжектируемой
среды
Дрс = <р2ПРр
I F с
( РИ
\Р расч
Ри \ Евых
Рр) FPD
®![7ИП"Т(т“1)(П“1)
(16.14)
где т=Ес/Ир, n = Gc/Gp.
232
Массовая кратность инжекции
В - 2С + (Рои Тр/рор 7И) [(/#- в)/я]
2 (В — С)
(16.15)
где R =
2С) — В Г + 4 Рор -и”я (В — С) (Р-№ —- ЯС +
РоиТ’р J РоиТ’р ! (Рои Тр
2 ВСГ/ Рк Ри \ Рвых . 11 2 / Fc \2 Арс )
L„« Рр _\Ррасч Рр / FpD ] <р2Л£> \ Рр ) Рр )
В этих уравнениях коэффициенты имеют
следующие значения: <р=0,95 для рабочего
сопла, выполненного в виде сопла Лаваля, и
<р=0,85 для сходящегося сопла; В=1,3 и С=
=0,85 для инжекционного устройства, изобра-
женного на рис. 16.8:
Я=(Рр/Рн)'^1^. (16.17)
Л=1; £>=2-А_
k— 1
(fe—l)/fe
"и I
]•
(16.20>
При сверхкритическом давлении газа
[2/(fe+ l)]1/(fe-1)(Pp/PH)1/fe
]S[(k + !)/(* _ 1)][ 1 — (Ри/Рр)(М)/,Е] ’
(16.18)
При давлении газа менее 20 кПа, когда
газ практически несжимаем, можно прибли-
женно принимать ,
D = 2(Рр—Ри)/Рр = 2Д/7р/Рр; Я = 1. (16.21>
В этом случае уравнение (16.14) принима-
ет следующий вид:
Дрс = 2<р2Дрр X
где
fe/(fe—1)
D = ki
(16.19)
При докритическом давлении газа
(fe—i)/fe-i
/с/
2Г В С
— — (п~
(I6.22)s
а выражение для R в уравнении (16.15) будет
иметь вид
Р= ^2 — (В —2С) —В 2-{-4— (В —С) — — С+2 —
.Рои Тр J Рои Тр ьРои Тр Fp
1 /Fc\2 APcl
Ф2 \Fp ) Дрр]
(16.23)
233:
Значения коэффициентов А, П и D в за-
висимости от показателя адиабаты k и отно-
шения давлений инжектируемой и рабочей
сред Рц/Рр даны в табл. IV.2.
Определение оптимальных геометрических
размеров инжекционного устройства произво-
дится следующим образом.
Приведенная скорость истечения рабочей
среды из сопла, м/с, при сверхкритическом
давлении рабочей среды
«'op = Ф МРД/ Т° , (16.24)
* Pop* р ° и
где М = Kfe[2/(fe+l)](fe+1)/(*-1); (16.25)
при Лг= 1,13 (сухой насыщенный пар) М—
=0,635; Л=1,3 (перегретый пар, горючие га-
зы) Л4=0,667; /г=1,4 (воздух, двухатомные
газы) Л4=0,685; для водяного пара рор =
= 0,804 кг/м3;
при докритическом давлении рабочей
среды
смесителе, а при расположении этого участка
до инжекционного устройства из коэффициен-
та С следует вычесть отношение сопротивле-
ния участка к скоростному напору входящего
воздуха.
Сопротивление всей остальной трассы,
диаметр которой не меняется с изменением
диаметра смесителя, должно быть включено в
необходимое повышение давления инжектируе-
мой среды.
Диаметр смесителя, мм:
de — dp j/" (Fс/ ^р)опт - (16.30)
Диаметр выходного сечения сопла Лаваля,
мм:
йвых = йрКд. (16.31)
Длина смесителя, так же как и длина диф-
фузора, мм, выбирается по практическим дан-
ным в пределах
/с ==/д = (4-Е-6) сГс. (16.32)
к*ор — Ф А
-./ 2Г0 k
Г РоР^ рР и k — 1
'Pa\2,k [Pt\lk+* l>/k
а) “ Iaj
(16.26)
Приведенную скорость истечения рабочей
среды Wop в зависимости от ее давления Рр,
показателя адиабаты k, плотности рор и тем-
пературы Тр можно определить по графикам
рис. 16.9.
. При построении графика принято: Рк=
=Ро= 101,3 кПа, q>=0,85.
При давлении рабочей среды менее 20 кПа
скорость истечения рабочей среды, м/с, мож-
но найти по приближенной формуле
^ор = Ф Рр/Рор РрРо • (16.27)
Диаметр рабочего сопла, мм:
dp = V106V0P/2826 wop. (16.28)
Оптимальное отношение площади смеси-
теля к площади сопла
(Fc/Fр)опт = A [Bmn — С (m — 1) (и — 1)],
(16.29)
где величину А определяют по формуле
(16.18) или по табл. IV.2.
Коэффициент В представляет собой сум-
му сопротивлений на пути смеси в инжекци-
онном устройстве от уровня среза рабочего
сопла, отнесенную к скоростному напору в
смесителе. Коэффициент С показывает, какая
доля скоростного напора инжектируемой сре-
ды на уровне среза рабочего сопла идет на
повышение давления. Значения этих коэффи-
циентов для частных случаев инжекционных
устройств приводятся при рассмотрении этих
случаев.
Угол раскрытия диффузора рд, а также
угол раскрытия сопла Лаваля принимают
6—9°.
Тогда конечный диаметр диффузора, мм:
dB = de. + 21д tg (Рд/2). (16.33)
Угол сужения входного конфузора рк
принимают 30—45°.
Длину входного конфузора, а также рас-
стояние от среза сопла до начала смесителя,
мм, принимают
ZK=/p.c=(0>5-M.5)dc. (16.34)
Длину расширяющейся части сопла Лава-
ля, мм, определяют по формуле
Zp — (dBbix: dp)/2tg (Рр/2). (16.35)
Характеристики инжекционного устройство, с
оптимальными размерами при работе на рас-
четном давлении
Повышение давления инжектируемой среды,
Па:
дРс = Ф2(£»/2) МШшг (16.36)
Массовая кратность инжекции
В -2С I
„ — \PopA / L Z7
’ 2 (В —С) ’
(16.37)
п Г РорА
где R= ——
.Роги р
П(В — 2С) — П(В — С) X
J Рои^ р
хГРорА яс+(р2_О Zp.1
1 Рои Тр 2Л A рс J
(16.38)
Если имеется участок трассы, диаметр ко-
торого меняется с изменением диаметра сме-
сителя, то при расположении этого участка
после инжекционного устройства к коэффи-
циенту В следует прибавить отношение сопро-
тивления участка к скоростному напору в-
Значения коэффициента DI2A в зависи-
мости от показателя адиабаты k и отношения
давлений инжектируемой и рабочей сред да-
ны в табл. IV.2.
Зависимость массовой кратности инжек-
ции П ОТ ОТНОШеНИЙ Рр/Д/7С И РорА/РоиА и
234
значений коэффициентов DI2A и П представ-
лена на рис. 16.10. При построении графика
принято В=1,3; С=0,85; <р=0,85. '
Если рабочее сопло выполнено в виде
сопла Лаваля, то по оси абсцисс откладывают
значение (В/2А) (Pvlkpc)Ki, где Кь=1,25,
так как в этом случае <р=0,95.
ность инжекции п. Если п окажется отрица-
тельной величиной, то- принятое давление ра-
бочей сред» не может обеспечить задаииое
противодавление ни при какой кратности ин-
жекции; давление рабочей среды должно
быть увеличено (или снижено противодавле-
ние).
Рис. 16.10. Массовая кратность инжекции п (5=1,3; С=0,85; <р=0,85)
При давлении рабочей среды менее 20 кПа
с учетом (16.21)
(£>/2Л) (Рр/Лрс) = А/7р/Л рс. (16.39)
При давлении рабочей среды менее 20 кПа
уравнения (16.36) и (16.37) принимают следу-
ющий приближенный вид:
&Рс~ Ф2Дрр/(Вс/Ер)Опт> (16.40)
В — 2С + (р0и7р/РоР7и) ( Кд - В )
П 2(В~С)
(16.41)
Необходимое количество рабочей среды,
м3/ч, если задано максимальное количество
инжектируемой среды:
Пор — 14>иРои/(л— 1) Рор> (16.43)
если задано максимальное количество смеси:
F“- C-DtoXl+r "6'44>
Зная количество рабочей среды, по фор-
мулам (16.24), (16.26) или (16.27) находят
скорость истечения рабочей среды из сопла, а
до ней — диаметр рабочего сопла.
где Д =
Pop Ти
.Рои Т’р
—- (В — 2С) — В ?+ 4 2P&L (В-С)Х
г 1 РоиГр
I Рор^и с;Ь(р2Л£р1
L РоиТ1 р Д pcJ
1
(16.42)
Порядок расчета инжектора следующий.
Заданы характеристики рабочей среды
(Рр, Рр, Pop. k), характеристики инжектируе-
мой среды (Ти, рои) и ее максимальное коли-
чество Уои или максимальное количество сме-
си Еос, а также необходимое повышение дав-
ления инжектируемой среды Д/7С, которое
представляет собой полное сопротивление по
тракту смеси плюс скоростное давление, с ко-
торым смесь подают или выбрасывают.
По формулам (16.15), (16.37) или (16.41)
или по рнс. 16.10 определяют массовую крат-
Оптимальное отношение площади смеси-
теля к площади рабочего сопла определяют
по формуле (16.29) или из уравнения (16.36):
' (Вс/Вр)опт = <р2(Р/2)(Др/Дрс), (16.45).
а при давлении рабочей среды менее 20 кПа
(16.40)
(PJFр)опт = Ф3 (Дрр/Д Рс) • (16.46).
Затем рассчитывают геометрические раз-
меры инжектора по приведенным выше фор-
мулам (16.30) — (16.35).
235
ТАБЛИЦА 16.3. РАСЧЕТ ИНЖЕКТОРА НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
С.П. Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Величины: Рор^и Рои7р D Рр 2Л Дрс Массовая кратность инжек- ции Количество рабочей среды, М3/ч Скорость истечения рабочей среды, м/с Диаметр рабочего сопла, мм Оптимальное отношение пло- щади смесителя к площади ра- бочего сопла (fc/Pp)onT Диаметр смесителя, мм Длина смесителя, мм Длина входного конфузора или расстояние до среза рабочего сопла, мм Угол сужения входного кон- фузора, град Начальный диаметр входного конфузора, мм п Кор И'ор dp dc Zc 1к или Zp.c Рк dK 1,29-1223 , —4,4 1,23-293 3900 =80 49 4,7 460 «120 (4,7—1). 1,29/1,23 , Г2-3900-273-105,2 „ 0,851/ =65 |/ 1,29-293-101,3 , Г 120-106 1/ «25,6 |/ 2826-65 400 0,852 — =57,8 5 251/57,8=190, принимаем dc=200 4-200=800 200 35 200+2-200 tg (35/2)=325 рОр по табл. V.15 (16.39) Рис. 16.10 (16.43) (16.27), <р=0,85—прини- маем (16.28) (16.45) (16.30) (16.32) ZK=dc по (16.34) Принимаем (16.33)
'ТАБЛИЦА 16.4. РАСЧЕТ ИНЖЕКТОРА ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Тип. Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
' 1 Величины: Pop jj Рои Т’р — К 2А Лри L — 1,29-1123 ——— 1,47=5,65 1,29-293 Г,0234-392200 „„ 1,25=427 2-1,1989-490 Значения А, П и D взяты из табл. IV.2 при ^ = ^=0,26 Рр 392,2 Коэффициент Кь=1,25 для соп- ла Лаваля
2 3 Массовая кратность инжекции Количество рабочей среды, м3/ч п Vop 10,3 10 000 1,29 -970 (10’3 Рис. 16.10 (16.44)
4 Скорость рабочей среды в кри- тическом сечении сопла Лава- ля, м/с “'op - 0,95-0,685-392200Х ,-/ 273 х]/ =680 К 1.29-293-101300 (16.24)
236
Продолжение табл. 16.4
П.П. Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина j Примечания, расчетные формулы
5 Диаметр критического сечения сопла Лаваля, мм dp 1/ 970.103 (16.28)
V 2826-680 принимаем dp=23J
6 Диаметр выходного сечения сопла Лаваля, мм ^вых 23Р 1,199=25 Значение А взято из табл. IV.2 при Ри/ЛР=0,26
7 8 Длина расширяющейся части сопла Лаваля, мм Оптимальное отношение пло- щади смесителя к площади ра- бочего сопла (Ес/Ер)опт /р 25—23 | , Принимаем угол раскрытия сопла Лаваля 7° (16.36), значения D — по табл. IV.2 при Ри/Рр=0,26
2tg(7/2) Г*” 1,023 392200 0,952— ——=370 2 490 |
9 Диаметр смесителя, мм dc 231// 370=443, принимаем +=450 (16.30)
10 Длина смесителя и диффузо- ра, мм 4-450=1800 (16.32)
11 Конечный диаметр диффузора, мм 450+2-1800 tg(7/2)=670 (16.33), угол раскрытия диффузора при- нимаем Рд=7°
Если при принятом давлении рабочей сре-
ды ее количество или габариты инжектора
оказываются слишком велики, то следует
принимать более высокое давление рабочей
среды.
Для инжектора с принятыми геометриче-
скими размерами по уравнениям (16.14) —
(16.16) или (16.22), (16.23) обычно строят ха-
рактеристику, описывающую его работу при
нерасчетном давлении. Характеристику пред-
ставляют в виде графика зависимости повы-
шения давления инжектируемой среды Дрс,
или объемной кратности инжекции m (или
Уои, Кос) от давления рабочей среды Pf.
В качестве примера ниже приведены рас-
четы инжектора низкого и высокого давления.
Пример 1. Рассчитать инжектор низ-
кого давления, рабочей средой которого явля-
ется воздух с давлением Рр=105,2 кПа или
ДрР=3,9 кПа, а инжектируемой средой — про-
дукты сгорания с давлением ДИ=РО=
= 101,3 кПа. Температуры воздуха £р=20°С
(Гр=293К), продуктов сгорания /и=950°С
(7^ = 1223К), плотность рои=1,23 кг/м3, Коп =
=460 м3/ч, необходимое повышение давления
Дрс=49 Па.
Расчет сведен в табл. 16.3.
Пример 2. Рассчитать инжектор высо-
кого давления с рабочим соплом Лаваля.
Рабочей средой служит воздух: Рр=392,2 кПа
и /р=20°С, а инжектируемой средой — воз-
дух: Ри=Ро= 101,3 кПа и /и=850°С.
Количество инжектируемого воздуха 14и =
= 10000 м3/ч, необходимое повышение давле-
. ния Дрс=490 Па.
Расчет сведен в табл. 16.4.
16.3. Определение количества и давления
транспортирующего газа
в печах с газовой подушкой
В печах с газовой подушкой металлическую
полосу или лист поддерживают, а иногда и
транспортируют равномерно распределенной
подачей газа под полосу или лист через
круглые отверстия или плоские щели. Коли-
чество газа, необходимое для поддержания
ленты или листа на газовой подушке, опреде-
ляют на основании теоремы количества дви-
жения. Рассматривают газовую подушку с
двусторонним и четырехсторонним истечением
газа из газовой подушки.
Количество газа, необходимое для созда-
ния газовой подушки, м3/с, определяют по
формуле
Ео = Uv0 = Uh V2pKgbT0/paT (16.47)
где h — высота подъема металла- (толщина
газовой подушки), м; рм — плотность металла,
кг/м3; g — ускорение свободного падения;
б — толщина металла, м; V, р и Т — количе-
ство, м3/с, плотность, кг/м3, и температура, К,
транспортирующего газа (индекс 0 соответст-
вует Го=273К и давлению 101,3 кПа); U —
периметр, по которому происходит истечение
газа, м, при двустороннем истечении из-под
ленты на длине L, U=2L,t.i, (16.48); при че-
тырехстороннем истечении из-под листа длиной
L и шириной В U=2(L+B), м, (16.49).
Количество газа fo, необходимое для соз-
дания газовой подушки на периметре 1 м,
можно определить по рис. 16.11 по левой шка-
ле для стальной (рм=7850 кг/м3) И:по пра-
237
вой для алюминиевой (рм=2700 кг/м3) по-
лосы. График построен для воздуха: /в=0°С,
плотность р0=1,29 кг/м3. При другой темпе-
ратуре и (или) плотности газа величину, по-
лученную по графику рис. 16.11, следует ум-
ножить на соответствующий поправочный ко-
эффициент.
Поправка на плотность
kp = V1,29/р0 = 1,136//^ (16,50)
Рис. 16.11. Количество газа, необходимое для созда-
ния газовой подушки на периметре р=1 м
может быть определена по графику рис. 16.12 в
зависимости от плотности газа.
Поправка на температуру
kt=-VTjT (16.51)
может быть определена по графику рис. 16.13
в зависимости от температуры газа.
В случае, если на полосу действует допол-
нительное вертикальное давление, например
давление струй газа, подаваемых из распреде-
лительного устройства, расположенного над
металлом, расчет ведется на условную толщину
металла, м:
6усЛ = б Г’доп/Рм^» (16.52)
где Рдоп — дополнительное давление, Па.
Для определения общего количества газа,
необходимого для создания газовой подушки,
величину Vo, полученную по рис. 16.11 и 16.12
с учетом поправок, следует умножить на пери-
метр, по которому происходит истечение газа.
Для устойчивого поддержания металла на
газовой подушке толщина подушки должна
быть в пределах
0,003 м<й<йтах. (16.53)
Максимально допустимую толщину газовой
подушки, м, определяют по формуле
hra^ = FnVT/2U, (16.54)
где F — относительная площадь отверстий:
f= F0IFn. (16.55)
Здесь Ft, — площадь газовой подушки, м2;
Fq — площадь отверстий (щелей) распредели-
тельного устройства, м2. Рекомендуется выби-
рать величину F=0,02= 0,03, а отношение
h/d (bo) =44-6.
Расстояние S, м, между отверстиями (ще-
лями) в распределительном устройстве при из-
вестных F и d(bB) определяется по формулам:
для круглых отверстий
5=^1^0,785/? (16.56)
для плоских щелей
5 = Ь0/?. (16.57)
Давление газа перед распределительным
устройством, Па:
Р к =%Мфр 2ото) + рм£ еусл, (16.58)
где 'Q — коэффициент гидравлического сопро-
тивления распределительного устройства; для
значений Р<;0,1 можно принимать £=24-6.
Ниже приведены расчеты количества и
давления транспортирующего газа в печах с
газовой подушкой.
Пример 1. Определить количество и дав-
ление воздуха на создание газовой подушки
в печи низкотемпературного отпуска стальных
листов: 5=1,5 м, 5=5 м, 6=0,001 м, tB=
=300 °C, истечение воздуха из-под листов че-
тырехстороннее.
Расчет сведен в табл. 16.5.
Пример 2. Определить количество и дав-
ление воздуха на создание газовой подушки в
печи сушки лакокрасочного покрытия алюми-
ниевой ленты: 5=0,5 м, 6 =0,0005 м, 5=15 м,
/„=200 °C, истечение воздуха двустороннее,
воздух подается сверху и снизу, скорость воз-
238
ТАБЛИЦА 16.5. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И ДАВЛЕНИЯ ВОЗДУХА ДЛЯ ГАЗОВОЙ ПОДУШКИ
В ПЕЧИ ОТПУСКА СТАЛЬНЫХ ЛИСТОВ
П.П. Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Периметр, по которому происходит истечение газа, м Площадь газовой по- душки, м2 Относительная площадь отверстий Максимально допусти- мая толщина газовой подушки, м Толщина газовой по- душки, м Количество газа, необ- ходимое для создания газовой подушки, м3/с Диаметр отверстий рас- пределительного уст- ройства, м Расстояние между от- верстиями в распредели- тельном устройстве, м Площадь выходных от- верстий распределитель- ного устройства, м2 Давление воздуха перед распределительным уст- ройством, Па и F п F Лшах h Vo d S Fo PK 2 (5,0-j-l,5)=13 1,5-5,0=7,5 0,03 7,5Ко?оз — =0,05 2-13 0,02 /"2-7800-9,81 -0,001 -273 13-0,02 1/ = V 1,29-573 = 1,95 или 3600-1,95=7020 м®/ч 0,05 /~0,785 0,0051/ -J~ =0,026 F 0,03 0,03-7,5=0,225 l,29-l,952-573 2,6 „ ’ - +7800-9,81 X 2-0,2252-273 X 0,001^340 (16.49) F„=BL Принимаем (16.54) Принимаем из ус- ловия (16.53) (16.47) и рис. 16.11 Принимаем (16.56) (16.55) (16.58)
ТАБЛИЦА 16.6. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И ДАВЛЕНИЯ ВОЗДУХА ДЛЯ ГАЗОВОЙ ПОДУШКИ
В ПЕЧИ СУШКИ ПОКРЫТИЯ АЛЮМИНИЕВОЙ ЛЕНТЫ
П.П. Наименование Обозначе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
1 Периметр, по которому происходит истечение газа, м и 2-15=30 (16.48)
2 Площадь газовой подуш- ки, м2 Fn 0,5-15=7,5 Fn=BL
3 Относительная площадь отверстий F- 0,03 7,5-FWB „„„ Принимаем
4 Максимально допусти- мая толщина газовой по- душки, м Йшах =0,022 2-30 (16.54)
5 Толщина газовой подуш- ки, м h 0,02 Принимаем из ус- ловия (16.53)
239
Продолжение табл. 16.6
П.-П Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
6 7 8 9 10 11 Давление струи воздуха, истекающего из верхне- го распределительного устройства, Па Давление воздуха на 1 м2 ленты, Па Условная толщина ме- талла, м Количество газа, необ- ходимое для создания газовой подушки, м3/с Площадь отверстий рас- пределительного устрой- ства, м2 Давление газа перед распределительным уст- ройством, Па ^верх Сдоп ёусл vB FB Р к 202-1,29 -473 »900 273 900-0,03=27 27 0,00054 =0,0015 2700-9,81 30-0,020х Г2-2700-9,81-0,0015-273 X 1/ ! =3,58, Л 1.29-473 'или 3600-3,58=12900 м3/ч f0,03-7,5=0,225 1,29-3,582-473 2’6' 2.О.225.-273 +2™'»-81* Х0,0015=773 Давление струи на ленту равно удвоенному ско- ростному напору ^верхРГ "верх— 1 0 ^доп=^> верх^7 (16.52) рм=2700 кг/м3 (16.47) (16.55) (16.58)
ТАБЛИЦА 16.7. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА И ДАВЛЕНИЯ АЗОТОВОДОРОДНОЙ СМЕСИ
ДЛЯ ГАЗОВОЙ ПОДУШКИ В ПЕЧИ ОТЖИГА СТАЛЬНОЙ ПОЛОСЫ
п.п. Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, расчетные форму- лы
1 Периметр, по которому происходит истечение и 1+1=2 (16.48)
газа, м
2 Площадь газовой по- душки, м2 Fn 1-1=1 Fn=BL
3 Относительная площадь F 0,05 Принимаем
4 отверстий Максимально допустимая ftmax l-]/0?05 (16.54)
2-2
толщина газовой подуш-
ки, м
5 Толщина газовой подуш- h 0,015 Принимаем из
ки, м условия (16.53)
6 Количество газовой сме- си, необходимой для со- vB 2,0-0,015x (16.47)
_ /2-7800-9,81-0,0015-273
здания газовой подушки,
м3/с V 0,88-293
7 Площадь отверстий рас- пределительного устрой- FB 1-0,05=0,05 (16.55)
ства, м2 „ 0,88-0,472-293
8 , Давление газа перед распределительным уст- Ph 2,6 — +7850-9,81 X 2-0,052-273 (16.58)
ройством, Па X 0,0015= 108+116=224
240
духа, подаваемого из верхнего распредели-
тельного устройства, wBepx=20 м/с.
Расчет сведен в табл. 16.6.
Пример 3. Определить количество и
давление азотоводородной смеси на создание
газовой подушки в печи отжига стальной по-
лосы; В=1,0 м, 6=0,0015 м, печь имеет боль-
шую длину, /с=20°С, ро=0,88 кг/м3, истече-
ние смеси двустороннее.
Расчет сведен в табл. 16.7.
Глава 17
РАСЧЕТЫ СОЖИГАТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
И НАГРЕВАТЕЛЕЙ
При расчете горелок приняты те же обозна-
чения, что и при расчете инжекционных уст-
ройств (см. разд. 16.2).
17.1. Расчет горелок
без предварительного смешения
В горелках без предварительного смешения
газ и воздух смешиваются вне пределов го-
релки и сгорают в растянутом диффузионном
факеле. Расчет горелок без предварительного
смешения заключается в определении проход-
ных сечений для газа, воздуха и газовоздуш-
ной смеси или в определении пропускной спо-
собности горелки с известными геометриче-
скими размерами.
Расчетная схема горелки без предвари-
тельного смешения показана на рис. 17.1.
Обычно при расчете бывают заданы па-
раметры газа (QP, рог, Тг, рг), воздуха (Тъ,
рБ) и пропускная способность горелки по га-
зу Vor.
Количество воздуха УОв, м3/ч, которое
должно быть подано для сжигания газа, мож-
но определить по формуле
Уов = а7_оУог, (17.1)
где Lo — стехиометрическое количество возду-
ха, м3/м3 газа, определяется для данного ви-
да газа по рис. II.1—11.41; а—коэффициент
расхода воздуха.
Скорость газа или воздуха в выходном сече-
нии горелки, м/с:
Wo = V 2ToplZpoT, (17.2)
где — коэффициент сопротивления: на воз-
душном пути £в=1,0, а на газовом £г=1,5.
Площадь выходного сечения, мм2:
F = 103Уо/3,6шо. (17.3)
Рис. 17.1. Расчетная схема горелки без предвари-
тельного смешения
По площади выходного сечения находят
диаметр газового сопла и размеры щели для
воздуха, мм:
^г = Кгг/0,785;Э______ (17.4)
<*кор = V Fb/0,785 + - (17.5)
Действительная скорость газа или возду-
ха в выходном сечении, м/с:
-<• w = w0T!T0. (17.6)
Действительные скорости газа и воздуха
в выходных сечениях горелки могут быть
весьма различными. Рекомендуемые значения
скоростей приведены в табл. 17.1.
ТАБЛИЦА 17.1. РЕКОМЕНДУЕМЫЕ ЗНАЧЕНИЯ
ДЕЙСТВИТЕЛЬНЫХ СКОРОСТЕЙ
ГАЗА, ВОЗДУХА И СМЕСИ
ДЛЯ ГОРЕЛОК ТИПА «ТРУБА
В ТРУБЕ»
Характерное место Скорость, м/с
воздуха газа
Трубопровод перед го- релкой 8—10 10—15
То же, при избытке дав- ления 18—20 20—22
То же, при недостатке давления 5—7 5—8
Входные сечения горел- ки при избытке давле- ния 18—20 18—20
То же, при недостатке давления 5—7 5—7
Выходное сечение го- релки 1 40—60 —
Газовое сопло до выход- ного сечения — 20—25
То же, в выходном се- чении 2 — 80—100
Примечания. Рекомендуемая ско-
рость смеси в носике горелки максимальная
25—30 м/с, минимальная 4—5 м/с.
1 Давление воздуха перед горелкой 0,5—1,0 кПа
при <Б=0°С и 1,0—2,5 кПа при <в=400 °C.
2 Давление газа перед горелкой 6,0 кПа при
<г = 0°С.
Действительная скорость воздуха для со-
кращения длины факела должна отличаться
от скорости газа примерно в два раза и, во
всяком случае, не более, чем в 3—4 раза. Для
получения очень длинного факела действи-
тельные скорости газа и воздуха можно при-
нимать равными или мало отличающимися друг
от друга.
Выбирать размеры трубопроводов и частей
горелки с круглым поперечным сечением или
определять скорости при заданном диаметре
участков газового или воздушного трубопро-
. вода можно по рис. IV. 1.
Последовательность расчета геометриче-
ских размеров горелки по заданной пропуск-
ной способности горелки по газу и давлению
газа и воздуха следующая: расчет количества
воздуха (17.1); скоростей газа и воздуха
16—482 -
241
ТАБЛИЦА 17.2. РАСЧЕТ ГОРЕЛКИ БЕЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО СМЕШЕНИЯ
| -ц-а] Наименование Обоз- начение Вмчисляемая величина Примечания, номер формулы
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Количество воздуха, м3/ч Скорость газа в выход- ном сечении сопла, м/с Скорость воздуха в вы- ходном сечении, м/с Площадь выходного се- чения газового сопла, мм2 Диаметр газового соп- ла, мм Площадь проходного се- чения для воздуха, мм2 Скорость газа в газовой трубе, м/с Внутренний диаметр га- зовой трубы, мм Наружный диаметр га- зовой трубы, мм Внутренний диаметр корпуса горелки, мм Действительная ско- рость газа, м/с Действительная ско- рость воздуха, м/с Отношение скоростей газа и воздуха шг/шв Количество газовоздуш- ной смеси, м3/ч Скорость, м/с: на подводе газа на подводе воздуха выхода газоводуш- ной смеси из носика горелки Диаметр, мм; подвода газа подвода воздуха носика горелки V0B шог Шов Л. dp Fb ^в dTp ^кор К>г ЬУВ l^OCM 1,1-9,01-30 = 297 , / 2-273-5300 1 / = 89,6 ]/ 1,5-0,82-293 1 / 2-273-500 1/ =17,7 V 1,29-673 30-10® = 93 3,6-89,6 —^-= 10,88 » 11 V 0,785 297-10® 4660 3,6-17,7 25 21 21+7-2 = 35 мм -1 Г 4660 1/ |-35а =84,62 ^85 V 0,785 293 89,8- = 96,4 273 673 17,7- =43,6 273 96,4/43,6 = 2,2 30 + 297 = 327 12,5 8 25 30 115 70 (17.1) (17.2) (17.2) (17-3) (17.4) (17-3) Принимаем Рис. IV.1 Толщина стенки 7 мм (17-5) (17-6) (17-6) Kqcm= Еог+ 1^0® Принимаем Рис. IV. 1
(17-2); площадей выходных сечений для газа
и воздуха (17.3); расчет действительных ско-
ростей газа и воздуха по формуле (17.6) и
проверка их соотношения; расчет диаметра
газового сопла (17.4); диаметра газовой трубы
в горелке; воздушной щели (диаметра корпу-
са горелки) (17.5); диаметра носика горелки
и затем диаметров подвода газа и воздуха.
Если известны геометрические размеры
горелкн и необходимо найти ее пропускную
242 .
способность при заданных давлениях газа и
воздуха, то, рассчитав, скорости по (17.2), оп-
ределяют пропускную способность при извест-
ных проходных площадях по формуле (17.3).
Пример. Рассчитать горелку типа «труба
в трубе» для сжигания Еог=ЗО м3/ч природ-
ного газа с теплотой сгорания 34,0 МДж/м3.
Давление газа перед горелкой 5,3 кПа, воз-
духа 0,5 кПа, /г=20 °C, fB=400°C, коэффи-
циент расхода воздуха а=1,1.
По рис. II.5 находим плотность газа рог=
=0,82 кг/м3 и стехиометрическое количество
воздуха Lo=9,Ol м3/м3 газа.
Результаты расчета сводим в табл. 17.2.
17.2. Расчет инжекционных горелок
Инжекционные горелки являются наиболее
распространенным типом горелок с полным
предварительным смешением. Для отопления
нагревательных и термических печей применя-
ют нормализованные инжекционные горелки
следующих типов:
В табл. 17.3 приведены внутренние раз-
меры нормализованных инжекционных горе-
лок типов Н; П и В, которые были рассчита-
ны по изложенной в этом справочнике мето-
дике. Линейные размеры выражены через диа-
метр смесителя dc.
Для выбора нормализованных горелок и
диаметров сопел к ним построены приведен-
ные в том же справочнике графики пропуск-
ной способности горелок по газу и составлены
таблицы диаметров газовых сопел. Однако по
этим графикам и таблицам можно выбрать
горелку й диаметр газового сопла к ней толь-
.. Рис. 17.2. Расчетная схема инжекционной горелки:
1 — газовое сопло: 2 — входной конфузор: 3 — смеситель; 4 — диффузор; 5 — носик горелки
ТАБЛИЦА 17.3. ВНУТРЕННИЕ РАЗМЕРЫ1 НОРМАЛИЗОВАННЫХ ИНЖЕКЦИОННЫХ
ГОРЕЛОК КОНСТРУКЦИИ СТАЛЬПРОЕКТА
Тип горелки da dH.r 'к ln ^н.г 1ц Угол, град
₽д ^н.г
н 1,77 1,24 1 1 4 2 0,4 1 0,08—0,2 42 7 14
п 1,77 1,49 1 1 4 4 —. *2 0,02—0,1 42 7 14
в 1,96 1,55 1,25 1,25 4,15 4,45 0,5 1 0,1—0,25 42 7 14
1 Все линейные размеры выражены в долях диаметра смесителя dc-
Н — для сжигания доменного и смесей
доменного и коксового газов с Qp=3,75=
4-9,20 МДж/м3 и работы на холодном возду-
хе и холодном или подогретом (для газов с
QP^5,85 МДж/м3) газе до 300 °C;
П — для сжигания доменного и смесей
доменного и коксового газов с Qjj=3,754-8,4O
МДж/м3 при работе иа подогретом воздухе и
на холодном или подогретом rase;
В и ВП — для сжигания природного, кок-
сового, смесей природного и коксового, а так-
же других газов с высокой теплотой сгора-
ния при работе на холодном воздухе и хо-
лодном газе.
Все нормализованные горелки имеют оп-
ко при тех параметрах газа и воздуха, коэф-
фициентах расхода воздуха и противодавле-
ниях, которые указаны на соответствующих
графиках и таблицах.
При работе инжекционной горелки в ус-
ловиях, отличающихся от принятых для нор-
мализованных горелок, необходимо выполнить
расчет. При этом следует иметь в виду, что
у нормализованных горелок можно менять
только диаметр газового сопла, а соотношение
размеров смесителя и носика горелки, харак-
теризуемое величиной
Fz = Fn.r/fc = Wi.r/dc)1 2. (17.7)
уже выбрано. Поэтому отношение площадей
смесителя и газового сопла следует вычис-
лять по формуле
_ Fc _____________А [В'тп — С (т — 1) (п — 1)]________
Ft 1 + j/ 1 — 2Д А PB2l^-ne? [В'тп — С(т — 1)(п — 1)] ’
тимальные размеры и рассчитаны для рабо-
ты на оптимальном режиме.
Расчетная схема инжекционной горелки
дана на рис. 17.2. Методика расчета инжекци-
онных горелок подробно приведена в справоч-
нике ’.
1 Гусоеский В. Л., Лифшиц А. Е., Тым-
чак В. М. Сожигательные устройства нагрева-
тельных и термических печей. М.: Металлур-
гия, 1981. 272 с.
Здесь коэффициент А, который при докри-
тическом давлении газа равен 1, а при сверх-
критическом определяется по формуле (16.18)
или по таблице IV.2 (k= 1,3);
коэффициент В' определяют по формуле
B' = B + (l + eH.r)/fi. (17-9)
где В — коэффициент, характеризующий сопро-
тивление на пути газовоздушной смеси в го-
релке:
В=Ц-2£С; (17.10)
16*
243
коэффициент С характеризующий сопро-
тивление на пути движения воздуха:
C=1-S£B; (17.11)
для инжекционных горелок с оптимальной
конфигурацией В=1,15, С=0,425;
коэффициент D, определяют по форму-
лам (16.20), (16.21) или по табл. IV.2;
т — объемная кратность инжекции (отно-
шение объема смеси к объему газа после ис-
течения) :
При отсутствии противодавления (Дрв+
+Рпеч=0) формула упрощается:
В'тп — С (т—1)(л—1)
fi =--------- 2 ------ (17.15)
Диаметр смесителя, мм:
dc=drVFr. (17.16)
т= 1 +а!.о —
1 г
—0,23
1 + aL0 П:
(17.12)
п — массовая кратность инжекции (отно-
шение массы газовоздушной смеси к массе га-
за):
и=1+а£0—; (17.13т
Рог
П — коэффициент, определяемый по табл.
IV.2, при давлении газа <20 кПа можно
принимать /7= 1;
Рпеч — давление в рабочем пространстве
печи на уровне горелки, Па;
Дрв — потеря давления на пути движе-
ния инжектируемого воздуха, Па;
2£в, S?c — сумма коэффициентов сопро-
тивления на пути движения воздуха, газовоз-
душной смеси в горелке;
£в.г — коэффициент сопротивлений носика
горелки (для горелки с носиком оптимальной
конфигурации £н.г=0,2);
<р — коэффициент истечения из сопла
(для сходящихся сопел можно принимать <р=
=0,85).
При давлении газа ниже 20 кПа можно
принимать
Как видно из табл. 17.3, у нормализован-
ных горелок для газов низкой теплоты сгора-
ния (типа Н и П) принято dB.r=dc, откуда
р2=1,0 и Д'=2,35, а у нормализованных го-
релок для газов высокой теплоты сгорания
(тип В) dH.r=l,25dc, откуда f2=l,56 и В'—
= 1,65.
Скорость истечения газа из сопла, м/с,
определяют:
при давлении газа до 20 кПа
^г=Ч>1/-^Й^Рг; (17.17)
Г РогТг^о
при докритическом давлении газа
шог = 2,944 <р Pr X
В1 =
В'тп — С(т — 1)(и — 1)
1— ^Рв+Рпеч \В’тп—С(т— 1)Х
•Р2Рг
х («—1)1
(17.14)
при сверхкритическом давлении газа
щог= 0,213 <pofrl/ (17-19)
Г Рог* Г* о
По формулам (17.17) и (17.18) построены
графики рис. 17.3, по которым можно опреде-
лить скорость истечения газа из сопла в зави-
симости от давления газа рг (Рг), его плотно-
сти рог и температуры tr. Сначала по графику
рис. 17.3, а определяют скорость истечения га-
за при рог =1,29 кг/м3 и tr=0 °C, а затем по-
лученную величину умножают на поправки,
определяемые по графикам рис. 17.3,6 и
17.3,в. Коэффициент истечения из сопла ср=
=0,85.
Рг 103,3120 КО 160 180 200 220
Давление газа перед горелкой, кПа
Рис. 17.3. Скорость истечения газа из сопла:
а__при рог=1,29 кг/м3, <г=0°С; б — поправка на плотность газа; в—поправка на температуру газа
244
ТАБЛИЦА П.4. РАСЧЕТ ИНЖЕКЦИОННОЙ ГОРЕЛКИ ТИПА Н
С с Наименование Обоз- начение Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
Скорость истечения газа из сопла, м/с „ 2-273-123-3
1 шог (17.17)
v j сО 1 / V 0,71-293-103,3
X 20 000 = 213
2 Площадь выходного се- Fr 325-1О3 = 424 (17-3)
чения газового сопла, мм2 3,6-213
3 Диаметр газового соп- ла, мм cfp 1/424 (17-4)
1 / — Z.c5, Z. z^z До V 0,785
4 Объемная кратность ин- жекции т 293 1+1,05-2,12 — = 3,23 293 (17.12)
1,29
5 Массовая кратность ин- жекции и 1+1,05-2,12—— = 5,04 0,71 (17.13)
Отношение площадей 2,35-3,23-5,04—0,425-2,23-4,04 (17.15)
6 9
смесителя и газового
сопла = 17,2
7 Диаметр смесителя, мм 23 V 17,2 = 95,4 (17.16)
8 Диаметр носика выбран- ной горелки, мм ^н.г 100 Горелка Н100
9 Уточненный диаметр га- tfp 100: V 17,2 = 24 (17.16)
зового сопла, мм
10 Уточненная пропускная способность горелки по газу, м3/ч Vor 0,785-242-3,6-10-3-213 = 347 (17.3)
347(1 + 1,05-2,12) -373-103
11 Скорость смеси в носике горелки, м/с аУн.г = 54 2,826-1002-273 • (17.21), прини- маем подогрев смеси 100 °C
12 Скорость проскока го- ®пр 11,7-2,0 = 23,4 Рис. 17.5, а (кри-
рения внутрь горелки, вая 2) с поправ-
м/с кой по рис. 17.5,5 на £ст=100°С
13 Пределы регулирования горелки 0 54:23,4 = 2,3 (17.22)
Температура газовоздушной смеси в но-
сике горелки, °C:
‘см = ж ; ; •
1 + a Lg
(17.20)
Скорость смеси в носике горелки, м/с:
Vor(l “Ь а io) 7смЮ3
г = ----------о---------
2,826 И2 ГТО
(17.21)
При использовании холодных газа и воз-
духа следует иметь в виду, что за счет излуче-
ния из камеры сгорания и разогрева корпуса
горелки смесь может нагреваться в горелке до
100 °C.
Пределы регулирования горелки
ft = wH.r/wnp,
(17.22)
где wnp — скорость проскока, м/с, определя-
ется по рис. 17.5 в зависимости от вида при-
меняемого газа, диаметра носика горелки dB.r
и температуры смеси tCM.
Сначала по рис. 17.5, а определяют ско-
рость проскока для холодной смеси, а затем
полученную величину умножают на поправку,
которую находят по графику рис. 17.5,6.
Для горелки с известными размерами мож-
но определить, с каким коэффициентом расхо-
да воздуха она будет работать при заданных
условиях:
-М+ V/ИЧ-4 л(1- —1)
__________ Рйв Т'в \ В )\В_______
2ПЬ0(\—С1В')
(17.23)
245
to ТАБЛИЦА 17.5. РАСЧЕТ ИНЖЕКЦИОННОЙ ГОРЕЛКИ ТИПА П
СЭ п.п. Наименование Обозначе- ние
1 Скорость истечения газа из сопла, м/с И>ог
2 Объемная кратность инжекции т
3 Массовая кратность инжекции п
4 Отношение площадей смесителя и газового сопла Fi -
1
5 Диаметр газового сопла, мм (1y
6 Пропускная способность горелки по газу, м3/ч 170Г
7 Температура смеси, °C ^см
8 Скорость смеси в носике горелки, м/с ®Н.Г
9 Скорость проскока горения внутрь горелки, м/с Ицр
10 Пределы регулирования горелки 0
Вычисляемая величина Примечания, расчет- ные формулы
. Г 2-273-118,3 0,85 1/ 1500=114 V 1,11-473-103,3 773 14-1,05-1,13 =2,94 473 1,29 14-1,05-1,13 =2,38 1,11 2,35-2,94-2,38 — 0,425-1,94-1,38 ' = 8,2 Г 150 4-30 4- Л 1 — — (2,35-2,94-2,38—0,425-1,94-1,38) У 0,852-15 000 ' 100 = 35 V 8,2 0,785-352-3,6- Ю-з-114 = 395 200 4- 1,05-1,13-500 - = 363 1 4-1,05-1,13 395(1 4- 1,05-1,13)636-103 _71 2 2,826-1002-273 7,0-6,5 = 45,5 71,2 —— = 1,56 45,5 (17.17) (17.12) (17.13) (17-14) (17.16) (17-3) (17.20) (17.21) Рис. 17.5, а (кри- вые 5 и 6) с по- правкой по рис. 17.5,6 на /О1= = 363 °C (17.22)
ТАБЛИЦА 11.6. РАСЧЕТ ИНЖЕКЦИОННОЙ ГОРЕЛКИ ТИПА В
Наименование Обозна- чение Вычисляемая величина Примечания, рас- четные формулы
I 1 1 2 । : з 1 1 . 4 5 6 7 8 9 , 10 1 и’ i м р0 Отношение —т~ Рг Величина П Объемная кратность ин- жекции Массовая кратность ин- жекции Отношение площадей смесителя и . газового сопла Диаметр газового соп- ла, мм Величина D Отношение площадей смесителя и газового сопла при рпеч=50 Па Диаметр газового сопла, мм Снижение пропускной способности по газу при давлении в камере сго- рания vOr/vOr Необходимое давление газа для сохранения пропускной способности горелки при давлении в камере сгорания, кПа т п 71 Fi dr 101,3 = 0,707 143,3 1,083 293 1 + 1,05-6,87 — -1,083 = 8,81 293 1,29 1 +1,05-6,87+— = 16,38 0,605 1,65-8,81-16,38—0,425-7,81-15,38 :: - =93,5 2 80/1^93,5 = 8,3 0,51 1,65-8,81•16,38 — 0,425-7,81-15,38 ’ ’ ’ == 103,7 1 + 1/ 1 -2-1 (1,65-8,81-16,38 — 0,425-7,81-15,38) V 0,852-0,51 -143300 ' ’ 80/ V 103,7 = 7,86 (7,86/8,3)2 = 0,9 143,3/0,9= 157,5 (Р' = 57,5кПа) Табл. IV.2 при Ро ~ =0,707 Л- (17.12) (17.13) При нулевом дав- лении в камере сгорания (17.15) (17.16) ♦ Табл. IV.2 при -—^- = 0,707 Рг (17-8) (17.16) Кг / < у VOr \ / ^0г/И0г
a — для газов с высокой теплотой сгорания (QP, МДж/м3); 1 —- природный газ (35,0); 2 — смесь природного
и коксового газов (30,20); 3 — то же (26,85); 4 — коксовый газ (17.10)); б —для газов с низкой теплотой сго-
рания:
Кривая Теплота сгора- ния qP, МДж/м3 Температура подогрева, °C Кривая Теплота сгора- ния МДж/м3 Температура подогрева газа*, °C
газа воздуха
/ 8,40 20 500 5 9,20 20
2 7,95 20 500 7 8,40 20
3 7,55 20 500 9 7,55 20
4 7,10 20 500 11 6,65 20
5 6,65 20 500 12 5,85 20
6 6,25 20 500 13 5,05 20
8 5,85 20 500 14 5,85 300
10 6,65 200 500 15 5,05 300
и 5,85 200 500 16 3,75 20
15 3,75 300 500 17 3,75 300
* Воздух холодный 20 °C.
248
Здесь
7И = (Рог/Ров) П + ТГ1ТВ~, (17.24) •
6 = (2?Р/Л) [1 - ?! (ДрЕ + рпеч)/<р2Г»Рг]-
(17.25)
При давлении газа ниже 20 кПа можно
принимать
6 = 2^-(Д рв + рпеч)/<р%. (17.26)
При отсутствии противодавления (ДрЕ +
+ Рпеч=0)
6 = 2?!. (17.27)
Для инжекционных горелок с оптималь-
ными размерами значение коэффициента рас-
хода воздуха можно определить по графикам
рис. 17.4 в зависимости от характеристики при-
меняемого газа и воздуха, величины противо-
давления ДрБ + Рпеч и отношения dcldv. При
построении графика принято 77=1, что спра-
ведливо для низкого давления газа. Однако и
при высоком давлении газа расчет по графи-
кам дает достаточную точность.
• Пример 1. Подобрать горелку для сжига-
ния Vor=325 м3/ч водяного газа с теплотой
сгорания 10,1 МДж/м3, р0г=0,71 кг/м3, Lo=
=2,12 м3/м3 газа.
Давление газа перед горелкой рг =
=20,0 кПа (£г= 123,3 кПа), /г=/в=20°С, а=
= 1,05, Дрв + Рпеч = 0.
Расчет сводим в табл. 17.4.
Рис. 17.5. Скорость проскока горения для холодной
смеси (а):
/ — коксовый газ, QP = 17,10 МДж/м3; 2— смесь до-
менного и коксового газов, <2₽=8,40 МДж/м3; 3 — то
же, QP=7,55 МДж/м3; 4 — то же, QP=6,65 МДж/м3;
5 — то же, QP=5,85 МДж/м3; 6 — то же, QP=
=5.05 МДж/м3; 7 — природные и попутные газы; 8 —
доменные газы; б —поправка на температуру смеси
Пример 2. Пересчитать горелку типа П с
диаметром носика dH.r=100 мм (dc = 100 мм)
для сжигания генераторного газа с теплотой
сгорания 5,45 МДж/м3, рОг=1,П кг/м3, £,3 =
= 1,13 м3/м3 газа, £=200 °C, £=500 °C, рг =
= 15,0 кПа (Рг= 118,3 кПа), а=1,05. Сопро-
тивление на пути воздуха Дрв=150 Па, дав-
ление в печи Рпеч=30 Па. Расчет сводим в
табл. 17.5.
Пример 3. Пересчитать горелку типа В с
<7н.г=100 мм,. (dc=80 мм), предназначенную
для работы на смеси природного и коксового
газов с <2^=26,85 МДж/м3 при нулевом дав-
лении в камере сгорания, для работы при дав-
лении в камере сгорания рПеч=50 Па. Давле-
ние газа перед горелкой рг=40 кПа (£г=
= 143,3 кПа), £=£=20 °C, а=1,05.
По рис. 11.30 находим плотность газа
рог=0,605 кг/м3 и Lo=6,87 м3/м3 газа.
Расчет сводим в табл. 17.6.
17.3. Расчет форсунок
высокого давления
При расчете форсунок высокого давления
приняты следующие обозначения: Вю — расход
мазута, кг/ч; dM — диаметр мазутного сопла,
мм; dg|J —внутренний диаметр промежуточной
трубы, образующей сопло Лаваля, в критичес-
ком сечении, мм; dB^p—наружный диаметр
мазутного сопла в критическом сечении сопла
Лаваля, мм; £нач — суммарная кинетическая
энергия в начальном сечении смесителя, Дж/кг
мазута; £Кон — кинетическая энергия смеси в
выходном сечении смесителя, Дж/кг мазута;
£см — расход энергии на смешение, Дж/кг ма-
зута; Ер — расход энергии на распыливание
мазута, Дж/кг мазута; £Кр — площадь крити-
ческого сечения сопла Лаваля, мм2; £вых —
площадь выходного сечения сопла Лаваля,
мм2; £см — площадь выходного сечения смеси-
теля, мм2; /нач — энтальпия мазута и распыли-
теля, поступающих в смеситель, кДж/кг; £ —
тепло смешения и трения, Дж/кг; q — удель-
ный расход первичного распылителя, кг/кг
мазута; г — радиус капли распыленного мазу-
та, м; р — плотность, кг/м3; рсы — плотность
смеси в выходном сечении смесителя, кг/м3;
/ — температура перед форсункой; — тем-
пература распылителя в выходном сечении
сопла Лаваля; £м— температура смеси в вы-
ходном сечении смесителя; шм — скорость ис-
течения мазута, м/с; wKP — скорость распыли-
теля в критическом сечении сопла Лаваля, м/с;
®вых •— скорость распылителя поступающего в
смеситель, м/с; шСм — скорость смеси в выход-
ном сечении смесителя, м/с; 1]сы — коэффи-
циент полезного действия смесителя; р — ко-
эффициент истечения мазута из сопла; ср — ко-
эффициент истечения распылителя из сопла
Лаваля; о — коэффициент поверхностного на-
тяжения мазута; рм — избыточное давление
мазута перед форсункой, Па; Рр — давление
распылителя перед форсункой, Па;
Индексы:
0 — при температуре 0 °C и давлении
101,3 кПа; вых — выходное’сечение сопла Ла-
валя; нач — начальное сечение смесителя;
кон — выходное сечение смесителя; кр-—кри-
тическое сечение сопла Лаваля; см — смеси-
тель, смесь; м — мазут; р — распылитель.
В. форсунках высокого давления в каче-
стве распылителя используют компрессорный
воздух или пар высокого давления. Необходи-
мое давление компрессорного воздуха 400—
600 кПа, удельный расход 1,0—1,5 кг/кг ма-
зута; пар может быть сухой насыщенный или
перегретый давлением 700—900 кПа, удель-
ный расход 0,8—1,0 кг/кг мазута.
При расчете форсунок высокого давления
обычно бывают заданы параметры мазута (Рм,
249
T,.i, рм) и распылителя (Рр, Tv, рор), пропуск-
ная способность форсунки по мазуту BN и
удельный расход распылителя q.
Расчетная схема форсунки высокого дав-
ления с двойным распыливанием показана на
рис. 17.6. Обычный порядок расчета форсунок
высокого давления следующий.
Скорость истечения мазута из сопла, м/с,
определяют по формуле
= рКг/Рм - 20000)/Рм, (17.28)
где 20000 Па — избыточное давление в сме-
сителе.
ля в критическом (узком) сечении сопла Ла-
валя определяют по формуле (16.24), в кото-
рой вместо Рк вводят обозначение Р0-
Коэффициент истечения для сопла Лава-
ля можно принимать <р=0,8. Площадь крити-
ческого сечения, мм2,
Гкр = 103^Mff/3I6wKpp0p. (17.31)
При двойном распыливании значение q
следует брать в соответствии с удельным рас-
ходом распылителя в рассчитываемой ступени.
Внутренний диаметр промежуточной тру-
бы, образующей сопло Лаваля, мм,
Рис. 17.6. Расчетная схема форсунки высокого давления:
1 — мазут; 2 —- распылитель первичный; 3 — то же, вторичный
Коэффициент истечения мазута из сопла
можно принимать р.=0,2, а рм=960 кг/м3.
Диаметр мазутного сопла, мм,
K106BM/2826WMPM. (17.29)
По формулам (17.28) и (17.29) построен
график (рис. 17.7), по которому можно опре-
делить диаметр мазутного сопла в зависимости
от заданной пропускной способности форсунки
по мазуту и располагаемого давления мазута
перед форсункой.
Во избежание засорения и закоксовывания
мазутного сопла его диаметр должен быть не
менее 3 мм. Наружный диаметр мазутного
сопла, мм,
< = йМ + 2бст>Э Ё(1Г30)
где бет — толщина стенки мазутного соп-
ла, мм.
Расчет проходных сечений для распылите-
ля производится по формулам для сверхкри-
тического давления газа. Скорость распылите-
Рис. 17.7. Диаметр мазутного сопла в зависимости
от расхода мазута Вм и его избыточного давления
рм перед форсункой
dBH = УЮ2 + Гкр/0,785. (17.32)
Площадь выходного (конечного) сечения
сопла Лаваля, мм2, определяют по формуле
Гвых — ГКрЛ, (17.33)
где А берется из табл. IV.2 для воздуха или
пара в зависимости от их давления перед фор-
сункой.
Далее производится расчет смесителя, в
который поступает весь мазут и весь (в фор-
сунках одноступенчатого распыливания) или
первичный (в форсунках двойного распылива-
ния) распылитель через выходное сечение соп-
ла Лаваля. Плотность распылителя, кг/м3,
в выходном сечении сопла Лаваля и поступаю-
щего в смеситель:
Рвых — Pep (Го/Тр) П, (17.34)
где значение П берется из табл. IV.2 для воз-
духа или пара в зависимости от их давления
перед форсункой.
Скорость распылителя, м/с, поступающего
в смеситель
^вых — 1/ 3 > 6 КвыхРвых > (17.35)
где значение q берется в соответствии с удель-
ным расходом распылителя, поступающего в
смеситель.
Температура распылителя, К, в выходном
сечении сопла Лаваля
Гвых = Тр/77. (17.36)
Суммарная кинетическая энергия, Дж/кг,
в начальном сечении смесителя, отнесенная к
1 кг мазута, складывается из кинетической
энергии мазута и распылителя:
‘ £нач = ^/2 + ^ых9/2- <17-37>
250
ТАБЛИЦА ПЛ. РАСЧЕТ ФОРСУНКИ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
П.П. Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Номер формулы, примечания
1 Скорость истечения ма- зута из сопла, м/с Мазутное сопло „ п / 2(220000—20000) (17.28)
’ V 960
2 Диаметр мазутного соп- ла, мм , / 100-10® 1/ = 3,0 V 2826-4,0-960 (17.29) или рис. 17.6
3 Наружный диаметр ма- зутного сопла dM 34-2-3,5= 10 (17.30), бст= =3,5 мм
Сопло Лаваля для первичного распылителя
4 5 Скорость распылителя в критическом сечении, м/с Площадь критического сечения, мм2 moi:p Л:р 0,8-0,685 (600000—20000) X / 273 Х V 1,29-323-103300 — 805 100-0,65-Ю3 3,6-805-1,29 ~ 17,4 (16.24) (17.31)
6 Внутренний диаметр промежуточной трубы, мм 1/ ю24- 17,4 = Ц,0 V 0,785 (17.32)
7 Отношение Ро/Рр — 103,3/600 = 0,172 —
8 Величины: А П — 1,45 1,65 Табл. IV.2 при Ро/Рр=О,172
9 Площадь выходного се- чения, мм2 7еьк 17,4-1,45 = 25,2 (17.33)
10 11 Плотность распылителя в выходном сечении, кг/м3 Скорость распылителя в выходном сечении, м/с Рвых ^ВЫХ 273 1,29— 1,65= 1,8 • 323 100-0,65-103 3,6-25,2-1,8 (17.34) (17.35)
12 Температура распыли- теля в выходном сече- нии, к 7’вЫХ 323/1,65= 196 Смеситель 4,02 3982 (17.36)
13 Суммарная . кинетиче- ская энергия в началь- ном сечении, Дж/кг ^нач }- 0,65 = 51500 2 2 (398-4)2 0,65 (17.37)
14 Расход энергии на сме- шение, Дж/кг Есм • = 30600 2 14-0,65 0,275 (17.38) (17.39)
15 Радиус капли распылен- ного мазута, м Г 398М.8 3-0,028
16 Расход энергии на рас- пыливание мазута, Дж/кг Срасг 90 960-0,964-10—6 51500-0,8 — 30600 — 90 ,oirn (17.40), о= =0,028 Н/м (17.41), т]см=0,8
17 Кинетическая энергия в выходном сечении, Дж/кг £кон 0,8 Г 2-13150
18 Скорость смеси в выход- ном сечении, м/с а’см 1/ = 126,3 F 14-0,65 (17.42)
251
Продолжение табл. 11.7
п.п. Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Номер формулы, примечания
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 Энтальпия мазута и рас- пылителя, поступающих в смеситель, Дж/кг Теплота смещения и тре- ния, Дж/кг Температура смеси в вы- ходном сечении, К Плотность смеси в вы- ходном сечении, кг/м3 Площадь выходного се- чения, мм2 Диаметр выходного се- чения, мм Наружный диаметр тру- бы смесителя в выход- ном сечении, мм Выхс Скорость вторичного распылителя, м/с Площадь, мм2 Внутренний диаметр внешней трубы, мм Объемное количество мазута, м3/ч Проходное сечение ма- зутопровода,, мм2 Внутренний диаметр мазутопровода, мм Плотность компрессор- ного воздуха в подводя- щем воздухопроводе, кг/м3 Объемное количество первичного или вторич- ного распылителя, м3/ч Проходное сечение тру- бопровода для первично- го и вторичного распы- лителя, мм2 Внутренний диаметр трубопровода для пер- вичного и вторичного распылителя 1нач in Тсм Рем ^см ^вых >ВЫХ анар ^дное с ®0ВЫХ ^вых jBbIX °вн Пос рВХ *М ймХ Рр Ур 1960-363+ 1000-196-0,65 = 838880 51500 — 13150 — 90 = 38260 838880 + 38260 ! = 336 1960+ 1000-0,65 274 1,29 = 1,048 336 100-0,65-103 - =136,4 3,6-122,6-1,048 f 136,4 1/ = 13,2« 14 V 0,785 14 + 2-2= 18 ечение для вторичного распылителя Г 273 0,8 • 0,685 600000 1 / = У 1,29-323-103300 = 830 100-0,65-103 =16,9 3,6-830-1,29 1еоды мазута и распылителя 100/960 = 0,104 0,104-Ю3 — 58 3,6-0,5 1 Л 58 1/ = 8,5 V 0,785 273 600 1,29 = 6,33 323 103,3 100-0,65 1— = 10,3 6,33 10,3-10» 3,6-20 “ 14 ]/-^=13,5 Г 0,785 (17.43), 1000 Дж/(кг-К) теплоемкость воз- духа (17.44) (17.45) (17.46) (17.47) (17-4) (17-30), 6Ст = 2мм (16.24) (17.31) (17.32) (17.3), и>м=0,5 м/с (17-4) -Рр Рр — Pop ~ 1 Р *0 Vp= — Рр (17.3), юв=20 м/с (17-4)
252
Расход энергии на смешение, отнесенный к #
1 кг мазута, Дж/кг, определяют по формуле
Сем = (и’вых — а'м)2’?/2(1 + ?). (17,38)
Радиус капли распыленного мазута, м
г=0,275/и>2 р . (17.39)
ВЫЛ* ' 1
Расход энергии на распиливание мазута,
отнесенный к 1 кг мазута, Дж/кг, определяют
по формуле
Др=3о/рмг, (17.40)
где о — коэффициент поверхностного натяже-
ния мазута, в зависимости от сорта и темпе-
ратуры мазута изменяется в пределах 0,024—
0,033 Н/м.
Кинетическая энергия в выходном (конеч-
ном) сечении смесителя, отнесенная к 1 кг ма-
зута, Дж/кг, определяется по формуле
Дюн — (Дгач^см Дем • ДР)/чСМ» ? (17.41)
где ,т)см — коэффициент полезного действия
смесителя, равный 0,8—0,9.
Скорость смеси в выходном сечении сме-
сителя, м/с,
исм = УзЕыжНД +<?). (17.42)
Энтальпию мазута и распылителя, посту-
пающих в смеситель, отнесенную к 1 кг мазу-
та, Дж/кг, определяют по формуле
Дач = См Дм + СрТвых?» (17.43)
где см и ср — теплоемкость мазута и распы-
лителя, Дж/(кг-К). Теплоемкость мазута в
зависимости от сорта и температуры мазута
меняется в пределах от 1880 до 2050
Дж/(кг-К).
Теплоту смешения и трения, отнесенную на
1 кг мазута, Дж/(кг-К), определяют по фор-
муле
in — Днач Дкон Др- (17.44)
Температура смеси в выходном сечении
смесителя, К,
Дем = (1"нач "Ь 1п)/(см4*ср?)- (17.45)
Плотность смеси в выходном сечении сме-
сителя, кг/м3,
Рем = РорДо/Дсм- (17.46)
Площадь выходного сечения смесите-
ля, мм2,
Дем — Ю3Дм?/316и>смрсм. (17.47)
При расчете диаметров подводящих тру-
бопроводов можно пользоваться рис. IV.2,
определив предварительно объемные количест-
ва сред. При этом рекомендуется принимать
следующие скорости в подводящих трубопро-
водах, м/с: мазут 0,5—1,5, компрессорный воз-
дух 15—20, сухой насыщенный пар 20—30, пе-
регретый пар 30—60. Рекомендации по скоро-
стям вентиляторного воздуха, идушего на
сгорание, даны в табл. 17.1. В корпусе фор-
сунки допускается увеличение скоростей на
20—30%.
Пример 4. Рассчитать форсунку высокого
давления с двойным распиливанием для сжи-
гания Вм=Ю0 кг/ч мазута. Давление мазута
перед форсункой В’м=220 кПа, ZM=90°C. Рас-
пылитель-—компрессорный воздух В’р=
=600 кПа, /р=50°С. Удельные расходы пер-
вичного и втсфичного распылителя одинаковы:
<7=0,65 кг/кг мазута.
Расчет сводим в табл. 17.7.
17.4. Расчет
электрических нагревателей
сопротивления
Расчет внешнего теплообмена при нагреве
электронагревателями состоит в определении
теплового потока с единицы поверхности на-
гревателя на изделие. Тепловой поток зависит
от температур нагревателя и нагреваемого из-
делия, их взаимного расположения, а также
конструкции нагревателя. Применяются в ос-
новном три конструкции электронагревателей:
проволочный зигзаг, ленточный зигзаг, прово-
лочная спираль. При выборе конструкции и
материала электронагревателей учитывают не-
обходимую температуру нагревателя и срок
его службы.
По найденному тепловому потоку опреде-
ляют длину нагревателя, необходимую для
обеспечения заданной тепловой мощности од-
ного нагревателя и всей камеры нагрева, а раз-
местив эти нагреватели, можно найти размеры
и длину рабочего пространства.
Тепловой поток с единицы поверхности
нагревателя, кВт/м2, определяют по формуле
q = 10-3CnJ
7П + 273V Дм + 273\4
100 /
ВэфВгЛр,
100
(17.48)
где ZH и Zm — температура нагревателя и на-
греваемого изделия, °C; значение 0=^ ~100—)
можно найти по табл. 1.1; Спр — приведенный
коэффициент излучения, Вт/(м2-К4), опреде-
ляют по формуле (13.8); в большинстве слу-
чаев можно принимать <р12=1,0, a q>2i=
= Визд/Вст, где ВЕЗд— поверхность нагревае-
мых изделий, обращенная к нагревателям, м2;
Вст — поверхность стен печи, занятая нагрева-
телями, м2. При этом формула (13.8) прини-
мает вид
5,77
Спр — I-, р /Р > (17.49)
1 /ен “Ь (1 /1) Вцвд/Вст
где ем и ен — степень черноты нагреваемых
изделий и нагревателей; Вэф— коэффициент
эффективности излучения, равный для нагре-
вателя типа проволочного зигзага 0,68, лен-
точного зигзага 0,40, проволочной спирали
0,32; Вг — коэффициент шага, зависящий от от-
носительных межвитковых расстояний, опреде-
ляют по рис. 17.8; минимальные относительные
межвитковые расстояния соответствуют Вг=
= 1,0; Вр— коэффициент, учитывающий влия-
ние размеров изделий и зависящий от отно-
шения Визд/ВСТ-
0,3>Визд/Вст>0,8, Вр=1,0 (17.50)
0,8>ВЕ8д/Вст > 0,3, Ар = 1,25 В'пзц/Fct.
(17.51)
При ВИЗд/Вст<0,3 вместо температуры нагре-
ваемого изделия подставляют значение темпе-
ратуры кладки, а приведенный коэффициент
излучения принимают равным 3,84 Вт/(м2-К4)-
Определив величину теплового потока с
единицы поверхности нагревателя, переходят
к расчету размеров нагревателя.
253
Для нагревателей из материала круглого
сечения (проволока, пруток) диаметр, мм, и
длина, м:
Й=74.Ю3|Л^, (17.52)
/=4,ЗД0“2 l/—, (17.53)
Г Р<72
где Р — мощность нагревателя, кВт; U — на-
пряжение на нагревателе, В; р — удельное со-
противление материала нагревателя в горячем
состоянии, Ом-м.
Для нагревателей из материала прямо-
угольного сечения с отношением сторон т=
Рис. 17.8. Коэффициент шага kp:
1 — проволочный зигзагообразный нагреватель; 2 —
проволочный спиральный нагреватель; 3 — ленточный
зигзагообразный нагреватель; 4 — относительные
межвитковые расстояния, оптимальные по эксплуата-
ционному расходу материалов
=Ь!а, где а — толщина ленты, мм, b — шири-
на, мм:
3 / г. 02
а = 10* I/ ——е---------. (17.54)
Г т(т + \)U~q v
Длина нагревателя, м
I = 13,6- IO-3 . {17 55)
V (т + 1)2р<?2
В табл. V.52 даны удельные электрические
сопротивления и плотности сталей и сплавов,
применяемых для изготовления нагревателей.
Срок службы нагревателей определяется по
формулам:
для проволочных нагревателей
= (17.56)
для ленточных нагревателей
тсл = 1’75<л> (17.57)
где d — диаметр нагревателя, мм; тсл — срок
службы до окисления на 20 % первоначального
сечения нагревателя из проволоки диаметром
1 мм, ч (определяется по рис. 17.9, я).
Срок службы нагревателей из сплавов
Х27Н70ЮЗ и X15H60IQ5A на 30 % выше, чем
для сплава Х20Н80. Ориентировочно срок
службы нагревателей, изготовленных из желе-
зохромоалюминиевых сплавов, может быть при-
нят равным 2500—3000 ч для предельных тем-
ператур (сплав Х23Ю5 1200 °C, сплав Х27Ю5Т
1300 °C).
Рекомендуемые температуры нагревателей,
обеспечивающие срок службы не менее
10000 ч, и температуры нагревателей, при ко-
торых их срок службы не ниже 2000 ч, приве-
дены на рис. 17.9,6. На этом рисунке d—
диаметр проволоки, а — толщина ленточного
нагревателя при т= 10.
Масса нагревателей, кг, определяется по
формулам:
проволочного
G — 0,785 • lO-fipd2/; (17.58)
ленточного
G= 10—6 раб/ (17.59)
Рис. 17.9. Срок службы нагревателя из проволоки диаметром 1 мм (а), максимальные (сплошные
линии) и рекомендуемые (штриховые) температуры нагревателей из различных сплавов (б):
1 — Х20Н80-Н; 2 — Х20Н80; 3 — Х15Н60-Н; 4 — Х25Н20; 5 — Х1БН60
254
ТАБЛИЦА П.8. РАСЧЕТ ПРОВОЛОЧНЫХ ЭЛЕКТРОНАГРЕВАТЕЛЕЙ
К в Наименование Обо- значе- ние ♦ * Вычисляемая величина Примечания, расчетная формула
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Температура поверхно- сти нагревателя, °C Степень черноты нагре- вателей Степень черноты неокис- ленной стали Отношение Ризд/Рст [Приведенный коэффи- циент) излучения систе- мы, Вт/(м2-К4) Относительное межвит- ковое расстояние l/d Коэффициенты: ky kp Величина теплового по- тока с единицы поверх- ности нагревателя, кВт/м2 Удельное электрическое сопротивление сплава нагревателя, Ом-м Диаметр нагревателя, мм Длина нагревателя, м Срок службы до окисле- ния 20 %, ч Срок службы нагрева- теля, ч Масса нагревателя, кг ен 6м Спр <7 Р d 1 « тсл G 1100 0,4 0,45 1,0/1,8=0,55 5,77 j ; =1,89 М-Д-—1]- 0,55 0,45 \0,4 / 3,0 0,68 1,03 1,25-0,55=0,688 1,89 • 10-3 (35537—10121 )• 0,68 X XI,03-0,688=23,1 1,13-10—6 -3Л 1,13-10“6-502 74 • 10—2 1 / — =7,08«7,0 у 3802-23,1 ,3 Г 50-3802 43-10—2 1 / =98,3«100 "J/ 1,13-10—6-23,12 1500 7,0-1500=10500 0,785-10—-3-8400-72-100=32,3 Принимаем с уче- том рис. 17.9,6 Принимаем для восстановитель- ной атмосферы Табл. 13.1 Ширина ленты 1,0 м, ширина ра- бочего простран- ства 1,8 м (17.49) Выбираем по рис. 17.7 Рис. 17.7, (17.51) (17.48), 0 по табл. 1.1 Табл. V.52 (17.52) (17.53) Рис. 17.9, а (17.56) (17.58), р по табл. V.52
ТАБЛИЦА 17.S. РАСЧЕТ ЛЕНТОЧНОГО ЭЛЕКТРОНАГРЕВАТЕЛЯ
С в Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
1 Температура поверхно- сти нагревателя, °C 1250 Принимаем
2 Отношение Ризд/Рст — 0,72/4,42=0,16 (13.8)
3 Относительное межвит- ковое расстояние 1]Ъ — 2,0 Рис. 17.7
4 Коэффициенты: &эф kr kP 0,40 1,65 1,0 -^СО.З, (17.50) F ст
255
Продолжение табл. 17.9
С с Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
5 Величина теплового по- тока с единицы поверх- ности нагревателя, кВт/м2 <7 3,84- IO-3 (53802—47077)X Х0,40-1,65-1,0-1,0=17,04 (17.48), /м=={кл= = 1200 °C, 0 по табл. 1.1
6 Удельное электрическое сопротивление сплава нагревателя, Ом-м Р 1,48-10-в Табл. V.52
7 Отношение сторон на- гревателя Ь/а — 10 Принимаем
8 Размеры сечения нагре- вателя, мм: (17.54)
толщина юч7 1’48-10“в-5°2
10 (10 + 1)-3802-17,04
=2,38 «2,5
ширина 6 10X2,5 = 25
Длина нагревателя, м 1 , _ „ / 50-380М0 (17.55)
9 Ь,6-10 1 , (10+1)2.1,48Х - т X IO-6.17,042
=152,3 « 150
10 Срок службы до окисле- ния 20 %, ч <л 3000 Для /н = 1300 °C
11 Срок службы нагревате- ля, ч ^сл 1,75-3000=5250 (17.57)
12 Масса нагревателя, кг G 10-6.7190-2,5-25-150=67,4 (17.58), р —по табл. V.52
где р — плотность материала нагревателя,
кг/м3.
Пример 1. Рассчитать электронагреватели
камеры выдержки вертикальной протяжной
печи с водородной (восстановительной) атмо-
сферой. Температура металла в камере /2=
=730 °C. Нагреватели — проволочный зигзаг
из нихрома Х20Н80. Напряжение на нагрева-
теле ?7 = 380 В. Мощность камеры выдержки
600 кВт. По конструктивным соображениям
мощность одного нагревателя Р=50 кВт.
Результаты расчетов сведены в табл. 17.8.
Пример 2. Рассчитать ленточный зигзаго-
образный нагреватель из сплава Х27Ю5Т для
камерной электропечи сопротивления, рабо-
тающей с контролируемой атмосферой. Темпе-
ратура кладки 1200 °C. Конечная температура
нагрева металла 1150 °C. Напряжение на на-
гревателе {7= 380 В. Мощность одного нагре-
вателя 50 кВт (принимаем по конструктивным
соображениям).
Нагреватели располагают на боковых
стенках на поду и своде рабочей камеры. По-
верхность, занимаемая металлом, /'игд=
=0,72 м2. Поверхность стен, несущих нагрева-
тели, 4,42 м2.
Результаты расчета сводим в табл. 17.9.
17.5. Расчет установки
радиационных труб
Радиационные трубы предназначены для му-
фелирования пламени в термических печах,
работающих с контролируемыми атмосферами,
и обеспечения равномерного теплообмена в ра-
бочем пространстве печи.
Применяют в основном стандартизирован-
ные радиационные трубы определенной кон-
струкции, известных длин и диаметров и пред-
назначенных для работы с определенной тем-
пературой поверхности трубы 1.
Исходными данными для расчета установ-
ки радиационных труб являются диаметр ра-
диационной трубы dTp, шаг между радиацион-
ными трубами STp!dTp, температура поверхно-
сти радиационной трубы tTp. Угловые коэф-
фициенты излучения между нагреваемым ме-
таллом и радиационными трубами с учетом
отражения от кладки определяют по табл. 1.2.
Степень черноты поверхности радиацион-
ной трубы определяют по табл. 13.1 или рис.
13.1, а, приведенный коэффициент излучения
определяется по формуле (13.8), а результи-
рующий удельный тепловой поток по формуле
(13.11).
В некоторых случаях учитывают и кон-
вективную составляющую теплового потока от
радиационных труб к нагреваемому металлу.
Приведенный коэффициент теплоотдачи кон-
векцией учитывается формулой (13.26).
На основании расчета теплообмена в ра-
бочем пространстве камеры печи, оборудован-
ной радиационными трубами, определяют дли-
ну рабочего пространства печи при заданной
производительности или производительность
1 См. сноску на с. 243.
256
печи, имеющей определенную длину рабочего
пространства.
После определения количества тепла, вы-*
деляемого через одну радиационную трубу,
вычисляют расход газа на трубу, давление га-
за и воздуха перед трубой и уточняют пара-
метры выбранной радиационной трубы.
Пример расчета установки радиационной
трубы — см. расчет камеры восстановительно-
го нагрева протяжной печи (табл. 8.2).
Глава 18
РАСЧЕТ РЕКУПЕРАТОРОВ
18.1. Основные положения
расчета рекуператоров
Расчет рекуператоров состоит из теплового
расчета и расчета движения газов. Целью теп-
лового расчета рекуператора является опреде-
ление температуры подогрева воздуха (газа)
при заданной поверхности нагрева рекуперато-
ра и начальной температуре продуктов сгора-
ния или определение поверхности нагрева ре-
куператора при заданной температуре подо-
грева воздуха и начальной температуре про-
дуктов сгорания.
Тепловой расчет заключается в совместном
решении двух уравнений:
уравнения теплоотдачи, Вт:
Q = KfFAT или Q=K VM - (18.1)
* ьр LU IjjP
и уравнения теплового баланса, Вт:
(18.2)
где св и сд — средняя теплоемкость воздуха
(газа) и продуктов сгорания, кДж/(м3-К);
F и W — поверхность нагрева и объем насад-
ки; Кт и Kw — коэффициенты теплопередачи
от продуктов сгорания к воздуху (газу),
Вт/(м2-К) и Вт/(м3-К); /Еи /в —начальная
и конечная температуры воздуха (газа), °C;
и t д — начальная и конечная температуры
продуктов сгорания, °C; V» и Ед — количество
воздуха (газа) и. продуктов сгорания, м3/ч;
Д/Ср — средний температурный напор; — ко-
эффициент полезного действия рекуператора,
равный 0,85—0,90.
Вдоль поверхности нагрева температурный
напор меняется по экспоненциальному закону.
Зная это, можно вычислить средний темпера-
турный напор ДКр, а затем решить совместно
уравнения (18.1) и (18.2).
В случае прямотока получают следующее
решение.
Средний температурный напор, °C,
Д / „
ср
Z - [e-W + Wm)- 1] (18.3)
K(l + l/m) 1 ’
Относительная температура подогрева воз-
духа или газа
= <-)
l + l/«
где Н — относительная поверхность нагрева
рекуператора:
K-3,6KfF/VBcB, (18.5)
или относительный объем насадки рекупера-
тора:
Я=3,6К^Г/КвСЕ, (18.6)
= Ч КдСд/Квсв- (18.7)
Аналогичные решения получены для других
взаимных направлений потоков.
На рис. 18.1 для различных схем взаим-
ного движения сред в рекуператоре представ-
лена зависимость относительной температуры
подогрева воздуха или газа от относительной
поверхности нагрева (относительного объема
насадки) рекуператора Н и величины т.
При расчете рекуператоров графики сле-
дует выбирать только в зависимости от схе-
мы движения сред, причем возможно примене-
ние графиков при направлении продуктов сго-
рания по трассе, обозначенной воздухом,
а воздуха по трассе, обозначенной продуктами
сгорания.
Если заданы размеры рекуператора и на-
чальная температура продуктов сгорания, то
по графикам (рис. 18.1) определяют значение
йв, а затем подсчитывают температуру подо-
грева воздуха или газа, °C:
< = + (18.8)
Если заданы температуры подогрева воз-
духа (газа) и начальная температура про-
дуктов сгорания, то по графикам рис. 18.1 оп-
ределяют величину Н, а затем по формулам
(18.5) или (18.6) подсчитывают поверхность
нагрева рекуператора F или объем насадки
рекуператора W.
Температуру продуктов сгорания после ре-
куператора, °C, определяют из уравнения теп-
лового баланса (18.2)
= (18.9)
Температуру стенки рекуператора, °C, оп-
ределяют как среднеарифметическое между
температурами воздуха и продуктов сгорания
на данном участке рекуператора:
ZCT = 0,5(/B+y. (18.10)
Прн расчете рекуператоров коэффициент
теплопередачи от продуктов сгорания к воз-
духу (газу) определяют по формулам:
для плоской стенки:
KF =-----; (18.11)
— + V-r +
1=1
Kw=—; (18.12)
17—482
257
Рис. 18.1. Графики для расчета рекуператоров при различных схемах движения сред:
а — перекрестно-противоточное; б •— противоточное; в — перекрестно-прямоточное: г — прямоточное
258
для цилиндрической стенки:
(18.13)
~ / Z=n \ ’
л I 1 . 1 1 м-1 , 1 \
^аА + ^2Хг1п dt +a2dn+J
(18.14)
где di, dCp и dn+i — внутренний, средний и на-
ружный диаметры стенки рекуператора, м; п —
число слоев стенки рекуператора; р — поверх-
ность нагрева, приходящаяся на 1 м3 объема
насадки рекуператора; ац аг — коэффициенты
теплоотдачи на внутренней и наружной сторо-
нах стенок рекуператора, Вт/(м2-К); б — тол-
щина стенки рекуператора (при многослойной
стенке — толщина данного слоя), м; X — коэф-
фициент теплопроводности материала стенки
рёкуператора (при многослойной стенке — ко-
эффициент теплопроводности данного слоя),
Вт/(м-К).
При вычислении dcp необходимо соблюдать
следующие правила: если «i^as, то dCp=dn+i;
если ai~a2, то dcp=0,5(dn+i+di), если ai<Cct2>
то dCp=di-
При расчете рекуператоров, толщина сте-
нок трубок которых невелика по сравнению с
диаметром, вместо формул (18.13) и (18.14)
можно пользоваться формулами (18.11) и
(18.12). Если dn+i/did,5, то погрешность рас-
чета не превышает 3 %.
Значения коэффициентов теплоотдачи из-
лучением и конвекцией определяют по разд.
13.1 и 13.2. Значение коэффициента теплопе-
редачи подсчитывают для участка входа на-
греваемой среды в рекуператор и выхода ее
из рекуператора, а затем определяют средне-
арифметическое значение коэффициента, ко-
торое и используют в дальнейшем расчете.
Если необходимо определить температуру
подогрева воздуха (газа) при известных разме-
рах рекуператора, то коэффициент теплопере-
дачи рассчитывают для фактических скорос-
стей продуктов сгорания и воздуха (газа) в ре-
куператоре. Задаются конечной температурой
нагреваемой среды, после чего по рис. 18.1
определяют температуру подогрева.
Если разница между принятыми и полу-
ченными значениями температур составляет
более 20—30 град, то вновь производят рас-
чет, приняв новую, более близкую к ожидае-
мой температуру.
При определении размеров рекуператора,
обеспечивающего подогрев воздуха (газа) до
требуемой температуры, задаются скоростями
движения продуктов сгорания и воздуха (га-
за) в рекуператоре. Затем, рассчитав коэффи-
циенты теплопередачи и размеры рекуператора,
производят компоновку рекуператора и опре-
деляют действительные скорости при выбран-
ных размерах рекуператора. Если действитель-
ные скорости отличны от принятых более, чем
на 5 %, то расчет повторяют, приняв скорости,
более близкие к ожидаемым.
Расчет движения газов: определение потерь
давления воздуха (газа) и продуктов сгора-
ния при движении через рекуператор, а также
распределение статического давления в реку-
ператоре вйполняют по методике, изложен-
ной в гл. 16 с привлечением материалов табл.
IV. 1, рис. IV. 1, IV.2.
18.2. Расчет
керамических рекуператоров
Керамические рекуператоры применяют для
нагрева воздуха до высоких температур
(500—900 °C). Достоинствами керамических
рекуператоров являются длительный срок
службы и сравнительно низкие потери давле-
ния по пути движения воздуха и продуктов
сгорания. Основным недостатком керамичес-
ких рекуператоров является нх неплотность.
По этой причине их не применяют для нагре-
ва газа. Получили распространение два типа
керамических рекуператоров: из блоков и с
вертикальными трубами.
Конструкция рекуператора из блоков и
размеры насадки в зависимости от варианта
исполнения приведены на рис. 18.2, а фасон-
ные огнеупорные кирпичи из шамота, приме-
няемые для кладки насадок, показаны на
рис. 18.3. Основные данные этих рекуперато-
ров следующие:
Марки кирпичей
Проходное сечение на 1 м2
сечения насадки, м2
для продуктов сгорания
для воздуха . . . . .
Эквивалентный диаметр ка-
нала, м:
для продуктов сгорания
для воздуха ...........
Поверхность нагрева на
1 м2 насадки р, m2/ms . .
Б-ЗиБ-5 Б-4иБ-6
0,34
0,21
0,44
0,16
0,16
0,55
12,4
0,22
0,55
10,3
Проходное сечение для воздуха равно
0,013 м2 в кирпиче Б-1 и 0,006 м2 в кирпиче
Б-2.
Конструкция насадки керамического ре-
куператора с вертикальными трубами пока-
зана на рис. 18.4, а фасонные огнеупорные
кирпичи для выполнения насадки — на рис.
18.5. Трубы Т-1 изготавливают из шамота
класса А, а Т-2 — из карбошамота. Трубы
Т-2 обычно устанавливают в первом или пер-
вых двух верхних рядах насадки, которые
подвержены действию высоких температур, а
также в последнем или последних двух ниж-
них рядах, которые работают в условиях
большой разности температур продуктов сго-
рания и холодного воздуха.
Керамические рекуператоры с вертикаль-
ными трубами являются многооборотными по
пути движения воздуха. Переход воздуха из
одного оборота в другой может быть органи-
зован за пределами или в пределах насадки.
В последнем' случае на определенных участ-
ках перегородок между рядами не укладыва-
ют кирпичи Т-6.
Возможные схемы расположения труб в
насадке и ее характеристика при использова-
нии кирпичей, изображенных на рис. 18.5,
приведены на рис. 18.6.
Проходное сечение для продуктов сгора-
ния в одном кирпиче Т-1 или Т-2 равно
0,011 м2, а на 1 м2 сечения насадки 0,231 м2.
Проходное сечение для воздуха через
проем в перекрытии, не заложенный одним
17:
259
A-A
B-B
2 S 260 4 260 260 7
I Bl \£H
Рис. 18.2. Насадка керамического рекуператора из блоков; L — ширина насадки равна
274+264 X(число дымовых каналов минус 1) нли [ширина насадки равна 344 +340 X(число дымовых каналов минус 1)]
Ширина насадки=274 *264»
(число дымовых каналов минус!)
[Ширина насадки=344*340х
(число дымовых каналов минус!)}
кирпичом Т-6, равно 0,008 м2, а на 1 м2 пере-
крытия 0,168 м2. ».
Поверхность нагрева на 1 м3 насадки
8,5 м2/м3.
Расчет керамических рекуператоров про-
изводят, используя графики рис. 18.1.
При расчете количества воздуха и про-
дуктов сгорания необходимо учитывать не-
плотности рекуператора и переток воздуха на
дымовую сторону.
Количество воздуха на входе в рекупера-
тор, м3/ч,
К = ^В (!+«)• (18.15)
Коэффициент .расхода воздуха в продук-
тах сгорания на выходе из рекуператора
а" = а' (1 + п). (18.16)
Количество продуктов сгорания на выхо-
де из рекуператора. м3/ч,
v'R=V’R+nVs, (18.17)
где V в— количество воздуха, которое долж-
но быть подано в печь, м3/ч; —количество
продуктов сгорания перед рекуператором, м3/ч;
п — количество воздуха, перетекающего в про-
дукты сгорания, в долях от количества возду-
ха, подаваемого в печь.
Величина п для рекуператора из блоков
равна 0,25, для рекуператора с вертикальными
трубами при подаче воздуха вентилятором 0,35,
при отсосе воздуха дымососом или инжекто-
ром 0,10. Скорости воздуха и продуктов сго-
рания на входе и выходе из рекуператора оп-
ределяют с учетом перетока воздуха в про-
дукты сгорания.
Относительную поверхность нагрева (18.5)
или относительный объем насадки рекупера-
тора (18.6), а также величину т (18.7), рас-
считывают по условному количеству воздуха
в рекуператоре, м3/ч:
(18.18)
Рис. 18.3. Форма и "азмеры кирпичей для керамического рекуператора из блоков:
Номер рисунка . . Марка Объем, дм3 .... Масса, кг . . . 1 . . Б-1 ... 6,8 . . . 12,9 2 Б-2 3,9 7,4 3 Б-3 3,4 6,5 3 Б-4 4,8 9,1 4 Б-5 1.5 2,9 4 Б-6 2,6 5,0 5 Б-7 14,2 27,0 6 Б-8 6,2 11,8 7 Б-9 6,1 11,6 8 Б-10 0,24 0,5
Марка b bi bs Ьз bt
Б-3 260 120 — — —-
Б-4 336 197 — —- -—
Б-5 120 75 25 65 5
Б-6 1% 146 28 140 3
261
Высота насадки=64 +420< число рядов
Рис. 18.4. Насадка керамического рекуператора с вертикальными трубами
в-в
Переток воздуха в продукты сгорания
увеличивает коэффициент расхода воздуха в
них на величину па, где а — коэффициент
расхода воздуха, на выходе из рекуператора.
Скорости (приведенные к О °C и 101,3 кПа)
продуктов сгорания в насадке принимают 1—
2 м/с при естественной тяге через дымовую
трубу, 2—5 м/с при удалении продуктов сго-
рания дымососом. Скорость воздуха в рекупе-
раторе при нагнетании его вентилятором или
отсосе инжекционными горелками 1,5—2 м/с.
Ориентировочная зависимость коэффи-
циента теплопередачи в керамических рекупе-
раторах от скорости движения воздуха при-
ведена на рис. 18.7.
Методика расчета керамического рекупе-
ратора иллюстрирована следующими приме-
рами.
Пример 1. Определить температуру подо-
грева воздуха в рекуператоре из блоков с при-
менением кирпичей Б-3 и Б-5 (см. рис. 18.2 и
18.3). Размеры и схема рекуператора, а также
количеств^ и температуры сред приведены в
табл. 18.1.
В рекуператор поступают продукты сго-
рания доменного газа с <2^=3,72 МДж/м3
при <х=1,1. Утечка воздуха в рекуператоре
п=0,25. Коэффициент полезного действия ре-
куператоров т]=0,9.
Расчет сводим в табл. 18.2.
Гидравлический расчет рекуператора при-
веден в табл. 18.1.
Пример 2. Определить размеры рекупера-
тора с вертикальными трубами (см. рис. 18.4),
Количество и температуры сред указаны в
табл. 18.4.
В рекуператор поступают продукты сго-
рания смеси коксового и доменного газов с
QP=5,85 МДж/м3 при а'=1,1. Утечка возду-
Рис. 18.5. Форма и размеры кирпичей для керамического рекуператора- с вертикальными трубами:
Номер рисунка 1 1
Марка....................................Т-1 Т-2
Объем, дм3...........................2,0 ' 2,5
Масса, кг................................3,8 4,8
Номер рисунка 7 8
Марка....................................Т-8 Т-9
Объем, дм3............ ...............1,9 0,012
Масса, кг . -.........................3,6 0.02
2
Т-3
1.7
3,2
9
Т-10
2,3
4,4
3
Т-4
1,5
2,8
10
Т-11
1,8
3,4
4 5 6
Т-5 Т-6 Т-7
1,7 0,6 1,2
3,2 1,1 2,3
11 12 13 14
Т-12 Т-13 Т-14 Т-15
2,3 1,7 0,7 0,7
4,4 3,2 1,3 1,3
263
в
в
в
в
в
Ф ф- -ф ф-
—ф- ф- ф-
фф- ф ф
ф ф ф-
АА АЛ
ф ф ф
А АФ.Ф
ф- ф- ф
-ф ф- ф- ф
ф ф- ф- -ф
ф ф ф
АААА
ф- ф- ф
А А ф-.ф
ф- -ф ф
АФ-.Ф ,ф
ф ф, ф
ф- ф- ф ф-
ф ф ф
ф^ф. АФ
ф ф ф
ф- ф ф ф
Ф Ф Ф Ф
ф -Ф -Ф
А А АЛ
аАьААа
аф_Л.ф
ф ф ф
ф- ф ф ф
ф ф-. ф
ф ф ф ф
ф ф ф
АААЛ
АЛЛ
ф Ф- -Ф ф
ф- ф -ф ф
ФАФ„Ф Ф-Х
ф ф- ф- ф
ф ф- ф ф-
♦VAI
ф ф ф- ф
%%%%
Оаа
ф -Ф- ф- ф
ф ф- ф ф
фф ф ф
аААкАА
ф ф ф ф
AW
ААЛ «кА,
-ф ф ф ф
Ф- ф Ф Ф
-ф ф ф ф
ФФ фб
Л.ЛА*
Ф Ф- Ф -ф
Rs
759
505
; 505 ,ЗР6,5
2
3
4
5
<5,
4 , 4
—H—I—f
Т77/уг/7//3^7?)
Hill III IIIIIIIIHIIIIIll
Vg=21600м3/ч
03200м3/ч; t'fl=900°C
-*---Воздух
-*--- Продукты
сгорания
2000
♦ 6300 I
-J-------r
tg=20 C
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
Но- мер учас- тка Участок Геометрические элементы Данные газа Скорость w0, м/с
дли- на L, м ширина X X высота (диаметр), м; число проход- ное сече- ние F, м2 пери- метр г/,м гидравли- ческий ди- аметр d = = W, м подъем канала И, м расход V0,m3/4 темпера- тура t, °C
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Трасса воздуха
1 Выход — 6,3 — — — 27000 20 1,3
в насадку
2 Насадка (вертикальные каналы) 5,18 — 6,3 — 0,055 +5Д8 24300 285 1Д
3 Выход из насадки — — 6,3 — — •—• 21600 550 1,0 О
Трасса продуктов сгорания
1 Перегородки 2,74 0,15X2,9X18 7,8 ПО 0,28 -2,74 43200 900 1,5
перед входом
2 Вход в I — 2.74Х2Х 4,4 — 0,16 — 43200 900 2,7
секцию Х2,38X0,34
рекуператора
3 I секция 6,3 2,74Х2Х 4,4 — 0,16 — 44550 800 2,9
реку ператора Х2,38X0,34
4 Поворот из 5,0 0,15Х2,4Х 6,5 92 0,28 -5,0 45900 700 2,0
I секции Х18
во II секцию
’ 5 Вход во II — 2.44Х2Х 4,0 —• 0,16 — 45900 700 3,2
секцию Х2,38X0,34
рекуператора
6 II секция 6,3 2.44Х2Х 4,0 — 0,16 — 47250 650 3,3
рекуператора Х2,38X0,34
7 Выход — 2,44Х2Х 4,0 — 0,16 — 48600 590 8,4
из II секции Х2,38X0,34
рекуператора
* Давление в начале участка, равное нулю, принято условно. В расчете всей трассы продуктов сгорания в этой графе
следует указывать сопротивление всех предыдущих участков трассы.
Рис. 18.6. Схемы расположения труб в насадке рекуператора с вертикальными трубами
Номер рисунка Размеры насадки, мм — Сечение одного ряда для прохода воздуха, м2 Число труб в одном ряду
В L
1 2134-305 (m—1) 2134-304 (п—1) 0,059 т—0,033 2тп—т—п
2 2тп— т~ н4-1
3 2134-305 (m—1) 3654-304 (п—1) 0,059 т—9,033 2тп—п
4 365,5-}-305 (т—1) 2134-304 (п—1) 0,059 т4-0,021 2тп—т
5 365,54-305 (т-1) 3654-304 (п—1) 0,059 т4-0,021 2тп
Примечания: 1. т н п — число труб в соответствующем направлении. 2. Величина сече-
ния для прохода воздуха указана при подаче воздуха со стороны иасадки. равной В.
ТАБЛИЦА 18.1
КЕРАМИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА ИЗ БЛОКОВ
Скорост- ной на- пор h = = (u?/2)X Хр, (1+at), Па Расход на изме- иение скорост- ного на- пора, Па Г еометрический напор М естные потери Потери на трение Суммарное изменение давления [ 13+15+ +18+20], Па Давление в начале уча- стка, Па Давление в конце участка, Па
на 1 :м;. высоты, Па на всем участке Па номер сопро- тив- лении Ef Xfh, Па fTp=xVd f тр^ ’ Па
12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
Трасса воздуха
1,0 —1,0 — — 2 0,5 -0,5 — — -1,5 0* -1,5
2,0 -1,0 +5,5 +28,0 15 — — 4,4 -9,0 +18,0 -1,5 +16,5
2,0 0 — 19 0,6+ +1,2= = 1,8 4,0 — — -4,0 +16,5 +12,5
Трасса продуктов сгорания
7,0 22,0 -7,0 -15,0 —8,8 -24,0 2 19 0,5+ +1,2= = 1,7 0,4 -12,0 -9,0 0,42 -3,0 -46,0 —24,0 0* -46,0 -46,0 -70,0
24,0 -20,0 — — 9 0,5 -12,0 1.6 -3,8 —52,0 -70,0 —122,0
10,0 +14,0 “8,0 -40,0 15 1,0 -10,0 0,66 ~7,0 —43,0 -122,0 -165,0
25,0 -1,5 — — 34 0,6 -15,0 — — —30,0 —165,0 -195,0
27,0 -20 __ — 9 — — 1,46 —39,0 -41,0 -195,0 -236,0
27,0 0 — — 15 0,5 -14,0 — — , -14,0 -236,0 -250
265
995
ТАБЛИЦА 18.2. РАСЧЕТ КЕРАМИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА ИЗ БЛОКОВ
в к Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
Воздух Продукты сгорания
1 Проходное сечение, м2 — Кв=6,3-2,38-2-0,21=6,3 Первый оборот КД1=2,74-2,38-2-0,34=4,43 Второй оборот Вд2=2,44-2,38-2-0,34=3,95 —
2_ Объем насадки рекуператора, м3 W 6,3-(2,44+2,74)-(2,38+2,28) =155 —
3 4 Температуры, °C Средняя теплоемкость, кДж/(м3;К) — /"=500 св=1,35 /"=600 2,39-10® , „„ Задаемся Рис. П.2
Стт— —1,0^ д 1,64-900
5 Количество, м3/ч — К'=21600 (1+0,25) =27000 V'n =43200+0,25-21600=48600 (18.15) и (18.17)
6 Температура стенки рекуператора, °C: на входе продуктов сгорания ^ст 0,5(5004 -900) =700 (18.10)
на выходе продуктов сгорания 0,5 (20+600) =310 —
7 Скорости, приведенные к 0 °C и 101,3 кПа, м/с: — 27 000 43 200 —
на входе 3600-6,3 1’“' 3600-4,43
21 600 48 600
на выходе “ —0,УО 3600-6,3 3600-3,95
8 Действительные скорости, м/с: на входе — / 20 \ 1,2 Ц = 1,3 \ 273/ / , 900\ 2,7 Ц =11,6 \ 273/ —
на выходе / 550\ 0,95 1+ =2,7 \ 273/ / 600\ 3,4(1+-— =10,9 \ 273/
9 Кинематический коэффициент вязко- сти, м2/с: на входе на выходе 15,3-10-в 88,1-10-в 144,5-10-в 89,0-10-6 (рис. Д—1.2, Н2О=3%) Табл. V.15, - V.42, рис. V.1
I *U ’Я Наименование Обо- значе- ние
10 Число Рейнольдса: на входе — 4700
на выходе • 1800
и Коэффициент теплоотдачи конвек- цией, Вт/(м2-К): иа входе — 6,6
и а выходе • 1,94-7,7=9,6
12 Эффективная длина пути луча, м 1 —
13 Коэффициент расхода воздуха в про- дуктах сгорания а" —
14 Поправка на коэффициент расхода воздуха: на входе —
на выходе ₽" —
15 Приведенная толщина слоя продук- тов сгорания, м: на входе — —
на выходе —
16 Степень черноты продуктов сгора- ния:
на входе ед —
на выходе Ед —
17 Эффективная степень черноты стенки еэф
267
Продолжение табл. 18.2
Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
Рис. 1.15
13 400 Движение воздуха
20 000 па входе и продуктов сгорания — турбу- лентное, воздуха на выходе — ламинар- ное Воздух на выходе по рис. 13.10 и 13.14
20,7 19,7 (сумма а для лами- нарного и свободно-
го движения), осталь- ное— по рис. 13.11
0,95-0,16=0,152 Табл. 13.2
1,1-(1+0,25) =1,38 0,95 0,86 (18.6) Рис. 1.8, а'=1,1, а"= = 1,38
0,152-0,95=0,144 Ф'
0,152-0,86=0,131 ф"
0,095 Рис. 1.1 /д =900 °C
0,1 =600 °C
(0,84-1)72=0,9 (13.12), принимаем £ст=== 0,8
Продолжение табл. 18.2
268
I п. п. | Наименование Обо- значе ние
18 Коэффициент теплоотдачи излучени- ем от продуктов сгорания к стенке рекуператора, Вт/ (м2 • К): —
на входе
на выходе
19 Суммарный коэффициент теплоотда- чи от продуктов сгорания к стенке рекуператора, Вт/ (м2 • К):
на входе ад
на выходе ад
20 Коэффициент теплопроводности стен- ки рекуператора, Вт/(м2-К):
на входе продуктов сгорания Ч
на выходе продуктов сгорания
21 Коэффициент теплопередачи от про- дуктов сгорания к воздуху, отнесен- ный к единице объема рекуператора, Вт/(м3-К):
на входе продуктов сгорания
на выходе продуктов сгорания kw
22 Средний по рекуператору коэффи- циент теплопередачи от продуктов сгорания к воздуху, отнесенный к единице объема рекуператора, Вт/(м3-К) kw
Вычисляемая величина
Примечания,
расчетные формулы
О,095-0,9-5,77
0,1-0,9-5,77
' 900+273 У
, 100 )
900—700
600+273 у 7 310+273 у
100 / ~ ( 100 /
600—310
700+273 \4
100 /
=24,6
=8,4
20,7+24,6=45,3
19,7+8,4=28,1
Рис. V.5 (для шамо-
та)
1,2
0,90
12,4
0,019 1
। —
=87,5
45,3 :,2 9,6
_________12,4_______
1 0.019 1
28,1 + 0,90 + 6,6
0,5 (87,5+59,5) =73,5
=59,3
(18.12)
Продолжение табл. 18.2
П. п. I Наименование Обо- значе- ние Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
/ 600—20 \ „
23 Среднее количество воздуха в реку- ператоре, м3/ч (18.18)
21 bUO l-J-U,2b ' —26 IUU у oUU—2U /
43 200-1620 (18-7)
24 Величина m — 0,9- =1,66
28 100-1,35 3,6-73,5-155
(18.6)
25 Относительный объем насадки реку- ператора н =1,09 28100-1348
26 Относительная температура подогре- ва воздуха Ав 0,57 Рис. 18.1, а
27 Температура нагрева воздуха, °C С 0,57-(900—200) +20 =522 (18.8)
522—20 _ (18.9)
28 Температура продуктов сгорания на выходе из рекуператора, °C
1,66
ТАБЛИЦА 18.3. РАСЧЕТ КЕРАМИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА С ВЕРТИКАЛЬНЫМИ ТРУБАМИ
69Z
1 -Ц -п Наименование Обо- значе- ния Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
1 Средняя теплоемкость, кДж/(м3-К) — св=1.40 4,31 -Ю3 , „„ с г, — — - — 1,62 д 2,21-1200 Рис. 11.12, табл. V.15
2 Количество, м3/ч — К' =9000 (1+0,15) = 10 400 Кд = 14 400+0,15- 9000= 15 750 (18.15), (18.17)
3 Температура, °C — 600 Задаемся
Среднее количество воздуха в реку- ператоре, м3/ч Величина m / 600—20 \ (18.18) (18.7)
4 5 900° Р 1-0,15 900_20 j =9890 14 400-1625 0,9 =1,52 9890-1,34
6 Относительная температура подогре- ва воздуха Ав 900—20 =0,75 1200—20 (18.4)
270
п. п. Наименование । Обо- значе- ние
воздух
7 Относительный объем рекуператора н
8 9 Температура продуктов сгорания на выходе из рекуператора, °C Температура стенки рекуператора, °C: на входе продуктов сгорания
10 11 на выходе продуктов сгорания Скорости, приведенные к 0 °C и 101,3 кПа, м/с: на входе на выходе Действительные скорости, м/с: ^ст 1,3 9000 1,3 =1, 10 400 / 9С1 \
на входе на выходе / . mi\j t 1,3 1+— =1 \ 273/ 1 , 900\ 1Д 1+—=' \ 273/
12 13 Коэффициент кинематической вязко- сти, м2/с: на входе на выходе Число Рейнольдса: на входе на выходе — 15,3-10-6 155-10-® 12 800 4200
14 Коэффициент теплоотдачи конвекци- ей, Вт/(м2-К): на входе на выходе — 17,9 28,4
Продолжение табл. 18.3
Вычисляемая величина
продукты сгорания
2,1
1200
900—20
1,52
=620
0,5 (900+1200) =1050
0,5 (20+620) =320
0,9
15 750
0,9------«1.0
14 400
218- 10-е
93,6-10—6
2600
3900
11,2
9,7
Примечании,
расчетные формулы
Рис. 18.1,6
(18-9)
(18.10)
Табл. 18.4
Табл. V.15, V.42,
Рис. V.1 (Н2О=Ю%
по рис. II.2)
Рис. 1.15
Режим движения
воздуха — турбу-
лентный, продуктов
сгорания — переход-
ный
Рис. 13.11 и 13.17;
S!=0,304 м
S2=0,152 м
S' =0,215 м
1 п. п. 1 Наименование Обо- значе- ния
воздух
15 16 17 18 19 20 21 22 Эффективная длина пути луча, м Коэффициент расхода воздуха в про- дуктах сгорания Состав продуктов сгорания, %: на входе на выходе Произведение парциального давле- ния на эффективную длину пути лу- ча, Па-м: на входе ^со/ ръ&1 на выходе рсо/ РН2О1 Степень черноты: на входе: со2 Н2О на выходе: СО2 Н2О Поправочный коэффициент на пар- циальное давление водяных паров: на входе на выходе Степень черноты продуктов сгора- ния: на входе на выходе Эффективная степень черноты стен- ки рекуператора 1 в ед ед еэф II II Illi Illi II II
Продолжение табл. /8.3
Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
| продукты сгорания
0,95-0,114=0,108 Табл. 13.2, ^=0,114 м
1,1 (1+0,15) =1,27 (18.16)
* . Рис. 11.12, а'=1,1,
17,5 % СО2, 10,0 % Н2О 16,0 % СО2, 9,0 % Н8О 0,175-108-0,108=0,0019- 10е 0,1-105.0,108=0,0011-Ю6 0,16-108-0,108=0,0017-106 а" =1,27
—
0,09-106-0,108=0,001-Ю6 0,048 0,014 4 Рис. 13.3 и 13.4
0,066 0,034
1,08 1,08 0,048+1,08-0,014=0,063 0,066+1,08-0,034=0,101 Рис. 13.5 (13.17)
0.8+1 Л „ —— =0,9 2 (13.12), еьт=0,8
Продолжение табл. 18.3
212
в
в
Наименование
Обо-
значе-
ние
Вычисляемая величина
воздух
продукты сгорания
Примечания,
расчетные формулы
23
Коэффициент теплоотдачи излучени-
ем от продуктов сгорания к стенке
рекуператора, Вт/(м2-К):
на входе
на выходе
24
Суммарный коэффициент теплоотда-
чи от продуктов сгорания к стенке
рекуператора, Вт/(м2-К):
на входе
25
на выходе
Коэффициент теплопроводности стен-
ки рекуператора (шамота), Вт/(м2Х
ХК):
на выходе продуктов сгорания
ЮД
ад
26
на входе продуктов сгорания
Коэффициент теплопередачи от про-
дуктов сгорания к воздуху, отнесен-
ный к единице объема рекуператора,
Вт/(мз-К):
Ьш
27
(13.48)
О,063-0,9-5,77
0,101-0,9-5,77
на входе продуктов сгорания
на выходе продуктов сгорания
Средний по рекуператору коэффи-
циент теплопередачи от продуктов
сгорания к. воздуху, отнесенный к
единице объема рекуператора,
Вт/(ма-К)
к"
4F
%'
1
/1200+273^ /1050+273\4
100 /
100 )
1200—1050
' 620+273 У
100 /
620—320
320+273 \*
100 /
8,5
0,90
1,4
=35,8
=8,3
11,2+35,8=47,0
9,7+8,3=18,0
2,303 0,140
47,0-0,114 ' 2-1,4 lg0,114 ' 28,4-0,140
--------------------8,5
2,303 0,140
. ------------------1Е_ .
18,0-0,114 2-0,9 0,114 17,9-0,140
0,5-(130,3+67,7) =99,0
I
1
------=130,3
•0,127
-----=67,7
0,127
Рис. V.5, fCT =320 °C
г",=1050 °с
_ 0,140+0,114
“ср —
2
0,127 м
(18.14)
Продолжение табл. 18.3
18—482
Наименование Обо- Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
с значе- ния воздух продукты сгорания
28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 Объем рекуператора, м3 Суммарная площадь поперечного се- чения для прохода продуктов сгора- ния, м2 Площадь насадки рекуператора в плане, м2 Высота рекуператора, м Количество рядов труб по высоте, шт. Количество рядов труб по оборотам воздуха, шт: I II III Площадь сечения для прохода воз- духа, м2 Площадь сечения для прохода воз- духа одного ряда трубок, м2 Число труб в поперечном направле- нии рекуператора по ходу воздуха, шт Общее число труб в поперечном на- правлении по ходу продуктов сгора- ния, шт. Число труб в продольном направле- нии рекуператора по ходу воздуха, шт. Ширина насадки рекуператора, мм Длина насадки рекуператора, мм Высота насадки, мм Объем насадки, м3 г ^д h F m n В L H W 9890-1,4-2,1 =81,4«80 3600-99,0 14 400 (18.6) См. п. 10 табл. 18.3 Принимаем рекупе- ратор трехоборотным по воздуху * См. п. 2 и 10 табл. 18.3 Схема рис. 18,6, б; F ==0,059 m — 0,033, принимаем zn=14 2 mn—tn—«+1 = 400
3600-0, 4,4/0,21 80/19 4,2/0, 3 3 4 10400 збоо-1,з ~ ,23 2,23/3=0,74 0,74+0,03г 0,059 4,4/0,( 400—1- 2-14— 213+305(1 213+304(1 196+420 4,178-4,469 9 ”’1 11=19,0 =4,2 42=10 -=13,1«14 )11=400 =15 -1 4—1) =4178 5—1) =4469 •10=4396 •4,396=82,0
ха в рекуператоре п=0,15. Коэффициент по-
лезного действия рекуператора т]=0,9.
Расчет сводим в табл. 18.3.
Гидравлический расчет рекуператора при-
веден в табл. 18.4.
18.3. Расчет
металлических рекуператоров
Металлические рекуператоры применяют для
нагрева воздуха и газа. Температура подогре-
ва среды в них ограничена, исходя из условий
Рис. 18.7. Зависимость коэффициен-
та теплопередачи в керамическом
рекуператоре от скорости воздуха:
1 — рекуператор из блоков; 2 — ре-
куператор с вертикальными труб-
ками
Уд = 12'/00 м;
t^=12OO°C
Й РАСЧЕТ КЕРАМИЧЕСКОГО
Но- мер уча- стка Участок Геометрические элементы Данные газа Скорост- ной на- пор h = =(Ч/2)Х Х₽,(1 + + a t), Па Расход на из- мене- ние скоро- стного напо- ра, Па
дли- на L, м ширина X вы- сота (диаметр), м; число про- ход- ное со- чета- ние Р,ма пери- метр U, м гидравли- ческий диаметр м подъем канала Н,м расход К», мэ /ч темпе- ратур t, °C ско- рость Ч), м/с
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Трасса воздуха
1 Вход в реку- ператор — 0,155 Х0,35Х X 13 X 3 2,1 39,4 0,213 — 10400 20 1,3 1,0 —1,0
2 Первый пово- рот — 0,165Х0,365Х X 13Х 3 2,3 40,6 0,220 — 10220 200 1,2 2,0 -1,0
3 Первый пово- рот на 180° 2,1 0,155X1,09Х х 13 2,2 32,4 0,272 +2,1 9960 380 1,2 3,0 0
4 Второй обо- рот (2 раза по 90ъ) — 0,165X0,356Х X 13 X 3 2,2 40,6 0,226 9700 490 1,2 3,0 -1,0
5 Второй пово- рот на 180° (2разапо 90°) 2,52 0,155X1,09Х X 13 2,3 32,4 0,272 +2,52 9700 600 1,2 3,0 0
6 Третий обо- рот — 0,165X0,356Х X 13Х 4 3,1 43,7 0,284 — 9350 750 1,1 2,0 +1,0
7 Выход из на- садки и пово- рот на 90° 0Д15Х0,35Х X 13Х 4 Тр 2,8 исса 77 родут стов сгор 1НИЯ 9000 900 1,1 2,0 0
1 Вход в на- садку — — 4,2 — — — 14400 1200 0,9 3,0 -3,0
2 Насадка (вер- тикальные трубы) 4,4 — 4,2 — 0,114 -4,4 15100 905 0,9 2,0 +1,0
3 Выход из насадки — — 4,2 — — — 15750 610 1,0 2,0 0
*См. табл. 18.2.
274
службы металла, из которого изготовлен ре-
куператор.
Основные виды применяемых металличе-
ских рекуператоров следующие: петлевые труб-
чатые, радиационные щелевые и на мелких
печах чугунные из- литых односторонне иголь-
чатых труб.
При расчете коэффициента теплопереда-
чи металлических рекуператоров в большинст-
ве случаев можно использовать формулу для
плоской стенки и пренебречь термическим со-
противлением стенки. При этом формула
(18.11) принимает вид
Jf = a1a2/(a1+(X2). (18.11а
Значения коэффициентов теплопередачи
должны быть приведены к одной поверхности
(например, наружной).
Пересчет коэффициента теплоотдачи,
Вт/(м2-К), с внутренней .поверхности к на-
ружной производится по формуле
к1н = а1<4/dn+i • (18.19)
Величину коэффициента теплопередачи,
Вт/(м2-К), для металлических рекуператоров
из литых игольчатых труб определяют по фор-
муле
& = &ifefe3, (18.20)
полученной на основании экспериментов. Ко-
эффициент зависящий от средних темпера-
тур воздуха tB и продуктов сгорания 4, опре-
деляют по формуле
kr = 1 + 0,000236 (?в 4- tp), (18.21)
а значения коэффициентов k-> и k3 — по графи-
кам рис. 18.8 в зависимости от скоростей воз-
духа и продуктов сгорания в рекуператоре,
приведенных к 0°С и 101,3 кПа.
В металлических рекуператорах принима-
ют следующие значения скоростей сред, при-
веденных к 0 °C и 101,3 кПа, м/с:
ТАБЛИЦА 18.4
РЕКУПЕРАТОРА С ВЕРТИКАЛЬНЫМИ ТРУБАМИ
Г еометрический напор Местные потерн Потери на трение Суммар- ное изме- мнение давления [ 13+15+ +18+20], Па Давление в начале участка, Па Давление в конце участка, Па
на 1 м высоты, Па на всем участке, Па номер со- противле- ния 2* Х?Л,Па f тр— A.L/d £ тр^ > Па
14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
— — 2 0,5 - Трасса -1,0 воздуха — —2,0 0* -2,0
— — 65 — -6,0 — — —7,О' -2,0 -9,0
+6,6 +14,0 19 2X1,2= 2,4 -5,0 0,3 -1,0 +8,0 -9,0 -1,0
— — 65 — —22,0 — — -23,0 -1,0 -24,0
+8,0 +20,0 19 2X1,2= 2,4 -7,0 0,4 -1,0 +12,0 -24,0 -12,0
— — 65 — -12,0 — — -11,0 -12,0 -23,0
— — 15,19 0,3+1,2= 1,5 -3,0 — — -3,0 -23,0 -26,0
— — 2 Трасс 0,5 a npodyi -2,0 стов сгорал 1ИЛ -5,0 0* -5,0
-9,0 -89,0 — — — 1,58 —3,0 —42,0 -5,0 -47,0
— — 15 0,6 —1,0 — — -1,0 -47,0 -48,0
18*
275
Продуктов сгорания.................1,5—5
Воздуха:
в трубчатых рекуператорах и реку-
ператорах из игольчатых труб . 4—10
в радиационных рекуператорах . . 15—30
Газа в трубчатых рекуператорах:
при низком давлений газа . . . 3—5
при высоком давлении газа (в слу-
чае установки инжекционных горе-
лок) ........................... 5—20
передаваемое излучением количество тепла
воспринимает весьма малая часть поверхности
нагрева (первый ряд трубчатых или 1—1,5 ка-
либра длины радиационных рекуператоров).
Температуру стенки, °C, конвективных ре-
куператоров рассчитывают по формуле
<ст=<в + ф(<д-^в). (18-22)
Значение коэффициента <р определяют по рис.
18.9 в зависимости от отношения коэффици-
Расчет металлических рекуператоров про-
изводят, используя графики на рис. 18.1-. Учи-
тывая, что в рекуператорах из литых игольча-
тых труб возможны утечки воздуха (п~0,1),
при расчете этих рекуператоров применяют
такую же методику, как и при расчете кера-
мических рекуператоров.
При определении размеров рекуператора
или температуры подогрева воздуха обычно
не учитывают передачу тепла излучением от
лредрекуператорного пространства, так как
Wt, м/с
Рис. 18.9. Коэффициент <р
Рис. 18.10. Коэффициент hr.
а — для воздуха; б — для продуктов сгорания
276
Рис. 18.11. Цилиндрический вертикальный радиацион-
ный рекуператор:
1 — наружный цилиндр; 2 — внутренний цилиндр;
3 — наружная изоляция
ентов теплоотдачи на стороне воздуха (газа)
#и продуктов сгорания. Для рекуператоров из
литых игольчатых труб значение коэффициен-
та <р можно определить принимая вместо от-
ношения коэффициентов теплоотдачи отноше-
ние скоростей воздуха и продуктов сгорания.
При расчете радиационных рекуператоров
температуру стенок определяют подбором, за-
даваясь значением температуры стенки и вы-
числяя тепловые потоки к этой стенке с дымо-
вой и воздушной сторон. При правильно вы-
бранной температуре значения тепловых по-
токов равны между собой.
При расчете металлического радиацион-
ного рекуператора используют следующие фор-
мулы для определения:
внутреннего диаметра цилиндра для про-
хода продуктов сгорания, м:
d1 = y4FK/n; (18.23)
наружного диаметра внутреннего цилинд-
ра, м:
^ = ^ + 2^; (18.24)
внутреннего диаметра наружного цилинд-
ра, м:
d3=K4FB/jt + 4; (18.25)
вели. »'ч щели между внутренним и на-
ружным цид.чндоом, по которой протекает
воздух, м:
S2 = (d3 — d3)/2; (18.26)
наружного диаметра рекуператора, м:
d4=d3 + 2S3 + 264, (18.27)
где FB и Ffl — сечения для прохода соответст-
венно воздуха и дыма, м2; в;, 6з и 64 — тол-
щины стенки внутреннего цилиндра, стенки
наружного цилиндра и изоляции, м.
При определении температуры стенки пер-
вых рядов труб или начального участка ра-
диационных рекуператоров следует учитывать
излучение предрекуператорного пространства.
Температура стенки первого ряда труб будет
примерно на 100 °C выше температуры, полу-
ченной по формуле (18.22).
Материал рекуператора выбирают в зави-
симости от полученной температуры стенки,
а для радиационных рекуператоров — в зави-
симости от напряжений в элементах конст-
рукций.
Если температура стенки, полученная из
расчета, выше, чем можно допустить для ма-
териала, из которого предполагают изготов-
пять рекуператор, то необходимо снизить тем-
пературу или скорость продуктов сгорания,
предусмотрев разбавление их атмосферным
воздухом или пропуская часть продуктов сго-
рания через байпас.
Первые ряды рекуператоров целесообраз-
но выполнять нз более жаростойкого мате-
риала или защищать их специальными защит-
ными устройствами: решетками, отдельными
легко сменяемыми секциями или предвклю-
ченными испарительными змеевиками. При по-
догреве воздуха иногда предусматривают сброс
нагретого воздуха в атмосферу, что обеспе-
чивает постоянство расхода воздуха через ре-
куператор и стабильную температуру стенок.
277
ТАБЛИЦА 18.5. РАСЧЕТ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО ТРУБЧАТОГО ПЕТЛЕВОГО РЕКУПЕРАТОРА
п. п, Наименование к С чеиия । Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Средняя тепло- емкость, кДж/ /(м3-К) Величина т Относительная температура по- догрева воздуха Относительный объем рекупера- тора Температура про- дуктов сгорания на выходе из ре- куператора, °C Температура труб рекуператора, °C: на входе про- дуктов сгора- ния на выходе про- дуктов сгорания Скорости, приве- денные к 0 °C и 101,3 кПа, м/с Действительные скорости, м/с: на входе на выходе Коэффициент ки- нематической вяз- кости, м2/с: на входе на выходе Число Рейнольд- са: на входе на выходе Коэффициент теп- лоотдачи конвек- цией, Вт/(м2-К): на входе на выходе «в Н ^СТ ^ст св= 1,33 „ „„ 2520С 0,88 1300С 450- 1000^- 4. 1000 0,5 (1000+450)=725 0,5-(20+780)=400 13,0 / 20\ 13,0 1+— =14,0 273/ ( 450\ 13,0 Н+^71=34,4 \ 273/ 15,3-10—6 71,65-10—• 59600 31700 32,4 64,4 2,8-10е сп — —-1,56 ц 1,79-1000 •1,56 =2,0 -1,33 -20 —=0,44 -20 ),67 50—20 —-—»780 2,0 Задаемся 750 °C Задаемся 500 °C 1,6 / 1000 \ 1,61 14- =7,5 к 273 / ’ „ / 780\ 1,6 14—- =6,2 \ 273 / 41,6 36,4 Рис, II.2, табл. V.15 (18-7) (18.4) Рис. 18.1, а (18.9) (18.10) (13.39) Движение воз- духа турбу- лентное Рис. 13.11 и рис. 13.16 (z= =8-е-10 и 3% Н2О)
278
Продолжение табл. 18.5
Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
В с -Наименование о® О tr воздух продукты сгорания
12 Коэффициент теп- лоотдачи конвек- цией, отнесенный к наружной по- верхности труб, Вт/(м2-К): — „ , 0,067 (18.19)
на входе на выходе 0,076 0,067
’ 0,076
13 14 15 Эффективная дли- на пути луча, м Поправка на ко- эффициент расхо- да воздуха Приведенная тол- щина слоя продук- тов сгорания, м 1 — 3,5-0,076=0,266 0,88 0,266-0,88=0,234- Табл. 13.2 Рис. 1.8, а =1,3 z-p
16 Степень черноты продуктов сгора- ния: Рис. 1.1
на входе ед — 0,106 /д= 1000 °C
17 на выходе Эффективная сте- пень черноты стен- ки ед еэф 0, 8+1 2 0,114 =0,9 /" = 780 °C бст=0,8
18 Коэффициент теп- лоотдачи излуче- нием от продуктов сгорания к стенке рекуператора, Вт/(м2-К): 0,106-0,9-5,77 /1000+273\4 /750+273 \4~ \ 100 / \ 1001 / (13.48)
на входе на выходе Суммарный коэф- фициент теплоот- дачи от продук- тов сгорания к стенке рекупера- тора, Вт/(м2-К): 0,114-0,9-5,77 1000—750 =33,8 /780+273 \4 /500+273у~ \ 100 / \ 100 ) .
19 780 —500 =18,5
на входе юд — 41,6+33,8=75,4
на выходе юд — 36,4+18,5=54,9
20 Коэффициент теп- лопередачи от про- дуктов сгорания к воздуху, отнесен- ный к наружной поверхности труб рекуператора: на входе про- дуктов сгорания 75,4-5( ’8 (13.18)
75,4+56,8
2'79
Продолэ!сение табл. 18.5
Ь.п- 1 Наименование 1 Обозна- чения Вычисляема и величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
на выходе про- дуктов сгорания 54,9-28,6 =18,7 54,9+28,6
21 Средний по реку- ператору коэф- фициент теплопе- редачи от продук- тов сгорания к воздуху, Вт/(м2Х ХК) 0,5 (32,4+18,7)=25,6 —•
22 Коэффициент теп- лопередачи с уче- том загрязнения поверхности на- грева, Вт/(м2-К) к 0,8-25,6=20,5 0,67-13000-1,33 Уменьшение на 20 %
23 Поверхность на- грева рекупера- тора, м2 Fp - — =157 3,6-20,5 (18.5); выбира- ем секцию с площадью на- грева Гр= = 150 м2
Трасса воздуха
1 Входная коробка 1,63 0,63X1,18 0,31 — 0,63 —1,63 13000 20 11,5
2 Трубчатка 4,73 0,067X80 0,28 — 0,067 -4,03 13000 120 13,0
3 ,»—»» 4,73 0,067X80 0,28 — 0,067 +4,03 13000 335 13,0
4 Выходная коробка 1,63 1,18X0,63 Трас 0,31 са продук тов сгс 0,63 орания +1,63 13000 450 11,5
1 Обтекание трубчатки — 4,6 — 0,076 — 25200 890 1,6
*Стл. табл. 18. 2
280
Продолжение табл. 18.5
Е Е Наименование Обозначе- ния Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
24
Площадь проход-
ного сечения, м2
Скорости, м/с
Отношение коэф-
фициентов тепло-
отдачи на сторо-
не воздуха и про-
дуктов ' сгорания:
на входе про-
дуктов сгорания
<н/ид
на выходе про-
дуктов сгорания
авн/«д
Коэффициент <р:
на входе
на выходе
Температура труб
рекуператора, °C:
на входе про-
дуктов сгорания
на выходе про-
дуктов сгорания
4,6
25200
3600-4,6
0,28
13000
3600-0,28'
56,8/75,4=0,75
28,6:54,9=0,52
0,55
0,63
4504-0,55 (1000—450)=750
204-0,63 (780—20)=500
Расчет не при-
водится
Рис. 18. 9
(18.22)
ТАБЛИЦА 18.6
МЕТАЛЛИЧЕСКОГО ТРУБЧАТОГО ПЕТЛЕВОГО РЕКУПЕРАТОРА
Скорост- ной на- пор h — = (uJ/2)X ^„(l+at), Па Расход на изме- ненне скорост- ного на- пора, Па Г еометрическии напор Местные потерн- Потери на трение Суммарное изменение давления [ 13+15+ +18+20], .Па Давление в начале уча- стка, Па Давление в конце участка, Па
на 1 м ВЫСОТЫ, Па на всем участке, Па номер сопротив- ления 2? Па е = ьтр = \L/d ?тр^» Па
12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
Трасса воздуха
93 -93 — — 17 0,95 -122 0,052 -6 —221 0* -221
160 -67 -з -14 9 0,42 -90 2,68 -570 -741 —221 -962
248 -88 +6 +28 15 0,70 -230 2,68 -880 —1170 -962 -2132
230 +18 +7 +11 14 0,17 -54 0,065 -21 —46 -1911 -1957
Трасса продуктов сгорания
8 -8
64
4,5
-36
-44 0* -44
281
ТАБЛИЦА 18.7. РАСЧЕТ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА ИЗ ЛИТЫХ ИГОЛЬЧАТЫХ ТРУБ
С с Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
1 Средняя теплоемкость, св=1,31 16,75-10® Рис. II. 1
2 ' кДж/(м3-К) Количество, м3/ч к' =1300(1+0,1)= 14,18-800 К=790+0Д.1300= (18.14) и (18.16)
3 Температура, °C — = 1430 =920 .>420 Задаемся
4 5 Условное количество воздуха в рекуператоре, м3/ч Величина т VB / 420—20 \ 1300 1+0,1 =1536 \ 240—20 j £790-1,47 „ 0,9 —=0,52 (18.18) (18.7)
6 7 Относительная темпе- ратура подогрева воз- духа Относительный объем Ав н 1536-1,31 240—20 „ „„ -=0,28 800—20 0,5 (18-4) Рис. 18.1, а
8 9 10 рекуператора Температура продуктов сгорания на выходе из рекуператора, °C Скорости, приведенные к 0°С и 101,3 кПа, м/с: на входе на выходе Средняя температура, °C 240 F800— 0, 1430 5,0— =5,5 1300 5,0* 0,5 (20+240)=130 -20 =380 52 1,1* 920 1,1 =1,28 790 0,5 (800+380)=590 (18.9) Принимаем*
11 Коэффициент ki — 1+0,000236 (130+580)=1,17 (18.21)
12 13 14 15. 16 Полусумма скоростей воздуха и продуктов сгорания, приведенная к 0°С и 101,3 кПа, м/с: на входе продуктов сгорания на выходе Коэффициент А2, Вт/ /(м2-К): на входе продуктов сгорания на выходе Отношение . ^од на входе продуктов сгорания на выходе Коэффициент £3: на входе на выходе Коэффициент теплопе- редачи от продуктов сго- рания к воздуху, Вт/ /(м2-К): на входе продуктов сгорания на выходе k' k" 0,5(1,1+5,0)=3,05 0,5(1,28+5,5)=3,4 30. 32,3 4,55 4,3 0,58 0,60 1,17-30-0,58=20,4 1,17-30,3-0,60=22,4 О,5(Гов+Год) Рис. 18.8, а Рис. 18.8, б (18.20)
282
Продолжение табл. 18.7
с
Е
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
£ Наименование Обозна- чения •Вычисляемая величина
воздух продукты сгорания
Средний по рекуперато- ру коэффициент теплопе- редачи от продуктов сго- рания к воздуху, Вт/ /(м2-К) k 1 0,5- (20,4+22,4) =21,4
Поверхность нагрева ре- куператора, м2 F 0,5-1365-1 -31
3,6-21,4 —11 ,о
Обозначение трубы реку- ператора * — Г1385
Условная поверхность нагрева одной трубы *, м2 — 0,42
Число труб, шт. — 11,6:0,42:^27
Примечания,
расчетные
формулы
(18-5)
Принимаем 27
труб в три хо-
да по воздуху.
В каждом ходе
9 труб — три
по ширине и
три по высоте
Фактическая поверх- —
ность нагрева рекупера-
тора (условная) *, м2
Проходное сечение для РБ
воздуха *, м2
Проходное сечение для FK
продуктов сгорания *, м2
Скорости, приведенные —
к 0 °C и 101,3 кПа, м/с:
на входе
на выходе
Коэффициент <р —
Температура стенки
труб рекуператора, °C:
на входе продуктов tCT
сгорания
на выходе /ст
первого ряда tCT
790
3600-0,201
920
3600-0,201
27-0,42=11,3
9-0,008=0,072
3-0,067=0,201
_14-gg__=55
3600-0,072
1300
----------=5,0
3600-0,072
0,19
. 240+0,19 (800—240)=346
20+0,19(380—20)=88
346+100=446
1,1
1,27
Рис. 18.9; Гов/
/Год=4,4
(18.22)
* См. Справочник конструктора печей прокатного производства, т. I. М.: Металлургия, 1970, с. 560, таол.
XVIII-5.
283
• Расчет движения газов в рекуператоре
производят согласно данным гл. 16 и прило-
жения IV.
Потери давления воздуха при движении
внутри литой игольчатой трубы каждого хо-
да рекуператора, Па,
h = ft1(/; + /")/200, (18.28)
где Л1 — коэффициент, определяемый по рис.
18.10,a, и tB —температура воздуха в на-
чале и конце хода, °C.
Потери давления продуктов сгорания при
движении между литыми игольчатыми труба-
ми, Па,
h = \ (п + 5m) ( + Q/20ООО, (18.29>
где hi — коэффициент, определяемый по рис.
18.10,6; п и т — число труб и число секций
рекуператора по направлению движения про-
дуктов сгорания; tди t д — температура про-
дуктов сгорания в начале и конце рекупера-
тора, °C.
При выборе рекуператоров нужно учиты-
вать, что промышленность выпускает рекупе-
раторы унифицированных размеров. Конст-
руктивные размеры и характеристики унифи-
цированных секций петлевых трубчатых реку-
ператоров и литых труб односторонне иголь-
чатых рекуператоров даны в литературе.
Уд = 7д0м3/ч; У'в=1500н3/г-
1^=800 °C i"=2WoC
—»- Воздух
Продукты
сгорания
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО
Но- мер учас- тка Участок Геометрические элементы Данные газа
дли- на^, м ширина X X высота (ди- аметр) , м; число проход- ное сече- ние F, м2 пери- метр С7,-м гидравли- ческий диаметр d = 4F/U, м подъем канала Н, м расход Vo, м3 /ч темпера- тура t, °C скорость we, м/с
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Трасса воздуха
1 2 3 Входной диффузор Вход в трубы I оборота Трубы I оборота 0,5 ^0,25/0,69Х Х0.345 0,049 0,072 0,072 — 0,25 — 1430 1430 1400 20 20 75 8,2 5,6 5,4
4 Выход из труб I оборота — — 0,072 — — — 1370 130 5,3
5 Поворот на 180° 0,9 0,4X0,345 0,138 1,49 0,37 -0,9 1370 130 2,8
6 Вход в трубы П оборота — — 0,072 — — — 1370 130 5,3
7 Трубы II оборота — — 0,072 — — — 1330 185 5,1
8 Выход из труб II оборота — — 0,072 — — 1300 240 5,0
9 Конфузор 0,5 4>0,25/0,69Х X 0,345 Тро< 0,049 ?со пред; уктов с 0,25 г орания 1300 240 7,4 I
1 | Рекуператор *См. табл. 18. 2, — — 0,201 - - — 860 600 1,2
284
Ниже приведены примеры расчета метал-
лических рекуператоров.
Пример 1. Определить поверхность нагре-
ва петлевого противоточного металлического
рекуператора для подогрева 13 000 м3/ч воз-
духа от температуры /в=20°С до /в=450°С.
В рекуператор поступает 25200 м3/ч продуктов
сгорания доменного газа' (QB=3,72 МДж/м3)
при /д= 1000 °C и а=1,3.
Коэффициент полезного действия рекупе-
ратора Г)=0,88.
Результаты расчета сводим в табл. 18.5.
Для изготовления труб рекуператора подби-
раем сталь XI7.
Схема и гидравлический расчет петлевого
металлического рекуператора приведены в
табл. 18.6.
Пример 2. Определить размеры противо-
точного металлического рекуператора из ли-
тых игольчатых труб.
В рекуператор поступают продукты сгора-
ния мазута с QB= 39,65 МДж/м3, коэффици-
ент расхода воздуха в продуктах сгорания на
входе в рекуператор авх=1,3. Утечка воздуха
в рекуператоре п=0,1. Коэффициент полезно-
го действия рекуператора т]=0,9.
Результаты расчетов сведены в табл. 18.7.
Схема рекуператора, количество и температу-
ры сред даны в табл. 18.8.
При полученных температурах успешно будут
работать трубы из ЖЧС-5,5.
Гидравлический расчет рекуператора при-
веден в табл. 18.8.
Пример 3. Определить поверхность нагре-
ва радиационного противоточного рекуперато-
ра для подогрева 16200 м3/ч воздуха от на-
чальной температуры /в=20°С до конечной
температуры /в=500°С. В рекуператор по-
ступают 21000 м3/ч продуктов сгорания смеси
доменного и коксового газов (Q в= 10,1 МДж/м3)
с коэффициентом расхода воздуха 1,2 при t R—
= 1000 °C. Коэффициент полезного, действия
рекуператора т] = 0,9.
Результаты расчетов сведены в табл. 18.9.
Схема рекуператора показана на рис. 18.11, а
гидравлический расчет приведен в табл. 18.10.
ТАБЛИЦА 18.8
РЕКУПЕРАТОРА ИЗ ЛИТЫХ ИГОЛЬЧАТЫХ ТРУБ
Элементы изменения давлении в канале Суммарное изменение давления [ 13+15+ +18+20], Па Давление в начале уча- стка, Па Давление в конце участка, Па
скорост- ной на- пор h — = (u?0/2)X Х₽о (1+аЦ Па расход на изме- пение скорое^ ного на- пора, Па геометрический напор местные потери потери на тренне
на 1 м высоты, Па на всем участке, Па номер сопротив- ления г? Xfh, Па ?тр^ > Па
12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
Трасса воздуха
48 -48 — — 17 0,7 -34 — — -82 0* -82
22 +26 — — 2 0,5 -11 — — +15 . -82 -67
24 -2 — — Рис.18. 10,6 — -141 — — -143 -67 -210
27 -3 — — 15 1,0 -27 — — —30 -21 -240
8 +19 -3,3 -з 33 3,0 -24 од 1,0 -9 -24 -249
27 -19 — — 2 0,5 -14 — — -33 -249 -282
29 -2 — — Рис. 18. 10,6 — -166 — — -168 —282 -450
31 -2 — — 15 1,0 -31 — —33 -45 -488
68 -37 — — 18 0,12 -8 — -45 -483 -528
Трасса ni юдук тов сг орания
— — — — Рис. 18. 10,6 - -4 __ - -4 0* -4
285
ТАБЛИЦА 18.9. РАСЧЕТ РАДИАЦИОННОГО РЕКУПЕРАТОРА
Е Е Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
I 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Средняя тепло- емкость, кДж/ /(м3-К) Величина т Относительная температура по- догрева воздуха, °C Относительная по- верхность нагре- ва Температура про- дуктов сгорания на выходе из реку- ператора, °C Скорости, приве- денные к 0 °C и 101,3 кПа, м/с Действительные скорости, м/с: на входе на выходе Площади проход- ного сечения, м2 Внутренний диа- метр цилиндра для прохода про- дуктов сгорания,м Наружный диа- метр внутреннего цилиндра, м Внутренний диа- метр наружного цилиндра, м Ширина щели, по которой проте- кает воздух, м Наружный диа- метр рекуперато- ра, м Эквивалентный диаметр щели, по которой протека- ет воздух, м гв н di dg ds б2 d4 св=1,34 21000-1 0,9 16200-1 500—20 1000—2С 0,8 1000—- 18,0 1 20 \ 18,0- 1+— 1=19,3 С1273У 3 1 500\ .18,0 1+— =51,0 j Д 273У 16200 Гв= =0,25 3600-18,0 V 3,Р 1,54-2-0 । /"^25 V 3,14 1,612—1, 2 1,612+2-0,001 2-0,( 5,4-103 сп— —1,52 д 3,55-100 ,55 - =1,32 ,34 —=0,49 17 00—20 =636 1,32 3,3 / 1Э00Х 3,3 1+-— 1=15,4 \ 273 ) ( 636\ 3,3 1+™ 1=11,0 \ 273/ 21000 р = — — 1 77 д 3600-3,3 77 -1’5 006=1,512 -1,5122=1,612 512 =0,05 5+2-0,15=1,924 )5=0,1 Рис. 11.17, при <д=1000°С и а=1,2; табл. V.15, при tB= = 500 °C (18-7) (18-4) Рис. 18.1,6 (18.9) Принимаем (18.23) (18.24), 61= =6 мм (18.25) (18.26) (18.27), 6S= = 6 мм, 64= —150 мм
286
Продолжение табл. 18.9
вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
в с Наименование Обозна- чения воздух продукты сгорания
15 Кинематический коэффициент вяз- кости, м2/с: на входе на выходе — 15,3-10—• 79,3-10—« 177,0-10—с 102,0-10—6 Табл. V.15 и V.43, рис. V.1
16 Число Рейнольд- са: на входе. на выходе 130 000 60 000 130 000 17 000 (13.39), движе- ние турбулент- ное
17 Температуры сте- нок рекуператора внутреннего ци- линдра, °C: на входе про- дуктов сгора- ния С 730 Принимаем предваритель- но
То же .'а выходе с 300
То же, наружного цилиндра: на входе 650
на выходе ч 90
18 Коэффициент теп- лоотдачи конвек- цией, Вт/(м2-К): на входе — ав = 44,6 «д6= 18,4 Рис. 13.11
на выходе ав = 76,8 ад6= 15,5
19 20 21 Состав продуктов сгорания, % Эффективная дли- на пути луча, м Произведение пар- циального давле- ния на эффектив- ную длину пути луча, Па-м: pcoJ 1 — 11 % СО2; 16 % Н2О 0,95-1,5=1,42 0,11-Ю6-1,42= =0,0156-10е Рис. 11.17, а=1,2 Табл. 13.2
рнго1 — 0,16-106-1,42= =0,0227.10в
22 Степень черноты на входе: СОг — — 0,12 Рис. 13.3 и 13.4
н2о — 0,16
То же, на выходе: СО2 — 0,14
Н2О — 0,22
23 Поправочный ко- эффициент на пар- циальное давле- ние водяных па- ров в 1,08 Рис. 13.5
287
Продолжение табл. 18.9
1 п. п. [ Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
24 25 26 27 28 29 Степень черноты продуктов сгора- ния: на входе на выходе Приведенная сте- пень черноты си- стемы, состоящей из внутреннего и наружного ци- линдров Эффективная сте- пень черноты ци- линдров Коэффициент теп- лопроводности изоляции из мине- ральной ваты, Вт/(м-К): на входе про- дуктов сгорания на выходе Тепловой поток излучением и кон- векцией от про- дуктов сгорания к внутреннему ци- линдру, Вт/м2: на входе на выходе Тепловой поток от внутреннего ци- линдра излучени- ем к наружному цилиндру и кон- векцией к нагре- ваемому воздуху, Вт/м2: на входе про- дуктов сгора- ния 4 ед епр еаф ^ИЗ ^из 41 п 41 ?2 1 1 0,12+1,08-0,16=0,29 0,14+1,08-0,22=0,38 (13.14) (13.8) и табл. 1.2, п. 36; 0,8 — степень черноты по- верхности ци- линдров (табл. 13.1) (13.12) «из=350 °C «из=50 °C (тем- пературой за- даемся) (13.7) и (13.25) (13.7), (13.25)
1 1,512 / 1 \ 0,8 * 1,612 \ 0,8 1 / 0,8 + 1 5 = 0,9 2 0,10 0,06 „ Г/1000+273\* [ 730+273 0,29.5,77.0.9^ ) -( + +18,4 (1000—730) = 29270 „ „ _ Г/ 636+273 \4 / 300+273 VI 0,38.5,77-0,9 !! + L\ юо / \ 100 / р +15,5 (636—300) = 16550 Г/ 730+273 \ * 1 650+273 \*1 0,67-5,77 - _ ‘ + Ц юо ) \ юо ) +76,8 (730—500) =28750
288
Продолжение табл. 18.9
R* R Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
30 31 на выходе Тепловой поток излучением от внутреннего ци- линдра к наруж- ному, отнесенный к поверхности на- ружного цилинд- ра, Вт/м2: на входе про- дуктов сгорания на выходе Тепловой поток от наружного ци- линдра конвекци- ей к нагреваемому воздуху и тепло- проводностью че- рез изоляцию, Вт/м2: на входе про- дуктов сгорания на выходе Я-2 ?2н ?2н Чз Чз Г/ 300+273 \ 0,67-5,77 I — |Д 100 У +44,6 (300—2( Г/ 730+273 0.67-5,77 L\ юо 1,512 Х 1,612 0,67.5 >77Г/300+273> ]д юо 1,512 Х1,612 4 / 90+273 \4~] \ 100 / ]+ ))=16000 4 / 650+273 \41 \ юо / ]х -= 10 370 I4 / 90+273 \4~1 \ 100 J ]х -=3280 650—20 d2 и ds — см. п. Юн 11 табл. 18.9 dt—см. п. 13 табл. 18.9; 17,5 — суммар- ный коэффици- ент теплоотда- чи конвекцией и излучением от наружной поверхности в окружающее пространство, Вт/(м2-К)
’ 1 ' 1,612 1,924 2-0,10 ’2,31g 1,612 + 1,612
17,5-1,924 = 11950 90—20
•’ v Ь612 2-0,06 1,924 • 2,31g— + 1,612 , 1,612
1 17,5-1,924 =3160
19—482
289
Продолжение табл. 18.9
к Е Наименование Обозна- чения Вычисляемая величина Примечания, расчетные формулы
воздух продукты сгорания
32 33 34 35 36 37 Сравнение тепло- вых потоков, Вт/м2 Суммарный коэф- фициент теплоот- дачи к внутренне- му цилиндру от продуктов сгора- ния, Вт/(м2-К): на входе на выходе Коэффициент теп- лопередачи от про- дуктов сгорания к воздуху, Вт/ (м2* К): на входе про- дуктов сгора- ния на выходе Средний по реку- ператору коэф- фициент теплопе- редачи от продук- тов сгорания к воздуху, Вт/м2 Поверхность на- грева рекупера- тора, м2 Высота рекупера- тора, м 41И <?2 Ч П <71 и <?2 ?2н и <7з <72нИ(7з “д «д kp kF kp F h 29270ss28 730 16 550^16 000 10 370^11 950 3280^3160 29150/(1000—730)=108 16550/(636—300)=49,2 108-76,8 —=44,9 108+76,8 49,2-44,6 — —=23 4 49,2+44,6 0,5 (44,9+23,4)=34,2 0,87-16200-1,34 — =154 3,6-34,2 154 =32,7 3,14-1,5 См. п. 28 и 29; 30 и 31 табл. 18.9. Темпера- туры (п. 17 табл. 18.9) вы- браны правиль- но Ят. Г-t J\ *ви <h кд-'- ' ' t —t Гвн (18.18) (18.5)
290
ТАБЛИЦА 18.10. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ЦИЛИНДРИЧЕСКОГО РАДИАЦИОННОГО
РЕКУПЕРАТОРА , •
1 Номер участка Участок Геометрические элементы
длина L, м размеры ши- ринах высота (радиус свода, диаметр) м. число проходиое сечение F, м- периметр U, м гидравличес- кий диаметр 4F подъем канала Н, м
Трасса воздуха
1 Вход в коробку — 0,95X0,95 0,9 — — —
2 Поворот на 180° -—• 0 1,6/02,6 3,3 — — —
3 Щель и выход из щели 32,6 01,6/01,5 0,25 — — 32,6
% Тросса продуктов сгорания
4 Вход в рекуператор — 01,0 0,785 — 1,0 —
5 Рекуператор 32,6 01,5 1,77 — 1,5 32,6
6 Выход из рекуператора — 01,5 1.77 — — —
Продолжение
I Номер участка Участок Данные газа Скоростной напор Л=^Р0Х 2 X(l-potf), Па Расход на измене- ние ско- ростного напора, Па Г еометрический напор
расход Ко, м!/ч температура t, °C j □ Э О j S на 1 м высоты, Па на всем участке, Па
Трасса воздуха
1 2 Вход в коробку Поворот на 180° 16200 16200 20 20 5,0 1,5 18,0 2,0 —18,0 +16,0 —-
3 Щель и выход из щели 16200 Трас 260 са npodt 18 JKTOB с 410 горания —408 5,3 —173
4 Вход в рекуператор 21 000 1000 7,5 168 —168 — —
5 Рекуператор 21000 815 3,3 28 +140 +8,8 +287
6 Выход из рекуператора 21 000 630 3,3 23 +5 — —
Продолжение
| Номер участка У часток Местные Потери Потери на трение Суммарное измене- ние давлеиия}[13+ 4-15+18+20], Па L Давление в начале участка, Па :ие в конце 1, Па
номер соп- ротивления ХУг, Па t =2±_ feTP «я К е о, Е-<
S «и к «я £ о се Г S'
1 Вход в коробку 17 Т росса 0,28 воздухе —5,0 2 —23,0 0* 23,0
2 Поворот на 180° 34 4,0 —8,0 — — +8,0 —23,0 15,0
3 Щель и выход из щели 15 1,0 —410 10 —4100 —5091 —15,0 5106
4 Вход в рекуператор Тра 15 сса пред 0,32 уктов сг —54 орания —222 ' 0* 222
5 Рекуператор — — — 0,5 —14 +413 —222 +191
6 Выход из рекуператора 15 1,0 —23 — — —18 +191 +173
* См. табл. 18.2.
19*
291
Приложение I
ТАБЛИЦЫ И ГРАФИКИ
ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕПЛООБМЕНА
Теплообмен излучением (табл. 1.1—1.4, рис. 1.1—1.13)
ПРИЛОЖЕНИЯ
ТАБЛИЦА 1.1. ЗНАЧЕНИЯ 6=(77100)4 Продолжение табл. 1.1
t, °C т, к е=(—у V юо) t, °C Г, К е= (—У к юо ] t, °C Т, к е=(—у t, °C Т. к 6 = (—V 1 юо/
0 273 55,55 310 583 1155,25 620 893 6359,2 792 1065 12 865
5 278 59,73 315 588 1195,39 625 898 6502,9 794 1067 12 962
10 283 64,14 320 593 1236,57 630 903 6648,9 796 1069 13 059
15 288 68,80 325 598 1278,81 635 908 6797,4 798 1071 13 157
20 293 73,70 330 603 1322,12 640 913 6948,4 800 1073 13 256
25 298 78,86 335 608 1366,51 645 918 7101,8 802 1075 13 355
30 303 84,29 340 613 1412,02 650 923 7257,8 804 1077 13 454
35 308 89,99 345 618 1458,66 655 928 7416,4 806 1079 13 555
40 313 95,98 350 623 1506,44 660 933 7577,5 808 1081 13 655
45 318 102,26 355 628 1555,40 665 938 7741,3 810 1083 13 757
50 323 108,85 360 633 1605,5 670 943 7907,6 812 1085 13 859
55 328 115,74 365 638 1656,8 675 948 8076,7 814 1087 13 961
60 333 122,96 370 643 1709,4 680 953 8248,4 . 816 1089 14 064
65 338 130,52 375 648 1763,2 685 958 8422,9 818 1091 14 168
70 343 138,41 380 653 1818,2 690 963 8600,1 820 1093 14 272
75 348 146,66 385 658 1874,6 695 968 8780,1 822 1095 14 377
80 353 155,27 390 663 1932,2 700 973 8963,0 824 1097 14 482
85 358 164,26 395 668 1991,2 702 975 9036,9 826 1099 14 588
90 363 173,63 400 673 2051,4 704 977 9111,3 828 1101 14 694
95 368 183,40 405 678 2113,1 706 979 9186,1 830 1103 14 801
100 373 193,57 410 683 2176,1 708 981 9261,4 832 1105 14 909
105 378 204,16 415 688 2240,5 710 983 9337,1 834 1107 15 017
ПО 383 215,18 420 693 2306,4 712 985 9413,4 836 1109 15 126
115 388 226,63 425 698 2373,7 714 987 9490,1 838 1111 15 235
120 393 238,54 430 703 2442,4 716 989 9567,2 840 1113 15 345
125 398 250,92 435 708 2512,7 718 991 9644,8 842 1115 15 456
130 403 263,77 440 713 2584,4 720 993 9722,9 844 1117 15 567
135 408 277,10 445 718 2657,6 722 995 9801,5 846 1119 15 679
140 413 290,94 450 723 2732,5 724 997 9880,5 848 1121 15 791
145 418 305,28 455 728 2808,8 726 999 9960,1 850 1123 15 904
150 423 320,16 460 733 2886,8 728 1001 10 401 852 1125 16 018
155 428 355,56 465 738 2966,4 730 1003 10 121 854 1127 16 132
160 433 351,52 470 743 3047,6 732 1005 10 202 856 1129 16247
165 438 368,04 475 748 3130,4 734 1007 10 283 858 1131 16 363
170 443 . 385,14 480 753 3215,0 736 1009 10 365 860 1133 16 479
175 448 402,82 485 758 3301,2 738 1011 10 447 862 1135 16 595
180 453 421,11 490 763 3389,2 740 1013 10 530 864 1137 16 713
185 458 440,01 495 768 3478,9 742 1015 10 614 866 1139 16 830
190 463 459,54 500 773 3570,4 744 1017 10 698 868 1141 16 949
195 468 479,72 505 778 3663,7 746 1019 10 782 870 1143 17 068
200 473 500,55 510 783 3758,8 748 1021 10 867 872 1145 17 188
205 478 522,05 515 788 3855,7 750 1023 10 952 874 1147 17 308
210 483 544,24 520 793 3954,5 752 1025 11 038 876 1149 17 429
215 488 567,13 525 798 4055,2 754 1027 11 125 878 1151 17 551
220 493 590,73 530 803 4157,8 756 1029 11 211 880 1153 17 673
225 498 615,06 535 808 4262,3 758 1031 11 299 882 1155 17 796
230 503 640,14 540 813 4368,8 760 1033 11 387 884 1157 17 920
235 508 665,97 545 818 4477,3 762 1035 11 475 886 1159 18 044
240 513 692,58 550 823 4587,7 764 1037 11 564 888 1161 18 169
245 518 719,98 555 828 4700,3 766 1039 11 654 890 1163 18 294
250 523 748,18 560 833 4814,8 768 1041 11 744 892 1165 18 421
255 528 777,21 565 838 4931,5 770 1043 11 834 894 1167 18 547
260 533 807,07 570 843 5050,2 772 1045 11 925 896 1169 18 675
265 538 837,78 575 848 5171,1 774 1047 12 017 898 1171 18 803
270 543 869,36 580 853 5294,1 776 1049 12 109 900 1173 18 932 '
275 548 901,82 585 858 5419,4 778 1051 12 201 902 1175 19 061
280 553 935,19 590 863 5546,8 780 1053 12 295 904 1177 19 191
285 558 969,48 595 868 5676,5 782 1055 12 388 906 1179 19 322
290 563 1004,69 600 873 5808,4 784 1057 12 482 908 1181 19 454
295 568 1040,86 605 878 5942,6 786 1059 12 577 910 1183 19 586
300 573 1078,00 610 883 6079,1 788 1061 12 672 912 1185 19 718
305 578. 1116,12 615 888 6218,0 790 1063 12 768 914 1187 19 852
292
Продолжение табл. 1.1
Продолжение табл. 1.1
t, °C Т, к 0 = (—У \ юо/ t, °C Т. к е=(—У \ 100) t. °C Т. к °=(—У \ юо/ t. °C т, к 0 = (—у \ 100/
916 1189 19 986 1042 1315 29 902 1168 1441 43 118 1294 1567 60 294
918 1191 20 121 1044 1317 30 085 1170 1443 43 358 1296 1569 60 603
920 1193 20 256 1046 1319 30 268 1172 1445 43 598 1298 1571 60 912 <
922 1195 20 393 1048 1321 30 452 1174 1447 43 840 1300 1573 61 223
924 1197 20 529 1050 1323 30 637 1176 1449 44 083 1302 1575 61 535
926 1199 20 667 1052 1325 30 822 1178 1451 44 327 1304 1577 61 848
928 1201 20 805 1054 1327 31 009 1180 1453 44 572 1306 1579 62 163
930 1203 20 944 1056 1329 31 196 1182 1455 44 818 1308 1581 62478
932 1205 21 084 - 1058 1331 31 384 1184 1457 45 065 1310 1583 62 795
934 1207 21 224 1060 1333 31 573 1186 1459 45 313 1312 1585 63 113
936 1209 21 365 1062 1335 31 763 1188 1461 45 562 1314 1587 63 432
938 1211 21 507 1064 1337 31 954 1190 1463 45 812 1316 1589 63 752
940 1213 21 649 1066 1339 32 146 1192 1465 46 063 . 1318 1591 64 074
942 1215 21 792 1068 1341 32 338 1194 1467 46 315 1320 1593 64 397
944 1217 21 936 1070 1343 32 531 1196 1469 46 568 1322 1595 64 721
946 1219 22 081 1072 1345 32 726 1198 1471 46 822 1324 1597 65 046
948 1221 22 226 1074 1347 32 921 1200 1473 47 077 1326 1599 65 372
950 1223 22 372 1076 1349 33 117 1202 1475 47 333 1328 1601 65 700
952 1225 22 519 1078 1351 33 314 1204 1477 47 591 1330 1603 66029
954 1227 22 666 1080 1353 33 511 1206 1479 47 849 1332 1605 66 359
956 1229 22 814 1082 1355 33 710 1208 1481 48 108 1334 1607 66 690
958 1231 22 963 1084 1357 33 909 1210 1483 48 369 1336 1609 67 023
960 1233 23 113 1086 1359 34 110 1212 1485 48 630 1338 1611 67 357
952 1235 23 263 1088 1361 34 311 1214 1487 48 893 1340 1613 67 692
934 1237 23 414 1090 1363 34 513 1216 1489 49 156 1342 1615 68 028
956 1239 23 566 1092 1365 34 716 1218 1491 49 421 1344 1617 68 366
968 1241 23 718 1094 1367 34 920 1220 1493 49 687 1346 1619 68 705
970 1243 23 872 1096 1369 35 125 1222 1495 49 953 1348 1621 69 045
972 1245 24 026 1098 1371 35 331 1224 1497 50 221 1350 1623 69 386
974 1247 24 181 1100 1373 35 537 1226 1499 50 490 1352 1625 69 729
976 1249 24 336 1102 1375 35 745 1228 1501 50 760 1354 1627 70 073
978 1251 24 492 1104 1377 35 953 1230 1503 51 031 1356 1629 70 418
980 1253 24 649 1106 1379 36 162 1232 1505 51 303 1358 1631 70 765
982 1255 24 807 1108 1381 36 373 1234 1507 51 577 1360 1633 71 112
984 1257 24 966 1110 1383 36 584 1236 1509 51 851 1362 1635 71 461
986 1259 25125 1112 1385 36 796 1238 1511 52 126 1364 1637 71 812
988 1261 25 285 1114 1387 37 009 1240 1513 52 403 1366 1639 72 163
990 1263 25 446 1116 1389 37 223 1242 1515 52 681 1368 1641 72 516
992 1265 25 607 1118 1391 37 438 1244 1517 52 959 1370 1643 72 870
994 1267 25 770 1120 1393 37 653 1246 1519 53 239 1372 1645 73 226
996 1269 25 933 1122 1395 37 870 1248 1521 53 520 1374 1647 73 582
998 1271 26 096 1124 1397 38 088 1250 1523 53 802 1376 1649 73 941
1000 1273 26 261 1126 1399 38 306 1252 1525 54 085 1378 1651 74 300
1002 1275 27 427 1128 1401 38 526 1254 1527 54 370 1380 1653 74 661
1004 1277 26 593 ИЗО 1403 38 746 1256 1529 54 655 1382 1655 75 023
1006 1279 26 760 1132 1405 38 968 1258 1531 54 942 1384 1657 75 386
1008 1281 26 928 1134 1407 39 190 1260 1533 55 229 1386 1659 75 751
1010 1283 27 096 1136 1409 39 413 1262 1535 55 518 1388 1661 76116
1012 1285 27 265 1138 1411 39 638 1264 1537 55 808 1390 1663 76 484
1014 1287 27 436 1140 1413 39 863 1266 1539 56 099 1392 1665 76 852
1016 1289 27 607 1142 1415 40 089 1268 1541 56 391 1394 1667 77222
1018 1291 27 778 1144 1417 40 316 1270 1543 56 684 1396 1669 77 594
1020 1293 27 950 1146 1419 40 544 1272 1545 56 979 1398 1671 77 966
1022 1295 28 124 1148 1421 40 773 1274 1547 57 274 1400 1673 78 340
1024 1297 28 298 1150 1423 41 003 1276 1549 57 571 1405 1678 79281
1026 1299 28 473 1152 1425 • 41 234 1278 1551 57 869 1410 1683 80 230
1028 1301 28 649 1154 1427 41 466 1280 1553 58 168 1415 1688 81 183
1030 1303 28 826 1156 1429 41 699 1282 1555 58 468 1420 1693 82154
1032 1305 29 003 1158 1431 41 933 1284 1557 58 770 1425 1698 83 129
1034 1307 29 181 1160 1433 42168 1286 1559 59 072 1430 1703 84 112
1036 1309 29 360 1162 1435 42 404 1288 1561 59 376 1435 1708 85 104
1038 1311 29 540 1164 1437 42 641 1290 1563 59 681 1440 1713 86105
1040 1313 29 721 1166 1439 42 879 1292 1565 59 987 1445 1718 87 115
293
Продолжение табл. 1.1
Продолжение табл. 1.1
t,°c т, к е= т1 \ 100.1 t, °C т. к \ looj t, °C Т, К t. °C т. к 6 = (—у к юо;
1450 1723 88 134 1590 1863 120 462 1730 2003 160 962 1870 2143 210 906
1455 1728 89 161 1595 1868 121 751 1735 2008 162 575 1875 2148 212 881
1460 1733 90 197 1600 1873 123 070 1740 2013 164 201 1880 2153 214 870
1465 1738 91 243 1605 1878 124 389 1745 2018 165 838 1885 2158 216 873
1470 1743 92 297 1610 1883 125 719 1750 2023 167 488 1890 2163 218 890
1475 1748 93 361 1615 1888 127 060 1755 2028 169 150 1895 2168 220 921
1480 1753 94 434 1620 1893 128 411 1760 2033 170 824 1900 2173 222 966
1485 1758 95 516 1625 1898 129 773 1765 2038 172 511 1905 2178 225 025
1490 1763 96 607 1630 1903 131 146 1770 2043 174 210 1910 2183 227 099
1495 1768 97 708 1635 1908 132 530 1775 2048 175 922 1915 2188 229 187
1500 1773 98 818 1640 1913 133 924 1780 2053 177 646 1920 2193 231 289
1505 1778 99 937 1645 1918 135 330 1785 2058 179 383 1925 2198 233 405
1510 1783 101 066 1650 1923 136 747 1790 2063 181 133 1930 2203 235 536
1515 1788 102 203 1655 1928 138 175 1795 2068 182 895 1935 2208 237 682
1520 1793 103 352 1660 1933 139 614 1800 2073 184 670 1940 2213 239 842
1525 1798 104 510 1665 1938- 141 064 1805 2078 186 458 1945 2218 242 017
1530 1803 105 678 1670 1943 142 525 1810 2083 188 260 1950 2223 244 207
1535 1808 106 855 1675 1948 143 998 1815 2088 190 074 1955 2228 246 411
1540 1813 108 042 1680 1953 145 482 1820 2093 191 901 1960 2233 248 631
1545 1818 109 238 1685 1958 146 977 1825 2098 193 741 1965 2238 250 865
1550 1823 110 445 1690 1963 148 485 1830 2103 195 595 1970 2243 253 115
1555 1828 111 662 1695 1968 150 003 1835 2108 197 461 1975 2248 255 373
1560 1833 112 888 1700 1973 151 533 1840 2113 199 342 1980 2253 257 659
1565 1838 114 125 1705 1978 153 075 1845 2118 201 235 1985 2258 259 954
1570 1843 115 372 1710 1983 154 629 1850 2123 203 142 1990 2263 262 264
1575 1848 116 629 1715 1988 156 194 1855 2128 205 063 1995 2268 264 589
1580 1853 117 897 1720 1993 157 772 1860 2133 206 997 2000 2273 266930
1585 1858 119 174 1725 1998 159 361 1865 2138 208 944
«62
296
Рис. 1.4. Степень черноты продуктов сгорания смешанного (доменного и коксового)
газа QP =8,40 МДж/м3
Рис. 1.5. Степень черноты продуктов сгорания генераторного газа QP=4,80 МДж/м3
из донецкого антрацита марки AM
297
РИС. 1.7. Степень черноты продуктор сгорания природного газа Q₽=35,0 МДж/м3
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
ТАБЛЙЦА I. 2
УГЛОВЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ ИЗЛУЧЕНИЯ И ВЗАИМНЫЕ ПОВЕРХНОСТИ
Площадка dF j бесконечно малой
ширины и любой длины и бесконечно
длинная полоса dF 2 бесконечно
малой ширины, образующая линия
которой параллельна dF!
2
cos а
'PdFl,dF2 ~ 2 ~da’
HdF1,dFi= dF^dF1,dF2
Полоса конечной длины Ъ и
бесконечно малой ширины и бес-
конечно узкая полоса такой же
длины, образованная параллельной
линией
cos а Ъ
VdFi, dF2 = ~----arctg-da;
HdF2,dF2 = dF2
Два кольцевых элемента на внут-
ренней поверхности прямого
кругового цилиндра
VdF1,dF2 = t 1--^7^372 гДеХ= x/2R;
HdFl,dF2 = d^dFr, dF2
Элементарная площадка dFx и произ-
вольный прямоугольник F 2, располо-
женные в параллельных плоскостях.
Нормаль к этим плоскостям прохо-
дит через одну из вершин прямоуголь-
ника F 2 и через площадку dFt
d£
Продолжение табл. 1.2
№п/п
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
5
Элементарная площадка dF 1 и произ-
вольный прямоугольник F 2, располо-
женные в параллельных плоскостях.
Нормаль проходит через площадку
dFt и прямоугольник F 2
6
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
VdFi,F2= Vdr1,l + ¥’dFl,2 + ^dF1,3 +
+l|5dF1 ^(слагаемые определяют по п. 4) ;
HdFi, F2 = HdFt,l+HdFi,2 +
+ HdFi,3+HdFly4
Элементарная площадка dF j и произ-
вольный прямоугольник Р2, располо-
женные в параллельных плоскостях.
Нормаль проходит через площадку
dF i и вне прямоугольника F2
vdF!, F.2 ~ ^dFi,(l+2+3+4) Vcjf1,(3+4) ~
— v’dF1,(2+3) (слагаемые опре-
деляют по п. 4);
HdFiy F2 = HdF1,(l+2+3+4)-
~HdF j, (2+3) -HdFb3
Элементарная площадка dF! и произ-
вольный прямоугольник F 2, располо-
женные во взаимно перпендикулярных
плоскостях
R2
'f’dFi, F2 ~ h2 +R2 >
HdFi,F.2 = dFi*dFi,F2
Элемент плоскости dF, и круглый
диск, расположенный в плоскости,
параллельной элементу. Нормаль к
элементу проходит через центр диска
Элемент плоскости dFj и эллипс в
плоскости,параллельной элементу.
Нормаль к элементу проходит через
центр эллипса
a b
VdF!,F2~ J(h2 + a2) (h2+62)
HdFi,F2 = dF'*dFi,F2
29S>
Продолжение табл. 1.2
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
10
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Элементарная площадка dF 1 и произ-
вольный диск F2, расположенные в
параллельных плоскостях
Элементарная площадка dFi и произ-
вольный диск F 2, расположенные во
взаимно перпендикулярных плоскос-
тях
B=a/D
А2 + В2 -V4_____
vdFi,F2 1 у/(А2 + В2 +У^2—УаВ2'
где А = a /D и В = h/IF,
HdF1,F2=" dFi*dFi, F-2
A A2 +B2 +Va
fdFi, F2 = ~[ j (A2 + S2 + l/4)2_ 1/<B2 Ч»
где A = h/Dn В ~ a ID',
HdFi, F2 = dF^dFi, F2
12
Элементарная площадка и часть
кольца. Ось пучка составляет угол
в с . направлением нормали к пло-
щадке dFt
VdFiAF2 = (т72я)- cose (sin3a2 — sin2 a,);
HdF^F2 ='dFiVdFt,^F2
13
Площадка dF 2 бесконечно малой
ширины и любая цилиндрическая
поверхность F2, образованная бес-
конечно длинной линией, параллель-
ной плоскости dFi
vdFi,F2= (sina2 — sinat);
HdFi,F2 ~ dF2VdFi,F.2
чзор
Продолжение табл. 1.2
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
14
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Элементарная полоса dFj любой
длины и бесконечно длинный ци-
линдр
Y
vdFi,F2 ~ X2 + У2 ’
гдеХ= (a/R)viY = (h/R);
HdFl,F2 = dF^dF2,F2
15
Элемент любой длины на поверх-
ности цилиндра dF t и бесконечно
протяженная плоскость Р2
V>dF1, F = (1 + cosa);
HdFt, F2 = dF^dFt, F2
16
18
Кольцевой элемент dF2 на внутренней
поверхности прямого кругового ци-
линдра и круглый диск F 2 на торце
Сфера бесконечно малого радиуса
dF2 и произвольный прямоугольник
F2 Нормаль к плоскости прямоу-
гольника проходит через одну из
вершин прямоугольника и сферу
Бесконечно малая сфера dF г и
тело F2 произвольной формы
конечных размеров (I) ; сфера
конечных размеров F t и тело F2
в бесконечности (II)
X2 +%
гдеХ= x)2R ;
HdF1,F2 = WiVdFt, F2
HdFt,F2 ~ dFl'^dF1,F2
^dFi, F2~ 03/4lr I1) ’
Vl-2= "/4гг (П),
где w — телесный угол, под которым из
центра сферы видно тело F2 ;
HdFt, F2 = ^dFt, F2dFi С1)!
Hi 2 = ^i2Fi = (II);
rflefj — поверхность сферы; ДГ1 —
площадь поверхности, вырезаемой на
сфере лучами внутри со
301
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
19
Пара одинаковых прямоугольников,
расположенных в параллельных
плоскостях друг против друга (в
случае квадратов а /Ь=1)
Пара неравных прямоугольников,
расположенных в параллельных
плоскостях
_ Г 2
^1,П — + 'Р13 24
где I = 1 + 2, II = 3 + 4 (<рг п, р13 и 24
определяются по п. 19) ;
•^1,П %(Я1(11+Нхз Н24)
21
Две произвольно расположенные
площадки, расстояние между кото-
рыми велико по сравнению с их раз-
мерами. Нормали к центрам поверх-
ностей лежат в одной плоскости
V12 —
h, h2
—
яс 4
h j h
яс4
н12 = Я21 =
^21 —
Fit
hj h2
яс4
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
№п/п
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
<р = v/i/4(B +1)2 + А2 — +
при определении ^>12: A=h/cl ,В = c2/ci;
при определении <p2l: A=h/c2 ,В= с2/с2-
Hi2 = -Fili; = + с2)2 + h2 —
— у/У4(с2 -ct)2 +h2
23
Две параллельные плоскости,
размеры которых значительно
больше расстояния между ними
У//////////7/ ;
>Р12 ~~ ¥>21 ~~ 1
24
777/7777777/7,2-
Два прямоугольника одинаковой
длины, имеющие одну общую
сторону и расположенные пер-
пендикулярно друг другу
Две бесконечно длинные плас-
тины разной ширины а и Ь, име-
ющие одну общую сторону и рас-
положенные перпендикулярно
друг другу
При определении ¥> i2 : А = Ъ/с ,В = а /с;
При определениир21 -А = а/с,В ~ Ъ/с ;
Н12 = F i¥>i2 = acipi2
V12 — % (1 "(А — ч/1 + А2), где А = а /Ь ;
Н12 = -?1¥>12
26
Две бесконечно длинные пластины
равной конечной ширины Ь, имею-
щие общую сторону и расположен-
ные под углом а друг к другу
¥>12 = 1 — sin (а/2);
Н12 = ^1¥> 12
Два прямоугольника одинаковой дли-
ны, расположенные перпендикулярно
друг другу и не имеющие общей сторо-
ны
а а 2
¥>12 =
'Ри = ¥>21"~¥>21 ('Й1-2"'Р1"2’^>21'и ¥>21"
определяют по п. 24);
Н12 = F 1¥>ы = F1„¥>1..2 —
303
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
№ п/п
28
Два прямоугольника одинаковой дли-
ны, расположенные в перпендикуляр-
ных плоскостях и не имеющие общей,
стороны
Угловой коэффициент изл^ «гения и взаимная поверхность
О 0,2
<Р12 “ 2») ~ — (<Р1* ,
ь ьа
f21 — (f2"l" Г (f 2'i"—f 2'1')Т“
01
(fl '2 fl "2".f 2 '1 ' . f 2'1 ". f 1 "2 '. f 2 "1 '. f l"j " И
f 2 "i определяют no n. 24);
Л12 ~ Г1<ру2 “ l^f 12
29
Два прямоугольника, расположен-
ные в перпендикулярных плоскос-
тях и не имеющие общей стороны
Fl-y 1 "2 Fl f l 2 ' ~ F! ' f 1 -2
(f i "2". f 12' и f 1'2 определяют no n. 24) ;
Hi2' = Fif i2 = % (Fi"fi-2" ~Fjf и» F1-2)
30.
/ /l x h2 h 12
f 12 =(v 1 )
(можно пользоваться п. 31 при В = 1,0) ;
Н12 = Fiipij = (я/4) (VЛ2 + h2 —h)2
31
Два параллельных диска с центрами
на общей нормали к их плоскостям
32
Одиночный цилиндр конечной длины
f 12 = [V%(F+1)2 +A2 -7l/4(F-l)a+Aa]a,
при определении f 12 :
A= h/Dt ,B= D2/D, ;
при определении <p 21:
A = h/D2 ,B= Di/Dz ;
304
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
34
35
Цилиндр конечной длины и замыка-
ющий его круг
Цилиндр конечной длины и круг
равного диаметра, плоскость круга
перпендикулярна оси цилиндра,
проходящей через центр круга
Бесконечно длинные параллельные
цилиндры одинакового диаметра
(£12 ~ (х/1 + — А)>
р21 = 2А (V1 + А2 — А) = Ф‘(А),гдеА= h/D ;
Н12 ~ Я21 — <Р12Г1 — <^21Т2 — 12ttDH ~
= <р21 (irD2/4)
<р21 = Ф* (А, )—Ф* (А)2, г-деА1 = hx/T) ,
А-1 — h 2/ Th j
*см. п. 33.
Нц - Нц — 12Г1 = <Р21Г2 =
= срц-nDH = ip2j (тг-О2/4)
Р12 = (1/я) (arcsin-^- + VC?-r
i---------------------------- D
Hl2 = Fi<p12 = VS2 — D2 +Darcsin—------S
tJ
(поверхность отнесена к 1 м длины цилиндра)
36
_ Rt _ J?!
‘Pll ~ 1» ^21 ’ ^22 — ’
•Н12 ~ Fi, H2i — F2ip.ii
37
Бесконечно длинная плоскость ко-
нечной ширины и параллельный
ей бесконечно длинный цилиндр
<Pi2 = (arctg-k------arctg-0— );
Ъ—a h h
Нц = Fiipu
20—482
305
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
№ п/п
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
38
Две поверхности, расположенные
на сфере, ограниченные произ-
вольными контурами
F2
'Pl2 Fo AnR*
где Fo — полная поверхность сферы;
Л12 = =
FjF2
AwR*
39
Сфера радиусом R t и диск ради-
усом R2 J нормаль, проведенная
из центра диска, проходит через
центр сферы
^12 =
где А = R2/h ;
/2(1-
Н22 — Г1<Р12 — 4тгЯ5 <Р12
40
Сфера и сектор диска, нормаль,
проведенная из центра диска,
проходит через центр сферы
= (1 ~ТТ+А2 )> А = R2/h
Л\2 = F 1<P12 = 4/TFj
Hi . R1 2
V12 - 1,^21 - (j?2) > 'Ргг - 1 (r2 ) ;
Hl2 = H21 = (РиЛ = 4тгй?
AFj co
^Г2,ДГ1 " Fi ~ 4?r
F
^Fi,F2^^
HF2AFi = Г2^Г2,ДГ1 = Ti “ ДГ
306
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№ п/п
43
Две поверхности образуют замкну-
тую систему, причем одна из поверх-
ностей не имеет вогнутостей
_ F'-
Ф12 — 1>ф21 — _ ;
* г
J?12 = F, = F2i#2i
44
Две бесконечные поверхности, обра-
зующие замкнутую систему. Мень-
шая поверхность имеет вогнутости
_ Fa Fo
<?1" , <?21 ,
где Fo — поверхность, натянутая на
соответствующий контур;
Н12 = Fпр 12 = F2^ 21 — Fo
45
Три бесконечные поверхности,
образующие замкнутую систему
F2 F3
я12 = F^12 = % (Дт + А-^з)
Fi F3
H2i = F2tp21 = % (F2+F2 —F3)
<p23 = V2 (.1+—- — ^-);
Fi F2
H23 = F2 ^23 = % (F2 +F3-F2)
V32 = V2 (1+^—
F3 F3
H32 = K3V32 = % (F3 +F2-F2)
Ft F2
ф31 = %(1+---);
H3i — F3tp3l = y2 (F3 + Fj F 2)
F3 F2
^,13 = % (1+-Г—
Г 1 г 1
H12 = F2>p13 = У2 ( F2 + F3—F2)
Одно тело, не имеющее вогну-
тостей, расположено внутри дру-
гого тела
- 1-
V12 ~ 4>21 ~ ,
* 2
1?12 — Fl = F2lf2l
Две бесконечные плоскости и
выпуклое тело между ними
^12 “ *P2i — Д'Ргз — <Р1з — 0,^31 ~ ^32 —
H2'3 ~ H13 = F 2 2 3 FI 13 = blF 3
'///////////////Л 1
*777777777777777772
I
20*
307
Продолжение табл. 1.2
Схема взаимного расположения поверхностей
и их форма.
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
№п/п
48
Два тела, частично затеняемых
третьим телом (плоскопарал-
лельная система)
1,в1с+св2+а1к+а2е-в1в2—а,а2-ек
12 = А (—-------------
периметр At Б
Периметр A t В 2
21 = 'Р 12 , j
периметр А2В2
Hi2 — Bylfiz — F2p2i (-В1С +
+ СВ2 + A iK + А2Е В1В 2 -^1-^2 ЕК}
(поверхности отнесены к 1 м длины тел)
49
Два произвольных тела, частично
затеняемых окружаюгцимй
телами
, AlNB2 + A2MB1—AlCA2~BlKEB2
Ф12 - А (--------------------------),
периметр NA1В1М
50
периметр NA1B1M
21 — ‘Р12 ;
периметр A2PRB2
Н12 = F1<p11 — F2ip21 = У? (AiNB2 +
+ A2MB! —А1СА2 -B2KEB2)
(поверхности отнесены к 1 м длины тел)
Бесконечная плоскость, и одно-
рядный пучок гладких цилиндров
Р12 - 1—V 1— + ~^-arctgv (~г)г —1,
О '5 JJ
1 , s / S r~s
V21 - я [— V (—)2-1 + arctgV (—)2—1J;
Л12 — H2l = p.2S = Р211Ю;
H2i = S у/S2 — D2 + Darctg~J(~р~)2 ~ 1
(поверхность отнесена к 1 м длины цилиндра)
Рис. 1.8. Поправочный коэффициент |3, учиты-
вающий влияние коэффициента расхода воз-
духа а (7—7 см. табл. 1.4)
308
Рис. 1.9. Приведенный коэффициент излучения СПр и тепловой поток дм на металл при отоплении печи доменным газом QH Д / ( У
конвекции)
Рис. 1.11. Приведенный коэффициент излучения и тепловой поток на металл при отоплении печи смесью доменного и коксового газов QP—6,65 МДж/м8
(без учета конвекции)
Рис. 1.12. Приведенный коэффициент излучения и тепловой поток на металл при отоплении печи смесью доменного и коксового газов QP=8,40| МДж/м3
(без учета конвекции)
Рис. 1.13. Приведенный коэффициент излучения, и тепловой поток иа металл при отоплении печи природным газом QP—45,0 МДж/м5
ТАБЛИЦА 1.3
. УГЛОВЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ ИЗЛУЧЕНИЯ
И ВЗАИМНЫЕ ПОВЕРХНОСТИ С УЧЕТОМ ОТРАЖЕНИЯ ОТ АДИАБАТНОЙ ПОВЕРХНОСТИ
№п/п Схема взаимного расположения поверхностей и их форма Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
1 Цилиндрический канал с идеальной изоляцией / / общ -_ 1 з V.3 - 2 , Hl3 = F,V°1^ = Ft —^13
2 Излучающая зона (тело 3) таких размеров и так расположена, что Fi<Pi з = Fiip12 •Лз ? щ = $Рз1 (2 “ з 1); Н31 =Гз^?щ= г3^31 (2-<р31)
Бесконечно малый сферический
факел в камере
Бесконечная плоскость и однорядный
пучок гладких цилиндров
Стенка с идеальной
изоляцией
'////////////ТИ/И/А
7-
S
-2
'Излучающая стенка
(металл)
5 Бесконечная плоскость и двухрядный
коридорный пучок гладких цилиндров
Стенка с идеальной
изоляцией
?г//////////////"//,
Излучающая стенка
(металл)
н13 = Г1¥>?^= F1V>i3 (1+-^-) = 5ф>
где о?! — угол, под которым из центра факела видно
тело 1; ю3 —угол, под которым из центра факела
видно тело 2;
Дф — площадь поверхности малого факела
2 (2 — «Р 1 2 );
= *>12 (2-^12),
^2 3 = F 2 2 3 = F 3 ip з 2>__ ________________
Н32 = Fs^p32 = + + D arctg >/ (S/D)г 1
1 — прямое излучение к ряду 1; 2 — прямое излучение
к ряду 2; 3 — полное излучение, попадающее на оба
ряда двухрядного пучка; 4 — полное излучение, попа-
дающее на ряд 1 двухрядного пучка; 5 — полное из-
лучение, попадающее на ряд 2 двухрядного пучка
314
Продолжение табл. 1.3
№ п/п
Схема взаимного расположения
поверхностей и их форма
Угловой коэффициент излучения и взаимная поверхность
Бесконечная плоскость и двухрядный
шахматный пучок гладких цилиндров
Стенка с идеальной,
изоляцией
Излучающая стенка
[металл)
1 — прямое излучение к ряду 1; 2 — прямое излучение
к ряду 2; 3 — полное излучение, попадающее на ряд 1
однорядного пучка; 4 — полное излучение, попадающее
на оба ряда двухрядного пучка; 5 — полное излучение,
попадающее на ряд 1 двухрядного пучка; 6 — полное
излучение, попадающее на ряд 2 двухрядного пучка
ТАБЛИЦА 1.4. СОСТАВЫ ГАЗОВ И ПРОДУКТОВ ИХ СГОРАНИЯ, СТЕПЕНИ ЧЕРНОТЫ
КОТОРЫХ ПРИВЕДЕНЫ НА рис. 1,1—1.7
Газ Теплота сго- рания газа, МДж/м’ Состав газа, % Состав продуктов сгорания при а — 1,0 Рисунок [Кривая на рис. I. 8 1
со, со Н, сн4 cnHm H2S О2 N,. Н2О со2 Н2О n2
Доменный 3,72 12,0 26,6 2,4 0,3 — — — 56,4 2,3 24,8 3,1 72,1 1.1 1
Смесь до- 5,05 11,0 24,6 7,6 2,7 0,2 — 0,1 51,5 2,3 20,5 8,3 71,2 1.2 2
менного и 6,65 9,8 22,1 14,2 15,7 0,4 — 0,2 45,3 2,3 16,9 12,6 70,5 1.3 3
КОКСОВОГО 8,40 9,5 19,6 20,8 8,8 0,7 — 0,3 38,9 2,3 14,2 15,7 70,1 1.4 4
газов Генера- 4,80 6,3 25,0 12,9 0,5 — 0,2 0,2 50,7 4,2 18,0 10,4 71,4 1.5 5
торный 5,45 5,7 23.0 13,5 2,2 0,3 0,3 0,2 50,6 4,2 16,2 11,8 71,8 1,6 6
Природный 35,0 — — — 92,3 1,9 — — 5,3 0,5 9,6 18,8 71,6 1.7 7
Критерий Грасгтра
вг
Рис. 1.15. Число Грасгофа
Нагрев и охлаждение тел (рис. 1.16—1.54)
Рис. 1.17. Значения температурных факторов 5fHarp при нагреве тонких тел в зависимости от тем-
пературы окружающей среды fr= 1000-е 1450 °C
317
Рис. 1.18. Значения температурных факторов при охлаждении тонких тел в зависимости от тем-
пературы металла /м
Рис. 1.19. Температурный фактор Ф в зависимости от Bi/Fo и относительной температуры G = T/Tp ==
-0-М.8
Рис. 1.21. Температурный фактор Ф в пределах от 0 до 0,2 в зависимости от отношения Bi/Fo и относи-
тельной температуры 0 = 777’г=О-гЗ,О
319
Рис. 1.22. График для определения отношения Bi/Sk
Рис. 1.23. Относительная температура 6 поверхности пластины (x/S=I) при значениях Fo=ar/S2 от 0 до 30
Рис. 1.24. Относительная температура 6 поверхности пластины при значениях Fo от 0 до 0,5
322
Рис. 1.26. Относительная температура 6 середины пластины (x{S~0) при значениях Fo от 0 до 30
326
А Рис. 1.36. Функция Ф' для пластины (xlS—
= 0,5) при линейном изменении температу-
ры окружающей среды
Рис. 1.33- Относительная температура
6 по оси цилиндра при значениях Fo
от 0 до 0,5
Рис. 1.40. Функция Ф' для цилиндра
=0,5) при линейном изменении температу-
ры окружающей среды
328
в
Рис. 1.34. Средняя ио сечению относительная температура 0 цилиндра
Функция Ф'для поверхностилластинь/
ат/5г
Рнс. 1.35. Функция Ф' для поверхности пластины (x/S=l) при линейном изменении температуры окружающей среды
Функция Ф'для серединылластины
Рис. 1-37- Функция Ф' для середины пластины ^х/$=0^ при линейном изменении температуры окружающей среды
Функция Ф" для средней по сечению температурь/ пластины
Рис. 1.38. Функция Ф' для средней по сечению температуры пластины при линейном изменении температуры окружающей среды
Функция Ф'для лодерхноста цилиндра
Рис. 1.39. Функция Ф' для поверхности цилиндра (x/S = l) при линейном изменении температуры окружающей среды
Функция Ф'для оси цилиндра
az/Sz
рис. 1.41. Функция Ф' для оси цилиндра (x/S=0) при линейном изменении температуры окружающей среды
Функция <Р 'для средней по се нению температуры цилиндра
az/S2
Рис. 1.43. Функция Ф" для поверхности пластины (xAS = l) при начальном параболическом распределении
температур
Рис.- 1.44. Функция ФЛ/ для пластины (x/S=0,5) при начальном параболическом распределении температур
336
1,0
Рис. 1.46. Функция Ф" для средней по сечению температуры пластины при начальном параболическом рас-
пределении температур
22—482
337
Рис. 1.47. Функция Ф" для поверхности цилиндра (x/S=l) при начальном параболическом распределении тем-
ператур
trt/S2
Рис. 1.48. Функция Ф" для цилиндра (x/S=0,5) при начальном параболическом распределении температур
338
Рис. J.50. Функция Ф" для средней по сечению температуры цилиндра при начальном параболическом распре-
делении температур
22*
33®
Рис. 1.51. Функция Ф'" для нагреваемой поверхности пластины (x/S=I) прн начальном параболическом рас-
пределении температур и последующем одностороннем нагреве
Рис. 1.52. Функция Ф'" для середины пластины- (x/S=0,5) при начальном парабол'ическом распределении
температур и последующем одностороннем нагреве
340
Рис. 1.53. Функция Фт для ненагреваемой поверхности пластины (x/S—0) при начальном параболическом
распределении температур и последующем одностороннем нагреве
Рнс. 1.54. Функция Ф"' для средней по сечению температуры пластины при начальном параболическом рас-
пределении температур н последующем одностороннем нагреве
341
Приложение II
ТОПЛИВО И ЕГО СГОРАНИЕ
Расчеты полного сгорания топлива (табл. 11.1, рис. II. I—11.42)
Рис. II.1. Расчет сгорания доменного газа QP =3,35 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева газа; 2 — то же, от подогрева воздуха; «3 — то же, от подогрева газа и воздуха до
одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание I м3 газа
при а, = 1,0
Рис. П.2. Расчет сгорания доменного газа QP ₽3,72 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих;/ — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа; 3 — то же, от подогрева газа и воздуха до
одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа
при о;—1,0
342
Рнс. II.3. Расчет сгорания доменного газа QP=4,10 МДж/м8:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа; 3 — то же, от подогрева газа и воздуха до
одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м8 газа; 5— энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа
прн а=1,0
Рнс. П.4. Расчет сгорания коксового газа QP = 17,10 МДж/м3:
а состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия 1 м3 газа; 3— энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа прн а=1,0
343
Рис. 11.5. Расчет сгорания природного газа С.Р=34,0 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2—энтальпия 1 м8 газа; 3—энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. II.6. Расчет сгорания природного газа QP=35,0 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б —то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3— энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
344
Рис. II.7< Расчет сгорания природного газа QP=35,6 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия 1 м3 газа; «3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
Рис. II.8. Расчет сгорания природного газа QP~36,5 МДж/м3;
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 •— энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа прн а=1,0
345
Рис. 11.9. Расчет' сгорания природного газа QP=37,2 МДж/м3:
а.— состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа прн (X—1.0
Рис. П.10. Расчет сгорания природного газа QP=38,1 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=«1,0
346
Рис. II.11. Расчет сгорания смесн доменного и коксового газов фР=5,05 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б —то же, сухих; 1 — калбрнметрнческая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 —то же, от подогрева газа; 3— то же, от подогрева газа н воздуха до
одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа
при а=1,0
Рис. 11.12. Расчет сгораиня смеси доменного и коксового газов QP=5,85 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа; 3— то же, от подогрева воздуха н газа до
одинаковой температуры; 4 — энтальпия- 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха,, идущего на сжигание 1 м3 газа
прн а=1,0
347
Рис. 11.13- Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов QP = 6,65 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа; 3 — то же, от подогрева воздуха н газа до
одинаковой температуры; 4— энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, - идущего на сжигание 1 м3 газа
прн <х=1,0
Рис. П.14. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов QP = 7,55 МДж/м3:
а—состав влажных продуктов сгорания; б—то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— то же, от подогрева газа; 3-—от подогрева газа и воздуха до
одинаковой температуры; 4— энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа
прн а=1,0
348
Рис. 11.15. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов QP=8,40 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа; 3 — то же, от подогрева воздуха и газа до
одинаковой температуры; 4-—энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа
при а= 1,0
Рнс. 11.16. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов qP=9,20 МДж/м3:
а—состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — от подогрева воздуха и газа до одинаковой температуры; 3— энталь-
пия 1 м3 газа; 4 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа прн сс=1,0
349
Рис. 11.17. Расчет сгорания смесн доменного н коксового газов (?Р=10,10 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. 11.18. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов <Э₽ = 10,90 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих, 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия I м3 газа; 3— энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
350
Рис. 11.19. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов QP—11,75 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а«1,0
** Рис. 11.20. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов Q Р =12,55 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
351
Рис. П.21. Расчет сгорания смеси доменного н коксового газов = 14,65 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
Рис. П.22. Расчет сгорания смеси природного и доменного газов QP=7,55 МДж/м3:
^“Состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависнмостн от подогрева воздуха; 2 — то же, от подогрева газа н воздуха до одинаковой температуры;
3 — энтальпия 1 м3 газа; 4 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа при а=1,0
352
32
Рис. 11.23. Расчет сгорания смесн природного и доменного газов <?Р = 12,55 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б —то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
Рнс. 11.24. Расчет сгорания смеси природного н доменного газов Q₽= 14,65 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа прн а=1,0
23—482
353
Рис. 11.25. QP=16,7 МДж/м’, Рис. 11.26. QP = 18,8 МДж/м3, Рис. 11.27. QP=21,0 МДж/м3:
с—состав влажных продуктов сгорания; б —то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м5 газа при а=1,0
354
Рис. 11.28. Расчет сгорания смеси природного и доменного газов <?Р=2Б,1 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухнх: 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия 1 м3 газа; 3 энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1м8 газа прн а=1,0
Рис. 11.29. Расчет сгорания смеси природного и доменного газов Q Р=29,3 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания;'б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в
вависимосги от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 - энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа прн а=1,0
23*
355
Рис. 11.30. Расчет сгорания смеси природного н коксового газов QP=26,85 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б'—то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а—1,0
Рис. П.31- Расчет сгорания смеси природного и коксового газов QP =30,20 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания; б^-то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа; 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
356
Рис. П.32. Расчет сгорания смесн природного, коксового и доменного газов QP= 11,80 МДж/м3:
а состав влажных продуктов сгорания; б ~~ то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа при а=1,0
Рис. 11.33. Расчет сгорания смесн природного, коксового и доменного газов QP = 13,50 МДж/м3:
а-—состав влажных продуктов сгорания; б—то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия 1 м3 газа; 3— энтальпия воздуха, идущего на сжигание
1 м3 газа при а=1,0
357
Рис. П.34. Расчет сгорания попутного нефтяного газа 42^=42,5 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха; 2— энтальпия I м3 газа;
5 —энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м? газя ппи rz=i П
72
оэ
СИ
СО
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. П.35. Расчет сгорания попутного нефтяного газа Qp=46,7 МДж/м3;
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; / — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м3 газа;
3— энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа при а=1,0
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. 11.36. Расчет сгорания попутного нефтяного газа QP=51,1 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха, 2 энтальпия 1 м газа.
* 3 — энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м3 газа при а=1,0
80
Рис. 11.37, Расчет сгорания попутного нефтяного газа QP=63,85 МДж/м8:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия 1 м8 газа;
3~ энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м8 газа при а==1,0
днтальлия продуктов сгорания приа=1,0, МДж/магаза
128
120
112
100
06
88
80
72
60
56
08
0,8
Мх
8000^
2500
0,6
~ 1,0 1,2 1,0 1,6 1,8 Of,
АО
82
20
16
8
№
107X^t907X^
307X^707^
-507^507^
707Л#й307<,ЪК
907X^107^
507<X^507o
10
О
15
О
500
. °C
"/ЗУМ-ЛЛ-г-битам
Wife
02
а
О
10
1000 1,0 1,0 1,8а
00
1000 1500 2000
Температура продуктов сгорания, °C
Содержание пропана СзНд, 7о 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 О
Содержание бутана С?Ню, % 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Теплота сгорания, НДнс/гП 31,3 94,0 96,8 99,5 102,2 105,0 107,7 110,5 ИЗД 115,9 118,7
Плотность газа, кг/м- 1,967 2,030 2,092 2,155 2,217 2,280 2343 2,407 2,468 2,530 2393
Плотность продуктов сгорания, кг/м3 1,265 1,266 1,266 1,267 1,267 1,268 1,269 1,269 1,269 1,270 1.270
Количество воздухапри а=/,0, м3/н3газа 23,80 24,51 25,23 25,94 26,66 27,37 28,08 28,80 29,51 30,23 30.94
1,0 25,80 26,56 27,33 28,09 28,86 29,62 3038 31.15 31,91 32,68 33,44
JU_ 28,18 29,01 29,85 30,68 31,53 32,36 33,19 34,03 34,86 35,70 36,53
30Д6 31,46 3238 33,28 34,19 35,09 36,00 36,91 37,81 38,73 39,63
35,32 36,36 37,42 38,47 39.52 40,57 41,61 42,67 43,71 44,77 45,82
Ъ6 60,08 41,27 42,47 43,65 44,86 46,04 47,23 48,43 49,62 50,82 52,00
1,8 66,84 46,17 47,51 48,84 50,19 51,52 52,84 54,19 55,52 56,86 58,19
2,0 49,60 51,07 52,56 54,03 55,52 56,99 58,46 59,96 61,42 62,91 64,38
Рис. П.38.. Расчет сгорания смеси пропана и бутана:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха
Рис. 11.39. Расчет сгорания генераторного газа QP=5,8 МДж/м3:
а —состав влажных продуктов сгорания (0,02% SOs при а*=1,0); б — то же, сухих; / — калориметрическая
температура сгорания в зависимости от подогрева газа; 2 — то же, от подогрева воздуха; 3 —то же, от по-
догрева газа и воздуха до одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 — энтальпия воздуха, идущего
на сжигание 1 м3 газа при а=1,0
Рис. 11.40. Расчет сгорания генераторного газа из торфа QP=6,1 МДж/м3:
а — состав влажных продуктов сгорания; б — то же, сухих; 1 — калориметрическая температура сгорания в
зависимости от подогрева воздуха; 2 —то же, от подогрева газа; 3 — то же, от подогрева воздуха и газа
до одинаковой температуры; 4 — энтальпия 1 м3 газа; 5 —энтальпия воздуха, идущего на сжигание 1 м #
газа при а—1,0
363 J
Рис. П.41. Расчет сгорания мазута (марка «100») фР =39,65 МДж/мв: распиливание воздухом.
а — состав влажных продуктов сгорания (0,04 % SO2 при а~1,0); б — то же, сухих; 1 — калориметрическая
температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха; 2 — энтальпия воздуха, идущего иа сжигание
1 кг мазута при а=1,0
Газ Теплота сгорания, МДж/м3 Калориметрическая температура сгорания
воздух и газ холодные воздух 500 °C, газ холодный
Доменный Д 3,72 1407 1573
Коксовый к 17,10 2113 2420
Природный П 35,0 2030 2350
Обозначение на графике Штрих-пунктир ние Сплошные жирные Штриховые
364
ТАБЛИЦА II. t. ПЕРЕЧЕНЬ РИСУНКОВ ДЛЯ РАСЧЕТА ПОЛНОГО СГОРАНИЯ ТОПЛИВА В ВОЗДУХЕ
Топливо* МДж/м» qr, кг/м3 ^Д’ • кг/м8, при а=1»0 Состав топлива, % (объеми.) Рисунок
влажного сухого влажного сухого со; н2 сн4 С2Нв Сан0 сЛо С6Н12 со2 о2 n2 Н2О
д 3,35 3,43 1,34 1,34 1,43 25,3 0,90 0,12 — — — — — 1.4,1 0,18 57,1 2,3 ИЛ
3,72 3,80 0,30 1,31 1,42 26,6 2,40 0,30 — — — — — 12,0 — 56,4 2,3 П.2
4,10 4,19 1,29 1,30 1,42 30,1 2,20 0,10 — — — — — 10,2 — 55,1 2,3 П.З
к 17,1 17,5 0,48 0,47 1,20 6,4 55,5 24,6 — — — — 2,00 2,00 0,80 6,4 2,3 П.4
п 34,0 34,2 0,82 0,82 1,24 — — 84,12 0,99 0,50 0,05 — — — — 9,92 0,8 П.5**
35,0 35,1 0,77 0,77 • 1,23 — — 92,30 0,70 0,50 0,50 0,20 — — — 5,30 0,5 П.6
35,6 35,7 0,83 0,83 1,24 — — 88,37 2,72 0,92 0,74 0,31 — 4,39 — 2,05 0,5 П.7
36,5 36,8 0,78 0,78 1,24 — — 92,26 2,98 0,69 0,47 0,23 — 0,07 — 2,50 0,8 П.8 *
37,2 37,5 0,78 0,78 1,24 — — 91,95 3,87 1,29 0,40 0,11 — 0,12 — 1,46 0,8 П.9
38,1 — 0,80 1,24 — — 90,90 5,00 1,50 0,74 0,05 — 0,60 — 1,21 — НЛО
дк 5,05 5,17 1,22 1,23 1,36 24,6 7,60 2,70 — — — — 0,20 11,0 0,10 51,5 2,3 II. 11
5,85 6,00 1,17 1,17 1,34 23,4 10,9 4,20 — — — — 0,30 10,4 0,10 48,4 2,3 ПЛ 2
6,65 6,82 1,12 1,12 1,32 22,1 14,2 5,70 — — — — 0,40 9,80 0,20 45,3 2,3 ПЛЗ
7,55 7,73 1,07 1,07 1,30 20,8 17,5 7,20 — — — — 0,60 9,20 0,20 42,2 2,3 П.14
8,40 8,60 1,01 1,01 1,28 19,6 20,9 8,80 — — — — 0,70 9,50 0,30 38,9 2,3 ПЛ 5
9,20 9,42 0,96 0,96 1,27 18,3 24,2 10,30 — — — — 0,80 7,90 0,30 35,9 2,3 ПЛ 6
10,1 10,3 0,91 0,91 1,26 17,0 27,5 11,80 — — — — 1,00 7,30 0,40 32,7 2,3 ПЛ 7
10,9 11,15 0,86 0,86 1,25 15,8 30,9 13,30 — — — — 1,10 6,60 0,40 29,6 2,3 ПЛ 8
11,7 12,0 0,81 0,78 1,24 14,5 34,2 14,90 .— — — — 1,20 6,00 0,50 26,4 2,3 ПЛ 9
12,5 12,8 0,76 0,76 1,23 13,2 37,6 16,40 — — — — 1,30 5,40 0,50 23,3 2,3 П.20
14,6 15,0 0,63 0,63 1,22 10,1 45,9 80,20 — — — —- 1,60 3,80 0,60 15,5 2,3 П.21
со Продолжение табл. II.1
С5 Топливо* Q“ МДж/м3 9Г, кг/м3 9д’ кг/м3 при 0=1,0 Состав топлива, % (объеми.) Рисунок
влажного сухого влажного сухого со н2 сн, С2Н= ад, CiHio О>н12 СЛ СО2 о2 N, Н2О
ПД 7,55 7,70 1,23 1,24 1,33 23,3 2,1 11,8 — — — — 0,2 10,5 -— 50,0 2,1 11.22
12,5 12,8 1,15 1,15 1,28 9,1 1,7 26,4 0,2 0,1 0,1 0,1 — 8,6 — 41,9 1,8 11.23
14,6 15,0 1,11 1,12 1,27 17,3 1,5 32,5 0,2 0,2 0,2 0,1 — 7,8 — 38,5 1,7 11.24
16,7 17,0 1,07 1,08 1,27 15,5 1,4 38,8 0,3 0,2 0,2 0,1 — 7,0 — 35,0 1,5 П.25
18,8 19,2 1,06 1,06 1,26 13,3 1,2 12,2 1,8 0,5 0,2 0,1 — 6,0 — 33,1 1,6 11.26
21,0 21,3 1,00 1,01 1,25 11,9 1,1 51,2 0,4 0,3 0,3 0,1 — 5,3 — 28,1 1,3 11.27
25,1 25,2 0,93 0,94 1,24 8,3 0,8 63,5 0,5 0,3 0,3 0,1 — 3,8 — 21,3 1,1 11.28
¥ 29,3 29,5 0,86 0,85 1,24 4,7 0,4 76,0 0,6 0,4 0,4 0,2 — 2,1 — 14,4 0,8 11.29
пк 26,8 27,2 0,50 0,60 1,23 3,70 30,9 56,00 1,55 0,45 0,35 — — 1,55 0,45 1,70 1,5 11.30**
30,2 30,3 0,68 0,68 1,23 1,90 13,6 78,3 — — — — 0,5 0,70 0,50 4,00 0,5 11.31
ПКД — 11,8 — 1,0 1,28 21,9 22,7 14,0 0,8 1,0 0,1 — — 10,9 0,10 28,5 — 11.32
13,5 13,8 0,98 0,98 1,27 19,7 21,5 18,5 1,3 1,2 0,2 — — 10,0 0,10 25,4 2,0 11.33
н — 42,5 — 0,94 1,24 — — 79,5 6,2 5,4 3,7 0,5 — 0,40 — 4,3 — 11.34
— 46,7 — 1,02 1,25 — —. 72,3 10,0 8,0 4,0 1,6 — 0,05 — 4,0 — 11.35
51,1 51,5 1,11 1,12 1,25 — — 66,8 11,3 9,4 4,1 4,5 — 0,10 — 3,0 0,8 11.36
— 63,8 — 1,49 1,26 — —» 34,3 19,0 21,0 9,7 6,0 — 1,0 — 9,0 . — 11.37
г 5,8 6,07 1,10 1,12 1,33 28,3 12,9 1,9 — — — — 0,2 4,3 0,2 47,9 4,2 11.39
Пои 6,1 мечани 6,32 е. 1. Для 1,08 смеси по 1,10 опан-бута 1,32 и (рис. II 23,1 .38) те 16,8 плота 2,9 сгоран] ия С3Н8 — 91,28 \4Дж/м3 И С4Н10 - 0,4 -118,67 8,6 МДж/ 0,2 м3. 43,8 4,2 11.40
2. Распыленный воздухом мазут марки 100 (рис. П.41) состава, % (по массе): ОЬ.ЬС; 10,ЬН2; 0,5 N2; 0,ЬО2; 0,/ Ь; 2,и IV, я, имеет тенлиту Ти- рания Q р =39,65 МДж/кг и плотность продуктов сгорания (при а =1,0) qR—1,31 кг/м3. 3. Для смесей природного, коксового и доменного газов см. рис. 11.42.
* Д —доменный газ; К — коксовый газ; П — природный газ; ДК —смесь доменного и коксового газов; ПД — смесь природного и доменного газов; ПК смесь природного
и коксового газов; ПКД — смесь природного, коксового и доменного газов; Н — попутный нефтяной газ; Г генераторный газ.
** -Помимо указанного состава, топливо П и ПК содержит соответственно 3,57 и 1,85 % (по массе) С2Н4.___________________________________________ _—
Расчеты сгорания топлива в обогащенном кислородом воздухе (рис. 11.43—11.67)
Рис. 11.43. Расчет сгорания смесн доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе. Расход
чистого кислорода для обогащения воздуха и % СО™ах в сухнх продуктах сгорания
Количество блажных продуктов сгорания, м3/м^газа
(О °C и W,J кПа)
Рис. П.45. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе. Коли-
чество продуктов сгорания при коэффициентах избытка кислорода а=1,1 и 1,2
367
24—482
65432123456789 10
% 02 0 сухих продуктах сгорания
34 30 26 22 18 14 10 2 6 10 14 18 22 26 30
% С02 6сухих продуктах сгорания
Рнс. П-46. Расчет сгорания смесн доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе, % О2 и % СО2 в сухих продуктах сгорания при коэффициентах
избытка кислорода а=1,1 и 1,2
О 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
Температура продуктов сгорания, °C
Рис. II.47. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе при 25 % О2 и коэффициенте избытка кислорода а=1,0. Калоримет-
рическая температура сгорания в зависимости от подогрева воздуха (сплошные линии), газа (штриховые) и подогрева газа и воздуха до одинаковой температуры
(штрих-пунктирные)
Оз
Ь9
w
co
О 500
ЮОО 1500 2000
2500
3000
3500
Температура npcify/nmrf сгорания, °C
Рис. 11.51. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе прн 27 % О? и коэффициенте избытка кислорода О',= 1,1 (Усл- обози.
см. рис. 11.47)
w Рнс. 11.52. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе при 27 % О2 и коэффициенте избытка кислорода а=1,2 (Усл. обозн.
У см. рис. 11.47)
co
Ci
0 500 1000 1500 WOO 2500 3000 3500
Температура лродуа те в сгорания, °C
Рис. 11.53. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе при 30 % О2 и коэффициенте избытка кислорода а=1»0 (Усл. обозн.
см. рис. П.47)
Температура продуктов сгорания, °с
Рис. 11.54. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе при 30 % О2 и коэффициенте избытка кислорода а=1,1 (Усл. обозн.
см. рис. П.47)
О .. 500 1000 1500 2000 2500 3000 ' 3500
Температура продукта# сгорания, °C
Рис. 11.55. Расчет сгорания смесн доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе прн 30 % О2 и коэффициенте изоытка кислорода а=1,2 (Усл. обози.
См. рнс. 11.47)
см. рнс. 11.47)
РиС- 11.57. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе при 40 % О? и коэффициенте избытка кислорода <х=1,0 (Усл- обозн.
Рис. II.58- Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе прн SO % Ог и коэффициенте избытка кислорода а=1,0 (Усл. обозн.
см. рис. 11.47)
Рис. 11.59. Расчет сгорания смеси доменного и коксового газов в обогащенном кислородом воздухе. Количество и энтальпия подсосанного воздуха. Температура продук-
тов сгорания прн разбавлении их холодным воздухом (доменный газ — сплошные линии, коксовый — штриховые, доменный и коксовый газы прн сжигании в обогащен-
1Т/-1ЖЛ ТГУ-ъ КЛ ОЛ
Рис. 11.60. Расход воздуха н чистого кислорода для сжигания
природного газа
Расход чистого кислорода,-м3//ч3 газа
Содержание кислорода вобогащенном воздухе
Рис. 11.61. Количество продуктов сгорания 1 м® природного газа
е обогащенном кислородом воздухе
Температура продуктов сгорания и атмосферного воздуха, ° с
Рис. 11.63. Расчет сгорания природного газа в воздухе, обогащенном кислородом до 27 %
384
Температура продуктов сгорания и атмосферного воздуха, °C
Рис, 11.65. Расчет сгорания природного газа в воздухе, обогащенном кислородом до 35 %
25—482
385
Температура продуктов сгорания и атмосферного воздуха, °C
Рис. 11.66. Расчет сгорания природного газа в воздухе, обогащенном кислородом до 40 %
Состав блажных продуктов
в 200 400 600 800 WOO 2200 1400 1600 1800 2000 2200 2400
Температура продуктов сгорания и атмосферного воздуха, °C
Рис. И.67. Расчет сгорания природного газа в воздухе, обогащенном кислородом до 50 %
386
Расчеты неполного сгорания топлива (рис. 11.68—П.81)
Теплота сгорания топлива 0£, МДж/н3
Влажного газа 16, 65
Сухого газа 15,00
Состав рабочего топлива:
C0z~4<?%;
Н2~^%;
С2Н5~^%;
N2~7?5%;
С0~7<9,7%;
СН4~^%;
02~0,6%;
Нгй~2,37<,
Плотность, кг/м3
Газа ОроОуктовсгорания
0,25 ОД ОД 0,8 1,0
0,63 0,82 0,95 1,07 1,15 12?
________ со-нго =
к со2-н2 3,0
--------/Г = £/7
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
Состав продуктов неполного сгорания
36
Влажных
32
28
24
20
16
12
СО,
8
500
1000 1500
Температура, °C
2000
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 а
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 а
Теплота сгорания топлива 0„,
МДж/м3
Влажного газа
Сухого газа
17,10
17,50
Состав радонего топлива:
С0г~2,8%;
Нг~55,5%;
С2Н6~4/7%;
Т<г~6,4%;
СО ~ 6,4 °4;
С04~24,6%;
Ог~0,8%;
Плотность, кг/м3
Газа Продуктов сгорания
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
0,48 0,7 0,91 1,04 1,13 120
со-нго _.т„
C02-Hz ,U
— — К=1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
а 0,13 0,2 0,25 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Ю
| Количество, j м3/к3 газа воздуха 0,62 052 1,03 1,23 1,64 206 2,47 2Д8 3,29 3,7 4,11
1 II Ш- Ш>/Л 2,05 2,21 2,38 2,54 2,86 3,19 3,51 ЗД4 4,16 4,49 4,81
сут 251 2,1 2,19 2,28 2,45 2,64 2,83 3,03 3,23 3,46 3,68
2500
Р^с. 11.09. Расчет неполного сгорания коксового газа
Рис. 11-70. Расчет неполного сгорания смеси природного н коксового газов QP—30,20 МДж/м3
Теплота сгорания топлива OS, МДж/м3
Влажного газа зо,20
Сухого газа 30,35
Состав рабочего топлива:
С0г~$7%;
L2Hg°A>f
Иг~^%;
C0~ 1,9%;
§г~0,5%;
H20 -0,5%
Плотность, нг/м3
Газа ЛроОулто0^г^>ания
0,25 0,3 0,9 0,6 0,8 7,0
0,68 0,76 089 Q93 7,07 7,76 7,23
---------
Llfj n£
-------- K=1,0
r
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
Рис. 11.71. Расчет неполного сгорания природного газа QP =24,95 МДж/м3
Теплота сгорания топлива 0°, КДж/м3
Влажного газа 35,00
Сухого газа 35,75
Составрабочего топлива:
Wi4~92,37<>; ^2-0,2%;
СгН6~/?7%; N2~5J%;
WB~0,5%; Н2О~г?<У%
C4H-fo~z7<5%/
Плотность, кг/м3
Газа продуктов сгорания приоС
0,25 0,4 0.6 0,8 7/7
0,77 0,78 0,94 7,08 7,77 7,23
_________ л-._ CO-HZO ._
К со2-н2 3,0
---------77=7,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания б
зависимости от подогрева
воздуха
Энтальпия продуктов сгорания, МДж/м3'газа
Теплота сгорания топлива Q?, МДж/м3
Влажного газа 36, в
Сухого газа 36,8
Состав рабочего топлива:
С02~ о, 07 %
№<-92,26%; №ь~2,98%
С3Н8~ 0,69 7о
№n~O,97%; №n~0,Z37o
Кг~2,57о-; \\гО~0,87а
Плотность, пг/м3
газа продуктов сгорания при а
0,3 0,9 0,6 0,8 1,0
0,78 0,84 0,84 1,08 1,17 1,29
---------К=1,0
(7) Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания
при подогреве воздуха
Рис. 11.73. Расчет неполного сгорания природного газа <2 Р=37,20 МДж/м3
Теплота сгорания топлива Q„r МДж/м3
Влажного гоза 37,го
Сухого газа 37,51
Состав рабочего, топлива:
С02-0,12%; СН4~91,95%
СгН6-з;87%; С3Не-1,29%
С4Н^о~О4%; CsHiz~Z>JZ/%
N2-1,46 %; НгО-0,<?%
Плотность, кг/м3
газа продуктов сгорания при ст
0,25 0,4 0,6 0,8 0,9 1,0
0,78 0,78 0,94 1,08 1,17 1,21 1,24
--------К=1,0
(7) Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания б
зависимости от подогрева
воздуха
Рис. Ц.74, Расчет неполного сгорания природного газа <2P=38,1Q МДж/м3
Теплота сгорания топлива GP, МДж/м*
Влажного газа —
Сухого газа 38,10
Состав рабочего топлива:
COt~0,8%; Nz~/^7%;
СгН6~3,0%; №А~90,97<>;
C4H1o~/J74%; С3Н8~^%
С5Н1г~/^%;
Плотность, кг/мз
Газа Продуктов сгорания при а
0,3 0,9 0,6 0,8 1,0
0,80 0,89 0,99 1,08 1,17 1,29
_______ СО-НгО_
К~^Гр3'°
-------К-1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполное о сгорания 8
зависимости от подогрева
воздуха
Температура, ° с
Теплота сгорания топлива ОЦ, МДж/м3
В па много газа —
Сухого газа 62,50
Состав рабочего топлива:
со2~я4%;
с2н6-£.?%,•
—3,7 °/о }
\Ьг~4,3%;
СН« -79,5%;
С3Нв~44%;
С5НК -0,5%
Плотность, кг/м3
Газа ГродуктоврСгорания
ОД 0,6 0,6 0,8 0,9 1,0
0,99 0,85 0,95 1,08 1,18 1,21 1,26
-------- К-^=3,0
VU2’ пg
--------К=1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
а 0,3 0,9 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Количество, м3/м3 газа Воздуха 3,37 9,69 5,61 6,73 7,85 8,98 10,10 11,22
Чь Сь £ S О <55 влаж- ных 6,17 7,05 7,99 8,83 9,71 10,61 11,98 12,31
Сухих 6,03 6,53 7,06 7,62 8,19 8,83 9,96 10,16
Рис. 11.75. Расчет неполного сгорания попутного нефтяного газа QP=42,50 МДж/м3
Зитальпия продуктов сгорания, /1Дж/н3газа
Рис. II.76. Расчет неполного сгорания попутного нефтяного газа QP“46,70 МДж/м3
Теплота сгорания топлива 0%, МДж/м3
Влажного газа —
С у лого газа 46,70
Состав раКочеео топлива:
№г~0,05°/<>;
СгН6~Л7%;
С4Ню~40%/
Nz~4Z?%;
СН4 ~Z2,J.5'%;
С3н8~<я?%;
С5Нк~1,6%
Плотность, кг/м3
Газа Продуктов сгорания при ос"
0,3 0,4 0,6 0,8 10
1,02 0,86 0,05 i,og 1,18 1,25
--------K=1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
Рнс. 11.77. Расчет неполного сгорания попутного нефтяного газа <2₽=51,1О МДж/м3
Теплота сгорания топлива Пв, МДж/м1
Влажного газа 51,10
Сухого газа 51,54
Состав рабочего топлива:
COZ~47%;
№^~5б,8б%;
C2H6~Z^J/%;
С3Н8~34^%;
C4Hw~W%;
£•5^12 ~ 4,46 °/о',
N2~4^%;
Нг0~#<7%
Плотность, кг/мз
Газа Продуктов сгорания про а
0,3 0,4 0,6 Цв 1,0
1,11 0,86 0,96 1,10 1,18 1,25
к. со-н2о
-------- к-cdTh?-*7
--------К=1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
Теплота сгораная топлива ОК, НДж/м3
Влажного газа —
Сухого газа 63,85
Состав рабочего топлива:
СОг~ 1,0 %;
C2H6~z?z7%;
C4Hv~9,7%;
Нг~$0%;
Wa~54,3°p;
с^е~21,0%;
С^г~6,0%
Плотность, кг/м3
Газа Продуктовсгоранияграа
ОД 0,4 8,6 0,8 1,0
1,49 0,88 0,97 1,11 1,19 \ 1,26
СО-Н20 , „
Температура, °C
Рис. 11.78. Расчет неполного сгорания попутного нефтяного газа 63,8Б МДж/м3
--------К=1,0
® Капорам отроческая
температура продуктов
непопного агора па я в
завесам оста от подогрева
воздуха
Температура, °C
Рис. 11.79. Расчет неполного сгорания пропана (С3Н?)
Теплота сгорания топлива Ср, МДж/м5
Влажного газа —
Сухого газа ci,го
Состав рабочего топлива:
С3Н8~Ш%
Плотность, кг/м3
Газа Продуктовсгораниялриа
0,3 0,9 0,5 0,7 0,9 1,0
1,97 0,88 0,98 1,05 1,16 1,29 1.27
_________ у ._СО-НгО
к со2-н2 ’°
—--------К-1,0
® Калориметрическая
температура продуктов
неполного сгорания в
зависимости от подогрева
воздуха
130
120
110
100
Состав продуктов неполного сгорания
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 а 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 а
Л
до
£
•3
80
| 70
§
^50
§ 40
30
20
10
О
Теплота сгорания топлива ОЦ,
МДж/м3
Влажного газа
Сухого газа
105,00
ж
У $
h
Состав рабочего топлива:
Z^~50°/o; С4Нт~60%
Плотность, кг/м3
Газа Продуктов сгорания приа
0,31 0,4 0,6 0,8 1,0
2,28 0,90 0,98 1,12 121 1,27
„ С0-Нг0 _.< >
Л СО2-Н2
6=1,0 /.
® Калориметрическая ж
температура продуктов,
неполного сгорания в^
зависимости о/у
подогрева
воздуха.
&
f'
500
J>
//
X6
&
оА
оЛ
оЛ
а 0,31 0,32 0Д5 0,4 .0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Количество, мУм3газа Воздуха 8,47 8,75 9,56 1992 13,65 16,40 19,10 2185 24.60 27Д7
т/шягэ SWUl/Mdl! Влах- ныл 14,70 14Д1 15,56 16,64 18,80 20,95 23,10 25,27 27,40 29,60
Сухая 14,65 14,77 15,14 15,79 17,13 18,52 20,01 21,62 23,29 25,10
1000
1500
2000
2500
Температура, °C
Рис. II.8O. Расчет неполного сгорания смеси пропана и бутана (50 % С3Н8 и 50 % CjHw)
Состав продуктов неполного сгорания
140
130
110
110
О, г 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 а
Сухого газа
&
60
40
30 -
1 70
I
100
§
4
— О
Составра&оиего топлива:
— 100°/о
| 80
20
i,o\
0,9
27,ЗО^
73,6Мб,10
зиюзз/л
'01,92
7б,4Ш4С
2000
2500
0,35
№р2
17,55
17,12
0,7
21,60
0,5
15,45
21,20
19,35
0,4
12,37
18,75
17X5
0,6
18,55
0,8
24,75
1090 i860
Температура, °C
0,32
9,90
16,81
16,69
22,67 24,45
28
24
___20
16
12
8
Теплота сгорания топлива О»,
_________ПДж/м3
Влажного газа
118,70
Плотность, кг/м3
Газа Продллто0 сгорания при а
0,31 0,4 0,6 0,8 1,0
2,59 0,90 0,99 1,12 1,21 1,27
со н2о ТЛ
------------
---------3=1,0
® валориметранеская
температура продуктов
нелолндго сгорания 6
зависимости от подогрева
воздуха
gjs
Воздуха\9,58
Рис. П.81. Расчет неполного сгорания бутана (СчНю)
400
Приложение III
ПОТЕРИ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ КЛАДКУ .
(табл. Ш.1—III.6, рис. III.1—III.17)
ТАБЛИЦА III.1. ПЕРЕЧЕНЬ РИСУНКОВ ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕПЛОВОГО ПОТОКА’
___________ЧЕРЕЗ ДВУХСЛОЙНУЮ СТЕНКУ___
Рису- нок Внутренний слой 01 Наружный слой 02 Рису- нок Внутренний слой 61 Наружный слой С2
III. 3,а б в д е 3 III. 4,а б в г д е в IIL Ь,а б в Динасовый » Шамотный » » » Муллитокремне- земистый То же » » Шамотный легко- вес ШЛ-1,3 Корундовый обыч- ный То же » » ШЛ-1,3 ШЛ-1,0 ШЛ-1,0 Шамотный легко- вес ШЛ-1,3 ШЛ-1,0 ШЛ-1,3 ШЛ-1,0 ШЛ-0,4 Диатомитовый Д-500 Пенодиатомитовый ПД-350 ШЛ-0,4 Д-500 ПД-350 Перлит П-250 Д-500 ШЛ-0,4 Д-500 ПД-350 П-250 ПД-350 Д-500 ПД-350 г д е 3 III. 6,а б в г д е 3 III. 7,а б Шамотно-талько- вый легковес ШТЛ-0,6 ШЛ-1,3 ШЛ-1,0 Муллитокремне- земистый легко- вес МКР Л-0,8 Шамотно-волок- нистые плиты ШВП-350 ШТЛ-0,6 ШЛ-0,4 ШЛ-0,4 ШЛ-0,4 МКРЛ-0,8 МКРЛ-0,8 МКРЛ-0,8 ШВП-350 Электроплавлен- ный корунд То же » » Муллитокремне- земистый войлок МКРВ-200 Д-500 П-250 П-250 П-250 Маты из минераль- ной ваты ПД-350 Д-500 П-250 ПД-350 Д-500 ПД-350 П-250 Маты из мине- ральной ваты ШЛ-0,4 Д-500 ПД-350 П-250 Маты из мине- ральной ваты
ТАБЛИЦА III.2. НОМЕРА ПОЗИЦИЙ КРИВЫХ НА РИС. Ш.З-Ш.7
И СООТВЕТСТВУЮЩИЕ ИМ ТОЛЩИНЫ КЛАДКИ
Толщина наруж- Толщина внутреннего слоя 61, мм 1
ного слоя С2, мм 60 80 100 232 300 348 464 580
40 24 27 30 — — — — —
50 25 28 31 20 33 21 22 23
80 26 29 32 — — — — —
100 — — — 8 34 9 10 11
116 — — — 1 35 2 3 4
150 — — —. 12 36 13 14 15
200 — — — 16 37 17 18 19
232 — — — 5 38 6 7 —
ТАБЛИЦА III.3. НОМЕРА ПОЗИЦИЙ КРИВЫХ НА РИС. Ш.8—III.12 ДЛЯ ТЕПЛОВОГО
_____________ПОТОКА ЧЕРЕЗ ТРЕХСЛОЙНУЮ СТЕНКУ_________________
Ci = 116 мм | 01 = 232 мм [ 01 = 348 мм [ 01 = 464 мм | 01 = 580 мм
е3’ - 0s. мм
мм _______________ .. ___:____
116 232 348 464 116 232 348 464 116 232 348 464 116 232 348 464 116 232 348 464
10 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58
116 2 5 8 11 14 17 20 23 26 29 32 35 38 41 44 47 50 53 56 59
232 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 42 45 48 51 54 57 60
26—482
401
ТАБЛИЦА 1П.4. ПЕРЕЧЕНЬ РИСУНКОВ ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕПЛОВОГО ПОТОКА
ЧЕРЕЗ ТРЕХСЛОЙНУЮ СТЕНКУ
Рисунок Внутренний слой б, | Средний слой 62 Наружный слой б3 | Примечание
III. 8,а Динасовый Шамотный легковес ШЛ-1,3 Базальтовый картон
б » ШЛ-1,0
в Шамотный ШЛ-1,3
г ШЛ-1,0
д ШЛ-0,4
е » Диатомитовый Д-500
ж » Пенодиатомитовый ПД-350
3 Муллитокремнеземистый ШЛ-0,4
III. 9,а Шамотный ШЛ-1,0 Д-500
б » ШЛ-1,3 Д-500
в » ШЛ-0,9 Д-500
г Муллитокремнеземистый ПД-350 Базальтовый картон
д » Д-500 »
е Корундовый обычный ШЛ-0,4
ж » » Д-500 »
3 » » ПД-350 »
III. 10,а Ш Л-1,3 Д-500 »
б ШЛ-1,3 ПД-350 »
в ШЛ-1,0 Д-500 »
г ШЛ-1,0 Д-350 »
д Шамотно-тальковый лег- ковес ШТЛ-0,6 Д-500
е Корундовый легковес КЛ-1,3 ШЛ-0,4 »
III. 11,а ШЛ-0,4 Д-500 »
б ШЛ-0,4 ПД-350 »
в ШТЛ-0,6 ПД-350 »
г кл-1,з Д-500 »
д кл-1,з ПД-350 »
е Муллитокремнеземистый легковес МКРЛ-0,8 Д-500
ж ШЛ-1,3 ПД-350 »
III. 12,а Периклазовый Шамотный ШЛ-1,3 Рис. Ш.13, а
б » ШЛ-1,0 Рис. III. 13, б
в Периклазовый Хромитопериклазовый Шамотный ШЛ-0,9
г Я ШЛ-1,0 Рис. 111.13, в
д » ШЛ-0,9
е » ШЛ-1,3 Рис. 111.13,0
III. 13,о Периклазовый » ШЛ-1,3 Рис. Ш.12, а
б » ШЛ-1,0 Рис. 111.12,6
в Хромитопериклазовый » ШЛ-1,0 Рис. Ш.12, г
г нВ >5> » ШЛ-1,3 Рис. Ш.12, е
д Электроплавленый ко- рунд ШЛ-1,3
е То же » ШЛ-1,0
III. 14,0 Периклазовый Д-500
б Хромитопериклазовый Д-500
в Электроплавленый ко- рунд » Д-500
III. 15,а Муллитокремнеземистый Муллитокремнезе- Маты из минераль-
войлок МКРВ-200 мистые плиты ной ваты
МКРП-340
б Шамотно-волокнистые Муллитокремнеземи- То же
плиты ШВП-350 стый войлок МКРВ-200
в То же МКРП-340 »
г » Муллитокремнеземи- стая вата МКРВ »
ТАБЛИЦА II1.5. НОМЕРА ПОЗИЦИЙ КРИВЫХ НА РИС. III.13 И III.14 ДЛЯ ТЕПЛОВОГО
____________ПОТОКА ЧЕРЕЗ ТРЕХСЛОЙНУЮ СТЕНКУ -_____________________________
б, = 116 мм | Ci = 180 мм | С, = 200 мм | 6t = 250 мм
134 200 268 335 400 134 200 268 335 400 134 200 268 335 400 134 200 268 335 400
116 61 64 67 70 73 76 79 82 85 88 91 94 97 100 103 106 109 112 115 118
134 62 65 68 71 74 77 80 83 86 89 92 95 98 101 104 107 ПО 113 116 119
200 63 66 69 72 75 78 81 84 87 90 93 96 99 102 105 108 111 114 117 120
402
ТАБЛИЦА III.6. НОМЕРА ПОЗИЦИЙ КРИВЫХ НА РИС. Ш.15 ДЛЯ ТЕПЛОВОГО ПОТОКА
ЧЕРЕЗ ТРЕХСЛОЙНУЮ СТЕНКУ «
61 = 40 мм == 80 мм = 100 мм
68, мм б2. ММ
30 40 80 100 30 40 80 100 30 40 80 100
40 121 124 127 130 133 136 139 142 145 148 151 154
50 122 125 128 131 134 137 140 143 146 149 152 155
80 123 126 129 132 135 138 141 144 147 150 153 156
Рис. III.1. Схема футеровок печи: а — однослойной;
б — двухслойной; в — трехслойной
400 600 800 1000 1200 1400 tb°C 400 000 800 1000 1200 1400 tf °C
Рис. III.2. Тепловой поток через однослойную футеровку (цифры у кривых — толщина футеровки, мм):
а — периклазовый (сплошные линии) и смолодоломнтовый (штриховые линии) кирпичи; б — хромитопернкла-
зовый (сплошные ливни) и пернклазохромитовый (штриховые) кирпичи; в — шамотные легкЪвесные кирпичи
ШЛ-0,9 (сплошные) и ШЛ-0,4 (штриховые); г —то же, ШЛ-1,3 (сплошные) и ШЛ-1,0 (штриховые)
26*
40-3
404
400 600 800 /000 /200 14OOtf,°C4OO 600 600 /000 /200 1400 tt,°C 400 600 600 1000 1200 14001, °C 400 600 800 /000 /200 1400 4°C
Рис. III.3. Тепловой поток через двухслойную стенку:
а—з — см. табл. III.1: 1—7 — см. табл. III.2
0 кв/п/мг q, яВ/л/м
О
СЛ
Рис. III.4. Тепловой поток через двухслойную стенку:
а—з — см. табл. III.I; 1—19 — см. табл. Ш.2
WO ООО 800 1000 1200 1400 tf,°C 600 800 ЮОО 1200 1400 t,°C 600 800 1000 1200 1400 tf,°C 600 800 1000 1200 1400 tt,°C
Рис. 111.5. Тепловой поток через двухслойную стенку:
а—з — см. табл. III.1; 1—32 — см. табл. III.2
Рис. III.6. Тепловой поток через двухслойную стенку:
а—з — см. табл. III.1; 1—15, 21—23 — см. табл. III .2
£ квт/^
Рис. III.7. Тепловой поток через двухслойную стенку:
а и б —см. табл. II 1.1; 24—38 — см. табл. II 1.2
407
гы/шдх ‘b гм/шди sb
Рис. III.8. Тепловой поток через трехслойную стенку:
а—8 — см. табл. Ш.З; номера позиций — см. т^бл. Ш.4
о
CO
и/шдя ‘b ' гы/шдх ‘b
к 1 /
J 49^ 23 7 \ \ 2\
40 \ 76 28
0
13 /4^
37 25 l\ Ж
у/
' 16;. ?8;4О
е
13 /
37 25 \7
\ 28 16
5<
441/ ♦
2Ь 13\2
\ J7 49
'16; г 8; 40
600 800 WOO 1200 1400tr,°C 600 800 1000 1200 1000 tf,°C 600 800 1000 1200 1000 tf/°C 600 800 1OOO 1200 1400 t„°C
Рис. III.9. Тепловой поток через трехслойную стенку:
а—з — см. табл. Ш.З; иомера позиций — см. табл. Ш.4
2,0
О
О -----------------------------------------------------— ----------------------------------------------------------- --------------------------------------------------------
ifOO 600 000 1000 1200 КОО tf,°C ООО 600 600 1000 1200 КОО tf°c ООО 600 800 1000 1200 КОО 1,,С
Рис. III.10. Тепловой поток через трехслойиую стенку:
р—е — см. табл. Ш.З; номера позиций —см. табл- Ц1.4
1д ^25^
40
16 "49 ‘ 28
0
/ 3 / 25
'^16
40
37 к 28 49
е
13
£.iJ
лл
.49 37 ?8
16 ЛГ
600 800 ЮОО 1200 1400 t, °C
600 800 1000 1200 1400 tr, °C 600 800 1000 1200 1400 t, °C 600 800 1000 1200 1400 tt °C
Рис. III. 11. Тепловой поток через трехслойную стенку:
а—ж — см. табл. Ш.З; номера позиций — см. табл. III.4
7, квт/м‘ ‘ q, квт/гг
боо 800 то то шо^сбоо яоо юоо то i400t1roC600 воо то то nootfc
Рис. III.12. Тепловой поток через трехслойную стенку:
а—е —см. табл. III.3; номера позиций —см. табл. III.4
412
.и/шди ‘b ги/шдм ‘b
А X ,
67; 80; 109 s бЗ;Бв,82;110\у КУ
65; 66; 71; 83; 85; Ю8;113 69; 73; 76;81; 86; 115 \ /у
88; 111; 116 М; 89; 7 18 :/z-
I^IZO \ 75;90
й||| 72 87 '7; 119, 117 П9— 8
400 600 800 7000 7200 1400 tr>°C 400 600 000 7000 7200 1400tb°C 400 600 800 1000 1200 1400tr*C
Рис. I ПЛЗ- Тепловой поток через трехслойную стенку:
а—е — см. табл. III.3; номера позиций—ем. табл. III.4
q, кВт/м2
Рис. II1.14. Тепловой поток через трехслойную стенку:
_ см. табл. Ш.З; номера позиций—* см. табл. III.4
Рис. III.15. Тепловой поток через трехслойную стенку:
<—а — см. табл. III.3; номера позиций — см. табл. III.4
Рис. III.16. Температура наружной поверхности клад- Рис. III. 17. Температура наружной поверхности клад-^
ки при тепловом потоке до 4 кВт/м2 ки при тепловом потоке от 4 до 32 кВт/м2
Приложение IV
МЕХАНИКА ГАЗОВ
Коэффициенты местных сопротивлений (табл. IV. 1, рис. IV. 1)
Рис. IV.1. Эскизы и номера местных сопротивлений, приведенных в табл. IV.1:
I— вход потока в канал; II — изменение сечения канала; III — изменение направления потока; IV— слияние
и разделение потоков; V — движение потока по сложным элементам трубопроводов (задвижки, дроссели, диа-
фрагмы, вентили, клапаны); VI — движение потока через препятствия, равномерно распределенные по се-
чению (иасадки, пучки, параллельные каналы); VII — выход потока из канала
416
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
КОЭФФИЦИЕНТЫ МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ
ТАБЛИЦА IV. I
I. Вход потока в канал
Вход в трубу, заделанную в стенку
2
Вход в трубу (канал), заделанную
заподлицо в стенку
f2 = 0,5 (соответствует Г: при (Ь/d) = 0)
Вход в трубу (канал), заделанную
заподлицо под любым углом
Вход в трубу, заделанную заподлицо
под любым углом при наличии
проходящего потока
Re > 10’
27—482
417
№ п/п
Наименование й ЭсКиз*
Коэффициент сопротивления f
Вход в трубу:
а) без торцевой стенки
б) с торцевой стенкой
rjd
6
Вход в трубу с коническим раструбом
^>6
0,8
0,6
0,0
0,2
20 00 60 80 100 1201001БОЦ
О
7
Вход в трубу с коническим раструбом
и торцевой стенкой
8
I
Вход в трубу с экраном
418
№ п/n
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления Г
15
16
Конический диффузор
I — длина прямого участка трубы до диффузора
17
Квадратный и прямоугольный
диффузоры
18
Конфузор
I — длина прямого участка трубы до диффузора
F
f IS ~ f *7 (1 F
420
№ п/п
- -Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
19
20
22
III. Изменение направления потока
Колена с острыми кромками на
повороте
Re > 4 • 10“; для круглого.и квадратного канала
С — 1,0; стенки гладкие; — угол поворота канала
? 2 0 — 1,2? I 9
Колена 90° прямоугольного сечения
с расширенным или суженным выход-
ным сечением
Колено с закругленными кромками
на повороте при 0 < < 180°
421
№ п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления S'
Re>,2 • 10s; стенки гладкие, е » 0
23
Колено с закругленными кромками
на повороте и расширенным или су-
женным выходным сечением
Re > 2 • 10s; стенки гладкие, е — 0;
Л и С определяют по графикам f 2 2
Колено 90° квадратного сечения с за-
кругленными кромками на повороте
Re > 0,2 • 106; е =а 0,0003 ; при h #= b
i’ta'= ?2«С; С = f(k/b); С определяют
по графику f 22
25 Отводы крутомзогнутые
Re > 2 • 10s; А и С определяют по графикам f 2г
422
№ n/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления Г
Re > 2 10s; стенки гладкие; (R/d) > 1,5;
О < < 180°; А определяют по графику < 22 ; при
круглом или квадратном сечении С2 - 1,0
27
Колена круглого или квадратного
сечения с острыми кромками на
повороте
При прямоугольном сечении (1г #= Ь)
?г,С; С = f (h/b)-,
С определяют по графику <22; стенки гладкие
е « 0, шероховатые е « 0,006
28
Составное колено 90° круглого или
квадратного сечения, образованное
из четырех звеньев по 22,5°
Re > 0,2 • 106; стенки гладкие е ~ 0,
шероховатые е « 0,006; при прямоугольном сечении
(h 4= b) f 28 = f 2 8 С; С — f(h/b); С определяют
по графику < 22
Составное колено 90° круглого или
квадратного сечения, образованное
из трех звеньев по 30°
Re > 0,2 • 106; стенки гладкие е ~ О, шероховатые
е 0,006; при прямоугольном сечении (h + b)
<29 = ГгэС; С = f (h/Ъ)', С определяют
по графику <22
423
№п/п
Наименование и эск!из
Коэффициент сопротивления f
30
Составное колено 90° круглого или
квадратного сечения, образованное
из двух колен по 45°
Re > 0,2 10s; стенки гладкие е ~ 0, шероховатые
е « 0,006; при прямоугольном сечении (h ф Ь)
J30 = f30С; С = /Ь); С определяют
по графику f22
31
Z-образное колено квадратного
сечения
При прямоугольном сечении (h =£ Ъ) J,3i’S3f3iC;
С определяют по графику < 22; стенки гладкие
е «0
32
Составное колено квадратного сече-
ния, образованное из двух колен по
90°, лежащих в разных плоскостях
При прямоугольном сечении (Л Ь) = ?згС;
С = f(h/b)-, С определяют по графику f 22 ;
стенки гладкие, е ® 0
Плавное колено квадратного сече-
ния с поворотом на 180°
424
№ п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления £
О Z7,4 I О, В 1,2 1,6 2,0 d/в
'—^-см.при.мечания
2
1
О 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0d/B
ГрафИКйГ составлены для колен квадратного сечения
(h = b); приЬ ФЬ j'33 = f33C; С= f (h/Ъ):;
С определяют по графику f 22; стенки гладкие,
е « 0; справедливо при всех Re. Для случая
(bi/b) = 1,4при (а/Ъ) > 0,5и (bi/b) = 1,0
полученную по графикам величину надо умножить
на поправочный коэффициент а, = f (Re) (см. п. 34)
34
П-образное колено прямоугольного
сечения
425
№ п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления £
35
36
Обход
Графики составлены для колен квадратного сечения
(h = Ь); при 7г ф b $’м = f 34Ct; С, = f(h/.b);
Ct определяют по графику f 2 2' стенки гладкие,
e ~ 0; справедливо при всех Re. Для случая (Ь1/6)=
= 0,5 и (а /Ь) > 1,0 полученную по графику вели-
чину надо умножить на коэффициент а! = /(Re)
ОСу
1,4
1,3
1,2
1,1
1,0
а/Ь^-0,5-
4-10^8-10*1,2-10?1,вИ0?2П-105Zfi-IO5 Re
Колена с острымикромна-
ми&/Ъ=0,5;а/Ь^1,0
Плавные повороты
ъ,/ъ=1,о
я-----1---г—
^/1=1,4-,
Поправочный коэффициент, зависящий от числа Re.
вводить в п. 33 и 34 для случаев, оговоренных в
примечаниях к этим сопротивлениям
Г 3S — 2f 2S j
h hl
7 R 2sm<^ 2cos<p
f 36 ~ 4f 25 »
h h I
----= tg ф , R = -----------= —--------
27 4sin f 4cos^i
Пространственный (кольцевой)
поворот на 180° (при всасывании)
426
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
Re > 4 • 104 ; кромки поворота без скругления;
г /d0 = 0, т= Fi/Fo^/dt = 0,24-0,5
38
Пространственный (кольцевой)
поворот на 180° (при нагнетании) '
0,10,3 0J50,70,91,11,31$ 1,71,9 h/d0
Re > 4 104; кромки поворота без скругления;
г/d0 = 0, т= Fi/Fo, S/di = 0,2т0,5
IV. Слияние и разделение потоков
39
Слияние потоков под углом 30°
427
ТР п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
Коэффициент f дда бокового ответвления и f 39е пря-
мого прохода отнесены к скоростному давлению в
сборном канале; справедливо приКп = F
40
Коэффициент f 40л бокового ответвления и s 40g. пря-
мого прохода отнесены к скоростному давлению в
сборном канале; справедливо приКп = Fn
41
Слияние потоков под углом 60°
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Коэффициент f 41я бокового ответвления и f 41е пря-
мого прохода отнесены к скоростному давлению в
сборном канале; справедливо при FB = Fc
42
Слияние потоков под углом 90°
О 0,2 0,4 0,6 0,8 1J} w&faFc
Коэффициент J 42с бокового ответвления и ?42е пря-
мого потока отнесены к скоростному давлению в
сборном канале; справедливо при F'n = Fc
428
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивлении £
43
Разделение потоков под углом 15 —
90°, боковое ответвление
Коэффициент f 43 бокового ответвления отнесен к
скоростному давлению в подводящем канале;
справедливо при Fn = F ; — высота сечения
бокового ответвления; h с — высота сечения
сборного канала
44
Разделение потоков под углом 15 —
90°, проход
Коэффициент J 44 отнесен к скоростному давлению в
подводящем канале; справедливо при К6 +Р'П > Fc
45
Слияние и разделение потоков в
симметричном равностороннем
тройнике, 9? = 90°
Слияние потоков
Разделение потоков
Коэффициент f 45 отнесен к скоростному давлению в
сборном канале; 1 — для стандартных тройников из
ковкого чугуна на резьбе; 2 — для сварных тройников
429
№ п/п
Наименование й эскиз
Коэффициент сопротивления
46
47
48
49
Собирающий короб:
а) с боковым отводом
л ♦ I L
f’itoB
б) с торцевым отводом
Гпод
Раздающий короб:
а) с боковым подводом
^отВ
б) с торцевым подводом"
ЧмВ
ПЛ
Fom8
1 — раздающий (собирающий) короб при боковом
подводе (отводе);
2 — раздающий короб при торцевом подводе;
3 — собирающий короб при торцевом/этводе.
Коэффициенты f 46 и f 47 отнесены к скоростному
давлению в подводящем канале; равномерная раз-
дача потока будет обеспечена при FK> 3^отв, где
FK — площадь поперечного сечения короба ’
V. Движение потока по сложным элементам трубопроводов
(задвижки, дроссели, диафрагмы, вентили, клапаны)
Задвижка в круглом канале
430
28*
№п/п
Наименование и эскиз
50
51
Дроссельный клапан в прямоугольном
канале
Дроссельный клапан в круглом канале
Коэффициент сопротивления отнесен к
скоростному давлению в трубе;
Йо
Re = >2,5-10s;
к0
Fo — площадь отверстий решетки (диафрагмы):
при приближенных расчетах потери давления на
диафрагме— 50 % от перепада давления,
измеряемого диафрагмой
53
Диафрагма с утолщенными краями
в прямой трубе
или решетка
для нецилиндрических отверстий
. 4/отв
«0= ------
и
431
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
। 54
Диафрагма с закругленными по по-
току краями в прямой трубе
или решетка
Re > IO4; Af
„ , Ч отв
для нецилиндрических отверстии а0 = —-—
Б5
Задвижка клиновая
56
57
Вентиль с делительными стенками
под углом 45°
Вентиль прямоточный
432
№ п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления £
59
Вентиль прямоточный с суженным на
30 % сечением седла.
60
X — цилиндрическая труба;
2 ~ прямоугольная труба
Клапаны:
а) тарельчатый без нижней направля-
ющей
28—482
433
А'п/п
Наименование и эскиз
, Коэффициент сопротивления J
г) конический с плоским дном
VI. Движение потока через препятствия, равномерно распределенные по сечению
(насадки, пучки, параллельные каналы)
62
Регенеративная насадка типа Каупера
Коэффициент сопротивления отнесен к скоростному
давлению в насадке
Регенеративная насадка типа Сименса
Коэффициент сопротивления отнесен к скоростному
давлению в насадк^; m—число рядов насадки
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления £
64
Коридорные гладкотрубные пучки
при поперечном омывании
S, S2
При—< — J = Cfffrpz;
при^>^и1<_^=А<8 ^cacRe^-,
п₽и-?>’Ти8<'7^7<15 f =
г — количество рядов труб по глубине пучка;
43 5
№п/п
Наименование и эскиз
Коэффициент сопротивления f
65
Шахматные гладкотрубные пучки при
поперечном омывании
_ S, — d - S[
При 0,1 < —;-— < 1,7, а также при —— < 3,0
8г — a * (1
Si — d
и 1,7 <-^-<6,5
при “г—^- > 1,7 и 3,0 < <10
* s2 — d ’ ’ d
М = ^.шир~2^-,(2 +1>; s* =V%(s? +8?);
г — число рядов труб по глубине пучка; w - действи-
тельная скорость потока; стесненные пучки:
s, — d
1,7 <~л~<6,5; ,
2 “ si— d
свободные пучки: 0,1 <--— < 1,7
§2
436
Коэффициент сопротивления £
Ji,f2,---, Гп — суммарные коэффициенты местных
сопротивлений соответствующего канала; Fr, F2,- -
Fn — проходные сечения каналов, к скорости в кото-
рых отнесены соответственно f i, ?2,..fп; коэффи-
циент J 66 отнесен к скоростному давлению при
и> =
_____^обш_____
Ft + F2+... + ^n
67
Выход из прямой трубы через цtaitf]
или плоскую решетку
VII. Выход потока из канала
0,2 0,3 0,9 0,5 0,6 0,7 0,8 0,91,0 Fo/F
Коэффициент сопротивления относится к скоростно-
му давлению в трубе; Fa — живое сечение шайбы или
решетки;
Re — • W1"pl— > 0,25; — эквивалентный диаметр
отверстия шайбы или решетки
68
69
f6g = 1,05; при расчете горелок принимать J6s = 1,2
Коэффициент сопротивления‘относится к скоростно-
му давленщо в устье сопла
О б о зн ач ен н я: Ъ — ширина, м; d — эквивалентный диаметр, м (d - 4F/u) ; F — площадь, м2 ; h высота, м;
fe— средняя высота, выступов шероховатости стенки; / —длина, м; Re = wd/» критерий Рейнольдса; и -- периметр
сечения, м; w—скорость, м/с; S —толщина стенки, м; е —степень шероховатости (с = k/d); X коэффициент сопро-
тивления трения; v — коэффициент кинематической вязкости, м2 /с; —угол, град.
437
Взаимосвязь расхода, скорости и диаметра трубопровода (рис. IV.2)
Рис. IV.2. Взаимосвязь расхода, скорости и диаметра трубопровода
Приложение V
ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА .ВЕЩЕСТВ
, Теплофизические свойства газов (табл. y.I-V.44, рис. V.I-V.3)
V/Vcp
10 15 20 25а '29
^9 25~ '/0 "5- ,/ /.и 15 20 ——
О 200 400 600 ' 800 /000 /200 /400 /600
Температура дымовых газов, °C
Рис. V.I. Поправка T/Vj-p для пересчета кинематического коэффициента вязкости продуктов сгора-
НИЯ
Рис. V.2. Поправка Для -пересчета коэффициента теплопроводности продуктов сгорания
Рис. V.3. Поправка Рг/РгСр для пересчета числа Прандтля продуктов сгорания
439
ТАБЛИЦА V.l. ПЛОТНОСТЬ р ПРОСТЫХ ГАЗОВ, кг/м3
t, °C О2 N2- Н2 СО со2
0 1,43026 1,25158 0,089965 1,25150 1,97880
100 1,04576 0,91529 0,065845 0,91510 1,44130
200 0,82440 0,72161 0,051923 0,72146 1,13380
300 0,68044 0,59572 0,042861 0,59549 0,93614
400 0,57930 0,50711 0,036400 0,50699 0,79706
500 0,50436 0,44152 0,031700 0,44141 0,69383
600 0,44693 0,39125 0,028100 0,39116 0,61475
700 0,40094 0,35100 0,025200 0,35091 0,55143
800 0,36354 0,31825 0,022800 0,32054 0,50003
900 0,33252 0,29111 0,020900 0,29302 0,45719
1000 0,30639 0,26823 0,019200 0,26984 0,42405
ТАБЛИЦА V.2. ДИНАМИЧЕСКИИ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ПРОСТЫХ ГАЗОВ ц-106. Па-с
t, °C о2 Ns Н2 СО СО2 Н2О so2
0 19,1 16,6 8,4 16,6 13,7 _ 12,1
100 24,4 20,9 10,3 20,7 18,2 12,3 16,1
200 28,7 24,6 12,1 24,5 22,4 16,5 20,0'
300 33,1 28,0 13,8 27,9 26,3 20,6 23,8
400 36,9 31,2 15,4 31,2 29,8 24,8 27,5
500 40,3 34,0 16,9 34,4 33,0 28,9 31,3
600 43,5 36,6 18,3 37,3 36,0 33,1 35,0
700 46,5 39,2 19,9 40,4 38,8 37,2 38,6
800 49,4 41,6 21,1 43,2 41,5 -— 42,8
900 52,1 43,9 22,3 46,0 44,0 — 45,7
1000 54,7 46,0 23,7 48,7 46,4 — 49,2
ТАБЛИЦА V.3. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ПРОСТЫХ ГАЗОВ v-Ю’, м’/с
t, °C О2 n2 Н2 со со2 Н2О so2
0 13,4 13,3 93,0 13,3 6,9 __ 4,1
100 23,3 22,8 157,0 22,6 12,6 20,9 7,5
200 34,8 34,1 233,0 33,9 19,7 35,6 11,8
300 48,6 47,0 323,0 47,0 28,1 53,1 17,1
400 63,7 61,5 423,0 61,8 37,4 76,1 23,3
500 79,9 77,0 534,0 78,0 47,6 101,8 30,4
600 97,3 93,5 656,0 96,0 58,6 131,3 38,3
700 116,0 111,7 785,0 115,0 70,4 164,6 46,8
800 135,9 130,7 924,0 135,0 83,0 — 56,5
900 156,7 150,8 1070,0 157,0 96,2 — 66,8
1000 178,5 171,5 1230,0 180,0 109,4 — 78,3
ТАБЛИЦА V.4. ИСТИННАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ ПРОСТЫХ ГАЗОВ с, кДж/(м3-К)
t, °C о2 n2 Н2 СО СО2 Н2О H2s so2
0 1,3059 1,2987 1,2766 1,2992 1,5998 1,4943 1,507 1,733
100 1,3331 1,3025 1,2996 1,3054 1,7936 1,5194 1,557 1,892
200 1,3750 1,3147 1,3046 1,3226 1,9489 1,5600 1,624 2,031-
300 1,4202 1,3364 1,3071 1,3498 2,0754 1,6077 1,704 2,152
400 1,4239 1,3641 1,3113 1,3816 2,1796 1,6592 1,784 2,240
500 1,4968 1,3942 1,3188 1,4147 2,2672 1,7132 1,863 2,307
600 1,5257 1,4239 1,3293 1,4457 2,3400 1,7693 1,938 2,357
700 1,5499 1,4516 1,3427 1,4733 2,4015 1,8271 2,010 2,399.
800 1,5705 1,4767 1,3595 1,4976 2,4526 1,8849 2,068 2,428
900 1,5876 1,4989 1,3770 1,5194 2,4962 1,9415 2,127 2,453
1000 1,6023 1,5185 1,3955 1,5378 2,5330 1,9954 2,177 2,474
1100 1,6157 1,5357 1,4151 1,5537 2,5640 2,0457 2,219 2,487
440
Продолжение табл. V.4
1. °C О2 n2 Н2 СО СО2 Н2О H2s so,
1200 1,6278 1,5508 1,4344 1,5675 2,5908 2,0930 2,223 2,499
1300 1,6395 1,5642 1,4541 1,5797 2,6138 2,1369 —— —
1400 1,6504 1,5759 1,4721 1,5901 2,6335 2,1771 — =
1500 1,6613 1,5859 1,4897 1,5998 2,6507 2,2144 ~— —
1600 1,6722 1,5948 1,5064 1,6077 2,6649 2,2487 — —
1700 1,6827 1,6027 1,5219 1,6153 2,6779 2,2814 — —
1800 1,6927 1,6102 1,5366 1,6215 2,6888 2,3103 — —
1900 1,7032 1,6166 1,5508 1,6274 2,6980 2,3366 — —
2000 1,7132 1,6224 1,5638 1,6328 2,7059 2,3614 —— —
2100 1,7237 1,6278 1,5763 1,6375 2,7126 2,3844 ==
2200 1,7338 1,6324 1,5885 1,6416 2,7177 2,4062 —
2300 1,7434 1,6370 1,5994 1,6458 2,7218 2,4254 — 1 —
- 2400 1,7572 1,6412 1,6102 1,6496 2,7239 2,4438 —
2500 1,7623 1,6450 1,6203 1,6529 2,7252 2,4510 — —
2600 1,7714 — 1,6299 — — 2,4773 — —
ТАБЛИЦА V.5. СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ ПРОСТЫХ ГАЗОВ с, кДж/(ма-К)
t. °C О2 N, Н, со со2 н2о H2S so2
0 1,3059 1,2987 1,2766 1,2992 1,5998 1,4943 1,507 1,733
100 1,3126 1,3004 1,2908 1,3017 1,7003 1,5052 1,532 1,813
200 1,3352 1,3038 1,2971 1,3071 1,7873 1,5223 1,562 1,888
300 1,3561 1,3109 1,2992 1,3167 1,8627 1,5424 1,595 1,955
400 1,3775 1,3205 1,3021 1,3289 1,9297 1,5654 1,633 2,018
500 1,3980 1,3322 1,3050 1,3427 1,9887 1,5897 1,671 2,068
600 1,4168 1,3452 1,3080 1,3574 2,0411 1,6148 1,708 2,114
700 1,4345 1,3586 1,3121 1,3720 2,0884 1,6412 1,746 2,152
800 1,4499 1,3717 1,3168 1,3862 2,1311 1,6680 1,784 2,181
900 1,4645 1,3846 1,3226 1,3996 2,1692 1,6956 1,817 2,215
_ 1000 1,4775 1,3971 1,3289 1,4126 2,2035 1,7229 1,851 2,236
1100 1,4892 1,4089 1,3360 1,4248 2,2349 1,7501 1,884 2,261
1200 1,5006 1,4202 1,3431 1,4361 2,2639 1,7769 1,909 2,278
1300 1,5106 1,4306 1,3511 1,4465 2,2898 1,8028 — —
1400 1,5202 1,4407 1,3590 1,4566 2,3136 1,8280 — —
: 1500 1,5294 1,4499 1,3674 1,4658 2,3354 1,8527 — —
1600 1,5378 1,4587 1,3754 1,4746 2,3555 1,8761 — —
Й 1700 1,5462 1,4671 1,3833 1,4825 2,3743 1,8996 — —
1800 1,5541 1,4746 1,3917 1,4901 2,3915 1,9213 — ——
1900 1,5617 1,4821 1,3996 1,4972 2,4074 1,9423 — —*•
*2000 1,5692 1,4888 1,4076 1,5039 2,4221 1,9628 — —
2100 1,5759 1,4955 1,4151 1,5102 2,4359 1,9824 — —
2200 1,5830 1,5018 1,4227 1,5160 2,4484 2,0009 — —
2360 1,5897 1,5072 1,4302 1,5215 2,4602 2,0189 — —
'2400 1,5964 1,5127 1,4373 1,5269 2,4710 2,0365 — —
2500 1,6027 1,5177 1,4449 1,5320 2,4811 2,0528 — —•
2600 1,6091 — 1,4516 — - 2,0691 — —
2700 1,6153 — 1,4583 — — 2,0846 —• —
ТАБЛИЦА V.6. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПРОВОД-
НОСТИ ПРОСТЫХ ГАЗОВ Л-103,
Вт/(м-К)
t, °C Qs n2 H2 CO co2 H2C so£
'0 24,5 24,2 172 23,3 14,5 8,4
100 32,8 31,3 220 30,1 22,3 24,7 12,3
200 40,6 37,4 264 36,5 30,1 33,3 16,6
300 47,9 43,1 307 42,6 37,9 43,5 21,2
400 54,9 48,6 348 48,5 45,6 55,5 25,8
Продолжение табл. V.6 .
t,°c O2 n2 H2 CO CO2 H2O SO2
500 61,4 53,5 387 54,1 53,4 68,6 30,7
600 67,3 57,9 427 59,7 62,1 82,9 35,8
700 72,7 62,1 476 65,0 68,8 98,0 41,1
800 77,6 66,2 528 70,1 76,5 —— 46,3
900 81,9 70,1 583 75,5 84,2 51,9
1000 85,7 73,9 636 80,6 91,9 — 57,6
441
Продолжение табл. V.7
ТАБЛИЦА V.7. КОЭФФИЦИЕНТ
ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ
ПРОСТЫХ ГАЗОВ а-10!. мг/ч
t, °C О, N„ н2 СО со2 Н2О SO,
0 6,80 6.89 48,6 6,46 3,25 — 1,70
100 12,1 11,6 83,4 11,3 6,09 6,66 3,14
200 18,4 18,3 126 17,9 9,57 13,3 4-,48
300 25,4 25,5 178 23,8 13,7 20,9 7,29
400 33,3 33,3 236 31,1 18,4 30,0 10,0
500 42,0 41,1 300 38,9 25,3 40,5 13,2
1, °C О2 n2 н2 СО СО2 нйо so2
600 50,8 49,1 370 47,4 31,4 52,3 17,0
700 60,0 57,0 455 56,6 36,6 65,5 21.5
800 70,0 65,4 552 66,7 42,3 26,4
900 79,7 73,1 655 76,8 47,9 —— 32,0
1000 90,0 80,2 764 88,1 53,5 — 38,2
ТАБЛИЦА V.8. ЧИСЛО ПРАНДТЛЯ Рг ПРОСТЫХ ГАЗОВ
t, ?c О2 n2 НЕ СО СО2 Н2О so2
0 0,709 0,695 0,688 0,740' 0,765 0,874
100 0,693 0,707 . 0,677 0,718 0,744 1,13 0,863
200 0,681- 0,671 0,666 0,708 0,741 0,96 0,856
300 0,689 0,663 0,655 . 0,709 0,738 0,92 0,848
400 0,689 0,665 0,644 0,711 0,732 0,90 0,834
500 0,685 0,674 0,640 0,720 0,677 0,90 0,822
600 0,689 0,685 0,635 0,727 0,672 0,90 0,806
700 0,686 0,705 0,621 0,732 0,692 0,90 0,788
800 0,699 0,719 0,602 0,739 0,706 — 0,774
900 0,708 0,743- 0,588 0,740 0,723 — 0,755
1000 0,714 0,770 0,580 0,744 0,736 — 0,740
ТАБЛИЦА V.9. ПЛОТНОСТЬ р УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ, кг/м8
О сн4 с2н„ ОДг CsH1E О о СИ, С2н„ CSHS ОД10
0 0,71680 1,34146 1,96723 2,59299 3,21875 600 0,22436 0,41969 0,61546 0,81124 1,00701
100 0,52470 0,98183 1,44984 1,89784- 2,35584 700 0,20142 0,37647 0,65209 0,72771 0,90332
200 0,41359 0,77419 1,13533 1,49647 1,85761 800 0,18207 0,34132 0,50054 0,65975 0,81897
300 0,34120 0,63905 0,93716 1,23526 1,53336 900 0,16701 0,31220 0,45784 0,60347 0,74911
400 0,29102 0,54420 0,79806 1,05192 1,30578 1000 0,15340 0,28770 0,42191 0,55612 0,69032
500 0,25303 0,47389 0,69495 0,91600 1,13706
ТАБЛИЦА V.10. ДИНАМИЧЕСКИЙ (1,-10", Па-С, И КИНЕМАТИЧЕСКИЙ v-Ю8, м2/с,
КОЭФФИЦИЕНТЫ ВЯЗКОСТИ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ
t, °C CH,. C2H„ c„H8 CaHt0 c5H12
,U V u 1 ,v 1 v Ц 1 v U 1 v
0 10,28 14,30 8,55 6,37 7,50 3,81 6,82 2,63 6,23
100 13,32 25,40 11,50 11,70 10,06 6,94 9,47 4,99 8,50 3,61
200 16,04 38,80 14,10 18,20 12,48 11,00 11,85 7,92 10,79 5,81
300 18,50 54,20 16,40 25,70 14,75 15,70 14,20 11,50 12,95 8,45
400 20,80 71,50 19,00 34,90 17,15 21,50 16,50 15,70 15,10 11,56
500 22,68 89,60 21,40 45,10 19,40 27,90 18,80 20,50 17,25 15,20
600 24,65 109,60 23,80 56,70 21,80 35,40 21,00 25,90 19,30 19,20
ТАБЛИЦА V.11. ИСТИННАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ о УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ, кДж/(м8-К)
t, PC CH, C2HB CSHS ОД» CgHi од«
0 1,5500 2,2099 3,0485 4,1284 5,1274 1,8268 2,6-767
100 1,7527 2,7739 3,9676 5,2564 6,5175 2,2865 3,3793
200 2,0089 3,3404 4,8360 6,3680 7,8791 2,7236 4,0555
442
Продолжение табл. V.11
1, °C СН, С.Н8 ОД, ОДИ С5Н12 С.Н, ОД,
300 2,2727 3,8499 5,5758 7,2963 9,0113 3,1009 4,6492
400 2,5264 4,3114 6,2185 8,1144 10,0032 3,4241 5,1689
500 2,7596 4,7204 6,7846 8,8279 10,8699 3,7021 5,6169
600 2,9723 5,0805 7,2741 9,4501 11,6206 3,9471 6,0075
700 3,1645 5,3958 7,7037 9,9860 12,2687 4,1619 6,3492
? 800 3,3349 5,6554 8,0508 10,4177 12,7825 4,3469 6,6464
900 3,4873 5,8878 8,3610 10,8024 13,2422 4,5111 6,9039
1000 3,6225 6,1013 8,6449 11,1575 13,6697 4,6568 7,1300
1100 3,7407 6,2956 8,9045 11,4841 14,0641 4,7820 7,3260
1200 3,8416 6,4710 9,1381 11,7814 14,4246 4,8921 7,4943
ТАБЛИЦА V.12. СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ, кДж/(ма-К)
t, °C сн. С2н„ ОДв ОД» С5Н13 СИ, ОДа
; 0 1,5500 2,2098 3,0484 4,1284 5,1274 1,8268 2,6766
100 1,6421 2,4949 3,5098 4,7054 5,8354 2,0620 3,0484
200 1,7588 2,7746 3,9653 5,2564 6,5154 2,2826 3,3792
300 1,8862 3,0442 4,3691 5,7722 7,1355 2,4953 3,7057
400 2,0155 3,3084 4,7596 6,2671 7,7409 2,6858 4,0047
500 2,1403 3,5525 5.0937 6,6891 8,2563 2,8633 4,2831
600 2,2609 3,7778 5,4322 7,1149 8,7831 3,0258 4,5389
700 2,3768 3,9863 5,7236 7,4851 9,2315 3,1698 4,7765
800 2,4941 4,1809 5,9887 7,8083 9,6255 3,3080 4,9913
900 2,6025 4,3620 6,2315 8,1144 9,9918 3,4315 5,1910
1000 2,6992 4,5293 6,4614 8,4041 10,3448 3,5471 5,3723
1100 2,7863 4,6838 6,6778 8,6788 10,6794 3,6555 5,5402
1200 2,8629 4,8255 6,'8817 8,9384 10,9967 3,7526 5,6972
ТАБЛИЦА V.34. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ КОКСОВОГО (К). СМЕСИ
И ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ «-102. м2/ч. УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ
• /,°с СИ, сгнв ОД8 ОД.о ОД12
л а Л а к а к а к а
0 30,0 6,96 18,0 2,93 14,7 1,73 13,0 1,14 11,9 —
100 44,7 12,5 32,3 5,72 27,7 3,42 24,5 2,28 22,2 1,68
200 62,1 19,2 49,4 9,5 43,1 5,53 38,3 3,75 34,8 2,74
300 81,9 26,8 67,2 13,2 59,9 8,14 53,1 5,48 48,5 4,07
400 102,3 35,9 84,7 17,3 76,4 10,9 68,6 7,49 62,9 5,58
500 122,1 45,1 107,9 23,3 95,6 14,4 90,2 10,4 84,7 7,96
600 144,2 55,8 132,6 30,1 118,6 18,8 113,0 13,7 106,1 10,5
ТАБЛИЦА V.14. ЧИСЛО ПРАНДТЛЯ Рг УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ
4 °C СН, С,Н ОД8 С.Н„ ОД» t, °C СН, CsHe ОД8 с,н10 CsHia
0 0,739 0,782 0,793 0,830 — 400 0,717 0,726 0,710 0,754 0,746
100 0,731 0,736 0,730 0,788 0,774 500 0,715 0,698 0,697 0,710 0,686
200 300 0,726 0,729 0,712 0,700 0,716 0,694 0,760 0,755 0,763 0,747 600 0,710 0,679 0,677 0,680 0,657
443
ТАБЛИЦА V.15. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ВОЗДУХА
i. ЭД Р, KF/M3 Теплоемкость кДж/<м3-ю Z-102, Вт/<м-к) п*102, м2/ч Н-10», Па-с v-106, м2/с Рг
истинная средняя
0 1,2930 . 1,2971 1,2971 2,43 6,75 1,71 13,23 0,705
20 1,2045 1,2987 1,2979 2,59 7,72 1,81 15,03 0,701
40 1,1267 1,3004 1,2983 2,76 8,76 1,91 16,9 0,696
60 1,0595 1,3021 1,2991 2,91 9,81 2,01 18,97 0,696
80 0,9998 1,3042 1,2996 3,06 10,91 2,11 21,1 0,696
100 0,9458 1,3059 1,3004 3,19 12,0 2,19 23,15 0,694
150 0,8342 1,3147 1,3038 3,56 15,1 2,41 28,89 0,689
200 0,7457 1,3239 1,3071 3,87 18,2 2,60 34,85 0,689
250 0,6745 1,3364 1,3117 4,19 21,6 2,79 41,36 0,688
300 0,6157 1,3502 1,3172 4,48 25,1 2,97 48,24 0,692
350 0,5662 1,3653 1,3226 4,78 28,8 3,14 55,46 0,693
400 0,5242 1,3808 1,3289 5,05 32,5 3,30 62,95 0,697
450 0,4875 1,3963 1.3352 5,34 36,5 3,46 70,97 0,699
500 0,4564 1,4118 1,3427 5,62 40,6 3,62 79,32 0,703
600 0,4041 1,4411 1,3565 6,15 49,2 3,91 96,75 0,708
70'0 0,3625 1,4680 1,3708 6,66 58,3 4,17 115,0 0,710
800 0,3287 1,4918 1,3842 7,20 68,3 4,43 135,5 0,714
900 0,3010 1,5128 1,3976 7,61 77,7 4,66 154,8 0,717
1000 0,2773 1,5312 1,4098 8,04 88,2 4,90 176,7 0,721
1100 0,2571 1,5471 1,4215 8,48 99,2 5,12 199,1 0,722
1200 0,2377 1,5618 1,4328 8,90 111,6 5,34 224,6 0,724
1400 0,2110 1,5860 1,4529 — —. 5,76 — —
1600 0,1885 1,6053 1,4709 — — 6,16 — — 4-
1800 0,1703 1,6216 1,4868 — —- 6,55 — —
Пр имечание. р — плотность; X — коэффициент теплопроводности; а — коэффициент
температуропроводности; ц и v — динамический и кинематический коэффициенты вязкости;
Рг — число Прандтля.
ТАБЛИЦА V.16. ВЛАГОСОДЕРЖАНИЕ И ОБЪЕМ ВЛАЖНОГО ВОЗДУХА V, м», НА 1 кг
СУХОГО ВОЗДУХА
1, °C Влагесо- держание, Г/KF Насыщение ф, % •"
100 90 80 70 60 50 40 30
—15' 1,04 0,747 0,747 0,747 0,747 0,747 0,747 0,746 Е. 0,746
—10 1,63 0,762 0,762 0,762 0,762 0,762 0,761 0,761 0,761
—5 2,52 0,778 0,778 0,777 0,777 0,777 0,776 0,776 0,776
0 3,85 0,794 0,794 0,793 0,793 0,792 0,792 0,791 0,791
5 5,51 0,811 0,810 0,809 0,809 0,808 0,807 0,806 0,806 -
10 7,78 0,828 0,827 0,826 0,825 0,824 0,823 0,822 0,821
15 10,86 0,847 0,846 0,844 0,843 0,841 0,840 0,838 0,837
20 15,00 0,867 0,865 0,863 0,861 0,859 0,857 0,855 0,853
30 27,78 0,915 0,911 0,907 0,903 0,899 0,895 0,891 0,887
40 49,98 0,977 0,970 0,962 0,954 0,947 0,940 0,933 0,925
50 88,42 1,07 1,05 1,04 1,02 1,01 0,996 0,983 0,970
60 156,6 1,20 1,17 1,15 1,12 1,09 1,07 1,05 1,02
70 286,0 1,44 1,38 1,32 1,27 1,22 1,17 1,13 1,09
80 571,3 1,95 1.79 1,65 1,53 1,43 1,34 1,26 1.19
90 1509,0 3,57 2,88 2,42 2,08 1,83 1,63 1,47 1,33
100 — — 10,9 5,45 3,63 2,72 2,17 1,81 1,55
120 — — 11,5 5,73 3,82 2,86 2,28 1,90 1,63
140 — — 12,0 6,01 4,01 3,00 2,40 2,00 1,71
160 — — 12,6 6,30 4,19 3,14 2,51 2,09 1,79
180 — —- 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
444
ТАБЛИЦА V.17. ПЛОТНОСТЬ р ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ, кг/м’
Газ Теплота сгора- ния МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
д 3,35 II. 1 1,3431 0,9814 0,7734 0,6384 0,5435 0,4732 0,4193 0,3764 0,3417 0,3124 0,2882
д 3,72 11.2 1,3094 0,9568 0,7540 0,6225 0,5299 0,4614 0,4088 0,3670 0,3332 0,3047 0,2810
д 4,10 II.3 1,2997 0,9498 0,7486 0,6180 0,5261 0,4580 0,4059 0,3644 0,3308 0,3026 0,2790
Г 4,77 — 1,1452 0,8371 0,6598 0,5447 0,4637 0,4037 0,3577 0,3212 0,2916 0,2667 0,2458
Г 5,44 — 1,1232 0,8210 0,6472 0,5342 0,4548 0,3960 0,3509 0,3150 0,2859 0,2615 0,2411
Г 5,70 — 1,1369 0,8310 0,6550 0,5407 0,4603 0,4008 0,3551 0,3188 0,2894 0,2647 0,2440
Г 5,80 11.40 1,1221 0,8203 0,6466 0,5338 0,4544 0,3956 0,3506 0,3148 0,2858 0,2614 0,2409
г 6,10 11.41 1,004 0,8042 0,6338 0,5232 0,4454 0,3878 0,3436 0,3085 0,2800 0,2561 0,2362
в 10,20 — 0,7245 0,5295 0,4173 0,3444 0,2932 0,2553 0,2262 0,2032 0,1848 0,1690 0,1558
ТАБЛИЦА V.18. ДИНАМИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ |l-10s, Па-С
Газ Теплота сгора- ния Од. МДж/м’ Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
д 3,35 II. 1 16,08 20,21 24,06 27,57 30,76 33,75 36,53 39,19 41,71 44,08 46,39
д 3,72 11,2 16,14 20,24 24,07 27,58 30,75 33,73 36,51 39,17 41,69 44,06 46,37
д 4,10 II.3 16,22 20,31 24,13 27,63 30,79 33,78 36,56 39,23 41,77 44,15 46,47
г 4,77 — 16,29 20,33 24,11 27,57 30,70 33,66 36,41 39,07 41,56 43,91 46,21
г 5,44 — 16,18 20,20 23,96 27,39 30,51 33,43 36,16 38,79 41,26 43,59 45,87
г 5,70 — 16,14 20,17 23,94 27,38 30,51 33,44 36,18 38,82 41,30 43,64 45,92
г 5,80 11.40 16,27 20,28 24,03 27,47 30,58 33,52 36,27 38,92 41,42 43,77 46,03
г 6,10 11.41 15,98 20,02 23,79 27,25 30,38 33,32 36,06 38,72 41,19 43,54 45,83
и сл — в 10,20 — 15,59 19,55 23,18 26,60 29,70 32,69 35,50 38,32 40,91 43,36 45,85
ТАБЛИЦА VJ9. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ v-106, ийс
05 Газ Теплота сгора- ния фд, МДж/м8 Рисунок _ _ Температура, ?С
0 100 200 300 400 500 ООО 700 800 900 1000
д 3,35 11.1 11,97 20,59 31,10 43,19 56,59 71,32 87,12 104,1 121,1 141,0 160,9
д 3,72 П.2 12,32 21,16 31,92 44,30 58,02 73,11 89,30 106,7 125,1 144,6 165,0
д 4,10 11.3 12,48 21,38 32,23 44,71 58,53 73,76 90,09 107,7 126,2 145,9 166,5
Г 4,77 — 14,22 24,28 36,54 50,62 66,22 83,37 101,8 121,6 142,5 164,7 187,9
Г 5,44 — 14,41 24,60 37,02 51,27 67,08 84,49 103,1 123,2 144,3 166,9 190,3
г 5,70 — 14,20 24,27 36,54 50,64 66,27 83,44 101,9 121,8 142,7 164,9 188,2
г 5,80 П.40 14,50 24,72 37,16 51,46 67,30 84,73 103,4 123,7 144,9 167,4 191,2
г 6,10 П.41 14,52 24,90 37,59 52,07 68,20 85,90 104,9 125,5 147,1 170,0 194,1
в 10,20 — 21,52 36,93 55,54 77,23 101,3 128,1 166,9 188,5 221,3 256,7 294,3
• ТАБЛИЦА V.20. ИСТИННАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ, кДж/(м3-К)
Газ Теплота сгора- ния МДж/м3 Рисунок Температура °C
° 100 200 зоо | 400 | 500 | 600 | 700 800 900 1000
д 3,35 П.1 1,3415 1,3729 1,4068 1,4449 1,4842 1,5232 1,5596 1,5918 1,6207 1,6458 1,6672
д 3,72 11.2 1,3352 1,3636 1,3946 1,4306 1,4687 1,5068 1,5420 1,5738 1,6023 1,6266 1,6488
д 4,10 . П.3 1,3293 1,3540 1,3821 1,4160 1,4524 1,4892 1,5236 1,5541 1,6818 1,6061 1,6274
Г 4,77 — 1,3163 1,3360 1,3590 1,3875 1,4189 1,4516 1,4830 1,5114 1,5378 1,5613 1,5822
Г 5,44 — 1,3193 1,3423 1,3687 1,4013 1,4369 1,4729 1,5072 1,5391 1,5680 1,5939 1,6169
Г 5,70 — 1,3226 1,3473 1,3758 1,4097 1,4465 1,4838 1,5190 1,5512 1,5805 1,6069 1,6303
Г 5,80 П.40 1,3142 1,3335 1,3574 1,3879 1,4218 1,4566 1,4901 1,5206 1,5487 1,5709 1,5960
Г 6; 10 П.41 1,3281 1,3586 1,3909 i-,4277 1,4666 1,5052 1,5416 1,5751 1,6056 1,6333 1,6575
В 10,20 — 1,3080 1,3348 1,3557 1,3783 1,4022 ...1,4273 1,4520 1,4763 1,4997 1,5215 1,5424
ТАБЛИЦА V.2I. СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ, кДж/(м3-К)
Теплота сгора- __________________________________________________________Температура, °C
Газ НИЯ МДж/и’ Рисунок 0 I 100 200 300 500 500 600 700 800 900 1000
д 3,35 II. 1 1,3415 1,3574 1,3733 1,3909 1,4093 1,4281 1,4470 1,4654 1,4830 1,4997 1,5156
д 3,72 II.2 1,3352 1,3494 1,3641 1,3800 1,3976 1,4156 1,4340 1,4516 1,4687 1,4851 1,5001
д 4,10 11.3 1,3293 1,3419 1,3544 1,3691 1,3854 1,4026 1,4202 1,4369 1,4532 1,4691 1,4838
Г 4,77 — 1,3163 1,3264 1,3364 1,3486 1,3624 1,3770 1,3921 1,4072 1,4218 1,4361 1,4495
Г ' 5,44 — 1,3193 1,3306 1,3427 1,3565 1,3720 1,3888 1,4055 1,4227 1,4390 1,4549 1,4700
Г 5,70 — 1,3226 1,3352 1,3481 1,3628 1,3791 1,3963 1,4139 1,4315 1,4482 1,4645 1,4800
Г 5,80 11.40 1,3142 1,3239 1,3343 1,3469 1,3615 1,3770 1,3934 1,4093 1,4252 1,4403 1,4549
Г 6,10 11.41 1,3281 1,3435 1,3590 1,3754 1,3934 1,4118 1,4306 1,4491 1,4671 1,4842 1,5001
В 10,20 — 1,3080 1,3226 1,3339 1,3444 1,3561 1,3678 1,3800 1,3921 1,4038 1,4160 1,4528
ТАБЛИЦА V.22. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ДОМЕННОГО (Д), ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ Х-103, Вт/(м-К) •
Теплота сгора- Температура, °C
Газ пня МДж/м’ j Рисунок 0 | 100 | 200 I 300 400 500 600 700 800 900 1000
Д 3,35 11.1 22,97 30,38 37,09 43,41 49,52 55,23 60,63 65,87 71,00 76,12 81,01
Д 3,72 11.2 24,20 31,89 38,84 45,40 51,69 57,64 63,26 68,74 74,19 79,65 84,83
Д 4,10 П.З 24,24 31,83 38,70 45,17 51,37 57,22 62,74 68,13 73,44 78,77 83,85
Г 4,77 — 32,61 42,39 51,29 59,71 67,44 75,28 82,53 90,00 97,83 105,75 113,17
г 5,44 — 33,32 43,38 52,64 61,44 69,58 77,79 85,48 93,46 101,84 110,39 118,06
г 5,70 — 32,69 42,65 51,80 60,53 68,63 76,77 84,41 92,32 100,62 109,08 117,03
г 5,80 11.40 32,99 42,88 51,94 60,57 68,54 76,57 84,10 91,88 100,04 108,37 116,17
г 6,10 11.41 35,54 46,45 56,56 66,23 75,13 84,26 92,83 101,84 111,41 121,21 130,40
в 10,20 — 67,74 87,42 105,61 123,24 138,39 155,97 172,07 190,31 210,53 231,31 250,91
ТАБЛИЦА V.23. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ ДОМЕННОГО (Д). ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ Ф-102, м’/ч
►и- 00 Газ Теплота сгора- ния qJJ, МДж/м3 Рисуаои Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
д 3,35 II. 1 6,65 11,77 17,80 24,56 32,03 39,99 48,40 57,38 67,00 77,26 88,02
д 3,72 II.2 7,04 12,45 18,81 25,97 33,80 42,18 51., И 60,55 70,67 81,72 93,24
д 4,10 11.3 7,09 12,51 18,90 26,09 33,98 42,42 51,31 60,77 70,85 81,94 93,35
Г 4,77 — 9,62 16,87 25,49 35,18 45,67 57,17 69,26 82,58 97,13 113,15 129,56
Я Г 5,44 — 9,82 17,19 25,93 35,84 46,53 58,27 70,56 84,13 99,11 115,74 132,73
Г 5,70 — 9,61 16,83 25,39 35,13 45,53 57,11 69,19 82,55 97,27 113,26 130,03
г 5,80 11.40 9,76 17,11 25,82 35,63 46,23 57,99 70,20 83,70 98,60 114,77 131,83
г 6,10 П.41 10,41 18,18 27,50 37,94 49,20 61,72 74,92 89,64 105,91 123,87 142,60
* в 10,20 — 20,12 34,80 52,61 73,16 94,72 120,71 156,85 178,56 214,13 253,15 294,30
ТАБЛИЦА V.24. ЧИСЛО ПРАНДТЛЯ Рг ДОМЕННОГО <Д>, ГЕНЕРАТОРНОГО (Г) И ВОДЯНОГО (В) ГАЗОВ
Газ Теплота сгора- ния 0&, МДж/мч Рисунок Температура °C
0 100 200 300 | «0 500 600 700 800 эоо 1000
д 3,35 11.1 0,648 0,630 0,629 0,633 0,636 0,642 0,648 0,653 0,656 0,657 0,658
д 3,72 11.2 0,630 0,612 0,611 0,614 0,618 0,624 0,629 0,634 0,637 0,637 0,637
д 4,10 11.3 0,634 0,615 0,614 0,617 0,620 0,626 0,632 0,638 0,641 0,641 0,642
Г 4,77 — 0,532 0,518 0,516 0,518 0,522 0,525 0,529 0,530 0,528 0,524 0,522
Г 5,44 — 0,528 0,515 0,514 0,515 0,519 0,522 0,526 0,527 0,524 0,519 0,516
Г 5,70 — 0,532 0,519 0,518 0,519 0,524 0,526 0,530 0,531 0,528 0,524 0,521
Г 5,80 11.40 0,535 0,520 0,518 0,520 0,524 0,526 0,530 0,532 0,529 0,525 0,522
Г 6,10 11.41 0,502 0,493 0,492 0,494 0,499 0,501 0,504 0,504 0,500 0,494 0,490
В 10,20 —- 0,385 0,382 0,380 0,380 0,385 0,382 0,383 0,380 0,372 0,365 0,360
29—432 449
ТАБЛИЦА V.25. ПЛОТНОСТЬ р КОКСОВОГО (К), СМЕСИ ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК), СМЕСИ ПРИРОДНОГО И КОКСОВОГО (ПК), СМЕСИ ДОМЕННОГО
И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ, кг/м3
Газ Теплота сгора- ния фд» МДж/м1 Рисунок Температура, °C
0 100 200 зоо | 400 S00 I 600 700 800 900 1000
ДК' 5,05 11.11 1,2279 0,8974 0,7072 0,5838 0,4970 0,4327 0,3834 0,3442 0,3124 0,2858 0,2636
ДК 5,85 11.12 1,1767 0,8599 0,6777 0,5594 0,4763 0,4146 0,3674 0,3298 0,2994 0,2736 0,2525
ДК 6,65 11.13 1,1256 0,8226 0,6483 0,5352 0,4556 0,3967 0,3515 0,3155 0,2864 0,2620 0,2416
ДК 7,55 11.14 1,0738 0,7848 0,6185 0,5106 0,4347 0,3784 0,3353 0,3010 0,2732 0,2499 0,2304
ДП 7,55 П.22 1,2394 0,9058 0,7138 0,5893 0.5017 0,4368 0,3870 0,3474 0,3153 0,2884 0,2610
ДК 8,40 11.15 1,0276 0,7510 0,5918 0,4885 0,4159 0,3621 0,3209 0,2880 0,2614 0,2391 0,2205
ДК 9,20 П.16 0,9691 0,7083 0,5582 0,4608 0,3923 0,3415 0,3026 0,2717 0,2466 0,2255 0,2079
ДК 10,10 П.17 0,9175 0,6706 0,5285 0,4353 0,3714 0,3233 0,2865 0,2572 0,2334 0,2135 0,1968
ДК 10,90 П.18 0,8643 0,6318 0,4979 0,4110 0,3500 0,3046 0,2700 0,2423 0,2199 0,2012 0,1854
ДК 11,75 И. 19 0,8127 0,5941 0,4682 0,3865 0,3291 0,2864 0,2539 0,2279 0,2068 0,1892 0,1744
ДК 12,55 П.20 0,7609 0,5558 0,4380 0,3616 0,3079 0,2680 0,2375 0,2132 0,1934 0,1770 0,1631
ДК 14,65 П.21 0,6305 0,4610 0,3633 0,2999 0,2554 0,2223 0,1970 0,1768 0,1604 0,1468 0,1352
к 17,10 П.4 0,4805 0,3515 0,2771 0,2286 0,1948 0,1695 0,1502 0,1348 0,1222 0,1119 0,1030
ПК 26,85 П.30 0,5162 0,4509 0,3554 0,2932 0,2499 0,2174 0,1927 0,1730 0,1566 0,1435 0,1320
пк 30,20 П.31 0,6782 0,4963 0,3912 0,3228 0,2752 0,2393 0,2122 0,1905 0,1723 0,1580 0,1452
ТАБЛИЦА V.26. ДИНАМИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ КОКСОВОГО (К), СМЕСИ ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК), СМЕСИ ПРИРОДНОГО
И КОКСОВОГО ГАЗА (ПК), СМЕСИ ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ и-10е, Па-с
Газ Теплота сгора- ния МДж/м’‘ Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
ДК 5,05 II. 11 16,00 20,08 23,88 27,36 30,51 33,46 36,22 38,87 41,37 43,77 46,02
ДК 5,85 11.12 15,90 19,96 23,74 27,20 30,34 33,27 36,02 38,66 41,14 43,48 45,77
ДК 6,65 11.13 15,79 19,83 23,58 27,02 30,15 33,06 35,80 38,43 40,89 43,22 45,75
ДК 7,55 11.14 15,66 19,67 23,40 26,82 29,93 32,81 35,53 38,15 40,59 42,90 45,17
ДП 7,55 П.22 15,55 19,56 23,29 26,70 29,79 32,66 35,36 37,94 40,38 42,68 44,91
ДК 8,40 11.15 15,48 19,48 23,19 26,59 29,68 32,55 35,25 37,87 40,29 42,59 44,85
ДК 9,20 П.16 15,37 19,32 22,99 26,35 29,41 32,24 34,92 37,51 39,90 42,18 44,41
ДК 10,10 П.17 15,19 19,12 22,75 26,07 29,11 31,91 34,56 37,14 39,50 41,75 43,97
ДК 10,90 II. 18 15,00 18,89 22,47 25,76 28,76 31,53 34,15 36,71 39,04 41,27 43,47
ДК 11,75 11.19 14,79 18,63 22,17 25,41 28,38 31,11 33,70 36,24 38,53 40,73 42,91
ДК 12,55 11.20 14,55 18,33 21,82 25,02 27,95 30,63 33,19 35,70 37,95 40,12 42,27
ДК 14,65 П.21 13,82 17,44 20,77 23,82 26,63 29,16 31,61 34,04 36,17 38,24 40,31
к 17,10 II.4 10,63 15,99 19,05 21,86 24,46 26,78 29,04 31,33 33,26 35,17 37,10
ПК 26,85 11.30 11,09 14,29 17,16 19,78 22,27 24,38 26,54 28,61 30,48 32,27 34,04
ПК 30,20 П.31 10,98 14,14 16,98 19,56 21,97 23,97 26,03 28,01 29,77 31,47 33,10
5: ад 5 450 V.21. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ КОКСОВОГО (К), СМЕСИ ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК), СМЕСИ ПРИРОДНОГО И А №/с
коксовой 3 (ПК), СМЕСИ ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ vl(
Теплота сгора- Температура, °C
ния qJJ, МДж/м ‘ 0 100 200 300 400 500 600 700 800 S00 1000
ДК 5,05 II. 11 13,03 22,37 33,76 46,86 61,38' 77,34 94,48 112,9 132,4 153 0 174 6
ДК 5,85 П.12 13,51 23,21 35,03 48,61 63,69 80,24 98,03 117,2 131 4 158'8 1Я1 9
ДК 6,65 11.13 14,03 24,10 36,38 50,50 66,17 83,36 101,8 121,8 142^8 165 0 1ЯЯ 3
ДК 7,55 11.14 14,58 26,06 37,84 52,53 68,84 86,71 106,0 126,7 148 6 171 7 IQK А
ДП 7,55 11.22 12,54 21,60 32,62 45,30 59,37 74,77 91,36 109,2 128,1 1480 16Я Я
ДК 8,40 11.15 15,07 25,94 39,18 54,42 71,36 89,90 109,9 131,5 154 J 1781 203 4
ДК 9,20 11.16 15,86 27,28 41,19 57,18 74,96 94,43 115,4 138,1 161Л 1870 9J3 5
ДК 10,10 11.17 16,56 28,50 43,04 59,76 78,36 98,68 120,6 144,4 169,3 195’5 224 4-
ДК 10,90 11.18 17,36 29,89 45,14 62,68 82,20 103,5 126,5 151,5 177,6 205 2 234 Ч
ДК 11,75 П.19 18,20 31,35 47,35 65,76 86,26 108,6 132,8 159,0 186,4 215 3 246 1
ДК 12,55 11.20 19,14 32,99 49,82 69,20 90,79 114,3 139,7 167,4 196'2 226 7 259 ’ 2
ДК 14,65 11.21 21,91 37,83 57,16 79,42 104,3 131,2 160,5 192,5 225Д 260 6 298 2
к 17,10 II.4 26,28 45,49 68,75 95,60 125,8 158,0 193,3 232,3 272,2 314 3 360 2
ПК 26,85 П.30 18,00 31,69 48,30 67,46 89,08 112,2 137,7 165,4 194,6 224 9 251 9
пк « * 30,20 11.31 26,19 28,49 43,42 60,61 79,83 100,2 122,6 147,0 172,8 199,2 228 Д
ТАБЛИЦА V.2S. ИСТИННАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с КОКСОВОГО (К), СМЕСИ ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК) , СМЕСИ ПРИРОДНОГО И КОКСОВОГО (ПК) СМЕСИ
ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ, кДж/(м’-К)
Газ Теплота сгора- иия cjp МДж/м1 Рисунок Температура f °C
0 100 200 300 400 500 ООО 700 800 900 1000
ДК 5,05 И. 11 1,3377 1,3699 1,4059 1,4461 1,4880 1,5294 1,5889 1,6027 1,6341 1,6622 1,6864
ДК 5,85 11.12 1,3389 1,3741 1,4126 1,4553 1,4997 1,5433 1,5839 1,6207 1,6538 1,6835 1,7079
ДК 6,65 II.13’ 1,3406 1,3783 1,4197 1,4650 1,5114 1,5571 1,5998 1,6387 1,6739 1,7053 1,7333
ДК 7,55 11.14 1,3423 1,3829 1,4273 1,4754 1,5244 1,5721 1,6169 1,6584 1,6956 1,7287 1,7585
ДП 7,55 11.22 1,3603 1,4089 1,4662 1,5290 1,5922 1,6529 1,7091 1,7597 1,8045 1,8443 1 Л795
ДК 8,40 П.15 1,3465 1,3921 1,4403 1,4922 1,5445 1,5956 1,6429 1,6864 1,7258 1,7614 1,7932
ДК 9,20 11.16 1,3452 1,3913 1,4411 1,4943 1,5483- 1,6006 1,6496 1,6948 1,7358 1,7727 1^8062
ДК 10,10 П.17 1,3469 1,3959 1,4486 1,5047 1,5613 1,6157 1,6672 1,7145 1,7576 1,7966 1 8317
ДК 10,90 11.18 1,3481 1,3992 1,4549 1,5135 1,5721 1,6287 1,6818 1,7312 1,7760 1,8171 1,8539
ДК 11,75 11.19 1,3498 1,4038 1,4624 1,5240 1,5851 1,6442 1,6994 1,7509 1,7978 1,8405 1,8790
ДК 12,55 П.20 1,3511 1,4080 1,4696 1,5332 1,5968 1,6580 1,7153 1,7685 1,8175 1,8619 1,9025
ДК 14,65 П.21 1,3548 1,4185 1,4867 1,5571 1,6266 1,6931 1,7555 1,8137 1,8677 1,9167 1,9615
л 17,10 II.4 1,3595 1,4310 1,5072 1,5855 1,6622 1,7350 1,8037 1,8682 1,9276 1,9820 2,0323
ПК 26,85 11.30 1,4859 1,6375 1,8129 1,9896 2,1579 2,3136 2,4560 2,5686 2,7005 2,8039 2,8973
ПК 30,20 П.31 1,4959 1,6605 1,8652 2,0758 2,2793 2,4669 2,6385 2,7938 2,9324 3,0568 3,1677
g V.S, ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК). СМЕСИ ПРИРОДНОГО И КОКСОВОГО (ПК), СМЕСИ
Газ Теплота сгора- ния МДж/м8 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 [ 800 900 1000
ДК 5,05 11.11 1,3377 1,3540 1,3708 1,3888 1,4084 1,4285 1,4486 1,4683 1,4872 1,5052 1 5223
ДК 5,85 11.12 1,3389 1,3565 1,3745 1,3942 1,4151 1,4365 1,4578 1,4784 К 4985 1,5177 1 5357
ДК 6,65 11.13 1,3406 1,3595 1,3487 1,3996 1,4218 1,4444 1,4666 1,4888 1’5102 1’5303 1 5520
ДК 7,55 11.14 1,3423 1,3624 1,3833 1,4059 1,4294 1,4532 1,4767 1,5001 1,5227 1,5441 1'5642
ДП 7,55 11.22 1,3603 1,3833 1,4097 1,4390 1,4696 1,5001 1,5303 1,5596 1,5885 1,6153 1 6404
ДК 8,40 11.15 1,3465 1,3691 1,3925 1,4168 1,4424 1,4679 1,4930 1^5177 1,5420 1,5650 1’5864
ДК 9,20 11.16 1,3452 1,3678 1,3917 1,4168 1,4432 1,4691 1,4951 1,5206 1,5458 1,5696 1 5918
. ДК 10,10 П.17 1,3469 1,3708 1,3963 1,4227 1,4503 1,4779 1,5052 1,5320 1,5583 1,5834 1'6069 -
ДК 10,90 11.18 1,3481 1,3732 1,4001 1,4277 1,4566 1,4855 1,5135 1,5416 1,5692 1,5952 1 61951
ДК 11,75 И, 19 1,3498 1,3766 1,4047 1,4336 1,4641 1,4943 1,5236 1,5529 1,5818 1,6090 1,6345
ДК 12,55 11.20 1,3511 1,3791 1,4089 1,4390 1,4708 1,5022 1,5329 1,5629 1,5931 1,6215 1,6479'
ДК 14,65 11.21 1,3548 1,3858 1,4193 1,4528 1,4880 1,5223 1,5558 1,5889 1,6220 1,6334 1,6823
к 17,10 11.4 1,3595 1,3942 1,4319 1,4691 1,5085 1,5466 1,5834 1,6199 1,6563 1,6915 1,7233
ПК 26,85 11.30 1,4859 1,5575 1,6404 1,7266 1,8146 1,8983 1,9795 2,0570 2,1348 2,2073 2,2768
ПК 30,20 П.31 1,4959 1,5713 1,6655 1,7668 1,8702 1,9703 2,0880 ' 2,4116 2,2546 2,3421 2,4204
. ТАБЛИЦА V.30. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ КОКСОВОГО (К), СМЕСИ ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК), СМЕСИ ПРИРОДНОГО И КОКСОВОГО •
(ПК), СМЕСИ ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ Z-103, Вт/(м-К)
Г аз Теплота сгора- ния Q&, МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 £
ДК 5,05 П.11 28,13 37,04 45,24 53,09 60,51 67,76 74,64 81,63 88,81 96,12 103,04
ДК 5,85 П.12 30,75 40 46 49,50 58,18 66,35 74,45 82,18 90,17 98,49 107,03 115,0.9т
ДК 6,65 II 13 33,47 44 03 53,93 63,49 72,44 81,43 90,04 99,06 108,58 118,39 127,6.1
ДК 7,55 11.14 36,31 47 76 58,56 69,06 78,84 88,77 98,30 108,43 119,21 130,37 140,87;
ДП 7,55 11.22 24,91 33,39 41,55 49,62 57,65 65,07 72,55 80,19 87,93 96,09 103,87'
ДК 8,40 II.15 39,18 51,60 63,38 74,90 85,57 96,54 107,09 118,42 130,56 143,19 155,09
ДК 9,20 11.16 42,45 55,99 68,91 81,35 93,47 104,77 116,26 128,73 142,18 156,20 169,39;
ДК 10,10 II.17 45,71 60,08 73,85 87,39 101,04 112,88 125,45 139,20 154,06 169,64 184,28!
ДК 10,90 11.18 49,17 64,62 79,50 94,16 107,64 121,75 135,42 150,49 166,86 184,02 200,1.8;
ДК 11,75 11.19 52,71 69,31 85,29 101,10 115,60 130,64 145,71 162,17 179,83 198,90 216,6Й
ДК 12,55 11.20 56,51 74,57 92,02 108,97 125,56 140,97 156,97 174,85 194,37 214,95 234,31
ДК 14,65 П.21 66,69 88,02 108,74 128,95 148,76 167,11 186,37 208,18 236,06 257,34 281,19
к 17,10 11.4 80,18 105,48 130,09 154,73 177,17 201,23 224,89 252,10 281,68 313,20 343,06-
ПК 26,85 П.30 51,97 71,95 93,02 114,79 137,50 157,92 180,86 206,49 234,04 264,06 292,37
ПК 30,20 11.31 39,17 55,64 74,05 94,19 115,32 134,36 156,02 180,08 205,51 234,00 261,19
ТАБЛИЦА V.31. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ КОКСОВОГО (К), СМЕСИ
ДОМЕННОГО И КОКСОВОГО (ДК), СМЕСИ ПРИРОДНОГО и коксового
(ПК), СМЕСИ ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ а-102, м2/ч
Газ Теплота сгорания «т мДж/м3 I Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 700 800 S00 1000
ДК 5,05 I1.11 8,2 14,4 21,7 30,0 39,0 48,8 59,2 70,6 83,0 96,6 110,6
ДК 5,85 II. 12 8,9 15,7 23,7 32,7 42,5 53,2 64,6 77,1 90,9 106,2 121,9
ДК 6,65 И. 13 9,7 17,0 25,6 35,4 46,1 57,7 70,1 83,8 99,2 116,0 133,4
ДК 7,55 II. 14 10,5 19,1 27,7 38,3 49,7 62,3 75,7 90,6 107,4 126,1 145,1
ДП 7,55 П.22 7,1 12,6 19,1 26,6 34,7 43,5 52,9 63,2 74,5 87,0 100,1
ДК 8,40 II. 15 11,3 19,7 29,7 41,1 53,2 66,7 81,2 97,4 115,6 135,8 156,8
ДК 9,20 II. 16 12,3 21,3 32,1 44,4 57,4 72,0 87,6 105,1 125,0 147,0 169,7
ДК 10,10 II. 17 13,2 22,9 34,4 47,5 61,5 77,1 93,6 112,5 133,9 157,8 182,3
ДК 10,90 И. 18 14,2 24,6 36,9 50,8 65,8 82,4 100,3 120,6 143,7 169,0 195,8
ДК 11,75 11.19 15,2 26,2 39,4 54,3 70,1 87,8 106,7 128,3 153,2 180,6 208,9
ДК 12,55 11.20 16,2 28,1 42,0 57,8 74,6 93,5 113,5 136,9 163,1 192,5 223,2
ДК 14,65 П. 21 19,1 32,9 49,0 67,4 86,7 108,6 131,9 158,9 189,8 223,9 259,3
к 17,10 II. 4 28,0 39,3 58,2 79,7 102,5 127,8 155,0 187,1 223,7 263,7 306,5
ПК 26,85 11.30 12,6 21,6 32,0 43,7 56,6 69,6 84,7 102,5 122,7 146,7 169,7
ПК 30,20 II. 31 16,5 17,8 26,8 37,0 48,5 60,0 73,4 89,2 107,2 127,8 145,7
ТАБЛИЦА V.32. ЧИСЛО ПРАНДтЛЯ Рг КОКСОВОГО "(К), СМЕСИ ДОМЕННОГО
И КОКСОВОГО (ДК). СМЕСИ ПРИРОДНОГО И КОКСОВОГО (ПК), СМЕСИ
ДОМЕННОГО И ПРИРОДНОГО (ДП) ГАЗОВ
Газ Теплота сгорания МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600 709 800 S00 1000
ДК 5,05 II. 11 0,574 0,560 0,559 0,562 0,566 0,570 0,574 0,576 0,574 0,570 0.568
ДК 5,85 И. 12 0,554 0,533 0,533 0,535 0,540 0,543 0,546 0,547 0,544 0,538 0,535
ДК 6,65 II. 13 0,520 0,511 0,511 0,513 0,517 0,520 0,523 0,523 0,518 0,512 0,508
ДК 7,55 II. 14 0,499 0,491 0,492 0,494 0,499 0,502 0,504 0,503 0,498 0,490 0,486
ДП 7,55 II. 22 0,634 0,616 0,614 0,614 0,615 0,619 0,622 0,622 0,619 0,612 0,607
ДК 8,40 II. 15 0,479 0,474 0,475 0,477 0,483 0,485 0,487 0,486 0,480 0,472 0,467
ДК 9,20 II. 16 0,465 0,460 0,462 0,464 0,470 0,472 0,474 0,473 0,466 0,458 0,453
ДК 10,10 И. 17 0,452 0,448 0,450 0,453 0,459 0,461 0,464 0,462 0,455 0,446 0,441
ДК 10,90 II. 18 0,441 0,438 0,440 0,444 0,450 0,452 0,454 0,452 0,445 0,437 0,431
ДК 11,75 11.19 0,432 0,430 0,433 0,436 0,443 0,445 0,448 0,446 0,438 0,429 0,424
ДК 12,55 11.20 0,424 0,423 0,427 0,431 0,438 0,440 0,443 0,440 0,433 0,424 0,418
ДК 14,65 11.21 0,412 0,414 0.420 0,424 0,433 0,435 0,438 0,436 0,428 0,419 0,414
к 17,10 11.4 0,412 0,417 0,425 0,432 0,442 0,445 0,449 0,447 0,438 0,429 0,423
ПК 26,85 II. 30 0,514 0,528 0,543 0,556 0.556 0,580 0,585 0,581 0,571 0,552 0,547
ПК 30,20 II. 31 0,572 0,576 0,584 0,589 0,593 0,601 0,601 0,593 0,580 0,561 0,548
ТАБЛИЦА V.33. ПЛОТНОСТЬ р ПРИРОДНОГО (П), НЕФТЯНОГО (Н)
И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ, кг/м3
Газ Теплота сгора- ния QP, н МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400
П 34,00 П.5 0,8204 0,6003 0,4731 0,3904 0,3328
П 35.00 П.6 0,7728 0,5657 0,4459 0,3679 0,3137
П 35,60 П.7 0,8360 0,6117 0,4820 0,3977 0,3391
П 36,50 11.8 0,7771 0,5689 0,4284 0,3700 0,3155
п 37,20 П.9 0,7810 0,5718 0,4506 0,3718 0,3170
п 38,10 11.10 0,7960 0,5827 0,4592 0,3789 0,3231
н 42,50 П.35 0,9330 0,6834 0,5383 0,4442 0,3786
п 46,70 11.36 1,0164 0,7447 0,5865 0,4840 0,4125
Н 51,10 11.37 1,1147 0,8168 0,6432 0,5308 0,4523
п 54,85 .— 1,2803 0,9378 0,7387 0,6097 0,5194
н 59,20 — 1,3817 1,0130 0,7973 0,6581 0,5606
и 63,85 П.38 1,4309 1,0932 0,8603 0,7100 0,6048
ПС 94,0 11.39 2,0298 1,4946 1,1714 0,9670 0,8234
Продолжение табл. J7.33
Газ Теплота сго- рания QP, н МДж/м3 Рисунок » . • . X L С 1- Температура, °C
0 100 200 300 400
ПБ 96,75 П.39 2,0924 1,5394 1,2076 0,9968 0,8488
ПБ 99,50 П.39 2,1550 1,5842 1,2437 1,0266 0,874-2
ПБ 102,20 П.39 2,2175 1,6290 1,2798 1,0564 0,8996
ПБ 105,00 П.39 2,2801 1,6738 1,3159 1,0862 0,9250
ПБ 107,70 П.39 2,3427 1,7186 1,3520 1,1160 0,9504
ПБ 110,45 П.39 2,4052 1,7634 1,3881 1,1458 0,9758
ПБ 113,20 11.39 2,4678 1,8082 1,4242 1,1756 1,0011
ПБ 115,90 П.39 2,5304 1,8530 1,4604 1,2054 1,0265
Продолжение табл. V.33
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м* Рисунок Температура, СС
500 600 700 800 еоо 1000
п 34,00 П.5 0,2895 0,2566 0,2303 0,2084 0,1910 0,1756
п 35,00 П.6 0,2728 0,2419 0,2171 0,1963 0,1800 0,1654
П 35,60 П.7 0,2949 0,2614 0,2347 0,2123 0,1946 0,1790
п 36,50 11.8 0,2773 0,2432 0,2183 0,1974 0,1810 0,1664
п 37,20 П.9 0,2757 0,2444 0,2194 0,1984 0,1819 0.1672
п 38,10 П.10 0,2810 0,2491 0,2236 0,2022 0,1854 0,1704
н 42,50 П.35 0,3294 0,2920 0,2620 0,2371 0,2173 0,1998
н 46,70 П.36 0,3589 0,3180 0,2834 0,2584 0,2367 0,2177
н 51,10 П.37 0,3936 0,3488 0,3130 0,2834 0,2595 0,2388
н 54,85 — 0,4521 0,4006 0,3594 0,3255 0,2980 0,2744
н 59,20 — 0,4880 0,4323 0,3878 0,35.14 0,3216 0,2962
н 63,85 П.38 0,5265 0,4664 0,4184 0,3792 0,3470 0,3196
ПБ 94,0 П.39 0,7170 0,6350 0,5696 0,5165 0,4724 0,4353
ПБ 96,75 И.39 0,7392 0,6546 0,5872 0,5324 0,4870 0,4488
ПБ 99,50 11.39 0,7613 0,6742 0,6048 0,5483 0,5015 0,4628
ПБ 102,20 И.39 0,7834 0,6938 0,6223 0,5642 0,5161 0,4756
ПБ 105,00 П.39 0,8055 0,7134 0,6399 0,5801 0,5306 0,4890
ПБ 107,70 11.39 0,8276 0,7329 0,6535 0,5961 0,5452 0,5024
ПБ 110,45 П.39 0,8497 0,7525 0,6750 0,6120 0,5598 0,5159
ПБ 113,20 П.39 0,8718 0,7721 0,6926 0,6279 0,5743 0,5293
ПБ 115,90 П.39 0,8939 0,7917 0,7101 0,6438 0,5889 0,5427
ТАБЛИЦА V.34. ДИНАМИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ПРИРОДНОГО (П),
нефтяного (Н) и Пропанбутанового (пб> газов p-io6, Па-с
Газ Теплота сгорания МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 600 600
п 34,0 П.5 10,84 14,00 16,85 19,42 21,87 23,90 26,01
п 35,00 П.6 10,59 13,70 16,49 19,02 21,40 23,36 25,40
п 35,60 П.7 10,54 13,72 16,57 19,15 21,60 23,64 25,75
п 35,50 П.8 10,36 13,44 16,20 18,70 21,07 23,02 25,06
п 37,20 П.9 10,26 13,33 16,08 18,56 20,93 22,88 24,93
п 38,10 П.10 10,17 13,23 15,98 18,46 20,84 22,81 24,86.
н 42,50 11.35 9,91 12,74 15,73 18,25 20,68 22,77 24,92
н 46,70 П.36 9,59 12,61 15,34 18,83 20,28 22,42 24,60
н 51,10 П.37 9,29 12,26 14,98 17,46 19,91 22,08 24,30
н 54,85 — 9,19 12,17 14,91 17,45 19,93 22,17 24,42
н 59,20 — 8,96 11,90 14,60 17,08 19,60 21,90 24,22
н 63,85 11.38 8,72 11,62 14,30 16,66 19,28 21,60 23,94
ПБ 94,00 П.39 7,42 10,00 12,41 14,70 17,08 19,34 21,72
ПБ 96,75 П.39 7,35 9,93 12,35 14,64 17,02 19,28 21,64
ПБ 99,50 11.39 7,27 9,87 12,28 14,58 16,95 19,22 21,56
ПБ 102,20 П.39 7,20 9,81 12,22 14,53 16,89 19,16 21,48
453
Продолжение табл. V.34
Газ Теплота сгорания ф МДж/ьР Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600
ПБ 105,00 П.39 7,13 9,75 12,15 14,47 16,82 19,10 21,40
ПБ 107,70 11.39 7,07 9,69 12,09 14,42 16,76 19,04 91.32
ПБ 110,45 П.39 7,00 9,64 12,03 14,36 16,6° 18,98 21,24
ПБ 113,20 П.39 6,94 9,58 11,97 14,31 16,63 18,92 21,16
ПБ 115,90 П.39 6,88 9,52 11,91 14,25 16,56 18,86 21,08
ТАБЛИЦА V.3S. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ ПРИРОДНОГО (П).
НЕФТЯНОГО (Н) И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ -v-1'о6. м2/с
Газ Теплота сгорания <я н МДж/м’ Рисунок Температура, СС
0 100 200 300 400 S00 600
П 34,00 П.5 13,21 23,32 35,62 49,76 65,71 82,58 101,34
п 35,00 П.6 13,71 24,22 36,99 51,70 68,22 85,62 105,00
п 35,60 11.7 12,61 22,42 34,38 48,16 63,71 80,17 98,49
п 36,50 П.8 13,31 23,62 36,13 50,55 66,79 83,93 103,04
п 37,20 П.9 13,14 23,31 35,67 49,92 66,02 83,01 101,98
п 38,10 11.10 12,78 22,71 34,79 48,73 64,50' 81,18 99,82
н 42,50 11.35 10,62 18,98 29,22 41.08 54,63 69,13 85,35
н 46,70 П.36 9,44 16,.93 26.15 36,84 49,14 62,46 77,35
н 51,10 П.37 8,34 15,02 23,28 32,89 44,03 56,11 69,66
н 54,85 — 7,18 12,97 20,19 28,62- 38,36 49,04 60,96
н 59,20 6,48 11,75 18,31 25,96 34,96 44,88 56,04
н ПБ 63,85 П.38 5,85 10,63 16,62 23,62 31,88 41,02 51,32
94,00 П.39 3,66 6,69 10,60 15,20 20,75 26,98 34,20
ПБ 96,75 11.39 3,51 6,45 10,22 14,69 20,05 26,09 33,00
ПБ 99,50 П.39 3,38 6,23 9,88 14,21 19,39 25,25 31,96
ПБ 102,20 11.39 3,25 6,02 9,55 13,75 18,77 24,46 30,98
ПБ 105,00 11.39 3,13 5,83 8,24 13,32 18,19 23,72 30,06
ПБ 107,70 П.39 3,02 5,64 8,94 12,92 17,63 23,01 29,09
ПБ 110,45 П.39 2,91 5,46 8,67 12,54 17,11 22,34 28,22
ПБ 113,20 П.39 2,81 5,30 8,40 12,17 16,61 21,70 27,40
ПБ 115.90 П.39 2,72 5,14 8,16 11,82 16,14 21,10 26,63
ТАБЛИЦА V.36. ИСТИННАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с ПРИРОДНОГО (П), НЕФТЯНОГО (Н)
____________ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ, кДжДм’-К)
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м1 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400
П 34,00 11.5 1,5759 1,7827 2,0348 2.2898 2,5334
п 35,00 П.6 1,5675 2,7719 2,0256 2,2843 2,5326
П 35,60 П.7 1,6077 - 1,8317 2,1013 2,3714 2,6285
п 36,50 11.8 1,5918 1,8108 2.0792 2,3505 2,6101
п 37,20 П.9 1,6035 1,8296 2,1051 2,3823 2,6469
п 38,10 11.10 1,6236 1,8598 2,1441 2,4292 2,6996
н 42,50 П.35 1,7744 2,0699 2,4045 2,7273 3,0291
н 46,70 11.36 1,8862 2,2303 2,6084 2,9659 3.2967
н 51,10 П.37 2,0205 2,4149 2,8386 3,2314 3,5927
н 54,85 —- 2,2056 2,6486 3.1162 -3,5399 3,9264
н 59,20 -— 2,2919 2,8018 3,3222 3,7878 4,6264
н 63,85 11.38 2,4325 2,9973 3,5672 4,0712 4,5234
ПБ 94,00 П.39 3,1566 4,0964 4,9890 5,7460 6,4079
ПБ 96,75 П.39 3,2644 4,2253 5,1422 5,9197 6,5976
ПБ 99,50 П.39 3,3725 4,3539 5,2955 6,0918 6,7868
ПБ 102,20 П.39 3,4805 4,4828 5,4487 6.2639 6,9765
ПБ 105,00 П.39 3,5881 4,6118 5,6019 6,4355 7,1661
11Ь 107,70 П.39 3,6962 4,7407 5,7548 6,6076 7,3558
ПБ 110,45 П.39 3,8041 4,8692 5,9080 6,7797 7,5454
ПБ 113,20 П.39 3,9121 4,9982 6,0612 6,9518 7,7347
ПБ 115,90 П.39 4,0202 5,1272 6,2145 •7,1238 7,9244
454
Продолжение табл. V. 36
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м3 Рисунок ♦ Температура, °C 1
500 600 700 8Э0 900 1000
п 34,00 П.5 2,7570 2,9605 3,1434 3,3046 3,4466 3,5772
п 35,00 11.6 2,7608 2,9684 3,1556 3,3210 3,4692 3,6006
п 35,60 П.7 2,8634 3,0765 3,2682 3,4369 3,5873 3,7216
п 36,50 П.8 2,8474 3,0635 3,2582 3,4294 3,5831 3,7191
п 37,20 П.9 2,8889 3,1091 3,3067 3,4809 3,6366 3,7757
п 38,10 11.10 2,9475 3,1719 3,3737 3,5508 3,7095 3,8506
н 42,50 П.35 3,3030 3,5491 3,7690 3,9590 4,1290 4,2814
н 46,70 П.36 3,5952 3,8623 4,1001 4,3036 4,4857 4,6494
н 51,10 11.37 3,9172 .4,2061 4,4623 4,6800 4,8743 5,0501
н 54,85 — 4,2718 4,5787 4,8492 5,0765 5,2796 5,4638
н 59,20 — 4,5816 4,9115 5,2021 5,4433 5,6593 5,8557
н 63,85 П.38 4,9245 5,2775 5,5877 5,8435 6,0725 6,2815
ПБ 94,00 11,39 6,9886 7,4914 7,9315 8,2869 8,6.047 8,8957
ПБ 96,75 П.39 7,1929 7,7087 8,1597 8,5201 8,8488 9,1469
ПБ 99,50 П.39 7,3972 7,9264 8,3878 8,7605 9,0929 9,3981
ПБ 102,20 П.39 7,6015 8,1442 8,6160 •8,9970 9,3370 9,6493
ПБ 105,00 11.39 7,8059 8,3615 8,8442 9,2336 9,5811 9,9005
ПБ 107,70 П.39 8,0102 8,5792 9,0728 9,4750 9,8256 10,1521
ПБ 110,45 11.39 8,2145 8,7969 9,3006 9,7071 10,0697 10,4034
ПБ 113,20 П.39 8,4188 9,0142 9,5292 9,9436 10,3138 10,6546
ПБ 115,90 П.39 8,6231 9,2319 9,7573 10,1806 10,5578 10,9058
ТАБЛИЦА V.37. СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ с ПРИРОДНОГО (И), НЕФТЯНОГО (Н)
И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ, кДж/(м3-К)
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400
П 34,00 П.5 1,5759 1,6718 1,7886 1,9125 2,0385
п 35,00 П.6 1,5675 1,6613 1,7781 1,9033 2,0306
п 35,60 П.7 1,6077 1,7120 1,8376 1,9699 2,1034
п 36,50 П.8 1,5918 1,6931 1,8171 1,9489 2,0833
п 37,20 П.9 1,6035 1,7082 1,8363 1,9711 2,1085
п 38,10 II. 10 1,6236 1,7338 1,8661 2,0055 2,1466
н 42,50 11.35 1,7744 1,9155 2,0750 2,2374 2,3995
н 46,70 П.36 1,8862 2,0528 2,2349 2,4170 2.5983
н 51,10 П.37 2,0205 2,2131 2,4191 2,6213 2,8223
н 54,85 — 2,2056 2,4242 2,6523 2,8738 3,0924
н 59,20 — 2,2919 2,5456 2,8043 3,0501 3,2912
н 63,85 П.38 2,4325 2,7147 2,9994 3,2674 3,5299
ПБ 94,00 П.39 3,1548 3,6291 4,0943 4,5092 4,9103
ПБ 96,75 П.39 3,2644 3,7489 4,2236 4,6494 5,0610
ПБ 99,50 11.39 3,3725 3,8686 4,3526 4,7897 5,2117
ПБ 102,20 П.39 3,4805 3,9879 4,4815 4,9300 5,3624
ПБ 105,00 П.39 3,5881 4,1072 4,6105 5,0702 5,5132
ПБ 107,70 П.39 3,6928 4,2270 4.739Э 5;2109 5,66.9
ПБ 110,45 П.39 3,8041 4,3467 4,8688 5,3511 5,8146
ПБ 113,20 11.39 3,9121 4,4661 4,9978 5,4914 5,9653
ПБ 115,90 П.39 4,0202 4,5854 5,1271 5,6317 6,1161
Продолжение табл. V.37
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м3 Рисунок Температура, °C
500 600 700 800 900 1009
П 34,00 П.5 2,1591 2,2755 2,3873 2,4987 2,6017 2,694.2
П 35,00 II.6 2,1528 2,2718 2,3852 2,4991 2,6047 2,6992
П 35,60 П.7 2,2311 2,3547 2,4719 2,5891 2,6971 2,7947
п 36,50 П.8 2,2115 2,3354 2,4371 2,5724 2,6825 2,7809
п 37,20 II.9 2,2395 2,3660 2,4870 2.6075 2,7197 2,8197
п 38,10 П.10 2,2814 2,4112 2,5347 2,6578 2,7721 2,8748
Продолжение табл. V.Si
Газ Теплота сго- рания QP, МДж/м- Рисунок Температура. сС
500 600 700 800 000 1000
н 42,50 11.35 2,5510 2,6980 2,8357 2,9701 3,0945 3,2071
и 46,70 П.36 2,7650 2,9278 3,0785 3,2238 3,3586 3,4813
н 51,10 11.37 8,0053 3,1849 3,3490 3,5056 3,6509 3,7840
н 54,85 — 3,2887 3,4830 3,6588 3,8234 3,9766 4,1181
и 59,20 — 3,5073 3,7191 3,9100 4,0871 4,2521 4,4049
н 63,85 П.38 3,7627 3,9925 4,1977 4,3869 4,5628 4,7269
ПБ 94,00 11.39 5,2532 5,6003 5,8996 6,1705 6,4196 6,6553
ПБ 96,75 11.39 5,4127 5,7686 6,0755 6,3522 6,6076 6,8496
ПБ ' 99,50 11.39 5,5722 5,9369 6,2517 6,5343 6,7960 7,0439
ПБ 102,20 П.39 5,7317 6,1052 6,4280 6,7160 6,9844 7,2381
ПБ 105,00 П.39 5,8912 6,2731 6,6038 6,8982 7,1724 7,4324
ПБ 107,70 П.39 6,0508 6,4414 6,7801 7,0799 7,3608 7,6267
ПБ 110,45 П.39 6,2103 6,6097 6,9564 7,2620 7,5492 7,8209
ПБ 113,20 11.39 6,3698 6,7780 7,1326 7,4441 7,7372 8,0152
ПБ 115,90 П.39 6,5293 6,9463 7,3085 7,6258 7,9256 8,2095
ТАБЛИЦА V.38. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ПРИРОДНОГО (П),
НЕФТЯНОГО (Н) И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ 2.-1O2. Вт/(м-К)___
Газ Теплота сгорания МДж/м1 Рисунок Температура. °C
0 100 200 300 400 500 600
п 34,00 II.5 28,41 42,09 58,15 76,16 95,90 113,28 133,56
п 35,00 П.6 29,18 43,29 59,98 78,78 99,37 117,24 138,30
п 35,60 II.7 27,98 41,88 58,32 76,86 97,17 115,08 136,05
п 36,50 П.8 28,89 43,12 60,01 79,10 100,01 118,33 139,91
п 37,20 П.9 28,73 49,98 59,94 79,11 100,17 118,70 140,49
п 38,10 П.Ю 28,38 42,61 59,57 78,51 99,84 118,53 140,48
н 42,50 П.35 26,09 39,63 55,79 74,04 94,20 112,74 134,22
н 46,70 11.36 24,71 37,99 53,89 71,87 91,88 110,73 132,43
н 51,10 П.37 23,43 36,39 51,97 69,61 89,33 108,29 129,98
н 54,85 21,86 34,09 48,76 65,34 83,86 102,02 122,61
н 59,20 20,31 32,31 46,75 63,15 81,50 100,37 121,45
н 63,85 ' 11.38 19.28 31,04 45,25 61,41 79,61 98,59 119,80
ПБ 94,00 П.39 15,00 25,96 39,72 55,68 74,21 94,98 117,97
ПБ 96,75 П.39 14,78 25,66 39,31 55,21 73,65 94,39 117,35
ПБ 99,50 П.39 14,56 25,35 38,93 54,75 73,12 93,81 116,73
ПБ 102'20 11.39 14,36 25,06 38,55 54,30 72.59 93,25 116,15
ПБ 105'00 11.39 14,16 24,78 38,19 53,87 72,09 92,71 115,58
ПБ 107',70 11.39 13,97 24,50 37,83 53,45 71,59 92,19 115,04
ПБ 110,45 П.39 13,78 24,25 37,49 53,03 71,64 91,68 114.51
ПБ 113,20 П.39 13,60 23,98 37,16 52,64 70,66 91,19 114,01
ПБ 115,90 П.39 13,42 23,74 36,83 52,24 70,21 90,71 113,52
ТАБЛИЦА V.39. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕМПЕРАТУРОПРОВОДНОСТИ ПРИРОДНОГО (П),
НЕФТЯНОГО (Н) И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ а-10% мг/ч
Газ Теплота сгорания МДж/М3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 600
П 34,00 П.5 6,49 11,61 17,83 25,20 33,60 41,87 51,89
П 35,00 II.6 6,70 12,07 18,47 26,06 34,78 43,31 53,62
П 35,60 П.7 6,26 11,24 17,33 24,52 32,81 41,00 50,87
П 36,50 П.8 6,52 11,78 18,01 25,45 33,96 42,38 52,55
П 37,20 П.9 6,44 11,58 17,78 25,10 33,57 41,91 52,00
п 38,10 П.Ю 6,29 11,26 17,34 24,53 32,80 41,00 50,97
458
Продолжение табл. V.39
Газ Теплота сгорания МДж/м8 Рисунок Температура, °C
0 100 200 3QQ 400 500 600
н 42,50 11.35 5,29 9,41 14,47 20,54 27,58 35,00 38,42
н 46,70 11.36 4,69 8,37 12,90 18,32 24,72 31,58 39,44
н 51,10 11.37 4,18 7,41 11,42 16,29 22,08 28,38 35,57
н 54,85 — 3,57 6,33 9,77 14,00 18,94 24,53 30,82
н 59,20 —• 3,19 5,66 8,78 12,59 17,19 22,32 28,45
н 63,85 П.38 2,86 5,08 7,91 11,40 15,61 20,40 26,15
ПБ 94,00 11.39 1,71 3,10 4,97 7,32 10,27 13,86 18,11
ПБ 96,75 П.39 1,63 2,97 4,76 7,05 9,90 13,38 17,52
ПБ 99,50 П.39 1,56 2,85 4,59 6,79 9,56 12,91 16,96
ПБ 102,20 П.39 1,49 2,74 4,41 6,55 9,23 12,58 16,42
ПБ 105,00 П.39 1,42 2,64 4,25 6,33 8,94 12,18 15,90
ПБ 107,70 11.39 1,36 2,54 4,10 6,11 8,63 11,72 15,42
ПБ 110,45 11.39 1,30 2,44 3,96 5,92 8,37 11,44 14,98
ПБ 113,20 11.39 1,20 2,36 3,82 5,72 8,10 11,03 14,55
ПБ 115,90 11.39 1,20 2,28 3,70 5,54 7,86 10,72 14,08
ТАБЛИЦА V.40. ЧИСЛО ПРАНДТЛЯ Рг ПРИРОДНОГО (П), НЕФТЯНОГО (Н)
И ПРОПАНБУТАНОВОГО (ПБ) ГАЗОВ __________________________
Газ Теплота сгорания <2Р, МДж/м3 Рисунок Температура, °C
0 100 200 300 400 500 630
п 34,00 35,00 П.5 0,733 0,723 0,719 0,712 0,704 0,710 0,703
п П.6 0,736 0,722 0,721 0,714 0,706 0,712 0,705
п 35,60 36,50 П.7 0,725 0,718 0,714 0,707 0,699 0,704 0,697
п II.8 0,735 0,722 0,722 0,715 0,708 0,713 0,706
п п 37,20 38,10 П.9 II. 10 0,734 0,731 0,726 0,726 0,722 0,722 0,716 0,715 0,708 0,708 0,713 0,713 0,706 0,705
н 42 50 П.35 0,723 0,726 0,727 0,720 0,713 0,711 0,706
н 46,70 11.36 0,724 0,728 0,730 0,724 0,716 0,712 0,706
н 51 10 П.37 0,719 0,730 0,734 0,727 0,718 0,713 0,705 0,712
н 54,'85 0,724 0,738 0,744 0,738 0,729 0,721
н 59,20 63,85 0,732 0,747 0,751 0,742 0,732 0,724 0,709
н П.38 0,737 0,753 0,756 0,746 0,735 0,724 0,707
ПБ 94 00 П.39 0,769 0,777 0,768 0,747 0,727 0,701 0,680
ПБ 96,75 П.39 0,775 0,782 0,772 0,750 0,729 0,702 0,679
ПБ 99 50 П.39 0,781 0,787 0,775 0,753 0,730 0,704 0,679
ПБ 102,20 П.39 0,787 0,791 0,779 0,756 0,732 0,700 0,679
ПБ 105 00 П.39 0,793 0,796 0,782 0,758 0,733 0,701 0,679
ПБ 107,70 II. 39 0,798 0,800 0,785 0,761 0,735 0,706 0,679
ПБ 110 45 11.39 0,804 0,805 0,788 0,763 0,736 0,703 0,678
ПБ 113 20 11.39 0,809 0,809 0,791 0,766 0,738 0,708 0,678
ПБ 115,90 П.39 0,814 0,813 0,794 0,768 0,739 0,708 0,678
457
ТАБЛИЦА VA1. ’УЙРУгбСТУ-ВОДЙНОГб ПАРА И СОДЕРЖАНИЕ ВЛАГИ В 1 м> СУХОГО
И ВЛАЖНОГО ГАЗА ПРИ ТЕМПЕРАТУРЕ НАСЫЩЕНИЯ
Температура на- сыщения (точка росы), °C Упругость ВОДЯ- НОГО пара, Па Содержание влаги в 1м3 газа (воздуха)
массовое G, г/м’3 объемное V, % (объемн.)
сухого 1 влажного су хого | влажного
—55 2,0 0,016 0,016 0,0020 0,0020
—50 3,9 0,031 0,031 0.00*38 0,0038
—45 6,9 0,055 0,055 0,0068 0,0068
—40 12,4 0,098 0,098 0,0122 0,0122
—35 22,3 0,177 0,177 0,0220 0,0220
—30 37,3 0,297 0,296 0,0369 0,0368
—25 62,8 0,499 0,498 0,0621 0,0620
—20 102,9 0,82 0,81 0,102 0,101
—15 165,0 1,32 1,31 0,164 0,163
—10 259,4 2,07 2,06 0.257 0,256
—8 309,4 2.46 2,45 0,306 0,305
—6 368,0 2,85 2,84 0,364 0,363
—5 401,0 3,19 3,18 0,397 0,395
—4 436,7 3,48 3,46 0,432 0,430
—3 475,3 3,79 3,77 0,471 0,469
—2 517,1 4,12 4,10 0,512 0,510
—1 562,0 4,49 4,46 0,568 0,555
0 610,4 4,87 4,84 0,605 0,602
1 656.4 5,24 5,21 0,652 0,648
2 705,7 5,64 5,60 0,701 0 697
3 757,1 6.05 6,01 0,753 0,748
. 4 808,7 6,51 6,46 0,810 0,804
5 871,6 6,97 6,91 0,868 0,860
6 934,4 7,48 7,42 0,930 0,922
7 1001,1 8,02 7,94 0.998 0,988
8 1071.9 8,59 8,52 1,07 1,06
9 1147,0 9,17 9,10 1,14 1,13
10 1226,8 9,81 9,73 1,22 1,21
11 1311,5 10,5 10,4 1,31 1,29
12 1401,1 И,2 11,1- 1,40 1,38
13 1496,3 12,1 11,9 1,50 1,48
14 1597,1 12,9 12,7 1,60 1,58
15 1703,7 13,7 13,5 1,71 1,68
16 1816,5 14,6 14,4 1,82 1,79
17 1935,9 15,7 15,5 1,95 1,93
18 2061,9 16,7 16,4 2,08 2,04
19 2195,3 17,8 17,4 2,22 2,17
20 2336,5 19,0 18,5 2,36 2,30
22 2641,3 21,5 21,0 2,68 2,61
24 2981,7 24,4 23,6 3,04 2,94
26 3359,0 27,6 26,7 3,43 3,32
28 3777,7 31,2 30,0 3,88 3,73
30 4240,5 35,1 33,7 4,37 4,19
32 4752,3 39,6 37,7 4,93 4,69
34 5317,2 44,5 42,2 5,54 5,25
36 5938,6 50,1 47,1 6,23 5,86
38 6623,1 56,3 52,7 7,00 6,55
40 7373,1 63,1 58,5 7,85 7,27
45 9580,1 84,0 76,0 10,43 9,46.
50 1233,2 111,3 97,9 13,85 12,18
55 1573,7 148 125 18,4 15,5
60 1991,4 197 168 24,5 19,7
65 2500,2 264 198 32,8 24,7
70 3115,0 356 247 44,4 30,7
75 3854,2 494 306 61,4 38,0
80 4734,7 705 376 87,7 46,7
85 5779,0 1061 458 133,0 57,0
S0 7009,4 1810 555 225,0 69,1
95 8450,7 4040 670 502,0 83,4
100 10130,8 — 804 — 100
Примечания: 1. В интервале температур от 0 до —55°C дана упругость во-
дяного пара над льдом. 2. Массовое и объемное содержание влаги связано уравнением
С=8,04 V. ______________
458
ТАБЛИЦА V.42. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ВОДЯНОГО ПАРА НА ЛИНИИ НАСЫЩЕНИЯ
t, °C Р, кПа ’У", кг/мя i", кДж/кг Г, КДж/кг Ср, кДж/ /<кг-К) Л-10s, ВтДм.К) а-103, м3/ч Па-с у. 10s, кг/с Рг
100 101,0 0,598 2675,9 2256,8 2,135 2,37 66,9 5,11 20,02 1,08
по 143,2 0,826 2691,4 2230,0 2,177 2,49 49,8 12,46 15,07 1,09
120 198,2 1,121 2706,5 2202,8 2,206 2,59 37,8 12,85 11,46 1,09
130 269,8 1,496 2720,7 2174,3 2,257 2,69 28,7 13,24 8,85 1,11
140 362,0 1,966 2734,1 2145,0 2,315 2,79 22,1 13,54 6,89 1,12
150 475,8 2,547 2746,7 2114,4 2,395 2,88 17,0 13,93 5,47 1,16
160 618,0 3,258 2758,0 2082,6 2,479 3,01 13,4 14,32 4,39 1,18
170 792,6 4,122 ' 2768,9 2049,5 2,583 3,13 10,6 14,72 3,57 1,21
180 1003,6 5,157 2778,5 2015,2 2,709 3,27 8,42 15,11 2,93 1,25
190 1255,7 6,394 2786,4 1978,8 2,855 3,42 6.74 15,60 2,44 1,30
200 1555,9 7,862 2793,1 1940,7 3,023 3,55 5,37 16,00 2,03 1,36
210 1909,0 9,588 2798,2 1900,5 3,199 3,72 4,37 16,38 1,71 1,41
220 2321,0 11,62 2801,5 1857,8 3,408 3,90 3,54 16,87 1,45 1,47
230 2798,8 13,99 2803,2 1813,0 3,634 4,09 2,90 "17,36 1,24 1,54
240 3349,1 16,76 2803,2 1765,6 3,881 4,29 2,37 17,76 1,06 1,61
250 3978,9 19,98 2801,1 1715,8 4,158 4,51 1,96 18,25 0,913 1,68
260 4696,0 23,72 2796,5 1661,4 4,467 4,80 1,63 18,83 0,794 1,75
270 5507,3 28,09 2789,8 1604,4 4,81 5,11 1,36 19,32 0,688 1,82
280 6421,6 33,19 2779,7 1542,9 5,23 5,49 1,14 19,91 0,600 1,90
290 7447,7 39,15 2766,4 1476,3 5,69 5,83 0,941 20,60 0,526 2,01
300 8594,5 46,21 2749,2 1404,3 6,28 6,27 0,778 21,29 0,461 2,13
310 9872,8 54,58 2727,4 1325,2" 7,12 6,84 0,634 21,97 0,403 2,29
320 11293,3 64,72 2700,2 1238,1 8,21 7,51 0,509 22,86 0,353 2,50
330 12868,7 77,10 2665,9 1139,7 9,88 8,26 0,390 23,94 0,310 2,86
340 14613,0 92,76 2621,9 1027,1 12,35 9,30 0,292 25,21 0,272 3,35
350 16542,6 113,6 2564,5 893,1 16,2 10,70 0,209 26,59 0,234 4,03
360 18680,2 144,0 2481,2 719,7 23,0 12,79 0,139 29,14 0,202 5,23
370 21060,1 203,0 2330,9 438,4 56,5 17,10 0,054 33,75 0,166 11,10
Примечание. Р — парциальное давление; у" — плотность насыщенного газа;
I" — энтальпия насыщенного газа; г — скрытая теплота парообразования; ср — Тепло-
емкость при постоянном давлении; X — коэффициент теплопроводности; а — коэффи-
циент температуропроводности; р, и v—динамический и кинематический коэффициенты
вязкости; Рг — число Прандтля.’
ТАБЛИЦА УАЗ. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ’
t, °C Д Вт/(м-К) v«106, м2/с Рг t, °C К, ВтДм-К) v«10\ м8/с Рг
• 0 0,0228 12,2 0,72 900 0,100 152 0,59
100 0.0313 21,5 0,69 1000 0,109 174 0,58
200 0,0401 32,8 0,67 1100 0,118 197 0,57
300 0,0484 45,8 0,65 1200 0,126 221 0,56
400 0,0570 60,4 0,64 1300 0,135 245 0,55
500 0,0656 76,3 0,63 1400 0,144 272 0,54
600 0,0742 93,6 0,62 1500 0,154 297 0,53
700 0,0827 112 0,61 1600 0,163 323 0,52
800 0,0915 132 0,60
1 Средние значения величин.
Примечание. X — коэффициент теплопроводности; у — кинематический коэф-
фициент вязкости; Рг — число Прандтля.
ТАБЛИЦА V.44. ТЕПЛОВЫЕ ЭФФЕКТЫ РЕАКЦИЙ ГОРЕНИЯ
Реакция Исходное состояние вещества /Молекулярная масса Тепловые эффекты реакций горения» , МДж
исходного вещества на на 1 м’ продуктов сгорания
1 кг 1 м’
С+О2=СО2 С+0,5 О2=СО ТВ ТВ 12+32=44 12+16=28 34,04 10,46 — 18,25 5,60
459
Продолжение табл. V.44
Реакция Исходное состояние вещества /Молекулярная масса Тепловые эффекты реакций горения /МДж
исходного вещества на на 1 м3 продуктов СГППЯНИЯ,
1 кг 1 м1
СО+0,5О2=СО2 s+o2=so2 г ТВ 284-16=44 324-32=64 10,10 9,26 12,63 12,63 13,26
Н2+0,5О2=Н2О (ж) Н2-|-0,5 О2=Н2О (п) г 2+16=18 141,76 119,91 12,76 10,79 10,79
Н2О (п)->Н2О (ж) . г 18 2,45 1,97 —
HgS+l.SO^SOa+F^O (ж) H2S+1?5 O2=SO2+H2O (п) г 34+48=644-18 16,53 15,23 25,14 23,17 11,59
CH.f-J-2 Оа=СО2+2 Н2О (ж) CHJ-2 О2=СО2+2 Н2О (п) г 164-64=444-36 55,56 50,05 39,79 35,83 11,95
С2Не+3,5 О2=2 СО2+3 Н2О (ж) С2Н6+3,5 О2=2 СО2+3 Н2О (п) г 30+112=884-54 51,93 47,53 69,69 63,79 12,76
С3Н84-5 О2=3 СО2+4 Н20/ж) С3Н8+5 О2=3 СО2+4 Н2О (п) г 444-160=1324-72 50,40 46,40 99,10 91,28 13,05
С4Н,о+6,5 О2=4 СО2+5 Н2О (ж) С4Н1о+6,5 О2=4 СО2+5 Н2О (п) г 58+208=1764-90 49,56 45,77 128,51 118,67 13,19
С6Н2+8 О2=5 СО2+6 Н2О (ж) Q,FI2+8 О2=5 СО2+б Н2О (п) г 724-256=2204-108 49,06 45,40 157,91 1461,19 13,29
C2H4-J-3 О2=2 СО2-г2 Н2О (ж) С2н4+3 О2=2 СО2+2 Н2О (п) г 28+96=884-36 50,35 47,20 62,98 59,06 14,76
С3Н6+4,5 О2=3 СО2+3 Н2О (ж) С3Н6+4,5 О2=3 СО2+3 Н2О (п) г 42+144=132-1-54 ’ 48,96 45,82 91,90 86,01 14,34
Fe+0,5O2=FeO ТВ 564-16=72 4,83 — —
2 Fe-f-1,5 O2=Fe2Og ТВ 1124-48=160 7,38 — —
3 Fe+2 O2=Fe3O,1 ТВ 168+64=232 6,65 -— —
FeS2+2,5 O2=FeO+2 SO2 ТВ 1204-80= 72-1-128 5,76 — —
Примечания: 1. Объемы приведены к О °C и 101,3 кПа.
2. Обозначения: ТВ — твердое; Г — газообразное; ж — жидкость; п — пар.
Физические свойства воды (табл. V.45)
ТАБЛИЦА V.45. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ВОДЫ НА ЛИНИИ НАСЫЩЕНИЯ
t, °C Р, кПа V'» кг/м3 КДж/кг ср, кДж/ (КГ • К) 2l-102, Вт/(м-К) а-10% м2/ч Ц-10е, Па • с v- 10е, кг/с ₽-10‘, к-1 Рг
0 101,0 999,9 0 4,212 55,1 4,71 1788,4 1,789 —0,63 13,67
10 101,0 999,7 42,04 4,191 57,4 4,94 1305,7 1,306 +0,70 9,52
20 101,0 998,2 83,91 4,183 59,9 5,16 1004,5 1,006 1,82 7,02
30 101,0 995,7 125,69 4,174 61,7 5,35 801,4 0,805 3,21 5,42
40 101,0 992,2 167,52 4,174 63,4 5,51 653,4 0,659 3,87 4,31
50 101,0 988,1 209,31 4,174 64,8 5,65 549,4 0,556 4,49 3,54
60 101,0 983,2 251,14 4,179 65,9 5,78 469,9 0,478 5,11 2,98
70 101,0 977,8 293,00 4,187 66,8 5,87 406,1 0,415 5,70 2,55
80 101,0 971,8 334,96 4,195 67,4 5,96 354,1 0,365 6,32 2,21
90 101,0 965,3 376,99 4,208 68,0 6,03 314,9 0,326 6,95 1,95
100 101,0 958,4 419,12 4,221 68,3 6,08 282,5 0,295 7,52 1,75
НО 143,2 951,0 461,36 4,233 68,5 6,13 259,0 0,272 8,08 1,60
120 199,1 943,1 503,70 4,250 68,6 6,16 237,4 0.252 8,64 1,47
130 269,8 934,8 546,40 4,266 68,6 6,19 217,8 0,233 9,19 1,36
140 362,0 926,1 589,11 4,287 68,5 6,21 201,1 0,217 9,72 1,26
150 475,8 917,0 632,20 4,313 68,4 6,22 186,4 0,203 10,3 1,17
160 618,0 907,4 675,40 4,346 68,3 6,23 173,6 0,191 10,7 1,10
460
Продолжение табл. V.45
t °C Р. кПа Vх. кг/м3 кДж/кг с кДж/ <кг-К> А,.10!, Вт/См-К) а -10% м2/ч ц-106, Па-с v-108, кг/с 6-10’, к-1 Рг
170 792,6 897,3 719,30 4,379 67,9 6,22 162,8 0,181 11,3 1,05
180 1003,6 886,9 763,30 4,417 67,4 6,20 153,0 0,173 11,9 1,00
190 1255,7 876,0 807,67 4,459 67,0 6,17 144,2 0,165 12,6 0,96
200 1555,9 863,0 852,47 4,505 66,3 6,14 136,4 0,158 13,3 0,93
210 1909,0 852,8 897,69 4,555 65,5 6,07 130,5 0,153 14,1 0,91
220 2321,0 840,3 943,75 4,614 64,5 5,99 124,6 0,148 14,8 0,89
230 2798,8 827,3 990,22 4,681 63,7 5,92 119,7 0,145 15,9 0,88
240 3349,1 813,6 1037,53 4,756 62,8 5,84 114,8 0,141 16,8 0,87
250 3978,9 799,0 1085,69 4,844 61,7 5,74 108,9 0,137 18,1 0,86
260 4696,0 784,0 1135,09 4,949 60,5 5,61 105,9 0,135 19,7 0,87
270 5507,3 767,9 1185,34 5,070 59,0 5,45 102,0 0,133 21,6 0,88
280 6423,6 750,7 1236,84 5,229 57,4 5,27 98,1 0,131 23,7 0,90
290 7447,7 732,3 1290,01 5,485 55,8 5,00 94,2 0,129 26,2 0,93
300 8594,5 712,5 1344,86 5,736 54,0 4,75 91,2 0,128 29,2 0,97
310 9872.8 691,1 1402,23 6,071 52,3 4,49 88,3 0,128 32,9 1,03
320 11293,3 667,1 1462,10 6,573 50,6 4,15 85,4 0,128 38,2 1,11
330 12867,7 640,2 1526,16 7,24 48,4 3,76 81,2 0,127 43,3 1,22
340 14613,0 610,1 1594,83 8,16 45,7 3,30 77,5 0,127 53,4 1,39
350 16542,6 574,4 1671,45 9,50 43,0 2,84 72,6 0,126 66,8 1,60
360 18680,2 528,0 1761,47 13,98 39,5 1,93 66,7 0,126 109 2,35
370 21060,1 450,5 1892,52 40,32 33,7 0,668 56,9 0,126 264 6,79
Примечание. Р — парциальное давление; Vх — плотность воды; г' — энтальпия; с —теплоемкость при
постоянном давлении; X — коэффициент теплопроводности; а — коэффициент температуропроводности; ц и
v — динамический и кинематический коэффициент вязкости; Р — коэффициент объемного расширения; Рг—чи-
сло Прандтля.
Теплофизические свойства сталей, сплавов и цветных металлов (табл. V.46-V.52)
ТАБЛИЦА V.46. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА УГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ
Темпера тура t, °C
Свойства 100 200 300 400 | 500 ] 600
Средняя теплоемкость с от 0 до t °C, кДж/(кг-К) 0,486 0,507 0,523 0,540 0,561 0,590
Энтальпия i, кДж/кг . Коэффициент теплопроводности сталей %, Вт/(мХ ХК): 48,6 101 157 216 280 354
малоуглеродистых 55,6 52,7 48,5 45,0 40,8 37,1
среднеуглеродистых 49,3 48,1 45,6 42,4 39,1 35,7
высокоуглеродистых Коэффициент температуропроводности сталей а-102, м2/ч: 46,5 44,0 40,8 37,7 35,0 32,3
малоуглеродистых 5,2 4,6 4,2 3,5 2,9 2,3
среднеуглеродистых 4,7 4,2 3,8 3,3 .2,8 2,3
высокоуглеродистых 4,3 3,8 3,4 2,9 2,5 2,2
Продолжение
Свойства Температура °C
700 800 900 1000 1100 1200 1300
Средняя теплоемкость с от 0 до t°C, кДж/(кг-К) 0,620 0,695 0,695 0,691 0,687 0,682 0,682
Энтальпия i, кДж/кг Коэффициент теплопроводности сталей %,Вт/(мХ 435 569 •624 691 754 821 888
/\¥<) - малоуглеродистых . 34,2 30,1 27,3 27,7 28,5 29,8 —
среднеуглеродистых 32,4 26,2 26,0 26,9 28,0 29,5 — .
высокоуглеродистых Коэффициент температуропроводности сталей а-102, м2/ч: 29,2 24,1 25,2 26,5 27,9 29,4
малоуглеродистых 1,7 1,6 2,0 2,0 2,1 — —
среднеуглеродистых 1,8 1,8 2,0 2,0 2,0 — —
высокоуглеродистых 1,3 2,0 2,0 2,0 2,1 — —.
Примечание. Средняя теплоемкость для интервала нагрева (охлаждения) от t\ до подсчитывается
Cg/2~ С±11
при помощи средних теплоемкостей в интервалах от D до и от 0 До 1т—по выражению —--------------------
кДж/(кг-К). Если интервал менее 100 °C, принимается интеграл в 100 °C.
461
л ТАБЛИЦА V.47. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ
ГЛ * --------------—----------о-_---------
Свойство Температура t, 'С
100 200 300 400 500 ООО 700 800 900 1000 1100 1200
Средняя теплоемкость с от 0 до t°C, кДж/(кг-К) Энтальпия i, кДж/кг 0,486 48,6 0,502 100 0,519 156 0,536 214 0,548 274 0,586 352 0,645 452 0,695 557 0,687 620 0,674 674 0,670 737 0,670 £04
Коэффициент теплопроводности сталей X, Вт/(м-К):
хромистых 44,8 42.2 39,3 36,4 32,6 34,3 32,6 34,9 32,3 26,7 26,4 26,7 32,6 29,1
марганцовистых хромокремнистых . . 41,5 40,0 38,7 38,8 37 Д 35,9 39,0 39,4 45 4 35,2 33,5 36,3 36,5 41,9 34,5 30,9 — — — —
кремпемарганцовистых хромомолибденовых хромованадиевых ..... 41,5 43,8 52,3 41,5 41,9 48,7 39,4 41,3 33,7 29,8 28,5 — — —
хромоникелевых , 38,4 37,9 36,8 36Д 32,4 28,0 27,2 26,4 27,7 28,8
Коэффициент температуропроводности сталей а-102, м2/ч:
хромистых . . . 4,1 3,7 3,2 2 7 1,9 2,0 1,9 2,1 1,9 2,8 1,9 2,1 2,1 2,1
марганцовистых хромокремнистых кремнемарганцовистых . . , 3,8 3,8 3,5 3,4 3,6 3,6 4.2 3,3 3,2 3,2 3,4 3,0 2,8 2,7 2,9 2,9 3,4 2,7 2,3 2,2 2,4 2,4 2,3 1,2 — — . — —-
хромомолибденовых хромованадиевых ........ хромоникелевых 4,0 4,8 3,5 1,3 1,2 1,1 2,6 2,3 2,1 2,2 2,0 1 1 1 ~ 1 1 1 СД __ —.
ТАБЛИЦА V.48. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ДИНАМНЫХ И ТРАНСФОРМАТОРНЫХ СТАЛЕЙ (СОДЕРЖАНИЕ УГЛЕРОДА 0.0S-0.09 0, МАРГАНЦА 0,1- -0,35 %)
6 °C С 1% Si 1,23% Si 1,8 % Si 2,2 % Si 2,78 % Si 3,94 % Si 4,28 % Si 4,38 % Si
* a-10s X а-IO2 X я-10г X а«102 X а-102 * X 42’ 10’ X a- 10s X а-102
100 200 300 400 500 600 700 800 900 0,494 0,507 0,532 0,536 0,557 0,615 0,628 0,653 0,666 49,4 101 156 215 279 353 440 523 598 45,1 41,9 40,7 31,3 29,1 26,7 24,5 22,6 21,0 4,17 3,88 3,64 3,24 2,73 2,21 1,75 1,86 1,68 34,4 34,0 33,3 32,9 32,2 31,9 30,1 28,3 26,7 3,19 3,02 2,83 2,59 2,33 2,02 1,76 1,83 1,67 32,7 31,7 30,9 30,1 29,3 28,5 26,4 25,1 24,3 3,05 2,78 2,64 2,39 2,10 1,78 1,42 1,65 1,54 28,8 30,5 31,1 31,1 30,5 23,8 27,7 26,7 26,4 2,70 2,71 2,62 2,44 2,15 1,76 1,46 1,76 1,70 24,9 27,2 29,3 31,1 30,6 28,0 27,2 27,7 26,4 2,34 2,43 2,50 2.44 2,16 1,70 1,42 1,84 1,73 20,7 21,7 23,5 26,2 29,3 29.5 27,2 26,7 27,9 1,95 1,94 1,99 1,87 2,04 1,75 1,37 1.81 1,87 21,6 22,2 23,8 25,4 27,4 27,2 26,4 26,4 28,8 2,04 1,98 2,02 2,02 1,91 1,61 1,29 1,80 1,95 23,5 24,9 26,6 27,9 28,5 28,3 27,2 26,7 28,1 2,22 2,23 2,25 2,18 1,98 1,67 1,35 1,84 1,90
Примечание, с — средняя теплоемкость коэффициент температуропроводности, м2/ч. от 0 до t°C, кДж/(кг-К);г — энтальпия, кДж/кг; X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м- К); а —
ТАБЛИЦА V.49. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЖАРОСТОЙКИХ И ЖАРОПРОЧНЫХ СТА.
Свойства
100 200
Средняя теплоемкость от 0 до <°С, кДж/(кг-К):
хромистых . . . 0,469 0,486
хромоникелевых . , • 0,502 0,511
Энтальпия (, кДж/кг:
хромистых . . , . . . • • в » 46,9 97,1
хромоникелевых . • • . . 50,2 102
Коэффициент теплопроводности Д Вт/(м-К):
хромистых • . * . . 27,7 27,7
хромоникелевых 16,3 18,0
Коэффициент температуропроводности а-102, м2/чг
хромистых 2,51 2,45
хромоникелевых * 1,4 1,5
CD
ад - -
Температура t, сС
300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
0,507 0,532 0,561 0,599 0,636 0,682 — — — — —
0,523 0,536 0,544 0,553 0,561 0,569 0,574 0,582 0,586 0,595 0,599
152 213 •281 359 445 504 — — — — —
157 214 272 332 393 456 515 582 645 712 779 •
28,0 27,7 .28,2 27,0 27,0 27,0 27,0 27,7 28,8 30,5 —
19,6 21,0 23,0 24,8 26,3 27,8 29,0 — — — —
2,26 2,08 1,83 1,57 1,33 — — — — . — —
1,6 1,8 1,9 2,1 2,2 2,4 2,5 — — — —
ТАБЛИЦА V,pO. ФИЗИЧЕСКИ СВОЙС.ТВА ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
Свойства Температура* /, °C
0 1 100 | 200 | 300 | 400 | 500 | 600 | 700 | 800 | 900 | 1000
Средняя теплоем- кость с от 0 до /°C, кДж/(м-К): алюминия . . . 0,896 0,913 0,938 0,955 0,980 0,996 1,022
меди . . . . . 0,389 0,394 0,398 -— 0,406 — 0,414 — 0,423 —- 0,431
никеля * . * . 0,427 0,448 0,473 0,511 —- 0,519 — 0,523 —- 0,528
титана . « , » 0,532 0,540 0,553 — 0,574 — 0,595 — 0,620 0,628 —
Энтальпия 1, кДж/кг:
алюминия . » . — 91,3 187,6 286,4 391,9 489,2 813,0 — — —- —
меди . . .- * , —- 39,4 79,6 — 162,5 — 248,7 — 338,3 —. 431,3
никеля . . . . .—- 44,8 94,6 .и 204,3 — 311,5 — 418,7 —— 527,6
титана .... — 54,0 110,5 — 229,4 — 356,7 — 495,7 565,2 —
Коэффициент теп- лопроводности Z,
Вт/(м-К):
алюминия . . . 204 205 — 230 249 267 280 — —. — —
меди . . * , , 393 385 378 371 365 359 354 348 333 333 320
никеля .... 61,6 57,0 54,7 — 48,8 — 52,3 — 58,2 —- —.
титана . * , . 15,1 15,7 — 16,9 — 18,0 — — — -— —
Коэффициент тем- пературопровод- ности fl-102, м2/ч: алюминия . . , 31,3 30,6 30,4 30,2 29,8 29,6 29,4
меди . . . , 40,5 39,6 38,2 37,0 36,0 34,8 33,9 — 31,8 — 29,2
никеля .... 6,4 5,3 4,6- 1 4,2 -— 4,5 — 5,1 —- —
титана .... 2,27 2,33 2,37 2,46 — 2,55 — — —“ —
* Температура горячей обработки, °C: алюминия 510—260; меди 1050—750; никеля 1250—800;
титана 1000—750.
ТАБЛИЦА V.51. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЦВЕТНЫХ СПЛАВОВ
Сплав Температура обработки, °C с при 20 °C, кДж/(кр - К) п-102 при 20 °C, мй/ч К, Вт/(м-К). при температуре, °C
0 1 100 | 200 | 300 | 400 | 500 | 600
Л96 850—700 0,389 Латунь 25,5 244 247 952
Л90 850—700 0,389 12,0 114 126 142 157 174 188 204
Л80 850—750 0,389 11,9 112 115 117 122 128 135 144
Л68 850—750 0,389 11,4 106 109 ПО 114 116 120 121
Л 63 850—750 0,385 11,7 106 120 137 152 169 186 200
ЛАН59-3-2 800—700 .— 84 97 109 122 135 143 152
ЛМи58-2 750—650 — — 70 81 91 100 109 117 122
ЛС59-1 780—640 0,385 11,5 105 116 128 141 156 170 183
ЛС59-1В 780—640 0,385 11,4 104 115 126 136 148 157 —
Бр.А5 850—750 Бронза 105 114 124 133 141 148 153
Бр.А7 850—750 _— — 97 105 114 122 129 135 140
БрА9Мц2Л 850—750 -— — 71 83 93 101 — ——
БрА10ЖЗМц2 850—750 0,419 6,7 59 64 71 77 81 84 —
БрА10Ж4Н4Л 900—800 —— 75 87 97 — — — —
БрАПЖбНб 900—800 -— — 64 71 77 82 87 94 —
БрКМцЗ-1 БрМцб 850—750 — 42 50 55 — 54 — —
850—750 — — 94 103 112 122 127 — —
БрОц4-3 800—700 — 9,3 84 93 101 108 114 120 124
Обозначения: с — теплоемкость; а — коэффициент
?i — коэффициент теплопроводности.
температуропроводности;
464
ТАБЛИЦА V.52. УДЕЛЬНЫЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И ПЛОТНОСТИ СТАЛЕЙ
И СПЛАВОВ, ПРИМЕНЯЕМЫХ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ НАГРЕВАТЕЛЕЙ
Сплав Плотность при 20 °C, кг/м3 Удельное электрическое сопротивление, мкОм м, при температурах, °C
20 | 100 | 200 | 300 | 400 | 500 | 600 | 700 | 800 | 900 | 1000 | 1100 | 1200 | 1300 | 1400
Х13Ю4 7300 1,26 1,27 1,28 1,29 1,31 1,34 1,37 1,40 1,42 1,43 К 44 —- — — —
Х15Ю5 — 1,29 1,30 1,31 1,32 1,34 1,37 1,41 1,44 1.45 1,46 1,47 — — — —•
Х23Ю5 7270 1.35 1,35 1,36 1,37 1.38 1,40 1,42 1.43 1,44 1.45 1.45 1,46 1,46 1,46 1,47
Х22Ю5Т 7270 1,40 1,40 1,41 1,42 1,43 1,45 1,48 1,49 1,49 1,50 1,50 1,51 1,51 1,52 1,52
Х27Ю5Т 7190 1,42 1,42 1,43 1,43 1,44 1,46 1.46 1,47 1.47 1,48 1,48 1,48 1,48 1,48 —
Х25Н20 7880 0,90 —
Х15Н60 8200 1,11 1,12 1,14 1,16 1,18 1,19 1,20 1,20 1,21 1,22 1,23 1,24 — *— —
Х15Н60-Н 8200 1.12 1,13 1,15 1,17 1,19 1,20 1,21 1,21 1,22 1,23 1,24 1,25 — — —
Х20Н80 8400 1,10 1,11 1,12 1,13 1,13 1.14 1,13 1,12 1.12 1,12 1,13 1.14 — —
Х20Н8ОН 8400 1,11 1,12 1,13 1,13 1,14 1,15 1,14 1,13 1,13 1,13 1,14 1.15 1,16 — —
ХН70Ю 7900 1,30 1,31 — — — 1,37 1,37 1,35 1,32 1,32 1,32 1,33 1,34 —
Теплоемкость и теплопроводность огнеупорных изделий (табл. V.53-V.56, рис. V.4-V.6) ТАБЛИЦА V.S3. ТЕПЛОЕМКОСТЬ с ОГНЕУПОРНЫХ ИЗДЕЛИЙ, кДж/(кг-К)
Кривая на рис. V.4 Материал Температура, °C
0 100 200 300 400
1 Динасовый 0,699 0,779 0,846 0,85 —
2 Периклазовый 0,871 0,963 1,047 1,097 —
3 Периклазохромитовый 0,791 0,858 0,921 0,971 —
4 Хромитопериклазовый 0,712 0,749 0,791 0,829 —
5 Перикл азошпинелидный 0,829 0,858 0,921 0,971 —
6 Муллитокремнеземистый 0,796 0,863 0,917 0,971 1,005
7 Шамотный — — — — —
ТАБЛИЦА V.54. ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ
ОГНЕУПОРНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Кривая на рис. V.5 Материал Ет/(м-К)
1 Динасовый 1,58 +0,000381
2 Шамотный 0,7+0,00064 t
3 Муллитокремнеземистый 1,77—0,00023 t
4 Корундовый 12,18—0,00081 t
5 Электроплавленный корунд 15,66—0,000351
6 Периклазовый 6,15—0,0027 t
7 Хромитопериклазовый 2,78—0,00087 t
8 Периклазотппинелидный 4,1—0,0017/
9 Динасовый легковес 0,55+0,00031
10 Шамотный легковес ШЛ-1,3 0,47 +0,00035 t
11 Шамотный легковес ШЛ-1,0 0,35+0,00035/
12 Шамотный легковес ШЛ-0,9 0,29+0,00023 t
30—482
465
с, кДж?(кг-/г)
Рис. V.4. Теплоемкость огнеупорных изделий (а—в):
/~7 — см. табл. V.53
Продолжение табл. V.54
Кривая на рис. V.5 ______ J Материал X, Вт/(м-К)
13 Шамотный легковес ШЛ-0,4 0,1 + 0,00021 t
14 Шамотно-тальковый легковес ШТЛ-0,6 0,13+0,00023 t
15 Муллитокремнеземистый легковес МКРЛ-0,8 0,49—0,00015 7
16 Корундовый легковес КЛ-1,3 0,84—0,00035 t
17 Диатомитовый Д-600, Д-500 0,1+0,00023 7
18 Пенодиатомитовый ПД-350 0,08+0,00019 7
19 Перлит П-250 0,076+0,00016 7
20 Глиняный красный 0,46+0,00051 7
21 Базальтовый картой 0,016 + 0,00026 7
22 Асбестовый картон 0,12 + 0,00024 7
466
Рис. V,5. Коэффициенты теплопроводности огнеупорных изделий (а—-г):
1—22^ см. табл. V.54
ТАБЛИЦА V.55. КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ВОЛОКНИСТЫХ МАТЕРИАЛОВ
Вт/(м-К)
Кривая на рис. V.6 Материал Температура, °C
100 200 300 400 500 600 1000 1150 1200
1 Муллитокрем неземи- стый войлок МКРВ-200 — 0,13 — — 0,17 0,29 0,47 0,70 —
2 Муллитокремнеземистые плиты МКРП-340 — 0,13 — 0,17 0,24 0,37 0,42 —
3 Шамотно-волокнистые плиты ШВП-350 — 0,134 — — 0,144 0,165 0,198 0,290 0,330
4 Маты из минеральной ваты 0,077 0,093 0,110 0,130 — — — — —
50*
467
Рис. V.6. Коэффициенты теплопровод-
ности волокнистых материалов (а и б):
/—4 — см. табл. V.55
ТАБЛИЦА V.56. МАКСИМАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ПРИМЕНЕНИЯ ОГНЕУПОРНЫХ
И ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Материал 1 -С Материал t °C
Динасовый 1650 Муллитокремнеземистый легковес 1250
Шамотный 1400 МКРЛ-0,8
Муллитокремнеземистый 1500 Корундовый легковес КЛ-1,3 1550
Корундовый 1800 Диатомитовый Д-500 900
ЭлекТроплавленный корунд 1850 Пенодиатомитовый ПД-350 900
Периклазовый 1700 Перлит П-250 800
Хромитопериклазовый 1700 800
Периклазошпинелидный 1700 Базальтовый картон
Динасовый легковес 1550 Асбестовый картон 500
Шамотный легковес ШЛ-1,3 1300 Шамотно-волокнистые плиты ШВП-350 1200
Шамотный легковес ШЛ-1,0 1300 Муллитокремнеземистый войлок МКРВ-200 1150
Шамотный легковес ШЛ-0,9 1270 Муллитокремнеземистые плиты 1150
Шамотный легковес ШЛ-0,4 1150 МКРП-340
Шамотно-тальковый легковес ШТЛ-0,6 1150 Маты из минеральной ваты 400
468
ТАБЛИЦА V.57. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ОГНЕУПОРНЫХ
И ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫХ ИЗДЕЛИЙ " '
(приняты следующие показатели огнеупоров: темпе-
ратура службы, °C — максимальная температура, при
которой материал может работать в футеровке печн
без теплового разрушения; термическая стойкость —
способность огнеупорных изделий выдерживать рез-
кие колебания температуры, не растрескиваясь н не
разрушаясь, выражается в теплосменах: водных (ох-
лаждение от 1300 °C в воде) и воздушных (охлажде-
ние от 800°C на воздухе); предел прочности при
сжатии, МПа — величина, характеризующая строи-
тельную прочность материала, его способность вы-
держивать без разрушения давления прн нормаль-
ной температуре; плотность кажущаяся, г/см3 — отно-
шение массы сухого изделия к общему объему, вклю-
чая объем всех его пор; пористость истинная, % —
объем открытых и закрытых пор, отнесенный к об-
щему объему; пористость кажущаяся, % “ объем от-»
крытых пор, отнесенный к общему объему)
Наименование Содержание окислов, % Кажуща- яся плот- ность. Г/см3 Предел прочности при сжа- тии, МПа Темпе- ратура службы, °C Примечание
1 2 3 4 5 6
Кремнеземистые огнеупоры
Изделия огнеупорные ди- насовые (тридимитокрис- тобалитовые) : дмс дм ДН Д2 Изделия огнеупорные ди- насовые (тридимитокрис- тобалитовые) Изделия огнеупорные ди- насовые (тридимитокрис- тобалитовые) : ДСУ дсо дс Изделия бетонные (бло- ки, панели) кремнезе- мистые: ДБК ДБ Изделия огнеупорные кварцитовые безобжиго- вые, КВКБ Изделия огнеупорные шамотные общего назна- чения: ША ШБ ШУС Изделия огнеупорные шамотные сводовые под- весные ребристые, ША-38 Изделия огнеупорные шамотные мелкоштуч- ные: ША ШБ Изделия огнеупорные шамотные для футеров- ки сталеразливочных ковшей: КШУ-32 КШУ-37 КШП-37 КШУ-39 КШП-39 у V у у у \V V ууу Л VV /A\V /A\V /AV MV WWW >>>>> >; > > "сл S > сл ослслсл ООООО О О ООО О “ ” r'lK'XS? nO OS’ wwwww ьэ wwww О О [Г N W О О О О “Г W м Ё! | р /Л /Л /Л /Л § со ° СП ж £ р р » S, go О О Р Р а “ : : : 2,37 2,38 2,40 2,45 2,34 2,37 2,38 2,38 1,8 1,8 2,12 еупоры 2,0—2,1 1,9—2,0 2,0 2,0 2,0 1,9 2,1 2,1 2,1 2,1 2,1 25 22,5 17,5 18 25 30 20 17,5 12,5 12,5 12 20 20 12,5 23 15 12,5 27 30 40 30 40 1650 1650 1640 1650 1650 1650 1530 1530 1500 1500 1640 1300 1250 1200 1300 1300 1250 Не рекоменду- ются при регу- лярных колеба- ниях темпера- туры ниже 700—800 ° Для электро- сталеплавиль- ных печей Для стеклова- ренных печей Для футеровки сталеразливоч- ных ковшей Для крышек нагревательных колодцев, При использо- вании по пря- мому назначе- нию темпера- тура службы 1650 °C
469
Продолжение табл. V.51
1 2 3 4 5 6
Изделия огнеупорные для сифонной разливки стали Изделия огнеупорные шамотные: КШУ-42 ШН-42 ШГ-42 Изделия бетонные (бло- ки) огнеупорные шамот- ные: ШБВЦ-42 ШБВЦ-40 ШБ ГЦ-38 ШБГЦ-36 Изделия бетонные (бло- ки) огнеупорные шамот- ные на жидком стекле: ШБЖ-34 ШБЖ-30 Изделия огнеупорные шамотные на основе као- лина, ШАК-33 Изделия огнеупорные шамотные общего назна- чения фасонные особо- сложные Муллигокремневемис! Изделия муллитокрем-' неземистые, муллитовые, муллитокорундовые и копундовые: КС-95 КС-90 МКС-80-22 МКС-80-23 МКС-72-22 МКС-72 МКП-72 МЛС-70-22 МЛС-70-24 МЛС-62 МЛУ-62 МКРС-60-22 МКРС-60-24 МКРС-45 МКРУ-45 Изделия высокоглино- земистые общего назна- чения: МКРАУ-45 МКРАП-45 Изделия высокоогне- упорные муллитокремне- земистые на Фосфатной связке: МЛФ-67 МЛФ-62 Изделия корундовые, обычные, К Изделия высокоогне- упорные корундовые по- вышенноплотные, кп V у УУ уу V V у у у у V V V V V V V V У К V У АЛ VVVV VVV V ’S О’ л -й- л >₽ m от от О’ тч -ч --i --i -ч оо оо со со “ ю оо ср О —то ~-з спел мммооосл . оо со JPEPJP о° > > >> >> >>>>>>>>>>>>>>> tg > > > О О ОО ОО ООООООООООООООО S о о оо ооор ООО о w %? Й3 w w сл сл w w w w S3 Wwwwwwww ~ cj оа Й3 5° й3 Й3 Й3 Й1 Й3 й3 й3 * Ч Л АЛ АЛ 5 А А АЛЛА АЛА оо “Г* ьзкэ £ wto wwcoco jojojo О СП СП ОО 00 П) О Ф 71 (D Т1 О а> л> П) 71 Д] И GJ сп ел О О О О ' оо-оо оо сл "TITl -п-п ПП И “П-П "И И "fl "fl х: X? ф <т> ,у,уО А^г>,у,тООООООО ъ* л> ф ф ф ф ф cd го л> Р о О ОО £ “ “ “ ° “ <5 “оо О ООО 000 ww wmj ел сс со w оз озеооз i н о 2,0 2,1 2,1 2,0 1,9 2,1 2,0 юрундовы 3,2 3,0 2,8 2,8 2,5 2,5 2,7 2,5 2,5 2,4 2,6 2,3 2,3 2,2 2,3 2,2 2,2 2,5 2,5 3,2 3,1 40 30 25 20 20 17 15 16 14 20 20 е и кору 40 50 35 30 40 30 80 40 50 25 60 40 25 20 40 35 40 27 20 73 100 1500 1500 1500 1350 1300 1250 1200 1250 1200 1350 1250 ндовые 1800 1750 1650 1650 1600 1600 1600 1600 1600 1500 1500 1500 1500 1400 1400 1400 1400 1550 1500 1850 1650 При использо- вании по пря- мому назначе- нию темпера- тура службы 1650 °C Для работы в условия®’ кис- лой среды и истирающих нагрузок огнеупоры Для ответст- венных деталей нагревательных и термических печей
470
Продолжение табл. V.57
1 2 3 4 5 6
Изделия корундовые плотные на фосфатной связке, КПФ ^>95А120з 3,1 100 1750
Изделия электроплав- ленные литые корундо- вые: КЭЛ-2,8 КЭЛ-3,0 >93А12О3 >93А1гОз 2,8 3,0 100 100 1700 1700
Трубки муллитокремне- земистые и корундовые: МКР К >52А12О3, 0,7Fe2O3 >95Ai2O3, 0,6Fe2O3 2,55 3,20 70 1350 1600 Применяются для защиты термопар
Магнийсодержащие огнеупоры
Изделия,, магнезитовые (периклазовые): МО-91, М-3 >91MgO 2,7 50 1750 Для кладки
высокотемпера-
турных печей
МУ-89, М-4 >89MgO 3,0 50 1750
М-6 >87MgO 3,0 45 1750
М-7 >87MgO 2,7 40 1750
М-8 >86MgO 2,7 40 1700
М-9 >85MgO 2,7 35 1700
Изделия магнезитовые (Периклазовые) высшей огнеупорности, МУ-92 >92MgO 3,0 60 1750
Изделия высокоогнеупор- ные магнезитовые (пе- риклазовые) на шпине- лидной связке, МГ Изделия высокоогнеупор- ные периклазошпинелид- ные хромитовые: «6,5А12Оз, >83MgO 2,9 25 1700 Для кладки сводов стале- плавильных
ПХСП >78MgO,. 7—15Cr2O3 3,12 3,75 1650 печей
ПХСУТ >70MgO, 7—15Cr2O3 3,12 35 1650
ПХСУ >65MgO, 7—15Cr,O3 3,04 32,5 1700
ПХСОТ Изделия периклазохро- митовые: >65MgO, 7—18Cr2O3 3,0 25 1700 Для установок внепечного на-
МХВ 65MgO, 12—18Cr,O3, 2,5CaO, 3,0SiO2 3,1 25 1700 куумироваиия
ХМВ Изделия высокоогнеупор- иые магнезитохромито- вые (периклазохромито- вые) и хромомагнезито- вые (хромитопериклазо- вые) безобжиговые: 55MgO, 18—24Cr2O3, 2,5CaO, 3,0SiO2 3,1 25 1700 Для кладки вы- сокотемпера- турных печей
БМХ >65MgO, 7— 18Cr,O3 2,9 30 1700
БМХК >65MgO, 5—13Cr2Os 2,9 30 1700
БХМ >42 MgO, 20—32 Cr2O3 3,0 2,75 1700
БМХК Изделия высокоогнеупор- ные хромомагнезитовые (хромитопериклазовые): >42MgO, 15—25Cr2Os 3,0 2,75 1700
ХМ подгруппа I 15—25Cr,O3 2,95 25 1700
ХМ подгруппа II Изделия высокоогнеупор- ные периклазохромито- вые: 24—34Cr2O3 2,9 20 1700 Для кладки сводов печей, работающих с
ПХСОФОТ 7—15Cr2O3, >-65MgO 3,2 25 1700 охлаждением
ПХСОФУ 7—15Cr2O3, sc65MgO 3,2 30 1700
471
Продолжение табл. V.57
1 2 3 4 5 6
Блоки форстеритовые безобжиговые (бетон- ные), ФБФ Изделия огнеупорные форстеритовые Ф ФД ФБ ФХ Изделия периклазохро- митовые: пхппп ПХПУ ПХПС 52MgO, 33SiO2 54MgO, 22—33SiO2 50MgO, 22—33SiO2 54MgO, 22—33SiO2 8—12Cr2Os, 46MgO, 16— 30SiO2 70MgO, 8—16Cr2O3, 2,0SiO2, 2,5CaO 70MgO, 8—18Cr2O3, 2,5S1O2, 2,5CaO 70MgO, 8—18Cr2O3, 2,5SiO2, 2,5CaO 2,5 2,9 2,9 2,9 2,9 3,2 3,2 3,2 20 28 28 35 25 30 20 20 1700 1650 1650 1650 1650 1750 1750 1750 Из плавленного периклаза
Легковесные, волокнистые огнеупоры и теплоизоляционные изделия
Изделия легковесные, теплоизоляционные огне- упорные и высокоогне- упорные: ДЛ-1,2 >91SiO2 1,2 4,4 1550 Изделия из ШЛ-0,4; ШТЛ-0,6, МКРЛ-0,8 и МЛЛ-1,3 вы-
ШЛ-1,3 . >36А1гО, 1,3 3,4 1300 пускаются в
ШКЛ-1,3 1,3 3,4 1400 ограниченных
ШЛ-1,0 1,0 2,9 1390 количествах
ШЛ-0,9 — °,9 2,5 1270
ШТЛ-0,6 <l,6Fe2O2 0,6 2,5 1150
ШЛ-0,4 — 0,4 1,0 1150
МКРЛ-0,8 >50А12О3, с ? jOFegOg 0,8 2,9 1250
МЛЛ-1,3 >63Д12Ог, <l,4Fe2O3 1,3 2,9 1550
КЛ-1,3 <0,3Fe2O3 1,3 3,4 1550
Изделия муллитовые лег- ковесные, МЛ Л-1,25 »65А1гО3, <l,3Fe2O3 1,25 3,0 1550 Выпускаются в ограниченных количествах
Изделия пенодиатомито-
вне и диатомитовые теплоизоляционные:
ПД-350 0,35 0,6 900
Д-500 Материалы и изделия 0,50 0,6 900 Допускается
огнеупорные теплоизо- применение при
ляционные стекловолок- кратковремен-
нистые: ных подъемах
мкрв >50А1,О3, 97(Al2O3+ 0,12 -— 1150 температуры
+ SiO2) до 1250 °C
мкрр-130 >51А12О3, 4-SiO2) 97 (AI2O3 4- 0,13 — 1150
МКРРХ-15С 2—4Сг20з, >48A12O3, 0,15 — 1300
93(Al2O3+SiO3) 1150
МКРВ-200 >50А12О3, 4- SiO2) 97 (AI2O3+ 0,20 —
МКРВХ-250 2—4Сг20з, >48A12Os, 0,25 — 1300
93 (AI9O3+SiO2) 1150
МКРП-340 ^50А12О3, 4- Sio2) 97(l2O3+ 0,34 —
1150
МКРП-450 >45А12О3, 90(A12Os+ 0,45 -—
+ SiO2)
Изделия теплоизоляци- онные совелитовые;
марка 350 0,35 0,2 500
марка 400 0,40 0,2 500
472
Продолжение табл. V..T7
1 2 -ж 3 4 5 6
Картон асбестовый: При Применение
КАОН-1 1,0—1,4 разрыве 1,2 500 ограничено
КАОН-2 1,0—1,4 1,5 500
КАП 0,9—1,2 2,5 500
Асбест хризолитовый 2,4—2,6 — 500
Плиты из минеральной ваты v- 0,05 0,075 0,1 0,125 —- 400 400 400 400 На синтетиче- ской связу- ющей
0,15 — 400
Плиты на основе мулли- токремнеземистой ваты и глиняной связки, ШВП-350 • 1 0,35 0,3—0,6 1150
Известково-кремнеземи- стые изделия, ИКИ-600 1 0,23 0,7 600
Карбидкремнийсодержащие огнеупоры
Изделия высокоогнеупор- ные карбидкремниевые: КК-1,2 КА-3 КА-5 КН (на нитридной связке)^ 83S1C, 1,2А12О3 82SiC, 3,0А12О3 70S1C, 5,0А!2О2 70S1C 2,4 2,4 2,4 2,4 25 40 40 100 1600 1600 1600 1600 Обладают вы- сокой стойко- стью к истира- ющим воздей- ствиям, высо- кой теплопро- водностью
Изделия шамотные и шамотнокарбидкремние- вые: Применяются для рекупера- торов
ШКР >33SiC 2,3 40 1500
ШАР — 2,2 1400
ШБР 2,1 — 1400
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
Абрамович Г. И. Прикладная газовая дина-
мика. 4-е изд. М.: Наука, 1976. 888 с.
Абрамович Г. Н. Турбулентные свободные
струи жидкостей и газов. 2-е изд. М. — Л.:
Госэнергоиздат, 1948. 288 с.
Аксельруд Л. Г. Современные конструкции
нагревательных колодцев. — Сталь, 1955, № 3,
с. 268—273.
Аксельруд Л. Г., Сухов И. И., Тымчак В. М.
Нагревательные колодцы. М.: Металлургиздат,
1962, 236 с.
Альтшуль А- Д. Закон сопротивления трубо-
проводов.— Доклады АН СССР, 1951, т. 76,
№ 6, с. 809—812.
Аптерман В. И. Аналитическое решение за-
дачи нагрева термически «тонкого» тела при
противоточном теплообмене. — Сталь, 1964,
№ 6, с. 563—565.
Аптерман В. И., Двейрин Е. Г., Тымчак В. М.
Колпаковые печи. М.: Металлургия, 1965.
235 с.
Аптерман В. И., Лифшиц А. Е., Панфи-
лов В. С. и др. — Основные положения прину-
дительной циркуляции газов в печах: Сб. тру-
дов/Стальпроект. М.: Металлургия, 1966,
вып. 6, с. 57—64.
Аптерман В. И. — Расчет радиационно-кон-
вективного нагрева и охлаждения тонких тел
в среде с постоянной температурой. Сб. тру-
дов/Стальпроект. М.: Металлургия, 1966,
вып. 6, с. 39—45.
Аптерман В. И., Тымчак В. М. Протяжные
печи. М.: Металлургия, 1969, 320 с.
Аптерман В. Н., Ефремов Ю. С. — Конечное
охлаждение рулонов холоднокатанной листо-
вой стали и жести после светлого отжига в
колпаковых печах: Сб. трудов/Стальпроект.
М.: Металлургия, 1970, вып. 8, с. 67—77.
Аэродинамический расчет котельных агрега-
тов (нормативный метод). 3-е изд./Под ред.
Мочана С. И. Л.: Энергия, 1977, 255 с.
Баум В. А., Грум-Гржимайло Ю. В., Иван-
цов Г. П. и др. Вопросы движения газов в пе-
чах. Работы лаборатории теплового отдела
Стальпроекта/Под ред. Иванцова Г. П. М.—Л.:
ОНТИ НКТП, 1936. 100 с.
Баум В. А., Болога М. К., Брдлик П. М. —
Теплообмен при поперечном обтекании плоских
поверхностей. — ИФЖ, 1961, т. IV, № 6,
с. 13—20.
Блох А. Г. Основы теплообмена излучением.
.М. — Л.: Госэнергоиздат, 1962. 331 с.
Бретшнайдер С. Свойства газов и жидко-
стей. Инженерные методы расчета: Пер. с
польск. М. — Л.: Химия, 1966. 535 с.
Будрин Д. В. Расчет лучистого теплообме-
на. — Теплообмен и вопросы экономии топлива
в металлургических печах: Труды/УПИ Сверд-
ловск— Москва: Металлургиздат, 1951, с.
13—37.
Бурдун Г. Д. Справочник по Международ-
ной системе единиц. 3-е изд., доп. М.: Стан-
дарты, 1980. 232 с.
Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофнзи-
ческим свойствам газов и жидкостей. 2-е изд.,
перераб. и доп. М.: Наука, 1972. 720 с.
Василькова С. Б., Генкина М,- М., Лиф-
шиц А. Е. и др. — Эквивалентная теплопровод-
ность пакетов прутков. — Проектирование ме-
таллургических печей: Тематич. отрасл. сб. М.:
Металлургия, 1978, № 6, с. 75—80.
Василькова С. Б., Генкина М. М., Гусов-
ский В. Л. и др. — Аккумуляция тепла клад-
кой печей периодического действия. — Эконо-
мия топлива в металлургических печах: Тема-
тич. отрасл. сб. М.: Металлургия, 1981,
с. 51—59.
Ващенко А. И., Лифшиц А. Е. — О расчете
состава продуктов неполного горения при рав-
новесных условиях. — Вопросы металлургии и
металловедения: Сб. труДов/МВМИ. М.: Ме-
таллургиздат, 1962, вып. IV, с. М—29.
Ващенко А. И., Розенфельд 3. И. — Тепло-
обмен в вечах с радиантными трубами: Сб.
трудов/Стальпроект.. М.: Металлургия, 1966,
вып. 6, с. 46—56.
Ващенко А. И., Зеньковский А. Г., Лиф-
шиц А. Е., Шульц Л. А. Окисление и обезуг-
лероживание стали/Под ред. Ващенко А. И.
М.: Металлургия, 1973,- 336 с.
Вукалович М. П„ Кириллин В. А., Ремизов
С. А. и др. — Термодинамические свойства га-
зов. М.: Машгиз, 1953. 376 с.
Гармаш Л. И., Лифшиц А. Е. Международ-
ная система единиц в печной теплотехнике/Под
ред. Тымчака В. М. М.: Стальпроект, 1963.
73 с.
Гельд П. В., Купровский Б. В., Серебренни-
ков И. И. Температуропроводность сталей
при высоких температурах. — Теплоэнергетика,
1956, № 6, с. 45—51.
Генкина М. М., Гусовский В. Л., Лиф-
шиц А. Е. Расчет циркуляции продуктов сго-
рания в низкотемпературных термических пе-
чах. — Проектирование металлургических пе-
чей: Тематич. отрасл. сб. М.: Металлургия,
1977, № 5, с. 67—76.
Генкина М. М., Гусовский В. Л., Клев-
цов А. Г. и др. Аэродинамические параметры
устройств для транспортирования металла на
газовой подушке—Проектирование металлур-
гических печей: Тематич. отрасл. сб. М.: Ме-
таллургия, 1979, № 7, с. 64—75.
Генкина М. М., Гусовский В. Л., Лиф-
шиц А. Е. Конвективная теплоотдача при
струйном нагреве и охлаждении металла в пе-
чах. — Проектирование металлургических пе-
чей: Тематич. отрасл. сб. М.: Металлургия,
1979, № 7, с. 75—89.
Генкина М. М. Масалович В. Г. Сравнитель-
ный анализ различных методов расчета тепло-
обмена излучением в нагревательных и терми-
ческих печах. — Проектирование металлургиче-
ских печей: Тематич. отрасл. сб. М.: Металлур-
гия, 1981, № 8, с. 44—51.
Глинков М. А. Современное состояние и пер-
спективы развития методов расчета печей, в
частности нагревательных. — Расчеты, констру-
ирование и эксплуатация нагревательных пе-
чей: Труды/НТО ЧМ. М.: Металлургиздат,
1960, т. XXV, ч. I, с. 5—15.
Глинков М. А. Основы общей теории печей.
2-е изд., доп. М.: Металлургиздат, 1962. 576 с.
Голосман К- М. Агрегаты для светлой тер-
мической обработки холодного проката и пер-
спективы их развития. — Сталь, 1964, № 6,
с. 566—572.
Голубев И. Ф. Вязкость газов и газовых
смесей (справочное руководство). М.: Физмат-
гиз, 1959. 375 с.
Гольдфарб 3. М., Кравцов А. Ф„ Радчен-
ко И. И. и др. Расчеты нагревательных печей/
474
Под ред. Тайца Н. Ю. Киев.: Гостехиздат
УССР, 1958. 422 с.
Г ребер Г., Эрк С., Григулль У. Основы уче-
ния о теплообмене. М.: ИЛ, 1958. 568 с.
Григорьев В. И. Кольцевые печи для нагрева
металла. М.: Металлургиздат, 1958. 292 с.
Грум-Гржимайло В. Е. Пламенные печи. 2-е
изд. Л. — М., Госмашметиздат, 1932, 472 с.
Г рум-Гржимайло 10. В. Нагревательные ко-
лодцы для блюмингов. Работы Стальпроекта,
вып. 1. М. — Л.: ОНТИ. 1936. 63 с.
Губинский В. И., Минаев А. И., Гонча-
ров Ю. В. Уменьшение окалинообразования
при производстве проката. Киев.: Техгпка,
1981. 135 с.
Гусовский В. Л-.,-Лифшиц А. Е. Расчет ин-
жекционных устройств. Сб. трудов/Стальпро-
ект. М.: Металлургиздат, 1962, вып. 2, с. 95—
104.
Гусовский В. Л., Лифшиц А. Е. Зависимость
характеристики инжекционных горелок от дав-
ления в печи: Сб. трудов/Стальпроект. М.: Ме-
таллургиздат, 1963, вып. 4, с. 59—67.
Гусовский В. Л. Методика расчета нагрева
металла в методических печах на основе раз-
вития теории нагрева и охлаждения массивных
тел: Сб. трудов/Стальпроект. М.: Металлургия,
1966, вып. 6, с. 17-Л38.
Гусовский В. Л., Лифшиц А. Е.. Тым-
чак В. М. Методика расчета распределения
температур' в почве вблизи высокотемператур-
ных теплопроводов: Сб. трудов/Стальпроект.
М.: Металлургия, 5966, вып.'7, с. 65—72.
Гусовский В. Л., Лифшиц А. Е., Тымчак В. М.
Газогорелочные устройства и системы отопле-
ния нагревательных и термических печей. М.:
Металлургия, 19.67. 262с.
Гусовский В. Л., Тымчак В. М. — Транспор-
тирование листового металла на газовой по-
душке: Сб. трудов/Стальпроект. М_: Металлур-
гия, 1968, вып. 7, с. 76—79.
Гусовский В. Л. — Нагрев металла на подо-
вых-трубах: Сб. трудов/Стальпроект. М.: Ме-
таллургия, 1968, вып. 7, с. 64—73.
Гусовский В. Л., Оркин Л. Г., Тымчак В. М.
Методические печи. М.: Металлургия, 1970.
430 с.
Гусовский В. Л., Лифшиц А. Е., Тымчак
В. М. Сожигательиые устройства нагреватель-
ных и термических печей: Справочник. М.: Ме-
таллургия, 1981. 272 с.
Двейрин Е. Г. Нагрев рулонов стальной лен-
ты в колпаковых печах. — Расчеты, конструи-
рование и эксплуатация нагревательных печей:
Труды/НТО ЧМ. М.: Металлургиздат, 1960,
т. XXV, ч. 1, с. 241—254.
Двейрин Е. Г. Опыт применения электронной
цифровой машины для расчетов печей. — Рас-
четы, конструирование и эксплуатация нагре-
вательных печей: Труды/НТО ЧМ. М.: Метал-
лургиздат, 1960, т. XXV, ч. 1, с. 107—122.
Двейрин Е. Г. — Метод расчета нагрева ру-
лонов стальной ленты в колпаковых печах: Сб.
трудов/Стальпроект, М.: ЦБТИ Минстроя
РСФСР, 1961, вып. 1, с. 93—107.
Двейрин Е. Г. — Метод расчета охлаждения
рулонов стальной ленты при отжиге в колпа-
ковых печах: Сб. трудов/Стальпроект, М.: Ме-
таллургиздат, 1963, вып. 3, с. 78—87.
Жукаускас А. А. Конвективный перенос в
теплообменниках. М.: Наука, 1982. 472 с.
Зобнин Б. Ф. Нагревательные печи (теория
и расчет). М.: Машиностроение, 1964. 311 с.
Зобнин Б. Ф„ Казяев М. Д„ Китаев Б. И.
Теплотехнические расчеты металлургических
печей. 2-е изд. М.: Металлургия, 1982. 360 с.
Иванова И. И., Перимов А. А., Тымчак В. М.
Механизмы печей прокатного производства. М.:
Машиностроение, 1972. 224 с.
Иванцов Г. П. Нагрев металла (теория и
методы расчета)/Под ред. и с доб. Будри-
на Д. В. Москва — Свердловск: Металлургиз-
дат, 1948. 191 с.
Идельчик И. Е. Гидравлические сопротивле-
ния (физико-механические основы). М. — Л.:
Госэнергоиздат, 1954. 316 с.
Идельчик И. Е. Справочник по гидравличе-
ским сопротивлениям. 2-е изд., перераб. и доп.
М.: Машиностроение, 1975. 559 с.
Именитое Б. Р. Методическая печь для на-
грева металлов без кантования — Сталь, 1951,
№ 11, с. 1031—1037.
Именитое Б. Р. Методические печи, отапли-
ваемые низкокалорийным газом. — Сталь, 1955,
№ 3, с. 274—278.
Именитое Б. Р. Подовые трубы нагреватель-
ных методических печей. М.: НТО ЧМ, 1960.
50 с.
Исаченко В. П., Осипова В. А., Сукомел
А. С. Теплопередача. 4-е изд. М.: Энергоиздат,
1981. 416 с.
Иссерлин А. С. Основы сжигания газового
топлива: Справочное руководство. Л.: Недра,
1980. 271 с.
Кавадеров А. В. Тепловая работа пламенных
печей. Свердловск. Металлургиздат, 1956,
367 с.
Кавадеров А. В., Самойлович Ю. А. Нагрев
тонких тел одновременно излучением и конвек-
цией. — ИФЖ, 1959, № 7, с. 110—114.
Казанцев Е. И. Промышленные печи: Спра-
вочное руководство для расчетов и проектиро-
вания. 2-е изд. М.: Металлургия, 1975. 367 с.
Карабин А. И., Раменская Е. С., Энно И. К-
Сжигание жидкого топлива в промышленных
установках. 2-е изд., испр. и доп. М.: Метал-
лургия, 1966. 371 с.
Ключников А. Д., Иванцов Г. П. Теплопере-
дача излучением в огнетехнических установ-
ках. М.: Энергия, 1970. 400 с.
Копытов В. Ф. Нагрев стали в печах. М.:
Металлургиздат, 1955. 264 с.
Коротаев М. М. Общие вопросы использова-
ния тепла продуктов сгорания, отходящих из
нагревательных печей. — Расчеты, конструиро-
вание и эксплуатация нагревательных печей:
Труды/НТО ЧМ, М_: Металлургиздат, 1960,
т. XXV, ч. I, с. 426—436.
Кочо В. С., Барзилович В. С. Термические
печи с роликовым подом. Киев: Техшка, 1969.
161 с.
Кривандин В. А. Керамические рекуперато-
ры. М.: Металлургиздат, 1960. 172 с.
Кривандин В. А., Марков Б. Л. Металлурги-
ческие печи. М.: Металлургия, 1967. 672 с.
Кривошеин А. Д. Нагревательные колодцы
обжимных станов Советского’Союза. — Сталь,
1964, № 6. с. 553—558.
Крылов Б. С., Шипилов В. М. Эксперимен-
тальное исследование теплообмена плоских
струй с поверхностью. — Труды промтеплоэнер-
гетического факультета. Сб. № 2. Иваново:
Ивановский энергетический ин-т. 1973, с. 8—13.
Кутателадзе С. С., Боришанский В. М. Спра-
вочник по теплопередаче. Л. — М.: Госэнерго-
издат, 1959. 414 с.
Кутателадзе С. С., Винников А. А. Графики
для расчета теплопроводности в пластине, ци-
линдре и шаре при температуре внешней сре-
475
ды, изменяющейся линейно во времени. — Изв.
вузов. Энергетика, 1960, № 8, с. 85—97.
Кутателадзе С. С. Основы теории теплооб-
мена. 5-е изд. М.: Атомиздат, 1979, 415 с.
Леонидова М. Н., Лифшиц А. Е. Газовый
режим печей с контролируемой атмосферой. —
Проектирование металлургических печей: Тема-
тич. отрасл. сб. М.: Металлургия, 1976, № 3,
с. 99—105.
Линчевский В. П. Топливо и его сжигание.
3-е изд., испр. и доп. М.: Металлургиздат, 1959.
400 с.
Лисиенко В. Г. Интенсификация теплообмена
в пламенных печах. М.: Металлургия, 1979.
224 с.
Лифшиц А. Е., Струченевский Б. Б„ Шульц
Л. А. — Особенности расчета печей безокисли-
тельного нагрева металла открытым пламенем.-
Сб. трудов/Стальпроект. М.: Металлургиздат,
1963, вып. 4, с. 40—49.
Лифшиц А. Е. — Расчеты неполного сгора-
ния газообразного топлива в обогащенном кис-
лородом воздухе: Сб. трудов/Стальпроект. М.:
Металлургия, 1966, вып. 6, с. 86—89.
Лифшиц А. Е„ Маергойз И. И., Ионова 3. Н.
Расчет состава и теплотехнических характери-
стик контролируемых атмосфер. — Исследова-
ния в области промышленного электронагрева:
Труды/ВНИИЭТО. М.: Энергия, 1969, вып. 3,
с. 240—258.
Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.:
Высшая школа, 1967. 600 с.
Маергойз И. И., Петрук А. П. Контроли-
руемые атмосферы в электрических печах. М.:
Энергия, 1971. 108 с.
Мак-Адамс В. X. Теплопередача: Пер. с англ.
М.: Металлургиздат, 1961. 636 с.
Мастрюков Б. С. Теория, конструкции и рас-
четы металлургических печей/Под ред. Кри-
вандина В. А. М.: Металлургия, 1978. 271 с.
Металлургические печи/Под ред. Блинкова
М. А. М.: Металлургиздат, 1951. 976 с.
Михеев М. А. Основы теплопередачи. 3-е изд.,
перераб. М. — Л.: Госэнергоиздат, 1956. 392 с.
Невский А. С. Лучистый теплообмен в печах
и топках. М.: Металлургия, 1971. 440 с.
Общепромышленные электропечи непрерыв-
ного рр&с№кп1Арендарчук А. В., Катель Н. М.,
Липов В. Я. и др. — М.: Энергия, 1977. 247 с.
Петрук А. П. Взрывобезопасность электро-
термического оборудования с контролируемыми
атмосферами. М.: Энергия, 1979. ПО с.
Пехович А. И., Жидких В. М. Расчеты теп-
лового режима твердых тел. 2-е изд. Л.: Энер-
гия, 1976. 351 с.
Поляк Г. Л. Алгебра однородных пото-
ков. — Известия Энергетического института
им. Г. М. Кржижановского АН СССР, 1935,
т. III, вып. 1—2, с. 53—75.
Попырин Л. С. Математическое моделирова-
ние и оптимизация теплоэнергетических уста-
новок. М.: Энергия, 1978. 415 с.
Радиационный теплообмен в промышленных
печах/Под ред. Кривандина В. А. Науч, тр./
МИСиС. М.: Металлургия, 1975, А1» 84. 166 с.
Расчет и конструирование нагревателей элек-
тропечей сопротивления/Фель<?л«ан И. А., Гут-
ман М. Б., Рубин Г. К., Шадрич Н. Н. М.:
Энергия, 1965. 101 с.
Рафалович И. М. Тепловые расчеты пламен-
ных печей — нагревательных и плавильных. М.:
М:. Металлургиздат, 1949. 224 с.
Ростковский С. Е. Передача тепла излучени-
ем при противотоке (к теории методических
нагревательных печей). — Теплотехника слитка
и печей: Сб. трудов/ЦНИИЧМ. М.: Металлург-
издат, 1953, вып. 2(5), с. 274—288.
Ростковский С. Е. Расчет рекуператоров, ос-
нованный на гидродинамической теории тепло-
обмена.— Теплотехника слитка и печей:- Сб.
трудов/ЦНИИЧМ. М.: Металлургиздат, 1953,
вып. 2(5), с. 289—330.
Спивак Э. И., Тымчак В. М. — Показатели
работы нагревательных колодцев: Сб. трудов/
Стальпроект. М.: Металлургия, 1970, вып. 8,
с. 21—28.
Спивак Э. И., Малков Ю. В. Длительность
нагрева металла в печах проходного типа ли-
стовых и сортовых станов. — Металлург, 1981,
№ 4, с. 30—32.
Справочник конструктора печей. 2-е изд./Под
ред. Грум-Гржимайло Ю. В. М. — Л.: ОНТИ
нктп, 1935. 625 с.
Справочник конструктора печей прокатного
производства. Т. 1 и 2/Под ред. Тымчака В. М.
М.: Металлургия, 1970. 991 с.
Струченевский Б. Б., Лифшиц А. Е„ Шульц
Л. А. Некоторые вопросы расчета и конструи-
рования методических печей безокислительного
нагрева. — Расчеты, конструирование и эксплу-
атация нагревательных печей: Труды/НТО ЧМ.
М.: Металлургиздат, 1960, т. XXV, ч. 1,
с. 155—166.
Тебеньков Б. П. Рекуператоры для промыш-
ленных печей. 4-е изд. испр. и доп. М.: Метал-
лургия, 1975. 294 с.
Тепловой расчет котельных агрегатов (Нор-
мативный метод). 2-е изд./Под ред. Кузнецо-
ва Н. В. и др. М.: Энергия, 1973. 295 с.
Тепло- и массообмен. Теплотехнический экс-
перимент: Справочник/Под ред. Григорьева
В. А. и Зорина В. М. М.: Энергоиздат, 1982.
512 с.
Термическая обработка в машиностроении:
Справочник/Под ред. Лахтина Ю. М. и Рах-
штадта А. Г. М.: Машиностроение, 1980. 783 с.
Тайц Н. Ю. Технология нагрева стали.
2-е изд., испр. и доп. М.: Металлургиздат,
1962. 567 с.
Тайц Н. Ю., Розенгарт Ю. И. Методические
нагревательные печи. М.: Металлургиздат,
1964. 408 с.
Бонг X. Основные формулы и данные по
теплообмену для инженеров: Справочник. Пер.
с англ. М.: Атомиздат, 1979. 216 с.
Физические свойства сталей и сплавов, при-
меняемых в энергетике: Справочник/Под ред.
Неймарка Б. Е. М. — Л.: Энергия, 1967. 240 с.
Чиркин В. С. Теплофизические свойства ма-
териалов (Справочное руководство). М.: Физ-
матгиз, 1959. 356 с.
Шак А. Промышленная теплопередача: Пер.
с нем. М.: Металлургиздат, 1961. 524 с.
Шмыков А. А., Малышев Б. В. Контролируе-
мые атмосферы при термической обработке
стали. М.: Машгиз, 1953. 372 с.
Шорин С. Н. Теплопередача. 2-е изд. М.:
Высшая школа, 1952. 490 с.
Электротермическое оборудование. 2-е изд.:
Справочник/Под ред. Аль'тгазена А. П. М.:
Энергия, 1980. 416 с.
Юдаев Б. Н. Теплопередача. М.: Высшая
школа, 1981. 319 с.
Юдин Р. А., Крейнин Е. В., Аптерман В. Н.
Расчеты внешнего радиационного теплообмена
в печах с роликовым подом и радиационными
трубами. — Проектирование металлургических
печей: Тематич. отрасл. сб. М.: Металлургия,
1981, № 8, с. 51—67.
476
Duffour J. Forces Convection and the
Cooling of Steel Strip in' Continuous Lincs.
Heurtey Bulletin. D’Informations, Paris, 1968,
May, № 43, pp. 23—28.
Somers R. P., Pallone G. T;, Patu'ia E. /.
A Heat Transfer Model for Predicting'' Strip"
Temperature. Iron and Steel Engineer. 1969,
№ 9, pp. 116—119.
УКАЗАТЕЛЬ НОРМАТИВНЫХ МАТЕРИАЛОВ СТАЛЬПРОЕКТА
ПО РАСЧЕТАМ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ И ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
Борова:
Борова дымовые нагревательных и термических печей — СТП Н6-72, 1972
Выбор проходных сечений регулирующих дымовых клапанов — СТП МГ11-74, 1-974
График для определения периметра сечения борова — МГЗ-61, 1961
------- проходного сечения боровов — МГ2-61, 1961
Потеря напора на трение в боровах и трубах — Нормаль 2178, 1957
Расчет высоты вытяжной шахты приточно-вытяжной вентиляции боровов — Т5-69,
1969
Газы:
График для определения бинома расширения газов — МГ4-61, 1961
Излучение газов — ПИ2-62, 1962
Определение калорийности сухого смешанного газа и коэффициента избытка возду-
ха по анализу на СО2 и О2 сухих продуктов полного сгорания — Нормаль 2201, 1957
— расхода и давления транспортирующего газа в печах с газовой подушкой—=
СТП Т8-78, 1978
Расходные характеристики газов — СТП /117-77, 1977
Свойства газов — ФС6-71, 1971
Горелки:
Горелки ДШ. Конструкция и размеры — СТП Р36-75, 1975
— инжекционные типа В. Конструкции и размеры — СТП Р4-72, 1972
—------ . ВП. Конструкция и размеры — СТП Р24-72, 1972
-------— П. Конструкция и размеры — СТП 14-288-11-81, 1981
Дутьевые двухпроводные горелки типа труба в трубе-—СТП Р23-73, 1973
Инжекционно-атмосферные горелки типа ИА. Конструкция и размеры — СТП Р40-76,
1976
Инжекционные горелки типа Н. Конструкция и размеры — СТП Р5-79, 1979
Радиационные горелки типа ГР. Конструкция и размеры — СТП Р35-75, 1975
Расчет инжекционных'горелок. Р11-62, 1962
— — устройств — РЮ-61- 1961
Горение:
Тепловые эффекты реакции горения — ФСЗ-62, 1962
Форма расчета горения газообразного топлива — ТС39-63, 1963
Горения расчет:
топлива — ТС1-62, 1963
доменного газа, Q{J=800 ккал/м3 — ТС2-62, 1963-
-----QP=890 ккал/м3 — ТСЗ-62, 1963
-----QP =977 ккал/м3 — ТС4-62, 1963
коксовального газа—ТС17-62, 1963
природного газа, <2^=8120 ккал/м3 — ТС20-62, 1963
,----QP=83S0 ккал/м3 — ТС21-62, 1963
-----<2ц=8500 ккал/м3 — ТС40-64, 1964
-----Q ₽=8710 ккал/м3 —ТС22-62, 1963
-----QP = 8890 ккал/м3—ТС23-62, 1963
-----QP=9100 ккал/м3 — ТС24-62, 1963
смешанного (доменного, коксового) газа, Q}’= 1200 ккал/м3 — ТС5-62, 1963
— — — — (2^=1400 ккал/м3 — ТС6-62, 1963
— — — — QP= 1600 ккал/м3 — ТС7-62, 1963
— — — — QP= 1800 ккал/м3 — ТС8-62, 1963
— — — — QP= 2000 ккал/м3 — ТС9-62, 1963
— — — — Q₽= 2200 ккал/м3 — ТС10-62, 1963
— — — _ Q Р=2400 ккал/м3 — ТС11-62, 1963
— — — — QP=2600 ккал/м3 — ТС12-62, 1963
— — — — QP=2800 ккал/м3 — ТС13-62, 1963
_ _ _ _ QP =3000 ккал/м3 — ТС14-62, 1963
— — — — QP -3500 ккал/м3 — ТС15-62, 1963
477
— природно доменнаг'^ ГДЗа,1УЬ/
— — — (2^=3000 ккал/м3 -ТС45-77, 1977
— — — <2н=3500 ккал/м5— ТС46-77, 1977
— — — QP=4000 ккал/м3 — ТС47-77, 1977
— — — QP'=4500 ккал/м3 — ТС41-71, 1971
— — — QP= 5000 ккал/м3— ТС48-77, 1977
— — — Q₽= 6000 ккал/м3 — ТС49-77, 1977-
— — — QP =7000 ккал/м3 — ТС50-77, 1977
— природно-коксового газа, <2^=6415 ккал/м3 — ТС18 62, 1963
— — — QP =7200 ккал/м3 — ТС19-62, 1963
— (природного, коксового, доменного) газа, QP =2820 ккал/м3 — ТС42-73, 1974
— _ _ _ _ Q₽=3260 ккал/м3 — ТС44-76, 1976
мазута (марки 80). Распиливание воздухом — ТС38-62, 1963
генераторного газа из торфа — ТС32-62, 1963
— — — подмосковного угля — ТСЗЗ-62, 1963
— — — донецкого антрацита (марки AM) — ТС34-62, 1963
— — — челябинского угля — ТС35-62, 1963
— — — донецкого газового угля (марки Г) — ТС36-62, 1963
водяного газа из антрацита (марки АК) — ТС37-62, 1963
попутного нефтяного газа (2“= 10150 ккал/м3 — ТС25-62, 1963
— — — Qp = 11150 ккал/м3 — ТС26-62, 1963
— — — Qp= 12210 ккал/м3—ТС27-62, 1963
— — — Q”= 13100 ккал/м3 — ТС28-62, 1963
— — — Q”= 14150 ккал/м3 — ТС29-62, 1963
— — — Q“= 15250 ккал/м3 — ТСЗО-62, 1963
пропан-бутанового газа — ТС31-62, 1963
природного газа в обогащенном кислородом воздухе — Нормаль 2119, 1959
смешанного коксо-доменного газа в обогащенном кислородом воздухе—Нормали
2155-2172, 1955
Конвективная теплоотдача:
при поперечном обтекании гладкотрубных пучков — ПК5-62, 1962
— — — плоских поверхностей — ПК6-64, 1964
— продольном омывании поверхности — ПК4-62, 1963
— свободном движении — ПКЗ-62, 1962
— струйной обдувке плоских поверхностей — СТП ПК7-77, 1977
Коэффициенты, величины:
Длина дуги, стрелки и хорды при Я=1 —А10-65, 1966
Значения 6= ((/+273)/100)4= (7/100)4 — ПИ4-62, 1963
Коэффициент теплопередачи излучением между твердыми телами — ПИ5-62, 1962
— местных сопротивлений — СТП МГ12-80, 1980
— сопротивления пучков труб при поперечном обтекании — МГ7-62, 1962
Определение числа Рейнольдса — МГ8-62, 1962
Перевод английских и американских единиц измерения в метрические — Б7-60, 1960
Плотности и объемные массы материалов — А 7-67, 1967
Таблицы веса материалов — А9-61, 1961
— значений Gauges в дюймах и миллиметрах — Б4-61, 1961
Угловые коэффициенты излучения — СТП ПИЮ-78, 1978
Упругость водяного пара и содержание влаги в 1 м3 сухого и влажного газа при тем-
пературе насыщения — ФС4-62, 1962
Физические свойства воды и водяного пара — ФС5-62, 1962
Нагрев и охлаждение:
Нагрев металла на подовых трубах и монолитной подине — СТП НОЗ-79, 1979
Охлаждение металла на воздухе — СТП Н04-72, 1972
— тонких стальных изделий на воздухе — СТП Н05-76, 1976
Расчет нагрева и охлаждения массивных тел — Н02-63, 1965
— — — массивных тел при некоторых начальных и граничных условиях — Допол-
нение к Н02-63, 1981
— — — плотносмотанных рулонов в колпаковой печи — СТП Н07-77, 1978
— — — тонких тел — НО1-63, 1965
Огнеупоры:
Материалы огнеупорные и теплоизоляционные для вечей с контролируемыми атмо-
сферами •— СТП И11-78, 1978
Огнеупорные изделия для печен сталеплавильного и прокатного производства. Физи-
ко-химические свойства — СТП Н20-79, 1979
478
Определение теплопоглощения кладки периодически работающих печей — ТЗ-64, 1964
Размеры кладки нагревательных и термических печей — Н1-64, 1964 “ 4
Свойства жаростойких бетонов — ФС11-64, 1964
Теплопроводность огнеупорных и теплоизоляционных материалов — ПТ1-68, 1968. До-
полнение к ПТ1-68, 1974.
Печи:
Указания по составлению экономической характеристики объекта — РМП 21-78, 1978
Печи башенные:
Цифровая модель (ЕС ЭВМ) работы башенной печи для светлого отжига жести —
1978
Печи колпаковые:
Цифровая модель (ЕС ЭВМ) нагрева рулонов в одностопной колпаковой печи —1977
Печи протяжные:
Указания по заполнению технической характеристики протяжных термических печей —
РМП 25-79, 1979
Печи проходного типа:
Значение терминов для характеристики размеров пода в нагревательных печах про-
ходного типа — СТП А21-76, 1976
Методика составления расчетов тепловых балансов нагревательных и термических
печей проходного типа — СТП Т7-78, 1978
Расчет теплообмена в проходных печах с радиантными трубами—ПИ1-60, 1961
Указания по выбору тепловой мощности печей проходного типа — РМП 20-78, 1978
— —• — удельного времени нагрева в печах проходного типа сортовых станов —
РМП 28-80, 1980
— — — — •— нагрева металла в печах проходного типа листовых станов —
РМП 27-80, 1980
— — заполнению технической характеристики нагревательных печей проходного ти-
па — РМП 18-77, 1977
— — определению основных размеров пода нагревательных печей проходного типа —
РМП 19-78, 1978
Печи с шагающим подом:
Программа расчета на ЕС- ЭВМ температурных режимов нагревательной печи с ша-
гающим подом — 1976
Продукты сгорания:
Гидравлический расчет дымо-газо-воздухопроводов — МГ10-64, 1964
Графики для определения гидростатического и скоростного напоров — МГ1-60, I960
Программа расчета на ЕС ЭВМ равновесного состава продуктов сгорания природно-
го газа — 1978
Расчет р'азбавления продуктов сгорания воздухом — СТП ТС43-75, 1975
Физические свойства дымовых газов — ФС7-62, 1962
Рекуператоры:
Тепловой расчет металлических трубчатых рекуператоров — П2-62, 1962
---- рекуператоров—П1-62, 1962
Ролики печные:
Программа для теплового расчета на ЕС ЭВМ печных роликов — 1978
Тепловой расчет печных роликов — Т2-70, 1970
---- роликов с водоохлаждающей цапфой — СТП Т6-73, 1973
Стали и сплавы:
Свойства сталей и сплавов, работающих при высоких температурах — РМП 9-78, 1978
---- и чугунов, работающих при высоких температурах — ФС2-69, 1970.
Дополнение к ФС2-69, 1972
Физические свойства сталей и чугунов — ФС8-68, 1969
Экономнолегированные стали. Свойства и применение — СМП 45-79, 1979
Степень черноты:
продуктов сгорания газообразного топлива — ПИЗ-62, 1962
— — различных материалов — ПИ7-63, 1964
Теплообмен:
Потеря тепла излучением через отверстия — ПИ6-62, 1963
Программы решения на ЕС ЭВМ соответственно одномерного, двумерного и трех-
мерного гравнения теплопроводности с краевыми условиями Ш-его рода. NAGREV 1,
NAGREV 2, NAGREV 3 — 1976
Теплообмен излучением при наличии экранов — ПИ-69, 1970
Трубы и трубопроводы:
График зависимости расхода, скорости и диаметра трубопроводов — МГ5-61, 1961
Определение температур в конструкциях подземных сооружений и в почве —ПТ4-64,
1965
Передача тепла через стенки изолированных труб — ПТЗ-61, 1961
Принудительное воздушное охла?кдение труб — СТП Н06-76, 1976
Расчет на прочность подовых труб методических печей — Т1-70, 1970
— сливных трасс — Т4-68, 1968
Тепловая изоляция трубопроводов — СТП НЮ-77, 1977. Дополнение к СТП НЮ-77,
1979
Трубы радиационные тупиковые. Конструкция и размеры — СТП Р39-76, 1976
Форсунки:
479
Коробки форсуночные. Конструкция н размеры — СТП Р2-79, 1979
Расчёт форсунок высокого давления с двойным распиливанием — СТП РЗ-79, 1979
Форсунки высокого давления с двойным распиливанием Конструкция и размеры —
СТП Р1-79, 1979
— низкого давления системы Стальпроекта. СТМ1-69, 1969
w- ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Атмосфера контролируемая — Взрывобезопас-
ность 213 — Расчет состава 210 — Характери-
стики 208
Баланс тепловой 219
Бином l+at.— График для определения 228
Борова — Периметр 226 — Проходное сечение
226
Взрывобезопасность 212
Вязкость воды 460
— воздуха 444
— пара 459
— продуктов сгорания
Г азы — Воспламенение 212 — Допустимые кон-
центрации 213 — Расчеты 213
— свойства — Генераторный 445—448 — До-
менный 445—448 — Коксовый 449—452 — По-
путный 452—457 — Природный 452—457 —
Смеси 449—452
Газовая подушка — Высота подъема металла
237 — Давление газа 238 — Истечение 237 —
Отверстия круглые 239 — Относительная пло-
щадь отверстий 238
Гидравлические расчеты — Коэффициенты мест-
ных сопротивлений 228 — Методика расчета
225, 226 — Падение температуры 228 — Про-
пускная способность тракта 225 — Подсосы воз-
духа 227 — Расчет трубопроводов 229 — Фор-
ма расчета 230
Горелка без предварительного смешения 241
— инжекционная — Перерасчет 243 — Проскок
горения 245 — Расчетная схема 243
Диаграммы равновесия — Н2—Н2О и СО—СО2
со сталью 208 — Атмосферы печи со сталью
210 —Н2—СН4—С 211
Зона отопления 12
Изделия — Массивные 183 — Тонкие 183 — Оп-
ределение 183
Инжектор 236 — Размеры 234 — Порядок рас-
чета 232
Колодцы нагревательные—Классификация 115—
Продолжительность нагрева слитков 116 —
Производительность 130 — Расход тепла 131—
Расчет числа групп 130 — Температура рабо-
чего пространства 115 — Тепловая мощность
131
— рекуперативные 115
Конвекция при поперечном обтекании — Плос-
кие поверхности 181—Гладкотрубный пучок
с коридорным расположением 178
— при принудительном движении — В лами-
нарном режиме 177 — В переходном режиме
177 — В турбулентном режиме 173
— при свободном движении 173
— при струйной обдувке 182
Константы равновесия реакций 208
Концентрации предельные 214, 215
Коэффициент вязкости динамический — Про-
стых газов 440 — Горючих газов 441, 445, 449,
453
---кинематический 440, 441, 446, 450, 454
— излучения угловой 162
— — приведенный 164
— инжекции 232
Нагрев массивных изделий 183, 186—188, 191
— металла в печах 12 — Способы расчета 7 —
Расчетные формулы 187 —Характеристики ме-
тодик расчета 9
— на подовых трубах 192
— пластины 321—324, 336, 337, 330—332
— тонких изделий 186
— цилиндра 325—327, 338, 339, 333—335
Нагреватели сопротивления электрические 253,
254
Науглероживание стали 211
Обдувка струйная 182
Охлаждение 72
Охлаждение массивных изделий 183; 186—188,
191
— металла в камерах 72—75
— пластины — Начальное распределение темпе-
ратур равномерное 321—324, то же параболи-
ческое 336, 337
— полого цилиндра 189, 190
— тонких изделий 186
— цилиндра — Начальное распределение темпе-
ратур равномерное 325—327 то же параболи-
ческое 338—339
— Элементов печи — Потери тепла через ро-
лики 223 — Расход воды 223 — Удельные теп-
ловые потоки 221
Печи
Печи камерные — Классификация 132 — Осо-
бенности отопления 132 — Производительность
134 — Производственный цикл 134 — Расчет
теплообмена 133 — Тепловой баланс 134
— колпаковые — Особенности теплообмена
145 — Пример расчета 148 — Размеры рабоче-
го пространства 148 — Расчет температурного
поля рулона 147 — Тепловой баланс 148 — Ха-
рактеристика 144 — Число вечей (стендов) в
отделении 148
— кольцевые — Пример расчета 59 — Размеры
рабочего пространства 58 — Раскладка загото-
вок 56 — Расчет нагрева металла 56 — Садка
печи 58 — Схема нагрева металла 57 — Темпе-
ратурный режим 58 — Тепловой баланс 59 —
Характеристика 56
— нагревательные непрерывного действия —
Выбор расчетных участков 12 — Длина полез-
ного пода 15 — Режим нагрева металла 12
— толкательные — Алгоритм расчета 21 —
Классификация 17 — Последовательность рас-
чета 22 — Профиль рабочего пространства 18—•
Пример расчета 22 — Профиль рабочего про-
странства 18 — Размеры рабочего простран-
ства 20 —Расчетная схема нагрева 17 — Теп-
ловой баланс 20 — Удельное время нагрева 14—
Условия нагрева 17
— периодического действия 114, 115
— протяжные 95
— с выкатным подом 134
— с роликовым подом 84, 86
— с шагающими балками — Алгоритм расче-
та 39 — Длина габаритного пода 42 — Тепло-
вой баланс 45 — Укладка металла 39 — Унифи-
цированные размеры 44 — Характеристика 39
— с шагающим подом — Алгоритм расчета 39—
Длина габаритного пода 42 — Нагрева метал-
ла 39 — Пример расчета 45 — Скорость пере-
мещения металла 42 — Тепловой баланс 45 —
Укладка заготовок 39 — Унифицированные раз-
480
меры 44 — Характеристика 39
— секционные скоростного нагрева — Измене-
ние температуры в тамбуре 77 — Особенности
теплопередачи 76 — Пример расчета 83
— термические непрерывного действия — Вы-
бор средств нагрева охлаждения — Длина пе-
чи 74 — Нагрев металла 73 — Охлаждение ме-
талла 73 — Производительность 74 — Расчет
теплопередачи 72 —Тепловой баланс 73 —Ха-
рактеристика 70
Плотность воздуха 444
— газов простых 440
— пара сухого насыщенного 459
— горючих газов 442, 445, 449, 452
— стали 15
— сплавов нагревателей сопротивления 465
Потери тепла
кладкой периодически работающих печей 223
с охлаждающей водой 221
с паром испарительного охлаждения 221
через кладку печей 220
— ролики 223
Поток тепловой 223 — Определение 162 — Рас-
чет 220
Прандтля число
---- воды 460
---- воздуха 444
----газов простых 442
------горючих 448, 452, 457
----продуктов сгорания 439
Рекуператор — Расчетные графики 258 — Схе-
ма движения среды 257 •
Рекуператор керамический — Коэффициент теп-
лопередачи 257 — Схемы движения сред 257—
Пример расчета 263
— металлический 275
Сгорание в обогащенном кислородом воздухе
203, 204
— неполное газов 390—400
— полное 195, 197, 202, 365
Степень черноты 162—166, 294—297
Температура калориметрическая сгорания 195,
206
— нагрева металла 11
— наружной поверхности кладки 416
— насыщения 458
— точки росы 458
Температуропроводность 441, 444, 448, 452,
456, 461—464
Теплоемкость огнеупоров 466
— сталей 462, 463
— теплоизоляционных материалов 466
— цветных металлов и сплавов 464
— истинная и средняя 440—444
---газов 446, 447, 450, 451, 454, 455
Теплообмен 164
— в рабочем пространстве печи 133, 167
Теплопередача 220
Термическая обработка 8, 70
Топливо — Горючие компоненты 195 — Количе-
ство воздуха 198 — Количество продуктов сго-
рания 195 — Материальный баланс 198 — Со-
став продуктов сгорания 201
Труба радиационная 256
Условия граничные 8
Упругость водяного пара 458
Фактор стока температурный 193
Форсунка высокого давления 250, 253
Число Био 183
— Грасгофа 172
— Прандтля 172
— Рейнольдса 172
— Старка 183
— Фурье 188
Энтальпия сталей 461, 462
— цветных металлов 464
Эффекты тепловые 460