Роговой М.И., Кондакова М.Н., Сагановский М.Н. Расчеты и задачи по теплотехническому оборудованию предприятий промышленности строительных материалов
Подождите немного. Документ загружается.
Определяем
тепловой
поток:
Ф
З
= 11,28·1550·1
,6Х
= 27900
Х
кВт.
3.
Тепловой
поток,
теряемый
излучением,
кВт:
СО
гр
F
(f60)'-
(~)'
1000
где
СО
-
коэффициент
излучения,
равный
5,7
Вт!(м
2
·К4);
гр
-
коэффициент
диафрагмирования;
находят
по
справоч
ным
графикам
в
зависимости
от
формы,
размеров
от
верстия
и
толщины
стены;
р
-
площадь
поверхности
излучения,
м
2
;
ТI
и
Т
2
-
абсолютная
температура
соответственно
излучающей
среды
и среды,
воспринимающей
излучение,
К.
а)
Излучение
в
студочную
часть
(между
плоской
ар
кой
и
уровнем
стекломассы).
Для
расчета
коэффициен
та
диафрагмирования
ер
принимаем
отверстие
за
прямо
угольную
щель
высотой
Н
=0,2
м,
шириной,
равной
ширине
студочной
части
- 6,3
м,
толщиной
арки
б=
=0,5м.
Тогда
н
0,2
-=-=04
б
0,5
,.
Значение
ер=0,5
(по
справочным
графикам
[55]).
Определяем
площадь
излучения
F =
6,3·0,2
= 1,26
м2.
Принимаем
температуру
в
пламенном
пространстве
перед
экраном
t
1
= 14000
С,
за
экраном
t
2
=
13500
С.
Тогда
-
=78340и
-
=71120.
(
Т!
)'
(Т
я
)4
100 100
Определяем
тепловой
поток
5,7·
0,5·1
,26 (78340 -
71
120)
Фа
=-
1000
= 25,8
кВт.
б)
Излучение
через
загрузочный
карман
(происходит
в
щель
между
шибером,
перекрывающим
отверстие
под
арками
загрузочного
кармана,
и
верхним
обрезом
бас
сейна).
Определяем
ер
подобно
предыдущему
расчету:
Н=0,2;
б=0,5;
~
=
0,2;
ер=0,5.
u
0,5
260
Рассчитываем
площадь
излучения:
F =
3,5.0,2.2
= 1,4
м2
(так
как загрузочных
карманов
два).
Принимаем
температуру
в
зоне
засыпки
шихты
t1 =
=
14000
С,
а
температуру
окружающего
воздуха
t
2
=
=200
С.
•
Тогда
-
=78340
- =
73,7.
(
T
1
)'
(Т
2
)4
100
100
Находим
тепловой
поток
5,7.0,5·1,4
(78340 - 73,
7)
Ф
.=
=
330
кВт.
а
1000
в)
Излучение
во
влеты
горелок.
Принимаем
суммар
ную
площадь
влетов
равной
3%
площади
варочной
части:
F
вл
= 187,5.0,03 =
5,6
м',
Высоту
влетов
предварительно
принимаем
равной
0,4
м;
форма
отверстия
-
вытянутый
прямоугольник,
размеры
которого
Н=О,4;
<'\=0,5:
н
0,4
6" =
0,5
= 0,8;
q>
= 0,66.
Принимаем
среднюю
температуру
в
пламенном
про
странстве
варочной
части
t
1
= 1500°
С,
а
температуру
внутренних
стенок
горелок
t
2
= 1400°
С.
Тогда
C~~)4=
==98820
и
(~\4=78
340.
100'
Определяем
тепловой
поток:
5,7·0,66·5,6
(98820
-78340)
Ф
в
=
1000
=
432
кВт.
Общий
тепловой
поток
излучеНQем
Фа
=
Фа
+
Ф6
+
Фв
= 25,8 +
330
+
432
=
789
кВт.
4.
Тепловой
поток,
теряемый
на
нагрев
обратных
по
токов
стекломассы,
кВт:
Ф
4
= (n -
1)
gCCT
иl
-
(2)'
•
261
где
n -
коэффициент
потока,
представляющий
собой
отношение
количества
стекломассы,
поступающей
в
выработочную
часть,
к
вырабатываемой;
для
печи
с
общим
бассейном
n=2
..
5
[55];
ССТ
-
удельная
теплоемкость
стекломассы,
кДж/
(кг·
СС)
;
/!
и
/,
-
температура
соответственно
прямого
и
обратного
по
токов
стекломассы
1350
и
1250
СС;
ССII'
= 0,1605 +
О,ооо11t
ст
=
0,3
ккал1(кг.град)4,19
=
=
1,26
кдж/(кг,ОС);
Ф,
= (3.5 -
1)
1.73.1.26.100
= 545
кВт,
5,
Тепловой
поток.
теряемый
в
окружающую
среду
через
огнеупорную
кладку,
кВт:
Ф
=
tbh-t
в
F
5
~~+_1
'
;,
CXg
где
t
BII
-
температура
внутренней
поверхности
кладки,
СС;
t
B
-
температура
окружающего
воздуха,
·С;
б
-
толщина
кладки,
м;
л
-
теплопроводность
огнеупора
данного
участка,
Вт/
(м'
ОС);
а,
-
коэффициент
теплоотдачи
от
наружной
стенки
окружаю
щему
воздуху,
Вт/(м
2
,ОС).
Если
принять
L
6 1
=q,
-+-
;,
а2
то
формула
теплопередачи
примет
вид,
кВт:
Ф
5
= qF.
Плотность
теплового
потока
приведена
в
табл.
VII.38;
в
зависимости
от
температуры
внутренней
поверхности
6
кладки
и
термического
сопротивления
ее
'=~
"i";
при
двухслойной
стенке
61
6.
Г=-+-,
;'!
Ав
Рассчитываем
площади
поверхностей,
ограждающих
печь.
Принимаем
средние
размеры
варочной
части:
по
длине
бассейна
по
ширине
262
23,8
+
0,3
= 24,1;
бассейна
0,5
7,9
+-2-
=8,15
м,
.
Т
а б л и
ц
а
VII.38.
Значение
плотности
теплового
потока,
кВт{м
2
Температура
внутренне!!
nOBepXHOCTH
кладки.
·С
I
900
I
10ЗО
I
1100
I
1200
I
1300
I
1400
I
1500
0,10
6,2
7,2
8,09
9,21 10,05
11,30
0,15
4,32
5,Н
5,70
6,35
7,04
0,20
3,48 3,98
4,45
4,98
5,45
0,25
2,88
3,29
3,68
4,10
4,49
0,30
2,46
2,79
3,12
3,48
3,82
0,35
2,16
2,45
2,75
3,04 3,35
0,40
1,91 2,17
2,44
2,70
2,97
0,45 1,74 1,97
2,20
2,45
2.67
0,50 1,57 1,77
2,00
2,21
2,41
0,55
1,44 1,64
1,84
2,04 2,22
0,60
1,34 1,51
1,69
1,87
2,04
по
длине пламенного
пространства
24+~
=243
М'
2 "
по
ширине
пламенного
пространства
8,2+0,5;:;8,7
м,
7,67
5.99
4,92
4,18
3,64
3,24
2,92
2,62
2,40
2,22
12,32 13,67
8,30
9,05
6,51
7,02
5,33
5,74
4,51
4,85
3,92
4,23
3,49
3,76
3,15 3,38
2,83
3,05
2,61
2,80
2,40
2,59
где
0,5
м
-
толщина
торцовой
и
боковых
стен
пламенно
го
пространства.
1)
Площадь
дна
Р
дна
=
F
в
.
ч
+
Р
ак
,
к:
площади
варочной
части
добавляют
площадь
дна
за
грузочного
кармана,
т.
е.
F
в
.
ч
= 8,15·24,1 = 196,5
м
2
;
Р
з
.
к
= 8,15·1 =
8,15~M2;
Р
дна
=
196,5+
8,15
= 204,65
м2.
2)
Площадь
стен
бассейна.
Верхний
Р,
и
средний
Р
2
ряды
имеют
одну
и
ту
же
площадь:
Р
1
,
Р.
= (24,1 +
1)
0,6·2
+
8,15.0,6
=
34,8
м2.
Складываем
площади
двух
продольных
и
поперечной
стены
с
учетом
площади
продольных
стен
загрузочного
кармана.
Нижний
ряд
F
з
Р.
= (24,1 +
1)
0,4·2
+
8,15·0,4
= 22,6
м
1
•
263
3)
Площадь
стен
пламенного
пространства
F
П
П
=
2Р
ПРОД
+ F
ТОРЦ
- F 8.11.
Принимаем
предварительно
высоту
стены
пламенного
пространства
равной
1
м.
F
прод
=24,З.1
=24,3
м2.
Площадь
Р
торц
определяют
по
эскизу
(рис.
VII.I0).
Определяем
площади
F
J
,
Р
2
,
р
н
:
при
этом
Р
ТОРЦ
=
Ff.
+
p~
-
2Р
к
•
где
F:t..
Р
2
и
р
к
-
площадь
сегмента,
прямоугольника
и
под
арками
загрузочных
карманов.
рис.
VII.lO.
Схема
для
рас
чета
площади
торцовой
стены
ванной
печи
Для
определения
площади
сегмента
применяем
уп
рощенную
формулу:
F
сегм
= 2/3bf,
где Ь
-
длина
хорды;
f -
стрела
подъема
свода,
равная
1,02
м.
Тогда
8,7
Pe~ГM
=
Р
1
=
2/3·8,7
--о
=
5,9
м
а
;
8
"11
Р
2
=8,7.1
=8,7
м!;
2
р
к
= 3
3,5·0,4
= 0,94
м
2
,
где
3,5
м
-
ширина
кармана;
0,4
м
-
подъем
арки
над
карманом;
Тогда
Р
ТОРЦ
=
5,9+8,7-0,94·2=
12,7
м
2
;
Определяем
площадь
стен
пламенного
пространства.
F
п
.
п
.
=
2,24,3+12,7-5,6=55,7
м
2
.
Площадь
влетав
определяли
ранее.
4)
Площадь
свода
определяют
по
эскизу
(рис.
VII .11),
1\12:
264
где
lв.ч
-
длина
варочной
части
печи,
м;
L -
длина
дуги
ас,
м;
где
r -
радиус
свода,
м;
n -
центральный
угол;
1
1tгn
L---
-
180
'
Ьс
Г=-.-,
sш
ct
где
Ьс=-
2-
ширины
пламенного
пространства
печи,
м.
рис.
VII.ll.
Схема
для
расчета
площади
свода
ванной
печи
d
Центральный
угол
2а
при
подъеме
свода,
равном
1/8
его
ширины,
составляет
560,
тогда
8,7 8,7
Г-
-----"--
-_:....--
=
9,3
м.
2·sin
28
2·0,47
Длина
дуги
L
--
3,14·9,3·56
-'---'---
-=
9,
1
М,
180
Площадь
свода
Р
еВ
=
24,3·9,1
=
221
м2.
5)
Площадь
заклиночного
ряда,
расположенного
по
длинным
сторонам
печи,
определяем
по
формуле
F
закл
=
2l
в
.
ч
h
з
,
где
'в
ч
-
длина
варочной
части
печи,
м;
h
з
-
высота
заклинка,
равная
100
мм;
F
sакл
=
2·24,3·0,1
=
4,9
м2.
Расчет
теплового
потока,
теряемого
в
окружающую
среду,
сводим
в
табл.
УII.39,
в
которой
температуры
внутренних
поверхностей
кладки
принимаем
по
практи
ческим
данным,
а
теплопроводность
'А,
Вт/
(м·
ОС)
-
по
справочным
материалам
[55].
265
Т
а
б
л
и
ц а
VII.39.
Тепловой
поток,
теряемый
в
окружающую
среду
через
кладку
печи
u
о
oQl«
:.
~
~
Участок
печи
Огнеупор
:::::.
..
-
..
~
~
:1
~
11
"'
..
.Q
...:
...
-'"
.;
Дно
. .
Ша
мот
0,3
1,16
} 0,262
1000
3,67
»
Бакор
0,1
2,56
Стены
бассейна:
верхний
ряд
Бакор
0,25
2,56
0,1
1400
13,32
средний
и
нижний
ряды
J
0,25
2,56
0,1
1200
10,05
Стены
пламен-
ного
прост-
ранства
.
Динас
0,5
1,75 0,286
1500
5,68
Свод
J
0,3
1,75
0,17
1500
8,22
Заклинок
. »
0,25
1,75
0,14 1500
9
И:rого
I I
I
I
I
..
~
:.
..
с.:-
ё
203 745
34,8
555-
57,4
593
55,6
316
221
1815
4,9
44
4068
•
ТеПIlОВОЙ
поток
через
ОХllаждаемый
В03духом
бакоровый
ряд
увеllичиваем
на
20%.
в
данном
расчете
приняты
значения
теплопроводно
сти
л:
"там
ос:
1
ккал/(м.q.град)
=
1,16
Вт/(м,ОС);
",.ин
=
1,5
ккалjм.ч.град)
=
1,75
Вт!(м.ОС);
"бак
=
2,2
ккал!(м.q·град)
=
2,56
Втl(м'
О
С).
6)
Тепловой
поток,
теряемый
с
выбивающимися
газа·
ми,
принимаем
в
размере
3%
прихода
теплоты:
Ф6=О,03·52350Х
=
1570Х
кВт.
7)
Неучтенный
тепловой
поток,
связанный
главным
образом
с
износом
печи
и
разрушением
ее
в
процессе
эксплуатации,
принимаем
в
размере
10%
прихода
теп
лоты:
Ф7
=
0,1·52
350Х
=
5235Х
кВт.
Составляем
уравнение
теплового
баланса
и
определя
ем
расход
топлива,
м
3
/с:
266
52350
Х
= 5100 +
27
900
Х
+ 789 +
545+4068+5235
Х
+
+1570
Х.
10502
Х
= 17645 = 0,595
м
3
/с.
Для
дальнейших
расчетов
принимаем
расход
топлива
0,6 M
3
jc.
Составляем
сводную
таблицу
теплового
баланса
(табл.
VII.40),
подставляя
найденное
значение
Х
в
урав
нение
теплового
баланса.
т
а
б.л
и
ц
а
VII.40.
Сводная
таб.лица
теплового
баланса
Количество
Количество
Приходиые
статьи
теплоты
Расходные
статьи
теплоты
кВт
I
%
кВт
I
%
Химическая
тепло-
На
реакции
стек-
та
топлива.
20950
67
лообразования
.
5100
16,4
Физическая
тепло-
Унос
с
дымовыми
та
воздуха
10210
33
газами.
16600
53,3
Потери
излучени-
Итого
31
1601100
ем
. . .
789
2,5
На
нагрев
обрат-
ных
потоков
стекломассы
545
1,7
Потери
в
окру-
жающую
среду.
4068
13,1
С
выбивающимися
газами
.
935
3
Неучтенные
поте-
ри
. .
3120
10
Неувязка
баланса
3
-
Ито
го
31160 r
100
Технико-экономические
показатели
работы
печи
сле-
дующие:
1.
Удельный
съем
стекломассы
с
1
м
2
В
сутки,
кг:
а)
с
варочной
площади
800;
б) с
общей
площади
(варочной
и
студочной)
400.
2.
Удельный
расход
теплоты
на
варку
1
кг
стекломассы
QпХ
20950
Q =
--
=--
= 12050
кДж/кг
уд
g
1,74
.
3.
Коэффициент
полезного
действия,
%;
а)
по
общей
теплоте
т]о=
16,4;
261
5 100·100
б)
по
химической
теплоте
топлива
1']:<=
=24,4
20950
4.
Расход
условного
топлива.
На
получение
1,74
кг/с
стекломассы
расходуется
топлива
0,6
м
3
/с.
Следователь-
06
но,
на
1
кг
стекломассы
расходуется
топлива
-'-
=
1,74
=0,34
м
3
.
Топливный
эквивалент
природного
газа
составляет
Qп
35200
К
=
Qусл
=
29
300 = 1 ,2.
На
1
кг
стекломассы
расходуется
0,34·1,2=0,408
кг
ус
ловного
топлива,
или
408
кг
условного
топлива
на
1
т
стекломассы.
4.
Тепловой
расчет
регенер.аторов
Производят
расчет
площади
поверхности
нагрева
на
садки
воздушного
регенератора,
а
затем
его
объема
и
размеров.
Исходными
данными
являются
секундные
объ
емы
теплоносителей
-
воздуха
и
дымовых
газов
-
и
при
нятое
распределение
температур.
Так
как
природный
газ
не
требует
подогрева,
то
рассчитывают
один
воздушный
регенератор.
Второй
регенератор
работает
в
паре
с
пер
вым
и
имеет
те
же
размеры.
Исходные
данные
1)
Объемы
теплоносителей:
V
B
= V
a
Х
=
10,26·0,6
= 6,15
м
3
/с;
V
д
=
VдХ
=
11,28·0,6
=.6,76
м3/с.
Значение
vаи V
д
принимают
по
расчету
горения
топ
лива;
Х
-
расход
топлива,
м
3
/с.
2)
Распределение
температур
в
регенераторах,
рабо
тающих
попеременно,
принято
по
эскизу
(рис.
VII.12),
где
t~
и
t~-
начальная
и
конечная
температуры
воздуха,
проходящего
через
регенератор,
приняты
соответственно
70
и
11000
С;
t;
и
t~
-
то
же,
для
дымовых
газов,
первая
принята
15000
С,
вторую
рассчитывают.
3)
Принята
насадка
типа
Лихте.
Размер
ячейки
ее
120Х120
мм,
кирпич
насадочный
шамотный
размерами
300X150X65
мм.
Расчетом
определяют
последовательно:
температуру
выходящих
дымовых
газов,
площадь
поверхности
нагре
ва
насадки
регенератора,
объем
и
размеры
регенератора.
Расчет
температуры
выходящих
дымовых
газов
сле
дующий:
а)
поток
теплоты,
воспринимаемой
воздухом
в
насад
ке
регенератора,
находят
по
формуле
ФВ
= V
B
(t:c: -
t~c~)
= 6,15(1100·1
,451-70·1
,3) = 9220
кВт,
" ,
где
св
и
св
-
удельная
теплоемкость
воздуха
(взята
по
приложе-
нию
6);
Рис.
VII.12.
Распределение
температур
в
регенераторах
б)
тепловой
поток,
вносимый
в
насадку
дымовыми
газами,
кВт:
Ф~
=
V
д
с;
t~;
ci
500
= 2,335.0,0884 + 1,853·0,173 +
1,444·0,72
+
+ 1,529.0,017 = 1,595
кДж/(мЗ.ОС);
Ф~
= 6,76·1500·1,595 = 16160
кВт;
в)
тепловой
поток,
выносимый
из
регенератора
ды
мовыми
газами,
кВт:
Ф;
=
Ф;0.85-
Ф
в.
где
0,85
-
коэффициент,
учитывающий
тепловой
поток,
теряемый
регенератором
в
окружающую
среду;
Ф~
=
16
160·0,85 -
9220
=
4530
кВт;
г)
температура
выходящих
из
регенератора
дымовых
газов
(ОС)
может
быть
определена
из
равенства
269