Заврин В.Г. Тепломассообменное оборудование предприятий
Подождите немного. Документ загружается.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
141
боты огнеупорной кладки стены. Ввиду этого в качестве материала засыпки
можно использовать крошку из отходов графитированных электродов.
14. Внутренний диаметр кожуха
D
к
= D
ст
+ 2 ⋅ 500 = 8300 + 1000 = 9300 мм.
15. При цилиндрическом кожухе целесообразно выполнять вертикаль-
ные стены уступами с постепенным уменьшением толщины стены от основа-
ния до верха стены. Исходя из стандартных размеров огнеупорных кирпичей
принимаем 300, 380 и 460 мм, принимаем три размера толщины стены,
включая слой засыпки: 500 мм в нижней, 420 мм в средней и 340 мм в верх-
ней ч
астях.
16. Свод печи выполняется из магнезитохромитового кирпича длиной
460 мм без дополнительной тепловой изоляции. Стрела пролета купольного
свода принимается равной 15 % пролета (внутреннего диаметра) свода.
17. Для футеровки подины принимается: теплоизоляционное основание
из легковесного шамота суммарной толщиной 260 мм (четыре слоя «на
плашку»), огнеупорная кладка из магнезитового кирпича суммарной толщи-
ной 575 мм (пять слоев «на ребро» (5×125)) и огн
еупорная набивка толщиной
125 мм из магнезитового порошка со связующим в виде смеси смолы и пека.
18. Исходя из условий загрузки в печь мульдами шлакообразующих и леги-
рующих материалов, размеры рабочего окна принимаются
b×h = 1600×1600 мм.
Боковые поверхности и верх оконного проема обрамляются П-образной во-
доохлаждаемой рамой. Заслонка рабочего окна выполняется в виде водоох-
лаждаемой не футерованной коробки.
Определение тепловых потерь через футеровку
1. Особенность работы ДСП заключается в том, что огнеупорная кладка
стен и свода с каждой плавкой изнашивается и утоньшается. Поэтому тепло-
вые потери через стены и свод рекомендуется рассчитывать для двух край-
них случаев – для новой огнеупорной кладки в начале компании стен и свода
и для изношенной наполовину толщины огнеупорной кладки в конце компа-
нии. Или вводить в расчет средних потерь 0,75 толщины огнеупорной клад-
ки (полагая, что к концу компании кла
дка износится на 50 % первоначаль-
ной ее толщины).
2. К футеровке подины эта рекомендация не относится, поскольку по усло-
виям технологического процесса подину ДСП после каждой плавки заправляют
свежим огнеупорным порошком, и толщина огнеупорной части футеровк
и по-
дины в процессе эксплуатации печи существенно не изменяется.
3. В ДСП различие между внутренней и внешней поверхностью сравни-
тельно невелико. Для упрощения расчетов рекомендуют определять удель-
ные тепловые потери на 1 м
2
футеровки.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
142
Расчет тепловых потерь ДСП 300 т
Удельные тепловые потери определяются раздельно для стены, свода
и подины.
1. Стена имеет три равных по высоте участка разной толщины: 460 мм
на нижнем, 380 мм на среднем и 300 мм на верхнем участках. Материал ог-
неупорной кладки – магнезитохромит. Демпферный слой засыпки толщиной
40 мм в расчет можно не вводить, полагая, что его тепловым сопротивлением
можно пренебреч
ь.
2. Тепловые потери нижнего участка стены для двух крайних случаев –
при полной толщине новой огнеупорной кладки 460 мм и при изношенной до
230 мм к концу компании стены.
3. Коэффициент теплопроводности магнезитохромитового кирпича
ср
3
101,483,88λ t
−
⋅−=
.
4. Температуру внутренней поверхности огнеупорной кладки принима-
ем
t
1
= 1600 °C, внешней температурной поверхности в первом приближении
задаемся C 300
'
2
°=t . Для этих условий определяем коэффициент теплопро-
водности
(
)
()
градмВт/2,47
2
3001600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
.
5. Тепловые потери через стену толщиной 460 мм в первом приближении
2
'
1
'
2
1
'
Вт/м 6970
2,470,46
3001600
δ/λ
=
−
=
−
=
tt
q .
6. Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 300 °С со-
ставляет
2'
0
Вт/м 7400=q . Расхождение около 6 %, уточнение не производим.
7. При толщине кладки 230 мм задаемся температурой кожуха
C 400
'
2
°=t . Коэффициент теплопроводности
(
)
()
градмВт/ 2,4
2
4001600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
.
8. Тепловые потери
2'
Вт/м12550
2,40,23
4001600
=
−
=q ,
а с кожухом при C 400
'
2
°=t ;
2'
0
Вт/м13500=q . Расхождение около 8 %,
уточнения не требуют.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
143
9. Для средней толщины нижнего участка стены 0,75 ⋅ 0,46 = 0,345 м.
Расчетные удельные тепловые потери:
2
ср
Вт/м9760
2
125506970
=
+
=q .
10. Расчетная внешняя поверхность нижнего участка стены
2
nк
м38,3
3
2,99,33,14
3
π
=
⋅⋅
==
HD
F .
11. Тепловые потери нижнего участка стены
Вт27500028,29760
ср
=
⋅
=⋅= FqQ .
12. Для среднего участка стены при толщине огнеупорной кладки 380 мм
задаемся температурой кожуха
C 320
'
2
°=t
(
)
()
.градмВт/ 2,46
2
3201600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
13. Тепловые потери через стенку толщиной 380 мм
2'
Вт/м8280
2,460,38
3201600
=
−
=q .
14. Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 320 °С
2'
0
Вт/м8520=q
. Расхождение значений q
'
и
'
0
q
незначительное, уточнение
расчета не требуется.
15. При толщине огнеупорной кладки 190 мм задаемся температурой
кожуха 420 °С.
16. Коэффициент теплопроводности
(
)
()
.градмВт/ 2,38
2
4201600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
17. Тепловые потери через стенку толщиной 190 мм
2'
Вт/м14750
2,380,19
4201600
=
−
=q .
18. Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 420 °С
составляет
2'
0
Вт/м50201=q
; уточнение не требуется.
19. Для средней толщины среднего по высоте участка стены 0,75 ⋅ 380 = 285 мм
расчетные удельные тепловые потери
2
ср
Вт/м11515
2
147508280
=
+
=q .
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
144
20. Тепловые потери среднего участка стены:
Вт32500028,211515
ср2
=
⋅
=
⋅= FqQ .
21. Для верхнего участка стены при толщине огнеупорной кладки 300 мм
задаемся температурой кожуха 350 °С. Коэффициент теплопроводности
(
)
()
.ад грмВт/2,44
2
3501600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
22. Тепловые потери через стенку толщиной 300 мм
2'
Вт/м9850
2,440,3
4201600
=
−
=q .
Удельная теплоотдача с поверхности при температуре 350 °С
2'
Вт/м10200
0
=q . Перерасчета не требуется.
23. При толщине кладки 150 мм задаемся температурой кожуха 450 °С.
Коэффициент теплопроводности
(
)
()
.градмВт/ 2,365
2
4501600
101,483,88λ
3'
⋅=
+
⋅−=
−
Тепловые потери
2'
Вт/м18150
2,3650,15
4501600
=
−
=q .
При температуре 450 °С –
2'
0
Вт/м17300=q . Разница на 5 %, перерасчет
не требуется.
24. Для средней толщины верхнего участка стены 0,75⋅ 0,3 = 0,225 м.
Расчетные удельные тепловые потери
2
ср
Вт/м14000
2
181509850
=
+
=q
.
25. Тепловые потери верхнего участка стены
Вт39500028,214000
ср3
=
⋅
=
⋅= FqQ .
26. Суммарные тепловые потери стены
Вт1099510395)325(275
33
321ст
⋅=⋅++=++= QQQQ .
Тепловые потери через футеровку свода
1. В качестве материала футеровки используют магнезитовый кирпич
длиной 460 мм, что и для нижнего участка стены. Если принять температуру
свода как и для стены – 1600 °С, то удельные теплопотери через футеровку
свода такие же, как и для нижнего участка стены.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
145
2. За расчетную поверхность футеровки свода примем внешнюю по-
верхность свода F
св
.
3. Для сферического сегмента радиусом R и высотой h
2
св
м70,51,48,03,142 2 =⋅⋅⋅=⋅⋅π= hrF
,
R = 8 + 0,46 = 8,46, h = h
сфер
= 1,4 м.
4. Тепловые потери свода при средней толщине огнеупорной кладки
0,75⋅ 460 = 345 мм составляют:
Вт0006905,709760
свсрсв
=
⋅
=
⋅= FqQ .
Удельные тепловые потери через футеровку подины ниже уровня
откосов определяют по следующим данным:
1. Огнеупорная часть подины выполняется из пяти слоев магнезитового
кирпича «на ребро» (5×115 = 575 мм) и набивки толщиной 125 мм из магне-
зитового порошка, замешанного из смеси смолы и пека. Коэффициент тепло-
проводности набивки принимаем таким же, как для магнезитового кирпича.
Для плотного магнезита марки МП – 69
λ
1
= 13,8 –7,6 ⋅ 10
-3
t
ср
.
2. Теплоизоляционная часть футеровки подины выполняется из четырех
слоев легковесного шамота типа ШЛБ–1,3 «на плашку» суммарной толщи-
ной 260 мм с λ
2
= 0,5 – 0,36 ⋅ 10
-3
t
ср
.
3. Для определения удельных потерь принимаем температуру внутрен-
ней поверхности футеровки подины 1600 °С и задаемся в первом приближе-
нии температурой внешней поверхности футеровки C 200
'
3
°=t , а также тем-
пературой на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев футеровки
1000 °С.
4. При этих условиях:
(
)
градмВт/3,91000)/2(1600107,613,8λ
3'
1
⋅=+⋅−=
−
,
(
)
градмВт/716,000)/22(1000100,365,0λ
3'
2
⋅=+⋅+=
−
.
5. Удельные тепловые потери в первом приближении
2
'
22
'
11
'
21
'
Вт/м2580
0,7160,263,90,7
2001600
λδλδ
=
+
−
=
+
−
=
tt
q
.
6. Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 200 °С
2'
0
Вт/м3680=q .
Это говорит о том, что температура
'
3
t
должна быть ниже. Кроме того, со-
противление значений тепловых сопротивлений
1795,0λδ
'
1
1
= и 363,0λδ
'
22
=
показывает, что перепады температур в огнеупорном и теплоизоляционном
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
146
слоях футеровки, пропорциональные тепловым сопротивлениям этих слоев
должны быть в отношении 1 : 2, а в первом приближении перепады темпера-
тур были приняты в отношении 600 : 800 = 1:1,33.
7. Для расчета удельных потерь во втором приближении принимаем
температуру
C 160
"
3
°=t и C 1100
"
2
°=t .
8. При этих условиях
(
)
градмВт/ 3,551100)/2(1600107,613,8λ
3"
1
⋅=+⋅−=
−
,
(
)
градмВт/727,00)/216(1100100,365,0λ
3"
2
⋅=+⋅+=
−
.
9. Удельные тепловые потери во втором приближении
2
"
22
"
11
"
2
1
'
Вт/м 2600
727,026,055,30,7
1601600
λδλδ
=
+
−
=
+
−
=
tt
q .
10. Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 160 °С
–
2"
0
Вт/м2520=q , это незначительно отличается от значения
"
q
, поэтому
дальнейшего уточнения в расчете не требуется. Проверяем температуру на
границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев для того, чтобы убедить-
ся в том, что на теплоизоляционном слое температура не будет превышать
максимальной температуры его применения.
11. Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки
С512
0,3580,197
0,197
160)(1600
λδλδ
λδ
)(Δ
"
22
"
11
"
11
"
211
°=
+
−=
+
−= ttt .
Интересующая нас температура
C10885121600Δ
112
°=
−
=
−
=
ttt
.
Это допустимо для легковесного кирпича типа ШЛБ–1,3.
Внешняя поверхность футеровки подины
1. Примем, что огнеупорная часть подины выполнена из пяти слоев маг-
незитового кирпича «на ребро» (5×115 = 575 мм) и набивки толщиной 125 мм
из магнезитового порошка, замешанного из смеси смолы и пека.
2. Коэффициент теплопроводности набивки принимаем таким же как
для магнезитового кирпича λ
1
= 13,8 –7,6 ⋅ 10
-3
t
ср.
3. Теплоизоляционная часть футеровки подины выполняется из четырех
слоев легковесного шамота ШЛБ–1,3 «на плашку» суммарной толщиной 260 мм,
λ
2
= 0,5 +0,36 ⋅ 10
-3
t
ср
.
4. Принимаем t
1
= 1600 °C и задаемся на границе
C 1000
'
2
°=t
и поверх-
ности футеровки
C 020
'
3
°=t
.
(
)
градмВт/3,91100)/2(1600107,613,8λ
3'
1
⋅=+⋅−=
−
,
(
)
градмВт/ 716,00)/220(1100100,365,0λ
3'
2
⋅=+⋅+=
−
.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
147
5. Удельные тепловые потери в первом приближении
2
'
22
'
11
'
2
1
'
Вт/м2580
716,026,03,90,7
2001600
λδλδ
=
+
−
=
+
−
=
tt
q .
При C 020
'
3
°=t допустимы удельные тепловые потери
2"
Вт/м2520
0
=q .
Проверяем температуру на границе слоев.
6. Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки
С512
0,3580,197
0,197
160)(1600
λδλδ
λδ
)(Δ
"
22
"
11
"
11
"
311
°=
+
−=
+
−= ttt .
На границе
C10885121600Δ
112
°
=
−
=−
=
ttt
, что допустимо для лег-
ковесного кирпича ШЛБ–1,3.
7. Примем, что эта поверхность состоит из 2-х поверхностной поверхно-
сти F
1
сферического сегмента, равной внешней поверхности футеровки свода
F
св
и цилиндрической поверхности F
2
диаметром D
к
и высотой, равной пол-
ной высоте подины H
п
за вычетом высоты сферического сегмента h
сфер
.
8. Внешняя поверхность футеровки пода
2
сферпксв21п
м 106,41,4)9,3(2,633,1470,5)(π =−⋅+=−+=+= hНDFFFF .
9. Тепловые потери через футеровку подины
Вт276000106,42600
п
"
п
=⋅=⋅= FqQ
.
10. Суммарные тепловые потери через футеровку
кВт1961276690995
псвстф
=
+
+
=
++= QQQQ .
Определение тепловых потерь через рабочее окно
Заметная доля общих тепловых потерь. Дверца рабочего окна, как пра-
вило, водоохлаждаемая, кроме того, для защиты футеровки от разрушения
окно обрамляется изнутри П-образной водоохлаждаемой коробкой. Тепловые
потери излучением через рабочее окно определяются средней температурой
излучающей поверхности печной камеры и суммарной тепловоспринимаю-
щей поверхностью дверцы и коробки, причем эти потери существуют неза-
висимо от того, закрывает ли дверца оконный проем или же проем открыт:
теплота из
лучается или на поверхность дверки или в окружающую среду.
При наличии водоохлаждаемого обрамления оконного проема коэффи-
циент диафрагмирования принимается равным 1,0.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
148
Определить тепловые потери излучением через рабочее окно с водо-
охлаждаемой дверцей ДСП вместимостью 300 т
1. Поверхность, воспринимающая излучение из печной камеры
2
изл
м3,320,15)(1,60,15)2(1,6)25)(( =+⋅⋅+=++= ShВF
.
2. Средняя расчетная температура излучающей поверхности печной ка-
меры для периода расплавления принимается t = 1450 °С. При t = 1450 °С
удельные потери излучением составляют q
изл
= 410 кВт/м
2
.
3. Тепловые потери излучением через рабочее окно
кВт135532,3410
излизлизл
=
⋅
=
⋅= FqQ .
4. Потери излучением через рабочее окно составляют приблизительно
70 % тепловых потерь через футеровку печи. Для снижения потерь рекомен-
дуют на внутреннюю поверхность водоохлаждаемой дверцы наносить не-
большой по толщине слой огнеупорной обмазки 30–50 мм, за счет чего теп-
ловые потери снижаются в 2–3 раза.
Тепловые потери с газами
Для определения необходимо на основании опытных данных знать
среднее количество воздуха, подсасываемого в печь в различные периоды
плавки.
1. В современных крупных ДСП отсос газов осуществляют через отвер-
стие в своде, а вытяжка запыленных газов в систему газоочистки произво-
дится мощными вентиляторами высокой производительности.
2. Зная хотя бы ориентировочное количество подсасываемого в печь
воздуха, определяют потери тепла с воздухом (газами).
Определяем тепловые потери с газами ДСП–300 т, если подсос хо-
лодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях
υ = 10750 м
3
/ч
1. Средняя температура выходящих из печи газов t = 1500 °С
С0°
р
С = 0,278 Вт·ч/(кг·град), при 1500 °С = 0,354 Вт·ч/(кг·град).
При t
ср
= (20+1500)/2 = 760 °С С
в
= 0,316 Вт·ч/(кг·град).
2. Масса проходящего через печь воздуха
кг/ч139001,29310750γυ
0в
=
⋅
=⋅=g .
3. Тепловые потери с газами
Вт10652020)(15000,31613900)(
3
0ввв
⋅=−⋅=−⋅= ttСgQ .
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
149
Тепловые потери в период межплавочного простоя
Во время межплавочного простоя тепловые потери ДСП складываются
из потерь через футеровку; потерь излучением через окно; потерь с газами;
потерь раскрытой печи при загрузке печи и при подвалке.
1. Первые две составляющие тепловых потерь в первом приближении
можно принимать такими же как и в период расплавления. Потери с газами
в период межплавочного простоя обычно не превышают 50 % аналогичных
потерь периода расплавления. Это объясняется тем, что при отсутствии газо-
выделени
я внутри печи в этот период количество отсасываемых от печи га-
зов существенно снижается, в результате чего снижается и количество подса-
сываемого в печь воздуха.
2. Потери раскрытой под загрузку и подвалку печи относят к неучтен-
ным, так как их расчет связ
ан со значительными трудностями. В первый мо-
мент излучение раскрытой печи (1500 °С) приблизительно 410 кВт/м
2
.
3. Применительно к ДСП–300 площадью F = 140 м
2
мощность излучения
63000 кВт. Если бы t = 1500 °С сохранялось в течении 5 минут (время, необ-
ходимое для верхней загрузки крупных ДСП печей), то за это время энергия
излучения составила бы 4800 кВт·ч. Действительно мощность излучения бы-
стро падает.
4. С учетом этого тепловые потери печи в период межплавочного про-
стоя определяют
,)0,5(
нвизлфпр
КQQQQ ++=
где Q
ф
– потери через футеровку;
Q
изл
– потери излучением через рабочее окно;
Q
в
– потери с газами – все в период расплавления;
К
н
– коэффициент неучтенных потерь (1,1–1,2).
5. Мощность тепловых потерь в период межплавочного простоя
ДСП – 300 (К
н
= 1,15) определяют
кВт 7560 6520)1,150,51355(1961)0,5(
нвизлфпр
=⋅++=++= КQQQQ .
Энергетический баланс периода расплавления
Суммарное количество электрической энергии, которое необходимо вы-
делить в ДСП в период расплавления
()
[
]
,
η
ττ
эл
экзпрпррвизлфполезн
эл
WQQQQW
W
−++++
=
где W
полезн
– полезная энергия периода расплавления, кВт·ч;
р
τ – длительность периода расплавления, ч;
пр
τ – длительность периода межплавочного простоя, ч;
W
экз
– энергия экзотермических реакций в период расплавления, кВт·ч.
Заврин В. Г. Тепломассообменное оборудование предприятий.
Учеб. пособие / Том. политех. ун-т. – Томск, 2004. – 163 с.
150
Определение суммарного количества электроэнергии ДСП – 300
1. Для решения задачи необходимо задаваться
р
τ ,
пр
τ и W
экз.
2. У современных сверхмощных ДСП
р
τ ≈ 1,754 часа,
пр
τ = 0,6–0,8 часа.
Примем
пр
τ – 40 мин (0,667 ч).
3. Энергию экзотермических реакций периода расплавления принимают
примерно 20 % полезной энергии периода расплавления.
Q
экз
= 0,2 Q
полезн
=2586 кВт·ч.
4. При η
эл
– 0,9
чкВт139700
0,9
25860667,0756075,1)652013551961(129310
эл
⋅=
−
⋅
+
⋅
+
+
+
=W
.
5. Удельный расход электроэнергии на 1 т жидкого металла
()
/тчкВт466
300
139700
ж
эл
1
⋅===
G
W
W
.
6. Удельный расход электроэнергии на 1 т металлической завалки
()
/тчкВт444
315
139700
м
эл
2
⋅===
G
W
W
.
Определение мощности печного трансформатора
Мощность трансформатора ДСП определяется по условиям расплавле-
ния, во время которого в печи расходуется наибольшая часть электрической
энергии.
1. Средняя активная мощность
,
τ
р.т
эл
акт.ср
W
Р =
где
р.т.
τ – длительность расплавления «под током», ч.
2. Кажущаяся мощность печного трансформатора
АкВ
)сos(
исп
акт.ср
'
⋅
ϕ⋅
=
К
Р
S ,
где К
исп.
– коэффициент использования мощности печного трансформатора
(для сверхмощных печей приблизительно 0,72-0,68);
cos ϕ – средний коэффициент мощности электромагнитной установки
в период расплавления.