- ^ \ а ч 1 6 7 5 3 2 7 М инистерство образования Республики Б еларусь БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ К аф едра «М аш и н ы и технология обработки м еталлов давлением » М.В. Логачев Н.И. Иванидкий Л.М. Давидович РАСЧЕТЫ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ Ч а с т ь 1 СЗ* Э - \ п М и н с к 2 0 0 7 Министерство образования Республики Беларусь БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Кафедра «Машины и технология обработки металлов давлением» М.В. Логачев Н И. Иваницкий Л.М. Давидович РАСЧЕТЫ НАГРЕВАТЕЛЬНЫ Х УСТРОЙСТВ Учебно-методическое пособие для студентов специальностей 1-36 01 05 «М ашины и технология обработки материалов давлением», 1-36 01 02 «М атериаловедение в машиностроении» В 3 ч а с т я х Ч а с т ь 1 РАСЧЕТ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ Рекомендовано учебно-методическим объединением высших учебных заведений Республики Беларусь по металлургическому оборудованию и технологиям НАВУКОВАЯ Б1БЛ1ЯТЗКА] Ь еларускага нацы янальнага тэхш чн ага ушверздтэ'га ■«.м. 1 6 7 5 3 2 7 М и н с к 2 0 0 7 УДК 621.783.2.001.63 (075.8) БИ ези 9 1 -»7 Л 69 Рецензенты: чл.-корр. НАН Республики Беларусь, доктор технических наук, профессор, зав. кафедрой «Порошковая металлургия, сварка и технология материалов» Ф.И. Пантелеенко\ кандидат технических наук, доцент кафедры «Машины и технология литейного производства» А.Н. Крутгтш Логачев, М.В. Л 69 Расчеты нагревательных устройств: учебно-метод. пособие для студентов специальностей 1-36 01 05 «Машины и технология обработки материалов давлением», 1-36 01 02 «Материаловедение в машиностроении». В 3 ч. Ч. 1. Расчет пламенных печей / М.В. Логачев, Н.И. Иваницкий, Л.М. Давидович. - Мн.: БНТУ, 2007. - 160 с. ISBN 978-985-479-552-2 (4.1). В учебно-методическом пособии рассмотрены вопросы расчета нагревательных и термических печей. Большое внимание уделено расчету горения топлива, интенсивности теплообмена в зонах рабо­ чего пространства, расчету нагрева металла, составлению теплового баланса и определению технико-экономических показателей эффек­ тивности работы пламенных печей. Приведены особенности расчета печей безокислительного на­ грева открытым пламенем. Даны необходимые сведения о теплофи­ зических характеристиках нагреваемого материала и других пара­ метров, необходимых для выполнения расчетов. Приведены приме­ ры расчета отдельных этапов проектирования. Пособие предназначено для студентов энергетических, метал­ лургических и машиностроительных специальностей, а также работ­ ников промышленности. УДК 621.783.2.001.63 (075.8) ББК 31.391я7 ISBN 978-985-479-552-2 (Ч. 1) ISBN 978-985-479-553-9 © Логачев М.В., Иваницкий Н.И., Давидович Л.М., 2007 © БНТУ, 2007 Введение Машиностроительные и металлургические производства имеют энергоемкие и достаточно сложные технологии, включающие в ка­ честве основного и вспомогательного оборудования нагреватель­ ные, термические печи, печи-агрегаты, в которых осуществляется тепловая обработка различных материалов. Это создает необходи­ мость подготовки в вузах специалистов, способных решать вопросы энергетики теплотехнологий машиностроительного и металлурги­ ческого промышленного производства. Цель комплексного учебно­ методического пособия «Расчеты нагревательных устройств» - ока­ зание помощи студентам в закреплении и расширении знаний, по­ лученных после изучения курсов «Металлургическая теплотехни­ ка», «Расчеты и конструкции нагревательных устройств», а также приобретение опыта самостоятельного решения вопросов, связан­ ных с расчетом и проектированием нагревательных и термических печей и установок. В 1-й части учебно-методического пособия «Расчет пламенных печей» изложены общие сведения по проектированию пламенных печей, перечень основных этапов проектирования и методические указания по их выполнению и оформлению. Во 2-й части «Расчеты электрических печей и установок» большое внимание уделяется ме­ тодике расчета электрических печей, индукционных установок для нагрева металла и поверхностной закалки, соляных ванн и т.д., в 3-й части «Основы расчета и выбора механического оборудования нагре­ вательных и термических печей» - вопросам механизации и автома­ тизации основных операций нагрева, расчетам основного и вспомо­ гательного механического оборудования печей и печных установок. При выполнении курсовой работы (проекта) студенту следует руководствоваться данным учебно-методическим пособием и вы­ полнять изложенные в нем требования, предъявляемые в соответст­ вии с требованиями стандарта БНТУ. Настоящее пособие не заме­ няет специальную литературу, используемую при проектировании. 3 1. СОДЕРЖАНИЕ, ОБЪЕМ И ОФОРМЛЕНИЕ КУРСОВОЙ РАБОТЫ (ПРОЕКТА) Курсовую работу (проект) по проектированию нагревательных печей выполняют на основании технического задания, включающе­ го следующие данные: а) характеристика нагреваемого изделия (марка материала, раз­ меры, вес, форма и т.д.); б) технологический процесс, для которого предназначается печь (нагрев изделий под обработку давлением либо вид термической обработки), и основные параметры нагрева; в) тип и конструкция печи; г) источник тепловой энергии (электроэнергия, газ или мазут, его состав, марка); д) производительность печи; е) степень механизации. Курсовая работа (проект) состоит из: а) пояснительной записки объемом 30-50 страниц рукописного текста с необходимыми эскизами, схемами и таблицами; б) графической части в объеме: для курсовой работы - 1,5-2,0 листа чертежей формата А1 ГОСТ 2.301, проекта 2-3 листа. Пояснительная записка включает следующие разделы, представ­ ляющие собой основные этапы проектирования: 1. Обоснование выбора типа печи (если он не задан). 2. Обоснование выбора тепловой энергии (если не задан). 3. Расчет горения топлива. 4. Расчет нагрева металла. 5. Определение основных размеров печи. 6 . Выбор материалов для постройки и составление расчетного эскиза печи. 7. Определение теплового баланса печи и расхода топлива. 8 . Определение технико-экономических показателей тепловой работы печи. 9. Расчет форсунок, горелок, радиационных труб (в зависимости от рода топлива). 10. Расчет движения газов, определение сечения каналов и ды­ моходов, отводящих продукты горения. 4 11. Расчет теплоиспользующего устройства (регенератора или рекуператора, если печь оборудована им). 12. Выбор контрольно-измерительных и регулирующих приборов, механизация и автоматизация основных операций печного нагрева. 13. Расчет отдельных механизмов и узлов печи (механизмов подъе­ ма заслонок, транспортировки материала (изделия) по печи и т. д). 14. Техника безопасности и охрана труда. Ниже приводятся методические указания по выполнению основ­ ных перечисленных этапов проектирования. Пояснительная записка начинается титульным листом, форма которого приведена в ГОСТ 2.105-95, за титульным листом следуют техническое задание на курсовую работу (проект) и содержание. Записка пишется разборчиво на одной стороне листа размером 210x297 мм (формат А4). Оформлять ее необходимо по ГОСТ 2.105-95. Каждый лист пояснительной записки имеет основную над­ пись (ГОСТ 2.104). Страницы записки нумеруются. Все материалы, приводимые в записке, должны быть четко и аккуратно оформлены, произвольное сокращение слов не допускается. Справочные данные, содержащиеся в пояснительной записке, должны иметь ссылки на использованную литературу с указанием номеров страницы, таблицы, графика, приложения. Ссылки делают в виде цифр, заключенных в квадратные скобки, согласно списку используемой литературы. В конце пояснительной записки приво­ дится список используемой литературы. Графическая часть курсовой работы (проекта) представляется чертежами, включающими: 1. Общий вид печи с необходимыми разрезами (продольным, поперечным), раскрывающими конструктивное исполнение печи, и план с указанием основных размеров рабочего пространства, тол­ щины стен, свода, пода, размера рабочих окон, каналов, а также га­ баритных размеров печи (один лист формата А 1). 2. Отдельные узлы печи, схему или приспособление (по заданию руководителя), например, механизмы вращения или выдвижения пода, подъема заслонки, толкатель, поддон и направляющие, реку­ ператор или регенератор, кладка отдельных узлов, схема автомати­ ческого регулирования температуры печи, работающей на газе, ма­ зуте, схема разводки мазутопровода, газопровода, форсунка, горел­ ка и др. (0,5-1 лист формата А1). 5 При оформлении чертежей необходимо выполнять все требова­ ния, предъявляемые межгосударственными стандартами. Чертежи выполняются карандашом. Каждый лист должен иметь основную надпись установленной формы (ГОСТ 2.104). Спецификация деталей к чертежам выполняется на листах фор­ мата А4. Заполнение первого и последующих листов спецификаций должно быть выполнено по ГОСТ 2.106-96, чертежной и текстовой документации - в соответствии с «Единой системой конструктор­ ской документации» (ЕСКД). Различные материалы кладки печи обозначаются штриховкой, которая указывается в условных обозначениях. На чертеже общего вида приводится также краткая техническая характеристика печи. 2. ОСНОВНЫЕ ЭТАПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА ПЕЧИ 2.1. Обоснование выбора типа печи Обычно в техническом задании на курсовую работу (проект) указывается тип печи, однако в некоторых заданиях необходимо выбрать и обосновать выбор печи самому проектанту. В этом слу­ чае учитываются особенности технологического процесса, серий­ ность производства, характер нагрева металла (простой - в камер­ ных печах либо методический), вид нагреваемого материала - мар­ ка, размер деталей (изделий) и форма их сечений. Отсюда следуют общие рекомендации для выбора печи. При единичном и мелкосерийном производстве для различного вида термической обработки деталей печь должна обладать универсально­ стью, так как в данном случае приходится обрабатывать большое коли­ чество деталей, разнообразных по форме, размерам, маркам стали и режимам термической обработки. В таких случаях наиболее удобными являются камерные печи периодического действия. Загрузку и выгруз­ ку мелких деталей в этих печах обычно производят вручную. Загрузка и выгрузка крупных деталей осуществляется средствами внешней ме­ ханизации (подвесные на монорельсе клещи, пневматические загрузоч­ но-разгрузочные устройства, загрузочные машины и др.). Под этих пе­ чей часто снабжают шаровыми или роликовыми направляющими для облегчения загрузки тяжелых деталей или изделий на под донах. 6 Для нагрева под ковку, прокатку прессование и термическую об­ работку тяжелых крупногабаритных деталей широкое распростра­ нение получили камерные печи с выдвижным подом. В них возможна загрузка и выгрузка деталей вне рабочего пространства печи. Это по­ зволяет использовать общецеховые подъемно-транспортные средства, что в значительной степени ускоряет процесс загрузки и выгрузки и увеличивает пропускную способность печи. При нагреве заготовок (D > 100 мм) для ответственных изделий целесообразно применять конструкцию камерной печи с выносной форкамерой, что исключает возможность нагрева металла непосредственно факелом. Для нагрева длинных изделий (валы, оси, стержни, толстостен­ ные трубы, направляющие станин) используют вертикальные печи (например, шахтные с подвесным конвейером), в которых изделия нагреваются в подвешенном положении, что обеспечивает их ми­ нимальную деформацию. В шахтных печах можно обрабатывать и небольшие детали, разме­ щая их на специальных приспособлениях или в корзинах. Шахтные печи также широко применяются для химико-термической обработки (газовой цементации, азотирования, газового цианирования). Для нагрева высоколегированной стали, например, инструмента из быстрорежущей стали до высоких температур во избежание об­ разования трещин часто рядом с высокотемпературными печами устанавливают печи для предварительного подогрева до температу­ ры 650-850 °С. Для нагрева деталей с предварительным подогревом целесооб­ разнее применять двухкамерные печи, у которых одна камера слу­ жит для предварительного подогрева и нагревается за счет отходя­ щих газов, а вторая высокотемпературная камера - для окончатель­ ного нагрева. Для безокислительного нагрева мелких изделий с острыми кромка­ ми (фрезы, сверла, метчики и др.) применяются печи-ванны. В зависи­ мости от процесса термической обработки и требуемой температуры детали в печах-ваннах нагревают в различных жидких средах. Крупносерийное и массовое производство характеризуется обра­ боткой большого количества однотипных, одинаково обрабатываемых деталей разных марок стали, различного профиля и размера. В данных условиях открываются большие возможности для применения 7 различных конструкций печей непрерывного действия (камерных и методических - толкательных, карусельных, конвейерных, бара­ банных, печей с пульсирующим подом и т.д.). В толкательных печах передвижение деталей осуществляется толкателем. Мелкие детали и детали сложной формы загружают на поддоны. Поддоны (или детали) перемещаются по направляющим балкам или охлаждаемым водой трубам, уложенным на поду печи. Толкательные печи широко применяют для различных видов тер­ мической и химико-термической обработки. Для передвижения изделий цилиндрической формы под действием силы тяжести целесообразно применять печи с наклонным подом. Для различных видов термической обработки мелких и средних деталей из стали и цветных металлов широко используют конвей­ ерные печи, в которых детали передвигаются конвейером. При недостаточной площади цеха целесообразно применение кару­ сельных печей с вращающимся подом (тарельчатым или кольцевым). Для нагрева мелких цилиндрических или сферических деталей (роликов, шариков и др.) применяют барабанные печи, представ­ ляющие собой цилиндрический муфель, вращающийся вокруг гори­ зонтальной оси. Печи с пульсирующим подом применяют для термической обра­ ботки мелких деталей. Передвижение деталей производится по виб­ рирующей подине, которая выполняется в виде лотка, трубы, муфе­ ля. Периодическое встряхивание осуществляется кулачковым или другим механизмом пульсации. Особо следует отметить печи камерные механизированные. Эти печи периодического действия, обладая необходимой для мелкосе­ рийного производства универсальностью, отличаются также полно­ стью механизированным перемещением обрабатываемых изделий при автоматизированном управлении производственным циклом, что обусловливает их эффективное применение в крупносерийном производстве. Классификация заготовок и рекомендации по выбору нагреватель­ ного оборудования в зависимости от характеристики заготовок, вида формообразования и типа производства представлена в табл. 2 .1. Приведенные рекомендации по выбору типа печи, конечно, не явля­ ются исчерпывающими. Для более подробного изучения данного во­ проса следует обратиться к специальной технической литературе [1-4]. 8 аа Йое Sаh В в S S « Й0 1 * ,2 оЬчо я ч. » * К 4>О.UЯя 8 Я а ■©> о* a vg w 3 у Я «в ® £ Н 9 О ко нч ан ие т аб л. 2. 1 Г- ГО CS г- VO с~- 40 ТГ со" Г4 со CS с* ё SU «ГИ и3я г- чо со г* г- so" Г-' со ci го S- д» со § 2 О о о. Р « сЗ аа SL « м Л Д ЕГ «§ о к л Э I § а wео 5 я оо « g-1М VЯ я «о 8SJ §ягCDасо & 10 ме рн ые пе чи . 4. Пл ам ен ны е пе чи пр ох од но го ти па . 5. Ка ме рн ые пе чи ск ор ос тн ог о бе зо ки сл ит ел ьн ог о на гр ев а с ки пя щи м сл ое м ди сп ер сн ог о те пл он ос ит ел я. 6 . Ка ме рн ые пе чи ск ор ос тн ог о на гр ев а с ра ди ац ио нн ым и го ре л­ ка ми или из лу ча те ля ми на ос но ве по ри ст ой ке ра ми ки . 7. Пр ох од ны е пе чи ск ор ос тн ог о на гр ев а. 8. И нд ук ци он ­ ны е на гр ев ат ел и. 9 . П ла ме нн ые пе чи с в ра щ аю щ им ся по до м. 1 0. Пр ох од ны е пе чи бе зо ки сл ит ел ьн ог о на гр ев а. 2.2. Обоснование выбора источника тепловой энергии Вид источника тепловой энергии (энергоносителя) определяется на стадии проектного задания. В настоящее время в качестве основ­ ного служит топливно-воздушный энергоноситель (реже топливно­ кислородный), а также электрическая энергия. Причем в пламенных печах применяют преимущественно газообразное топливо (генера­ торный, природный и другие газы), реже - жидкое (мазут). Твердое топливо используется только для получения генераторного газа. Выбор источника тепловой энергии зависит от предъявляемых технологических и экономических требований. В большинстве случаев затраты на нагрев или термообработку в электрических печах выше, чем в пламенных главным образом из-за более высокой стоимости источника тепла и оборудования. В то же время электронагрев широко применяют при термической и хими- ко-термической обработке, а также в кузнечном производстве, В пользу электронагрева можно привести следующие доводы: 1. Легкость регулирования количества выделяемой энергии. 2. Исключение влияния источника тепла на химический состав среды, где происходит нагрев. 3. Возможность обеспечения максимальной точности и воспро­ изводимости процесса и стабильности качественных результатов обработки. 4. Гигиеничность и безопасность. 5. Высокое качество нагрева и, следовательно, меньший объем смежных операций, включая правку после термообработки, благо­ даря равномерности температуры в рабочем пространстве, точности и стабильности температурного режима. 6. Универсальность при получении и применении (для освеще­ ния, использования в двигателях, нагревательных, химических и других процессах). Следует также иметь в виду, что электрические печи имеют меньшие размеры и больший КПД (30-70 %) по сравнению с пла­ менными (12-25 %) и легко включаются и выключаются, что по­ зволяет устанавливать их в любом месте цеха. Все перечисленные выше преимущества электроэнергии как источ­ ника получения тепла служат доказательством того, что электропечи 11 и установки для нагрева, термической и химико-термической обра­ ботки следует считать прогрессивным и развивающимся видом оборудования. В то же время имеет место тенденция роста парка пламенных (особенно газовых) печей и повышение их удельного веса. Это обу­ словливается следующим: 1. Газ - дешевое топливо. 2. Обслуживание газовых печей более простое и дешевое. 3. Более низкие затраты на ремонт. 4. Качество нагрева не уступает электрическому. 5. Более высокая скорость нагрева и производительность по сравнению с электропечами сопротивления. 6 . Применение более дешевых огнеупоров. В ряде случаев эти доводы являются решающими, и тогда, без­ условно, применение газовых печей экономически целесообразно. Но абсолютировать вышеуказанные преимущества газового нагре­ ва, так же как и электрического нельзя. Вопрос о выборе источника получения тепла предельно конкретен, и его решение зависит от: а) топливно-энергетического баланса района расположения завода; б) типа и объема производства и характера производственного процесса; в) требований к качеству нагрева (термообработки); г) марок нагреваемых материалов и других факторов. Не следует, однако, забывать, что важным критерием для выбора источника тепла для каждого отдельного процесса должно быть наи­ меньшее число затрат на единицу продукции. Расчет себестоимости нагрева и термической обработки приведен в литературе [1 ,5 ,6]. 3. РАСЧЕТ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА Расчет горения топлива сводится к определению: а) теплотворности топлива (низшей теплоты сгорания); б) теоретически и фактически необходимого количества воздуха для сжигания единицы топлива; в) количества, состава и плотности продуктов горения, обра­ зующихся при сгорании единицы топлива; г) температуры горения топлива. 12 Расчет горения топлива производится по рабочей массе топлива, поэтому заданный состав жидкого топлива (табл. 3.1) пересчитывает­ ся на рабочую массу. Это выполняется умножением процентного со­ держания компонентов заданного состава на коэффициент, значения которого рассчитывают по формулам, приведенным в табл. 3.2. Таблица 3.1 Характеристика искусственных видов жидкого топлива Виды и марки топлива Плотность, кг/м3 Горючая масса Рабочее топливо С, % Нг, % Sr,% (0+N)r, % Qh’ кДж/кг Ар, % Wp, % QS’ кДж/кг Мазут марки 20 940 - 970 87,2 11,7 0,5 0,6 41 323 0,1 2,0 40 402 Мазут марки 40 950 - 990 87,4 11,2 0,5 0,9 40 821 0,1 2,0 39 899 Мазут марки 60 980- 1000 87,6 10,7 0,7 1,0 40 612 0,2 3,0 39 355 Мазут марок 80 и 100 990-1000 87,6 10,6 0,7- 1,0 1,0 40486- 40 360 0,2 3,0 39 146 Мазут высо- косернистый марок 20 и 40 920 - 970 85,0 11,8 2,3 (1,3- 4,0) 0,9 40 779 0,15 2,0 35 857 Таблица 3.2 Формулы для определения состава топлива на заданную массу Заданный Состав топлива, на который ведется пересчет состав Органическая Горючая Сухая Рабочая топлива масса, о масса, г масса, с масса, р 1 2 3 4 5 Органи­ ческая масса, о 1 100-Sr 100 100-(SC +АС) 100 100-(SP+AP+WP) 100 Горючая масса, г 100 100-S r 1 100 - А с 100 100-(Ар +Wp) 100 13 Окончание табл. 3.2 1 2 3 4 5 Сухая масса, с 100 100 — (Sc + Ас) 100 100-А ° 1 100-W p 100 Рабочая масса, р 100 100 100 1 100-(Sp +АР +WP) 100-(AP+WP) 0 О 1 ч э Пример 1. Необходимо пересчитать на рабочую массу заданный со­ став мазута, %: 8 5 Сг , 11,8НГ, 0 ,2 О г, 0 ,7 N r , 2,3Sr ,0 ,3A c, 10W P. Коэффициент kj для пересчета с горючей массы на рабочую опре­ деляется по формуле 1 0 0 -(A P + WP) Kl 9 1 100 где А р - содержание золы в рабочей массе, %; W p - содержание влаги в рабочей массе мазута, %. Для определения содержания золы в рабочей массе воспользу­ емся коэффициентом к 2 для пересчета сухой массы в рабочую к 2 - 100- W p 100 Содержание золы в рабочей массе мазута равно А р = А с • к 2 = 0,3 •100 — =0,3 ■ 0 ,9=0,27 % 2 100 Значение коэффициента к[ равно lOO-gtfT + K») 1 100 14 Тогда составляющие мазута, пересчитанные на рабочую массу, будут равны С р = 85-0,897 = 7 6 ,2 % ; Н р =11,8-0,897 = 10 ,6% ; О р =0,2-0,897 = 0 ,18% ; N p =0,7-0,897 = 0 ,6 3 % ; Sp = 2,3-0,897 = 2 ,07% . Для пересчета элементарного состава при изменении влажности Состав влажного газа (рабочая масса газообразного топлива) (табл. 3.3) определяется умножением соответствующих компонен­ тов сухого газа на коэффициент перерасчета, который определяется из следующего выражения: где Н20 - содержание влаги в газе по объему, % ; W c - содержание водяных паров в сухом газе, г/м3 ; 803,6 - плотность водяных паров при нормальных физических условиях, г/м3. Содержание влаги в сухом газе принимается по температуре на­ сыщения (табл. 3.4). с Wp на W f можно воспользоваться выражением Х Р = Х Р р 100- w | 1 100-w ,p , 100- н 2о k = ---------- — 100 15 П ри ме рн ы й со ст ав су хи х пр ир од ны х га зо в ра зл ич ны х м ес то ро ж де ни й §-а I 16 О ко нч ан ие т аб л. 3. 3 г- 00 00 On О Tt со ONSO m со r- T*“4 о" СО ч-Н О* 24 При содержании в топливе небольшого количества (до 3 %) не­ предельных углеводородов неизвестного состава их принимают как состоящие из этилена (С^Н^) с теплотой сгорания, равной 596 кДж/м3, тогда Z Q ^ i' = 5 9 6 с ” н ” • 1* к /м 3 - В случае содержания в газообразном топливе значительного ко­ личества непредельных углеводородов теплота сгорания Q p опре­ деляется по формуле Qh = 126,4 ■ СО +107,8 • Н 2 + 358 ■ СН4 + 590 • С2Н 4 + 637 • С2Н 6 + + 912- С3Н8 +1185- С4Н 10 + 234- H 2S + 1403- С6Н 6 . Пример 3. Необходимо вычислить теплоту сгорания мазута, имеющего следующий состав, %: 76,2 С р, 10,6 Н р, 0,2 Ор , 0,6 N p, 2,1 Sp, 10 W p. Q p =339 C P +1030-H P -1 0 9 -(Op - S p) - 2 5 - W p = = 339-76,2+1030-10,6-109 (0 ,2 -2 ,1 )-2 5 10= 36707кД ж /кг. Пример 4. Вычислите теплоту сгорания природного газа, со­ стоящего из, %: 89,9 СН 4, 3,1С 2Н 6, 0 ,9 С 3Н 8, 0 ,4 С 4Н 10, 0,3 С 0 2, 0,2 0 2 , 5,2 N 2. В топливе отсутствуют оксид углерода, водорода и другие горючие составляющие, поэтому формула имеет следующий вид: Qp = 358 • СН 4 + 637 • С2Н 6 + 912 ■ С3Н 8 +1185 • С4Н 10 = =358-89 ,9+637 3,1+913-0,9+1185 0 ,4 = 3 5 4 6 6 к Д ж /м 3 . 25 3.2. Определение теоретического количества воздуха для полного сжигания единицы твердого, жидкого и газообразного топлива следует осуществлять методом молекулярных объемов или по объемным коли­ чествам, которые основаны на соотношениях реакций горения и дают наиболее точные результаты [9, 10]. Для этого состав топлива, данный в процентах, переводится в молекулярные объемы (делением на молеку­ лярный вес соответствующих компонентов топлива). Определение теоретически необходимого воздуха начинается рас­ четом количества кислорода для полного сжигания горючих состав­ ляющих топлива по формулам реакций окисления. По найденному количеству кислорода определяем количество поступающего с ним в печь азота исходя из соотношения их в воздухе (по объему): ^ = ^ = 3 , 7 6 2 . 0 2 21 Далее по сумме 0 2 и N2 находится теоретическое количество не­ обходимого для сгорания сухого воздуха. Для определения действительно необходимого количества воз­ духа для полного сжигания топлива необходимо в зависимости от вида топлива, конструкции топливосжигающего устройства и тем­ пературы подогрева воздуха выбрать значение коэффициента из­ бытка воздуха (табл. 3.6). Тогда Ь д = а в L T . Таблица 3.6 Значение коэффициента избытка воздуха Вид топлива Топливосжигающие устройства Коэффициент избытка воздуха, ав Твердое топливо Г оризонтальная колосниковая решетка 1,4-1,7 Полугазовая топка 1,3-1,6 Жидкое топливо Форсунка 1,15-1,35 Г азообразное топливо Горелка частичного и внешнего смешения 1,05-1,2 Горелка внутреннего смешения 1,01-1,05 26 Расчет ведется в молекулярных объемах. Результаты же выра­ жают в метрах кубических (м ) на одну единицу топлива. Так как в воздухе, поступающем в печь, обычно содержится не­ которое количество влаги, необходимо вычислить объем влаги воз­ духа, а затем уже с поправкой на влагу определить действительно необходимое количество воздуха. 3.3. Определение состава и количества продуктов полного го­ рения топлива Уд осуществляется также исходя из стехиометри­ ческих соотношений реакций горения соответствующих компонен­ тов топлива с учетом коэффициента избытка воздуха. Затем опре­ деляется процентный состав продуктов горения. Vro С 0 2 = —^ - - 1 0 0 % и т. д. V Результаты расчета состава продуктов горения должны быть све­ дены в таблицу. Плотность продуктов полного горения определяется по формуле 4 4 C 0 2+ 1 8 H 20 + 6 4 S 0 2 + 3 2 0 2 + 2 8 N 2 . 3 р = ----------------------------------------------- *--------- к г /к Г , 22,4 100 где С02, Н20 и т.д. - содержание соответствующих газов в продук­ тах горения, %. Расчеты проверяют составлением материального баланса про­ цесса горения, в приходной части которого указывается вес топли­ ва, воздуха и влаги, а в расходной части - вес продуктов горения. Для определения объема воздуха и продуктов полного горения можно пользоваться расчетными формулами, приведенными в табл. 3.7. 27 Таблица 3.7 Расчетные формулы для определения объемов воздуха и продуктов полного сгорания Определяемые величины Для жидкого топлива Для газообразного топлива Теоретически необходимое количество воздуха LT =[0,0889(CP + 0,375SP)+ +0,265Hp-0,03330p]x x(l+0,00124dB), м3/кг LT =0,0476 [ 0,5 СО + 0,5 Н2 + + 1,5H2S+2CH4 + + I(m + ^ )C mHn - 0 2 ]x 4 x(l+0,00124dB) , м3 /м 3 Действительное количество воздуха L/д —с£в -LT Количество продуктов полного сгорания VCq2 = 0,0187 Cp, м3/кг VH20 =0,112HP +0,0124WP + +0,00124LS dB,M3 /кг VS02 = 0,007Sp, m3 /кг V02 = 0,21( 03-1)Lt ,m3/кг VN2 =0,008Np +0,79Ьд,м3/ кг VCq2 =(C0+C02+CH4 + +^ mCmHn ) • 0,01, м3 / м3 VH2o =(H2+H2S+2CH4 + + ZfC m H n +H20 + +0,124Ls dB)0,01 VSo2 =0,01H2S,m3/ m3 V02 =0,21(aB- l)L T,M3/M3 VNj =(N2 +79Ьд)0,01,м3/ м3 =VC02 +VH20 +VS02 +Vq2 +VNj Процентный состав продуктов сгорания VcoCO, = -^ -1 0 0 % и т. д. V’д В этих формулах: Ср, Нр..., СО, Н2...~ содержание соответствующих компонен­ тов в рабочем топливе, %; ав - коэффициент избытка воздуха; d B - влагосодержание сухого воздуха, г/мЭ. Обычно в расчетах dB принимается равным 10 г/м3 или подсчи­ тывается как произведение относительной влажности для данных атмосферных условий на влагосодержание, соответствующее тем­ пературе насыщения. Для ускоренных расчетов объемов воздуха и продуктов полного горения (только в качестве контроля точности расчетов по реакци­ ям горения) можно использовать приближенные эмпирические формулы, выражающие зависимость между величиной низшей теп­ лотворности Q p , количеством воздуха L T и действительным коли­ чеством продуктов горения Уд [7, 9,10]. При обогащении дутья кислородом для определения теоретически необходимого количества воздуха значения LT умножают на коэф­ фициент — , где с - объемная концентрация кислорода в дутье, с Как уже отмечалось, основой полного горения топлива в воздухе или в дутье, обогащенном кислородом, являются стехиометриче­ ские реакции. Например, для метана С Н 4 + 2 0 2 = С 0 2 + 2Н 20 . Из реакции видно, что для сжигания 1 моля С Н 4 требуется 2 моля 0 2 и продукты горения будут состоять из 1 моля С 0 2 и 2 молей Н20 . Поскольку моль любого газа занимает один и тот же объем, то вместо молей можно подставить кубические метры. Если сжигание происходит в воздухе, то с каждым 1 м3 кислоро­ да ( 0 2) воздуха поступает 3,762 м3 азота ( N 2 ). Таким образом, для сжигания 1 м3 метана (С Н 4 ) требуется 2 + 2 • 3,762 = 9,524 м3 воз­ духа, а продукты горения будут состоять из 1 м3 двуокиси углерода (С02), 2 м3 водяного пара ( Н 20 ) и 7,524 м3азота ( N 2). Если газ имеет более сложный состав, то стехиометрические ре­ акции составляются так же для всех горючих элементов, и резуль­ таты подсчетов суммируются по кислороду и азоту воздуха и ком­ понентам продуктов горения. Для жидкого топлива аналогичный расчет проводится в едини­ цах массы. Расчет горения ведется на 100 кг жидкого топлива или на 100 м3 газо­ образного. Результаты расчетов удобно представить в виде таблиц, как это показано в примерах расчета горения топлива, приведенных ниже. 29 3.4. Определение температур горения Калориметрическую температуру горения определяют по формуле Qh +с1ф _ Чн QE +<1ф - q H о^t,. = --------- ^------ , С или t„ = ---------- ------- , С , V - Л Д tУ д с0 S V r c |K i=l гДе Чф ~ физическое тепло, вносимое с подогретым воздухом в з газом, кДж/м или кДж/кг топлива; 3 qH - потери тепла от недожога топлива, кДж/м или кДж/кг; 3 3 3Уд - объем продуктов горения, м /м или м /кг; Cqk - средняя теплоемкость продуктов горения в интервале температур 0 - t K , кДж/м3-°С; п - число компонентов продуктов горения при а в > 1 п = = 5 (С 0 2, Н 20 , S 0 2 , 0 2, N 2). Если в рабочее пространство печи вводится дополнительное коли­ чество тепла, например, излучением от промежуточного свода, над которым осуществляется дожигание продуктов неполного горения (печи безокислительного нагрева), то это количество тепла следует отнести к единице сжигаемого топлива и при расчете t K по вышепри­ веденной формуле его необходимо прибавить к числителю. Величина t K по этой формуле вычисляется методом последователь­ ного приближения в связи с необходимостью определения теплоемкости по калориметрической температуре. С достаточной точностью калори­ метрическая температура может быть найдена по i - 1 диаграммам, кало­ риметрическому теплосодержанию продуктов горения - энтальпии, представляющей собой произведение теплоемкости на температуру: Qh + Чф — Чн ; з1К = ------- -----------, кДж/м . \Ц Значения энтальпий воздуха и газов в зависимости от темпера­ туры приведены в табл. 3.8. 30 Эн та ль пи я (к Д ж /м 3) во зд ух а и га зо в пр и ра зл ич ны х те м пе ра ту ра х и по ст оя нн ом да вл ен ии 10 1,3 кН /м 2 ( 76 0 м м .р т. ст .) *а I 00 S 98 4, 78 I 10 71 ,84 I 16 67 ,6 8 | 19 96 ,36 | 23 36 ,35 I 1 26 96 ,43 I | 30 62 ,79 | ! 34 46 ,74 I хлN я 84 1, 59 | 10 32 ,51 I 12 30 ,98 1 14 36 ,98 I 16 46 ,75 I 18 63 ,21 I 20 81 ,77 I 23 06 ,2 0 J 25 31 ,04 I \ 27 60 ,91 I ! 29 95 ,8 0 Г-» Я [ 65 3,1 7 I j 78 6,4 1 I | 92 0,3 0 | I 10 55 ,12 I | 11 90 ,78 I 13 27 ,28 | ; 14 69 ,22 | 16 12 ,83 I [__ __ __ _ 17 58 ,12 I [ 19 05 ,08 I 12 01 1, 85 I | 22 04 ,04 I | 23 56 ,02 I | 25 09 ,69 I I 26 57 ,07 I | 28 13 ,66 | 1 29 71 ,93 ] I 31 31 ,88 | | 32 93 ,49 | I 34 56 ,79 I 36 20 ,7 6 со 67 2,0 1 | [ 81 6,4 6 I 96 1,3 3 | 11 12 ,06 I 12 62 ,38 | 14 15 ,20 | 15 70 ,54 | 17 28 ,39 | 18 83 ,31 I 12 04 5, 76 I 22 00 ,26 | [ 23 64 ,82 I 25 26 ,85 | 26 90 ,56 I | 28 48 ,00 | 30 14 ,64 | I 31 74 ,16 | I 33 43 ,73 I | 35 05 ,36 | j 36 66 ,82 | | 38 40 ,5 8 В оз ду х су хо й | 67 2,0 1 | | 81 4,9 6 | | 96 0,7 5 | 11 09 ,05 | | 12 59 ,36 | 14 11 ,86 I 15 65 ,94 | [ 17 21 ,36 | 18 79 ,27 | i 20 36 ,87 | I 21 96 ,19 | I 23 56 ,68 I | 25 17 ,60 | 1 26 80 ,01 I | 28 41 ,43 | I 30 06 ,26 | 1 31 69 ,77 I | 33 38 ,21 | | 35 00 ,54 | | 36 65 ,80 | ! 38 35 ,29 | О Я | 79 1,5 5 | | 96 4,6 8 | | 11 43 ,64 | | 13 28 ,11 | 00 1/~! I 17 13 ,32 | I 19 13 ,67 | I 21 18 ,78 | 23 28 ,01 | | 25 40 ,25 | I 27 58 ,39 | | 29 79 ,13 | | 32 00 ,05 | I 34 29 ,96 | 00 юЧОСП i 38 89 ,72 ' | I 41 21 ,79 | | 43 58 ,83 1 | 44 85 ,34 | Г"СП TtСМГ-Tt | 50 76 ,74 | о Г** *•»< Оо | 85 1,6 4 | | 10 05 ,24 | I 11 62 ,32 | I 13 19 ,67 | О00Tt I 16 41 ,02 ] ! 18 02 ,76 | 19 66 ,06 | | 21 29 ,93 j 22 96 ,78 | 24 63 ,97 | 26 32 ,09 | 28 0,4 8 | 29 71 ,30 | 31 42 ,76 | 1 33 14 ,85 I 34 87 ,44 j | 36 62 ,33 | Г 38 37 ,64 | 40 14 ,29 | Г) z | 66 4, 58 | 80 5,0 6 | | 94 0,3 6 | I 10 94 ,65 | I 12 43 ,55 | I 13 93 ,86 | | 15 46 ,14 | | 16 99 ,76 | Tt 1Г>00 [ 20 12 ,36 | 21 70 ,55 | 23 28 ,65 | 24 86 ,28 | 26 46 ,74 | 28 08 ,22 | 29 70 ,25 | 31 31 ,96 | 32 95 ,84 | 34 57 ,20 | 36 20 ,58 | 37 86 ,09 1 CJ оо I 10 01 ,7 8 | 12 36 ,76 | | 14 75 ,41 | | 17 18 ,95 | I 19 72 ,43 ! 1 22 26 ,75 | | 24 85 ,34 1 [2 74 6, 44 | 30 10 ,58 | [ 32 76 ,75 | 35 45 ,34 | 38 15 ,86 | 40 87 ,10 | 43 60 ,67 | 46 34 ,76 | 49 10 ,51 | 51 86 ,81 | 54 64 ,20 | 57 46 ,30 | 60 23 ,25 1 63 03 ,53 | с S s £и рt-c ^ СП г- 1 873 1 Г 973 | 1 10 73 1 [ 11 73 ] [ 12 73 1 | 13 73 1 [ 14 73 1 | 15 73 \ | 16 73 1 Г 17 73 1 | 18 73 | Г 19 73 1 1 20 73 I СПГ- СМ СПГ- i « , то действительная ка- лориметрическая температура продуктов сгорания находится в ин- тервале и может быть найдена по формуле // *к _ V ;t K = t " + ------- ^ - 1 0 0 . V ~ Vl K t K Значение максимальной действительной температуры горе­ ния t fl, которое может быть достигнуто в рабочем пространстве печи, можно определить по пирометрическому коэффициенту г)пир, представляющему собой отношение действительной температуры горения к калориметрической: Лпир — ~ * откуда ^ — Turnip tK. Величина пирометрического коэффициента зависит от конст­ рукции, размеров печи, типа топливосжигающих устройств и т. д. В среднем она составляет 0,65-0,9 (табл. 3.9). 32 Таблица 3.9 Значения пирометрического коэффициента 1)ПИр для различных типов пламенных печей Тип печи Лпир Камерная периодического действия большой емкости Проходная термическая Кузнечная щелевая с редкой садкой Методическая с плотной садкой 0,8- 0,9 0,75-0,85 0,7-0,75 0,7-0,82 0,65-0,7 Теоретическая температура горения отличается от калори­ метрической учетом расхода тепла на диссоциацию С 02 и t^O . Однако потери тепла на диссоциацию при температурах, разви­ вающихся в рабочем пространстве печи (до 1500 °С), невелики. Поэтому теоретическую температуру при практических расчетах можно считать равной калориметрической. После определения температур горения топлива необходимо провести анализ соотношения действительной и требуемой темпе­ ратуры печного пространства, на основании которого делают вывод о пригодности выбранного топлива либо намечают меры по повы­ шению калориметрической температуры. Требуемая температура печного пространства должна устанав­ ливаться исходя из конечной температуры нагрева металла под ковку, штамповку, прокатку, термообработку и температурного напора, т. е. At - температурный напор между tnn и поверхностью садки. Величина температурного напора при обычном нагреве состав­ ляет 50-150 °С, где t* - конечная температура нагрева металла, °С; 33 Максимальная температура рабочего пространства печи опре­ деляется стойкостью футеровки, типом печи, технологией нагрева ме­ талла и не может быть выше действительной температуры горения топлива. Для ориентировочных расчетов температурный напор (пере­ пад) At = tnn - t„0B мет может быть принят следующим: для термических печей - 50-70 °С; для кузнечных печей - 50-100 °С; для прокатных печей - 100-150 °С; для печей скоростного нагрева -150-300 °С и выше; для томильных зон проходных печей - 30-50 °С. Максимальная температура нагрева стали под горячее формообра­ зование, исключающая излишнее окалинообразование, пережог и обезуглероживание, выбирается в зависимости от вида формообразо­ вания (ковка, штамповка, прокатка) и марки стали (табл. 3.10-3.13). Температура, при которой происходит термическая и химико­ термическая обработка (ХТО), выбирается в зависимости от марки стали и вида операции термической обработки в соответствии со справочными данными. Так, при нагреве металла под все виды за­ калки температуру операции определяют по выражению tM=tAc3 + ( 2 0 - 30) ’ где t M - температура середины садки на выдаче из печи, °С; t Ас3 -температура верхней критической точки, °С (табл. 3.14). Таблица 3.10 Температурные интервалы горячего формообразования углеродистых и легированных сталей Марка стали Температура начала ковки (максимальная), °С Рекомендуемый интервал температур ковки, °С 1 2 3 Ст. 0,1, 2, 3 1300 1280-750 Ст. 4, 5, 6 1250 1200-800 Ст. 7 1200 1170-780 34 Продолжение табл. 3.10 1 2 3 10, 15 1300 1280-750 20, 25, 30, 35 1280 1250-800 40, 45, 50 1260 1200-800 55,60 1240 1190-800 65,70 1220 1180-800 15Г, 20Г, 25Г, 30Г 1250 1230-800 40Г, 45Г, 50Г 1220 1200-800 60Г, 65Г 1200 1180-800 15Х, 15ХА, 20Х 1250 1200-800 30Х, 38ХА 1230 1180-820 40Х, 45Х, 50Х 1200 1180-830 10Г2, 35Г2 1220 1200-800 40Г2, 45Г2, 50Г2 1200 1180-830 18ХГ 1230 1200-840 18ХГТ 1200 1180-800 40ХГ 1200 1180-830 35ХГ2 1200 1200-850 35ХС 1240 1160-820 38ХС, 40ХС 1200 1150-830 27СГ, 35СГ 1260 1230-800 15ХМ 1230 1200-800 ЗОХМ, ЗОХМА, 35ХМ 1200 1180-850 15ХФ 1250 1230-850 ЗОХМ, ЗОХМА, 35ХМ 1200 1180-850 15ХФ 1250 1230-850 20ХФ, 40ХФА 1240 1200-800 15НМ, 20НМ 1250 1230-830 20ХН 1250 1200-800 40ХН, 45ХН, 50ХН 1200 1180-830 12ХН2, 12ХНЗА 1200 1180-800 20ХНЗА 1200 1170-800 20Х2НЧА 1180 1150-780 ЗОХНЗА 1180 1160-850 20ХГСА, 25ХГСА 1200 1160-830 ЗОХГС, ЗОХГСА, 35ХГСА 1180 1140-830 38ХГН 1200 1180-800 ЗОХНВА 1200 1180-850 40ХНМА 1180 1160-850 20ХНЧФА 1200 1180-870 38ХЮ, 38ВФЮ 1180 1180-850 35 Окончание табл. 3.10 1 2 3 38ХВФЮА 1180 1150-850 38ХМЮА 1180 1160-880 ШХ6, ШХ9 1200 1150-870 ШХ15 1180 1130-850 ШХ15СГ 1180 1150-850 Таблица 3.11 Температурные интервалы горячего формообразования высоколегированных сталей Марка стали Температура начала ковки (максимальная), °С Рекомендуемый интервал ковки, °С Х5М 1200 1180-850 Х6СМ 1180 1150-870 4Х9В2 1200 1180-900 1X13, 2X13, 3X13 1180 1150-900 4X13 1200 1180-820 3X13H7C2 1150 1130-870 1Х17Н2 1150 1130-870 Х17 1120 1080-750 Х28 1150 1120-680 Х17Н13М2Т 1180 1150-900 4Х14Н14В2М 1160 1140-900 Х18Н9Т 1180 1150-900 2Х18Н9 1150 1130-870 0Х18Н12Б 1150 1130-870 Х23Н18 1180 1150-820 Таблица 3.12 Температура горячего формообразования инструментальных сталей Марка стали Температура ковки, °С слитков заготовок 1 2 3 У7, У8, У7А, У8А 1160-1180 1100-1125 У9, У10, У11, У12, У13, У9А, У10А, У11А, У12А, У13А 1100-1130 1075-1100 36 Окончание табл. 3.12 1 2 3 ХВ5 1100-1130 1100-1125 Х,В1,ХВГ, 9Х 1170-1190 1120-1150 9ХС 1150-1180 1000-1140 Х12 1120-1150 1140-1160 Х12М 1140-1180 1160-1180 Х12Ф1 1160-1190 1160-1190 4Х8В2 1180-1200 1160-1180 7X3, 8X3 1160-1180 1160-1180 5ХНМ, 5ХГМ 1180-1200 1180-1200 5ХНВ 1180-1200 1170-1200 5ХНСВ 1180-1200 1180-1220 4ХС 1200-1220 1160-1180 12ХС 1180-1200 1160-1180 4ХВ2С, 5ХВС2 1180-1200 1160-1180 6ХВ2С 1170-1200 1150-1170 6ХВГ 1180-1200 1160-1180 Р18, Р9 1150-1200 1150-1200 Таблица 3.13 Температура прокатки некоторых марок сталей Марка стали Максимальная температура нача­ ла операции, °С Температура конца операции, °С по ГОСТу заводская 1 2 3 4 15 1260 850 12ХНЗА 1260 800 18ХНВА 1220 850 ЗОХГСА 1240 850 60С2 1140 800 У7 1220 750-900 У12А 1200 800-850 ЭИ366 1150 900 Х12М 1170 850 37 Окончание табл. З.В 1 2 3 4 Р9 1190 900 Р18 1230 900 ХХ9С2 ЭСХФ 1240 900 3X13H7C2 ЭМ72 1280 850 Х17 ЭЖ17 1100 не ограничена Х28 ЭЖ27 (ЭИ349) 1100 750-800 1Х25Н25ТР ЭИ813 1100 800 1Х18Н9 ЭЯ1 1250 850 1Х18Н9Т ЭЯТ1 1250 850 Х18Н12М2Т ЭИ488 1180 900 Х18Н25С2 ЭЯЗЗС 1180 850 Х23Н18 ЭИ417 1200 900 Х13Н4Г9 ЭИ100 1180 900 Примечание. В таблицах и тексте, согласно стандартам, химические элементы М - молибден; Н - никель; Р - бор; С - кремний; Т - титан; А - алюминий; Ф - ванадий; X - хром; Ц - цирконий. Буква А в конце марки стали указывает, что содержание серы и фосфо­ ра не превышает 0,03 % (У12А, ЗОХГСА). Буквы в отечественных заводских марках стали обозначают: Ж - хромистая нержавеющая сталь; Я - хромоникелевая нержавеющая сталь; Р - быстрорежу­ щая сталь; Э - сталь завода «Электросталь»; Н и П - опытная сталь. Таблица 3.U Температура t Асз и t AC[ для некоторых сталей Марка стали Температура, °С Марка стали Температура, °С стандарт­ ная завод­ ская 1АСз 'ас, стандарт­ ная завод­ ская 1АС3 ч 1 2 3 4 5 6 7 8 08 874 732 ЭИ415 900 800 10 874 732 21Н5 771 675 20 854 735 20ХН 804 733 25 840 735 30ХН 793 730 30 813 732 50ХН 750 735 35 802 730 12ХН2 794 732 38 Окончание табл. 3.14 1 2 3 4 5 6 7 8 40 790 730 12ХНЗ 830 715 45 770 725 20ХНЗ 760 700 50 760 725 30XH3 775 715 55 774 727 40ХНЗ 770 710 60 766 727 12Х2Н4А 820 710 70 743 730 35ХН2М 800 725 У8 730 - 35X1ВМ 790 720 А12 866 - 35ХН4М 775 710 У12 780 730 ЗОХИ4М 775 710 У7 770 730 55С2 840 - 20Г 854 735 60С2 820 - ЗОГ 812 734 50ХГ 775 750 30Г2 - 730 12Х2ФБ 1000 875 Р2 840 770 ЗОХАи 782 747 ЭИ723 870 780 35ХМФА 835 755 35ХМ 820 745 ШХ15 900 727 ЗОН 820 710 Х9С2 970 900 12Х2Н4 810 700 4Х10С2 ЭИ 107 950 850 18ХНВ 720 700 20ХГС 840 755 ШХ9 875 730 25ГС 880 750 25ХГС 835 750 35ГС 830 750 40Н — 655 55ГС 830 750 40ХН34ХН 790 720 50С2Г 790 - 35ХНЭМФ 775 725 40ХФ 790 754 50ХФА 788 752 ЗОХМ 807 757 60С2 860 750 35ХМ 820 745 38ХМЮА 940 800 35Х2М 766 715 Х13 855 820 38ХС 860 760 2X13 870 825 40ХС 850 750 3X13 835 825 35ХМФ 835 755 4X13 835 800 25Н 820 730 40ХН 770 730 И если > С , т о данное топливо пригодно, так как оно обеспе­ чивает необходимую температуру печного пространства; в случае если ta < t ^ , необходимо наметить пути повышения калориметрической 39 температуры (выбрать топливо с большей теплотворной способно стью, ввести подогрев воздуха или топлива, сжечь топливо с наи меньшим коэффициентом избытка воздуха). Расчет максимальной действительной температуры продуктов сгорания и, соответственно, печи тесно связан с выбором темпера­ туры подогрева воздуха и топлива. Методика выбора температуры подогрева воздуха и топлива за­ ключается в следующем. Если = t TexH, то ограничиваются только подогревом воздуха (как правило, за счет теплоты уходящих из печи дымовых газов). Температуру подогрева выбирают по тех- нико-экономическим критериям эффективности. Если это условие не выполняется при максимально возможном подогреве воздуха, то калориметрическую температуру рассчитывают при максимальных температурах подогрева воздуха и топлива. Если и после этого не достигается необходимый температурный уровень процесса, то следует выбрать более высококалорийное топливо. Важно только указать, что пределы подогрева воздуха и топлива обычно ограни­ чивают температурой соответственно 800 и 400 °С. Изложенный метод определения действительной температуры продуктов сгорания и температуры подогрева компонентов рабочей смеси предназначен для условий, когда а в > 1. При безокислитель- ном нагреве стали в открытом пламени температуру продуктов сго­ рания в зоне неполного горения топлива t ”r определяют с учетом теплоты химического недожога топлива qXH: где определяют по составу и теплоте продуктов сгорания топ­ лива. Последовательность выбора температуры подогрева воздуха и топлива в этом случае та же, что и при а в > 1. Температуру подог­ рева воздуха для печей безокислительного нагрева принимают рав­ ной 550-700 °С, а подогрева топлива - до 200-400 °С. нг 1 К О н + Ч ф - Я х н I V 40 Необходимо иметь в виду, что номинальные температуры печей регламентированы ГОСТ 26654-85 «Печи промышленные для на­ грева и термической обработки». Номинальная температура печей всех конструкций должна соответствовать следующему ряду значе­ ний, °С: 100, 200, (250), 350, (400), 500, (650), 700, (750), 800, 900, (950), 1000 (1050), 1100, 1150, 1200, 1250, 1300, 1350, 1400, 1450, 1500,1550,1600. Поэтому вычисленные значения температуры печи следует ок­ руглять до стандартных значений. 3.5. Примеры расчетов горения топлива Пример 1. Необходимо рассчитать расход воздуха, количество и со­ став продуктов сгорания и калориметрическую температуру горения мазута, содержащего, %: 86,5 Ср, 10,5 Нр, 0,3 N p, 0,3 Ор, 0,3 Sp, 1,8 Wp, 0,3 А р. Нужно найти количество воздуха, количество и состав продуктов сгорания при коэффициентах расхода воздуха 1,0, 1,1 и 1,25, опреде­ лить калориметрическую температуру сгорания при а в = 1 и темпе­ ратурах подогрева воздуха 0 и 300'С. Количество воздуха, количество и состав продуктов сгорания опреде­ ляем используя изложенные методы и табличную форму записи результа­ тов (табл. 3.15, 3.16). 41 Ра сх од во зд ух а, с ос та в и ко ли че ст во §■а I S вс-в ян каяяа0UU са е 1ав | Об ра зу ют ся пр и го ре ни и | | га зо об ра зн ы е пр од ук ты , мо ль | | Вс ег о | <Г>S 11 10 ,5 (-) мо ль 1 1 1 1 1 1 1 49 ,5 78 (1 00 ) Z 2,ONOn со СП ™ 9 1 1 1 I 0,0 10 7 I 1 i 1 ^ 1 О тг К ^ со <5 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ОCQ S Я О О wo On o' оо о wo о г- a s , и г-+ t^ . On о\ о SON ГЧ Оо\ О сС 4 0 О ^ + Iсо оо OnтГ Г" о" 40 VO 0 0 CO O n 00 О On 11 оо *г>г- о,'St VO 0“ csг- + fv О >/■> 2 CNj ^ °i 5 s sо + II ■ II o\Tf U"> »/*> OS CO Tf *4 °° OnО wo + О o i О II то искомая калориметрическая температура выше, чем tjj. = 2100° С . Задаемся = 2 2 0 0 °С , в этом случае энтальпия продуктов сго­ рания равна ico 2+so2= ° ’147 - 5464,20 = 802,0; *н2о = 0,108 • 4358,83 = 472,0; iNz = 0,75 ■ 3995,84 = 2455,4 *2200 = 3729,4 кДж/м3. Так как 1220С>)*0’ т0 искомая калориметрическая температура ниже = 2200° С и равна tK = 2100 + - - 1- - 4 - - — 0- - • 100 = 2138 °С. 3 7 2 9 ,4 -3550 ,7 Если температура подогрева воздуха t B = 300 °С, то • Q H + V < V t B 40107 + 10,49 1,3181 -300 onoo _ , 3 ! П=-Ь2-----в— В— в_ _ ---------------1------- !-------------- _ 3988 кДж/м V 111У п г X i., = 2300 °С t" = 2400 °С ico2+so2 =0,147-5746,39 = 842; ico.+so, = 0,147-6023,25 = 907; ‘н2о = 0,108 • 4485,34 = 495; *н2о = 0,108 • 4724,37 = 522; 45 1n2 = 0,745 ■ 3457,20 = 2575; » n 2 = 0,745 ■ 3786,09 = 2695 ^зоо - 3912 кДж/м3 >2400 = 4124 кДж/м3 tK = 2300 + 3 9 8 8 -3 9 1 2 4 1 2 4 -3 9 1 2 •100 = 2335 °C Результаты расчета показывают, что увеличение коэффициента рас­ хода воздуха приводит к увеличению количества образующихся продуктов сгорания, что снижает начальную энтальпию и калоримет­ рическую температуру горения. Увеличение температуры подогрева воздуха приводит к увеличению калориметрической температуры горения. П ример 2. Для смешанного коксодоменного газа с теплотой сгорания QP CM = 6,7 МДж/м3 нужно определить расход воздуха, количество и состав продуктов сгорания и калориметрическую температуру при горении с коэффициентом расхода воздуха а в =1,1; температура подогрева воздуха t B = 400°С . Принимаем следующий состав сухих газов, %: коксовый Принимая влажность коксового газа равной WK0KC = 25 г / м , а -У влажность доменного газа \¥ дом = 3 0 г /м , производим расчет состава влажных газов хвл _ Хсух______________ ’ 100 +0,1242 W ’ т. е. = 0,964х£°м; вл _ сух кокс — х кокс ' 100 100 + 0,1242-25 46 Тогда состав влажных газов, %: коксовый 2,28 С О |л ; 7,21 ССГ; 54,72 Н |л; 3,85 N f ; 25,27 СН4 1; 3,04 С2Н |Л; 0 ,610 | л; 3,02 Н20 ; доменный 10,3 СО 2Л; 27,5 СОвл; 2 ,4 1 Н |Л; 56,1 N f ; 0,09 СН|Л; 3,6 Н 20 . Определяем теплоту сгорания газов (см. табл. в п. 3.1). Qp кокс _ 12 6 4 5 . 0;0721 + 10 7 6 0 . 0 5472 + 35 800 ■ 0,2527 + + 59 037 0,00304 = 17 610 к Д ж /м 3. q p дом _ 12 6 4 5 . о ) 2 7 5 + ю 7 6 0 • 0 ,0 0 2 4 1 + + 35 800 • 0,0009 = 3 780 кДж / м 3. 1 7 6 1 0 -6 7 0 0 Доля доменного газа в смеси равна а = -------------------= О, /9 о . 1 7610-3780 Рассчитывая состав смеси х см = х ;а + х ^ (1 - а), находим со­ став смешанного газа: С 02см = 10,3 ■ 0,796 + 2,28 • 0,204 = 8,68 %; СОсм = 27,5 • 0,796 + 7,21 • 0,204 = 23,35 %; N2cm = 56,1 • 0,796 + 3,85 ■ 0,204 = 45,4 %; Н2см = 2,41 ■ 0,796 + 54,72 ■ 0,204 = 13,1 %; СН4ш = 0,09 ■ 0,796 + 25,27 ■ 0,204 = 5,23 %; С2Н4см = 0 ’ 0.796 + 3,04 ■ 0,204 = 0,62 %; 0 2см = 0 • 0,796 + 0,61 • 0,204 = 0,12 %; н 2°см = 3’6 • ° .796 + 3,02 • 0,204 = 3,5 % 5 > 1 0 0 %. Расчет расхода воздуха, состава и количества продуктов сгорания производим в форме таблицы (табл. 3.17). Расчет ведем на 100 м3 газа. 47 Ра сх од во зд ух а, с ос та в и ко ли че ст во пр од ук то в сг ор ан ия см еш ан но го га за Сч'-'Ч §-а I Пр од ук ты го ре ни я, м 3 Вс ег о 1 1 1 1 1 i 1 i 22 7, 32 5 (1 00 ) 24 19 83 (1 00 ) S5 1 11 5, 12 5 (из во зд ух а) \ I 1 I 45 ,40 I ! I 16 0, 52 5 (7 0, 27 ) 17 1, 98 8 (7 1, 04 ) о а? 1 L 10 ,46 | •п* 1 i3 ,i o_ __ __ __ | 1 3, 50 1 28 .3 0 (1 2, 62 ) 28 .3 0 (1 1, 69 ) I- ... ... ... ... .- 6 и 1 8.6 8 ' 23 ,3 5 1 5,2 3 1 ! 1, 24 1 1 1 f 38 .5 0 | (1 7, 11 ) 38 .5 0 (1 6, 02 ) 1 Уч ас тв ую т в го ре ни и | I во зд ух , м3 1 Вс ег о 1 ! 30 ,42 5 + + 11 5,1 25 = = 14 5, 55 0 14 5, 55 0 (1 00 ) 16 0, 10 8 (1 00 ) CS Z, 30 ,42 5 х > х 3, 76 2= =1 15 ,12 5 1 11 5, 12 5 (7 9) 12 6, 58 8 (7 9) г о 1 11 ,6 75 I 10 ,46 0 ] | 1,8 60 1 1 6,5 50 | f 1 1 30 ,4 25 (2 1) 33 ,5 2 (2 1) | см еш ан ны й га з С од ер ж ан ие , % (м 3) | 8,6 8 (8 ,68 ) ! 23 ,35 (2 3, 35 ) I 5,2 3 (5 ,23 ) | I 0, 62 (0 ,6 2) ] Г 13 ,1 0( 13 ,1 0) | Г 45 ,4 0( 45 ,4 0) | Г 3, 50 (3 ,5 0) I ! 0, 12 (0 ,1 2) | I t >о И а* С ос та в О £ и оо Я «л О О я и <4 Z a« СП оh О Вчоа Бa в я * -В S я о а чо (■W йо % £ 8. ® в Я оа о4 « в ■х 5 о р. ю в ° ч о a в Э И о я Й Й & о Й ио вя fc В се го 1 1 i \ 1 68 1, 25 (1 00 ) 73 8, 27 (1 00 ) Пр од ук ты сг ор ан ия , м3 04 Z 38 3, 65 (из в оз ду ха ) 1 i 1 On 38 8, 55 (5 7, 1) 42 6 (5 7, 7) 9 . я 18 6, 4 CS i 3, 0 1 i 1 19 3, 9 (2 8, 4) 19 3, 9 (2 6, 2) о и 93 ,2 1. 4 i 2, 4 1 98 ,8 (1 4, 5) 98 ,8 (1 3, 4) Во зд ух , об ог ащ ен ны й ки сл ор од ом , м3 | Вс ег о 19 5, 75 + + 38 3, 65 = = 57 9, 4 57 9, 4 (1 00 ) 63 6, 42 (1 00 ) (N Z X 11 <о <Л V© 'ч. ж >-1т 2 х » 38 3, 65 (6 5) 42 1, 1 (6 5) <4 О 18 6, 4 2, 45 3, 0 3, 9 i 19 5, 75 (3 5) 21 5, 32 (3 5) | Пр ир од ны й газ _1 Со де рж ан ие , % (м 3) 93 ,2 (9 3, 2) г- Р о~ o''w' VO 40 o' О 0, 6 (0 ,6 ) On Sf ioe зн ач ен ие , м 3 % ), пр и: О itв в н па Со ст ав S?О s? о 00 Ягъ и О я и СЧ £ 5 v ,/ 6 s s >, о 53 Пр им еч ан ие . Су мм ар но е со де рж ан ие к ис ло ро да в пр од ук та х сг ор ан ия п ри ав = 1,1 со ст ав ля ет 19 ,57 м3 (2,7 % ). В обоих случаях расчеты проверяем составлением материаль­ ного баланса, как показано в примере 2. Для расчета калориметрической температуры горения нахо­ дим низшую теплоту сгорания газа р _ 805560-СН4 +1323580-С2Н 6 + 2044156-С 3Н 8 +2658745-С 4Н 10 ~ 22,4 _ 805 560 • 0,932 +1323580 - 0,007 + 2 044156 • 0,006 + 2 656745 - 0,006 _ 22,4 = 33 800 кД ж /м 3. При горении в обычном воздухе энтальпия продуктов сгора­ ния равна QP 33 800 , з 1а = — f - = ------- = 3002к Д ж /м . < г П ’27 t^ = 1 9 0 0 °C t '= 2 0 0 0 ° C iC02 = 0,0876-4360,67 = 413,5; icc>2 =0,0876-4835,10 = 462; iH2o = 0,1722 ■ 3429,90 = 641,5; iH20 = 0,1722 • 3839,72 = 729 ; io 2 =0,0173-2971,30 = 51,4; i0 i =0,0173-3442,76 = 54,4; iN2 =0,7229-2646,74 = 1893,0; iNj =0,7229-2970,26 = 2130; i1900 = 2999,4 кД ж /м 3. i2000 =3374,4 кД ж /м 3. t K = 1900 + 3002 ~ 29" ’4 -100 = 1901 °C. 33 7 4 ,4 -2 9 9 9 ,4 При горении в воздухе, обогащенном кислородом, энтальпия продуктов сгорания .// Qg 33 800 .воЛ _ , з lo = —тг = --------- = 4580кДж/м . V"r 7,38 ^ 54 t£ = 2400°C t" = 2500 °C ico =0,134-6023,25 = 806 ; ico = 0,134• 6303,53 = 971; iH2o = 0,262 • 4724,37 = 1239; iH2o = 0,262 ■ 5072,74 = 1330; o 2 =0,027-4014,29 = 108; N =0,577-3786,09 = 2185; i02= 0,027-3837,64 = 103,5; iN2 = 0,577 ■ 3620,58 = 2090 ; *2400 = 4238,5 кД ж /м 3. i25oo = 4594 кДж / м3. tK = 2400 + 4580 42-38,5- -100 = 2496 °C. 4 5 9 4 -4 2 3 8 ,5 Из результатов расчетов видно, что обогащение кислородом воз­ духа, расходуемого на горение газа, уменьшает расход воздуха, ко­ личество продуктов сгорания, а, следовательно, увеличивает кало­ риметрическую температуру горения. 4. РАСЧЕТ НАГРЕВА МЕТАЛЛА Для проведения расчетов нагрева необходимо знать теплофизи­ ческие свойства нагреваемого тела: X - коэффициент теплопроводности, Вт/м-°С; с - теплоемкость, кДж/кг-°С; р - плотность, кг/м ; а - коэффициент температуропроводности, м /с. Необходимо учитывать зависимость теплофизических свойств от тем­ пературы металла. При этом следует иметь в виду, что в одних случаях вычисляемые значения теплофизических свойств относятся к опреде­ ленному значению температуры, в других - к среднему значению в дан­ ном температурном интервале. Таким образом, необходимо различать истинные и сред ние значения теплофизических свойств. Коэффициент теплопроводности углеродистой стали можно вы­ числять по эмпирической формуле Х0 = 1 ,1 6 3 (6 0 -8 ,7 C -1 4 ,4 M n -2 9 S i) , Вт/м-°С, где С, Mn, Si - содержание углерода, марганца и кремния в стали, %. 55 Формула действительна для температуры О С и содержания угле­ рода до 1,5 %, марганца и кремния - до 0,5 %. Значения X при различных температурах выражаются следующими зависимостями: Я^оо = 0,95Ло; Х400 = 0,85Хо; А^ оо= 0,75Ао; Xgoo = 0,68Ао; ^юоо = 0,68Хо; Хиоо = 0,73А^ . Все теплофизические характеристики нагреваемых материалов даны в справочной и технической литературе [8, 11, 12]. Для пред­ варительных расчетов можно воспользоваться значениями, приве­ денными в табл. 4.1 и 4.2. В теории нагрева металла рассматриваются случаи нагрева тон­ ких и массивных тел. Поэтому при решении задачи о нагреве тела важное значение имеет оценка его термической массивности. Для установления границ тонких и массивных тел пользуются кри­ терием Био, характеризующим соотношение между количеством теп­ ла, полученным поверхностью (а), и количеством тепла, отведенным X внутрь ( — ), т. е. между внешним и внутренним теплообменом. где а - суммарный коэффициент теплоотдачи к телу, характери­ зующий интенсивность внешнего теплообмена, Вт/м2 оС; X - коэффициент теплопроводности, Вт/м °С; S - расчетная толщина нагреваемого тела (изделия), м. Расчетная толщина нагреваемого тела S = (х8, где (J. - коэффициент несимметричности нагрева (при двусторон­ нем нагреве |д. =0,5 , при одностороннем ц.=1); 5 - толщина нагреваемого тела (изделия), м. Для некоторых наиболее распространенных случаев значения коэффициента несимметричности fi. и расчетной толщины S при­ ведены в табл. 4.3. 56 Та бл иц а 4. 1 *4> Ьы « Йhw )Яойи кяgиаV В п В -в- ОчвV Н и О СПоо о г - ш On 00 40 V ) чо VO i n On Os ON о о о CS CS CS CS о г -оо о г - fH ON i n O n 00 4 0 40 i n 00 oo r - о о о c s CS c s CS о смO n 1П Г" n c-»* 40 4 0 о о о c s CS CS CS о « лOs 4 0 00 4 0 4 0 r - rfr со ш c— \г> 40 4 0 i n Г - 4 0 i n с о 4 0 4 0 о о о о c s CS CS c s п i n Ш i n m CS о 00 т*Н 0 0 Г " 0 0 Г"* W а 2 с. а & у. s х к х S' 8* С §«о &<■£« § н 3, с 5 о о ir h К СО 57 Ок он ча ни е т аб л. 4. 1 | Те мп ер ат ур а, ° С | 13 00 88 9. 0 7 8 0 .0 12 00 82 1, - 80 5. 0 7 1 2 .0 l o o i i l о ^ CS 00 СП CS со ГЧ со СЧ 1—* »-Н F-Н Т"Ч ч-Ч f'J 43 6. 0 45 3. 0 44 0. 0 44 6. 0 3 9 3 .0 60 0 СО CO О О О О ©^ о no С* сп On On чО О CS СП ^ CS CS 24 9. 0 36 5. 0 48 ,8 17 4. 5 11 4. 0 80 .5 29 ,8 36 ,0 4, 2 2, 46 I 300 I 0, 94 6 28 4, 0 23 0. 0 37 1. 0 16 .7 15 7. 0 10 8.1 76 .7 30 .2 37 .2 I 200 | 0, 93 8 0, 39 8 0, 47 3 0, 55 3 18 7, 4 49 ,6 94 ,5 11 0, 9 37 8. 0 54 ,6 14 2. 0 10 1, 2 71 ,4 30 ,4 38 ,2 4, 6 2, 37 8 V> Тf О® О *-• On Tf <2 нагрев, монолит- 0,8-1 Q5A6 0,5 ныи под S=nd Четырехсторонний нагрев, плоские вертикальные заготовки при Ь/а <1,8 ; d = 1,128^/аТ (J. = 0,5; S = 0,5d 60 Окончание табл. 4.3 Расположение заготовок ц: S _ И . Плоские верти-j -S _ кальные заготовки при Ь/а >1,8 (1 = 0,5; S = 0,5а 1 ер s i Круглые верти­ кальные заготовки (1 = 0,5; S = 0,5dШ т I Односторонний F -^площадь none- 2FS = — у. / X / / / / ‘ В 7 речного сечения j изделия; В * В - ширина ряда Двухсторонний нагрев: F - площадь попе­ 2Вречного сечения изделия; В - ширина ряда Так как в рабочем пространстве нагревательной печи теплооб­ мен происходит одновременно за счет теплового излучения и кон­ векции, то коэффициент теплоотдачи будет равен а = а л + а к . Лу­ чистый теплообмен преобладает над конвективным. Коэффициент теплоотдачи излучением определяется: 61 а л = Спр- ----- _ 4-------— Вт/м К, *печ *пов где Сдр - приведенный коэффициент излучения, Вт/м2 оС 4(К); ^печ (ТПеч) - температура печи, °С(К); tnoB(TnoB) - температура поверхности, °С(К). Определение значения Спр рассматривается ниже. Значение конвек­ тивной составляющей теплоотдачи а к составляет 5-15 % лучистой (меньшее значение для зоны с более высокой температурой). В тонких телах перепад температур по сечению получается не­ значительным (более интенсивный процесс отвода тепла с поверх­ ности внутрь), поэтому им можно пренебречь. При нагреве массив­ ных тел перепад температур достигает значительной величины (процесс теплопередачи на поверхность происходит интенсивнее отвода тепла внутрь), что необходимо учитывать в расчетах. В термическом отношении тело считается массивным, если со­ блюдается условие B i > B i ^ B i ^ = 0,5). При B i< 0 ,2 5 имеем область тонких тел, при 0,25 < Bi < 0,5 - переходную область. Так как критерий Био определяется не только размерами (S) и теплофизическими свойствами (X), но и условиями теплопередачи (а), то одно и тоже тело при нагреве в среде с низкой температурой (ос мало) может быть отнесено к тонким телам и при нагреве в среде с высокой температурой (а велико) - к массивным. Ввиду того, что при нагреве металла в печах преобладающим видом теплообмена является излучение, то для определения грани­ цы тонких и массивных тел можно пользоваться радиационным критерием Старка /"1 / 'Т* с S] ^— г _ 100 I ю о J \ ’ 62 Сг ( Тг )где —— ■ ----- 100 {100)( т•*т - аналог коэффициента теплоотдачи а; Сг — приведенный коэффициент излучения, отнесенный к тем- Тг - температура газа, К. Область тонких тел в этом случае определяется значением Sk < ОД, массивных - Sk > ОД (SkKpHT = ОД). Классификация нагреваемого тела на предмет его термической массивности вызвана необходимостью выбора режима нагрева, количества зон и построения температурного графика нагрева. Некоторые рекомендация по режимам нагрева. Для массивных тел в холодном (непластичном) состоянии быстрый нагрев способствует появлению температурных напряжений, вызыва­ ющих трещины. Обычно рекомендуется медленный (методический) нагрев изделий до температуры центра не более 500 °С. Разность темпе­ ратур между поверхностью и серединой изделия в конце методической зоны можно принять равной (700-800)5. При дальнейшем нагреве влия­ ние скорости подъема температуры не столь существенно, но появляется перепад температур по сечению изделия. . __ Л 4- __ i.I IO B i .U ___В термических печах перепад температур AtK0H - t K0H - t K0H не должен превышать 20 °С не зависимо от толщины изделия. При нагреве металла под обработку давлением по технологическим соображениям перепад температур по сечению изделия не должен превышать 50 °С и ориентировочно может быть выбран: при нагреве высоколегированных сталей любой толщины AtK0H = 1005 , при на­ греве прочих марок сталей толщиной менее 0,1м, AtK0H = 2005, а толщиной более 0,2м, AtK0H = 3005 . Температурный режим - это изменение температуры печи во времени (по длине печи). В практике нагрева металла перед горячей обработкой давлени­ ем и при термообработке встречаются одноступенчатый, двухсту­ пенчатый, трехступенчатый и многоступенчатый режимы нагрева, область применения которых представлена в табл. 4.4. 63 Таблица 4.4 Режимы нагрева металла Режим T = f(x); T=f(l) Область применения Одноступенчатый Нагрев тонких тел (протяжные печи, печи для термообработ­ ки, ковки и штамповки мелких и средних изделий) Двухступенчатый Методические печи (5 < ОД м), кузнечные камерные печи для нагрева средних и крупных заготовок, нагревательные ко­ лодцы при холодном посаде, печи с выдвижным подом, сушила Трех- и более ступенчатый Методические печи (5 > 0,2 м), печи с выдвижным подом для нагрева очень крупных заготовок Циклический Термические печи с заданным графиком нагрева изделий 64 Режим нагрева сталей зависит от конструкции и назначения пе­ чи, марки стали, формы и размеров слитков, заготовок или изделий и от расположения их в печи. Одноступенчатый режим, состоящий из одного периода (при tne4 = const или q = co n s t), обычно применяют для нагрева тон­ ких заготовок: листов, сутунок и т. д. при одиночном их располо­ жении. В этом случае нет необходимости выделять период нагрева, связанный с возникновением температурных напряжений, а также не требуется выравнивание температур по сечению и заготовки можно нагревать с неограниченной скоростью нагрева, которая сдерживается только условиями внешнего теплообмена. Односту­ пенчатый нагрев может применяться так же при горячем посаде слитков (температура поверхности 600 °С и более). Однако при термообработке изделий часто вводят период выдержки с целью завершения всех структурных превращений металла. Чаще всего нагрев ведут при постоянной температуре печи и расчет нагрева сводят к определению его продолжительности. Двухступенчатый режим нагрева обычно состоит из периода ос­ новного нагрева (при t ne4 = c o n s t; при q = c o n s t) и периода вы­ держки (при t ne4 = const или t n = c o n s t). Период (зона) выдержки всегда служит для доведения температуры геометрического центра садки до температуры операции. Необходи­ мость зоны выдержки появляется лишь при условии Bi > B iKp. Двухступенчатый режим нагрева используют в двух зонных ме­ тодических печах, в которых предварительный нагрев металла про­ изводят в методической зоне при постоянно увеличивающемся теп­ ловом потоке, а окончательный — в сварочной при постоянной тем­ пературе печи. Трехступенчатый режим состоит из периода напряжений (до t = 500 С в середине тела), периода ускоренного нагрева и пе­ риода выдержки. Этот способ нагрева применяют для высоколеги­ рованных и легированных сталей разных размеров. Многоступенчатый режим, состоящий из нескольких периодов нагрева, выдержки и охлаждения, применяется в сложных режимах 65 термообработки. Чаще всего такой режим задается в виде графика и расчет в этом случае сводится к определению температур метал ла, печи и тепловых потоков в каждой ступени нагрева. 4.1. Построение температурного графика нагрева Температурный график нагрева под горячее формообразование - основа теплового конструкторского расчета печи. По графику вы­ бираем необходимые для расчета значения температуры продуктов сгорания и нагреваемой садки. Сначала необходимо построить при­ ближенный температурный график (рис. 4.1). Для этого используем приближенные значения теплофизических характеристик, коэффи­ циентов теплоотдачи, t^K, t£ K, t * , t nn. Рис. 4.1. Температурный график нагрева (приближенный) Так, для определения суммарного коэффициента теплоотдачи при нагреве садки в камерных кузнечных печах можно использо­ вать формулу — ОД / 'Х' Аг 100 , Вт/м -К. 66 Для методических печей = 58 + 0,35(tr — 700). Полагая, что для всех зон рабочего пространства коэффициент теп­ лоотдачи к металлу постоянный, определяем критерий Bi, и если для симметричного нагрева B ix=BiKP. то температурный график должен иметь зону вы­ держки (томильную зону). Уточненный температурный график (рис. 4.2) строим в коорди­ натах t - т . В контрольных сечениях условно откладываем значе­ ние температуры продуктов сгорания t r ) , t r3 , а также тем­ пературы на поверхности заготовки , t„ 3 и в ее геометри­ ческом центре tм0 t4 t4 ’ М3 Определяем время, когда температурные напряжения макси­ мальны и равны . са max = ---- (Д™ цилиндра), а 67 max = 0 ,2 5 — (для пластины), а Сопоставив а тах и сту (отах > а у), получим, что зону основно­ го нагрева между сечениями 0 - 0 и 1(2) - 1(2) необходимо разде­ лить на две зоны - щадящего и форсированного нагрева. Между точками t" и t? , отмечаем фактический пе- M lomax Млатах репад температур А1фак, между точками и , а также t„ 3 и - соответственно начальный AtHa4 и конечный AtK0H. Перепаду AtK0H следует уделять большое внимание, так как не­ равномерность прогрева контрольного сечения заготовки влияет на время выдержки, угар и обезуглероживание садки, а также на рабо­ ту кузнечно-прессового оборудования, прокатного стана и т. п. Значение AtK0H находим по формуле ^кон - $t: • х , где 5t - удельная неравномерность прогрева садки в сечении 3-3, принимаемая равной 2-3 °С/см; х - характерный размер садки. Точки , t° 2 и наносим на график как заведомо известные. Так, - температура загрузки (начальная) садки (она задается). Температуры t„ 2 и t” равны температуре операции t on, кото­ рую выбирают по таблицам, зная марку нагреваемой стали. Значе­ ние температуры на поверхности садки в момент ее выдачи из печи находим по выражению X 68 t n = t 4 + Atм3 lM3 iJtKOH • В первом приближении температура tjj принимается равной 900-1000 °С (затем она пересчитывается). Значение температуры рассчитываем по уравнениям: F0i=fi B i., 0 Т Foi - fi Bii, ' t o * V®o J 0 T _ ritr. - t Ml t - t n l ri LM0 -IL tr - t L Щ M0 Эти уравнения нужно решать относительно температуры t® , используя номограммы, представленные на рис. 4.3-4.6. Аналогич­ но можно рассчитать значение температуры tJJ . Найденные зна­ чения наносят на температурный график. Температура продуктов сгорания на выходе из печи t ^ (для двух­ трех ступенчатого режима нагрева) принимается равной 800-950 °С. Значения температур t F] и tr принимают из соображения их пре­ вышения над температурой металла на 400-150 °С, a t r3 на 100-150 °С и даже 50 °С. Полученный таким образом температур­ ный график при необходимости уточняется и строится заново. После уточнения температурного графика можно записать значения температур металла и дымовых газов, что позволит рассчитать тепло­ обмен во всех температурных зонах рабочего пространства, продолжи­ тельность пребывания металла в печи и другие параметры. 69 аат /х*— - б Рис. 4.3. Относительная температура поверхности цилиндра: а - Fo < 15; б - Fo < 0,5 70 аб Рис. 4.4. Относительная температура середины цилиндра; а - Fo < 15; б - Fo < 0,5 71 / ав 4f V 1 ТТ( 2 Рсо2 = — Х в = т —1 ■981. к™м!, E V i s v i i=l i=l VH20 0 VH20 nQ1 „ , 2 P h 20 = - 4 ^ — B = - 5- 2— 9 8 ,1 ,kH/m , x v i I Vi i=l i=l 4 где XVi - суммарный объем продуктов сгорания, м3/м3; i=l VCo 2 и Vh 2o - содержание С 02и Н20 в продуктах сгорания, м3/м3. 75 4. Рассчитываем произведение Р с о 2 ’ ^эф и Р н 20 ' $ эф Д™ всех зон рабочего пространства, среднее значение температур продуктов сгорания в зонах и при этих значениях температур, используя номо­ граммы (рис. 4.7 и 4.8), определяем степень черноты излучающих газов 8 с о 2 и £ н 20 и суммарное значение степени черноты про­ дуктов горения топлива по формуле U — ► Рис. 4.7. Номограмма для определения £Со2 76 Рис. 4.8. Номограмма для определения ен2о е г = (SC 02 + Р -еН2о ) + ^ е г ’ где Р и Авг - поправочные коэффициенты, выбираемые в соответ­ ствии с рис. 4.9 и 4.10. 77 W\---- ----- ---------- r—71 j j i j p — га w во воклагоа Рн,о *" Рис. 4.9. График для определения поправки, учитывающей парциальное давление водяных паров оовг QS5 | Щ' Л Вт 1 " 0,01 001 О о,г 4* Об ое 1,0 о цг w op o,s у о о / о,ч os о,$ ifi и^го/(^нго* с^о^ J e « 1CЖ. с W S Рис. 4.10. Значения поправки Дег на излучение смеси С02 и Н20 при различных температурах 5. Определяем значение приведенного коэффициента излучения в системе газ-кладка-металл по приближенной формуле С = С •£ = С • g ■ со + 1 - е г '- ''П П ' —'Л ^ГГП ' - ' л С*ХЛпр ^ 0 °пр ^ 0 °М 1 р [ем + 8г(1-£м)]------ L + co е г'Г 78 где С0 - коэффициент лучеиспускания абсолютно черного тела, равный 5,67 Вт/м2 К4; 'пр приведенная степень черноты системы, равная f(eM, e r ,ю) ; ем - степень черноты металла. 6. Рассчитываем коэффициент теплоотдачи излучением в зонах рабочего пространства по формуле ( Т Л4 f Т 1 Г ^ к а л -^"пр __г 100У _м_ 100 Если по длине печи или с течением времени температуры газа и металла меняются, то средний за время нагрева коэффициент теп­ лоотдачи излучением находят по формуле «, =i/aI “S = - Л; где индексы «н» и « к » означают температуры газа и металла в начале и конце периода нагрева. Если температура газа принимается неизменной, то 7. Выполняем расчет конвективного теплообмена. Определяем значение конвективной составляющей теплоотдачи а п , полагая, что а к = (0,05 -0 ,1 5 )а л . 79 8. Определяем суммарный коэффициент теплоотдачи для каж­ дой зоны путем суммирования конвективной и лучистой состав­ ляющих: а = а л + а к . 9. Значение эффективных коэффициентов теплоотдачи сопос­ тавляют с принятыми ранее при построении первоначального гра­ фика, пересчитывают критерий B i для каждой зоны и вносят кор­ рективы в классификацию садки (при необходимости изменяют число зон, приводя его в соответствие с расчетными данными), уточняют расчетное время пребывания садки в зонах рабочего про­ странства, наносят значения времени на температурный график. 10. Путем суммирования рассчитывают общее время нагрева за­ готовок и полученные значения сопоставляют с данными, имею­ щимися в литературе. 4.3. Определение продолжительности нагрева заготовок Продолжительность нагрева тонких тел при постоянной темпе­ ратуре печи определяют по формуле х = — ■ In t^e<1 F а tne4- t * или S-c-p . t ne4- t " т = --^ - l n - 252— , с, т а t —t ^печ vm G S p где — = -------- отношение массы к поверхности тела; F m S - расчетная толщина нагреваемого тела (изделия), м; р - плотность тела (изделия), кг/м3 ; 80 m - коэффициент формы, зависящий от отношения объема тела к его поверхности и равный для пластины - 1, для цилиндра - 2, для шара - 3; с - средняя теплоемкость тела (изделия), кДж/кг °С; 2 а - коэффициент теплоотдачи, Вт/м °С; tne4 - температура печи, °С; t“ и - начальная и конечная температуры тела, °С. Средняя температура тела за весь период нагрева In мюч Для высокотемпературных печей, в которых преобладает тепло­ передача излучением, продолжительность нагрева может опреде­ ляться по радиационной формуле S-c-p 100 т а * печ 100 ¥ ^ грК 4 - Vт ^ Апеч ) ^ Апеч ) Функция у имеет вид Значение V)/ ТV печ у можно определить по графику (рис. 4.11). печ/ т/тпе Рис. 4.11. График функции У (Т/Тпеч) Более универсальным способом определения времени нагрева детали в термической или нагревательной печи является способ расчета по критериальным зависимостям, который можно выразить в следующей форме: f _д 1печ 1м _ -m B iF o н 1t — t^печ где Bi и Fo - критерии Био и Фурье. 82 Подставив в эту зависимость выражение критерия Фурье 21X Fo=— и решив его относительно времени нагрева, получим S s 2 b t ne4 t* t — t K 1 ^ _______ ипеч x a B i m ’ где a - коэффициент температуропроводности металла, м2/с; m - коэффициент формы. Существуют графики, построенные Д.В. Будриным [7, 10, 13], представляющие данную критериальную зависимость, т. е. 9 = ^ еч—С = f (B i ;F o ;—). t - t H Sипеч В этих графиках приведены значения функций f (Bi; Fo) для поверхности (% = ±S или г = R ) и для центра (%=0 или г = 0 ) пла- aS стины и цилиндра в зависимости от критериев Био ( Ь 1 = ------- для X Приведенные формулы и указанные графики Будрина можно использовать и для случая охлаждения тел в среде с постоянной температурой, т. е. когда t cpe№, < t“a4 . Определение времени нагрева (охлаждения) по критериальным зависимостям производится в следующей последовательности: а) находим критерий B i ; б) находим температурный критерий для поверхности нагревае­ мого изделия 0ПОВ и серединных слоев металла 0цен ; 83 в) определяем критерий Fo (по графику) по найденным значе­ ниям критериев Bi и 0; г) уточняем значение коэффициента теплопроводности по при­ ближенному значению t ueH, а затем соответственно уточняем рас­ считанные выше величины; S 2 д) рассчитываем время нагрева T = F o — (а - среднее значение а коэффициента температуропроводности). Следует отметить, что рассчитать нагрев деталей в печах с по­ стоянной температурой можно по формулам для тонких тел, когда критерий Био < 0,4, и по графикам Д.В. Будрина, когда критерий Био > 0,4. Нагрев массивных тел ведется по двух- или трехступенчатому графику, если не оговорен специальный режим термообработки. При определении продолжительности нагрева массивных тел пользуются формулой, выведенной из уравнения теплопроводности в предположении, что температура поверхности изменяется прямо­ линейно в зависимости от времени: ФБ a At* ( * м - 0 С’ где Ф - коэффициент формы заготовки, выбираемый по таблице [10,13]; S - расчетная толщина заготовки, м; 2 а - коэффициент температуропроводности металла, м /с; t„ и t* - начальная и конечная температуры металлов, °С; AtJJi - конечная разность температур поверхности и центра на­ греваемой заготовки, °С At^j определяется по формуле где Тпеч - температура печи, К; - температура металла конечная, К; X - коэффициент теплопроводности, Вт/м ■ °С. Если нагрев протекает с выдержкой в конце для выравнивания температур по сечению заготовок и для завершения структурных превращений, то продолжительность выравнивания температур определяется по формуле где е - коэффициент, выбираемый по графику в зависимости от степени выравнивания температур 6 и формы тела [13]: Д1Д°п 5 = i f b ! _ Atм где At^on - допускаемая разность температур в конце выдержки (200 °С на 1м толщины заготовки). Степень выравнивания температуры можно определить по сле­ дующей расчетной формуле [7]: „ At*, . . . а т , ах 5 = T JL= f ( - r ) , - т ~ е , AtH S S где AtH и AtK - разность температур по сечению тела в начале и конце нагрева, °С. При нагреве под ковку и штамповку AtK = 20-50 °С, при нагреве под термообработку AtK = 5-10 °С и ниже. Продолжительность выдержки при термообработке для завер­ шения структурных превращений, по литературным данным при­ нимается равной примерно двойному времени выравнивания, т. е. т и 2т 1выд ^ 1выр * 85 При нагреве высокоуглеродистых и легированных сталей (трех­ ступенчатый режим) температурные напряжения могут возникать до 500-550 °С. Поэтому продолжительность первого периода опре­ деляют по формуле O S 2 xi = — ------ [500 + (1—г) Atfl0n - tH], ч, 3 At д0П где Ф - коэффициент формы; S - расчетная толщина изделия, м; 2 а - коэффициент температуропроводности, м7с; г - поправочный коэффициент (для цилиндра г = 0,5, для пла­ стины г = 0,33 ); Л^доп “ допускаемая разность температур по сечению для пер­ вого периода, °С • Atflon находят по формулам: 1,05 о доп At = ------------ , °С - для пластины; доп РЕ 1 4 а At доп - — — — - С - для цилиндра, Р-С где а доп - допустимое температурное напряжение; Р - коэффициент объемного расширения, 1 / °С; Е - модуль упругости, Н/м . Второй период нагрева - ускоренный, или форсированный (металл перешел в пластическое состояние), причем скорость и разность темпе­ ратур по сечениям будут зависеть от тепловой мощности печи. На практике считают, что AtH = (l,25 —1,5)At riun . Ф S2 Тогда ти = -------[ t„ - r A t u — 500 — (1 — г) Atдоп ], ч. 86 Продолжительность третьего периода - выдержки для выравни­ вания температуры по сечению определяют по формулам: s 2 In 1 ,0 3 ^ 2 - , ч 2,47 аш At* R 2 l n l , l l Atn , 4 5,78ащ < ТПГ Тщ = -in 1,11— —, ч - для цилиндра, где At * - конечная разность температур по сечению, равная 25-70°С. Продолжительность нагрева по известному тепловому потоку или при qn = const определяют по формуле Ai S р т = ------- m Яср где Ai - приращение теплосодержания, кДж/кг; ш - коэффициент формы; qcp ——---- средний тепловой поток, Вт/м2; 2,3 lg — Чк 2 qH qK - тепловой поток в начале и конце интервала, Вт/м . Продолжительность нагрева массивных тел можно определить по формулам для тонких тел, но с поправкой на массивность (для « S ЛЛЧтеле---- <4и): % S p c k , tne„ - t M х = — ------- ]n-S® — - , с. т а t —t K1печ 1м 87 Коэффициент к зависит от массивности тела и его формы и оп­ ределяется по выражению а Sк = 1 + ------------- . ( m + 2 ) X Из эмпирических формул можно рекомендовать формулу Н.Н. Доб­ рохотова для определения времени всестороннего нагрева загото­ вок толщиной свыше 100 мм до 1200 °С в камерных печах: =kDVD, ч, где к - коэффициент, равный 10 для конструкционной углероди­ стой и низколегированной стали, и 20 для высокоуглеродистой и высоколегированной стали; D - диаметр или толщина заготовки, м. Время нагрева, особенно высокоуглеродистой и высоколегирован­ ной стали, разбивают чаще всего на два периода: от 0 °С до 850 °С и от 850 °С до 1200 °С; при этом коэффициент к для первого периода принимают равным 5 для углеродистой стали и 13,3 - для высоко­ углеродистой и высоколегированной, а для второго периода - соот­ ветственно 5 и 6, 7. Продолжительность нагрева конструкционных и низколегиро­ ванных сталей в методических печах с температурой уходящих газов 800-850 С можно определить по формуле Н.Ю. Тайца t = ( 7 + 0 , 0 5 D ) D , мин, где D - толщина изделия, см. При нагреве заготовок толщиной до 300-350 мм в методических, полуметодических печах продолжительность нагрева ориентиро­ вочно можно определить по формуле т = k d , 88 где к - коэффициент равный: 0,1-0,15 - для углеродистых и слаболегированных сталей, 0,15-0,2 - для легированных сталей, 0,3-0,4 - для высоколегированных и инструментальных сталей. Для учета влияния длины заготовки продолжительность нагрева умножают на коэффициент к } в зависимости от отношения длины заготовки к размеру сечения. При 1 / d - 3 2 1,5 1 kj - 1 0,98 0,92 0,71 При определении продолжительности нагрева изделий следует учи­ тывать, что практически на поду печи лежит не одна заготовка, а не­ сколько, что уменьшает эффективную лучевоспринимающую поверх­ ность. Поэтому время нагрева изделий должно быть вычислено с уче­ том расположения изделий на поду печи. Значения коэффициентов расположения заготовок (изделий) к . приводятся на рис. 4.12. '///W/T^S/VA ? f/8d *777; !,Z5 3ft zp ¥ Рис. 4.12. Значения коэффициента к, учитывающего влияние взаимного расположения заготовок на поду печи во время нагрева При расчете нагрева металла определяют не только продолжи­ тельность нагрева и температуры металла, но и другие параметры, 89 характеризующие процесс нагрева: температуру печи, тепловой поток, коэффициенты теплоотдачи и т. д. В этих случаях пользуют­ ся следующими формулами: tne4 =100. - 1 _ + Г Ь С пр Uoo, \4 -273, °С; 2Я, At 2 q — — , q — ct(tne4 — tn) , Bt / m , q = C n p 100 100.v , Bt / m ; \ 4 a = C 100 100. n p ^печ t n , Bt / m2 °C , где ^печ С^печ) - температура печи, °С (К); t„ (Т„) - температура поверхности, °С (К); Спр = еС0 - приведенный коэффициент излучения, Вт/м2 • °С4! X - среднее значение коэффициента теплопроводности, Вт/м- °С; At - разность температур по сечению тела, °С; ос - коэффициент теплоотдачи, Вт/м2- °С; 8 - степень черноты. Охлаждение при термической обработке - важнейшая стадия процесса. В зависимости от режима термообработки скорость ох­ лаждения может быть различной. Если изделие охлаждается в печи и скорость охлаждения задана, то расчет охлаждения сводится к определению перепада температур по сечению изделия, теплового потока и температуры печи [7]. 90 В случае охлаждения изделий на воздухе или в жидкой среде расчет охлаждения можно производить по формулам, относящимся к нагреву изделий при постоянной температуре окружающей среды. 5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА ПЕЧИ Стандартом установлено понятие рабочего пространства как пространства, определяемого шириной (диаметром), длиной и вы­ сотой садки максимальных размеров (а для насыпной продукции - размерами загруженных корзин, поддонов, барабанов, конвейерных лент или плит и т. д.), неравномерность температуры которого по окончании процесса не превышает задаваемого значения. Следовательно, основными размерами рабочего пространства печи являются ширина, длина и высота. Размеры рабочего пространства печи определяют исходя из следующих положений: - Размеры пода печи (ширина и длина) при выбранном распо­ ложении изделий должны соответствовать заданной производи­ тельности печи. - Высота рабочего пространства печи должна обеспечивать та­ кой ее объем, при котором достигается полное горение топлива, достаточная интенсивность теплопередачи на поверхность металла и удобство размещения изделий. Таким образом, размеры пода проектируемой печи связаны с произ­ водительностью печи, размерами садки (заготовок), временем пребы­ вания металла в технологических зонах и способом укладки заготовок в печи. Эту связь определяют следующими соотношениями: 1. Штучная производительность печи N =— , ш т /ч , g где G - часовая производительность печи, кг/ч; g - вес нагреваемого изделия, кг/шт. 91 2. Количество нагреваемых изделий, которое должно находиться одновременно в печи, чтобы обеспечивать требуемую штучную производительность: n = N • т , шт., где х - продолжительность нагрева заготовок с учетом их располо­ жения в печи, ч. 3. Площадь пода, занятая металлом (полезная площадь пода): ^акт ~ D ^м ’ м » где ^ -п р о е к ц и я нагреваемого изделия на под, м2. 4. Коэффициент загрузки пода FV _ *акт п г? » Fn где Fn - площадь пода печи (полная), м2. Отсюда необходимые размеры площади пода для обеспечена часовой производительности G (кг/ч) или штучной N (шт/ч). Fn Xj м 2 . к п К g К Практически в целях получения максимальной производительности для камерных печей к п = 0,4-0,5, для методических и проходных печей, когда заготовки лежат вплотную друг к другу, к п =0,7-0,9. Размер пода печи при заданной производительности можно так­ же определить из выражения п - ^ 2Fn - м > где G - производительность печи, кг/ч; К - коэффициент напряженности пода, кг/м2 • ч. 92 Напряженность пода зависит от типа печи, вида топлива, вели­ чины поверхности нагреваемого изделия и находится в пределах 2 350-500 кг/м -ч для камерных печей (для термической обработки - 2 2 закалки, нормализации и отпуска - 100-160 кг/м • ч), 500-550 кг/м ■ ч - 2 для методических (для термообработки - 100-200 кг/м ■ ч), 2 2 50-60 кг/м ■ ч - для отжигательных печей и 1200 кг/м ■ ч - для пе­ чей скоростного нагрева. Более точно размер пода рабочего пространства печи определя­ ется исходя из следующего: А. Ширина пода при укладке изделий поперек пода определяет­ ся длиной нагреваемых изделий и удвоенным расстоянием между концами изделия и стенками печи, т. е. вп — и^зд "I" 26 , мм, где 1изд - длина изделия, мм; 5 - зазор между изделием и стенкой печи, мм. В расчетах 5 принимают равным 200-300 мм. При укладке из­ делий в несколько рядов следует учитывать также величину зазоров между рядами изделий (шаг укладки - S ). Тогда B n = n r W + (n l _1)S + 2 5 ’ м м ’ где П| - количество рядов нагреваемых изделий; S - шаг между изделиями, мм. Для механизированных печей ширина пода печи зависит от раз­ меров транспортных средств (поддонов, конвейерных лент и др.). Как правило, в этих печах применяют одно- или двухрядный посад (расположение). В нагревательных проходных печах нет фиксации заготовок (сад­ ки), ограничивающей их смещение к стенкам печи, в отличие от тер­ мических, где поддоны за счет направляющих могут перемещаться лишь в одном направлении. Поэтому зазоры между движущимися 93 рядами (а) и между движущимися рядами и стенкой рабочей каме­ ры (с) дня перемещающейся садки в поддонах значительно меньше, чем в нагревательных проходных печах (табл. 5.1). Таблица 5.1 Характеристика иосада, определяющая ширину рабочего пространства проходных печей Тип печи Значения зазоров, мма с Методическая нагревательная: однорядный посад двухрядный посад Термическая проходная с одно- и мно­ горядным посадом поддонов (конвей­ ерных лент) 250-400 200-350 50-100 250-350 200-300 30-150 Б. Длина пода печи определяется количеством изделий, одно­ временно находящихся в печи. При однорядной укладке полезная длина пода печи будет равна L = n b, мм, ПОЛ где п - количество нагреваемых изделий; Ь - размер (диаметр или сторона квадрата) заготовки. При двухрядной укладке т _ п и ^ПОЛ 2 ММ' Полная длина печи при укладке изделий по длине пода в не­ сколько рядов с учетом шага укладки и расстояния от- изделия до торцевой стенки будет равна I t L n0JI = n b + (n - 1)S + а , мм, где п - количество изделий в одном ряду, равное п /п ; S - шаг между изделиями, мм; а - расстояние (зазор) от изделия до торцевой стенки (прини­ мается равным 200-300 мм). 94 Шаг между изделиями должен быть увязан с коэффициентом, учитывающим расстояние изделий на поду печи а расп ( см. раздел 4). Тогда полная площадь пода г п ^пол°п • Высота печи. На основании исследований рекомендуют рабочее пространство малых печей делать высотой 400-600 мм, учитывая вид топлива и способ его сжигания (для газовых печей меньшее значение), средних - 600-800 мм, а для больших - 800-1000 мм. Высоту рабочего пространства печи можно определить по фор­ муле, предложенной М.А. Глинковым: Н = (А + 0,5ВП) t r 10~3, м , где А - коэффициент, равный 0,5-0,53 для печи с t r < 900 °С и 0,6-0,65 - t r > 1300 °С ; Вп - ширина пода печи, м; t r - температура печных газов, °С . Данной формулой целесообразно пользоваться при расчете ме­ тодических печей. Высота сварочных зон кузнечных методических печей равна примерно 1000 мм. Она зависит от скорости газов в печи, которую определить в начале расчета печи трудно. Высоту рабочего пространства печи можно определить также по отношению поверхностей нагреваемого металла и кладки печи F ш = —— . Это отношение для нагревательных печей берется в пре- FАкл делах 0,25-0,3. Следовательно, задав соответствующие значения оо и вычислив величину нагреваемой поверхности металла FM, можно определить F величину внутренней поверхности кладки FKJI = — . Тогда высота to рабочего пространства печи определяется из уравнения 95 Ркл “ F CB = 2Н (ВП + L n ), где FCB - внутренняя поверхность свода печи, равная 1,1 Fn, м2; Вп - ширина пода печи, м; L n - длина пода печи, м. Откуда С 1 Г Д — КЛ 1 св 2(В П + L ) При расчетах иногда принимают FM = Fn . Тогда FM=F»oi65- где га - отношение площадей пода и кладки (стен и свода). В этом случае и берется в пределах 0,35-0,45. Этими формулами целесообразно пользоваться при расчете ка­ мерных печей. Высота печи может быть рассчитана также по объему рабочего пространства и площади пода: Объем рабочего пространства определяется по времени пребы­ вания газов в печи, к тому же учитывается объем, занятый метал­ лом и зазорами. Следует иметь в виду, что основные размеры рабочего простран­ ства печей, также как и номинальные температуры, регламентиро­ ваны ГОСТ 26654-85 «Печи промышленные для нагрева и термиче­ ской обработки». 96 Ширина (диаметр) рабочего пространства всех конструкций пе­ чей должна соответствовать следующему ряду значений (мм), пре­ дусмотренных ГОСТ 6636-69: 100, 120 , (150), 180 , 200, 250, (300), 320, 400, (450), 500, (600), 630, (650), 800, (850), 1000, (1100), (1200), 1250, 1400, (1500), 1600, 1800, 2000, 2240, (2360), 2500, (3000), 3250, 3550, 4000, 4500, 5000, (6000), 6300, 7100, 8000 и далее через 1000 мм. Стандартом длину и высоту рабочего пространства рекоменду­ ется выбирать, пользуясь также перечисленными выше значениями. 6. ВЫБОР МАТЕРИАЛА ДЛЯ ВЫПОЛНЕНИЯ КЛАДКИ ПЕЧИ И СОСТАВЛЕНИЕ РАСЧЕТНОГО ЭСКИЗА ПЕЧИ Кладка печей подвергается воздействию высоких температур, которые изменяются во времени, разъедающему действию шлаков и окалины, давлению нагреваемых изделий, ударам при их посадке, что сказывается на продолжительности эксплуатации печей и на технико-экономических показателях их работы. Поэтому кладка печей должна обладать высокой стойкостью. Это достигается правильным выбором конструкции элементов кладки, рациональным применением различных видов огнеупоров, выполнением кладки высокого качества, а также строгим соблюде­ нием правил эксплуатации печей. Кладка печей обычно делается в два слоя: внутренний слой вы­ полняется из огнеупорного материала (шамота, динаса, магнезита, хромомагнезита, талька и др.), внешний слой из теплоизоляционно­ го материала (легковесные огнеупоры, диатомит, трепел, асбест, шлаковая и зольная засыпка и др.). Основные свойства огнеупорных, теплоизоляционных материа­ лов и способы их применения приведены в справочной и технической литературе. Свойства наиболее распространенных материалов пред­ ставлены в табл. 6.1. 97 Таблица 6.1 Теплофизические характеристики основных огнеупорных и теплоизоляционных материалов Материал Коэффициент теплопроводности X, Вт/м К Удельная теплоемкость Се,, Дж/кг-К Плотность p, кг/м3 Динас обычный 0,815+0,00067 t 870+0,193 t 1900-2000 Динас высокоплотный 1,58+0,000381 870+0,193 t 2000-2100 Шамот 0,7+0,000641 865+0,211 1800-2000 Шамот класса А 0,88+0,000231 865+0,211 1800-1900 Высокоглиноземистый: ВГО-45 0,84+0,00058 t 835+0,251 2200 ВГО-62 1,75+0,0023 t 835+0,251 2400 Магнезит 6,28-0,0027 t 1050+0,145 t 2600-2800 Тальк 1,05-0,000311 ==677 2000 Хромомагнезит 2,8-0,00087 t =^ 920 2700-2850 Магнезитохромит 4,1-0,00161 ^920 2800-2900 Карборунд рефракс 37,1-0,03441 960+0,1451 2100 Шамот легковес 0,116+0,000161 960 400 ШЛБ-0,8 0,225+0,000221 960 800 ШЛБ-1,0 0,314+0,00035 t 960 1000 ШЛА-1,3, ШЛБ-1,3 0,465+0,00038 t 960 1300 Динас-легковес 0,29+0,000371 1000 1000 Диатомовый кирпич 0,116+0,000151 920 500 Пеношамот 0,28+0,000231 850 600 Ультролегковес 0,15-0,24 835 280 Пенодиалтомит 0,07-0,09 — 230-430 Шлаковая вата марки 200 0,048+0,000141 1050 <200 Минеральная вата 0,046-0,058 - 180-250 Огнеупоры применяют в виде кирпичей различных размеров, фа­ сонных изделий и изделий специального назначения. Теплоизоляцион­ ные материалы можно применять в виде штучных изделий, засыпных материалов и мастичных масс. Чаще всего кладка выполняется из стандартного прямого кирпича размером 230 х 115 х 65 мм, и толщина кладки принимается кратной одному из размеров кирпича: - кладка толщиной 230 мм - 1 кирпич (кладка на торец); - кладка толщиной 115 мм - 1/2 кирпича (кладка на ребро); - кладка толщиной 65 мм - 1/4 кирпича (кладка на плашку). 98 Основными элементами кладки печей являются стены, своды, поды, дымоходы и различные отверстия. Стены печей обычно име­ ют внутренние рабочие (огнеупорные) и наружные теплоизоляци­ онные слои. Наиболее приемлемыми размерами стен, обеспечивающими их достаточную устойчивость, являются 1,5—2 кирпича. В случае уст­ ройства дымоходов внутри стен их толщина должна быть более 2 кирпичей. Толщина стен и отдельных слоев зависит от температур­ ного режима и размера самой стены. Рекомендуемые материалы и размеры кладки стен приведены в табл. 6.2. Таблица 6.2 Материалы и размеры кладки стен Высота стены, м Темпера­ тура печи, °С Рабочий огнеупорный слой Наружный изоляционный слой Материал Толщина, мм Материал Толщина,мм До 1 <1200 Шамот, класс Б 115 Диатомит или пеношамот 230 До 1 >1200 Шамот, класс Б 230 Диатомит или пеношамот 115-230 Бояее 1 <1210 Шамот, класс Б 230 Диатомит или пеношамот 230 Более 1 >1210 Шамот, класс А 230-350 Диатомит или пеношамот 115-230 Для периодически работающих печей с температурой до 1000 °С рабочий слой может быть выполнен из легковесного шамота. Применение теплоизоляционных материалов в виде засыпок для стен печей не оправдало себя, так как засыпные изоляции труднее выполнимы и ненадежны в эксплуатации (высыпаются и т. д.). По длине и ширине кладки стен следует предусматривать темпе­ ратурные швы, учитывающие тепловое расширение кладки при нагреве. Средняя величина температурных швов на 1 м кладки должна составлять: 99 - из шамотного, высокоглиноземистого, шамотного легковесного кирпича 5-6 мм; - из хромомагнезитового, динасового кирпича 10-12 мм; - из магнезитового кирпича 8-10 мм. Для защиты кладки от механических воздействий и устранения фильтрации газов рекомендуется применять наружный кожух из листовой стали толщиной 4-10 мм. Своды печей выполняются обычно в виде арок с постоянным ра­ диусом кривизны или горизонтальных плоских перекрытий. Материалом для сводов печей обычно служит шамот класса Б при температурах печи до 1000 °С и шамот класса А при более высоких температурах. Иногда для сводов, работающих непрерыв­ но при температурах выше 1250-1300 °С, применяют динас или высокоглиноземистый кирпич. В качестве теплоизоляционного материала используют диатомовый и пеношамотный кирпич, а также различные засыпки. Рекомендуемая толщина свода в зависимости от ширины проле­ та приведена в табл. 6.3. Таблица 6.3 Размеры свода печи Толщина свода, мм Ширина пролета, м до 1 1-3,5 более 3,5 Толщина огнеупорного слоя 115-250 230-250 230-300 Толщина изоляционного слоя 65-120 65-250 120-250 Арочный свод выполняют из прямого и клинового кирпича. Для восприятия горизонтальной силы, распирающей стенки печи, тре­ буется обязательное применение каркаса и пятовой балки. Плоские своды выполняют из специальных шамотных плит и приме­ няют для небольших печей, работающих при температурах до 1000 °С. Когда необходимо перекрыть пролет шириной более 3,5 м, при­ меняют подвесные своды из фасонного кирпича, чаще всего шамо­ та класса А. Для сводов, так же как и для стен печи, следует выполнять тем­ пературные швы. Для уменьшения потерь тепла своды хорошо 100 теплоизолируют. В печах безокислительного нагрева, в термиче­ ских печах, работающих с защитными атмосферами, своды покры­ вают уплотнительной обмазкой или листовой сталью. Под печи испытывает усилия от веса нагреваемого металла, под­ вергается химическому воздействию окалины и шлаков, истиранию при перемещении по нему металла, поэтому является ответственной частью печи. В зависимости от размеров печного пространства и температуры печи толщина пода может колебаться от 200-260 до 500-700 мм. При этом в нижней части пода кладут теплоизоляционный слой из диатомового или пеношамотного кирпича. Верхний слой в печах с температурой выше 1200-1250 °С выполняют из основных и ней­ тральных материалов, обладающих хорошей устойчивостью против воздействия железистых шлаков (из талькового камня, хромомагне­ зита, магнезита в виде кирпича или набивки). Основную же часть пода изготавливают из шамота классов Б и В. В термических печах с температурой до 1000 °С и в печах без­ окислительного нагрева верхний слой пода может быть выполнен из шамота класса А. В толкательных печах для уменьшения износа в кладку пода за­ кладывают металлические брусья, плиты или водоохлаждаемые трубы. В механизированных печах (печи с выдвижным, шагающим, вращающимся подами и т. д.) устройство пода тесно связано с кон­ струкцией устройств, используемых для механизации загрузки, выгрузки и перемещения в печи. Кладку дымоходов обычно выполняют в два слоя: внутренний - из шамота класса и наружный - из красного строительного кирпича При отводе продуктов горения под зонт, установленный над печью, отводя­ щие каналы направляют прямо вверх в стенках печи. Кладку отводных каналов выполняют обычно из шамотного кирпича класса Б и В. Фасонные блоки горелочных амбразур изготавливают из высо­ коглиноземистого и каолинового кирпича. Для долговечности кладки большое значение имеет тщательная укладка кирпичей и толщина швов. Толщина швов не должна пре­ вышать 1-3 мм, причем в местах с более высокой температурой она должна быть наименьшей. 101 Для прочности кладки, восприятия усилий, возникающих в ней (сил распора свода), монтажа рам, заслонок, горелок, форсунок, механизмов подъема заслонок и т. д. служит металлический каркас. Основными элементами каркаса являются стойки из различного проката (швеллер, уголок, двутавр и т. д.), стянутые продольными и поперечными тягами; продольные и поперечные балки из швелле­ ров или уголков и кожуха из листовой стали толщиной 4-10 мм. Одно из основных направлений совершенствования футеровки (кладки) - внедрение крупноразмерных элементов, в первую оче­ редь из жаростойких бетонов. В последние годы для футеровки нагревательных и термических печей машиностроительных заводов разработаны блоки, размеры которых выбраны с сохранением мо­ дулей, применяемых при кладке печей из огнеупорного кирпича. Прямые блоки предусмотрены следующих размеров (табл. 6.4). Таблица 6.4 Размеры огнеупорных блоков Длина х ширина, мм Толщина, мм 460x460; 460x690 110; 220; 340 460x920; 460x1340 220; 340 730x460; 730X690 110; 220; 340 730x920; 730x1390; 920x1390 220; 340 1390x1390 340 Следует также отметить о промышленном освоении легковесных огнеупорных: перлитошамотных изделий с объемной массой 0,4 т/м3, обладающих существенными преимуществами по сравнению с вы­ пускаемым пенным способом шамотным кирпичом [14]. Данный материал может служить в печной кладке в качестве огнеупорного материала (первого слоя) и для изоляции. Выбор толщины кладки контролируется по температуре наружной стенки. Она не должна превышать 60 °С. Этой температуре соответствует плотность теп­ лового потока во внешнюю среду q = 500 Вт/м2. 102 Таким образом, зная основные размеры рабочего пространства печи и выбрав на основании вышеприведенных рекомендаций тол­ щину и конструкцию кладки стен, свода, пода и т. п., вычерчивают расчетный эскиз печи, по которому составляют тепловой баланс. На эскизах указывают места размещения топливосжигающих устройств. В камерных печах горелки и форсунки устанавливают на расстоянии 400-700 мм. В толкательных печах - на торцовых и бо­ ковых стенках - горелки устанавливают в шахматном порядке, что­ бы создать лучшие условия для достижения равномерной темпера­ туры. На эскизе также указывают расположение отводящих кана­ лов, рабочих окон для загрузки нагреваемого материала. Определе­ ние размеров каналов для отвода продуктов горения из рабочего пространства печи производят после определения расхода топлива. 7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДОВ ТОПЛИВА Тепловой баланс печи выражается уравнением, связывающим статьи прихода тепла в печь Q npHX от отдельных источников и рас­ ходов тепла Q pacx на нагрев металла и потери. QnpHX = Qpacx • Уравнение теплового баланса служит при проектировании печей для определения расходов топлива. При испытаниях печей уравне­ ние теплового баланса применяют для анализа тепловых потерь и улучшения использования топлива и работы печи. Для печей непрерывного действия (методические, кольцевые и т. д.), характеризующихся постоянным во времени температурным режи­ мом, тепловой баланс относится к единице времени. Печи периоди­ ческого действия характеризуются переменным во времени темпе­ ратурным режимом. Статьи баланса для таких печей относятся не к единице времени, а к длительности нагрева металла. Рассмотрим способы определения статей теплового баланса. Приходная часть теплового баланса включает: А. Тепло, выделяющееся при сжигании топлива (химическое те­ пло топлива): 103 Q t = B t QP , кВт, где В т - расход топлива, кг/с (м3/с); Qg - низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг (кДж/м3). Б. Тепло, вносимое подогретым топливом: Q f = В Т iT, кВт, где iT - теплосодержание топлива при температуре подогрева топ­ лива t T. Величина iT = cTt T подсчитывается по составу газообразного топлива, причем средняя теплоемкость отдельных составляющих топлива берется по таблицам или графикам [7, 10, 13, 15]. При определении теплосодержания жидкого топлива его средняя теплоемкость принимается равной ст =0,4-0,5 кДж/кг ■ °С. В. Тепло, вносимое подогретым воздухом: Q B ’ кВт, где Ь д - действительное количество воздуха, поданного в печь для горения единицы топлива, м3/м3 (м3/кг); iB - теплосодержание воздуха при температуре ввода его в печь. Величина Ъд подсчитывается при расчете горения топлива. Те­ плосодержание воздуха iB определяется по i — t диаграмме или по данным приложения [7, 10,15]. Г. Тепло, выделяющееся при окислении металла (экзотермиче­ ская реакция), так как процесс окисления металла протекает с по­ ложительным тепловым эффектом. Q 3K3 = , кВт, экз 100 104 где G - проюводительность печи, кг/с; q - теплота, выделяющаяся при окислении 1 кг металла (для стали q = 5652 кДж/кг); а - угар (окисление) металла, % (для камерных кузнечных пе­ чей - 2-3 %, для методических - 1-2, для термических - 0,5-1 %). Следовательно, приходная часть баланса печи равна Qnpjjx =Q t + Q t + Qb + Q 3K3 • Расходная часть теплового баланса печи включает большее количество статей: А. Тепло, затраченное на нагрев металла (полезное тепло) _100 — а п/;К ; Н ^ _ Ю 0 - а р ^ к Qiner — G(1M lM) G (c Mt M где i* и i“ - теплосодержание металла в конце и начале нагрева, определяемые по его средней по массе температуре, кДж/кг; см и см ~ средние конечная и начальная теплоемкости металла (соответствуют и t ” ), кДж/кг • °С; и t ” - конечная и начальная температуры нагреваемого металла, °С. Данные о теплосодержании и теплоемкости металлов приведены в справочной литературе и табл. 4.1 и 4.2. Б. Потери тепла с продуктами горения, уходящими из рабочего пространства печи: Qyx — Хд iyx > ®Т’ где Уд - количество продуктов горения, полученных от сгорания единицы топлива, м3/кг (м3/м3); iyx - теплосодержание газов, уходящих из рабочего простран­ ства печи при температуре , кДж/м3. 105 Теплосодержание уходящих газов можно определять по i — t - диаграмме либо по составу уходящих газов (см. раздел 3). Температура уходящих газов t yx из камерных печей принимает­ ся равной tyx = С + (5 0 -1 0 0 ) , °С . В методических печах температура уходящих газов ниже, чем в ка­ мерных вследствие частичного использования тепла дымовых газов на подогрев металла и находится в пределах 600-1000°С. Более точно Qyx - ( Вт Уд - у выб)'1ух * где VBbl6 - количество продуктов горения, выбивающихся через окна и щели в кладке рабочего пространства, м3/с. В. Потери тепла от химической неполноты горения топлива оп­ ределяют в процентах от теплотворности топлива на 1 % СО, со­ держащегося в продуктах горения. Содержание СО в продуктах го­ рения не должно превышать 1-2 % (при сжигании газообразного и жидкого топлива - 1 %) QXH =(0,01-0,02) 5ВТ QP, кВт, 8 =0,02 -0,05 (2 - 5%) - потери тепла на 1% СО от Qjj. При сжигании газа с помощью короткопламенных горелок и в радиационных трубах 6 = 0,01 — 0,02. Дня всех других случаев ее можно принять равной 0,02-0,05. Г. Потери тепла от механической неполноты горения имеют ме­ сто только в печах, работающих на твердом топливе, и определяют­ ся по формуле Q M. n = m B TQ £ , кВ т, где ш - механическая потеря при горении в % от теплотворности топлива (1-5 % в зависимости от типа колосниковой решетки). 106 Д. Потери тепла через кладку печи при стационарном состоянии, т. е. после разогрева печи и при установившемся режиме ее работы, оп­ ределяют как сумму потерь через стенки, свод, заслонки рабочих окон и под печи. Q ia i — Q ct + Q cb Q s a c n + Q n ■ Потери тепла через стенки печи можно вычислить по формуле 'ст t BH- t - i c L J i L . p p >кВт5 где t CT - средняя температура внутренней поверхности стенки, °С; t B -температура окружающего воздуха, °С ; 2,-г— сумма тепловых сопротивлений слоев кладки, С/Вт; К S - толщина соответствующего слоя многослойной стенки, м; X - коэффициент теплопроводности слоя, Вт/м • °С; a - коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности стенки в окружающую среду (по практическим данным a = 10-15 Вт/м2 • °С), поэтому величина теплового сопротивления 1/а может быть приня­ та равной 0,09, для свода a = 20 Вт/м2 ■ °С; - расчетная поверхность стенки, м2 . Сложность определения потерь тепла по этому выражению заклю­ чается в нахождении значений X слоев, зависящих от их средних тем­ ператур, которыми приходится задаваться. При двухслойной кладке средняя температура внутреннего слоя принимается равной средняя температура наружного слоя При трехслойной кладке средняя температура промежуточного слоя По данным значениям температур в зависимости от материала слоя определяют значения коэффициентов теплопроводности X. Да­ лее по эскизу печи вычисляют внутреннюю и наружную поверхно­ сти стенки печи, через которые осуществляется теплопередача, а затем расчетную поверхность. После определения Q CT следует проверить принятые значения сред­ них температур слоев, которые подсчитываются следующим образом: средняя температура внутреннего слоя средняя температура наружного слоя t 4-t3 и 1с р Т 1 в ср ~ 2 Рст ~ л /Р вн '^нар • Q ct '^ 1 2FP ^ ’ 108 Считают допустимым расхождение между принятыми значения­ ми средних температур слоев и подсчитанными по этим формулам в пределах 5-10 %. При больших расхождениях следует сделать пе­ ресчет, приняв в качестве исходных значения температур, подсчи­ танные по формулам. Полученные значения тепловых потерь через стенки Q CT следует увеличить на 15-20 %, учитывая потери тепла через части пода печи, непосредственно расположенные на фундаменте, а также через ме­ таллические части фурнитуры и каркаса, находящиеся в кладке. Сле­ дует иметь в виду, что если в стенке есть отверстия (рабочие окна), то их площади вычитаются из поверхности стенки. Аналогично определяют потери тепла через свод печи и под. Ес­ ли печь имеет несколько тепловых зон, то расчеты ведут для каж­ дой зоны отдельно, а затем суммируют. Когда рабочее окно закрывают заслонкой или дверцей, которая футеруется обычно легковесным шамотом и теплоизоляционным кирпичом, то потери тепла через заслонку определяют по формуле 0 *печ ~ *в р т R ^ з а с л г 1 * К о т , ^1 >^2 где t ne4 и t B - температура печи и окружающего воздуха, °С; S j, S2 — толщина футеровки, м; %2 - коэффициент теплопроводности слоев футеровки Вт/м- °С; F - площадь заслонки, м2; X - время, в течение которого окно закрыто, с. Потери тепла через кладку можно определять также пользуясь графиками [7, 13]. Для удобства результаты расчета потерь тепла через кладку оформляются в специальной табл. 7.1. Таблица 7.1 Потери тепла через кладку печи Элементы кладки печи П ов ер хн ос ть ст ен ки , Р, м2 Температура>°С Термическое сопротивле­ ние, S/Я Потери тепла, Вт внутренней поверхно­ сти, tьвк внешней поверхно­ сти, t1кар через 1м2, q через всю поверх­ ность, Q Боковая стенка Свод Под ит. д. Е. Потери тепла через открытые окна, щели складываются из по­ терь тепла излучением и потерь тепла с продуктами горения, выби­ вающимися через окна, щели и другие отверстия в стенках. Потери тепла излучением через открытые окна, щели определя­ ют по формуле чИЗЛ 'ок F - k d - х, Вт где С0 = 5,76 - коэффициент излучения абсолютно черного тела; Тпеч, Тв - абсолютная температура печи и окружающего воз­ духа, К; F - площадь отверстия или щели, м2 ; k d - коэффициент диафрагмирования, определяемый в зависи­ мости от толщины кладки и размеров окна или щели по графикам [7,10, 13]; X - время, в течение которого окно открыто, с. Коэффициент диафрагмирования может быть определен по формуле 110 v _ ( 1 - Ф 1 - 2 )K d - ^ . где ф]_2 - угловой коэффициент с поверхности Fj (внутренней) на F2 (наружную). L Ф1-2 = L + S где L - эквивалентный размер полости окна или отверстия, м; S - толщина стенки, м. L f ’ где V - объем пространства между поверхностями, м3; f - площадь поверхности, ограничивающая этот объем, м2. В некоторых конструкциях печей окна закрывают тонкими ме­ таллическими дверцами без футеровки. В этом случае потери тепла происходят также вследствие излучения, но дверца уменьшает ве­ личину потерь. Поэтому в данную расчетную формулу подставляют вместо kd величину k d = k d l + k d Потери тепла с выбивающимися продуктами горения через окна, щели и кладку зависят от давления в рабочей камере печи и размеров окон и щелей. Вследствие переменного режима работы печи и измене­ ния давления в ее рабочей камере определение этих потерь затрудни­ тельно, поэтому у печей с редко открывающимися окнами их относят к неучтенным потерям, а у печей, работающих с открытыми или час­ тично открывающимися окнами, определяют по формуле Q o K = V L 6 cr t r t , кД ж , 111 где Vgbl6 - количество продуктов горения, выбивающихся через окна и щели, м3/ч; сг - средняя теплоемкость продуктов горения при температуре в печи t ne4 °С , кДж/м3 • °С; t r - температура печных газов (продуктов горения), °С; X - продолжительность открытия окна в долях часа. Увгыб определяется по формуле где А - коэффициент, зависящий от температуры газов при tr = 400; 600; 800; 1000; 1500 °С А = 1,25; 1,18; 1,1; 1,04; 0,92. Ж. В некоторых печах, особенно методических, в печах мало­ окислительного нагрева развита система охлаждения. Водоохлаж­ даемыми элементами конструкции печи являются подовые (попе­ речные и продольные), глиссажные, опорные трубы, рамы и др. По­ этому при проектировании и исследовании работы печей потери с охлаждающей водой следует учитывать. Потери тепла с охлаждающей водой определяют по формуле =0,082b h V h t ^ J ? Z j L - , м3 / ч . где b - ширина окна, м; h - высота открытия окна, м. Увыб можно вычислять по формуле, приведенной в литературе [10]: 112 где G - расход охлаждающей воды через отдельные элементы сис­ темы охлаждения печи, м3/с; *вод “ температура входящей воды, °С; *вод - температура выходящей воды, °С; с - теплоемкость воды, кДж/м3 • °С. Температуру охлаждающей воды можно принимать 4 Д = 2 0 - 3 0 °С и С д = 5 0 - 6 0 ° С . Расход воды в процессе охлаждения ряда водоохлаждающих элементов в нагревательных печах приведен в табл. 7.2. Таблица 7.2 Расход воды при охлаждении водоохлаждаемых элементов в нагревательных печах Водоохлаждаемый элемент Расход воды, м:,/с Наклонный брус торца выдачи 10-15 Балка торца выдачи (1м2 поверхности балки) 4-6 Балка торца загрузки 2-4 Балка пережимов между зонами 1-2 Рама бокового окна выдачи-загрузки 3-5 Рамы боковых рабочих окон 2 Заслонка окна загрузки-выдачи 5-7 Отбойники в боковых стенах 2-3 Желоб по оси окна выдачи 10-25 Выталкиватель у бокового окна выдачи 6 Носик инжекционной горелки диаметром, мм: 178 0,8 235 1 270 ДО 1,2 3. Некоторые конструкции печей непрерывного действия имеют перемещающиеся части (конвейеры, поддоны и т. д.). Потери тепла на нагрев перемещающихся частей печи и тары рассчитывают по формуле 113 Q T = G T(i2 - i i ) , B r , где G T - масса проходящих через печь в единицу времени переме­ щающихся частей или тары, юг/с; ij, i j - соответственно теплосодержание перемещающихся час­ тей в конце и начале печи, определяемое по их температуре, кДж/кг. И. Потери тепла с окалиной определяют по уравнению Qok&h — 0,01 a G сокал ( t0KaJ1 — t0 ) m ., Вт, где а -у га р металла, %; G - производительность печи, кг/с; с0кал - теплоемкость окалины, кДж/кг • °С; сокал = 1,0 кДж/кг-°С; t OKajI - температура окалины, которую принимают равной мак­ симальной температуре поверхности металла, °С; t 0 - начальная температура металла, °С; m - количество окалины Fe304 , образующейся от окисления 1 кг Fe; из стехиометрического соотношения реакции 3Fe + 20г= Fe304 m = 1,38. К. Неучтенные потери принимают равными до 10 % от тепла, выделяющегося при горении топлива: Q h.ii = 0 4 B t QP . Л. Среднечасовой расход тепла на разогрев кладки при неуста- новившемся режиме находят по формуле Q _ ^ К Л Ркл СКЛ (^КЛ~1ХЛ) Q раз * ^раз где Укл - объем кладки, м3; ркл - плотность материала кладки, кг/м3; 114 Скл - теплоемкость, кДж/кг • °С; t ^ j , - соответственно конечная и начальная температуры кладки (усредненные по всему объему), °С; Храз - время разогрева кладки, с. После определения всех статей прихода и расхода тепла и соот­ ветствующего их суммирования уравнение теплового баланса запи­ сывают в развернутом виде и, решая его относительно В т , опреде­ ляют расход топлива в единицу времени в кг/ч или кг/с. Для анализа и сопоставления статей прихода и расхода тепла всего баланса составляется сводная таблица теплового баланса (табл. 7.3), в которую записываются значения отдельных статей. Для проверки точности расчета суммируют статьи: приход тепла 100 % равен расходу тепла 100 %. Таблица 7.3 Тепловой баланс печи № п/п Название статьи Обозна­ чение статей Количество тепла №п/п Название статьи Обозна­ чение статей Количество тепла Вт | % Вт | % Приход тепла Расход тепла Всего 100 Всего 100 Как указывалось выше, для печей периодического действия уравнение теплового баланса относят не к единице времени, а к длительности нагрева металла. Поэтому при вычислении статей прихода тепла в формулах для определения Q* , Q f , Q 6 , Q 3K3 расход топлива В т и расход воздуха Уд относят ко времени нагре­ ва, а производительность печи G заменяют весом садки. При вы­ числении статей расхода тепла аналогичные изменения вносят 115 в формулы для определения Q T , Q yK , Q K н , Q 0KaJJ, а в формулах для определения Q KJI , > Овод» Q t правые части умножают на время нагрева Т, с. 8. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ ПЕЧИ 1. Фактическую напряженность пода печи определяют по формуле К =— , кг/м2 , FА П где G - производительность печи, кг/с; Fn - полная площадь пода печи, м2. 2. Определение основных показателей топливоиспользования. К ним относятся помимо найденного расхода топлива В т удельный расход топлива, показывающий расход тепла на единицу нагревае­ мого металла: h BTQg G ’ а также удельный расход условного топлива на единицу нагревае­ мого металла ^усл — ^ 2 9 ^ю ’ кг к^г и ^усл — ^29 з ю °^ с ’ где Вт - расход топлива, кг/с или м3/с; Q„ - теплотворность топлива, кДж/кг или кДж/м3; G - производительность печи, кг/с; 29 310 - теплотворность условного топлива, кДж/кг или кДж/м3. 116 К показателям топливоиспользования относят также коэффици­ ент полезного действия печи, определяемый как отношение полезно использованного тепла к подведенному, т. е. Оусвл^ J 0 0 % t q; где Q yCBX - количество выделенного при сжигании тепла, усвоен­ ного изделиями (металлом) в печи, Вт; Q* - количество тепла, вносимого в печь с химической энерги­ ей топлива в единицу времени. Q y c B .T — Q m ~ Q у ев . Fe • Количество тепла, усвоенного металлом за счет окисления железа: Q ycaFe ~ Оэкз — Qoicaji • В вышеприведенных выражениях Q *, Q M, Q 3K3, Q OKajl опре­ деляют по формулам, указанным в разделе «Тепловой баланс печи и определение расходов топлива». 9. ВЫБОР И РАСЧЕТ ФОРСУНОК, ГОРЕЛОК И РАДИАЦИОННЫХ ТРУБ Прежде чем приступить к расчету форсунок, горелок или радиа­ ционных труб следует выбрать их, придерживаясь следующих ре­ комендаций: 1. Исходя из основного положения для нагрева металла - не на­ гревать металл факелом. В нагревательных и термических печах небольших и средних размеров следует использовать форсунки низкого давления. В больших печах, имеющих форкамеру, а также в печах с удлиненной рабочей камерой рациональнее применять форсунки 117 высокого давления. Для методических печей, отапливаемых мазу­ том, обычно применяют форсунки высокого давления с двойным распылением, которые хорошо зарекомендовали себя в процессе многолетней практики. 2. Выбор горелки для сжигания газообразного топлива зависит от конструкции, температуры и производительности печи, давления подаваемого газа и воздуха, калорийности газа и других факторов. При сжигании неочищенного газа в больших печах применяют про­ стейшие горелки с раздельным подводом газа и воздуха, что позво­ ляет подогревать газ и воздух до высокой температуры. При сжига­ нии газа с теплотворностью до 5000 кДж/м3 целесообразно приме­ нять горелки внешнего смешения. Для средних и малых печей, ра­ ботающих на газе с > 5000 кДж/м3, следует использовать ин- жекционные горелки. Для современных печей, отапливаемых газом с > 10 000 кДж/м3, рекомендуют горелки типа «труба в трубе». Эти горелки наиболее простой конструкции могут работать на по­ догретом газе и воздухе и дают возможность регулировать произво­ дительность горелки в широких пределах (расход газа может изме­ няться в 5-6 раз). 3. В новых прогрессивных конструкциях печей, работающих на газо­ образном топливе и требующих изоляции продуктов горения от рабоче­ го пространства, сжигание газа производится в радиационных (излу­ чающих) трубах с толщиной стенки 4-7 мм, изготовленных из жаро­ прочных сплавов. Применение радиационных труб позволяет вести на­ грев обрабатываемых деталей в нужной контролируемой атмосфере. Число форсунок или горелок определяют с учетом расхода топ­ лива и принятой производительности одной форсунки или горелки. При этом следует придерживаться следующего положения. При большом количестве форсунок или горелок малой производитель­ ности удобно регулировать тепловой режим работы печи посредст­ вом выключения отдельных форсунок или горелок. Однако в этом случае возникает затруднение с размещением форсунок или горелок и трубопроводов к ним, что повышает стоимость установки и ус­ ложняет ее обслуживание. Учитывая это обстоятельство, необходи­ мо стремиться устанавливать меньше форсунок или горелок, но при этом сохранять равномерную температуру в рабочей камере печи. 118 Расчет форсунок. Расчет форсунок низкого давления складыва­ ется из расчета диаметров подводящих мазутопроводов и воздухо­ проводов и расчета выходных сечений форсунки для топлива и воз­ духа по заданным расходам и давлениям (на основе формул для расчета истечения). Внутренний диаметр мазутного наконечника (трубки) определя­ ем по формуле J I G x d , = I------------1------- , м м , 1 \ 0,785 pj Wj где Gj - производительность форсунки, кг/с; Pj - плотность мазута, принимаемая равной 700-900 кг/м3; Wj - скорость истечения мазута, берется равной 1 м/с . Чтобы устранить возможность засорения внутренний диаметр мазутного наконечника должен быть не менее 3 мм. Диаметр выходного отверстия воздушной насадки d? = J —------- , м м , 2 V 0.785 где Fj - площадь сечения мазутной насадки (наконечника) с учетом толщины стенки трубки, т. е. по наружному диаметру, мм2; F2 - площадь сечения воздушной насадки, мм2. С 2 Ь д Gj 2 F2 =— — = — 3 — - , мм , p2w2 p2w2 где G2 - расход воздуха, кг/с; р2 - плотность истекающего воздуха, кг/м ; w 2 - скорость истечения воздуха, м/с. Скорость истечения воздуха рассчитывается по формуле 119 f w 2 = 2 R T H 1 - \ где R - газовая постоянная воздуха; Тн - температура воздуха, К; Рокр - давление в печном пространстве, Н/м2; Р н - начальное давление воздуха, Н/м2. Начальное давление воздуха с учетом потерь давления в подво­ дящих участках воздухопровода (10 %) будет равно где h CT - давление воздуха в воздухопроводе перед форсункой. Плотность истекающего воздуха при Р н Диаметр подводящего воздухопровода рассчитывается исходя из количества воздуха (расхода воздуха G 2 ), проходящего через тру­ бопровод, и скорости воздуха в трубопроводе, принимаемой равной w B = 10-15 м/с. Диаметр мазутопровода определяют по скорости w M = 0,2-0,8 м/с. Внутренний диаметр мазутопровода можно оп­ ределить также по формуле [9] Рн =Рокр+0,9Ьст , где - расход мазута, кг/ч; pi - плотность мазута, кг/м3; w M - скорость мазута в мазутопроводе, м/с . 120 Учитывая возможность засорения мазутопровода, его диаметр не следует принимать менее 10 мм. Форсунки высокого давления в отличие от форсунок низкого давления рассчитывают с учетом изменения плотности истекающе­ го распылителя. При расчете используют формулы адиабатического истечения газов. Причем для расчета мазутного наконечника ско­ рость истечения мазута принимается равной w M = 5-10 м/с, а ско­ рость воздуха в воздухопроводе - w B = 20-25 м/с. Для воздушной форсунки высокого давления конструкции Шухова выходное сече­ ние воздушной насадки можно вычислять по формуле * 1,75В ? 2г = ----------- — , мм , р Г О где В“ - расход мазута, кг/ч; Р0 - абсолютное давление, ат. Расчеты форсунок высокого давления с цилиндрическим соплом Лаваля при распылении мазута компрессорным воздухом и пером приведены в литературе [7]. В нагревательных и термических печах, как указывалось выше, широкое применение получили горелки с внешним смешиванием (в виде простого газового сопла и горелок типа «труба в трубе»), с частичным предварительным смешиванием газа и воздуха и инжек- ционные горелки. Расчет горелок с внешним смешиванием заключается в опреде­ лении размера горелки (диаметра носика), диаметра газового сопла и длины факела по заданному статистическому давлению газа перед горелкой и расходу газа через сопло, а также в проверке скоростей газа и воздуха в подводящих трубопроводах, самой горелке и газо­ воздушной смеси в носике горелки на основании формул истечения (так же, как и для форсунок). Примерный расчет простых газовых сопел низкого, среднего и высокого давления приведен в литерату­ ре [7]. Расчет горелок типа «труба в трубе» производится так же, как простого газового сопла. Только длина факела определяется по диаметру газового сопла d0 , а площадь проходного сечения для 121 воздуха вычисляется по скорости истечения воздуха w B, которая для горелок низкого давления принимается равной w B = (0,5 —1,0)wr , для горелок среднего давления - w B = ( 0 , 2 - 0 , 4 ) w r6 Диаметр внутренней трубы d j , по которой подводится газ, выбирают из кон­ структивных соображений ( d j / d 0 > 2 - 3 ) . Диаметр наружной тру­ бы d 2 , по которой подводится воздух, рассчитывается с учетом расхода воздуха и скорости его истечения. Расчет типа «труба в трубе» можно производить по графикам [16]. Инжекционные горелки рассчитывают по формулам для расчета струйных приборов, на основании которых определяются опти­ мальные размеры смесителя (диаметр, длина), диаметр рабочего сопла и воздушного отверстия, полезное разряжение в смесителе, скорость вылета смеси из горелки (для проверки). Подробный рас­ чет инжекдионных горелок низкого, среднего и высокого давления приводится в литературе [7]. При использовании горелки с тунне­ лем определяют размеры туннеля по рекомендациям, указанным в литературе [13]. Расчет горелок комбинированной конструкции, состоящих из инжекционной горелки и горелки типа «труба в трубе», т. е. горелки с инжекцией первичного воздуха и принудительной подачей вто­ ричного воздуха, складывается из расчета инжектора, проходного сечения для вторичного воздуха и длины факела, создаваемого го­ релкой. Расчет производится по заданному запасу статического давления газа либо по заданному коэффициенту расхода первично­ го воздуха [7]. Конструктивные размеры форсунок и горелок приведены в лите­ ратуре [7, 10, 16]. Методика расчета радиационных труб такова: условно (конструк­ тивно) выбираем радиационные трубы (V-образной формы, верти­ кальные и т. д.) со следующими исходными размерами: длина ветки рабочей части трубы - L , диаметр трубы наружный - d H, диаметр трубы внутренний - d BH, расстояние между трубами - S и т. д. 122 Исходя из размеров труб определяем активную длину одной трубы L aKT и ее рабочую поверхность f = тс d H L aKT . Тогда тепло­ вая нагрузка трубы будет равна 8 т ~~ § н ^ ’ где g H - тепловая нагрузка на 1 м2 наружной поверхности трубы; f - поверхность одной трубы. Тепловая нагрузка наружной поверхности трубы, отнесенная к 1 м внутренней поверхности трубы, равна §н Ев ” Общее уравнение теплопередачи в радиационной трубе g B = a ( t r - t i ) , где a - суммарный коэффициент теплопередачи, равный 0,065 Re0,74, ккал/м2 ■ ч • °С и 0,27Re°’74, Вт/м2 • °С; t r - средняя температура газа в трубе, °С; t j - температура стенки трубы, °С; Re - критерий Рейнольдса. R e = - - t : - gH> V где 03t - средняя скорость газов в трубе; d BH - внутренний диаметр трубы; V - коэффициент кинематической вязкости продуктов горения газов, зависящий от температуры. Среднюю температуру газа в трубе определяют по формуле 123 Т = IТ - Тхг -у Ак Аух > где Т к - калориметрическая температура газа, К; - принятая температура уходящих газов, К. Температуру стенки трубы определяем совместным решением уравнений, характеризующих тепло, выделяемое (излучаемое) ра­ диационными трубами, и тепло, получаемое металлом. Расход газа в одной трубе Ьт =- gT Ор - i VV h i yx ’ п.г где g T - тепловая нагрузка одной трубы; Q h - теплотворная способность газа; - теплосодержание продуктов горения газа при t yx ; Vn г - количество продуктов горения газа при коэффициенте избытка воздуха схв = 1,05. Л <*внСкорость газа в трубе 0)0 при принятом сечении гТр = -----— трубы равна или b -V со0 = — — 0 3600 - f ^ i0- начальное теплосодержание продуктов неполного горения, кДж/м3. i Q S -Q E n . 0 vn.„r v„,H.r ' где - Q xhm “ количество тепла, выделяемое газом в пе­ чи при полном его горении; Q xhm - химическая неполнота горения, зависящая от содержа­ ния в продуктах неполного горения, покидающих рабочее про­ странство печи СО, Нг, СЕЦ и свободного сажистого углерода, ко­ торая может быть приближенно определена по уравнению Q xhm =(126 С О +108 Н 2 +358 С Н 4) У®д], + 3 4 С св -V ^ .’ , где СО, Н2, СН4 - содержание составляющих продуктов неполного горения, % (126; 108; 358 - количество тепла, выделяемого при сго­ рании 1 % указанных газов, кДж); Ссв - содержание углерода в 1 м3, г/м3 (34 - количество тепла, выде­ ляемое при сгорании 1 г углерода). В реальных условиях С св = 2-5 г/м3. 150 Выбор линейных размеров пода печи безокислительного и ма­ лоокислительного нагрева производится по аналогии с размерами печи обычного нагрева. При этом учитываются производительность печи, форма нагреваемых заготовок и т. д. Высоту рабочей камеры печи безокислительного и малоокисли­ тельного нагрева можно определить по одной из формул V М В W 0 или F - 1 1 F Н = кл м г п м 2(В + L ) где Упнг - секундный объем продуктов неполного горения, про- ходящих через рабочую камеру при нормальных условиях, м ; В - ширина рабочей камеры, м; W0 - приведенная скорость движения продуктов неполного го­ рения, принимаемая для t nH г > 1200 °С — W0 = 0,5 -0 ,8 м/с ; для t n.H.r > 800 -1 2 0 0 °С - W 0 = 0,6 -1 ,0 м/с . Практика показывает, что высота рабочей камеры печи безокис­ лительного и малоокислительного нагрева должна быть на 10-20 % меньше высоты рабочей камеры такой же печи, работающей по обычному режиму. Расчет расхода топлива. В камерных печах безокислительного и малоокислительного нагрева расход топлива подсчитывается из балан­ сов тепла работающих камер по аналогии с печами обычного нагрева. Расход топлива в методических печах безокислительного и малоокис­ лительного нагрева подсчитывают из балансов тепла по зонам. При составлении теплового баланса также имеют место некото­ рые особенности. Так, приход тепла в печах безокислительного и малоокислительного нагрева складывается из тепла, получаемого от неполного горения высококалорийного газа, физического тепла воз­ духа и газа в случае его предварительного подогрева. 151 Количество тепла, введенное в печь при неполном горении газа, может быть выражено следующим уравнением: Q t = B t (QP - Q Xhm) = B t Q P <1, Вт. Количество тепла в печах безокислительного нагрева на­ ходится в зависимости от коэффициента расхода воздуха и условий сжигания газа. q P<1 Если обозначить отношение--------= Р , то QS Q t = B t Q ? P , B t , где Р показывает возможную степень использования теплоты горе­ ния в печах безокислительного и малоокислительного нагрева. Общий расход тепла печи безокислительного и малоокислитель­ ного нагрева определяется следующим образом: Qpacx Q m " "^Qxkm +Q 5 ”*"Qbcw ■^Qn.H.r’ где QM - расход тепла на нагрев металла, Вт; Охим - потери тепла от химической неполноты горения, Вт; Qs - потери тепла через кладку и за счет излучения через окры- тые окна и щели, Вт; О,вод - тепло, уносимое охлаждающей водой, Вт; Qn-н г - физическое тепло продуктов неполного горения, поки­ дающих рабочее пространство печи, Вт. <3*ш = В Т ■ (Q5 - Q j ^ i )= В , • QJ ■ К, Вт, QE ~ Q L - i где К = -------- ------ - коэффициент химической неполноты горения. Q h 152 Потери тепла с уходящими продуктами неполного горения в пе­ чах безокислительного и малоокислительного нагрева могут быть определены из уравнения Q iL.r = В т V a < l ( P C02 С С 02 + Р СО С СО + Р Н20 С Н20 + + Р Н2 С Н2 + Р СН4 ‘С СН4 + P N2 •C N2 ) t yx.r > В т ’ где V a < 1 - объем влажных продуктов горения, образующихся при неполном горении 1 м3 , при а<1, м3/м3; Рсо2> Рсо ••• ~ Доля отдельных составляющих газа в составе продуктов неполного горения по объему, м3/м3; ССо 2 > Сс0 средняя теплоемкость составляющих продук­ тов неполного горения, кДж/м3 оС; ^ух.г — средняя температура продуктов неполного горения, по­ кидающих рабочую камеру печи, °С. Выбор горелок. Дня сжигания высококалорийных газов при не­ полном горении применяют факельные горелки различной конструк­ ции. Чаще всего применяются турбулентные горелки низкого давле­ ния типа ГНП производительностью 3-1500 м3/ч в зависимости от давления газа воздуха. Допустимый подогрев воздуха 550-650 °С и газа 200-300 °С. Расчет теплоиспользующих устройств производится по выше­ приведенной методике. При расчете регенераторов с насадкой из не­ больших элементов с продолжительностью перекидки 0,5-1,5 мин. поверхность нагрева, полученную расчетом, надо увеличить в 1,5 раза ввиду больших внутренних потерь, связанных с частыми перекид­ ками клапанов. Нормальная работа печей безокислительного и малоокислитель­ ного нагрева возможна только при наличии хорошей тяги (разря­ жения), обеспечивающей эффективное удаление продуктов непол­ ного горения из рабочих камер и хорошую регулировку давлений в них с помощью приборов автоматики. Хорошая тяга необходима также в связи с требованиями техники безопасности. Поэтому при 153 проектировании печей безокислительного и малоокислительного нагрева должны обязательно проводиться расчеты движения газов с определением (или проверкой) всех параметров устройств, обес­ печивающих разряжение и удаление печных газов в атмосферу. Наиболее полные данные по теории расчета печей безокисли­ тельного и малоокислительного нагрева изложены в специальной литературе [22]. В этой литературе приводятся конструкции печей безокислительного и малоокислительного нагрева, принципиальные схемы теплового контроля и автоматического регулирования тепло­ вым режимом печей. 14. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ Техника безопасности должна соблюдаться при пуске и эксплуа­ тации печей. Во избежание хлопков и взрывов при розжиге печей необходимо придерживаться соответствующих правил и опреде­ ленной последовательности операций. Начинать надо с проверки надежности отключения печи от цеховой газовой сети, т. е. с тща­ тельного осмотра отсечных устройств. Если газопроводы длитель­ ное время были без газа или разбирались для ремонта, то их следует испытать на плотность, а затем продуть газом. После продувки не­ обходимо проветрить топки печей и приступить к зажиганию. Последовательность операций при пуске и разогреве печей оп­ ределяется техникой безопасности и необходимостью повышать рабочую температуру в печи с такой скоростью, которая допускает­ ся назначением печи и видом огнеупорных материалов, из которых она выполнена. Эти операции следующие: подготовка к зажиганию, зажигание и разогрев печи. Подготовка к зажиганию печи начинается с тщательного осмотра печи и очистки ее от строительного мусора. Затем выполняется сушка печи, так как различные виды растворов, которые применяют для выполнения огнеупорной кладки, содержат влагу. Если ее не удалить, то при резком подъеме температуры вода начинает интен­ сивно испаряться, что приведет к растрескиванию кладки. Сушку выполняют воздухом и дымовыми газами. Начинают с сушки воздухом, для чего открывают все заслонки печей, поднима­ ют шибер, обеспечивая тем самым движение воздуха в рабочем 154 пространстве печи и других ее элементах. Сушка воздухом продол­ жается несколько дней. После того, как появится тяга, разводят кос­ тер в рабочем пространстве печи, стараясь заполнить все рабочее пространство дымовыми газами. Сушка дровами продолжается до тех пор, пока температура в печи не превысит 700 °С. При исполь­ зовании газообразного топлива печь можно протопить газом без принудительной подачи воздуха. При этом необходимо следить за тем, чтобы горелки не погасли, так как при этом может возникнуть взрывоопасная гремучая смесь. После того как температура печи превысит 700 °С и необходи­ мая тяга будет обеспечена переходят к зажиганию печи, т. е. ото­ плению ее проектным топливом. Зажигание печи должно проводиться с соблюдением определенных правил с целью избежания возможных взрывов. Вначале необходимо: 1. Проверить печь, чтобы исключить всякую возможность не­ предвиденного скопления газа в каких-либо элементах объема печи или скопления мазута на поду. 2. Проверить состояние устройств для сжигания топлива, тру­ бопроводов, задвижек. 3. Обеспечить установку форсунок и горелок точно по оси горе- лочного отверстия. 4. Плотно закрыть все задвижки на мазутопроводах, газопрово­ дах и воздухопроводах, так как в дальнейшем их следует открывать в строго установленном порядке. Разогрев печи до рабочей температуры постепенным увеличени­ ем расхода топлива проводится по определенному графику, зави­ сящему от конструкции печи, вида и объема огнеупорного материа­ ла, из которого выполнена печь. Так, печь с кладкой из динасового кирпича разогревают по сле­ дующему режиму: Температура печи, К° <423 423-573 573-923 >923 Скорость нагрева кладки, °С/ч 5-10 10-20 20-40 40-50 Устойчивая работа форсунок и горелок в первую очередь зави­ сит от температуры в непосредственной близости от их выходного отверстия. Горение устойчиво лишь тогда, когда эта температура 155 превышает температуру воспламенения топлива. Для обеспечения воспламенения топлива вначале при еще недостаточно прогретой поверхности горелочного кирпича (туннеля) необходимо использо­ вать запальники. Обычно в качестве таких запальников используют пруток, обмотанный на конце ветошью, смоченный мазутом, или свечу газообразного топлива. В последнее время широко применя­ ют электрозапальники. Форсунки вводят в действие поочередно. До ввода форсунки в действие перед ее устьем помещают зажженный факел. После этого в форсунку подают небольшое количество воздуха, затем мазута. Создав таким образом небольшое устойчивое пламя, постепенно его увеличивают. Затем поочередно зажигают другие форсунки. При пуске горелок на горящий запальник сначала пускают газ и обеспечивают небольшое устойчивое пламя, а после этого начина­ ют понемногу подавать воздух. Увеличивая расход газа и воздуха, обеспечивают желаемый размер пламени. Горелки также разжигают поочередно. При зажигании форсунок и горелок не следует стоять близко к отверстиям для поджигания и тем более смотреть в них. Если нужно выключить форсунки или горелки, то все операции выполняют в обратном порядке. При выключении форсунки снача­ ла отключают мазут, а потом воздух, при выключении горелки - сначала воздух, а потом газ. После того как в действие введены форсунки и горелки начина­ ется разогрев кладки. При разогреве надо строго следить за расши­ рением кладки, особенно свода печи. В процессе эксплуатации печей должны осуществляться необхо­ димые наблюдения и контроль. Наблюдение за работой системы отопления печей включает сле­ дующее: 1. Горелки и форсунки должны работать равномерно, топливо и воздух равномерно распределяться по горелкам и форсункам. 2. Не должно быть подтекания мазута в форсунках, проскока и обрыва пламени в горелках. 3. Все отсечные устройства должны быть в исправном состоя­ нии и плотно перекрывать трубопроводы топлива и воздуха. 156 4. Печь должна быть обеспечена достаточной тягой, для этого нельзя допускать подсоса холодного воздуха в борова и дымоотво- дящие каналы. 5. Необходимо поддерживать требуемое давление в печи, пре­ дотвращающее подсос холодного воздуха из атмосферы цеха и вы­ бивание дымовых газов из окон печи. Обслуживающий персонал нагревательных печей должен осте­ регаться падения заготовок при транспортировке к печам, штампо­ вочному оборудованию, движущихся частей подъемных столов, толкателей и выталкивателей, отравления газом, а также ушибов и ожогов нагретым металлом при выдаче его из печей, ручной кан­ товке. Нагревательные печи выделяют большое количество тепла в помещении, поэтому их расположение в цехах должно обеспечи­ вать достаточный приток свежего воздуха к каждой печи. Для из­ бежания возможности отравления газом следует неуклонно выпол­ нять все требования по уплотнению газопроводов и соответствую­ щей арматуры. 1. Сатановский, Л.Г., Мирский, Ю.А. Нагревательные и терми­ ческие печи в машиностроении. - М.: Металлургия, 1971. 2. Ковка и штамповка: справочник. В 4 т. Т. 1. Материалы и на­ грев. Оборудование. Ковка / Под ред. Е.И. Семенова. - М.: Маши­ ностроение, 1985. - 568 с. 3. Промышленные теплотехнологии. Машиностроительное и металлургическое производство: учебник. В 2 ч. / А.П. Несенчук [и др.]; под общ. ред. А.П. Несенчука. - Мн.: Вышэйшая школа, 1997. 4. ОМТРМ 5432-002-66. Термическое и нагревательное оборудо­ вание для машиностроения. Термическое оборудование на газообраз­ ном и жидком топливе для процессов термической обработки и нагре­ ва металла под обработку давлением. - Ч. 2. - М.: НИИМаш, 1966. 5. Некрасов, А.С., Синяк, Ю.В. Экономика энергетики процес­ сов горения. - М.: Энергия, 1965. 6. ОМТРМ 5066-002-065. Рациональный выбор технологическо­ го топлива для процессов нагрева и термической обработки метал­ лов. - М.: НИИМаш, 1965. 7. Расчеты нагревательных печей / С.И. Аверин [и др.]; под ред. Н.Ю. Тайца. - Киев: Техника, 1969. 8. Казанцев, Е.И. Промышленные печи: справочное руководство для расчетов и проектирования. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Ме­ таллургия, 1975. - 368 с. 9. Промышленные теплотехнологии. Методики и инженерные расчеты оборудования высокотемпературных теплотехнологий ма­ шиностроительного и металлургического производства: учебник / В.И. Тимошпольский [и др.]; под общ. ред. А.П. Несенчука, В.И. Тимошпольского. - Мн.: Вышэйшая школа, 1998. - 222 с. 10. Нагревательные устройства / А.А. Скворцов [и др.]. - М.: Высшая школа, 1965. 11. Шмыков, А.А. Справочник термиста. - М.: МашГИЗ, 1961. 12. Каменичный, И.С. Краткий справочник технолога-термиста. - М.: МашГИЗ, 1963. 13. Касенков, М.А. Нагревательные устройства кузнечного про­ изводства. - М.: МашГИЗ, 1962. 14. Огнеупоры / В.И. Каменецкий [и др.]. - 1968. - №1. - С. 5-9. Литература 158 15. Мастрюков, Б.С. Теория, конструкции и расчеты металлур­ гических печей. В. 2 т. Т. 2. Расчеты металлургических печей. - М.: Металлургия, 1978. - 272 с. 16. Методические печи / B.JI Гусовский [и др.]; под ред. В.М. Тым- гина. - М.: Металлургия, 1970. 17. Тетеньков, Б.П. Рекуператоры для промышленных печей. - М.: Металлургия, 1975. -2 9 8 с. 18. Васильев, А.В., Энно, И.К. Автоматизация пламенных печей в машиностроении. - М.: Металлургия, 1970. 19. Свиридов Ю.А. Автоматизация нагревательных печей. - М.: Металлургия, 1965. 20. Рустем, С.А. Оборудование и проектирование термических цехов. - М.: МашГИЗ, 1962. 21. Иванова, Н.И., Перимов, А.А., Тымчак, В.М. Механизмы пе­ чей прокатного производства. - М.: Машиностроение, 1972.-124 с. 22. Безокислительный и малоокислительный нагрев стали под обработку давлением / А.А. Скворцов [и др.]. - М.: Машинострое­ ние, 1968. Содержание 1. СОДЕРЖАНИЕ, ОБЪЕМ И ОФОРМЛЕНИЕ КУРСОВОЙ РАБОТЫ (ПРОЕКТА) ................................................. 4 2. ОСНОВНЫЕ ЭТАПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА П ЕЧИ ................................................................................. 6 2.1. Обоснование выбора типа печи................................................... 6 2.2. Обоснование выбора источника тепловой энергии............... 11 3. РАСЧЕТ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА...................................................... 12 3.1. Определение теплотворной способности топлива................. 21 3.2. Определение теоретического количества воздуха................. 26 3.3. Определение состава и количества продуктов полного горения топлива Уд................................................................ 27 3.4. Определение температур горения............................................. 30 3.5. Примеры расчетов горения топлива........................................... 41 4. РАСЧЕТ НАГРЕВА М ЕТАЛЛА.................................................... 55 4.1. Построение температурного графика нагрева.......................... 66 4.2. Расчет интенсивности внешнего теплообмена в зонах рабочего пространства печи ................................................. 74 4.3. Определение продолжительности нагрева заготовок........... 80 5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА П Е Ч И ..................................................................... 91 6. ВЫБОР МАТЕРИАЛА ДЛЯ ВЫПОЛНЕНИЯ КЛАДКИ ПЕЧИ И СОСТАВЛЕНИЕ РАСЧЕТНОГО ЭСКИЗА ПЕЧИ........ 97 7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДОВ ТОПЛИВА........................................................................103 8. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ П ЕЧИ ....................................................... 116 9. ВЫБОР И РАСЧЕТ ФОРСУНОК, ГОРЕЛОК И РАДИАЦИОННЫХ ТРУ Б.................................................................117 Введение......................................................................................... 3 160 10. РАСЧЕТ ДВИЖЕНИЯ ГАЗОВ........................................................125 11. РАСЧЕТ ТЕПЛОИСПОЛЬЗУЮЩЕГО УСТРОЙСТВА....... 128 12. ВЫБОР КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫХ И РЕГУЛИРУЮЩИХ ПРИБОРОВ И АВТОМАТИЗАЦИЯ ОСНОВНЫХ ОПЕРАЦИЙ НАГРЕВА................................................134 13. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ПЕЧЕЙ БЕЗОКИСЛИТЕЛЬНОГО И МАЛООКИСЛИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА.................................................................................................. 146 14. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ.......................................................................... 154 Литература................................................................................................ 158 цана п а з Учебно-методическое издание ЛОГАЧЕВ Михаил Васильевич ИВАНИЦКИЙ Николай Иванович ДАВИДОВИЧ Людмила Михайловна РАСЧЕТЫ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ Учебно-методическое пособие для студентов специальностей 1-36 01 05 «Машины и технология обработки материалов давлением», 1-36 01 02 «Материаловедение в машиностроении» В 3 ч а с т я х Ч а с т ь 1 РАСЧЕТ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ Редактор Е.Н. Гордейчик _______ Компьютерная верстка О.В. Дубовик________ Подписано в печать 09.02.2007. Формат 60x84‘/is. Бумага офсетная. Отпечатано на ризографе. Гарнитура Таймс. Уел, печ. л. 9,4. Уч.-изд. л. 7,36. Тираж 300. Заказ 880. Издатель и полиграфическое исполнение: Белорусский национальный технический университет. ЛИ № 02330/0131627 от 01.04.2004. 220013, Минск, проспект Независимости, 65.