/
Tags: технология топлив
Text
маёдгвирозув, Р. Е. лвивович
РАСЧЕТЫ коксовых ПЕЧЕЙ
и процессов КОКСОВАНИЯ
Под общей редакцией проф. А. С. Б Р УК А
Допущено Министерством высшего и среднего
специального образования Украинской ССР
в качестве учебного пособия для студентов
металлургических вузов и факультетов
450421
сканировал: Nepflmyi
Магнитогорск
2008
" 'Lu»co§nA,,
КИЕВ — 1970
в п7.41 I Ckafifipoaan: Neptunyi
В 52 Мап-штогорск
2008
УДК 662.74.001.24 (07)
Расчеты коксовых печей и процессов коксования. Виро.
зуб И. В.‚ Лейбович Р. Е. <<BHI_l1a[IIKOJM>\ 1970,
248 стр.
В книге изложены основы расчетов коксовых печей и
процессов коксования (определение производительности
коксохнмического завода, выхода отдельных продуктов,
расхода тепла, периода коксования, расчет регенера-
торов и распределение давлений в отопительной систе-
ме коксовых печей, теплотехнический расчет установки
сухого тушения кокса).
Приведены данные по расчетам процессов горения и
температуры пламени, регулировочных элементов коксо-
вых печей. боровов и дымовой трубы, рециркуляции
продуктов горения.
Учебное пособие предназначено для студентов металлур-
гических вузов и факультетов, специализирующихся по
химической технологии топлива. Может быть полезно
инженерно-техническим работникам заводов и сотрудни-
кам проектных организаций.
Табл. 45, илл. 50, библ. 79.
в и Р о з у в‚.
Ейвович
' А ЧЕТЫ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
И ПРОЦЕССОВ КОКСОВАНИЯ
зиздательство «Вища школа»
\
Редактор Ческидова М. Н.
Литредактор Kupu/zosa H. Г.
Переплет художника Обуховского В. П.
Художественный редактор Духленко С. П.
Технический редактор Нови/с А. Д.
Корректор Скрипчинская З. Е.
. Сдано в набор 9. I_ 1970 г. Подписано к печати 9_\/1. 1970 г.
Формат бумаги 84>< 1081/“. Бумага тип. N22. Физ‚-печ‚
л. 7.75. Услов. л. 13.02. Ущ-изд. 11.45. Тираж 2000.
Изд. N2 54. БФ 15047. Цена 50 коп. Зак. 9235.
Издательство «Вища школа». г. Киев, ул.
Гоголевская, 7,
Т. п. издева «Вища школа», поз. 76.
Отпечатано с матриц Киевского полнграфкомбината, ул. Довжен.
ко. 3 в Белоцерковской книжной типографии Комитета по печати
при Совете Министров УССР. ул. K. Маркса, 4. Зак, 1023,
ВВЕДЕНИЕ
директивами XXIII съезда КПСС предусмотрено даль-
нейшее развитие химической промышленности, черной ме-
таллургии и топливной промышленности СССР.
‘B 1935 I‘. ДОЛЖНО быть произведено: чугуна —~ 94-
97 млн. т, стали — 124~—129 МЛН. т, проката ~ 95-
99 MJIH. т, нефти - 345-355 млн. т, угля — 665 —
675 млн. т, газа (природного) — 225—240 млрд. M3.
B нашей стране проектируются и строятся крупней-
шие в мире доменные печи, объем которых составляет 2000,
2286 и 2700 M3 И более, намечается перевести на новый ре-
жим с использованием природного газа и кислорода ‘свыше
50 доменных печей. Однако при совершенствовании домен-
ного производства, применении природного газа и обога-
щенного кислородом дутья роль кокса в доменной плавке
продолжает оставаться весьма важной.
Уменьшение расхода кокса должно сопровождаться
улучшением его качества, особенно механической прочности,
крупности и степени постоянства ситового состава. При
введении в шихту для коксования коксовых и слабоспекаю-
щихся углей состав шихты ухудшается. Поэтому для улуч-
шения качества кокса особое значение приобретают новые
методы подготовки угля, режима коксования и сортировки
кокса. К таким методам относятся: раздельное и дифферен-
цированное дробление углей, оптимальная продолжитель-
ность и конечная температура коксования, сушка и пред-
варительная термическая обработка углей, рациональная
сортировка кокса. I
При производстве кокса для обогрева коксовых печей
применяются следующие газы: коксовый —~ обратный и
обезводороженньхй, доменный, а также смесь доменного
газа с коксовым и природным.
Идея применения для обогрева коксовых печей более
бедных по теплоте сгорания газов (взамен коксового) при-
вела к разработке конструкций коксовых печей, приспособ-
ленных для обогрева не только коксовым, но и доменным
газом, а также только бедным газом (бескорнюрные печир“
Естественно, это усилило связь между коксохимическим
производством и заводами черной металлургии и во мно-
гих случаях способствовало объединению их газового хо-
зяйства в одну систему.
Разработка методов получения синтетического аммиака
из водорода коксового газа привела в рядестран (СССР,
Италия, Франция и др.) к кооперированию коксохимиче-
ских заводов с азотнотуковыми. Использование отдельных
компонентов коксового газа для химических синтезов (ме-
танола, искусственного жидкого топлива, этилового emp-
та и пр.), применение кокса мелких классов для производ-
ства газа в газогенераторах и, наконец, широкое производст-
во красителей, взрывчатых веществ, фармацевтических
препаратов, пластических масс и других веществ на основе
продуктов, получаемых при коксохимическом производ-
стве (фенол, нафталин, бензол, толуол, пиридин‚ карбазол
и пр.),—— все это свидетельствует о тесной взаимосвязи
производства кокса и химических продуктов.
Естественно поэтому, что режим работы коксовых пе-
чей, а также требования, предъявляемые к их конструкци-
ям, вырабатывались с учетом взаимосвязи коксохимиче-
ской и других отраслей промышленности.
Создание отечественной коксохимической промыш. ex-
НОСТИ, по существу, началось в послеоктябрьский период.
За 50 лет Советской власти в СССР создана мощная коксо-
химическая промышленность, занимающая по производст-
ву кокса первое место в мире.
Успехи коксохимическойЁпромышленности СССР ста-
новягся особенно наглядными, если сравнить данные по
производству кокса в СССР и США:
Производство кокса. млн. т
Страны
1913 г. | 1940 г. |1950г [1950 г. | 1964 г [1965 г. 11966 г. ‘ 1938 г,
СССР 4,4 21,1 27,7 56,2 66,2 67,4 68,4 71,5
США 44,5 55,5 70,7 55,3 59,9 64,3 62,8 61,3
За годы первых пятилеток наша страна, взяв курс на
иъддсгриалпзацию, заложила прочный фундамент тяже-
лой промышленности и в настоящее время по производству
кокса опередила такие страны, как США, Англия, Фран-
ция, Бельгия и др.
Механизированы и автоматизированы трудоемкие про-
цессы на_коксовых печах —— загрузка камер коксования,
чистка дверей, рам, работа рампы и др. Работают промыш-
ленные установки сухого тушения кокса на Череповец-
ком, Авдеевском и других заводах, на ряде батарей (Запо-
рожского, Нижне-Та гильского и других заводов) тепловой
режим коксовых печей регулируется автоматически. Боль-
шие работы по регулированию обогрева коксовых печей
осуществила совместно с коксохимическими заводами Все-
союзная коксохимическая станция. Применение новых ме-
тодов вытягивания факела горения отопительного газа путем
установки высоких горелок и рассекателей, совершенствова-
ние обогрева крайних обогревательных каналов значитель-
но улучшило обогрев коксовых печей. '
Большую роль в улучшении обогрева коксовых печей
сыграл гидравлический режим, предложенный Р. З. Лер-
нером в период 1937—1940 гг. Этот режим внедрен на всех
коксохимических заводах Советского Союза. Р. 3. Лер-
нер разработал также основные принципы сост„ вления се-
рийности выдачи кокса из печей.
В СССР разработан и успешно применяется во многих
отраслях промышленности метод исследования работы пе-
чей путем ее моделирования. Процессы, протекающие в
отопительных простенках коксовых печей, изучались на
моделях, выполненных в определенном масштабе, с соблю-
дением разработанных в СССР научных правил моделиро-
вания. Такой метод изучения новых конструкций коксо-
вых печей и проверка результатов моделирования на вновь
построенных промышленных батареях показали целесооб-
разность подобных исследований и надежность получае-
мых результатов.
Старые коксовые печи имели малую емкость и длитель-
ный период коксования. Большинство из них не имело
аппаратов для улавливания химических ПРОДУКТОВ
коксования и использования гепла в регенераторах. Про-
изводительность одной камеры коксовой печи состав-
ляла 800 т в год — примерно в 10 раз меньше современ-
нои.
Первые опытные батареи советских конструкций были
‘построены в начале тридцатых годов. Печи с перекидпыми
аналами непрерывно совершенствовались: изменялась и
упрощалась кладка, были увеличены верхние регистровые
тверстия и сечения косых ходов, что значительно уменьшило
опрогивление отопительной системы и дало возможность
остигнуть высокой производительности при обогреве как
КОКСОВЫМ, ТЭК И ДОМЁННЫМ ГЭЗОМ.
В 1945—1946 гг. Гипрококс разработал новую конструк-
цию печей с перекидными каналами HK~2K. B этих печах,
вместо общего на полупростенок газосборного канала, осу-
ществлен секционный обогрев ——— сборный канал, разделен-
ный на три части. Коксовый газ поступает в обогреватель-
ные каналы через два корнюра, что дает возможность
уменьшить их диаметр, сделать кирпичи цельными; бла-
годаря этому значительно уменьшаются прососы газа из
корнюров в регенераторы. Косые ходы выпрямлены, до-
менный газ и воздух выходят не под углом, а параллель-
ными потоками. Это улучшило прогрев верха коксового
пирога. Два газовых регенератора объединены в один, по-
этому увеличилась поверхность насадки.
Рециркуляция продуктов горения в этих печах осущест-
вляется, по предложению Н. К. Кулакова, через канал
в разделительной стенке между’ обогревательными кана-
лами.
В 1946—1947 гг. в результате усовершенствования Гип-
рококсом печей UK ПОЯВИЛЭСЬ конструкция ПК-47. В но-
вых печах горелка коксового газа вынесена на уровень по-
да обогревательного канала, что значительно улучшило
прогрев верха коксового пирога при обогреве коксовым га-
зом. Одновременно в эту конструкцию коксовых печей вне-
сены и другие теплотехнические и конструктивные усовер-
шенствования.
Наряду с печами UK-2K внедряются печи, где основой
отопительной системы являются сопряженные в пары обо-
гревательные каналы с рециркуляцией продуктов горения.
Эти печи, получившие название ПВР (парные вертикалы с
рециркуляцией), являются двухкорнюрными, с двумя уз-
кими регенераторами под каждой печью И с одинаковой
толщиной стен по всей высоте печной камеры.
В послевоенный период печи типа ПВР широко распрост-
ранены в двух вариантах: с размещением рециркулянион-
ных окон между парами обогревательных каналов (так
6
называемая рециркуляция «по змейке»)— печи HBP-39,
HBP-51; с размещением окон внутри пары обогреватель-
ных каналов — печи ПВР-46, ПВР-53. Эти печи были ис-
следованы как на гидравлических, аэродинамических и
огневых моделях, так и в промышленных условиях, что да-
ло возможность значительно улучшить их конструкцию и
методы эксплуатации. Практика работы коксовых печей
типа ПВР показала, что для простоты регулирования и
поддержания постоянного режима выгоднее, когда рецир-
куляция осуществлена только внутри пары обогреватель-
ных каналов. а пары обособлены друг от друга.
В дальнейшем печи системы ПВР были подвергнуты до-
полнительной модернизации: уменьшена высота регене-
ративной и корнюрной зон; рециркуляционные окна уста-
новлены только между сопряженными обогревательными
каналами; введены усовершенствованные колосниковые
решетки, разработанные проф. И. М. Ханиным и в инсти-
туте УХИН, и ряд других мероприятий. С 1950 г. печи
Гипрококса системы ПВР приняты для массового строи-
тельства.
В связи с необходимостью значительного увеличения
производительности коксовых печей Гипрококсом при учас-
тии УХИНа и Коксохимстанции были разработаны коксо-
вь1е печи ПВР большой емкости — 30 м3 вместо 21,6 мз,
что увеличило их производительность примерно на 50%.
В этих печах увеличены все размеры коксовой камеры:
длина —до 15 м, высота —до 5 м (вместо 4,3), ширина —-
до 450 мм (вместо 407).
Основной задачей, которую необходимо было решить,
являлось увеличение высоты факела для прогрева верха
более высокого коксового пирога. Это было достигнуто бла-
годаря изменению условий ввода воздуха и газа в обогре-
вательные каналы и увеличению рециркуляции продуктов
горения. В результате исследований УХИНа на гидрав-
лических и огневых моделях было установлено, что косые
ходы следует размещать параллельно продольной оси ба-
тареи, горелку — на оси косых ходов, что дает возможность
увеличить рециркуляцию продуктов горения и замедлить
смешивание газа с воздухом. Увеличение сечений обогре-
вательных каналов, перевальных и рециркуляционных
окон также значительно повысило рециркуляцию. В рецир-
куляционных окнах установлены специальные кирпичи,
позволяющие регулировать степень рециркуляции-
7
Строительство коксовых печей с полезной емкостью каме-
ры 30 M3 начато в СССР в 1958 г.
Промышленные исследования этих печей показали высо-
кую равномерность обогрева по высоте камеры коксования.
Это подтверждает возможность строительства коксовых пе-
чей еще большей высоты и длины с дальнейшим увеличением
емкости, что еще больше увеличит их производительность.
Усовершенствованными конструкциями являются кок-
совые печи с нижним подводом и регулированием. Их от-
личительная особенность — простота и удобство регулиро-
вания обогрева, которое осуществляется не через верх пе-
чей в результате изменения размеров горелок и регистров
в косых ходах, а из туннеля снизу благодаря регулирова-
нию подвода газа в подводящих трубках посредством спе-
циальных конусов и регулирования воздуха регистрами в
колосниковых решетках. Схема движения печных газов по
отопительным простенкам такая же, как и в печах ПВР с
боковым подводом. В печах с нижним подводом можно до-
стичь более точной отрегулированности и равномерности
распределения газов, чем в печах с боковым подводом.
В Советском Союзе печи этой конструкции впервые бы-
ли построены в 1928 г. на Рутченковском, а затем на Комму-
нарском коксохимических заводах.
В последние годы Гипрококсом в содружестве с УХИНом
разработано несколько конструкций печей с нижним под-
водом и регулированием. .
LB 1958 г. создана печь с нижним подводом коксового
газа и нижним регулированием подачи доменного газа и
воздуха. В этих печах предусмотрены отдельные секцион-
ные регенераторь1 для каждого обогревательного канала с
глухими перегородками, позволяющие точно дозировать газ
и воздух в каждом обогревательном канале. В настоящее
время в Донбассе на Авдеевском коксохимическом заводе
эксплуатируются такие батареи с камерой емкостью 30 м“.
В печах с нижним подводом коксового газа теплотехни-
ческий к. п. д. печей улучшается за счет- отъема тепла от
продуктов горения не только в насадке регенераторов для
подогрева воздуха, но и для подогрева коксового газа в
подводящих каналахд
За рубежом распространены печи с нижним подводом.
Эти печи разработаны фирмами Коппе, Отто, Вилпутт,
Симон — Карве, Копперс — Беккер, Куродо и дрдШирокое
применение печей с нижним подводом газа объясняется их
8
преимуществами по сравнениюс печами с боковым подводом,
а именно: размещение всех регулировочных устройств за
пределами печной кладки, в местах, доступных для обслу-
живания; возможность более точного дозирования газа и
воздуха по отдельным участкам отопительной системы, в
результате чего повышается производительность печей,
снижается удельный расход тепла на Коксование, улучшае-
тся качество кокса и химических продуктов коксования и
увеличивается их выход; улучшаются также условия тру-
да по регулированию обогрева.
Печи с нижним подводом газа при обогреве коксовым
газом расходуют тепла на 8—10% меньше, чем печи с бо-
ковым подводом. Строительство этих печей становится все
более распространенным. По данным печати, за рубежом в
последние годы такие печи составляют до 85% ‘всех соору-
жаемых коксовых печей._3
В нашей страпе также строятся печи с нижним подводом
(Коммунарск, Авдеевка‚ Орск, Караганда и др.). Кроме
этих основных конструкций коксовых печей, 3 CCCP пост-
роен ряд опытных участков и батарей: печи с простенка-
ми ИГИ, по предложению акад. Н. П. Чижевского и
проф. Д .В. Нагорского, печи ПВР со всеми широкими реге-
нераторами. Эти печи не нашли большого промышленного
применения, но их строительство, эксплуатация и исследова-
ние способствовали решению ряда важных вопросов проек-
тирования коксовых печей. Исследование печей системы
ИГИ, например, показало возможность большого вытягива-
ния факела, а следовательно, создания печей большой вы-
соты. _
Нашими учеными и инженерами проведены исследова-
HMS! no теплотехнике коксовых печей, в частности разрабо-
таны теоретические основы регулирования обогрева печей,
работающих на коксовом и доменном газе, разработан гид-
равлический режим печей, создана методика теплотехни-
ческих испытаний и составления тепловых балансов печей
различных конструкций. Предложены методы расчета про-
должительности коксования и установлено влияние различ-
пых факторов, в том числе и Ширины камеры, на период
коксования.
Основное внимание в книге уделено обобщению перечис-
ленных и многих других работ, связанных с расчетами кок-
совых печей и процессов коксования. Задача этой книги——
систематическое изложение следующих расчетов:
9
материального и теплового баланса процесса коксования,
производительности коксохимического завода, процесса
горения и температуры пламени, периода коксования,
теоретических и практических расчетов регенераторов и
гидравлических сопротивлений отопительной системы,
регулировочных элементов коксовых печей, рециркуляции
продуктов горения, боровов и дымовой трубы, а также основ-
ных положений моделирования коксовых печей.
В последнее время при проектировании коксовых батарей
применяется метод сухого тушения кокса. Примеры и ме-
тоды основных расчетов данного метода также приведены в
этой работе.
сканировал: Nepfllnyi
Магнитогорск
2008
Глава!
КОНСТРУКЦИИ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
§ 1'. КЛАССИФИКАЦИЯ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
ч Коксование угольной шихты осуществляется в коксо-
вых печах, представляющих собой сложные теплотехниче-
ские сооружения. V
Коксовая печь состоит из: а) камеры, куда загружается
угольная шихта; б) обогревательного простенка, состояще-
го из системы отопительных каналов, в которых горящие га-
зы обогревают поверхность стен камеры; в) системы газорас-
пределительных и воздухоподводящих каналов, подаю-
щих газ и воздух для отопления печей; г) регенераторов для
нагрева воздуха (и бедного газа) и для отвода продуктов
горения; д) соответствующей арматуры и механизмов.
Коксовая камера должна быть герметичной (непроница-
емой как для наружного воздуха, так и для отопительных
газов).
ч Для экономии тепла, удобства обслуживания печей и
объединения ряда устройств (дымовые трубы, борова, газо-
проводы, машины для выдачи и загрузки и пр.) коксовые
печи группируются в батареи. Одна коксовая батарея со-
стоит из нескольких десятков (в каждой до 77) коксовых
печей.
Коксовые печи классифицируются по следующим при-
знакам.
1. По режиму производства: а) периодического дейст-
вия —- ныне работающиз печи; б) непрерывного действия.
2. По способу отопления: а) комбинированные (отапли-
ваемые коксовым и бедным доменным газом); б) отаплива-
емые только коксовым газом; в) отапливаемые только до-
менным газом.
3. По схеме отопления: а) печи системы ПК (с перекид-
нь1ми каналами). 1`азы из одного простенка через перекид-
ной канал идут B соседний простенок; б) печи с парными
каналами и рециркуляцией (ПВР). Один-восходящий
11
канал — на горении, другой —нисходящий (в данный
момент отводит продукты горения).
4. По способу использования тепла отходящих продуктов
горения наиболее распространены регенеративные (тепло
используется в регенераторах).
5. По способу подвода отопительного газа и воздуха:
а) с боковым подводом газа и воздуха (коксовый газ подает-
ся сбоку по газораспределительному каналу — корнюру, а
доменный газ и воздух —- через газовоздушные клапаны в
подовые каналы регенераторов); б) с нижним подводом га-
за и воздуха и нижним регулированием. Эти печи строят на
фундаментной плите, опирающейся на колонны. Под пли-
т‹й располагается газо- и воздухораспределительная сеть,
откуда производят распределение газа и воздуха.
В настоящее время применяют коксовые печи исключи-
тельно с горизонтально расположенными камерами коксо-
вания. Печи с вертикальным расположением камер не по-
лучили распространения в коксовой промышленности из-за
сложности их обогрева и трудности конструктивного офор-
мления выдачи кокса.
В дальнейшем рассматриваются коксовые печи с комби-
нированным обогревом, горизонтально расположенными ка-
мерами коксования, вертикальными обогревательными ка-
налами и с использованием тепла отходящих продуктов го-
р‹ния в регенераторах.
Различают печи с поперечными и продольными регене-
раторами.
Поперечные регенераторы располагаются под камерами
коксования вдоль их оси исперпендикулярно к оси бата-
реи, продольные- поперек камеры коксования, следова-
тельно, вдоль оси батареи.
д, Равномерность обогрева коксовых печей по высоте ка-
(меры коксования является актуальной и в то же время
чрудно разрешимой проблемой коксового производства.
‘~ Наличие большого количества различных систем коксо-
вых печей в значительной степени объясняется тем, что
отдельные конструкторы по-разному подошли к решению
весьма важного вопроса о равномерности обогрева кок-
совых печей.
х, Сжигание газа с максимальным избытком воздуха создает
зв отопительных каналах регенеративной печи сравнитель-
но короткое горящее пламя, которое передает нижним слоям
угля в камере коксования больше тепла‚_ чем ‚верхним. По-
12
скольку значительные тепловые потери соответствуют имен-
но верхней части печи, разница между температурами в
верхней и нижней частях печи становится еще большей.
В зависимости от местных условий и времени от момента
загрузки угля в камеру разница в температуре достигает
50—‘2ОО° С и больше.
Неравномерность обогрева вызывает некоторые отри-
Цательные явления в работе печей: удлиняется период кок-
сования, а следовательно, понижается производительность
печей; по механическим свойствам кокс получается нерав-
номерный; увеличивается расход тепла на обогрев печи;
уменьшается выход химических продуктов коксования при
местном перегреве подсводового пространства камеры.
* -- Эти недостатки работы коксовых печей с неравномерным
обогревом побудили конструкторов искать пути усовершен-
ствования их конструкции с тем, чтобы решить проблему
равномерного обогрева по высоте. Было проведено большое
количество опытов и исследований существующих печей
и предложено множество усовершенствований.
Лучшие результаты имеют конструкции печей, в кото-
рых (путем добавки в пламя инертных газов) замедляется
сгорание и тем самым удлиняется факел пламени, т. е. осу-
ществляется рециркуляция газов.
§ 2. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ СИСТЕМЫ ПК
Главным отличием всех конструкций коксовых печей‘
СИСТЕМЫ ЯВЛЯЕТСЯ ТО, ЧТО ОТОПИТЕЛЬНЫЕ ГЗЗЫ на ВОСХО-
ДЯЩЕМ ПОТОКЕ ОМЫВаЮТ все Обогревательные каналы ОДНО-
го простенка, а на нисходящем потоке опускаются вниз по=
всем обогревательным каналам смежного простенка. Пере-д
ток газа из одного простенка в другой происходит через
перекидные каналы, расположенные над сводами камеры
КОКСОВЗНИЯ И СОеДИНЯЮЩИе ПРОСТСНКИ, находящиеся ПО обе
стороны данной камеры.
Под каждым обогревательным простенком расположены
два регенератора — один для подогрева воздуха, дру-
гой для подогрева бедного газа (доменного). Каждый ре-
генератор наглухо разделен поперечной стенкой на две по-
ЛОВИНЫ. П!‘
В коксовых печах системы ПК- устранена характерная
для печей ПК коническая шахточка, соединяющая газорас-
пределительный канал с отопительными каналами, и горелки
13
подняты на уровень пода отопительного канала. Косые
ходы и регистровые отверстия в головочных отопительных
каналах расширены в связи с необходимостью подачи в эти
вертикалы увеличенного ко-
личества воздуха и газа по
сравнению C OCTaJIbH’faIMlr1 „д
каналами. Насадка епене- ”`
раторов ВЫП0ЛНеНа
шетчатого фасонного кир-
пича (рис. 1), смотровые
Рис. 1 Фасонный кирпич для на- шахтоцки В зоне перекид‘
Садки регенератора_ ных каналов совмещены с
последними. Одновременно
в печах этой системы улучшена кладка отдельных узлов
и сохранена двухступенчатая кладка стен.
§ 3. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ СИСТЕМЫ ПК-2К
Значительным шагом вперед в развитии конструкций пе-
чей с перекидными каналами является разработанный Гип-
рококсом новый тип печей ПК-2К (печи с перекидными ка-
3 2
/
БГ I
‚А/ I
2 '. ' I
к
AA
р.
/.
ОСЬ
играете/та
/- и
Рис. 2. Установка и расположение рассекателей и нижних боковых
регистров в устьях косых ходов в печах UK-2K с рециркуляцией:
I — косые ходы; 2 —— рассекатель; 3 — нижние боковые регистры; 4 —r0Pe-'1Ka.
налами двухкорнюрньте). В печах этого типа по предложгр "" ’
нню инженера Н. K. Кулакова осуществлена рецирнуля
ция продуктов горения через канал в разделительной стен-м”
ке обогревательных каналов.
14
На поду обогревательных каналов установлены ре-
гистры и раесекатели, позволяющие изменять угол встречи
струй газа и воздуха, а также распределение газа и воздуха
по отдельным обогревательным каналам. На рис. 2 показа-
на установка регистров и рассекателей у основания обогре-
вательного канала —— разрез АА и вид в плане — разрез
ББ. Применение рассекателей обеспечивает параллельное
истечение потоков из косых ходов, что уменьшает скорость
смешения потоков и удлиняет факел пламени.
В печах ПК-2К применяются объединенные (широкие)
газовые регенераторы. Простенок разделен на 28 обогрева-
тельных каналов (по 14 с каждой стороны). Горение в дан-
ную кантовку происходит по всем обогревательным кана-
лам. В смежном простенке опускаются продукты горения.
Сборный горизонтальный канал разделен на 6 секций, каж-
дая из которых обслуживается одним перекидным кана-
лом. В перекидных каналах установлены шиберы для ре-
‘ гулирования потока продуктов горения по секциям отопи-
тельного простенка. A '
Рассмотрим путь газов в отопительной системе этих пе-
чей. При обогреве печей системы ПК-2К доменным газом
движение потоков воздуха, доменного газа и продуктов го-
рения совершается по следующей схеме. ' L
Каждые два простенка работают попарно: простенок
In с 2n, 3n с 4n И т. д. (рис. 3), поэтому в печах ПК-ЁК обя-
зательно должно быть четное количество простенков, а сле-
довательно, нечетное (на одну меньше) количество печей.
Рассмотрим движение потоков по одной паре простенков
З/1и4пи обслуживающих их регенераторов 4р‚ 5,9, 6/5 и 7р.
При первом кантовании горение происходит. вобогреватель-
ных каналах простенка 321. Доменный газ поступает через
подовый канал 9 И колосниковую решетку 12 под насадку
газового регенератора 4,0. Пройдя насадку снизу вверх,
доменный газ нагревается от нее до 900—1000° C и по ко-
сым ходам 11 проникает во все обогревательные каналы
простенка 3:1. Одновременно газовый регенератор 4р обслу-
живает простенок 2n.
Воздух для горения проходит аналогичный путь (как
и доменный газ) по воздушному регенератору 5р и через ко-
сые ходы поступает в основание всех обогревательных ка-
налов того же простенка 3n. Здесь газ смешивается с воз-
духом и под действием высокой температуры загорается,
'en:';f‘1“;f7o*f1’y‘:§g:1 горения поднимаются вверх по
. I
а ъ 1» J
.,,, ._._ __.......¢.. 15
V.‘
.
и‘ э
*‘›#›4-&.‚д„аг$: ; _ ‚д ‚
ЮНГ/Ё? В Г в '/ll" /7‘/" /7/‘ '
5L, ..JA
Рис. З. Схема горения в печах системы ПК-2К:
1п — 5п — обогревательные простенки; 1р — 8р — регенераторы; 1в — 28в—
СОВЗННЯ, 2 — НИЖНЕЕ рЗЦИрКУЛЯЦНОИИОЭ ОКНО; 4 — смотровая Luax1-0'-ma;
рекиднои канал; 7 — распределительный канал
коксового газа (выключенный); 9 -— подовый канал; 10 —— рециркуляцнонный
I
‘Y/7P€PHP,Z7H/770,0 I I p939/'/Pflfl/770[)
V. ' ? /2 д д Q ц
ш E „ Е Ш — т та; „кот, эмаль я „__‚ кт- ______ „из
Обогревательные каналы; 1 -— камера кок-
5 —чугунный смотровой лючок; б-пе-
коксового газа (под газом); гЗ-распределительиый канал для
каиал; 11 —- косой ход; 12 —- колосии-
ковая решетка; 13 —групповой горизонтальный канал; 14 —перегородка между смежными группами; Г—-до-
менный газ; В — воздух; ПГ — продукты горения.
всем вертикалам простенка 3n и через стенки передают
* часть своего гепла угольной загрузке печей.
В печах ПК-2К в верхней части простенка все обогрева-
тельные каналы разделены на 6 груп по 4-—5 обогреватель-
кнналоз в каждой. Обогревательные каналы каждой
nu; имеют вверху общий горизонтальный канал 13. Че-
_ А пердкидной канал б каждая группа простенка 3n сооб-
щается‘с одноименной группой соседнего спаренного про-
стенка 4n. Для регулирования в перекидных каналах yua-
новлены шиберы. Продукты горения из простенкт 3n через
перекидные каналы переходят в простенок 4n B НИСХОДЯЩИИ
поток. Через групповые, горизонтальные каналы, обогре-
вательные каналы и косые ходы продукты горения прохо-
дят; газовый рЁЁенератор 7р и в воздушньёй бр. Регенера-
тор р является щим для простенков п и п и одновремен-
но принимает от них продукты горения.
В регенераторы бр и 7р продукты горения поступают с
температурой около 1300° С. Пройдя насадку сверху вниз,
они охлаждаются до 300-400 C и q6epe3 Kongcnnxoabxe p6e-
шетки и подовые каналы выходят в оковые орова на о е
Ыстотёоны батареиф а оттуда через общий боров и дымовую
тру у— в атмос еру. ‘
ч‘ Через 20 мин производится перекантование. Направле-
Q ние потоков в простенках 3n и 4n и в регенераторах 4р‚ 5/),
6p, 7p меняется на обратное. При4втором кантовании горе-
ние происходит уже в простенке п, воздух поступает из
Чрегенератора бр, а газ — из регенератора 7р. Продукты
горення из простенка 4n переходят в простенок 3n на ни-
сходящий поток и через регенераторы 4р и 5р уходят в бо-
рова, тоже на обе стороны батареи.
При обогреве печей коксовь1м газом оба регенератора —
газовый н воздушный —— работают на подогрев воздуха.
Коксовый газ подается в Обогревательные каналы каждого
npocT)e1§7Ka Ёерез два ггёзораспределъгельных канала (кор-
нюра и , тоже с о еих сторон атареи одновременно.
По одному каналу газ поступает только в четные обогре-
нательные каналы, а по второму — в нечетные.
‚ § 4.0 печи пк-2к УСОВЕРШЕНСТВОВАННЬ|Е
. i=:§‘é,
,i__,£Io сравнению с прежними печами ПК-2К усовершенство-
ванные имеют следующие особенности: 1) увеличена рав-
номерность обогрева по длине и высоте камеры коксования; .
Гд„„.„_ _ I 7
2 1023
' f. :,.f
в .C‘§n."‘,’.:,
2) уменьшена зависимость равномерности обогрева от
мгффициента избытка воздуха; 3) повышена степень ре-
циркуляции.
д .1
“AA 55
бг‘
""‘|A
‚К! L.
- I’.
. 3:585 ‚
Рис. 4. Печи ПК-2К со- д"
временной конструкции.
'_в _ a
Разработанная Гипрококсом современная конструкция
печей ПК-2К представлена на рис. 4, где АА — разрез по
кг мере, ББ — по отопительному простенку, ВВ — по ос-
нованию обогревательного канала.
Из рисунка видно, что газовоздушное сопло повернуто на
9О° и размещено параллельно длинной оси обогревательного
канала. При таком размещении замедляется смешение; кокам
18
сового газа с воздухом —- из-за большого пути пробега MO-
лекул до встречи; воздуха и бедного газа — нз-за сокра-'
means площади соприкосновения струй, повышается сте-
пень рециркуляции благодаря__бол_е=„полному использова-
нию шергии инжектирующих струй Во всех распорочпьпх
Iii-ijmnllax устроены два рециркуляционных каналанкаждый
из них соединен верхним и нижним окном с одним и тем
же обогревательным каналом, так что один обогревател ьн ый
канал и связанные с ним два рециркуляциопных канала в
обеих разделительных перегородках образуют замкнутую
систему, не сообщающуюся сдругими и рас положенную ниже
уровия сборного канала. Таким образом обеспечивается
двухсторонняя и одинаковая по величине рециркуляция
во всех обогревательных каналах простенка. В прежних
конструкциях печей HK—2K B крайних обогревательных Ka-
налах была только односторонняя рециркуляция.
§ 5. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ
с ПАРНЫМИ ОБОГРЕВАТЕЛЬНЬ|МИ КАНАЛАМИ
В этих печах основой отопительной системы являются
попарно сопряженные Обогревательные каналы с рецирку-
ляцией продуктов горения. В этих печах простенок разбит
на пары обогревательных каналов, соединенных вверху пе-
ревальиыми окнами. Горениепронсходит в одном из обогре-
вательных каналов пары, по второму сопряженному каналу
в это время отводятся продукты горения.
В‘ нижней части Обогревательные каналы, работающие
на восходящем и нисходящем потоках, соединены окнами
для рециркуляции. Через эти окна часть продуктов горения
из обогревательного канала, работающего на нисходящем по-
асасывается в канал, работающий на восходящем по-
ii’ составляет 40-60% .
Обогревательные каналы соединяются с регенераторами
при помощи коротких и длинных косых ходов: Короткими
косыми ходами половина обогревательных каналов соедине-
на .с регенераторами, расположенными под данным простен-
ком, остальные обогревательные каналы длинными косыми
ходами соединены с регенераторами, расположенными под
обоими простенками, смежными с даннымщ
Рассмотрим, как движутся газы по регенераторам и ко-
сим ходам (рис. 5).
_2=~. 19
T. e. происходит рециркуляция продуктов горения,‘
П)
7-1-
Г
Kc ‘WA ‘-15 Г ~ M
й
й й
7/6/"5141
ййййййй
й й
H
й й
й
//’ 9’
7‘,
„ДА ._|/5
Рис 5‚ Схема обогрева печей UBP-51 (разрез поперечный и по простенку):
1 - короткий косой ход; 2 — длинный косой ход; 3 —— газораспределительные каналы; 4 — перевальное окно; 5 -
/"
Б/7Г/7ГГБ/7Г/7ГГЕ/7Г
_ рециркуляцнонное окно; т, 2n, 3n, 4n—— простенки; lp — Юр — регенератора; 1’-—14’— ооогревательвне каналы.
В одну кантовку воздух поступает в регенераторы 1р‚
5,0, 9р ит.д.Доменный газ в это время поступает в регенерато-
ры 4р, 8р и т. д. По коротким косым ходам воздух поступает в
пр эстенки, расположенные над данным регенератором, т. е. и s
регенератора 5р в простенок 2/1, из регенератора 9р в п о
стенок 4п ит.д. Одновременно по длинным косым ходам ьоз-
дух поступает в смежные простенки, т. е. из регенератора
1р в простенок In, ИЗ регенератора 5p в просгенок Зп ит. д.
Доменный газ по коротким косым ходам поступ: er ИЗ ре-
генератора 4р в простенок 2n, из регенератора 8p B просте-
нок 4n И т. д., а по длинным косым ходам из регенератора
4р в простенок In, ИЗ регенератора 8р в простенок Зп и т. д.
Продукты горения из простенков, питающихся газом
и воздухом, поступающим по коротким ходам, отводятся
по длинным и наоборот. Так, из простенка 2n продукты го-
рения отводятся длинными косыми ходами в регенераторы
Зр и бр, из простенка 4n — в регенераторы 7р и Юр и т. д.
Из простенка In продукты горения короткими косыми хо-
дами отводятся в регенераторы 2р и Зр, из простенка 3n — B
регенераторы бр и 7р и т. д.
В период другого кантования направление движения га-
зов изменяется, и по регенераторам 2р, бр, Юр и т. д. посту-
паетьвоздух, по регенераторам Зр, 7р и т. д. —— доменный газ,
а по регенераторам 1 р, 4р‚ 5р, 8р‚ 9р и т. д. отводятся про-
дукты горения.
Из схемы движения газов видно, что каждый простенок
соединяетсякосыми ходами с четырьмя регенераторами, а
каждый регенератор (кроме двух крайних)—с двумя про-
стенками.
Таким образом, все регенераторы батареи соединяются
между собой косыми ходами и обогревательными каналами.
Это обеспечивает устойшво
и значительно облегчает регулирование тяги
ТГёчи ПВР по схеме движения газов в простенке разделяю-
тся на печи с горением через два обогревательных кана-
ла—ПВР-46 и печи с горением через один обогреватель-
ный канал —— HBP-51.
По расположению рециркуляционных окон печи ПВР
разделяются на печи с рециркуляцией в замкнутых парах и
с рециркуляцией по «змейке».
_ Наличие рециркуляции продуктов горения значительм д
Ё повышает равномерность обогрева печи по высоте, "
21
§ 6. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ С НИЖНИМ ПОДВОДОМ
И РЕГУЛИРОВАНИЕМ ОТОПИТЕЛЬНЫХ ГАЗОВ И ВОЗДУХА
При строительстве новых коксохимических заводов и
выборе конструкции коксовых печей предпочтение отдается
печам с нижчим подводом газов и воздуха системы Гипрокок-
са. Печи этой системы возводяьнгьжелезобеъонной плите,
которая покоится на колоннах, опирающихся на нижнюю
фундаментную плиту, В т неле печей помещают арматуру
для обогрева, регулирово ные устройства для газа, возду- `
ха и продуктов горения. регенераторы разделены глухи-
ми перегородками под каждой парои обогревательны
каналов на отдельные секции. ‘
^‘ Особенность конструкций печей с нижним подводом за-
ключается в том, что к9кс одается в обогреватель-
ный простенщ не через канал‚ а снизу непосред-
ственнов каждыи топочный канал, воздух же и бедный газ
поступают не сбоку в подовый канал регенератора, а сни-
зу печей в каждую секцию регенератора, обслуживающую
спаренные топочные каналы. Печи проектируются с отопи-
тельными простенками системы ПВР. - . Ё
Движение потоков в отопительной системе печей-ехал-
бинированным обогревом происходит по следующейхехвпе.
При обогреве бедным газом воздух из
помещения для обслуживания под печами поступает в.’ кла-
паны по сторонам печей под действием естественной тяги
через специальные патрубки, бедный газ — из распреде-
лительных трубопроводов вдоль коксовой и машинной
сторон. Пройдя подовые каналы и секции регенераторов,
воздух и газ направляются по коротким и длинным косым
ходам в отопительные каналы простенка. После отопитель-
ных каналов и регенераторов продукты горения направляю-
тся в бор ова, а затем в дымовую трубу.
При обогреве коксовым газом схема
обогрева отличается тем, что во все регенераторы и 12%!“-
ходы, работающие на восходящем потоке, поступает воз-
дух, движение которого (а также и продуктов горения в ..‘
отопительной системе) аналогично движению этих потоков
при обогреве бедным газом;
Камеры регенераторов разделены по всей высоте глу-
хими динасовыми перегородками с заходом в продольные
стены регенераторов и колосниковую решетку. Кладка
стен регенераторов по высоте выполнена из разных огне-
22
упорных материалов с применением индивидуального ар-
мирования этих участков.
В колосниковой решетке над подовь1м каналом предус-
матриваются для каждой секции регенераторов отверстия
регулируемого и постоянного сечений. Каждая секция ре-
генераторов сообщается с отопительным каналом одним ко-
сым ходом. В перегородках между спаренными отопитель-
ными каналами предусмотрены окна для рециркуляции
продуктов горения и перевальные окна. Для изменения
количества!рециркулируемых газов в окнах для рецирку-
ляции уст навливают специальные шиберы, которые при
необходимости можно удалить через верх печей Стены
‚ камер коксования имеют одинаковую толщину 105 мм)
по всей высоте отопительных каналов.
Для каждой стороны батареи предусматривается от-
дельный распределительный газопровод коксового газа с
подводящей арматурой от него к коллекторам под отопитель-
ными простенками для подвода газа в четные и нечетные
отопительные каналы. На общем подводе от газопровода к
_ » кштекторам двух смежных отопительных простенков уста-
жювлены краны—- стопорный и реверсивный трехходовый;
через последний засасывается воздух для обезграфичивания
(удаления отложений графита на стенках газоподводя-
щих каналов коксового газа).
На горизонтальных участках от ответвлений коллекто-
ра к вертикальным трубкам, подводящим газ в отопительные
каналы, установлены гибкие резиновые рукава для компен-
сации возможных смещений в соединениях при росте клад-
ки печей. Количество газа, подаваемого в отопительные ка-
налы по длине простенка, регулируется калиброванными
стержнями со съемными цилиндрами различного диаметра,
устанавливаемыми в ответвлениях от коллектора.
‘Клапаны для подачи воздуха в отопительную систему
печей и отвода продуктов горения расположены под печами
дой стороны батареи/ _ A
зменение потоков воздуха и продуктов горения осу-
вляется с помощью двухтарельчатых клапанов, уста-
но енных на стыке патрубков с корпусом клапана. _
еда рис. 6 представлены печи с комбинированным обогре-
вом — с нижним подводом коксового газа и нижним регу-
лированием и распре елением доменного газа и воздуха.
Разрез АА —— no простенку, ВВ — по камере, ББ — попе-
речный.
23
BL. L. -J5
Рис. 6. Печи с нижним подводом, нижним регулировании в комбинированным обогревом.
Уширенная стена между регенераторами‚ в которой про-
ходят вертикальные каналы для подвода коксового газа,
расположена под обогревательным простенком. Она являе-
тся «опасной» стенкой, разделяющей разноименные пото-
ки в регенераторах.
Таким образом, между осями двух смежных простенков
расположены два регенератора —— газовый 1 и воздушный
2, работающие на одноименном потоке. Из этих регенератот
ров газ и воздух по длинным 3 и коротким 4 косым ходам
поступают в Обогревательные каналы обоих смежных про-
стенков. Продукты горения отводятся в следующую пару ре-
генераторов 5 и 6, работающих на нисходящем потоке.
Такая схема сопряжения регенераторов с простенками
влечет за собой шахматное горение: если в одном простен--
ке в процессе горения участвуют четные обогревательные
каналы, то в другом —— нечетные.
Регенераторы разделены на секции, каждая из которых
приходится на один обогревательный канал. Таким образом,
группа из двух сопряженных обогревательных каналов
и четырех связанных с ними ячеек регенераторов (двух га-
зовых и двух воздушных) является самостоятельным эле-
ментом отопительной системы, не связанным с другими эле-
ментами.
Основные преимущества печей с нижним подводом:
а) удобство регулирования, так как все р ‘гулировочные
устройства для газа, воздуха и продуктов орения распо-
ложены внизу печей в просторном помещении; при этом не
нужны трудоемкие операции по регулированию газа, воз-
духа и продуктов горения наверху и в туннелях печей;
б) возможность точного распределения отопительного га-
за. воздуха и продуктов горения по отдельным каналам обо-
гревательного простенка и секциям регенератора , что дости-
гается благодаря удобству регулирования и точности ре-
гулирующих устройств.
Недостатки: необходимость увеличения печной армату-
ры, связанная с нижним распределением отопительного га-
за к воздуха, и следовательно, большая стоимость печей.
Однако увеличение капитальных затрат на печи с нижним
подводом должно компенсироваться более высокой их про-
изводительностью, лучшим качеством кокса, меньшим
ресхбдом отопительного газа и улучшением условий труда
при обслуживании,
25
§ 7. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ
ЕМКОСТЬЮ КАМЕРЫ 30 м3
Увеличение производительности коксовых батарей яв-
ляется в настоящее время актуальным вопросом.
Повышение производительности печей за счет сокраще-
ния периода коксования вызывает ухудшение качества по-
лучаемого кокса. Свойства угольных шихт не позволяют
вести процесс на повышенных скоростях коксования. В ре-
зультате коксовые печи современных конструкций ПВР и
ПК-2К работают на температурных режимах более низких,
чем допускает огнеупорная кладка.
Практически коксовые печи работают на периоде кок-
сования(время от начала загрузки камеры коксования шихтой
до выдачи готового кокса), составляющем 14,5—_15 Lt вме-
сто 13—13‚5 Lt, который допускается температурным потен-
Циалом печей.
В этих условиях реальным средством для повышения эф-
фективности производства является значительное увели-
чение полезного-объема камеры и увеличение разовой вы-
дачи кокса, а также увеличение числа печей в батарее.
Длительное время, вплоть до 1950 г., в качестве типовых
были приняты печи со следующими характеристиками:
Полезная емкость камеры, м3 . . . ‚ . . . . ‚ 20
Длинакамерь1‚мм.............‚ 13120
Ширина камеры, мм . . . . . . . . . . . . 407
Высота камеры, мм . . ‚ . . ‚ . . . . . . . . 4300
Загрузка сухой шихты, т ; . . . . . . . . . 14,8
`Разовая выдача кокса, т ‚ . . . . . . . . . . 11,2
Производительность одной печи при обороте1 15 Lt состав-
ляла 18 т кокса в сутки.
С 1951 г. в качестве типовых приняты печи с камерами
той же ширины и высоты, длиной 14080 мм и с полезным
объемом 21,6 M3. Производство кокса из одной печи при обо-
роте 15 Lt составляет 19,4 т в сутки, что увеличивает произ-
водительность на 8%.
Проведенные теоретические расчеты и разработки пока-
зали возможность увеличения высоты и длины коксовых
печей. Строительство коксовых печей с емкостью камеры
30 м?‘ начато в СССР в 1958 г.‚'причем вначале предусмат-
1 Оборот печи включает в себя период коксования плюс время, затра-
чиваемое на обработку одной печи.
26
рИВЗЛОСЬ СТрОИТЕЛЬСТВО ПеЧей C0 СЛЕДУЮЩИМИ ХЗрЗКТЕрИСТИ-
КЗМИЁ
Полезная емкость камеры, M3 . . . . . . . . 30
Длина‚мм.................15040
Ширина‚мм................ 450
Высота, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . 5000
Загрузка сухой шихты, т . . . . . . . . . . 22,2
Разовая выдача кокса, т . . . . . . . . . . 16,9
По сравнению с типовыми в этих печах при равных тем-
пературах в обогревательных каналах период коксования
удлиняется на 2,5 ч и составляет 17,5 ч. Производительность
одной печи составляет 23,1 т кокса в сутки, что на 19%
больше, чем у типовых печей.
По производительности четыре батареи печей емкостью
камеры 30 мз при сохранении того же количества выдач,
коксовых машин и обслуживающего персонала, что и в ти-
повом блоке, будут давать кокса (и другой продукции)
столько, сколько дают шесть типовых батарей, т. е. на 50%
больше.
Для обеспечения равномерного обогрева камер предус-
матривается: -
1) значительное усиление рециркуляции вследствие уве-
личения перевальных и рециркуляционных окон, возмож-
ность осуществления двухсторонней рециркуляции, устрой-
ство для регулирования ее интенсивности;
2) увеличение сечений косых ходов для ухудшения сме- -
шения.;
3) расположение газовоздушного сопла перпендикуляр-
но к оси простенка для лучшего использования эффекта
рециркуляции и уменьшения поверхности контакта ото-
пительного газа с воздухом.
Имеющиеся средства для удлинения факела горения и
создания равномерного обогрева позволяют принять для пе-
чей емкостью камеры 30 M3 и более высоту камеры 5-6 м.
Конструктивные особенности печей большой емкости
(рис. 7, 8) следующие: .\
1. Ось горелки коксового газа размещена на оси‘ косых
Ходов. Такое расположение косых ходов и горелки улуч-
шает прогрев верхней части камеры. _
2. Увеличена кратность рециркуляции продуктов го-
рения в обогревательных каналах коксовых печей.
3. Высота горелок коксового газа увеличена.
27`
4. Верх перевальнь1х окон принят на расстоянии 500 мм
от свода камеры, т. е. выше, чем в других печах.
5. Толщина стены камеры равна 105 мм вверху камеры
_ и 115 мм внизу.
/500
Рис. 7. Типовые печи ПВР большой емкости (разрез по батарее).
6. Сечения подовых каналов увеличены на 50%, что
должно улучшить распределение газов по длине регенера—
торов.
V
.¢¢EwSoa: о: ‚штампе ыьооиго w_oE.:3o ami ЕЮ: юзщсщын .w dnn.
Эксплуатация коксовых печей емкостью 30 M3 показала,
что можно обеспечить равномерность обогрева печей боль-
шей высоты и длины. Строительство батарей с печами боль-
шой емкости дает возможность увеличить производитель-
ность труда и снизить капитальные затраты на 1 т кокса.
Успешное освоение батареи печей емкостью 30 м3 на
Ясиновском коксохимическом заводе позволяет рекомен-
довать к внедрению печи емкостью 32,5; 35,7 и 41,6 M3 со
следующими размерами камер: длина — 16 м, высота —-
5, 6,7 M, ширина в зависимости от технологических свойств
шихты — 410-—450 MM.
§ 8. КОКСОВЫЕ ПЕЧИ
С ОТДЕЛЕННЫМИ РЕГЕНЕРАТОРАМИ
В этих печах предусматривается полная независимость
распределительных систем простенков от распределитель-
ных систем регенераторов.
Каждый регенератор соединен при помощи окон, распо-
ложенных у центральной перегородки, с распределитель-
ным каналом, проходящим по всей длине печи. Корнюрная
зона и верх распределительных каналов полностью анало-
гичны корнюрной зоне и верху регенераторов типовых
печей ПВР. Отопительный простенок состоит из парных
обогревательных каналов. Рециркуляционные окна разме-
щены во всех разделительных стенках между обогреватель-
ными каналами.
Все регенераторы одной стороны батареи работают на
одноименном потоке. Разноименные потоки соприкасают-
ся по центральной перегородке между регенераторами, по
перекрытию регенераторов, отделяющему их от надрегене-
раторных каналов, и по «опасной» стенке между разноимен-
ными надрегенераторными каналами. Чередование разно-
именных потоков в надрегенераторных каналах (как и в
регенераторах печей ПВР) происходит через каждые два
канала. Вся кладка, разделяющая разноименные потоки,
работает в зоне высоких и сравнительно стабильных темпера-
тур. Поэтому легко сохранить герметичность кладки и пред-
отвратить возможность значительных прососов.
‚Помимо герметизации отопительной системы, в этой кон-
струкции предусматривается лучшая регенерация тепла.
достнгающаяся разделением простеночнои и регенеративной
распределительных систем, установкой верхней и нижней
30
колосниковых решеток для равномерного омывания насад-
ки на обоих потоках. Уширение зеркал регенераторов до
700 хим должно обеспечить улучшение температурных ус-
ловии в тоннеле. '
Печи этой системы, составляющие опытную батарею,
строились бесконусными (для предотвращения обратной ко-
нусности при кладке предусмотрена конусность, не пре-
вышающая 10 мм). Практика эксплуатации батареи пока-
зала, что бесконусность не усложняет выдачу коксового
пирога. Вместе с тем бесконусность облегчает регулирова-
ние температур по длине простенков. По предварительным
наблюдениям, качествоа кокса в таких печах несколь-
ко выше, чем в печах тех же размеров с обычной конус-
нэстью, что объясняется большей равномерностью темпе-
ратурных полей по длине камеры.
§ 9. KOKCOBb|E ПЕЧИ
СО ВСЕМИ ШИРОКИМИ РЕГЕНЕРАТОРАМИ
Кроме печей с парными обогревательными каналами,
Гипрококсом разработана конструкция печей с перекидны-
ми каналами и всеми широкими регенераторами. Верхнее
строение печей этой конструкции не отличается от верхнего
строения в описанных выше типовых печах HK-2K.
Расположенные под камерой коксования регенераторы
коксовой и машинной сторон разделяются массивной цен-
тральной перегородкой. Каждый регенератор соединяется
с надрегенераторным распределительным каналом проти-
воположной стороны при помощи крестовины. Регенератор-
ные и надрегенераторные каналы соединяются с обогрева-
тельными каналами отопительных простенков косыми
ходами, расположенными толькос одной стороны. Таким об-
разом, через каждый регенератор и надщрегенераторный
канал газ или воздух поступает в каналы одного обогрева-
тельного простенка. Обогревательный простенок разбит на
разделенные глухой перегородкой секции — по четыре-пять
обогревательных каналов в каждой. Каждая секция обслу-
живается своим перекидным каналом.
Из обогревательных каналов, работающих на восходя-
щем потоке, продукты горения через перекидной канал по-
ступают в каналы, работающие на нисходящем потоке, затем
через косые ходы отводятся в надрегенераторные каналы
и регенераторы противоположной стороны. При этом из
тех секций простенка, куда газ и воздух поступали по длин-
31
ным косым ходам непосредственно из регенератора, про-
ДУК!Ы ГОреНИЯ ОТВОДЯТСЯ ПО КОРОЧКИМ KUCIJIM ХОДЗМ В пад-
регенераторные каналы. Из тех же секций, куда газ и
воздух подводились из надрегенераторных каналов по корот-
ким косым ходам, продукты горения отводятся по длинным
косым ходам непосредственно в регенератор. При та кой схе-
ме сопряжения регенераторов и простенков каждая группа
из четырех регенераторов и двух обогревательных простен-
ков представляет собой независимый элемент отопительной
системы, не связанный с другими аналогичными элемента-
ми. При этом регенераторы, входящие в указанный элемент
(два регенератора с машинной стороны и два с коксовой),
смещены один относительно другого на одно расстояние
между осями простенка, Таким образом, у каждого кон1р-
форса создается ложная регенеративная камера, не свя-
занная с отопительной системой. При такой схеме обогрева,
вотличие от других печей с перекидными каналами, прос-
тенки, работающие на восходящем и нисходящем потоках,
чередуются через один. _
B разделительных стенках между обогревательными ка-
налами расположено по два рециркуляционных канала,
каждый из которых соединен только с одним обогреватель-
ным—каналом. Ось газовоздушного сопла размещена па-
раллельно оси простенка, т. е. короткой оси обогреватель-
ного канала. Оси косых ходов смещены от оси просгенка
на 17,5 мм. Коксовый газ по двум корнюрам‚ расположен-
ным в массиве кладки между надрегенераторными канала-
ми и подом камеры, подводится к горелкам, устанавлива-
емым в специальных стаканах на уровне пода обогреватель-
ного канала. В верхней части обогревательного канала
ниже устьев расположен ы соединительные окна между смеж-
ными обогревательными каналами, предназначенные для
уменьшения разности давления по длине секции.
Конструкция перекидных каналов и перекрытия печей
в этих печах такая же, как и в печах HK-2K. Наличие
сборно-распределительных каналов и крестовин создает
определенную специфику в распределении давления в ка-
H алах обогревательных простенков. В простенках‚ работаю-
щих на восходящем потоке, давление в обогревательных
каналах, питающихся из регенераторов, примерно на 14,7“
_l7.6 H/M2 (1,5—l,8 мм вод. ст.) выше, чем в обогреватель-
ных каналах, питающихся из надрегенераторных каналов.
Вобогревательных каналах сопряженного простенка, ра-
32
ботающих на нисходящем потоке, давление меньше на
11‚7-—14,7 н/м“ (1.2——1,5 мм вод. ст.). Таким образом, мак-
симальная разность давлений между оботревательными ка-
налами составляет около 29‚4 н/мй (3 мм вод. ст.). Это сле-
дует учитывать при выборе гидравлического режима ото-
пительной системы.
В связи с особенностями конструкции подсводовое
пространство регенераторов является сборно-распредели-
тельным каналом с горизонтальным движением газов,
причем направление движения газов в нем такое же, как и
в подовом канале регенераторов. Это осложняет равномер-
ное распределение потоков по насадке регенераторов, так
как при таком направлении потоков резко увеличивается
разница вперепадах давлений между подовым каналом и
подсводовым пространством регенераторов на восходящем
и нисходящем потоках. Для компенсации этой неравномер-
ности перепадов давлений предусмотрены две колосниковые
решетки —— верхняя и нижняя — с разным сопротивле-
нием на восходящем и нисходящем потоках.
§ 10, КОНСТРУИРОВАНИЕ ОТДЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
И ЗОН ОТОПИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ
Развитие и создание новых конструкций коксовых пе-
чей неразрывно связано с изменением их размеров с целью
повышения производительности и улучшения отопитель-
ной системы для обеспечения более равномерного обогрева
по длине и высоте камеры коксования. При этом непрерыв-
но изменяются и совершенствуются отдельные элементы.
Рассмотрим основные изменения, внесенные в констру-
ирование современных систем коксовых печей. '
1. КОНСТРУИРОВАНИЕ ОБОГРЕБАТЕЛЬНОГО ПРОСТЕНКА
Основные элементы простенка подразделяются на:
а) общие для всех систем и конструкций; б) частные, зави-
сящие от выбранной схемы обогрева, размеров печной ка-
меры, характера коксуемого материала и рода отопитель-
ного газа.
Длину и ширину обогревательного канала выбирают по
соображениям статической прочности простенка.
Во всех существующих конструкциях печей первый ряд
кладки обогревательных каналов отделяется от нижеле-
3 I023 33
жащей кладки горизонтальным швом, что обеспечивает
возможность известного перемещения простенка, которое
должно быть минимальным. Поэтому толщину стен первого
ряда обогревательных каналов доводят до 115-120 мм
при толщине остальной части стен камеры 105 мм.
В печах некоторых старых конструкций для выравнива-
ния обогрева по высоте применялась переменная толщина
V Ь
{X1
ХМ
д д
Рис. 9. Конструкция опоры под перекрытием обогрева-
ТВЛЬНЫХ KaHaJlOB2
а —- печи ПВР-39, ПВР-46‚ l’1BP-51; '5 — типовые печи ПВР;
в — печи большой емкости.
стен камеры. В печах ПК-1 и ПК-П первые 7 рядов стен
камеры имели толщину 140 мм, следующие 11 рядов —— тол-
щину 127 мм и остальная часть обогревательных кана-
лов — 102 мм.
В печах ПК-42. 45 и 47 первые 16 рядов выполнялись
толщиной 127 мм, а остальные — 102 мм.
Применение утолщения в верхних рядах обогреватель-
ных каналов вызвано конструктивными соображениями -—
необходимостью создания
опоры под перекрытие.
В печах ПВР-39 и ПВР-46
верхний ряд под перекры-
тием имел толщину 175 мм,
а д а предыдущий — 127 мм.
Рис. 10. Кладка обогревательных В СВЯЗИ С увеличением
каналов: ширины простенка в печах
а —«бутылочиая›;б — «полугитарнаяж С емкостью камеры M3
ширина верха последнего
ряда обогревательного канала доведена до 175 мм, а пре-
дыдущий рял оставлен таким же, как и в типовых печах
(рис. 9).
В период создания отечественных конструкций коксо-
вых печей практиковались два вида кладки обогреватель-
ных каналов: «бутылочная» и «полугитарная» (рис. 10). «Бу-
34
тылочная» кладка применялась фирмами Копперс (амери-
канская), Дистикок, отто, Коппе и другие, «полугитар-
ная» — немецкой фирмой Г. Копперс.
Так как «полугитарная» кладка обеспечивает значитель-
но лучшую перевязку и большую связность кладки, то она
и была принята во всех разрабатываемых Гипрококсом кон-
струкциях.
.
‘штат 'ov¢'o"'W~
o’o°o‘o“‘v'< §$,oo¢’o’¢’a
юс 0 в Фбоом
„э: 9‘ “:" 9
»,..
т.
а б а д
Рис. 11. Конструкция окна для Рис. 12. Конструкция переваль-
рециркуляции коксовых печей ного окна:
КОРНЮРНОГО ТИПЗЁ а -— печей нормальной емкости: б —-
д _ высота В два ряда; д __ Вы“, печей большой емкости
та в три ряда.
достигаемая при «полугитарной» кладке большая пере-
вязка, составляющая в типовых печах 140 мм, создает на-
дежную связь между распорочными и стеновыми кирпича-
ми и позволяет обходиться без дополнительного скреп-
ления при помощи зубьев или шпунтов. . _
Расстояние между осями в обогревательных каналах
печей с перекидными каналами было принято'47О мм, а
для всех печей ПВР корнюрного типа и
почти для всех печей ПК-2К — 480 мм.
Для создания рециркуляции смеж-
ные обогревательные каналы прихо-
дится соединять окнами в верхнеи и
нижней части разделительных стенок.
Особенное значение при этом име-
ет прочность и связность оформления
окон. Это достигается устройством __
выступов высотои 20 мм, воыпуска- Pm 13. Кладка O60_
емых из распорочных кирпичеи рядов, Греватедьных Каналов
лежащих выше и ниже окна. Кон- печей ПК-2К (план).
струкция рециркуляционного окна
высотой в два и три ряда показана на рис. 11. В настоя-
щее время в конструкциях печей большой емкости рецир-
куляционные окна выполняются высотой в два ряда.
Верхнее перевальное окно расположено под ПЕРЕКРЫ-
тием обогревательных каналов (рис. 12). В печах ПВР
3* 35
высотой до 4,3 м перевальные окна имеют размеры 300 ><
>< 180 мм, а высотой 5 м и выше — 400 >< 280 мм.
Расчеты, проведенные Н. K. Ky.7IaKOBbIM, показали,
что размеры верхнего перевального окна являются основ-
ным фактором, определяющим степень рециркуляции,
U0
no
Рис. 14. Кладка обогрева-
тельных каналов печей ПК-
2К последней конструкции
(план).
Рис. 15. Кладка гори-
зонтальных каналов
печей ПК.
B печах ПК-2К рециркуляция осуществлялась’ через
специальный канал в разделительной стенке между обо-
гревательными каналами. Распорочный кирпич выполнял-
ся бутылкообразной формы с отверстием в середине разме-
ром 65 >< 215 мм. Стенка отверстия имела толщину 70 мм,
так что суммарная толщина стенок распорочного кирпича,
как и в печах ПВР, сохранялась равной 140 мм (рис. 13).
В последних конструкциях печей ПК-2К было запроек-
тировано по два рециркуляционных канала во всех разде-
лительных стенках между обогревательными каналами
(рис. 14). Каждый из этих каналов соединялся вверху и вни-
зу с одним и тем же обогревательным каналом, обеспечи-
вающим независимую двухстороннюю рециркуляцию,
благодаря чему достигалось увеличение равномерности
обогрева, необходимое для этой конструкции.
При сравнении кладки перекрытия обогревательных ка-
налов различных конструкций печей UK следует отметить
постепенное увеличение размеров регистровых отверстий,
соединяющих обогревательный канал с горизонтальным
сборным каналом для уменьшения сопротивления отопи-
тельной системы.
Так, в печах ПК-47 для улучшения прогрева головок
диаметр трех крайних регистровых отверстий был увели-
чен до 200 мм против 140 мм в печах ПК-1.
36
Кладка горизонтальных каналов печей ПК показана на
рис. 15. Обкладка канала выполнена из массивных кирпичей,
связанных между собой во всех направлениях.
Кирпичи, перекрывающие обогревательный канал и об-
разующие регистровые отверстия, скреплены в горизонталь-
ном направлении зубчатыми кирпичами двутаврового се-
чения.
Продукты горения во всех конструкциях печей ПК от-
водились из горизонтальных каналов по 6 перекидным ка-
д б
Рис. 16. Кладка перекидных каналов:
а — печи ПК-47; б —— печи ПК-2К последней конструк-
ции.
налам. В печах ПК-47 перекидные каналы были размещены '
по оси обогревательных каналов. Это позволило упростить
кладку, сделать более массивными обкладочные кирпичи
и увеличить ширину канала до 300 мм.
Кладка перекидных каналов печей ПК-47 показана на
рис. 16. Из рисунка видно, что обкладка выполнена из мас-
сивных кирпичей. Однако глубина захода стеновых об-
кладочных кирпичей в кладку распорочных кирпичей была
недостаточной, что учтено при конструировании печей
ПК-2К, где ширина перекидных каналов в зоне перекрытия
обогревательных каналов уменьшена до 260 мм.
2. ЗОНА КОСЫХ ХОДОВ И КОРНЮРОВ
При проектировании этих элементов учитывают направ-
ление и скорость вылета газа и воздуха в обогревательный
канал, а также влияние взаимного расположения газово-
го и воздушного сопла на смешение доменного газа и воз-
духа и на высоту факела.
При рассмотрении постепенного развития отдельных уз-
лов корнюрной зоны необходимо отметить, что коренным‘
изменением условий сгорания коксового газа в печах ПК
явился вынос горелок на под обогревательного канала,
37
осуществленный в печах ПК-47. Как видно из рис. 17, коксо-
вый газ из корнюра поступает в горелку, расположенную на
уровне пода обогревательного канала, по вертикальному
каналу, образованному цельными кирпичами.
Корнюрная зона печей новых систем имеет два корнюра
на каждый отопительный простенок; изготовляются они из
Цельных кирпичей размером 200 ><»
Qm Й >< 210 мм.
„д“ При проектировании зоны косых хо-
583 - дов и корнюров стремились максимально
' герметизировать кладку; особенно четко
J это выражено в печах ПВР. На рис. 18
видно, что корнюры отделены от косых
ходов щеками, запущенными в верхнюю
и нижнюю части кладки: косые ходы
проходят на уровне корнюров в цель-
ных кирпичах.
’l4)7Hc.(P1a73. ЁЁЧЁО ПЁ: В проектах печей ПК-2К‚ перера-
pen“). р ботанных в 1957 г., при существенных
изменениях в расположении косых хо-
дов способы герметизации корнюрной зоны, как это видно
из рис. 19, изменились мало. Это объясняется тем, что бла-
годаря работе всего простенка на одном потоке прососы,
возможные только на восходящем потоке, не очень опасны.
Рис. 18. Печи ПВР; проект 1957 г. (разрез по корнюр-
ной зоне).
В печах большой емкости в связи с поворотом косых хо-
дов можно делать только один уступ в кирпиче, ограничи-
вающем косые ходы (рис. 20). В дальнейшем между горел-
38
кой и косыми ходами предусматривалась перегородка не-
сколько меньшей толщины, чем обычно.
При компоновке пода обогревательного канала большое
внимание уделено выбору расстояния между горелкой и ко-
сыми ходами, так как от этой величины зависит создание
необходимой высоты факела.
Рис. 1›9. Печи ПК-2К; проект 1957 г. (разрез по’
корнюрной зоне).
В печах с парными обогревательными каналами это рас-
стояние колебалось в сравнительно небольшом диапазоне.
Наименьшим оно былов модернизированных печах Коппер-
‚ дед прав/пенка
да: ['0/MU
@
Рис. 20. Печи большой емкости Рис. 21. Расположение
(узел корнюрной зоны). горелки и газовоздушно-
го сопла в печах ПВР-46.
са — 165 мм. В печах ПВР-46 (рис. 21) при оставлении оси
газовоздушного сопла на оси простенка это расстояние за
счет максимального приближения горелки к стенке было
увеличено до 180 мм. При интенсивной рециркуля-
ции в печах ПВР такое расположение горелки вполне
39
обеспечивало прогрев пирога по всей высоте и поэтому
сохранялось неизменным во всех последующих модификаци-
ях этой системы для печей высотой 4300 мм.
В печах ПК-2К были приняты большие выходные се-
чения из косых ходов в обогревательные каналы, что обес-
дСд /racoeo
0(1) /W06‘/I79/flrfl
редки
Рис. 22. Расположение го- Рис. 23. Расположение горелки
релки и газовоздушного и газовоздушного сопла в печах
сопла в печах ПК-2К пер- ПК-2К последних конструкций.
вь1х конструкций.
печивало ламинарный режим истечения воздуха из сопла.
Сэтой целью (рис. 22) ось газовоздушного сопла была сме-
щена от оси простенка на 17,5 мм в сторону, противополож-
ную горелке. Это позволило увеличить расстояние от оси
горелки до оси газовоздушного соп-
ла до 193 мм. А это способствовало
удовлетворительному прогреву вер-
ха пирога при отоплении печей с
малым коэффициентом избытка воз-
духа (1‚1——1,15).
Коренным образом изменило
свойства отопительной системы но-
все расположение горелки и газо-
PM 24_ Расположение воздушного сопла, принятое в по-
горелки и газовоздушного Следнеи КОНСТРУКЦИИ печеи ПКЕК
соплав печах большой ем- (рис. 19 И 23). ИЗ рисунков видно,
КОСТИ- что ось газовоздушного сопла по-
вернута и расположена параллель-
но длинной оси обогревательного канала. Ось горелки сме-
щена в сторону от длинной оси газовоздушного сопла и
от короткой оси, а следовательно, размещается в углу обо-
гревательного канала на той стороне, где находятся рецир-
куляционные окна. Такая компоновка пода обогреватель-
ного канала обусловливала хороший прогрев верха при
40
коксовании шихты из донецких углей в печах, отапливае-
мых с большим коэффициентом избытка воздуха (1‚25—
1‚30). .
Те же основные идеи были заложены и в конструкции
коксовых печей большой емкости (рис. 24). Благодаря уве-
личению расстояния между осями печей и ширины простен-
ка горелку удалось поместить по оси газовоздушного соп-
ла. При этом расстояние от оси горелки до оси газовоздуш-
ного сопла было значительно увеличено, а это потребовало
смещения оси сопла от оси простенка. В печах ПВР большой
емкости осуществлена максимальная рециркуляция и наи-
более замедленный процесс смешения газа и воздуха, что
полностью обеспечивает достаточно высокий факел горения.
3. КОНСТРУИРОВАНИЕ СТЕН
И ЗЕРКАЛ РЕГЕНЕРАТОРОВ
Для улучшения теплотехнических показателей печей
большое значение имеет разработка оптимальной конструк-
ЦИИ стен регенераторов с тщательной герметизацией их.
Наиболее полно этому отвечает применение так называе-
мой «самоармирующейся» конструкции стен регенераторов
(рис. 25), основная идея которой заключается в том, что
горизонтальные усилия, возникающие в каком-либо ряду
кладки, передаются выше- и нижележащим рядам. Это до-
стигается смещением по высоте кирпичей правой и левой
половин стены, соединенных между собой специальным
замком.
Величина смещения кладки стен регенераторов по вы-
соте B печах ПВР-46 и ПВР-51 составляла 30 мм. В типовых
печах ПВР смещение кладки по высоте было увеличено до
40 мм (рис. 26).
Из рис. 26 видно, что в наиболее уязвимой части клад-
ки «опасных» стен — в зоне подовых каналов — толщина
стен составляет в печах ПВР 230 мм. В печах ПВР большой
емкости все стены регенераторов выполнялись одинаковой
толщины — 230 мм по всей высоте (рис. 27).
Увеличение ширины камеры регенератора за счет
толщины стены позволило обеспечить требуемую поверх-
ность нагрева насадки в печах большой емкости при со-
хранении такой же ее высоты, как и в печах типовых раз-
меров.
41
AA
Рис. 25. Кладка «самоармиру-
ющихся» стен регенераторов.
Кладка чет
/-/bI)( дядей
Кладка HEL/E/77-
/-/bl/Y рядок? _
1
r
/1/X/55-‘?/70
230-34/.5 230 53
r 57/.5 г
Рис. 26. Кладка стен
регенераторов типовых
печей ПВР.
/
..__.__.1ШЁЕР/45
1/20
в
Z30 420
650
250
. ‹ ‘__<_;=]
420 //5
550
Рис. 27. Кладка стен ре-
генераторов печей ПВР
большой емкости.
Конструкция зеркал регенераторов претерпела ряд из-
менений. При этом радикальным техническим решением
оказалось перенесение изоляции на фасад с введением гер-
метизирующих металлических щитов.
.' F”
I ТЕ:
Ё 21‘:
Г ф" =
!
„я
' I
l Г‘
!"Е#э =
г о
|
I
I
f
} да =
I
I4} IL,
I
I,
I E =
i
I у -
I .
Ч п
7
Рис. 28. Герметизирующий щит зеркал регенерато-
ров печей ПВР.
На рис. 28 показана конструкция гер метизирующего щи-
та печей ПВР. В этих печах зеркало регенератора, состоя-
щее из внутреннего шамотногои наружного изоляционного
43
слоя, не доводилось до наружной кромки головок стен
регенераторов на 50 мм. В образовавшуюся выемку встав-
лялся металлический короб, заполненный термоизоляцион-
ной массой (обычно совелитовой пастой). Короб прижи-
мался к зеркалу упорными болтами, установленными на
кронштейнах, прикрепленных к анкерным колоннам. Для
уплотнения в Щели между щитом и головками стен регене-
раторов забивали асбестовый шнур.
сканировал: Nepflmyi
Магнитогорск
2008
Глава Н
РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА
КОКСОВАНИЯ УГОЛЬНОЙ ШИХТЫ‘
Материальный баланс коксования составляется на ос-
новании закона сохранения веса (массы) веществ:
“*~——EG,,cx = ZGKOH,
где Ебисх. —— суммадвёсов сухой угольной шихты (исходных
продуктов процесса) и количества влаги, поступившей с
ней в коксовые печи;
Ебкон ` сумма весов кокса, газа, смолы и других хими-
ческих продуктов (конечных продуктов), полученных при
коксовании угольной шихты.
На действующем коксохимическом заводе конечные про-
дукты, за исключением пирогенетической воды, учитывают
достаточно точно (как товарные). Поэтому для составления
материального баланса используют данные цеховых техни-
ческих отчетов. Чтобы определить выход пирогенетической
воды, применяют расчетный метод —- определяют содер-
жание кислорода в угольной шихте и подсчитывают выход
пирогенетической воды по формуле, приведенной ниже в
настоящем расчете (для проектируемого завода).
Для проектируемого завода, например при курсовом
или дипломном проектировании, расчет материального ба-
ланса коксования осуществляется на основании теорети-
ческих и эмпирических формул, в которые входят данные
1 Выполнен Я. М. Обуховским.
44
технического и элементарного анализа исходной уголь-
ной шихты.
В последние годы значительно изменилась сырьевая база
коксования, так как начали применять в больших количе-
ствах газовые углн и частично другие (тощие и длинно-
пламенные), которые ранее не использовались для
получения металлургического кокса. В связи с этим изме-
нился выход кокса и летучих химических продуктов кок-
сования; понадобилось изменить некоторые общепринятые
формулы, приблизить их к фактическим выходам конеч-
ных продуктов. Такая работа была проведена на кафедре
химической технологии топлива ДМетИ Я. М. Обухов-
ским, З. А. Мурадовой, Г. П. Гейдом и А. Я. Обуховским,
в результате чего представилось возможным составить
примерный расчет материального баланса коксования уголь-
‚ной шихты для проектируемого завода.
Исходные данные для расчета.
Технических? анализ шихты
Исходными данными для расчета качества шихты яв-
ляются:
а) состав шихты по маркам (шахтогруппам) и шахтам
или ЦОФ;
б) качество углей отдельных шахт.
Для примерного расчета выбрана шихта следующего
состава по маркам применительно к донецким углям (%):
Г-28, Ж-ЗЗ, K-20, OC-13 И Т-5.
Шихта предназначена для получения доменного кокса на
коксохимическом заводе без углеобогатительной фабрики,
поэтому она состоит из обогащенных углей, получаемых
заводом с ОФ и ЦОФ. ‘
В табл. 1 приведены данные для расчета качества
шихты.
Показатели технического анализа можно подсчитать, ис-
ходя из правила аддитивности. Подсчитываем ожидаемое
качество шихты по этим показателям.
Содержание влаги в рабочей шихте
8,5- l0+8,8~ l8+9,8-20+9,5- l3+9,4- l4+9,2-6+
Wp_ +7,5.14+s,4.5
Е" " 100
= 8,9%.
45
Таблица 1
Состав шихты по маркам и качество донецких углей, выбранных
для примерного расчета
Технический анализ, (%›
>» а; N
ё 5 за
~ а з с " 8
Hangxfizofiggxe ОФ Марка E Ё l‘3£fir_aW‘ ола ера E?
аз Ё
id 8 с ‚г
ее Ёх W” A“ Sosa. v
ОФ шахты «Пионер» Г Гб 10 8,5 6,3 2,45 36,4
ОФ Краснолиманская Г Гб 18 8,8 7‚4 2,00 36,6
ЦОФ Кальмиусская Ж ЖШ 20 9‚8 72 2,35 302
ЦОФ Комсомольская Ж Ж21 ` 13 9,5 7,1 2,25 30,4
ЦОФ Н. Узловская K K14 14 9,4 7,9 2,55 23,8
ЦОФ Брянская K K14 6 9,2 7.5 2,40 23,6
ЦОФ Чумаковская ОС ОС6 14 7,5 7,2 2,00 17,2
ЦОФ Н. Кондратьев-
ская Т Т 5 8,4 8,4 1,70 14,5
100 8,9 7,3 2,23 28.10
Содержание золы в сухой шихте
6‚з.10+7‚4 18+7,2-20+7,l-13+7,9-14+
7,5 » 6—]—7,2 - 14 8,4-5
A3,: .+ „Ю + =7,3%.
Содержание серы в сухой шихте
2,45-10+2,00-18-]-2,35.20+2,25.13+ -
2,55 - 14 2,40 - 6 2,00 . 14 1,70 - 5
33,: + + my + =2,23%‚
ВЫХОД ЛеТуЧИХ ВЕЩЕСТВ ШИХТЫ В пересчете на ГОрЮЧуЮ
массу
36,4 . 10 + 36,6 - 18 + 30,2. 20+ 30,4 . 13 +
23,844 23,6-6 112.14 14‚5.5
v:..= + + mfg ’ + =2s,1%.
Элементарный анализ шихты на содержание органиче-
ской массы принят по результатам многих анализов, про-
веденных УХИНоМ и на кафедре ХТТ ДМетИ‚ (%):
углерод С° = 86,78; водород НЁ, = 5,20;
кислород ОЁ, = 6,02; азот N; = 2,00.
46
Подготоёитёльные расчеты
Подсчитываем содержание золы и серы в рабочей ших-
те:
100~W” l00——89
р __ С ш : 7 у __= о
А ‘Am 100 "З 100 аббд“
100—W" 100-89
P _ C _____E_ = _._;’_M = °
s с ш 100 2,23 100 2,036
Выход летучих веществ пересчитываем с горючей на су-
хую зольную массу шихты:
100 — Ag,
V§,=VL———-m——«=28,l
Показатели элементарного анализа с органической мас-
сы пересчитываем на рабочую массу шихты:
100 —(1175 + Ag, + sg,)_
..___ 0 j__
CD ‘ СШ 100 ›
cg, = 86,781————_.\_00 “ Ш ЧЪЁЁ + 203) „с 71,53%.
100——(WP +/11’ +81’)
p __ о ш ш ш
H” “ H” “"”"W)"“"‘~ ‚
НЕ! Z 5,20 100 — (8‚9 —1{—0(€)3,65 + 2,03) = zwgo/_
о 1o0»(W&+A1’L+S")
. OE" = Ош 100 ш 1
Op 2 6,02 l00—(8,9—I1';)(§3,65—}~2,03) = 4‚96%_
_ _ 0100—0173, +.A1;, + sgl)
NE‘ ”' 1‘/‘”"’—‘T(E’“““ ›
Na : 2’O0_100.—(s,9 ‘El"0%{65 +2.03) = 15596
Полученный анализ шихты в пересчете на рабочую мас-
су сводим в контрольную строчку, чтобы убедиться в пра-
вильности арифметических подсчетов, (%): Шт. 8,9, Ар ~=
= 6,65, 35, = 2,03, cg, = 71,53, на, = 4,28, ОЁы= 4:56,
N51, = 1,657’
Сумма этих показателей должна быть равна 100%.
47-
Еслш контрольная строчка не дает 100%, `то необходимо
найти арифметическую ошибку в предыдущих расчетах и
только после этого продолжать расчет материального балан-
са коксования.
Расчет материального баланса коксования
для проектируемого завода
Расчет материального баланса можно вести для различ-
ного количества коксуемой шихты, но наиболее удобно рас-
считывать на 1 т влажной (рабочей) шихты или в пе-
ресчете на сухую шихту.
Материальный баланс коксования состоит из двух ча-
стей: приходной и расходной: 7
П р и х о д н а я часть состоит из двух статей: сухая
шихта и влага шихты. I
Долгое время считалось, что приходная часть материаль-
ного баланса коксования должна состоять из трех статей:
сухая шихта, влага шихты, а также количество воздуха и
продукты горения, подсосанные из отопительной системы.
В связи с внедрением положительного давления в камере
коксования и соответствующего разрежения в отопитель-
ной системе возможность подсоса воздуха и продуктов ro-
рения исключена. у
Р а с х о д н а я часть состоит из девяти статей: кокс
валовый, коксовый газ и все улавливаемые из него основ-
ные химические продукты коксования, выход которых из
шихты не ниже 0,1%. К ним относятся: каменноугольная
смола, сырой бензол, аммнак, сероводород, влага шихты и
вода пирогенетическая. Важной статьей является «невяз-
ка баланса», показывающая, насколько точно сделан его
расчет.
Приходная часть
1. C y X a я ш и х т а. Загружаемую в камеру коксо-
вания сухую шихту подсчитываем по формуле
100 — W” 100 _ 8,9
:,=ag——m#"=1ooo—W5—=911 кг
из 1000 кг рабочей шихты.
48
2. В л а г а ш и х т ы. загружаемую в камеру коксо-
вания влагу вместе с шихтой подсчитываем по формуле
P
В ‘И 8,9
из 10О0кг рабочей шихты.
Расходная часть
1. K о к с в а л о в ы й. Под коксом валовым пони-
мается сумма крупного кокса, коксового орешка, коксовой
мелочи, получаемых при сортировке рядового кокса, а так-
уже коксовый шлам, улавливаемый из отстойников башни
‚ВЕЩЕСТВ КОКСЭ ВЗЛОВОГО на ’
' ‚Зываемую припеком, нахо-
тушения.
р Выход сухого кокса валового из сухой шихты подсчи-
ть1ваем по формуле
Ос _ 100-751,
к 100 — V;
где V§,— выход летучих веществ шихты на сухую массу,
%. Для нашего примера — 2/6,05%; Vi —— выход летучих
-100+a,
сухую вольную массу, %. К“
_Обычно принимается 1,0%; /
а-поправка (разница) на м; /
выход Кокса, получаемого
в производственных усло- r;——~ -— и /
виях и при определении (4/5.
выхода летучих `веществ в W5» A /
лабораторных условиях, _%
Поправку а, часто на-
дят по следующей ФОРМУЛЕ, A 4* 25 '2» 2/ “Z8 ЩИ
предложенной Г. П. Геидом ~ u
и А Я. Обуховским 1: Рис. 29 Вспомогательный график
с для определения коэффициента пи-
_ а = КПУШ, (IL1) ролиза по выходу летучих веществ
\
где Kn —- коэффициент пи- шихты’
ролиза, зависящий при рав-
ном температурном режиме коксования от выхода летучих ве.
ществ V[C]_[ И определяемый с помощью вспомогательного гра-
фика (для донецких углей), привёденного на рис. 29.
1 Г. П. Гейд и А. Я. Обуховский. О выходе валового
кокса из шихты в связи с внедрением для коксования газовых углей.
Сб. «Металлургия и коксохимия», К.‚ «Техника», 1965.
4 1023 49
Как видно из этого рисунка, при Vfi, = 20,05 коэффи-
циент пиролиза Kn = 0,123, .
a=0,123>< 26,05=3,2%. ‘
Тогда
100 —— 26,05
Gfi =
~m:l—’0— 100 + 3,2 = 74,7 + 3,2 = 77,9%.
Выход сухого кокса валового на рабочую шихту перед
считываем по формуле:
100 — W” 100 —— 8 9
р ___ с ш ___ у
G “ G“ 100 * 77’9‘ 100“
‘U
= 70,S%7%,
T. е? 709, 7 кг из 1000 кг рабочей шихты.
2. Коксовый газ обратный (сухо й). Вы-
ход коксового газа обратного (сухого) из сухой шихты под»
считываем по эмпирической формуле Я. О. Габинского
Gin = K 1/ т, (11,2)
где К —эмпирический коэффициент, уточненный на кач
федре ХТТ ЦМетИ. Находится в пределах 2,54—2‚99 в
зависимости от марочного состава шихты и режима коксоч
вания. Для нашего примера принимаем равным 2,71.
Тогда
:3 = 2,71 1/26,05 =13,87%.
Пересчитываем выход сухого газа на рабочуъо шихту:
100 —\9" 100 —s,9
100 IL: 13’87 100
э
03.3 2 :
T. e. 126,3 Кг из 1000 кг рабочей шихты.
3. С м о л а б е з в о д н а я. Выход смолы безводной
из сухой шихты подсчитываем по эмпирической формуле
С. Г. Аронова, и Р. Л. Мишулович
G5,. = (— 18,36 + 1,53 из, —- 0,026 из?) Км,
где Кем — эмпирический коэффициент, уточненный нака-
федре ХТТ ДМетИ; находится в пределах 0‚80—-0,86 в за-
висимости от марочного состава шихты и режима коксова-
ния. Для нашего примера принимаем равным 0,82.
50
Тогда
Ем = (—-18,36 + 1,53 - 28,1 ——0,026 - 28,12) - 0,82 = -
= 3,35%.
Пересчитываем выход безводной смолы на рабочую ших-
ту по формуле:
с 100 — ‘УЗ, ‘ 100 — 8,9
сём = Оси ———,55— = 3,35 ч -—,,,—,,—
T. e. 30,5 кг из 1000 юг рабочей шихты.
4. С ы р о й б е н з о л. Выход сырого бензола (бен-
зольных углеводородов до 180°С) из сухой шихты подсчи-
тываем по эмпирической формуле С. Г. Аронова и Р. Л. Ми-
1’
= 3,05%,
‘l1IyJIOBPI‘l
cg = (—. 1,61 + 0,144 . V5,, — 0,0016 V3?) . K6, (11,3)
где Кд — эмпирический коэффициент, уточненный на кафед-
ре ХТТ ДМетИ; находится в пределах 0,84——0‚97 в зависи-
мости от марочного состава шихты и режима коксования.
Для нашего примера принимаем равным 0,94.
Тогда
G3 = (-- 1,61 + 0,144 - 28,1 — 0‚0016 - 28,12) - 0,84 ==1,1%.
Пересчитываем выход бензола на рабочую шихту по фор-
муле:
100-117" 1oo—s,9
е’ G2: сё 100 ш =11‘ 100
т. е. 10 юг из 1000 кг рабочей шихты.
5. А м M и а к 100%~H ы й. Выход аммиака 100%-ного
из рабочей шихты подсчитываем по формуле:
` 17
G§M=bN31 T- (ПА)
где Ь„—— коэффициент перехода азота шихты в аммиак, ко-
торый находится в пределах 0‚11—-0,14. Принимаем b =
== 0,14; 17 —— молекулярный вес аммиака; 14 — атомный
вес азота; NE, — содержание азота в рабочей шихте, %. Для
нашего примера — 1‚65%.
Тогда
=1,0%,
‚ GEM-_-0,14-1,65-~::—=0,28%,
т. е. 2,8 кг из 1000 кг рабочей шихты.
и ' ‘ 51
х
6.Сера в пересчете на сероводород.
Выход серы в пересчете на сероводород из рабочей шихты ~
подсчитываем по формуле
G2 = Ks - SE; . 34
т, 01,5)
где K5—— коэффициент перехода серы шихты в сероводо-
род, который находится_в пределах 0,17—0,29. Принимаем
равным 0,24; 34 -— молфулярный вес сероводорода; 32 —-
атомный вес серы; 82, —- содержание серы в рабочей ших-
те, %. Для нашего примера ——— 2,03.
Тогда
I GE = 0,24 . 2,03 . Ё; = 0,52,
‘жт. е. 5,2 кг из 1000 кг рабочей шихты.
7. В л а г а ш и х т ы. Влагу шихты, испаряющуюся
в камерах коксования, подсчитываем по формуле
WP ’
G‘:.1=G‘3.,fi=1000.%=89xe
из 1000 кг рабочей шихты.
8. Пирогенети ческая вода1. Выход пи-
рогенетической воды из рабочей шихты подсчитываем по
формуле
GEE = ю, ~ от, +2, 01,6)
где K0 — коэффициент перехода кислорода шихты в пи-
рогенетическую воду, который находится в пределах
0,334—0,505. Для нашего примера принимаем равным
0,43; 18 — молекулярный вес воды; 16 — атомный вес кис-
лорода; ОЁ, — содержание кислорода в рабочей шихте, %.
Для нашего примера — 4,96.
Тогда 2
д G2,, = 0,43 . 4,96 . % = 2‚40%‚
т. е. 24 кг из 10004Ерабочей шихты.
1 Иногда в технической литературе применяется термин пирогене-
тнческая влага. Более правильно —— пнрогенетическяя вода, чтобы от-
лнчнть влагу шихты, которая испаряется в коксовой камере, от пиро-
генетической воды, образующейся при термической деструкции угля при
em KOKCOBZHHH.
52
\
‚ Т г. б л и ц а 2
Сводный материальный баланс коксования угольной шихты
Приходная часть
Расходная часть
Процентный состав Процентный состав
Название статьи Вес, кг иа рабо- на сухую Название статьи Вес. кг на ран на сухую
чую ших- шихту бочую шихту
ТУ _ШИХТУ
1. Сухая шихта 911 91,1 100,0 . Кокс валовый 709,7 70,97 77,90
2. Влага шихты 89 8,9 — . Коксовый газ 126‚3 12,63 13,87
. Смола безводная 30,5 3,05 3.35
. Сырой бензол 10,0 1,00 1,10
. Аммиак 100%-ный 2,8 0,28 0,31
. Cepa B пересчете на 5.2 0,52 ,57
H28
. Влага шихты 8910 8,9 —
. Пирогенетическая вода 24,0 2,4
. HeBH3K2. баланса 2,5 0,25 А 0,27
Итого: 1000 100,0 100,0 Итого: 1000 100,0 100,0
9. Невязка бал анса. Находим по разности
между приходной и расходной частями:
‚1000- (709‚7 + 126,3 + 30,5_+ 10,0 -1- 2,8 + 5,2 +
‘ + 89,0 + 24) = 2,5 кг,
т. е. 0,25%.
Невязка баланса считается допустимой до О,5% .
Для действующего заводаневязка баланса является поте-
рями производства. Чтобы эти потери были минимальными,
необходимо выявлять причины невязки баланса и устра-
нять их.
Находим коэффициент озоления: ч.
100 100 `
оз = Ё — 7779‘ =1.282.
Содержание золы в коксе будет
Ё= АЁц - K03 = 7,3-1,282 == 9‚35%-
Полученные результаты расчета вносятся в таблицу” по
принятой форме, называемой сводным балансом, где при-
водятся данные на рабочую и сухую массы шихты (табл. 2).
Глава |||
РАСЧЕТ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ
КОКСОХИМИЧЕСКОГО ЗАВОДА
Производительность вновь строящегося завода обычно
задается по металлургическому или валовому коксу. Иног-
да производительность коксохимического завода определя-
ют .по коксу и газу, исходя из потребности промышленного
района, в котором предполагается строительство.
Приняв задание по производительности за исходную
величину, рассчитывают все остальные показатели и про-
изводительность Цехов завода.
При строительстве коксохимического завода в металлур-
гическом районе (комбинате) производительность его при-
нимают, исходя из потребности металлургического заво-
да в коксе. сканировал: Neptlmyl
54 Маг1-штогорск
2008
ъ
ВНЗЧЗЛЭ ОПРЭДСЛЯЮТ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ДОМЭННОГО це-
ха по чугуну:
п - VA
ад. П
9., = -“ . 360 mjeoé, (пи)
где P.,—- производительность доменного цеха по чугуну;
n —— количество доменных печей; V“ —— полезный объем
печи (колеблется в пределах от 2286 до 2700 м“); am ——
K. и .п. о. ~— коэффициент использования полезного объема
доменной печи (0,60—0‚65); 360-—количество рабочих дней
’ в году.
Количество металлургического кокса определяется по
формуле:
Рмд = РЧ амд т[г0д, (III,2)
где а— расход металлургического кокса на 1 т чугуна
(О‚6 т/т);
M.K
PM т/год, ' (III,3)
B.K
где аи —— выход из сухого кокса металлургического кок-
са (для металлургического кокса —l— 25 мм аи = 0,94 —:—-
—:— 0,96; для металлургического кокса + 40 мм а” =
= 0,87 + 0,89).
(III,4)
где P?” — производительность завода по сухому валово-
му коксу; WK — содержание влаги в коксе.
Выход валового кокса из рабочей шихты (K) принима-
ем: K = 77—78% (данные берем из материального балан-
са). Тогда производительность завода по рабочей шихте
будет
100
РЁЁ = Рё.к т/годэ
Рр.ш=:
т[год.
аВ. K
(III‘,5)
Производительность коксовых печей по рабочей шихте
составит
„ VK'Y:n
._...._._
Рр.ш= t
24 - 365 . n m[eo0, (III,6)
где VK—- полезный объем камеры, мз:
‘VK = lnhflbl
55
Здесь ln — полезная длина камеры, м; hn — полезная
высота камеры, м; b —- средняя ширина камеры, м; yfu -
насыпная масса сухой шихты, кг/м“; n —— количество пе-
чей в коксовом цехе завода; t—- время оборота печей, ч;
365 —- количество рабочих дней в году.
Производительность коксовых печей по валовому кок-
су ”
VKYEJ24
t
Производительность коксовых печей по металлургиче-
скому коксу
PM = -365 - K - n т[г0д. (III,7)
VKYEQ24
PM.K =PB.KaB.K = й ' ' K п- т/еод-
Расчет общего КОЛИЧЁСТВЗ печей В KOKCOBOM цехе
Р - г
n = (ш,9)
365 - 24KaB_KVKyfi] '
Обычно принимается с некоторым запасом числа камер
на текущий ремонт (3—5% ). ^
Количество печей N = (1,03—1,05)n.
‘Производительность батареи коксовых печей (П) определя-
ется по количеству сухой шихты, скоксованной в сутки,
N1P8760K
П = ЁЁ-Ёд ‚ (Ш, 10)
где П —- годовая мощность батареи по производству ва-
лового кокса, т; влажностью 6%; N1 —— количество дей-
ствующих печей в батарее; Р — разовая загрузка камер
коксования шихтой в пересчете на сухую массу, т; K -
ВЫХОД кокса из шихты, % (сухого от сухой шихты); t—-
время оборота печи, ч; 8760- количество рабочих часов
(365 x 24); 0,94 —- переводной коэффициент сухого кокса
на кокс, содержащий 6% влаги.
Если Р = 15,6 т (величина разовой загрузки шихты в
сухом весе для шихты из влажных обогащенных углей,
печь объемом 21,6 M3)» K = 78%; t= 15 ч, то
65 ь 15,6 - 8760 - 78
Если N1 = 77, Р = 22 т, K = 78%, f=717,5 ч, то (для
печей шириной 450 мм и емкостью камеры 30 мз)
п= =700ооо т,
‘(fl
с)
Определение производительности батареи печей по ва-
ловому коксу является неправильным, так как выход ва-
лового кокса зависит от свойств шихты (выхода летучих
веществ и так называемого припека кокса), поэтому про-
изводительность может быть РЗЗЛИЧНцЙ для одинаковых ба-
тарей печей. Насыпная же масса шихты зависит главным об-
разом от ее гранулометрического состава (помола) и влаж-
ности n изменяется на различных заводах меньше, чем
выход кокса, отнесенный к 1 мз объема камеры коксования
или к одной камере коксования.
Количество шихты, скоксованной на батарее печей в
сутки, зависит от количества печей в батарее, полезного
объема камеры коксования, насыпной массы шихты и вре-
мени оборота печей
A =- ,”1V';"3I2“ m. (III,11)
Количество печей в батарее устанавливают при проек-
тировании, исходя из возможности произвести определенное
количество выдач кокса в сутки —- т. Величина т зависит
от совершенства машин, обслуживающих загрузку и вы-
дачу печей, и условий ухода за печами. Очевидно, количест-
во печей в батарее и количество выдач в сутки связаны за-
висимостью
mt
N1;-QT. (III,12)
Подставляя в выражение (111, 11) значение А/1 из выра-
жения (111, 12), получаем
ти/„у“ .24
А = —~——271"t1—— = mVKvfu. (III,13)
Из этЁэго следует, что производительность эксплуати-
руемой батареи определяется объемом печной камеры, пе-
‘риодом коксования и количеством печей в батарее. Для
вновь строящихся установок количество печей в батарее
может быть выбрано, сообразуясь с периодом коксования;
в этом случае производительность батареи обусловлена
только объемом печной камеры.
Указанная зависимость бывает только в том случае, ес-
о ли количество печей в батарее не превышает определенной
величины 1.
1 Наибольшее количество печей в батарее (106) имеется на заводе
Аликвиппа (США).
ё?
Отсюда следует, что для повышения производительности
печей, за также ‚производительности труда наиболее важно
‚увеличить объем камер коксования, т. е. увеличить ее ли-
„нейные размеры (высоту, длину) 1 без ущерба для качества
коксацг. . ‚ ' . '
Производительность одной камеры (тонн сухой шихты в
сутки) определяется равенством
VK E124 i
A1 = 1/ (111,14)
A1 прямо пропорЁГбнальна полезному объему камерь1и
обратно пропорциональна времени оборота печи, незначи-
тельно отличающегося от периода ко_ксования.
Период коксования в свою очередь зависит от ширины ка-
меры, равномерности обогрева печи, температур в вертика-
лах и толщины стен камер.
Резервом увеличения производительности одной каме-
ры является повышение температур в обогревательных ка-
налах. B НЗСТОЯЩЭЭ время правилами ТЭХНИЧЭСКОЙ ЭКС--
плуатации предельная температура в отопительной системе
нормируется в 1450° С, что соответствует средней приведен-
ной температуре 1410° С в контрольных обогревательных
каналах коксовой стороны. Эти нормы были установлены
25 лет назад, когда культура эксплуатации коксовых пе-
чей и качество огнеупорного кирпича были значительно
ниже. Чтобы предупредить оплавление кладки печей, тре-
бовалось большое различие между температурой плавления
кирпича и рабочей температурой.
Для выявления возможности форсирования коксовых
батарей желательно исследовать работу коксовых печей при
более „высокой температуре -— 1500°С. В зарубежной
практике известны многочисленные примеры работы кок-
‘совых печей при таких температурах.
Практически при коксовании донецких углей в новых
печах конструкции Гипрококса с шириной камер 407 мм и
толщиной стен 105 мм средняя температура в контрольных
вертикалах коксовой стороны поддерживается на уровне
1360—1380° C. Дальнейшее повышение температуры и,
следовательно, скорости коксования определяется сниже-
1 Ширину камеры и продолжительность коксования выбирают в
зависимости от свойств шихты с целью получения кокса требуемой
крупности и прочности.
58
нием крупности кокса (важный показатель качества кокса
как доменного топлива).
Увеличение производительности печей достигается под-
бором такой ширины камеры, при которой возможно исполь-
зование имеющегося температурного резерва в печах без
ущерба качеству кокса.
Вероятным резервом повышения производительности
коксовых печей является дальнейшее снижение толщины
стен камер коксования. В практике известны печи с тол-
щиной стен 100, 90 и даже 80 мм.
С уменьшением толщины стен на 10 мм при неизменном
температурном режиме период коксования уменьшается на
40 мин.
Такое уменьшение толщины стен камер не может быть
осуществлено без предварительной проверки прочности
кладки, а также изучения влияния ее на качество продук-
тов коксования. С изменением толщины стен камер изме-
нится количество аккумулированного в них тепла, а так-
же перепад температур от поверхности стены со стороны обо-
гревательного канала к поверхности ее в камере коксования.
Все это влияет на динамику процесса прогрева угольной
загрузки печи.
Расчет количества комплектов
обслуживающих машин
Количество комплектов обслуживающих машин может
быть рассчитано по формуле
N ' [обсл
"=6o—T_”z;j’
(III,15)
- где N — количество печей в блоке -— 300; ‚годы, —- время,
‘принятое на обслуживание одной печи, мин — 10; т — пе-
риод коксования, ч -— 16,5; tn — время на текущий ремонт
в пределах цикла — 75 мин 1.
300 - 10
Toma K “ 60- 16,5—75
Принимаем число комплектов 4, считая, что каждая
' батарея обслуживается отдельным комплектом машин.
= 3,2 комплекта.
1 Цикличный график обслуживания коксовых печей состоит в
том. что время оборота разбивается на две части — рабочую и ремонт-
ную.
59
B НЭСТОЯЩЕЕ ВрЭМЯ рЭКОМЕНДОВЭНЫ СЛЕДУЮЩИЕ НОрМЫ ДЛЯ
КОМПЛЕКТОВ КОКСОВЫХ МЭШИНЁ
Число рабочих
Название комплектов‘
Коксовыталкиватели 4
Двересъемные машины с коксонаправляю-
щими 4
Загрузочные вагоны 4
Тушительнь1е вагоны 2
Электровозы 2
* Все машины имеют по одному резервному комплекту,
кроме тушильных вагонов, который имеет два.
Определение размеров коксовой рампы
Коксовая рампа представляетсобой наклонную плос-
кость с углом наклона 27°30’‚ выложенную базальтовым
кирпичом.
Длина рампы определяется следующим расчетом:
1\/1т
т
L—_=t.
lT.B)
где t— время остывания кокса (30-40 мин); А/1 —— коли-
чество печей в батарее; т — количество батарей, обслужи-
ваемых рампой; т -— период коксования, ч; [ы —- длина
тушильного вагона,м;
75 › 2
Ширина рампы принимается такой, чтобы средняя-толщина
слоя кокса на ней была не больше‘300 мм — для более ин-
тенсивного испарения влаги‚— и рассчитывается по форму-
ле
в = % Н, (111, 16)
где Ь —- СреДНЯЯ ширина камеры; б — ТОЛЩИНЗ СЛОЯ КОКСЭ
На рампе; Н —- ПОЛЁЗНЭЯ ВЫСОТЭ камеры;
0,450
0,300
69 сканировал: Nepflmyi
Магнитогорск
2008
Б = = 7,5м.
Глава |\/
РАСЧЕТ ПРОЦЕССОВ ГОРЕНИЯ
И ТЕМПЕРАТУРЫ ПЛАМЕНИ
В основе процесса горения топлива лежит химический
процесс соединения горючего с кислородом и превращения
исходных веществ в новые соединения. Горение как разно-
видность химического процесса характеризуется бурным раз-
витием химической реакции окисления, выделением в еди-
ницу времени большого количества тепла, быстрым подъе-
А МОМ температуры В очаге реакции, ПОЯВЛЕНИЕМ МОЩНОГО
излучения света от раскаленных веществ и большим вы-
бросом электромагнитной энергии.
Энергетическая сущность химического процесса горе-
ния заключается в разрыве старых химических связей в
молекулах горючего и кислорода и в образовании новых
химических связей в молекулах продуктов сгорания. Об-
разование новых связей сопровождается выделением тепла
(экзотермический процесс), а разрыв существующих связей
требует возврата тепла, выделенного при образовании мо-
лекулы из атомов, т. е. разрыв связей может происходить
при наличии притока тепла извне (эндотермический процесс).
При протекании химических процессов горения скорость
реакции соответствует количественному изменению како-
го-либо вещества в единицу времени (секунду, час). Изуче-
ние этих явлении относится к разделу химическои кинетики.
Классическая кинетика рассматривает ход химической
реакции как микропроцесс. Основным содержанием ее яв-
ляется закон действующих масс, в котором математиче-
ски описаны изменения количества реагентов с течением вре-
мени( от начала реакции) в зависимости от температуры ре-
агентов и давления газовой фазы.
Для вступления одной газовой молекулы в химическую
реакцию с другой необходима их встреча в полете — столк-
новение‚ удар. .
По теории вероятности встречи двух молекул разных ре-
агентов А + В пропорциональны произведению их относи-
тельных концентраций CA - Св.
В общем случае вероятность одновременного удара а
молекул вещества А и b молекул вещества В определяется
произведением C3; - СЪ. Не каждый удар между молеку-
лами реагентов заканчивается химическим взаимодействием
61
между ними. В реакцию вступают лишь некоторые, особо
активные молекулы, обладающие большой индивидуальной
энергией, достаточной для разрыва старых энергетических
связей у реагентов.
Минимальная энергия, которой должны обладать актив-
ные молекулы в данной конкретной реакции,—— энергия
активации Екдж/кмоль (ккал/моль) зависит от характери-
стики реагентов. _
Чем выше температура реагентов, тем больше среди об-
щего числа активных молекул молекул, наделенных нуж-
ным уровнем энергии активации. `
Известно, что реакция между свободными атомами или
радикалами не требует высокого уровня энергии активации,
потому что нет необходимости разрывать старые связи.
Поэтому наличие свободных атомов и радикалов молекул
(например, Н и ОН) облегчает начальную стадию и дальней-
ший ход реакции между молекулами. Энергия активации
при этом снижается в 5-10 раз и достигает примерно
20 Мдж/кмоль (5000 ккал/моль). Это и было положено в осно-
ву теории цепных реакций. Активные центры могут по-
явиться как результат распадения (диссоциации) некоторых
молекул вследствие повышения температуры реагентов
Появление свободных атомов и радикалов может по-
рождать новые центры, образуется цепь с разветвлениями,
и таким путем количество зарождающихся активных цент-
ров непрерывно возрастает. Образование активных центров
начнет замирать и прекратится только в результате израс-
ходования запасов реагирующих веществ.
Диссоциация молекул H20 протекает по следующей схеме:
Н .
O+H2 H20
Я \.
I-I+O2 OH—}-H2
И \
Н,О нюх /' Н
Я 0Н+ На
\.
H
Ф
оН+н,
н
Как видно, число активных центров в виде свободных ато-
мов водорода (Н) быстро нарастает, что и ускоряет общий
62
ход реакции. Влага в газовой смеси, по-видимому, играет
очень важную роль, так как служит источником появления
первых активных центров (Н и ОН) — ускорителей peak-
ции. Установлено, что сухая смесь окиси углерода с кисло-
родом ведет себя очень инертно и, нагретая до 700° С, прак-
тически не реагирует. Однако незначительная добавка во-
дяных паров резко изменяет картину развития процесса,
так как между СО и 02 появляются посредники в виде ато-
марного водорода (Н) и гидроксила (ОН).
Опыт показывает, что горение углеводородов протекает
медленнее, чем горение водорода и даже окиси углерода.
Спектральный анализ пламени метана показывает наличие
группы СН и двухатомных молекул углерода C2, которые, та-
КИМ 06pa30M, ЯВЛЯЮТСЯ ПРОМЭЖУТОЧНЫМИ стадиями ГОрЕНИЯ_
метана. Предполагают также такой механизм горения метана.
При нагревании метан освобождает атом водорода, об-
разуя радикал CH3:
1) СН4 —› CH3 + H,
2) Н+О2=ОН+О,
3) CH3 + OH = CH3OH (метиловый спирт),
4) СНЗОН + О = H20 + CHOH (формальдегид).
Формальдегид — нестойкое соединение, легко разлагает-
ся на окись углерода и водород, которые снова вступают в
реакцию горения.
Основы теории горения освещены в трудах Н. Н. Семе-
нова, Н. В. Лаврова, Б. В. Канторовича, Л. Н. Хитрина,
И. Д. Семикина, Р. Т. Хаслам, Р. П. Руссель и др.
Горение водорода происходит по цепной реакции с об-
pa30BaHI/I€M промежуточных ПрОДуКТОВ ——- активных ЦЕНТ‘ `
ров —— гидроксила и атомарного водорода по схеме
2H2+O2=H2O+OH+H.
Горение окиси углерода во многом сходно с горением
водорода и также происходит по цепной реакции. Реакция
горения СО очень чувствительна к наличию малых количеств
НЙО и Н2, влияющих на температуру воспламенения, ско-
рость пламени и его излучение. По мнению некоторых иссле-
дователей, развитие цепной реакции горения СО невозмож-
но без водяных паров. А — — . . я
При горении углеводородов, происходящем по более
сложной схеме, также установлены промежуточные продук-
ты — формальдегид, СО, H20, OH И др. =
63
При расчетах процессов горения топлива определяют:
а) количество необходимого для горения воздуха; б) коли-
чество и состав продуктов горения; в) температуру горения.
Количество воздуха. Методику определе-
ния количества воздуха рассмотрим на следующем приме-
ре процесса полного сгорания метана CH4 no реакции
CH4 + 204 _› CO4 + 21420.
Для этого случая найдем количество воздуха в объемных
единицах. Для горения 1 моля CH4 требуется 2 моля O4.
Поскольку 1 моль любого газа занимает одинаковый объем
(22,4 м“), то для горения 22,4 м?‘ CH4 требуется 44,8 мз O4,
T. e. для горения 1 м“ CH4 требуется 2 м“ O4. B сухом воз-
духе кислород по объему занимает 21%‚ азот 79%. Коли-
чество азота в воздухе в 3,762 раза больше количества
кислорода. Поэтому количество воздуха, требующееся для
горения 1 мз метана, составит
2 + 2 - 3,762 = 9,524 M3.
Аналогичные расчеты можно сделать для реакций горе-
ния СО, H2 И C2H4:
CO + 1/202 —-› CO4,
На + 1/202 "* H20:
C2H4 —|— 302 -› 2CO._4 —}— 2H2O.
Количество воздуха, необходимое для горения, опреде-
ленное по стехиометрическим уравнениям реакций, являет-
ся наименьшим количеством, необходимым для полного
окисления единицы объема горючего вещества. Оно назы-
вается теоретическим расходом воздуха. Практически в
промышленных установках топливо всегда сжигают, пре-
вышая теоретический расход воздуха. Отношение действи-
тельного расхода воздуха (L,4e,»,m) к теоретическому (Lmp )
называется коэффициентом избытка воздуха:
L
дей ens
l
‘теор
Количество воздуха, необходимое для горения газа, мо-
жет быть найдено как сумма расходов воздуха, требующего-
ся для горения отдельных элементов. (Примерные расчеты
см. гл. V, 2).
Количество и состав продуктов rope-
a,-_=
H и я. Определение производится по методу, подобному то-
64
му, который применялся для определения расходайвоз-
духа.
Рассмотрим пример полного горения метана при подаче
теоретического количества воздуха (ос = 1). В результате
горения образуются CO2 и H20.‘ Кроме них, в продуктах
горения будет присутствовать азот, внесенный воздухом.
Определим последовательно количество каждой составляю-
щей продуктов горения. При сжигании 1 мз метана образует-
ся 1 M3 CO2 и 2 M3 H20, a c воздухом вносится
2 - 3,762 = 7,524 мзщ.
Таким образом, полное количество продуктов горения
составит "
1+ 2 + 7,524 = 10,524 M3.
Состав продуктов горения (в объемных процентах)’:
1 2 _
C02 = Tm? - 100 = 9,5; I-I20 = Tm. 100 = 19,0,
N 7'5“ . 100 = 71,5.
2=T(T5§Z
Если бы сжигание метана производилось с коэффициен-
том избытка воздуха большим единицы, то общее количест-
во продуктов горения возросло, потому что увеличилось
бы количество азота и появился избыточный кислород
в продуктах горения.
На коксохимических заводах при сжигании в обогрева-
тельных простенках коксовых печей коксового или домен-
ного газа (или их смесей в определенном соотношении) си-
стематически необходимо контролировать и регулировать
коэффициент избытка воздуха ос. Следует строго поддержи-
вать его в заданных пределах, но так, чтобы полностью
обеспечить полное сжигание горючих компонентов в газе.
Для расчета величины ос в производственных условиях
необходимо иметь следующие данные: ~
a) о составе отопительного газа;
б) о составе продуктов горения.
Отбор проб продуктов горения для анализа производит-
ся трубкой, помещаемой в отверстие перед газовоздушным
клапаном на нисходящем потоке. В этом случае подсчет ве-
личины ос производится по формуле В. В. Юшина.
Оп.г __ ОЬСОГЬГ
= 1 + K‘ '
СО? +co
65
где К — коэффициент, зависящий только от состава ото-
пительного газа;
K _ со; + СО" + CHI,’ + 2C2H§ _
Т BOP
ozmp = [o,5 (со? + НЕ) + 2CH§ +
+ 3,23CmH,'§ — O§]—1—36— 302/M3 газа.
Дляпрактических расчетов приближенно принимают:
а) для коксового газа К = 0,43;
б) для доменного газа K = 2,50.
O5”, СО“, CO3” — состав продуктов горения, %.
Темпер атур а горения. Под температурой
горения понимают температуру, которую приобретают
продукты в результате сообщения им тепла, выделяющегося
при горении. Различают калориметрическую, теоретиче-
скую и действительную температуру горения.
Калориметрической температурой горения {КС назы-
вается температура, которую приобретают продукты горе-
ния в результате сообщения им тепла, выделяющегося при
горении газа без отдачи его в окружающее пространство,
а также при условии, что в продуктах горения не развивают-
ся процессы, поглощающие часть тепла.
Калориметрическая температура горения может быть
определена по формуле
= Q_H"_;i ‚ (IV, 1)
VCp
где {к — калориметрическая температура; V— объем об-
разовавшихся продуктов горения, M3/M3; Cf, — средняя
теплоемкость продуктов горения от 0 до t° rcéarc/M3 - град,
Q,, — низшая теплота сгорания, кдж/мз; q — физическое
тепло, вносимое газом и воздухом, кдж/мз.
При высоких температурах сжигания газа происхо-
дит разложение (диссоциация) CO2 И H20 с поглощением
тепла.
Разложение CO2 И Н2О протекает по следующим уравне-
ниям:
K
2CO2 Z2 2СО + O2 — q
- 2H2O г: 2H2 + Од — q.
66
Температура горения, определяемая с учетом расхода
тепла на диссоциацию СО? и H20, называется теоретичес-
кои температурои горения.
Подогрев воздуха и газа и связанное с этим повышение
температуры усиливают разложение H20 и CO2.
При увеличении избытка воздуха разложение умень-
шается. г о объясняется тем, что при возрастании коэф-
фициента избытка воздуха увеличивается концентрация
кислорода и реакция разложения СО, и H20 пойдет в обрат-
ную сторону. Однако возрастание коэффициента избытка
воздуха не влечет за собой значительного повышения тем-
ператур, ибо часть тепла приходится расходовать на на-
грев избыточных количеств воздуха.
Теоретическая температура горения определяется по
формуле
t _ Он + 4-—<2‚„‚3 (IV 2)
теор — ’—"‘Vé;‘——‘ э я
где Орда-тепло, затрачиваемое на реакции диссоциации
продуктов горения, кдж.
Теоретическая температура ниже калориметрической на
100—200° C B зависимости от коэффициента избытка воз-
духа. Однако теоретическую температуру горения можно
получить лишь в идеальном случае, потому что в дейст-
вительности часть тепла передается в коксовой печи загру-
женному углю и в окружающее пространство. Поэтому на
практике получают фактическую, или действительную,
температуру горения, т. е. такую, которую имеют продук-
ты горения, идущие по восходящим топочным каналам
простенка коксовой печи.
Выражение для действительной температуры горения мо-
жет быть представлено в виде
t _Q,,+4—0,,a3-Q (IV3)
Пр `— 1 э
где Q — тепло, передаваемое загрузке печной камеры и в
окружающее пространство.
Значение других величин, входящих в эту формулу,
указывалось выше.
Действительная температура обычно ниже теоретиче-
ской на 250—400° C.
Определим калориметрическую температуру горения
доменного газа расчетным путем. Примем следующий
5* 67
состав доменногбгаза (в объемных процентах): СО, —— 11;
CO -— 29; H2 —— 4,5; CH4 —— 0,3; Щ -— 55,1; О, —— 0,-1. ‘Teri-
лотасгорания газа Q; = 4268 кдж/м“ (см. гл. V); Физи-
ческое тепло, Ёвносимое газом и воздухом„ [составляет
93 кдж/мз. ' ' ' ‘
При сжигании 1 M3 доменного газа приведенного выше
состава с теоретическим количеством воздуха (0‚817 из),
т. е. при ос = 1,0, получается 1,691 мз продуктов горения
следующего состава в (объемных процентах): CO2 —— 23,81;
H20 — 3,01; N2 — 72,50; O2 —- 0,68.
Предварительно принимаем, что Калориметрическая ‘Tem-
пература горения доменного газа при сжигании его с хо-
лодным воздухом будет равна 1520° C. Тогда теплоемкость
продуктов горения доменного газа в пределах 0—1520°С
будет равна — C2715?" = 1,673 кдж/(мз . град).
Отсюда калориметрическая температура горения домен-
ного газа:
A 4268+93 - - д
tk ‘д: ‘ГЁЙЁЁЁ С.
Калориметрическая температура горения холодного до-
менного газа при сжигании его с холодным воздухом низ-
Kan. При использовании доменного газа для обогрева кок;
совых печей его как и воздух, поступающий для горения,
предварительно нагревают.
Примем, что газ и воздух подогреты в регенераторах до
1100° C. Теплоемкость воздуха C,,g—“°° = 1,424 Кдж/(МЗХ
>< град). Теплоемкость доменного газа СрО-ГНОО‘ =
Д.
= 1,509 кдж/(мз - град). Теплосодержание доменного газа
и воздуха, поступающего для горения при 1100° C, равно:
q= 0,8l7- 1,424.1100+1,0. 1,509. 1100 = 2938 кдж;
При условии подогрева газа и воздуха общее количест-
во тепла, переданного продуктам горения, составит:
4268 + 2938 = 7206 fCa0lC/M3 доменного газа.
Предварительно примем, что калориметрическая тем-
пература горения доменного газа равна 2300° С. -
Теплоемкость продуктов горения при этой температуре:
1 097230“ = 0,01.(23,s1 . 2,468 + 3,01 . 2,002 + V.
+. 72,50 - 1,508 + 0,68 .- 1,592) = 1,751 кдж/(мз А. граду д
68
~- Калориметрическая температура горения доменного га-
за при условии подогрева газа И воздуха равна: .
7206‘ '
° ч‘: 7:- 24000 С.
т Определим теоретическую температуру горения. Для
подсчета необходимо знать Ош —~ тепло, затрачиваемое на
реакции диссоциации продуктов горения в килоджоулях.
и В рассматриваемом примере содержание H20 B продук-
тах горенияравно 3,0.1.%, содержание СО2.— 23‚8%. При
этих данных степень разложения CO2 при температуре
2300° С occoz == 0,13, а степень ‚разложения Н2О осщо =
= 0,07. . - .
Q“ „ь q = 4268 + 2938 = 7206 идиот“.
Qgaé определяется по формуле _ I
' Qpa3<;~;'10793 Jvgzoaflzo + 12637 . Vg°=aCo,,
. ` \
где VS’ —— количество водяных паров в продуктах горения,
M3/M3; ocnzo .—— степень разложения водяных паров; 10 793 —
теплота разложения Н2О, кдж/м“; УЁО” — количество CO2
B— продуктах горения, M-3/M3; О6со,——степень разложения 1
CO2, %; 12637 — теплота разложения CO2, rcéarc/£43. »
t _ 7206——(10793- 1,691 -0,0301 ~0.07+12637. 1,691 -0,2381-0,13) __
“Юр — 1,691 ~ 1,751 п‘
- ;„. с . _ .—=2185°C.
Разница между калориметрической и теоретической тем-
пературами горения для рассматриваемого случая состави-
ла:
ккал ~ rm, = 2400 — 2185 = 215° с.
Действительную температуру горения приближенно мож-
но определить расчетным путем, исходя из того, что коли-
чество тепла, переданное через кирпичную стенку коксовой
камеры теплопроводностью должно быть равно количест-
ву тепла, переданного от продуктов горения кирпичной
стенке. ‘ _
С Количество тепла, проходящее в течение одного часа че-
рез стенку обогревательного каналщопределится по форму-
ле
_ Q _—_—_ j_U gm, "
69
к.
где Н —— поверхность стены, передающей тепло, м’; 7L —-
коэффициент теплопроводности материала, из которого вы-
ложена стенка, вт/ (м град); г, — температура стенки со
стороны обогревательного канала, °С; t—- температура
стенки со стороны камеры коксования, ° С; б -—' толщина
стенки, через которую передается тепло, м; 2 —— коэффици-
ент, учитывающий, что тепло передается через две стенки
обогревательного канала.
Количество тепла, отдаваемого продуктами горения кир-
пичной стенке камеры коксования, может быть определено
по фор мул е
“в (Т _ t1)
_—.—n—__— вт’
Q=H
где ад — коэффициент теплопередачи от продуктов го-
рения к стене коксовой камеры, em/(M’ - град); Н — по-
верхность стень1‚ воспринимающей тепло, м“; Т — дейст-
вительная температура горения (пламени), °С; 11 —
температура стенки обогревательной камеры, ° С; n-—-
количество расходуемого отопительного газа на 1 мз поверх-
ности стенки‚ M3/Ce/c.
Приравнивая оба эти уравнения, можно решить их от-
носительно Т: ‘
A'<t—t) _
H“‘Ta——H
Действительная температура горения Т составляет-о
~ l600° C.
“D (T“'t1)
щ
Г л а в а V
РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
Тепловой баланс коксовых печей составляется при про-
ектировании новых конструкций печей, при снятии показа-
ний введенных в эксплуатацию батарей после их регули-
рования и для работающих установок, чтобы разработать
мероприятия по снижению расхода тепла на коксование.
Основное назначение теплового баланса коксовых пе-
чей —— определить удельный расход тепла на коксование,
а затем по анализу отдельных статей разработать конкретные
мероприятия по снижению фото показателя и повышению
70
экономичности эксплуатации установки. Составление и
анализ теплового баланса дает возможность, определяя
теплотехнический и термический к. п. д. установки, срав-
нивать в теплотехническом отношении различные системы
коксовых печей.
В основе составления теплового баланса печи лежит
закон сохранения энергии, согласно которому количество
тепла, получаемого в отопительной системе печи, равно ко-
личеству тепла, расходуемого на процесс коксования и теп-
ловые потери. При составлении теплового баланса необхо-
димо точно учитывать все статьи прихода и расхода тепла.
Статьи теплового баланса относятся к единице веса ших-
ты, загруженной в камеру. В наших расчетах за единицу
веса приняты 1000 кг влажного и зольного угля.
Приходная часть. теплового баланса складывается из
следующих статей (кдж/юг):
тепло горения газа 41;
теплосодержание газа 42;
теплосодержание воздуха 43;
теплосодержание шихты 44;
неучтенный приход тепла (горение кокса, газа, теплота
химических реакций) 45.
Сумма перечисленных статей дает приход тепла.
Расходная часть теплового баланса состоит из следую-
щих статей (кдж/юг):
тепло нагрева кокса 4;;
тепло нагрева газа 45;
тепло нагрева и испарения химических продуктов кок-
сования 43;
тепло, уносимое водчньхми парами, 4;
тепло, уносимое продуктами горения, 45;
потери тепла от неполноты сгорания газа 43;
потери тепла в окружающее пространство 4;.
На основании закона сохранения энергии приходная
часть статей баланса должна равняться расходнои, т. е.
Ёа=ёад
Из этого уравнения определяемоудельный расход отопи-
тельного газа, м“ на 1000 кг влажной шихты.
Рассмотрим каждую из статей теплового баланса и спо-
собы их расчета.
71
Тепловой баланс коксовых печей,
отапливаемых коксовым газом
Исходные величины
Данные, полученные в результате составления мате-
риального баланса. Расчет теплового баланса ведется на
1000‘кг загруженной вкамеру шихты фактической anam-
ности.
Данные о составе и теплоте сгорания коксового газа для
расчетов приведены в табл. 3.
Состав сухого коксового газа в объемных процентах:
CO2 O2 CmHn CO CH4 Не Щ Итого
2,40 0,60 2,50 5,60 25,70 60,20 3,00 100‚0
Выход летучих веществ из кокса Vfi = 1,0%. Коэф-
фициент избытка воздуха ос = 1,25‘. Период тюксования
(оборот) с учетом возможного форсирования работы печей
17,5: 1,07 = 16,4 ч.
Размеры печей следующие:
Длина общая, мм . . . . . . . . . . . . . . 15040
Длина полезная, мм . . . . . . . . . . . . . 14200
Ширина:
с коксовой стороны, мм . . . . . '. . . . . . 470
с машинной стороны, мм . . . . . . . . . . 430
средняэьмм................. 450
Высотаобщащмм.............. БШЮ
Высота полезная, мм . . . . . . . . . . . . . UDIL‘
Полезный объем камеры, м3 . . . . . . . . . 30,0
Разовая загрузка” камеры, рассчитанная на ра-
бочую влагу, к (WP== 8,9%) . . . . . . . . . 2600 кг
Приходные статьи баланса
1. Тепло горения отопительного газа кдж/ 1000 кг шихты
определяется по формуле:
41 = QHVX1 (V. 1)
1 Принятое количество воздуха рассчитывается с учетом поступ-
ления воздуха’ на обез графичивание.
3 Берется с коэффициентом запаса 1,16. ъ
COPTEIB И ТСПЛОТЗ cropanna KOKCOBOFB газа, 11ocTyna1o111ero на 06011363 КОКСОВЫХ печей
Таблица 3
Теплота сгорания
Состав газа (объемные проценты)
Плот-
Заволы ‘ЁЁЁЁЁ с н
„ша Мдж/м“ ккал/м“ H, о, CH, N, m n со со,
1 » 0,423 17,91 4276 61,40 0,30 24,90 3,60 2,30 5,40 1,60
2 0,429 13,35 4375 60,90 0,60 26,10 1,90 2,30 _5,_50__~_, 2,50
3 0,413 13,40 4333 51,71 0,43 25,90 1,77 2,33 5,50 2,25 .
4 0,450 13,10 4304 50,01 0,52 24,30 3,17 2,62 5,90 2,93
5 0,437 13,43 4393 59,70 0,30 26,70 2,30 2,30 5,60 2,10
5 0,442 \ 13,79 4492 60,16 0,52 25,06 2,64 3,56 6,06 2,00
7 0,444 13,27 4354 60,60 0,30 24,20 3,30 3,20 5,60 2,30
3 0,422 13,35 4375 51,02 0,22 25,42 1,33 2,13 5,54 2,74"
9 0,427 13,22 4335 51,00 0,50 25,60 2,30 2,30 5,70 2,00
10 0,415 17,94 4239 60,00 0,45 25,20 3,10 2,35 6,30 2,60
‘ 11 0,463 13,59 4430 59,20 0д1 24,50 2,90 2,90 5,30 3,00
12 ‘ ж __<g140_._..17.,59._' 4202' ` " 5532 ‚м: 26,37 2‚я2_„д_2,49___„ W
“ТЕГ ‘г 0,471 13,92 4502 57,23 0,73 25,73 4,39 3,02 5,44 1.91
14 0,403 13,14 4329 50,35 0,32 ‚ 25,37 2,63 2,39 6,55 2.33
ч 15 0,467 13,1 1 4324 56,93 0,62 26,42 3,70 2,03 3,00 2,40
60 .
где Он — низшая теплота сгорания газа, юдж/м“ (ккал/м“);
Vx —‚ удельный расход сухого отопительного газа в м“ на
1000 кг загрузки, находят в результате расчета, исходя из
равенства приходной и расходной частей баланса.
Определение теплоты сгорания по химическому составу
производится по формуле
Q; = (30‚16СО + 85,53cH, + 25,7611, + 160,0 стыд - 4,19,
0/2)
где СО, CH, и т. д.— содержание компонентов в объемных
процентах в пересчете на сухой газ;
Q: = (во, 16 . 5,60 + 85,58 . 25,70 + 25,76 - 60,20 +
+ 160,0 . 2,50) 4,19 .-_- 18 033 Ic00IC[M3 (4319 mca/1/M3),
ql = 18 083V,,. '
2. Теплосодержание газа определяется по формуле
q, =V,(C2"'+ Идиш)! (кджДООО кг шихты), - (V,3)
где t—— температура коксового газа, поступающего на
отопление печей, 20° C.
‘Принимаем статическое давление газа в газопроводе
1,27 кн/м2 (130 мм вод.ст.), что соответствует 9,55 мм рт. ст.
Содержание влаги в газе W, B объемных процентах в пе-
ресчете на 1 м“ сухого газа рассчитывается по формуле
= ЁРРЗ 4
WP 7 (у? )
где P3 -— давление ВОДЯНОГО пара, насыщающего F33 при
данной температуре н/м“ (мм рт. ст.); В — барометриче- _
ское давление, н/м“ (мм рт. ст.); b —статическое давление
газа, н/мд (мм рт. cm); ср —-относительная влажность
(для газа принимается равной единице).
Температура насыщения, °С 0 ` 5 l 10 15
Давление насыщающего во- 610‚5 866,4 1226 1706
дяного пара, н/м? .
мм рт. ст. \ 4,58 l 6,50 \ 9,20 ` 12,80
74
Значения Р5 приведены в табл. 4.
Для рассматриваемого случая при t= 20°C P5 =
= 2333 H/M2 (17,5 мм рт. ст.).
2333
‘Vr = ъгтфтптг =
—( "*5 )—00236 з “с
—— fi():_H;,—5:7—,5— — , M[M yxoro rasa.
Учитывая подогрев газа в газоподогревателе, принима-
ем температуру газа при поступлении в корнюры равной
50° C. Ha основе данных о средней теплоемкости состав-
ных частей газа вычисляем среднюю теплоемкость сухого
' газа:
c‘,’,‘5° -.= 0,01 (2,40. 1,049-+ 0,60 - 1,308 + 2,50- 1,942 +
+ 5,60 . 1_,gg7 + 25,20. 1,605 + 60,20 . l,_280 +
+3,00. 1,297) = 1,390 ‚едж/(мз - град) (0,331 taca/t/(M3-apaa).
Теплоемкость I-120 при 50° С = 1,496 юдж/(мз - град)
(0,357 rctca/1/(M3 - град).
Исходя из полученных данных, определим 42: м
q, = Vx(l,390 + 0,0236- 1,496) - 50 = 7l,25Vx;
qa = 71,25Vx.
3. Теплосодержание воздуха определим из равенства
q,., = V,,L,, (C,, + ист кдж/юоо кг, (v,§)
где Ln -- действительное КОЛИЧЕСТВО СУХОГО ВОЗДУХЗ, рас-
ходуемого на сжигание 1 M3 rasa, M3; C,, — средняя теплоем- „
кость сухого воздуха, юдж/мз «град; 2—температура
влажного воздуха; WE -—содержание в воздухе водяных
Таблица 4
20 25 1 30 35 40 45 50
‚ 2333 3173 42310 5625 7372 9534 ‘ 1234
17,50 23,80 31,80 и 42,20 55,30 71,90 92,60
паров в пересчете на 1 м“ сухого воздуха, м”; С; — теплоем-
кость водяного пара‚ кдж/(мз - град). I
Исходя из состава газа, определим количество возду-
ха Ln.
Расчет требуемого количества воздуха Ln. Требуемое
VKOJIPU-ICCTBO КИСЛОрОДа ДЛЯ горения определим ИЗ равенства
1
-=—2— (CO + I-1,) + 2CH, + 3,23CmH,, -- О,
02m ‘T 100 ° _
Теоретическое количество сухого воздуха рассчитывает
ся по уравнению:
100 ‘ `
LT ‘= Т 02m.
При поступлении на горение только теоретического go-
личества воздуха происходит неполное сгорание, поэтому
величину горения умножают на коэффициент, называемый
коэффициентом избытка воздуха и обозначаемый ос. Величит
на ос принимается обычно для коксового газа равной 1,154
1,25, для доменного газа —1,2-r—1,3. Рассчитанное коли-
чество сухого воздуха называется практическим количеэ
ством воздуха: L
Ln = сад. (V,8)
Вместе с 1 м“ воздуха через отопительную систему про-
ходит определенное количество водяных паров (ЧУБ). Это
количество подсчитывается по формуле ‚
А P393
и P_,,Sq, ‚ 01,9)
где Р — барометрическое давление, принимаемое равным
99 975 н/м’ (75О мм рт. ст.); ср —— относительная влажность
воздуха. - 5
Принимаем среднее значение (р для Донбасса-
0,5 (50%), для Приднепровья =4‘0,7 (7О%).
` Определим необходимые для расчета q3 величины;
-1- (5,50 + 50,20) + 2 . 25,70 + 3,23 . 2,50 — 0,60
2 .
Ом = 100 ‘ =
= 0,917 M3[M" газа;
LT = 10° от = —l2—(),f)— 0,917 = 4,36 M3/M3‘ газа. '
21
Приос = 1,25 д, = 1,25 . 4,36 = 5,45 M3/M” газа. .
Принимаем температуру окружающего воздуха равной
15° C И относительную влажность равной 0,7. Найдем со-
держаниеводяных паров в 1 м” _сухого воздухапо формуле‘
Psqv т 17ов.о,7
W5 :P—/Psqv = 99975- 1706 . 0,7 = Q0121 “"3/“"3 3°-“VX3-
Теплоемкость C,, и C}, находим из табл. 5. Температуру
воздуха, учитывая подогрев его в туннеле, принимаем рав-
ной‘ 25° C.
Теплоемкость сухого воздуха при 25° С равна
1,294 кдж/(м? - град). Теплоемкость водяных паров при
25° С равна 1,493 кдж/(мз - град).
Исходя из этих данных, находим теплосодержание воз-
духа:
43 = V,, - 5,45(1,294 + 0,0121 - 1,493) - 25 =
= 178,7 кдж/1000кг шихты,
43 = Ух - 178‚7 кдж/ЮООкг шихты.
4. Теплосодержание влажной шихты. Тепло, вносимое
шихтой, определяется по формуле
и
q4= 1ooo[(1— 100
) Су -|- —%'g— Ст]! кджДООО юг шихты,
(V.10)
где Wu, — содержание влаги в шихте, % (по данным тех-
нического анализа); Су — средняя теплоемкость сухого
угля, кдж/(кг у град); Cw — теплоемкость воды (прини-
маем равной 1 ккал/кг или 4,186 идиша); t — температура
загруженной шихты. ‘
Теплоемкость сухого угля находят по формуле
С
А“ Am V
Су = <1-— —1—0"(—;-~) C, —|— —m6—C3 rcdarc/(Ice - град), (V,11)
где АЁ, — содержание золы в сухой шихте, % (по данным
материального баланса); Сг-средняя теплоемкость го-
` ‚рючей массы шихты; C3 -—— средняя теплоемкость золы угля.
к у - ..‚ т 799 """"
Теплоемкость C, для коксующихся углей может быть при-
нята при низких температурах равной 1,08 кдж/(кг - град)
(0‚26 ккал/кг °С), теплоемкость золы может быть приня-
та ‘прифпженно равной теплоемкости кварца, численное
. \
8L
T a 6 Л и ц а 5
Средние теплоемкости газов и паров при разных температурах
д хадж/м’ - град I кдж/(юг -град)
9.
I-
N
з‘ ' воз-
Ё Н, N, O, СО Н‚О Н‚$ SO, со, CH, C,I-I, дух NH, C,H,, 11,0
то ‘
1-10
0 1-272 1,297 1,302 1,297 1,490 1,507 1,733 1,599 1-,549 1,825 1,293 2,030 1,025 1,804
100 1,289 1,297 1,314 1,297 1,503 1,532 1,813 1,699 1,641 2,060 1,297 2,126 1,155 1,842
200 1293 1,302 1,331 1,306 1,519 1,561 1,888 1,783 1,758 2,281 1,306 2,223 1,281 1,875
300 1,297 1,310 1,352 1,314 1,540 1,595 1,955 1,859 1,884 2,495 1,314 2,311 1,411 1,909
400 1,302 1,319 1,377 1,327 1,561 1,632 2,018 1,926 2,014 2,683 1,327 2,399 1,540 1,942
500 1,302 1,331 1,384 1,339 1,586 1,670 2,068 1,988 2,139 2,859 1,339 2,487 1,670 1,976
600 1,306 1,344 1,415 1,356 1,611 1,708 2,114 2,039 2,260 3,023 1,356 2,570 1,796 2,009
700 /1,з10 ,{1,з56 /‘1,432 751,369 1,641 1,745 2,152 '2,os51<,2,374 43,169 1,369 2,650 1,926 2,043
800 1q.,!.¢3_!:4_,.,Z..L369 .1 1,448 1666 mm „шва- 421813192131- 19.492 13.36? =:,381.»2,725 .2,055_..?:97§_
'"1,319 1,381 1,460 1,398 1,676 1,817 2,215 2,168 2,600 3,429 1,384 2,7961 2,181 2,106
1000 1,327 .1,384 1,473 1,411 1,720 1,850 2,235 2,292 2,696 3,546 1,406 2,868 2,311 2,139
1.100 1,335 1,406 1,486 1,423 1,750 1,884 9,260 2,231 2,784 3,655 1,419
1200 1,339 1,419 1,498 1,436 1,775 1,909 2,277 2,260 2,559 3,751 1,432
1300 1,348 1,427 1,507 1,444 1,800 2,286 1,440
1490 1,356 1,440 1,519 1,452 1,825 п 2,311 1,452
1500 1,365 1,448 1,528 1,465 1,850 ` 2,332 1,461
1600 1,373 1,457 1,536 1,473 1,875 2,353 1,469
выражение которой равно 0,711 'rc6aIc/(ice - град)
(О,17 ккал/кг’ C); TeMnepageypy~mnm=st~npunn-
маем равной 20° С.
73
/c,’=(1— 150)1,os+%°3—o,711=1,o59 Ic09Ic[(1ce-2pa0)
(0,253 mca/zltca - град).
При содержании влаги в шихте 8‚9% (из данных мате-
риального баланса) и принятой температуре ее 20° C Ten-'
лосодержание влажной шихты равно
44 = 1o0o[( — 1,059 „ь 4,187] 2o =
= 26713 КЗдЗ/СЛООО кг шихты (638О ккал/кг шихты).
5. Тепловой эффект процесса коксования. Величина
и знак теплового эффекта процесса коксования еще не
достаточно исследованы, поэтому, по предложению проф.
П. Г. Рубина, принимаем ее равной нулю: 4,, =’O.
Расходные статьи баланса
1. Тепло нагрева кокса. Теплосодержание кокса опре-
дел яется по следующей формуле:
(Д = K С„г„ кдж/ЮОО кг, (V,l2)
где К — выход сухого кокса из влажной шихты, величина
которого берется из материального баланса, кг/1О0О кг;
Ck — средняя теплоемкость кокса, кдж/(кг ‹ град); {к —
средняя температура кокса при выдаче его из камеры кок-
сования, °С.
Теплоемкость кокса CK можно определить по следую-
щей формуле Дебрюннера:
с„ =Tf,‘0—cA +—,§,—ca+ficV—, (v.13)
где А, В, V —— содержание золы, углеродистого вещества и
у выход летучих веществ из кокса, %; CA, Св — средние ве-
совые ТЕПЛОЕМКОСТИ ЗОЛЫ И УГЛСРОДИСТОГО ВЕЩЕСТВ?! KOKCa
_ кдж/(кг - град); CV — объемная теплоемкость летучих вед
ULCCTB KOKCa, принимаемая РЗВНОЙ ТЕПЛОСМКОСТИ KOKCOBO'
' го газа кдж/ (кг - град); у —- плотность летучих веществ,
которая принимается приближенно равной 0,45 жег/м“.
, J
79'
Теплоемкость золы CA принята равной теплоемкости‘
кварца. Значения теплоемкости золы, углеродистого вещест-
ва и летучих веществ в температурном интервале от 0
до 1100° С приведены в табл. 6.
Т а б л и ц а 6
Теплоемкости золы,‘ углеродистого вещества и летучих веществ,
кдж/ (кг - град)
Температурные пределы, °С
теплоемкости
‚ 0 0-900 0-1000 0—1100
с, 0,737 ‚ 1,050 1,063 1,076
с в 0,670 1,461 1,498 1,536
Cv 1,348 1,766 „ 1,808 - 1,854
Теплоемкость кокса различной зольности приведена в
табл. 7. ‘
Выход летучих веществ из кокса принят постоян-
ным— 1%. 1
Таблица 7
Средняя 'l‘el'lJ10eMKOC'l‘la кокса ‚
_ Зольность кокса, %
Температурные
""°"°'"”' QC 7 ' 9 11 l - 13
0—100 0,803 0,803 0,803 0,803
0—300 1,055 1,051 1,046 1,042
0—500 1,239 1,235 1,227 1,222
0—700 = 1,310 1,352 1,348 1,340
0-900 V 1,457 ' 1,448 1,440 1,431
0-1000 1,494 1,486 1,473 1,465
0—1100 1,528 1,519 1,511 1,503
Определение теплоемкости кокса CK будем производить
по формуле Дебрюннера (V, 13). Для расчета CK принимаем
Af, = 9,35% (из материального баланса); В = 89%; V =
-—- l,0%.
По расчету, приведенному ниже, {к = 1030° C. При
этих температурах средние теплоемкости CA, CB и С), будут;
CA = 1,064 '\l€(30fC/(K2 - град) (0,255 rgrca/1/(Ice - град);
св = 1,520 Хдж/(кг -град) (0,264 ккал/(кг - град);
Am
80
Су = 1,820 кдж] (кг - град) (0,435 ккалдкг Парад);
9,35 89 „ 1,0 __
CK = W 1,064 + W 1,520 + „адом 1,820 _
= 1,492 кдж/(кг - град) (0,357 ккал/(кг - град).
Температура коксового пирога при выдаче его из камеры
коксования может быть определена путем непосредственных
замеров, а также аналитическим путем, предложенным
проф. И. М. Ханиными В. В. Юшиным. ,_._1
Определение средней температуры коксового пирога ана- {
литическим путем сложно, поэтому производим расчет, ис-
с ходя из практических данных и следующих положений.
Примем:
а) температуру по оси коксового пирога в нижней час-
ти камеры к концу периода коксования
_ Д, == 1050° С;
б) температуру у стенки коксового пирога в нижней час-
ти камеры ` '
253 на 30° С выше, чем tn‘,
if = 1080° С;
в) среднюю температуру низа коксового пирога к концу
периода коксования
= 1065° C;
H...
-t’ ‘Мг’? 1050+ I080
_—2_—‘ " -15:-‘
г) температуру по, оси коксового пирога в верхней
ЧЕСТИ КаМерЫ K КОНЦУ периода КОКСОВЗНИЯ
Д, = 980° С;
4 д) температуру у стенки коксового пирога в верхней
части камеры
z‘§' =р1010° C;
е) среднюю температуру верха коксового пирога к кон-
цу периода коксования
t t" .
tf=i"f:’_= =995°g;
тогда
. г, t. .
‚к: ‚г; в Ё l065+Q§_5_=__10305C_ ’
2 1
в 1023 ,_..,,_,"
81
Теплосодержание кокса в этом случае составит _ "
q,’ == 709,7 - 1,492 - 1030 = ‚Ч - ‚
= 1 092 639 кдж/1000 кг (260 960 rc/ca/:]m шихты).
2. Тепло нагрева дистилляции-иного газа рассчитываем по
формуле , t
qg = V,,c‘,i’t кдж[1000 кг шихты, (v.14)
где V, — выход сухого газа на единицузагрузки (по данным
материального баланса), м“; C2"—cpe,z1H;m теплоемкость
газа, кдж/(мз - град); г-температура прямого газа при его
выходе из камеры.
Выход сухого газа (из материального баланса) равен
126, 3 кг/т шихты. '
Плотность сухого газа
у, = (1,977C_3O2 +1,413Cm1-1,, —{-1,4290, +1,250CO+
+ 0,717 CH4 + 0,090 Н, + 1,251N2 + 1,539H2S) 0,01 кг/м”;
где CO2, C,,,I-1,, и т. д. —-процентное содержание составных
частей газа в объемных единицах; 1,977, 1,413 и т. д. —- ›
плотность соответствующих компонентов;
у, = (1,977 - 2,40~+ 1,413 - 2,50 + 1,429 50,60 +
+ 1,250 - 5,60 + 0,717 - 25,70.+ 0,090 - 60,20 +
+ 1,251 - 3,00) 0,01 =='0,437 x2[M3,
126.3 .
“г = шаг
Среднюю теплоемкость газа при]: = 750° C определяем
по его составу‚‚определив теплоемкость отдельных компо-
неитов из табл. 5. ‚ -
C‘,’,’75° = (_2, 108 - 2,40 + 3,228 - 2,50 +*1,440 . 0,60 +
+ 1,377. 5,60 + 2,432 - 25,70 + 1,312-. 60,2 +
„ + 1,363.3,00)0,01._.
= 1,672 tcaarc/(M3 - град) (0,399 rcrca/z/(M3 - град).
Температуру газа при выходе его из камеры коксования
принимаем равной 750° C. -
Теплосодержание газа: -
1:2’: 239. 1,672 . 750 =
= 362175 кдж/1000 шихты (86 500 rctca/z[m шихты).
82
= 289 M3]m’B.7Ia}KHOI7I шихты.
З. Тепло нагрева химических продуктов коксования.
А. Тепло, уносимое парами смолы, определяется по фор-
муле .
I 9_t
qcM=G(q0+Cp 0- (V»15)
Выход смолы (см. материальный баланс) составил
30,5 кг/т шихты. ‘ `
Скрытая теплота испарения смолы при 0°
q,, = 418,7 кджрсг (100 ккал/кг).
Средняя теплоемкость паров смолы C24 B зависимости on‘
' температуры
03*‘ = 0,305 + 0,392 . 10"3t~=reé[sm{(xa- epqa),_, (V, 15)
c‘,’,‘7“° = 0,305 + 0,392 . 10? . 750 é A д,
= 2,50 кдж](1сг - epa6)(0,599 x'1E‘a€z’]?ca/gbetiwaxz ,
тогда ":-‘ 635953 4.... фа‘ д, ‚д _,__,_
11;“. == 30,5 (418‚7 + 2,50 - 750)’ = ’
= 70 140 кдж/ 1000 кг шихты (16 752 ккал/т шихты).
В. Тепло, уносимое парами бензольных углеводородов.
По материальному балансу количество бензола составляет:
G5 = 10,0 rca]m шихты. -
Скрытая теплота испарения сырого бензола при 0° С
равна 431,2 кдж/гсг (103 ккал/кг).
Средняя теплоемкость паров бензольных углеводородов
‘среднего состава определяется по формуле
-75 1
с‘), . ° = т (20,? + .0,025 - 750) =
= 1,951 кдж/кг °С(0,4б6 ккал/кг-град). (V,17)
84,6—- среднединамический молекулярный вес паров сы-
, роге бензола. При этом тепло нагрева бензола равно:
/ q5 = 10,0 (431‚2+ 1,951 -750) =‚
= 18942 кдж/1000 кг шихты (4522 кка/Цтдйтхихты).
В. Тепло, уносимое аммиаком, вычисляется по формуле
q; = 0C‘,’,“t кож/1000 кг шихты, (V,l-8)
где G —- выход аммиака в кг на 1 т загрузки — (по данным
материального баланса), юг; С?‘ ~ средняя теплоемкость
аммиака, кдж/(кг - град); t—- температура аммиака при
выходе из камеры.
5* ~ 83
Га
‘\
)
Средняя теплоемкость аммиака по -табл‚. 5 1рав-
на 2,683 кдэгс/(кг - град) (О,642 ккал/кед C)._ Тогда
о; = 2,8 - 2,683 . 750 = 5625 кдж/ЮОО кг шихты
(1345 ккал/т шихты).
Общее количество тепла, уносимое химическими продук-
тами кстксования, равно A
д; = 70140 + 18942 + 5625 —_-
-= 94 707 кдж/ЮОО кг шихты (22 619 ккал/т шихты).
4. Тел/ю, уносимое парами воды, находят по формуле
а; = Wo<:%=+ c%"’tn)r<dw,41ooo ка, у 01,19)
где W0 -— общее количество влаги (влага угля и пирогене-
тическая влага), в кг на 1 тзагрузки (по данным материаль-
ного баланса)’; СЁЁ-средняя теплоемкость водяных паров,
кдж/(кг - град), от О до tn °C (по данным табл. 5); :„—
температура водяных паров при выходе их из камеры.
По данным материального баланса количество общей
влаги в расходной части его составляет 113 кг/т шихты.
Так как водяные пары выделяются в основном в первой
половине периода коксования, то принимаем их температуру
на 100° С ниже температуры выходящего газа (tn ==
= 750° —— 10О° = 65О° С).
Средняя теплоемкость водяных паров равна
550 ' '
Cp“ == 2,026 кдж/(кг - град) (О‚484 ккал/(кг - град).
При указанных выше условиях теплосодержание выхо-
дящих из камеры коксования водяных паров составит
‚о q; == 113 (2491 + 2,026 - 650) =- у
== 430191 кдж/ЮОО rce(l02 717 ккал/т).
5. Тепло, уносимое продуктами горения, может быть
найдено по следующсйформуле: «
(д; = \/„1/,Ьс°-‘:„‚‚ кдж/1000 кг 01,20)
рп.г
‚ \ ‘
где Е/„д-количество влажных продуктов горения на
1 м?‘ газа, мз; СО" -—средняя теплоемкость продуктов го-
Pn.r _
рения, кдж/(мз - град); t,,_, — средняя температура продук-
тов горения, поступающих в боров. -
Количество продуктов горения можно„определ_ить,„ зная
шихты,
ч реакции горения KOMIIOHCHTOB газа при ИЗВЭСТНОМ ЕГО l'Ip03.'
U.€'HTHOM составе и _заданном а = 1,25. J, _ =
84
Реакции горения газа:
Для сдндг г _ C3114 + 30.2 ,——> 2CO2+2I-I20;
-~ r~ ' » cmun C3H6 + 4,502 _A+‘3co2 + 311.20;
» со V со + I/202 ._› CO2;
» Н2 H2 -1- 1/20.2 ——› H20;
» CH, cu, + 20.; _› co2 + 211.50.
Определение состава и количества
. продуктов горения
Предварительно запишем состав отопительного газа в
объемных процентах, определим требуемые для горения
теоретическое. количество кислорода (Од) и практически
необходимое количество воздуха (Ln), влажность отопитель-
ного "газа (W,) И воздуха (WE). ЭТИ величины следующие:
‚состав сухого отопительного газа в объемных процентах:
O02 O2 CmHn CO CI-I4 H2 Мг Итого "Т
2,40 0,60 2,50 5,60 25,70 60,20 7 3.00 100,0 ‘
Требуемое для горения теоретическое количество кис-
лорода на 1 мз сухого газа — 0,917 M3/M3 rasa», .)-‘,1-(,0?
количество воздуха — 5,45 M3/M3 газа; ‹ г;
влажность газа .——Q,Q236 M3/M3 сухого газа;
влажность воздуха — 0‚0121 мЗ/мз воздуха.
Расчет получающихся продуктов горения приведен в
табл. 8. ` ‘ ‘
с Температуру дымовых газов принимаем равной 360° С.
Теплоемкость 1 м?‘ продуктов горения определяем по
равенству
c‘,’,—‘ = 0,01 (ccozcog + CH2oH2O + cN,N2 +
+ C0202) rcaoic/M3 - град. (V,21)
где C502, Сщо и т. д.— средние теплоемкости соответствую-
‘ щих компонентов продуктов горе-
ния гберутся из табл. 5).
1 Принимая, что СтНд состоит из 85% этилена и 15% пропилена,
получаем следующие коэффициенты при Од, CO2 и H20 В реакциях
горения: ` `
с,„Н„+ 3,2302 = 2,15 co,-1- 2,15 H20.
` ` ` за
СО‚, H20 и т. д.— содержание соответствующих компо-
нентов влажных продуктов горе-
ния в объемных процентах;
0373“ = (1,896 - 6,28 + 1,550 - 20,28 + 1,315 . 69,68 +
+ 1,367 - 3,76) . 0,01 =
= 1,402 кдж/(мз - град) (0,335 Iclfa/I/M3 °c).
Тепло, уносимое продуктами горения, составит
4; = V,,6,l912 - 1,402 . 360 = 3136,`6У‚‚. _
6. Потери тепла от химической неполнота горения ото-
пите/юного газа. Так как В ДЫМОВЫХ газах нет ГОрЮЧИХ
элементов, потери ЭТИ равны нулю.
Т а б л и ц а 8
Определения количества продуктов горения
.
О п
Ё Ё. Количест- сщержа‘
° ч“ во компо- “"9 В
¥ 8, Ё „ентод объемных
N = Ф Формула расчета Расчет а а процентах
=: о. м /М CY-
>-3 ° xor0_ газа 3-”‘”‘““’”‘
5 д. “ продуктов
‘д- п г
о 5 3 - горения
'9' п: 1-
со. оо +со+сн + (2,40+5,60+25,70+
2 $2,215 с‚„н„ ). 0,101 +2,15 - 2,50) 0,01 0,3907 6,42
н,о (2cH, + 2‚15с„‚н„+ (2 .22§670é162,1)5>< , a j д
+H2 + и) °’°'+ ,4>:0'02§*1-5) 0201:
+ Wain +0,o‘121 - 5,45 1,2353 19.91
N Е; +_7_9L 3,00 79
2 100 100 П т + т?) 5,45 4,3355 69890
о, (rz— 1) 02“, (1,25—1) 0,917 0,2292 3,77‘
‘ | j Итого: j 5,1912 f 100,40
П р и м е ч а н и е. CO2, СО, СНд и т. д. — процентное содержание
соответствующего компонента в газе.
86
где ад — суммарный коэффициент теплопередачи конвек-
цией и лучеиспусканием, em/(M2 - град); F — ТЕПЛОСТ-
дающая поверхность, M2; г, ——температура поверхностид
°С1; 22 —температура окружающей среды, °С.
Так как температура отдельных участков наружных
поверхностей печного массива разная, расчет тепловых по-
терь ведется отдельно для участков с примерно равной тем-
пературой.
Поверхности коксовой печи разбиваются для данного
расчета на следующие участки:
1. Свод камеры
F] 1‘ -'“F3),
где bcp — средняя ширина камеры, м; L ~— полная длина
печи, м; F3 —~ поверхность загрузочных люков, M2; Р, =
= (0,450 - 15,040—3,0 - 0,3844) = 5,610 M2.
2. Свод обогревательного простенка
F2 = КА -- дар) L — F4], (V,-94)
где А — расстояние между осями соседних камер, м; F4 —
поверхность смотровых люков, M2. /_
{ъ = [(1‚300 -— 0,450) 15‚О4О ——30-0,22] = 11,6 M2.
3. Загрузочные люки
F3 = n'f3.-'1) (V25)
где п — количество люков одной печи; f3_,, — поверхность
одного люка с рамой, M2; Р}, = 3 - 0,3844 == J___,_1_§32_ M2.
4. Смотровые лючки — "
F4 = nfC..'h
где п — количество лючков в одном обогревательном про-
стенке; [и — поверхность одного лючка с рамой. M2.
Е, = 30 - 0,04 = 1,20 M2.
5. Лобовые стенки со стороны выталкивания кокса — ма-
шинная сторона —— M. с. и со стороны приема кокса в кок-
сотушительный вагон ——к. с. Поверхность этого участка
ограничена по высоте уровнями свода камеры и надсводо-
вой площадки и в горизонтальном направлении —-осями
соседних камер.
1 Температуры наружных поверхностей принимаем по данным ис-
следований Гипрококса и УХИНа.
87
Эту величину поверхности находят по формуле
' F5 == Ah,,, е (V,27)
где /2,, —— толщина свода камеры, м;
F5 = 1,3 - 1,036 = 1,35 M2 (K. с.) (м. с.)._
6. Двери коксовой и машинной сторон
F6 "T; Лид:
где Ли —- полная высота камеры, м; b,’§‘j° —- ширина каме-
ры с коксовой или машинной стороны, м. т
F6 = 5,0 - 0,475 = 2,375 M2 (к. с.); у
F6 = 5,3 - 0,425 = 2,255 м? (м. с.).
7. Торцовые стены обогревательных простенков (вели-
чину их поверхности определяем без учета анкерных ко-
лонн)
F, = (A — b.‘:‘;§) /1,; ' (V,28)
F, = (1,3 — 0,475) . 5,0 = 4,12 мг (к. с.);
Р, = (1,3 —-0,425) - 5,0 = 4,37 м” (м. с.).
8. Стены регенераторов F8 = 2 - A - hper = 2 >< ‘
>< 1,300 - 3,2 = 8,32 м”. Для определения общих потерь
в окружающее пространство принимаем скорость ветра
3 м/сек с коксовой стороны и 2 м/сек с машинной стороны.
Зная скорость ветра, определяем ax (коэффициент теплопе-
редачи конвекцией): `
сак = [(5‚3 7115161?) - 1,163] вт/(м? - град).
W——— действительная скорость ветра, отнесенная к тем-
пературе воздуха.
Коэффициент теплопередачи лучеиспусканием опреде-
лим по равенству T 4 Т ‘4
с! (70%) ~(m—;»]
ac, = ———————?—_—:F—————— em/(M2 - град), (V,29)
1 2 к \
где Т1 и T2 — абсолютные температур-ы соответственно
_ \ поверхности и окружающей среды. „
Для шероховатых металлических и кирпичных поверх-
ностей °
С = 5,7 вт/(м? - °K4); (4,9 KICLZ/l/M2 - WKF‘),
где С — коэффициент излучения абсолютно черного тела,
em,/(M2 x °K4); (ma/1/(M2 . rt - °K4}.
58
Та б л н ц а’ 9
Тепловые потерн в окружающее пространство
Название участков мг г, г, “к ` “н! ф, р 47:
Свод камеры 5,610 79 15 18,72 7,42 26,14 9320
Свод простенка 11,600 98 15 18,72 8,02 26,74 25 580
Загрузочные люкн 1,153 336 15 18,72 22,00 40,72 14970
Смотровые лючки 1,200 247 15 18,72 16,20 34,92 _ 9701
Лобовые стенки
к. с. 1,350 80 15 18,72 7,74 26,46 2300-
м. с. 1,350 70 15 14,53 7,30 21,83 ‚ 1610
Двери к. с. 2,375 97 15 18,72 8,01 26,73 5100
м. с. 2,175 87 15 14,53 7,93 22,46 3499
Торцовые стенкн
к. с. 4,120 122 15 18,72 10,10 28,82 12600
м. с, 4,370 103 15 14,53 8,60 25,13 9520
Стены регенераторов 8,320 70 40 —— 11,00 11,00 2710,
Итого: 96 910
Т а б л н Ц а, _10
Предварительный тепловой баланс
Приход Расход
Название статьи 1],. кдж Название статьи 4,: Кдж '
Тепло горения газа 18083 Vx Тепло на нагрев кокса 1 092 639
Теплосодержание газа 71,25Vx Тепло на нагрев газа 362175
Теплосодержанне воз- 178,7 Vx Тепло на нагрев хнмнче- 94 707
духа скнх продуктов коксова-
ния V V — ~
Теплосодержание 26 713 Тепло, уноснмое влагой 430 191
влажной шихты ‚
Неучтенный приход 211204 Потери тепла от неполно- 0
тепла, выделяющегося ты сгорання газа
при горении кокса, га- Тепло, уноснмое продук- 3136,6 Vx
за н теплота реакций * тамн горення
Потерн тепла в окружаю- 239 800 _
Итого: 237 917 4- 18332,95 vx
* B процессе исследований, проводившихся в У
gag величина для ряда батарей печей ПВР,
щее ПРОСТРЭНСТВО
Итого: 2 219 512 + 3136,6 И,
ХИНеполучена сред-
69
Суммарный коэффициент теплоизлучения и конвекции
_ „ “О = “к + an’
Потери тепла наружных поверхностей лучеиспусканием и
конвекцией в единицу времени определяются по формуле
’ ’qZ' = oc0F (tl —— t2) вт. (V,30)
Данные расчетов сводим в табл. 9.
Т а б л и ц а 11
Тепловой баланс коксовых печей при отоплении коксовым газом
Приход Расход
Название статьи q,, кдж ё‘); Название статьи 41. кдж 30 as
- еёё еёё
Тепло гореиия 2358 023 89,70 Тепло на нагрев 1092 639 41,6
газа кокса ‚
Теплосодержа- 9291 0,35 Тепло на нагрев 362175 13,8
ние газа газа
Теплосодержа- 23 302 0,89 Тепло на нагрев 94 707 3,6
ние воздуха, химических про- и
‚г дуктов
Теплосодержа- 26 713 1,01 Тепло, уносимое 430191 16,3
ние влажной влагой
шихты
Неучтенный 211204 8,05 Тепло, уносимое 409 021 15,6
приход тепла, продуктами горе-
выделяющегося ния
при горении Потери тепла от 0
кокса, газа и неполноты сгора-
теплота реакций ния газа ‘
Потери тепла в 239 800 9,1
окружающее про-
странство
Итого: 2 628 533 ~ 100 Итого: 2 628 533 100
‚Потери тепла в окружающее пространство, отнесенные
к 1000 кг шихты, будут:
2421000
q; ==———za-—— кдж/1000 кг шихты, (V,3I)
где г —-— период коксования,ч; G -—— величина загрузки ка-
меры, кг. `
‚‚ 96 910 - 16,4 . 36 - 103 . 103
qz = + = ’
=' 220 000 кдж/1О00 кг шихты(52 600 rcrca/z[m ШИХТЫ).
90-.
Ориентировочно принимаем величину тепловых потерь
в грунт равной 9% от общего количества тепла, теряемого
наружными поверхностями в атмосферу. Общее количество
тепла, теряемого в атмосферу и грунт, равно
а, = 220000 - 1,09 = 239 800 K09/c/1000 Ice ШИХТЫ.
На основании полученных значений отдельных статей
приходной и расходной частей теплового баланса составля-
ем предварительный тепловой баланс. В него также входит
неизвестная величина Vx, представляющая собой удель-
ный расход сухого отопительного газа на 1000 кг шихты
(табл. 10) и окончательный тепловой баланс (табл. 11).
= 130‚4 м“ сухого газа/1000 кг
~ влажной шихты. '
у, =
Тепловой баланс коксовых печей,
отапливаемых доменным газом
Исходные данные для расчетам
Коэффициент избытка воздуха а = 1,25.
Состав сухого доменного газа, поступающего на обогрев, I
в объемных процентах:
СО„ СО CH4 H2 O2 На Итого
11,0 29,0 0,3 4,5 0,1 55,1 100 %
Для расчетов данные о составе и теплоте сгорания до- д
менного газа приведены в табл. 12.
Приходные статьи балансг
1. Тепло горения газа. Эта статья прихода определяется
по равенству (V,1).
Низшая теплота сгорания сухого газа определяется по
равенству (V,2).
Q: =(30,16 . 29 + 85,58 . 0,3 + 25,76 . муз, 19 _=
_ ’ »- /'
= 4268 K09/c/M3 (1016,4 tcrca/1/M3);
ql = 4268Vx.
2. Теллосодержание газа определяется по'формуле (V,3),
температура доменного газа принимается равной 25° C.
Принимаем статическое давление газа в газопроводе
равным 1950 н/м“ (200 мм вод. ст.)‚ что соответствует
14,7 мм рт. ст.
I y’
1‘ д’ if ” _ 91
Z6
- › _4 \ Таблица, 12.
Состав и теплота сгораиия доменного газа, поступающего на обогрев коксовых печей
Теплота сгорания ‚ Состав газа (объемныё проценты)
заводы ?a"3?£“.?§/3Z’a . г V ‘
Мдж/м’ ккал/м“ Н, _ О, CH, N, CO CO,
А 1,288 ' ' 3,82 912 5,20 0,40 0,20 55,60 25,00 V 13.60
в 1,280 3,78 905 0,40 0,20 0,20 55,30 23,40 ` 14.50
B __ 3,54 89, 5,58 0,10 0,62 53,90 24,70) 15,10 '
г 1,290 . 3,01 801 5,71` 0,09 _ 50,09 23,48 14,03
Д 1,253 4,29 1023 6,80 0,25 1,30 53,55 24,30 V Ь 13,80
E 1,292 3,80 921 5,15 0,11 0,30 55,28 25,00 „ 14,1_0
ж 1,271 4,34 1034 0,20 0,20 0,20 52,00 28,30 1 ‚ 12,50
3 1,287 4,51 1077 5,70 0,40 0,20 54,80 30,00 ' ' 8,90
и 1,200 3,47 828 0,10 0,30 0,20 55,30 23,70 › ~-14,40
к, — ‚ 4,15 994 0,50 0,20 0,20 55,10 ’ 20,80 fj1i1,20
л 1,209 ‚ 4,04 1108 4,00 0,55, 0,25 ’ 50,40 27,20 1 .:1'0.9_4
M :1,313 3,58‘ 857 4,45 _. 0,15 50,00 23,80 415,00 _
н 1,288 4,21 1004 4,78 ._ 0,58 54,21 27,22 153.21 ’
до 1,230 3,01 801 ' . 5,81 0,08 0,35 53,49 . 23,90 ` { 120.31
п 1,322 3,75 894 2,10 0,20 0,50 50,20 27,30 ' ff 13,70
Содержание влаги в газе
ш _ 3173 _( 23,8 V «уч-
' _ 99975-1» 1950-3173 — 750+ 14,7 —-23,8 ‚ — _
= 0,0322 M?‘/M3 сухого газа. у ‚ (V,4)
Te1'lJ'10eMKOCTb газа при температуре 25° C равна
сгг” = 0,01 (1,505 . 11 + 1,297 . 29,0 + 1,555 . 0,3 + 14
+ 1,273 - 4,5-1- 1,303 ~ 0,1 + 1,297 - 55,1) =
= 1,331 Icaoic/(M3 - град) (0,318 ккал/мз - град).
Теплоемкость Н„О при 25° C равна 1,497 кдж/ (мз - град)
(0,356 ккал/мг‘ °С). ‚ — 9
Исходя из полученных данных, определим q2:
q, =v „ (1,331 + 0,0332 . 1,497) 25 4344711,
3. Теплосодержание воздуха определяется по равенству
(V,5). ’
Требуемое количество кислорода для горения
1
^_ё_(29,о+4,5)+2 .о,з_о,1
Огт = 100 = 0,172 M3/M3 газа. (V,6)
По равенству (V,7) Z _ у ‚ `
L, = ё} - Од = -l2—010— - 0,172 S 0,817 M3/M3 газа,
при а = 1,25
Ч — L,, = 1,25 - 0,817 = 1,021 M3/M3 газа. (V,8)
WE = 0,0121 M3/M3 воздуха. (V,9)
Количество водяных паров, поступающих с воздухом,
у 10,0121 - 1,021 = 0,0123 M3/M3 воздуха.
‘Теплоемкость воздуха при 25° С равна
1,293 name] (M3 >< град) (0‚309 ккал/м3°С).
Теплоемкость водяных паров при 25°C равна
1,494 кдж/(мз - град) (0,357 mca/1/M3 °C). ’ ’
` а, = Ух1,021 (1,293 + 0,0123. 1,494) 25 = 33,45v,,.
4. Ten/zocodepotcanue влажной шихты: 7
44 = 26713 кдж/ 1000 кг шихты (6380 кксщт шихты).
‘Ёёплоёойчэффект n_po11ecca rcorcéoaamm >(v’1,Ov.,)
2 Чь = O-
93
Расходные статьи баланса
Данные взяты из расчета теплового баланса печей при
отоплении коксовь1м газом.
1. Тепло нагрева кокса q; = 1 092 639 кдж/ 1000 кг шихты.
2. Тепло нагрева дистилляционного газа q2' ==
= 362 175 кдж/1000 кг шихты.
3. Тепло нагрева химических продуктов коксования 45 =
= 94707 кдж/1000 кг шихты. и
` 4. Тепло, уносимое парами воды, с]; = 430 191’ кдж/ 1000 кг
шихты. '
5. Тепло, уносимое продуктами горения, определяется по
формуле (V,20).
Определение состава и количества
продуктов горения
Для подсчета используют следующие данные;
Состав сухого отопительного газа, в объемных процен-
тах.
Требуемое для горения (на 1 M3 сухого газа) теоретиче-
ское количество кислорода -—- 0,172 M3/M3 газа; количество
воздуха — 1,021 M3/M3 газа. ‹
` Влажность газа (в M3 на 1 M3 сухого газа)— 0,0322 м’/м’
сухого газа. Влажность воздуха --0,0121 M3/M3 воздуха.
бРшЁет получающихся продуктов горения приведен в
та л. .
Температуру дымовых газов при отоплении печей домен-
ным газом принимаем равной 300° С.
Определим средние теплоемкости соответствующих со-
ставных частей продуктов горения по равенству (V,21):
c‘;,—3°° —_— (1,859 . 21,60 + 1,540 . 3,39 + 1,310 - 72,70 +
+ 1,352 - 2,31). —l%O— = 1,437 кдж/(мз - град)
(0,344 tcrca/1/(M3 - град).
Тепло, уносимое продуктами горения, составит
о; = У, - 1,866 - 1,437 - 300 = 804,4 - Ух.
’\
6. Потери тепла от химической неполноты горения amo-
пительного газа ввиду того, что в дымовых газах нет горю-
чих элементов, равны нулю.
94 .
Т а б л и ц а 13
Определение количества продуктов горения
ь _ 9 2 а Ё ё
за
ЗЁ Ё” г. ЁЁ: 5
Ё .-_- а формула расчета Расчет з Ё а Ё ё: ё
Ёё Е’. Ё Ё ц ‘3-"-' Ё 1:
as Ш 5 ё 3 ё ›‹ аи
8 3 г а: 3 :2 8 а её
со, (co, + со + (11,0 + 29,0 + 0,3) x 0,403 21,69
+ СНА) 0,01 x 0,01 о
(2снд +112 + (2 . 0,3 * 4,5 + 0,0633 3,39
11,0 w,,) . 0,01 + W3 Ln + 0,0322) . 0,01 .1.
+ 0,0121 . 1,021
о, (а — 1) 02m (1125 — 1) 0.172 0,043 2,31
Итого: 1,866 100,0 `
П р и M e ч а н и е: CO2, СО, N2 и т. д. -— процентное содержание
соответствующего компонента в газе.
Таблица14
Предварительный тепловой баланс
Приход Расход
Название статьи 4., кдж Название статьи qf, кдж
Тепло горения газа 4268 Ух Тепло на нагрев кокса 1092 639
Теплосодержание газа 34,47 Ух Тепло на нагрев газа 362175
Теплосодержание воз- Тепло на нагрев химичес-
духа 33,45 Vx КИХ продуктов 94 707
Теплосодержание ‘
влажной шихты 26 713 Тепло, уносимое влагой 430 191
неучтенный приход Тепло, уносимое продук-
ггепла от горения кокса, тами горения 804.4 У,
газа, теплоты реакций 211 204 Потери тепла от химичес- -
кой неполноты сгорания
газа 0
Потери тепла в окружаю-
щее пространство - 239 800
Итого: 237 917 +
+ 4335,92 - Ух
Итого: 2 219 512 +s04,4 у,
сканировал: Neptllnyi
Мап-штогорск
2008 _
95
7. K0/luttecmeo тепла, теряемого теплоотдаютцими по-
верхностями в окружающее пространство, рассчитано в
тепловом балансе коксовых печей, отапливаемых коксовым
газом.
Воспользуемся полученными суммарными данными:
с]; = 220 ООО - 1,09 = 239 800 кдж/ЮОО юг шихты.
‘На основании полученных значений отдельных статей
приходной и расходной части составляем предварительный
_ _ Т а б л и ц а 15
Тепловой баланс коксовых печей, отапливаемых доменным газом
Приход | Расход
. е . е.
ё |- Ф ё I- Ф
Название СТЕТЬИ Ё Название СТЗТЬИ (з?
ё с: ЁЁ Т с: её
Тепло горения Тепло на нагрев
газа 2 405 543 89,72 кокса 1 092 639 40,62
Теплосодержа- Тепло на нагрев га-
иие газа 19 441 0,72 за 362 175 13,51
Теплосодержа- Тепло на нагрев хи-
ние воздуха 18 865 0,71 мических продук- _
Теплосодержа- тов 94 707 3,53
иие влажной Тепло, уносимое
шихты 26 713 0,99 влагой 430 191 16,01
Неучтеш-тый при- Тепло, уносимое
ход тепла от го- продуктами горе- .
рения кокса, га- ния 462 25 _ 17,4
за, теплоты реак- Потери тепла от . ` "
ций 211204 7,86 химической непол- ' „с "`
' ноты сгорания газа 0 =- » --'
Потери тепла в
окружающее прос-
транство 239 800 8,93
Итого: 2 681 766 100 Итого: 2 681 766 100
тепловой баланс (табл. 14), в который входит неизвестная
величина У„, представляющая собой удельный расход су-
хого отопительного газа на 1000 кг шихты.
Решив уравнение относительно Ух, получим Ух = 564 м’
сухого газа/ 1000 кг влажной шихты.
" Подставляя значение величины Vx, получим баланс
тепла в следующем виде (табл. 15). -
96
Расчет теплового баланса коксовых печей
ПрИ отоплении ИХ смесью КОКСОВОГО
И ДОМЭННОГО ГЗЗОВ
- Расчет теплового баланса производим на основе данных,
полученных в результате составления материального ба-
ланса процесса коксования. Расчет ведется на 1000 кг ра-
бочей шихты (влажной и зольной). ’
Состав сухого коксового газа, в объемных процентах
Со, O2 CmHn
CO ‘ CH, | H, ж N, Итого
2,40 060 2,50 ' 5,60 ‘ 25,70 ‘ 60,20 I 3,00 100,0
Состав сухого доменного газа, в объемных процентах
СО, СО | CH 4 H 2 I O2 Л N2 Итого
‘14,8 23,6’ 0,2 6,1 ` 0,1 \ 55,2 100,0
Приходные статьи баланса
1. Тепло горения отопительного газа — определяется по
равенству (V,1).
Низшая теплота сгорания сухого газа определяется по
ь-т Гравенству (V,2).
д? Q2,“ = (30,16 . 5,60 + 85,58 - 25,70 + 25,76 . 60,20+
+ 160,0 - 2,50) . 4,19 = 18083 ma/M3 (4319 rcrca/z/M3)
Q3”: (30,16 . 23,6 + 85,58 - 0,2+25,76 . 6,.1) . 4,19 =
= 3712 кдж/мз (886 ккал/м“).
Принимаем температуру газа, поступающего на обогрев,
равной 25° C. Статическое давление газа в газопрово-
де равно 14,7 мм рт. ст. Содержание влаги в газе-
О,0322 M3/M3 сухого газа.
„д...
* В дальнейшем коксовый н доменный газы обозначаем к. г. и д. г.
7 1023 97
НИЗШЗЯ теплота СГОраНИЯ ВЛЗЖНОГЁ) газа СОСТЭВИТЗ
100-117, __ (l00—-3,22)
Qgir = Qgm 100 100 ' 18 083 =
= 17 500 кдж/мз.
Qgif = Q5“ _199l;O‘(T‘V_r = . 3712 _-_
= 3593 K09/c/M3.
РЦСЧЕТ ТЕПЛОТЫ горения смеси 862308
Обозначим процент содержания коксового газа в домен-
ном через X и зададимся величиной теплоты горения смеси
газа, равной 4291 кдж/мз (1024 mca/z/M3).
Гогда
QT‘ (100 ‘L Q3?” ' х = 4291 кдж/мз (1024 mca/l/M3).
3593 (100 —x) + 17 500 - х = 429100.
Решив уравнение, найдем, что х = 5%.
Теплога горения смеси
41 = 4291 - Ух.
2, Terz/zocodepo/canue газа определяем по формуле (V,3).
Для опрзделения средней теплоемкости газовой смеси
находим (при t 2 25° C) состав сухой смеси по отдельным
компонентам. — ""
Теплоемкость газа при температуре 25° C pa13Ha:
C;-35 = 0,01 (1,605 . 14,18 + 1,297. 22,71 + 1,555 а 1,47 +
-1- 1,273 - 8,81 -1- 1,303 - 0,12 -1- 1,297 - 52,59 -1-
-1- 1,343 - 0,12) = 1,342 K09/C/(M3 - град).
Тепчоемкость H20 при 25° C равна 1,497 кдж/(мз
Исходя из полученных данных, определим 42:
42 = Ух (1,342 + 0,0322 - 1,497) - 25 = 34,75V,,.
3, Теплосодержание воздуха определяется по равенству
5 .
- град).
(V
Гребуемое количество кислорода для горения опреде-
лим по равенству (V,6):
1
7(22,71+ 8,81) + 2 . 1,474. 3,23 в 0‚12_0‚12
О9т = 100
= 0,189 M3/M3 газа.
98
11?.
iv.-I.‘ ‚
xi
— ,..
.5
_‚
По равенству (V, 7)
L, = i2","— . 0,, = е 0.189 = 0,900 M3/M3 газа.
При а = 1,25 по равенству (\/‚8) находим:
Ln = 1,25 - 0,900 = 1,125 M3/M3 raga,
По равенству (\/,9) М, == 0,0121 M3/M3 воздуха.
Расчет состава сухой смеси по отдельным компонентам
Компоненты Коксовый газ, % и доменный газ, Чь Смесь, %
СО I 5,60 - 0,05 + 23,6 - 0,95 22,71
O2 0,60 - 0,05 -|- 0,1 - 0,95 0,12
CH4 25,70 . 0,05 + 0,2 . 0,95 1,47
c,,,H,, 2,50. 0,05 + — 0,12
Не 60,20 - 0,05 _|- 6,1 . 0,95 8,81
N2 3,00 - 0,05 + 55,2 - 0,95 52,59
СО? 2,40 - 0,05 -|- 14,8 - 0,95 14,18
Итого: 100,00
Количество водяных паров, поступающих с воздухом,
0,0121 - 1,125 = 0,0136 M3/M3 воздуха.
Теплоемкость воздуха _ при 25°С равна
д 1,293 кдж/(мз - град).
‘ {Теплоемкость водяных паров при 25° С равна
‚' M494 кдж/(мз - град):
(/3 = Vx-1,125(1,293 + 0,0136-1,4194)-25 = 36‚92\ Vx.
4. Теплосодержанце влажной шихты определяется по
равенству (V,10):
о, = 26713 хадж/1000 кг шихты.
5. Тепловой эффекяплроцесса коксования
qs = 0-
Расходные статьи баланса
Данные взяты из расчета теплового баланса печей при
отоплении хохсовым газом.
1. Тепло нагрева кокса q’, = 1 092 639 кдж/ 1000 юг шихты. 5
7* 99
I
2. Тепло нагрева дистилляционного газа 42 ==
= 362175 кдж/1000 кг шихты.
3. Тепло нагрева химических продуктов коксования 43 =
= 94707 кдж/ 1000 кг шихты.
4. Тепло, уносимое парами воды, q; = 430 191 кдж/ 1000 кг
шихты.
5. Тепло, уносимое продуктами горения. определяется по
формуле (V,20): О г
45 = Vx - V“ - C,, “г кдж/1000 кг шихты.
Определение состава и количества
продуктов горения
Для подсчета используются следующие данные:
состав сухого отопительного газа в объемных процен-
Tax
CO O2 CH4 CmHn На N2 CO2 Итого
22,71 0,12 1,47 0,12 8,81 52,59 14,18 100%
Требуемое для горения (на 1 мз сухого газа) теорети-
ческое количество кислорода — 0,189 мЗ/мз газа;
количество воздуха — 1,125 мЗ/мз газа; у
влажность: га3а—-0,0322 M3/M3 сухого газа; воздуд
ха —— 0,0121 M3/M3 сухого воздуха.
Расчет получающихся продуктов горения приведен "в
табл. 16.
Т а б л и ц а 16
Определение количества ПРОДУКТОВ Горения
ш щ о Ф ш >< L. :1’
Eu: ё Формула расчета Расчет Ё’ ЁЁ ES ЁЁ ё.
о п- N д’
ЁЁЁЁ ЁЁЁЁ ЁЁЁЁЁ
C О? (CO2 -1- CO -1- C1‘14~1— (14-,18 -1- 22,71 -1-
—1-2,15Cm1‘1n)- 0,01 -1- 1,47—1—2,15 X
X 0,12) - 0,01 0,386 19,45
H20 (2C1‘14 -1- (2 - 1,47 -1- 2,15 X 0,134 6,75
+2,15Cm1‘1n -1- X 0,12—1—8,81 -1-
-1- H2 -1- м) X -1- 0,0322) - 0,01 -1-
X 0,01—1—WE2n -|— 0,0121 - 1,125
100
Продолжение табл. 16
и. - ‚ ‘к
ёёа gag
„ша "'=* :v><:.‘°§
'*‘-° Формула расчета Расчет 3°Ё Ёдщзо
>-"'Ф п-Ё одета.
:52 =="§~ окк- I:
“:2: §:\m ё“
ЗЁЁ’: кЁЁЁЁ .,§=(==
щ щ 79 L \52,59 79 1,415 71,41
100`+ 100 n 100 100 X
x 1,125
O2 (a—— l)02m (l,25— 1) - 0,189 0,047 2,39
Итого: 1,982 100.0
Примечание:
СООТВЕТСТВУЮЩЕГО КОМПОНЕНТЗ В газе.
CO2, CO. М? и т. д. --процентное содержание
Т а б л и ц а 17
Предварительный тепловой баланс
Приход Расход
Название статьи ад. кдж Название статьи qj. кдж
Тепло горения газа 429111, Тепло иа нагрев кокса 1092 639
Теплосодержание газа 34‚75У‚‚ Тепло на нагрев газа 362175
Теплосодержание воз‹ Тепло на нагрев хими- '
духа 36,921/„ ческих продуктов 94 707
Теплосодержание Тепло, уносимоевлагой 430 191
влажной шихты 26713 Тепло, уносимое про-
Приход тепла (неуч‹ дуктами горения 894,61/„
тенный) от горения кок- Потери тепла от хими-
са, газа, теплоты ре- ческой неполноты cro-
акций 211 204 рания газа 0
Потери тепла в окру-
жающее пространство 239 800
Итого: X Итого: 221993824-
X Ух + 8 ‚61/„
101
‹
Температуру дымовых газов при отоплении печей смесью
доменного и коксового газов принимаем равной 31 ° С.
Определим средние теплоемкости соответствующих сос-
тавных частей продуктов горения по равенсгву (V,21).
C2415: (1,859- 19,415+ 1,540 - 6,75 +1,310- 71,41 +
+ 1,352 - 2,39) - 0,01 = 1,433 ндж/ (м3 -град).
Таблица 18
Тепловой баланс коксовых печей, отапливаемых смесью доменного
и коксового газов
Приход Расход
д з ь 3
Ё ц <7) Ё ц Ф
Название статьи q, кдж =: 8 = Название статьи q. кдж =f 8 =
8 g ЁЁ Ё 3 Ё
С ш й : ш Ё
Тепло горения Тепло на нагрев
газа 2 451 791 89,79 кокса 1 092 639 40,0
Теплосодержа- Тепло на нагрев
ние газа 19855 0,72 газа 362175 13,30
Теплосодержа- Тепло на нагрев
ние воздуха 21095 0,77 хнмических про- .
Теплосодержа- дуктов 94 707 3,48
ние влажной Тепло,‚ уносимое
шихты 26 713 0,97 влагой `* 430191 15,75
Приход тепла Тепло, уносимое
(неучтенный) от продуктами горе-
горения кокса, ния 511 146 18,70
газа, теплоты ре- ~ Потери тепла от
акций 211204 7,75 химической непол-
ноты сгорания газа 0
Потери тепла в
окружающее прост-
ранство 239 800
Итого: 2 730 658 100 Итого: I 2 730 658 Ч 100
ТЕПЛО, уносимое ПрОДУКТЗМИ горения, COCTEBI/IT2
д; = и - 1,932 . 1,433 . 315 = 894,6-1/,.
6. Потери тепла от химической неполноты сгорания
отопительного газа (так как в дымовых газах нет горючих
элементов) равны нулю.
7, Количество тепла, тернемого тенлоогпдающими по-
верхностями в окружающее пространство, рассчитаны в
102
тепловом балансе КОКСОВЫХ печей, ОТЭПЛИВЗеМЫХ КОКСОВЫМ
ГЭЗОМ.
ВОСПОЛЬЗУЗМСЯ ПОЛУЧЕННЫМИ суммарными ДЭННЫМИЗ
а, = 220 000 - 1,09 = 239 800 кдж/1000 кг шихты.
На основании полученных значений отдельных статей
приходной и расходной частей теплового баланса состав-
ляем предварительный тепловой баланс. В него входит
неизвестная величина Vx, представляющая собой удельный
расход сухого отопительного газа на 1000 кг шихты. Дан-
ные представлены в табл. 17.
V _ 1981595
" " 3468,07
влажной шихты.
Подставляя значение величины Vx, получим баланс теп-
ла (табл. 18).
= 571,38 M3 сухого газа[1000 кг
Определение удельного РЭСХОДЭ тепла
на КОКСОВЗНИе
Расход тепла на коксование 1 кг загруженной шихты
определяется по формуле
Q1-1Vx
Ош =т кдж/кг,
где Vx — количество сухого газа, расходуемого на обогрев
печей в M3, отнесенное к 1000 кг влажной шихты, равное:
для коксового газа 130‚4 M3 сухого газа /1000 кг влаж-
ной шихты;
для доменного газа 564 M3 сухого газа /1000 кг влаж-
ной шихть1; '
для смеси доменного и коксового газов 571,38 M3 сухо-
го газа /1000 кг влажной шихты.
ОН и Vx — no данным расчета теплового баланса.
Определим расход тепла на коксование 1 кг шихты:
для коксового газа
18 083 . 130,4
ст = —т(т——— = 2358 кдж/гсг;
для доменного газа
4268 - 564
qw = у = 2405 кджрсг;
103
ДЛЯ СМЕСИ ra3o3 "
4291 . 571,38
qw = ———~——~1000 = 2460 кдж/кг.
Относительный расход тепла на коксовани: 1 кг сухой
шихты, отнесенный к сухой шихте, рассчитываем по фор-
муле
с . 4w/‘I00
°“*=T)—-W
где W — процентное содержание влаги в шихте;
Для коксового газа
2358 . 100
Чётн =
же = 2580 кдж/кг (616 ккал/кг);
ДЛЯ ДОМЕННОГО газа
с 5 -
Чош = = 2640 кдж/кг (632 ккал/кг);
ДЛЯ СМЕСИ газов
азтн = = 2699 кдж/кг (645 ккал/кг).
Для шихты с содержанием влаги 8%, чёт“ соответствен—
но равно: 2560; 2610 и 2680 кдж/кг.
Глава VI
РАСЧЕТ ТЕРМИЧЕСКОГО
И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОГО КОЭФФИЦИЕНТА
ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙд
Степень использования тепла в коксовых печах характе-
ризуется их коэффициентами полезного действия, которые
являются важнейшими показателями совершенства кон-
струкции коксовых печей и их эксплуатации. Для тепло-
технической оценки коксовых печей определяют теплотехни—
ческий и термический коэффициенты полезного действия.
Под теплотехническим к. п. д. печей понимают отношение
104 сканировал: Nepflmyi
Магнитогорск
2008 _ 1
кдж/кг, (V, 33)
количества тепла, полезно переданного коксуемой загрузке,
ко всему количеству тепла, подведенного к печи.
Потери тепла в коксовых печах складываются из тепла,
теряемого с отходящими продуктами горения, и тепло„
потерь поверхностей печей лучеиспусканием и конвекцией в
окружающую среду.
Следовательно,
„теплот = 1009/(,_ (V1, 1)
общ
где пилот — теплотехнический к. п. д. печи, %; Qodm -
общее количество тепла, подведенного к печи, кдж; О“ -—
потери тепла с отходящими продуктами горения, кдж;
От-потери тепла лучеиспусканием и конвекцией в
окружающую среду, ‘кдж.
Теплотехнический к. п. д. современных конструкций
коксовых печей составляе: 72—76%.
Для теплотехнической оценки коксовых печей важна
также величина термического коэффициента полезного_дей-
ствия, который показывает, какая часть подведенного к
печи тепла теоретически может быть использована.
Теоретическое количество тепла, передаваемое в камеру
коксования, равно разности между общим количеством под-
веденного тепла и теплосодержанием продуктов горения
при температуре, с которой они оставляют отопительную
систему.
Термический к. п. д. печи (в %) равен:
331*” Q“ 100%. (v1,2)
Q06Lu
n1'ep.\u1u 1:
Термический к. п. д. коксовых печей современных кон-
струкций достигает 79«85%.
Для определения теплотехнического к. п. д. используем
Данные теплового баланса, составленного на 1000 кг скок-
соваиного угля.
Для проектируемых коксовых печей системы Гипрокок-
са — ПВР, 30, 450 ~ находим цштот и 7]1-epMHq. l
При отоплении коксовым газом
2 628 533 « (400 021 —г› 239 800 - 100
цтеплот : = 75,6%;
2628 533—409021 - 100 ›
птермич 1 2 628 533 ‘:
105
При ОТОПЛСНИИ ДОМЭННЫМ ГЭЗОМ
%9@9‚ „Ю : 73 т
^ ”""“°T Z 2 681 766
_ (2 681 766 м 462 254) . 100
“терм” ”“ 2 681 766 : 825%‘
При отоплении смесью доменного и коксового газов
2 730 658 — (511 146 + 239 800) - 100
птеплот : 2 730 658 :
(2730658—51114б)- 100 ‚ ‚‚
„термин : : 81:090-
I
Г л а в а \/||
РАСЧЕТ ПЕРИОДА КОКСОВАНИЯ
Нагрев коксового пирога в камере коксования —это
весьма сложный процесс. Более простым процессом, хоро-
шо изученным в теплотехнике, является нагрев плоской
плиты с постоянными физическими свойствами в среде по-
стоянной температуры. Этот нагрев определяется дифферен-
циальным ‘уравнением в частных производных — урав-
нением Фурье:
д! д?!
*3? Г: а б? ‚ п
где г-температура нагревающейся плиты в любой точке
(с координатой по тепловому потоку х) в момент времени
т. Поэтому вместо 1.‘ часто пишут t(x,17); это означает, что
температура—это функция двух независимых перемен-
ных х и т. __
Для того чтобы исключить в уравнении (VII,1) началь-
ную температуру плиты to и температуру окружающей сре-
ды !1,3аменяют температуру t на так называемую безраз-
мерную температуру G, определяемую из следующего ya-
BEHCTBH2
t—t1
9: .
20-2,
СКаНИровал: Neptllflyi
Магьштогорск
2008
Отсюда следует, что
t= t1+9(t0—t1),
Т. е.‚ зная G, начальную температуру [О и температуру окру-
жающей среды tl, легко подсчитать г.
При постоянных величинах [О и 31 дифференциальное
уравнение для 6 остается таким же, как и для г, т. е. -
Z
%_=a%;‘f—. (v11,1')
Уравнение (\711,1’)имеет много решений в зависимости
от начальных и граничных условий. Чаще всего такими ус-
ловиями принимаются:
1. Окружающая среда имеет постоянную температуру
ti. Ha границе тела (х = b) тепловой поток из окружающей
среды равен тепловому потоку от поверхности плиты к
внутренним слоям ее. Математически это условие записы-
вается следующим образом:
=Ь щ: —-z)—_—x—"L —oc8=?»——-—.
У 1 ax 7
2. В осевой плоскости плиты вследствие симметричных
условий нагрева слева и справа тепловой поток равен ну-
лю, что математически можно записать следующим образом:
66
3:0-
x = о, = о,
3. В начальный момент температура плиты постоянна во
Всех точках и равна to.
Решение этого уравнения при приведенных условиях
показывает, что температура в любой точке плиты опреде-
ляется тремя безразмерными комплексами (критериями):
u u OT
критерии полюжения -25 ; критерии Фурье F0 = 7);; крите-
_ о U U . CL
pHIH—Iapy‘1ix'HbIX условии нагрева — критерии Бно B1: 2 b,
me сг—коэффиттиеътт' температуропроводностп материала
„ /.
ПЛИТЫ, РЗВНЫН С
‚ M2/ce/<; Ж « коэффициент теплопровод-
"J
ности, вт/ (м - Ёрад); С — теплоемкость, дж/(кг - град);
у ~ плотность, K43/M3; а ~— коэффициент теплопередачи
от окружающего пространства к поверхности плиты,
am/(.113 - град).
I"?
Можно показать, что решениг этого уравнения получает-
ся в виде бесконечного ряда '
‘ 2a-c
9 = 2 Аде“? cos „н; , (VIL2)
где uh И Ak- постоянные величины, зависящие ог крите-
рия Био; р — бесчисленное количество корней тригономет-
рического уравнения pig p. = -33- b;
2 sin pk
Ага = ——+§ .
pk + sm щ - cos pk
Ряд равенства (VII,2) сходится достаточно быстро; при
1
Р0> 7 использование только первого члена ряда дает
ошибку не больше одного процента.
J”
А
/,2
7,7
/./
(Л
I,/0
Д?
I 2 5 '
wt 2 3 в; Е’
Рис. 30. Зависимость величи- Рис. 31. Зависимость величи-
ны р от критерия Bi. НЫ А от критерия Bi.
Для удобства расчета на рис. 30 и 31 приведены значе-
ния первого корня и и ‚41 при различных значениях Bi.
Если fl —температура в осевой плоскости плиты, то
при использовании одного члена
_H§1b§_
х = О, Э = А,е (VII,3)
Для температуры на поверхности плиты получается
„и .
х = b, 9 = Ale cos pl. (VIL4)
Иногда задается температура нагрева в осевой плоскости
плиты и требуется определить время нагрева при заданных
размерах тела и физических свойствах материала. Равенство
108
для определения т легко получается из (\’11,3) 3 результа-
те логарифмирования:
2,303b2 А,
т—тг”9е
(VI1,5)
Пример. Плита из материала 7» = 0‚О01О5 квт/(м - град)
(0‚9 ккал/мг - ч-град); а = 1,1O"6 M2/C€IC (36,104 M2/‘t);
нагревается в среде при коэффициенте теплопередачи а =
: 0,0147 ICBIT1/(M2 ~ град), (12,i mca/1/M2 - ч. °С). Полови-
На толщины плиты b = 0,2 M. Определить время нагрева
от начальной температуры to = 20° C 110 температуры
1000°C, если температура окружающего пространства рав-
на 13О0° C.
Решение. Переходим от заданных температур к безраз-
мерной температуре:
1 20 -— 1300
'г=пт?пш=4%—
Определяем критерий Био:
. o,o147.o,2 _
&=_mmr*”3
По графикам (рис. 30, 31) находим р, = 1,17 и А, = 1,21.
По равенству (VII,5) получаем:
2,303 - 0,04 1,21 - 1280
1,172 . 36 . 10-4 300
= 13,1 ч.
Отличие процесса коксования
от простого нагрева плоской плиты
Использование приведенного метода при расчете про-
до тжительности коксования и особенно распределения тем-
ператур в коксующейся загрузке не вполне закономерно,
так как нагрев загрузки камеры коксования значительно
отличается от нагрева плоской плиты с постоянными физи-
ческими свойствами. Основные различия следующие:
1. B процессе нагрева значительную роль играет испа-
реиие влаги, не учитываемое ‚дифференциальным уравне-
нием.
Теплопереда ча в коксовой камере происходит не только
в результате теплопроводности, но и конвекцией. Однако,
как показали экспериментальные данные, закономерности
109
процесса коксования в основном определяются тепло-
проводностью. - _
‘ 3. В процессе коксования значительно изменяются теп-
ловые коэффициентыж и а. Эти коэффициенты увеличивают-
cs! примерно в 10 раз.
4. В процессе коксования происходят химические реак-
ции, сопровождающиеся выделением и поглощением тепла.
Экспериментально доказано. что Экзотермические реакции
протекают в интервале
д: и .
"E\§’ 350—700 C. a Эндотер-
° _ мическне—нртт более вы-
5140/0’ . .
3’: u а g 1 1 1 “к сокнх температурах.
Ётн0}———м—- ц ‘,5 q Для таких процессов
ёдд_‚д д___ › m_ в нет точных дифферен-
в o—1 , ‚ , и
Ёдтд д‘ ?A,/,3/;:§ циальньтх уравнениижо-
ч, д; . Р!’ тя общее дифференци-
ЁЮЮ I A-5 ” альное уравнение на-
or а “5 г ева тел с пе еменными
Ё 200 300 400 500 600 100 aw 90010007/00 p p.
[gM/ygpg/7;!//yggj gggggu /M/)5/(05/nu) C TEHJIOBBIMH СВОИСТВЭМП И
B'1 еЛеНПеМ ПОГЛО СНИ-
Рис. 32. Средняя температуропровод. Ten а 3(В TH ЩП.
ность коксующейся загрузки в зави- Л и ес о‘ О‘
симости от температуры в осевой ЭТОМУ исследователи пы‘
плоскости: тались найти способ
I — UK-2K —— 51; 2 —- ПК-2К — 46; 3- „ -
map — 51; 4~ пвр —4e; 5 _ НпН—4О7; Опредечения Времени На
6 _ пк-гк (Орск). грева при заданных ко-
нечных температурах
коксования (в осевой плоскости коксового пирога) и при
температуре в обогревательных каналах или температуре
вобогревательных каналах при заданной продолжитель-
ности коксования.
И. В. Вирозуб, а позднее Н; K. Кулаков предложили
рассчитывать продолжительность коксования как‘ нагрев
тел при указанных выше граничных условиях. Тепловой под
ток через стену камеры они заменили тепловым потоком при
постояннои теплопередачх от окружающего пространства,
т. е. определили критерий Био следующим выражением‘
._ж‚ь
В‘ гр
где ж, и Ж —— коэффициенты теплопроводности материал
стены (динаса) и коксующейся тутгсигш. вт/(м . град)
(ккал/(ч ~ м . град); bl И b — толщина стены и половина
ширины камеры, м.
110
Метод расчета сводится к использованию уравнений
(VIL4) И (VII,5).
Ha основе данных, полученных при исследовании ттечей
Гипрококса различньтх конструкций, Н. K. Кулаков рас-
считал коэффициенты теплопроводности (ж) и температуро-
проводности (а) в зависимости от „конечной температуры в
осевой плоскости коксо-
вого пирога (рис. 32 и
33). Для средних усло-
вий коксования метод
дает хорошие результаты.
Процесстеплоттерехо-
да через стену камеры не
может быть уподоблен
простой теплопередаче, “д
о 0,12
та“ K3“ B Ндчддьно“ Ст‘ та гад ш 4:777 „та 577:7 Ш дал ш 7000 /mo
ДИИ коксования стена 79M/75305/774/an 50096011 /mt/(ac/77¢/, ‘с
Отдает тепло за Сче Г по" Рис. 33. Средняя теплопроводность
НИЖЁНИЯ TBMHBPHTYPI3} загрузки в зависимости от температу-
поверхности, В КОНВЧНОИ ры в осевой плоскости (см рис. 32).
стадии коксования часть
передаваемого тепла расходуется на аккумуляцию тепла в
стене. Поэтому правильнее рассматривать нагрев в коксо-
вой камере как нагрев двухслойной плитьт - стеньт камеры
и коксующейся массы.
И. В. Вирозуб решил задачу нагрева двухслойной плитьт‚
пользуясь системой дифференциальных уравнений (VII,1),
йля стены и коксующейся массьт. В результате можно сде-
:-
U7
.\
ZN
ж
х
Te/7/2on,oo606Hocmb,fim/flv/-2/7717?)
ать следующие вьтводьт.
Для расчета продолжительности коксования или требуе-
‘мых температур в обогревательных каналах можно принять
‘те же формулы, что и для нагрева однослойной плиты (VII,4,
}VlI,5), НО величины р и A определить по таким критериям;
Temnepa'ryp0npoBo11Hocm Ка =
1
u b
ЛИНеИНЫХ размеровКд = г;
1
_ С? а
теплоусвоенияКЕ — if .__
т`тт 611
(Величины без индекса относятся к коксующейся массе, с
индексом -— к динасу).
щ
л I
Ill
Унт” A 035
до
7.5 д?
0.50
ха, ,_,_ ц
я: .‘H\z W т: .
о Ю И ‚ \
Пользуясь этими формулами и зависимостями, получен-
ными расчетом по выведенным уравнениям, были пестрое-
ны графики, приведенные на рис. 34 и 35 для определения
р. и А. Коэффициент температуропроводности коксующейся
массы определен по данным многочисленных исследований
коксовых печей.
Для расчета продолжительности коксования или опре-
деления температур в обогревательных каналах нужно
л аз
Щ 07 в
ад . I . щ
10.5 0.6 0.7 [М :29 /,1;/gr/.2 ’0,5 0,6 0.7 0,8 0.9 т, /.2 Рт
Рис. 34. График для опре- Рис. 35. График для опре- J
деления р. деления А. „м
знать теплофизические параметры динаса стены, через ко-
тор ую проходит тепло, и коксующейся массы.
Теплофизически- параметры зависят от температуры.
Для динаса эти параметры определяются следующим обра-
зом :
Коэффициент теплопроводности
л = (о,95 + 0,54. 10-31:). 1,163 вт/ (м . град).
Удельная теплоемкость
с = (0,2 + 0,6 - 10“‘) . 4,186 кдж/ (кг - град).
Плотность
у = 17О0— 1900 кг/лгз (в среднем 1800 кг/мз).
112
Коэффициент температуропроводности определяется,
как указывалось, по формуле
ж‘ 2
— Ё м /cerc.
Поскольку теплофизические параметры коксующейся
массы определены по материалам промышленных иссле-
дований, для каждой формулы следует применять данные
автора.
Коэффициенты теплопроводности и температуропровод-
ности по Н. K. Кулакову приведены на рис. 32 и 33.
Коэффициент температуропроводности по И. В. Виро-
зубу определяется формулой i K‘
a = 33,2 + 9,1 illgofl Jr 2,6(‘—“%O°—°9)”. 10*“.
Подставляя данные теплофизических параметров дина-
са и частично коксующейся массы, получаем следующие
формулы для безразмерных критериев в формуле Вирозу-
ба:
Ка = Ё—= 0,2081/a - 104,
кг = 1/ “CV = 9,85- 10-53; I/a-1.0‘.
' 7‘1C1Y1
` :“‘:£lo этим величинам можно, пользуясь кривыми на рис. 34
и 3 `, определить значения и и А.
При расчете время коксования принимается от момен-
та загрузки до выема термопар. Продолжительность кок-
сования, т. е. время от загрузки до выдачи кокса, полу-
чается прибавлением 0,3 ч ко времени, полученному рас-
четом.
Температуры в обогревательных. каналах падают за пе-
риод между кантовками на 60——9О° С. Нагрев коксующейся
массы определяется средней температурой, а при характе-
ристике работы коксовых печей принимается максималь-
ная температура‚ измеренная через 20 сек после канговки.
Для получения максимальной температуры tn,“ нужно
к средней расчетной температуреприбавить величину по-
’ А
ловины падения температур Tt , T. e.
tmax:tB+‘%L-
I13
Рассмотрим расчет продолжительности коксования по
методам Н. K. Кулакова и И. В. Вирозуба.
Пример. Рассчитать продолжительность коксования при
следующих условиях:
Ширина камеры 410 мм. Половина ширины камеры
b = °";‘° =o,2o5 м.
Толщина стены камеры bl = 0,105 M.
Конечная температура коксования 105О° С.
Температура в обогревательных каналах, приведенная
к 20 сек после кантовки, 1350° С.
Полное падение температур за кантовку 60° С.
21 = 1350 ——6§°— = 1з2о°с.
Средняя температура поверхности стены камеры за“ --
время коксования 880° С.
Средняя температура стены камеры за время коксова-
ния
tc=
‘ = 11oo°c,
Начальная температура шихты 20° C.
Конечная температура ’
1050—- 1320 ——-270
9: ‘@oTT32’o‘=:Fo" -0308-
Расчет по методу Н. К. Кулакова
Определяем критерий Био
. мь
В1-— W .
Коэффициент теплопроводности динаса
м = (0,95 + 0,54 . 10-3. 1100). 1,163 =
= 1,797 вт/ (м - град).
Коэффициент теплопроводности коксующейся массы
(см. рис. 34 и 35)
ж = 1,396 вт/ (м - град), (1,2 ккал/ч - м - град»
114
Величина критерия Био
Bi = = 24-
По кривым (см. рис. 3Ои 31) находим величины 11 и А.
р.=1,1235; А = 1,191. По кривым (см. рис. 32 и 33)
при температуре t_=.1050° C определяем значение а, рав-
ное 1,1 - 10‘6 M2/cetc (40 ~ 10-4 M2/ttac).
По равенству (\/11,5) определяем т:
_ 2‚303ь2 A _ 2,303.(0,205)2 lg 1,191
ига g 6 1 12352 - 40,10—4
так как 14,4 ч равно времени до вь1ема термопар, то добав-
ляем к этому времени 0,3 ч и получаем период коксования
14,7 ч.
= 14,4 ч,
Расчет по методу И. В. Вирозуба
Расчет производится следующим образом.
Определяем: 4 V’
г’ 1з,_д33`ё. 9"1 10’50_ 1000 2‘/6 1050—1000 2_
7’ ’+" 100.. +~( 100./ )“
W = 38,4 /112/t1 или 1,66- 1O'6 M2[C€K3.
Определяем:
K1=b4‘1=8—’f8§= 1,95;
v ___ _ __
к, = 0,208 1/а. 104 = 0,208 . ]/38,4 = 1,28;
18, 1,28
Принимаем насыпную массу шихты — 740 Ice/M3. По этим
данным определяем к, ;
к, = 9,85 . 10‘5 . 740 - 1/38,4 = 0,45.
По графикам (см. рис. 34 и 35) определяем 11 и А, соот-
ветствующие f\, ‚и *
K “ W 1.1%
а =0‚66 и K3=0,45; p.=1,15; A=1,12.
KL 1
7,4
8* ’ 115
Время коксования определяется по формулев
2,303 . 0,2052 I 1,12
1,152.3s,4.10~4 э‘ g 0,208
:lA ч.
....-
Расчет требуемой температуры
в обогревательных каналах
для заданного периода коксования
Для определения режима печей при различных условиях
(конечная температура коксования, ширина камеры, тол-
щина кирпича и теплопроводность стены между камерой и
простенком, насыпная масса загрузки и т. д.) часто требует-
ся определить температуру в обогревательных каналах при
заданных условиях. В этом случае удобнее пользовать-
8., - ся вторым методом, т. е. гоп-. е `
ределять р и А по крцввт,
(см. рис. 34 и 35) в за висимрсш ‘ff
4”’ ь '-~~.;
KL — 4 '
b
0,2 _ от 1
——._..__j.j;_ -v-
Ka 0,208! <7-I-04 в
т /2 нм '/6 {в 20x =9,85у|/ а-104.
' а v › v - Расчет по обоим методам pas-
рие 35 график Определения е-х. личается только определением
р и А. Дальнейший расчет
по этим двум методам при использовании первого члена
бесконечного ряда производится по формуле
г“) ___
t——t1 =Ае ее
to — tl
£117
__ 1:.
сиспользованием кривой (рис. 36) для определения e M д‘
в зависимости от M2 Е]; .
Определение требуемой температуры в обогревательных
каналах рассмотрим на следующем примере.
Пример. Рассчитать по методу Вирозуба требуемую
температуру в обогревательных каналах для коксования
при таких условиях:
Печь емкостью 30 мз; ширина камеры 450 мм; b =
= 0,225 м.
Толщина кирпича 115 мм, Ь, = 0,115 м.
Насыпная масса шихты 760 кг/мз.
116 ' 0
Продолжительность коксования 17 ч 20 мин.
‘Условная продолжительность коксования -17 ч (до вь1е-
ма термопар).
Конечная температура коксования t= 1000° C.
Начальная температура коксующейся массы to = 20° C.
По этим данным рассчитываем:
а - 104 = 33,2 M2/L1 или 0,92 - 10_2 M2[C€I€.
Критерий линейных размеров:
ь _ 0,225 _
1;, 0,115 “
1,96.
Критерий температуропроводности:
K, = ]/%-= 0,208 Va. 104 = 0,208 -1/33,2 21.20.
Отношение критериев температуропроводности и линей-
ных размеров
Р" 1,20 __
д’: — 0,610.
.7
" K, = 9,85 - 10-5 . 760 .1/33,2 = 0,428.
w
‘к
1117
При этих данных А = 1,13, 11 = 1,22; 0 = А - вчит-
_1,22г .33_2 . 10-4 - 17
0 = 1,13 - e 0-925* = 0,216.
Из определения 9 следует:
1000-——z‘
т? = 0,216,
откуда t1 = 1290° C.
' Для определения приведенной температуры в обогрева-
тельных каналах прибавляем к полученной величине по-
ловину падения температур за период между кантовками —
З0° C.
д, = 1290 + 30 = 1320‘C.
I17
Глава \/|||
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА
РЕГЕНЕРАТОРОВ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
Тепловой баланс регенераторов
При определении температур печных газов в регенера-
торе и выяснений количественного распределения продук-
тов горения между газовыми и воздушными регенератораы м
ми составляется тепловой баланс для количества газа, про- -
ходящего за период между кантовками. „_;_„д-т
Исходными данными для расчета регенераторов яв- `
ляются: ’
1. Количество газа, воздуха и продуктов горения, про-
ходящих через регенератор за время между кантовками
(по данным теплового баланса коксовых печей).
2. Состав продуктов горения и газа. с
3. Температура продуктов горения и воздуха (газа),
поступающих в регенератор.
Температура продуктов горения принимается на 50° C
меньшей, чем средняя температура пода обогревательных
каналов. Температура газа и воздуха принимается равной \
25° C (подогревом газа и воздуха в клапанах и подовых ка-
налах пренебрегаем, что является небольшим резервом рас-
чета).
При составлении теплового баланса регенератора задают-
ся температурой продуктов горения, выходящих из регене-
ратора, или температурой подогрева газа и воздуха. Ча-
me задаются первой величиной.
Если принять температуру отходящих продуктов горе-
ния слишком низкой, то потребуется большая поверхность
и большой объем насадки, что увеличивает капитальные
затраты, но снижает эксплуатационные расходы (расход
тепла на коксование). Правильный выбор температуры от-
ходящих продуктов горения может быть произведен на ос-
нове технико-экономического анализа нескольких расче-
тов при разных температурах.
Необходимую для расчета среднюю теплоемкость про-
дуктов горения, газа и воздуха можно определить двумя
путями: на 1 M3 влажных газов и на 1 M3 сухих газов плюс
соответствующее количество водяных паров (WE).
‘wt
118
к
Расчет производится следующим образом:
С“ = 0,01 (Ссо2СО2 + C0202 + СМИ, +
+ C1420 - H20) x0o1c[(M3 - град), (VIII,1)
где См —- теплоемкость 1 M3 влажных продуктов горения;
ССО_, C02, См, Сыр — средние теплоемкости соответствую-
щих компонентов продуктов горения от О до 1.‘° C (по nan.-
НЫМ табл. 5), manic/M3 - град;
CO2, O2, Мг, H20 ——- содержание соответствующих ком-
понентов продуктов горения в объемных процентах.
Теплоемкость воздуха вместе с водяными парами вы-
___ЧН.СЛЯ ЕТСЯ П О ра ВЗНСТВ у
Св = Cm + WECHZO, (VIII,2)
J.‘
где Св — теплоемкость влажного воздуха (1 M3 сухого
воздуха плюс соответствующее количество водяных паров);
С„„о’и CB — теплоемкость сухого воздуха и водяных паров
(по данным табл. 5); М, — количество водяных паров на
1 M3 сухого воздуха.
Приняты следующие обозначения температур:
г, — температура продуктов горения, поступающих в ре-
генераторы; f2 — температура продуктов горения, уходя-
щих из регенераторов; t2, И tég —— температура газа и воз-
духа, поступающих в регенераторы; д, и пв-темпера-
тура газа и воздуха, уходящих из регенератора.
Тепловой баланс состоит из нескольких статей прихода
и расхода тепла, рассчитываемых следующим образом.
Приход тепла
1. Тепло, вносимое в регенераторы продуктами горения,
рассчитывается по уравнению
(21 = 1/„_,2,с„‚„‚ (VIII,3)
где Ум-количество продуктов горения, проходящих
через регенераторы за период между кантовками; СМ-
теплоемкость продуктов горения (средняя от О до 2,)„
‘2. Тепло, вносимое в регенераторы подогретым газом и
воздухом,
о, = п/„сг, + V3052; г; . (v111,4)
119
Расход тепла
1. Тепловые потери радиацией и конвекцией в окружаю-
щее пространство и в грунт принимаются равными 1,5%
от тепла, вносимого продуктами горения,
о; = 0,015 - т/„г, (VIIL5)
2. Тепло, уносимое из регенераторов продуктами го-
рения,
Q2 = V,._rC,._r2t2, (VIII,6)
где Cm, — теплоемкость продуктов горения (средняя от
О до I2).
3. Тепло, уносимое из регенераторов подогретым газом
и воздухом,
‚ Q3 = (VFCH + Св, - VB) fl , (VIIL7)
где А —температура подогретого в регенераторах газа и
воздуха (неизвестна и определяется из теплового баланса).
Теплоемкости газа C,‘ И воздуха Св‘ принимаются ориен-
тировочно при обогреве доменным газом I = 11О0° С (в пе-
чах с боковым обогревом). При обогреве коксовым газом
газ в регенераторах не подогревается, т. е. щ = О; темпера-
тура подогрева воздуха принимается равной 12ОО° С.
Если полученная после расчета температура будет от-
личаться от принятой больше чем на :1; 50° C, то тепловой
баланс составляют вторично и теплоемкости С,‘ и CB1 при-
нимаются по полученной температуре Д.
Приравнивая приход расходу, получаем уравнение для
определения неизвестной величины Д:
1/„.„с„.‚‚г1 + (ист, + VBCB2) г; = о‚о15т/„_гс„.„‚г1 +
+ Vn.rCn.r2f2 + (I/rcr, + VBCB1) ti, ‚
откуда
‚ и“ (0,985 . cmt, —Cn_r2t2) + (шаг: + V5052) t;
ti = Vrcr, + VBC5,
. (VIIL8)
Произведение VC — водяной эквивалент W, показыва-
ющий какое количество воды эквивалентно в тепловом
отношении данному количеству газов. Используя это обоз-
начение, получим
Wm . 0,9855 _ Lr/M212 + (Wm + WEE) :2
W’: + ш“:
4
Iv
ii
. (v111,9)
120
Рассчнтав величину г] и подставив ее значение в со-
ответствующие статьи прихода и расхода, составляем
табл. 19.
Пример расчета регенераторов приведен в главе 1Х.
Таблица 19
Тепловой баланс регенераторов
Приход Расход
Количество Количество
Название статьи Tel‘!-Ha. Название статьи Ten-Ha.
ч кдж/период кдж/лериод
Тепло, вносимое Тепловые потери на
продуктами горения Vn_r11Cm_1 радиацию и в грунт 0,015› Vn_r><
Тепло, вносимое га- X с д]
зом и воздухом (УГСГ2+ Тепло, уносимое про- “д
дуктами горения у с д
и Т _ п.г п.г„ 2
V C д епло, уносимое подо
+ B в) 2 I
2 гретым газом у с д]
Тепло, уносимое подо- г г‘
гретым воздухом у с д; -
в г,
Итого: 2 Итого: Е
Для определения количества продуктов горения, пос-
тупающих в газовые регенераторы х- У“ или в воздуш-
ные регенераторы (1 -— x) - V“, составляем отдельно теп-
ловой баланс газовых или воздушных регенераторов, из
которого определяем неизвестную величину х.
‚ ‚ 1 ‚
W1‘ fl"-"W/1“ t2_+:QI
х 2 2
х: '
п.г1 n.r2
(VIII, 10)
B результате составления теплового баланса регенера-
торов определяем также количество тепла, передаваемого '
газу и воздуху в регенераторах за период кантовки — (2г и
QB. Эти величины определяются по следующим равенствам:
о; = щи — щи; = Vr(Cr1t[ — C,2t§), (VIII,1l)
Q; = гид; — узды: 1/B10311; _ евр). (VIII, 12)
121
ч
Исходные данные. Относительный расход газа на 1000 кг
коксуемого угля принимается из расчета теплового баланса
коксовых печей —— Vm.
Расход газа за 1 ч на простенок (камеру)
[ЬИУУ/П
VF‘ = —7—— , (VIII, 13)
где l— полезная длина камеры, м; b — средняя ширина
камеры, м; И — полезная вьтсота камеры, м; у ——насып-
ная масса шихты, rca/M3; 2 —— период коксования, ч.
Расход газа на‘ .один регенератор коксовой стороны за 1 ч
Ум = 1/„2 ' К, I (ИЩИ)
где K ——— коэффициент распределения газа между коксовой
и машинной сторонами;
7,4 . 1,123 _
K т — 0,497»
где 7 -— КОЛИЧЁСТВО nap ОбОГреВаТеЛЬНЫХ КЭНЗЛОВ C
коксовой стороны;
Схема расчета регенератора‘
8 — количество пар обогревательных каналов с ма-г
шинной стороны;
0,4 — увеличение поступления газа в крайние вер-
тикалы; ‘
1,123 ~— распределение газа, воздуха и продуктов го-
рения между коксовой и машинной сторонами батареи при
одинаковом количестве обогревательных каналов (принято
по данным Гипрококса). Для данной конструкции печей с
14 каналами с коксовой и 16 с машинной стороны берем со-
отношение —;—::— = 0, 88. *
Расход газа на регенератор за полупериод охлаждения
VF = VpK1:, ‚ (VIII, I5)
где т =0‚33 ч.
КОЛИЧЕСТВО СУХОГО ВОЗДУХЭ, нагреваемого В pereHepaTo—
pe за период ОХЛЗЖДЭНИЯ
и, = иьт (VIII, 16)
.1‘ де L п —- практическое количество воздуха, мЗ/мз: Содержа-
ние влаги в нем —— W5 — (данные из теплового баланса).
122
Количество влажных продуктов горения, охлаждаемых
в регенераторе за период нагрева,
Vm = ИВЫ, (VIII, 17)
где D,,_,, —— количество влажных продуктов горения, мЗ/мз
газа.
Состав влажных продуктов горения в объемных процен-
тах берется по тепловому балансу.
При обогреве коксовым газом к продуктам горения до-
бавляется воздух, поступающий на обезграфичивание в
количестве 10% от общего количества.
Температура продуктов горения, поступающих в реге-
нератор из обогревательных каналов,
21 = ts ——— 50°C,
где {в — средняя температура обогревательных каналов;
2, = 1250° С; 5О° C — разность между температурой ото-
льных каналов и температурой продуктов горения, по-
ющих в регенератор.
а мпература воздуха и газа, входящих в насадку,
_ г; = 100°C.
Геометрический расчет насадки
При расчете (см. расчет регенератора, гл. 1Х) предпола-
галось, что количество кирпичей в одном ряду насадки по
длине регенератора
l
b 9
кирп
т:
(VIII, 18)
где l —— длина регенератора с машинной стороны -—— 7520 мм;
Ькирп —— ширина насадочного кирпича — 140 мм (рис. 37),
520
140
Для одного ряда насадки определяется (см. гл. 1Х) по-
верхность с учетом стен, площадь минимального сечения
(1,431 м“), периметр для одного ряда (183‚75 м) и гидрав-
лический диаметр (0‚0311 м).
Средняя разность температур между продуктами горе-
= 53 кирпича в одном ряду насадки.
‘ния и газом (воздухом) определяется по формуле
At = °с. (v111,19)
t —t
2,303 1 g L4
t1 — tl
v 123
сканировал: Nepflmyl
Магнитогорск
2008
Определение коэффициента теплообмена KI: И К‘; про-
изводится отдельно для газового и воздушного регенера-
торовцпредварительно определяют частные коэффициен-
/40 бы 405
д /0/7/8/7/8/7/8 9 т 2/, 99 ‚22, _99 ‚22, 99 2/ I0
Г I I I I
I I I I I
I I“ II
ъ | ‘
"Q Ё I I I I I 1
=2 ‘г мм
50 1/0 523 /0 30
2z7m‘°
543 I
‘Nu
I,_____. ЁЁЕ
.LE::§v—"::_=":;—:;:—
,___4 L_._
L‘———1 rI‘—'——1
..r__..._a
~—I
20
ъ Рис. 37. Кирпич решетчатой насадки
\ регенераторов.
б
$6’
—x I
&%
209
ты теплопередачи от продуктов горения——кирпичу и от кир-
пича —- воздуху (газу).
Нисходящий поток
особщ = an + оск. (VIII,20)
Для нахождения ад определяем предварительноаол-
щину лучеиспускающих слоев для углекислоты и водяных
паров
рща = CO.2d,
Puzod = нгоа.
124
По этим данным устанавливаем степень черноты про-
дуктов горения при температуре ti И кирпича при темпера-
t, + г,
туре ———2——
Коэффициент теплопередачи лучеиспусканием получаем
по формуле
T1 )4 ( Тет )4
т 5‚78К [E-Em‘, —-ES ‘W
а“ tl —t
em] (M2-21706), (VIII, 21)
CT
где 1-:K.—— поглотительная способность или эффективная сте-
пень черноты насадки при температуре поверхности насад-
ки, равна 0,8; em. —— относительная излучательная спо-
собность‚ т. е. степень черноты потока продуктов горения
или доменного газа при их температуре; es — степень чер-
ноты потока газов при температуре поверхности насадки.
Степень черноты потока газов находим по формуле
Ёпт = все, + Ввщо, (VIII,'22)
где гад —— степень черноты углекислого газа; еще ——'услов-
" я степень черноты водяных паров без поправки на их
рциальное давление в газе; ЁБ-поправочный множи-
ль для получения степени черноты водяных паров с
учетом влияния их парциального давления.
Значения ecoz, EH20 и В определяют по графикам
(рис. 38, 39) в зависимости от температуры газов и поверх-
в ности насадки, а также от параметра Ргс1. Величина Pr
представляет собой парциальное давление компонента га-
за в потоке; с1—эквивалентный диаметр насадки, через
который проходит средняя эффективная длина тепловых
лучей, характеризующих главным образом форму и разме-
ры излучаемого газового объема.
Средняя эффективная длина лучей
491, = 1,817, (VIIL23)
где b —— ширина канала в фасонном кирпиче насадки, рав-
ная 0‚017 м.
1
dad, = 1,8 - 0,017 = 0,0306 м.
ДЛЯ ОПРЭДЭЛЁНИЯ (ZK ПрЭДВЗРИТЭЛЬНО НЗХОДИМ СКОРОСТЬ
ПРОДУКТОВ ГОРЭНИЯ
Vn г
Wn_r = (M_/CKIC),
125
где F — минимальная площадь сечения нисадки регенера-
тора, равная 1,431 мг; а“ — определяем по формуле Бэма.
0,2125 - W
0,6
с1г J
щ д: T935 . {Q9617 + em/(M2 . град). (v1u,25)
0,3
Ц?
ё
.3 ьэээр
ь Ё
стеленд‘ черноты, 002
ё .
ч:
0 200 400 600 000 1000 1200 11100 /600 1800 2000
Температура 320300, °с '
Рис. 38. Степень черноты газов при излучение CO2.
Используем график (рис. 40) и коэффициент передачи
0° С:
тепла конвекцией при Т= 80
T 0! ‘
oak: 25.ai°° em/(M2-apaé‘), (VIII,26)
(—8%-—)0'25 ——— определяем по кривым (рис. 40).
126
Общий коэффициент теплообмена регенератора подсчи-
тывается по формуле Семикина — Гольдфарба:
1___ 1 2 г 2 ‚г 1
Tp “ гл + ?’xAT(1—Ts‘7m)+ ("ШЕЮ
/3
/ 0 - /:5
00 mm“
0.5
‘д’ д atoms ат
0,2
„ъ .
ё
%
‘а
[теле/т черноты, H20
Y% E
0,0/0
0,008
0.005
0
Лид 200 400 600 800 /000 1200 /400 /б00 /800 2000
Температура 30300 "С
Рис. 39. Степень черноты газов при излучении H20.
где а и а’ — коэффициенты теплоотдачи от продуктов го»
рения кирпичу и от кирпича воздуху, вт/(мг - град);
Ат-длительность периодов нагрева или охлаждения
127
регенератора, ч (О‚333); r —— половина толщины кирпича, м;
A и коэффициент теплопроводности кирпича, вт/(лл-град)
Ж
а = Ё -- КОЭФФИЦИЕНТ температуропроводности кир-
Кист `
пича, (M2/ce/c); CKmT—-TefI.)IOeMKOC’l“b кирпича, кдж/ (кг - град);
у —— плотность кирпича, /ca/M3.
(фон
7.
/10
0,9
00
I
ёМ
7`
200 000 800 1000 1200 11/00 1600
щ, Um Дм‘ град) при юрт
е» Co ё R‘: Е 53 З
Э
ч
0.2 0,3 0,4 0,5
0.6 0,7 0.5’ 0.9
W, M/(‘:9/1’ /7/7U F6174?"/(
Рис. 40. ‚График для определения коэффициента тепло-
передачи конвекцией.
Рассмотрим значения отдельных величин, входящих в
формулу Семикина — Гольдфарба:
Г _ V
“ 2F ’
где V — объем кирпича насадки; F —— поверхность кирпича.
Для рассматриваемого случая принимаем rg 0,009 м.
Для шамота ж = (0,6 + 0,5515%) . 1,163 вт/(м-град).
' /
CW = (о, 193 + 0,150 . 4,186 кдж/ (кг . град).
у = 1860 кг/мз.
Среднее значение Кр регенератора
KB V, КН
Кр Z _%_P_ _
I28
По определенным выше величинам Он, At И Кр находим
требуемую поверхность теплообмена:
Q
р = __H_
KpAt
Зная величину F, определяем требуемое число рядов
насадки:
F
Ко? ’
где п — число рядов насадки; Ко — коэффициент омыва-
емости насадки. Так как газы не полностью омывают на-
садку, то теоретический расчет дает меньшее число рядов,
чем это требуется по практическим данным; Ко лежит в
пределах О,7—0‚9; f— поверхность одного ряда насадки.
п = (VIII,29)
Глава|Х
РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
СИСТЕМЫ ПВР ЕМКОСТЬЮ 30 м3
(обогрев доменным газом)
Исходные данные для расчета
1. Температура газа (воздуха) в клапане- г; г 50° С.
2. Температура газа (воздуха) на восходящем потоке:
низ насадки — 80° С, верх насадки — 2‘,.
м“. (VIII,28) я
Температура Ц определяется по расчету теплового ба- ~
ланса регенератора.
З. Температура на нисходящем потоке в подсводовом
пространстве и верхе насадки t1 = 1320° C.
4. Температура продуктов горения у клапана 12 = 300 °С.
5. Расход газа V, и воздуха (сухого) VB и продуктов
горения (влажных) В“ приведен ниже.
Расход газа на 1 камеру (простенок)
100 — 17:75,
C
р T qorn
V” =
сканировал: Neptllnyi 129
Магъштогорск
2008
где р — разовая загрузка шихты в камеру коксования; 2 —
период коксования.
100—8,9
100
1б‚4‹ 4268
Количество водяных паров c газом
11,1 = 890 - 0,0322 = 28,65 мЗ/ч = 0,00796 M3[cetc.
Расход влажного газа:
0,249 + 0,00796 = 0,257 /u3[cerc.
Расход сухого газа на регенераторы
и, = V, - 2 = 890 . 2 = 1780 мЗ/ч; а 0,495 M3[ceIc.
Расход влажного газа
0,257 - 2 = 0,514 M3/cerc.
6. Расход газа на регенератор коксовой стороны:
сухого
26 ооо ( ) 2640
V,=
= 890 M3[‘t; 0,249 M3_/cetc.
1780 - 0,497 = 885 мЗ/ч; 0,246 M3[C€I€,
влажного
18З7‚4 - 0,497 = 913,2 M3['i; 0,254 ‚из/сею.
7. Расход сухого газа за полупериод кантовки:
0,246 - 12 - 102 = 295 M3/no/zynepuoé‘,
количество водяных паров с газом
, 11,1 = 295,0 - 0‚0З22 = 9,54 M3/no/zynepuod
8. Расход сухого воздуха на регенератор коксовой
стороны:
885 - 1,021 = 904 мЗ/ч; 0,251 мЗ/сею.
Количество водяных паров с воздухом
904 - 0,0121 = 10,94 M3/‘i; 0,00З04 ‚из/сек.
9. Расход сухого воздуха на регенератор коксовой сто-
роны за полупериод кантовки: .
904 - 12102 = 301,3 M3/no/zynepuoé,
количество водяных паров
З01,З - 0,0121 = 3,64 M3/no/zynepuoé.
130
10. Количество влажных продуктов горения в час:
885- 1,898 = 1680 мЁ/ч; 0,467 M3[cetc,
за полупериод 0,467 - 12- 102 = 560 M3/noxzynepuod
Геометрический расчет насадки
из фасонного кирпича
Определение поверхности насадки регенератора произ-
водим по размерам насадочного кирпича (см. рис. 37).
Боковая поверхность кирпича Fm
2 (0,343 - 0,130) = 0,0892
2 (0,083 - 0,165) = 0,0274
8 (0,008 - 0,165) = 0,0106
8(0,010 - 0,165) = 0,0132
18(0,018 - 0,130) = 0,0421
18(0,100- 0,130) = 0,2340
2 (0,035 - 0,123) = 0,0086
4 (0,020 - 0,165) = 0,0132
Итого. . . 0‚4З83м2.
Поверхность верхнего и нижнего оснований:
Рверхн = 0,123 - 0,343-—9(0,0l8 - 0,1) =
= 0,0422 — 0,0162 = 0,0260 Мг;
Fm“, = 0,123 - 0,323 ——0,0162 = 0,0397 — 0,0162 =
= 0,0235 мг.
Общая поверхность одного кирпича:
Робщ = 0‚4383 + 0,0260 -1- 0,0235 = 0,488 мг.
Поверхность одного ряда насадки:
0,4883 - 53 = 25,88 мг.
Поверхность насадки на 1 под. м высоты регенератора:
1‚00-25,88 _ 2
W? -——— M .
ПОВЕРХНОСТЬ Стен peI‘eHepaTOpa Ha 1 I103. M ВЬЁСОТЫЁ
Продольные СТеНЫ
Р, = 7520 . 2,1 = 15,79 мг;
9* 131
поперечные стены
2 = 0,41 - 2,1 = 0,82 M’.
Общая поверхность насадки на 1 пог. м высоты:
Рн = 157‚О + 15,79 + 0,82 = 173,61 м?
Определяем минимальное сечение и гидравлический диа-
метр насадки одного кирпича с учетом стен регенераторов
Р„„р„ = 9(0,018- 0,1) + (0,343 - 0,0185) -1- (0,083 e 0,02) +
—|- 4 (0,О1 - 0,008) + 2\(\0, 1425 - 0,0085) = 0,027 мг.
Минимальное сечение одного ряда кирпичей насадки
0,027 - 53 = 1,431 мг.
Периметр минимального сечения насадки с учетом стен „
регенератора
Р = 18 - 0,1 + 18 - 0,018 + 0,343 . 2+ 8,0 . 0,008+
+ 8,0-0,1 + 4.0,02 + 2,0 . 0,083 + 2,0 . 0,1425 = 3,467 M.
Средний периметр насадки одного ряда
' 53 - 3,467 = 183,75 M.
Гидравлический диаметр минимального сечения одного
ряда насадки
4F 4 - 1,431
др=г=тг= М.
Тепловой баланс регенератора
Приход тепла
1. Тепло, вносимое в регенераторы продуктами горе-_
ния Q1(VIII,3) при 21 = 1320° C и О” = 560 мз/полупери-
од, C,,_,, определяем по формуле (V1I1,1)
02733” а 0,01 (2,291 . 21,20 + 1,802 . 5,04 + 1,429. 71,50+
-1- 1,510 - 2,26) = 1,633 lC0.’)I€[(M3 - град);
01 = 560 - 1320 - 1,633 = 1 207 114 кдж/полупериод.
2. Тепло, вносимое в регенераторы газом и воздухом
при 50° С,
с2:5° = (1,649 . 11,0 + 1,297 . 29,0 + 1,595 . 0,30 +
132
+ 1,280- 4,50+ 1,308 - 0,1 + 1,297 - 55,1
+ 1,496 - 3,22) 0,01 = 1,384 кдж/(мз - град);
calf” = 1,295 IC09IC[(M3 . град); г; = 50°C;
C2j8° = 1,496 кдж/(мз - град);
О, = (295- 1,384 + 9,54 - 1,496 + З01,З - 1,295 +
-1- 3,64 - 1,496) - 50 = 40 909 юджтолупериод;
621 + Q2 = 1 248 023 кдж/полупериод.
Расход тепла
1. Тепловые потери радиацией и конвекцией в окружаю-
‘щее ПрОСТрЗНСТВО И В ГруНТ
Q.’ = 1207114 . 0,015 = 18107 1c6o1c]no/lynepuoa.
2. Тепло, уносимое из регенераторов продуктами горе-
ния при температуре З00° С,
СЕЕТ” = 0,01 (1,859 . 21,20 + 1,540 . 5,04 + 1,310 . 71,50 +
-]— 1,352 - 2,26) = 1,439 /c091c[(M3-epaa);
Qé = 500. 1,439 . 300 = 241752 кджтолупериод;
Q; + Q; = 259 859 кдж/полупериод.
З. Тепло, уносимое из регенераторов подогретым га-
зом и воздухом,
Q, + Q, _ Q.’ -_ о; = 1248 0234- 259 859 =
= 988 164 кдж/полупериод. I
Определение температуры подогрева газа и воздуха t1.
Ориентировочно принимаем г‘; = 1100° С.
C‘3.“‘°° -_— 0,01 (2,231 . 11,0 + 1,423. 29,0 + 2,784 . 0,30 +
+ 1,335 - 4,50 + 1,486 - 0,1 + 1,406 - 55,10) =
= 1,503 кдж/(мз - град);
C§"”°° = 1,419 K0910/(M3 - град);
c2,:§°° .—. 1,439 кдж/(мз . град);
г; = 988164 _
295,0. 1,503 + 9,54 . 1,419 + 301,3. 1,439+ 3,64 1,419 “
= 1102“ C.
133
Тепло, уносимое подогретым газом,
Q£=(295.1,503+ 9,54. 1,419) - 1102 =
= 503 525 кдэщполупериод.
Тепло, уносимое подогретым воздухом,
Q; = (301,3. 1,439 + 3,64 . 1,419) . 1102 =
= 483 492 кдэщполупериод.
Полученную величину I; подставляем В соответствующие
статьи прихода и расхода и составляем табл. 20.
T а б л и Ц а 20
Тепловой баланс регенераторов
Приход Расход
Количест- Количест-
ВО тепла, ВО тепла,
Название статьи кджтдду_ % Название статьи кдж/„оду_ ‘и,
период период
Тепло, вносимое Тепловые потери
продуктами горе- на радиацию и в
ния ' 1 207 114 96,8 грунт 18 107 1,46
Тепло, виосимое Тепло, уносимое
газом и воздухом 40 909 3,2 продуктами горе-
ния 241 752 19,35
Тепло, уносимое
подогретым газом 504 098 40,39
Тепло, уносимое
подогретым возду-
хом 484 066 38,80
Итого: 1 248 023 100 Итого: 1 248 023 100
Для определения количества продуктов горения, по-
ступающих в газовые и воздушные регенераторы, опреде-
лим коэффициент распределения х и (1 — x).
_ 504098-21150-1-1/ 18107 _ , _
x“ 1207114—241;52 “Ода (1—")‘0’48'
Тепло, вносимое газом:
(295 - 1,384 + 9,54 - 1,496) 50 = 21150 кдж/период.
При полученных данных коэффициент распределения
0,52
Т] Z W = 1,08.
134
При п = 1,08 количество продуктов горения, посту-
пающих в газовый и воздушный регенераторы, составит:
Vm, = 560 % = 290 M3[no/uynepuoa;
УМ, = 0,290 = —l—_l_—1UF = 270 M3[no/uynepuofl.
КОЛИЧЕСТВО тепла, переданное насадке В ГЗЗОВОМ регене-
раторе, составит:
504089 —- 21150 = 482940 годж/полупериод.
Средняя разность температур между продуктами горе-
ния и газом (воздухом) определяется по формуле (VIll,l9):
д At = (300-50)— (1320-— 1102) = 230° С.
2 303 1g _
’ 1320 -— 1102
Определение коэффициента теплообмена производится
отдельно для газового и воздушного регенераторов КЁ и
K f,‘ (коэффициенты теплообмена для верха и низа регенера-
тора).' Для расчета предварительно определяют частные
коэффициенты теплопередачи от продуктов горения кир-
пичу и от кирпича воздуху (газу). Вначале определяют
коэффициент теплопередачи лучеиспусканием (сад), затем
конвекцией (оси).
Общий коэффициент теплопередачи
Одобщ = “Л + ax-
Для определения осд предварительно рассчитываем в
продуктах горения толщину лучеиспускающих слоев для
углекислоты и водяных паров при эффективной длине лу-
чей:
аьф = 1,8 - 0,017 = 0‚0306 м (по формуле VIII,23);
Pco2d = CO2d3¢, = - 0,0306 = 0‚661кн[м;
Рщой = H2Od3¢, = 3"‘ff)‘0‘°° - 0,0306 = 0,104кн]м.
По этим данным, с учетом соответствующих температур,
определяем по графикам (см. рис. 38, 39) степень черноты
ПР0дуктов горения при температуре 21 и кирпича при тем-
t1+ ti
2 .
Пературе, равной
135
Вначале аиобщ определим для верха регенератора на нис-
ходящем и восходящем потоках, а затем — для низа ре-
генератора.
Верх регенератора. Нисходящий поток
При 2„‚.. = 1З20°С есо2 = 0,0263; еще ё 0,0001.
Поправкой на парциальное давление водяных паров
пренебрегаем как малой величиной:
е” = 0,0263 + 0,0001 = 0,0264.
При температуре кирпича, равной
г‚+г{ 1320+ 1102 о
——Ё——— =-———2——-—= I211 C,
8co, = 0,0290; 811,0 ё 0, 0001;
85 = 0,0290 + 0,0001 = 0,0291.
L При этих данных коэффициент теплопередачи лучеис-
пусканием в период нагрева насадки равен:
4,9 . 0,3. 41136 [Q0254 (_‘2°_W£7_3_)“‘__
3600 I00
1211+273 4
—0,0291 (———lW—.) J
1320- 1211 =
= 0,0820 IC6m/(M2 - град).
Для определения оси предварительно находим скорость
продуктов горения по формуле (VIII ,25).
Секундное количество продуктов горения равно:
_ 1680 « 0,52
D2 г = 3600 = 0,242 M3/cetc.
oc,,=
При этих данных скорость продуктов горения
0,242
wn_r = ТЕГ == О, М/СЗК.
а,‘ = (1320 + 273)°""5 . [0,€617 + rcem/(M3-epaé).
По графику, изображенному на pp1c.":40, находим:
1320 + 273 = 1593; ( 1593 )°'25 = 1,17;
800
“(1253315269 J при = 0,169 и арндр = 0,031 1.
[09617 +
136
По графику (см. рис. 40) оск при Т'= 8О0° С равно 7,6;
а,‘ = 1,17 . 7,6 . 10-3 = 0,0089 /cem[(M’ . град);
особщ = 0,082 + 0,0089 =‘ 0,0171 1cem[(M2 - град).
Восходящий поток. Расчет 01; для периода охлаждения
ПО составу ДОМЕННОГО газа НЗХОДИМЗ
Рщ - a1,,,, =~_ Ждёт’ - 0,0306 = 0,336 кн/м;
Рщо . a1,., = 3’212O'0‘°° . 0,0306 = 0,0985 кн/м.
Температура подогрева доменного газа согласно расчету
равна 1102° C, температура поверхности насадки равна
1211° C. По графикам находим степень черноты СО2 и H20
доменного газа:
при t= 1211° C Eco, = 0,0195; EH20 §0,000l; е, ==
= 0,0196;
при t= 11020 C все‘ = 0,0202; 811.0 Ё 0,0001; 83 ==
= 0,0203;
при ЭТИХ ДЭННЫХ
0,00458 [0‚0196 (14,84)4 — 0,0203 (13,75)4] _
л “ 1211 — 1102 "
= 0,0097 rcem/(M2 - град).
Расчет 01“ для ne иода охлаждения
Л
Секундное количество газа равно 0,254 M3/celc;
0,254
W = 1,431
= О, 177 щсек;
' О 0,2125 - 0,177 -
“к =’(1102 + 273)°-25 . [0,9617 + - 10 3 =
= 0,0086 lC6m[(M2 - град);
овощ = осд + а; = 0,0097 + 0,0086 = 0,0186 квт/ (мг - град).
137
Значение коэффициента рассчитываем по формуле
P
Семикина — Гольдфарба (VIII,27). Для расчета принимаем
следующие данные:
ос = 0,0171/cam/(M2 - град); ac, = 0,0186 квт/ (м? - град);
A1: = 1200 сек, г = 0,009 м.
7» = 0,6 + 0,55% = 1,234 mca/1[M-0°C =
= 0‚00143 квт/ (м - град);
Систин = 0,193 + 0,150—i—é§g— = 0,365 tcica/1//ce°C =
= 1,52 кдж/(юг - град);
= = 5,06 - 1O‘,'7 M”/cerc;
__I__ _ 1 2 0,009
Кр _° 0,0171 - 12. 103 + Т '1,43.1o‘3.12.1o2 X
Х 1 2 0,009? 1
(‘"15" 5,o5.1o—7.12.1o2 +0,0186-12-102);
К, = 10,5 квтнм“ - град).
Расчет коэффициента теплопередачи от газа
к насадке для низа газового регенератора
Нисходящий поток
Воспользовавшись найденными ранее значениями про-
изведения парциальных давлений, излучающих компонен-
тов продуктов горения и доменного газа на эффективную
длину лучей, найдем значения коэффициентов теплоотдачи.
При этом температура отходящих продуктов горения со-
ставляет 300° C, а температура насадки 350° C.
Расчет ос; для периода нагрева
~ По графикам (см. рис. 38, 39) находим степень черноты
гсов И 8}’-1,02 I -
при [нас = 350°С acoz = 0,0401; аьго Ё 010113 а!‘ = 070511?
при г“ = зоо°с асов = о,оз95; .o/H20 g 0,012; as = 0,0515.
При ЭТИХ ДЗННЫХ тепло, переданное продуктами горения
насадке лучеиспусканием, СОСТЗВИТЗ
138
__ 0,00458 [0,051 (6,23)4 — 0,0515 (5,73)4] _
д _ 350 — 300 “
= 0,00196 квт/(м2 - град);
оси = (350 + 273)”. [0,9617 + . 10-3 =
= 0,00698 квт/(м2 - град);
особщ = 0,00196 —|— 0,00698 = 0‚00894 teem] (м’ - град).
Восходящий поток:
Температура насадки равна 350° C; температура домен-
ного газа внизу насадки —— 100° C. При этих температурах
степень черноты составит:
при tum: 3509c aCO2= 0,0310; где 5 0,0001;. д, = 0,0311;
при tn‘ I, = 100°C ecog = 0,0298; еще 3 0,0001; as = 0,0299;
an _ 0,0045s [0,0311 (6,23)4 — 0,0299 (3,73)4] _
“ ‘ 350 — 100 “
= 0‚00074 квт/ (м2 - град); _
, 0,2125. 0,169 _
оси = (225 + 273)”. [0,9617 + . 10 3 =
= 0,0068 teem] (M2 - град);
особщ = 0‚00074 —|— 0,0068 = 0,00754 teem/ (M2 - град).
Для низа газового регенератора принимаем следующие
данные для расчета Кр:
ос = 0,00894 квт/(м2 - град); Ат =12 - 102 сек.
ос1 = 0,00754 K6/T1[(M2 - град); г = 0,009 м.
300 . о
7» = 0,6 —|— 0,55—Tm)— = 0,765 tetea/1[M - ч С =
= 8,95 - 10`4 em[ (м град);
= 0,193 + 0,150$09§,- = 0,238 ккал[кг°С =
= 0,996 кдж[кг°С;
8,95. 10-4 -8 _
а = T,9‘9FTsT = 48‘ 10 мтет
_1_ _ 1 A 0,009 X
Кр _ 0,00894- 12- 102 + 3 ° 3,95. 10-4. 12. 102
2 0,0092 1 _
X <1‘ Т?" 48.10-8.12.1oa)+,0,00754.12.102 1
139
Кр = 4,88 квт/ (м” - град);
ff’ = ~——————lo'5 + 4’88 = 7,69 квт/ (мг - град).
2
Требуемая поверхность нагрева (по формуле (VIII,28)
504 098
F ‘= WWW = M2.
Высота насадки
286
173,61
Число рядов насадки с учетом коэффициента омываемое-
ти (0,75) составит:
h= =1‚65 м.
1,65
п = = ряда.
Принимаем 14 рядов насадки. При этом высота регене-
ратора составит: `
14 х 0,165 = 2,31 м.
РАСЁЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ
НЕКОМБИНИРОВАННЬ|Х коксовых ПЕЧЕЙ
(ОБОГРЕВ коксовым ГАЗОМ)
Исходные данные для расчета
1. Температура воздуха, входящего вклапан, 21 =
0° C.
2. Температура г; определяется по расчету теплового
баланса регенератора.
З. Температура на нисходящем потоке t2 = l320°
4. Температура у клапана для продуктов горения 2‘? =
= З60° С. V
5. Расход коксового газа, воздуха и продуктов горе-
пия: расход коксового газа на одну камеру
26 ooo(1oo——f396—). 2580 3
__ . ,_ 3 __ и
V, — 16,4 _ l80§3————- — 206 м /ч — О,0575 м /cerc,
но I сканировал: Nepflmyi
Магнитогорск
2008
расход воздуха и водяных паров на одну камеру
И, = 206 - 5,45 = 1 123 мзда‘, 0,312 M3/cerc;
1123 - 0,0121 = 13,58 M3/rt = 0,00 376 M“/cerc;
за полупериод: О‚О0376 - 12 - 102 =4,53 M3/no/zynepuoé.
6. Расход воздуха на 1 регенератор коксовой стороны:
1123 - 2 - 0,497 = 1116 мз/ч = 0,308 M3/cerc;
за полупериод: 0,308 - 12 - 102 = 372 M3/no/zynepuod.
7. Количество продуктов горения с учетом расхода
воздуха на обезграфичивание равно 6,215 M3/M3.
8. Количество продуктов горения на 1 камеру в час:
206 - 6,215 = 1280 мЗ/ч = 0,356 M3[cetc.
9. Количество продуктов горения на 1’ регенератор кок-
совой стороны: _
1280 - 2 - 0,497 = 1232 M3/tt; 0,342 M3/Cetc.
За полупериод 0,342 - 12 - 102 = 410,6 M3/no/zynepuod.
Тепловой баланс регенератора
П р и х о д т е п л а
1. Тепло, вносимое в регенераторы продуктами горения,
Q13
Q1 = 410,6 - 1,563 - 1320 = 847 044 кдж/полупериод;
c?,:,‘32° = 0,01 (2,291 - 6,28 + 1,805 . 20,28 + _
+ 1,430 - 69,68 + 1,510 - 3,76) = 1,563 кдж[(м3 - град).
2. Тепло, вносимое воздухом, 02:
02 = (372- 1,295+ 4,53 - 1,496) - 50 =
=_ 24 426 кдж/полуперцод;
01 + 02 = 871 470 кдж/полуперцод.
P a с х о д т е п л а
1. Тепловые потери радиацией и конвекцией в окру-
жающее пространство и в грунт Q1:
Q1 = 847 044 . 0,015 = 12 706 кджтолупериод.
1 Не учитывается расход воздуха на обезграфичивание, Чю обес-
печивает некоторый запас тепла.
141
2. Тепло, уносимое из регенераторовпродуктами горе-
ния при температуре 360° С:
633?“ а 0,01 (1,863 . 6,28 + 1,552 . 20,28 + 1,315 . 69,68 +
I + 1,367 - 3,76) = 1,399 кдж/(мз - град);
Q2 = 410,6 - 1,399 - 360 = 206 778 кдж/полупериод.
Т а б л и Ц а 21
Тепловой баланс регенератора
Приход Расход
_ Количест- Количест-
ВО ТЕПЛЭ, 0 ВО ТЭПЛЗ, а
Название статьи Кдж/„Мд А, Название статьи ‚сдув/поду /0
период период
Тепло, вносимое И Тепловые потери
продуктами горе- на радиацию И в
НИЯ грунт
Тепло. вносимое Тепло, уносимое
ВОЗДУХОМ 2,8 Продуктами горе.
Тепло, уносимое
подогретым возду-
хом 651 936 74,9
7 Итого: 871 470 1оо Итого: 871470 1оо
3. Тепло, уносимое из регенераторов подогретым возду-
хом:
871 470 — (12 706 + 206 778) := 651 986 хадж/период.
Определение температуры подогрева воздуха Д.
Ориентировочно принимаем fl = 1200° С;
:;3;2°° = 1,432 кдж/(мз - град); C%:$2°° =
= 1,775 I€a9fC/(M3 - град);
7 651 986 о
ti = 1205 C-
Полученную величину 11 подставляем в соответствующие
статьи прихода и расхода и составляем табл. 21.
Количество тепла, передаваемое воздуху в регенера-
торе, составит:
651 986 — 24 426 = 627 560 Ёсдж/период.
142
Определим среднелогарифмическую разность темпера-
тур между продуктами горения и воздухом:
А, = = 1970 с,
2-303 ‘ё шит
Определение коэффициента теплообмена
в регенераторе
Для воздушного регенератора определяем Kf, и КЁ——
коэффициенты теплообмена для верха и низа регенератора:
аОбЩ г: an + ax‘
Для определения can предварительно рассчитываем в
продуктах горения толщину лучеиспускающих слоев для
углекислоты и водяных паров при эффективной длине
лучей.
При dad, = 0,0306 м имеем:
Рщ . d = со, аэф =““‘f,,‘,§°°. 0,0306 = 0,196 ген/м;
Рн‚о - d = H20 - аэф = ‘9*‘:(‘,,‘,‘°°- 0,0306 = 0,610 ICl~t/M.
По этим данным с учетом соответствующих температур
определяем по графикам (см. рис. 38, 39) степень черноты
продуктов горения при температуре 151 и кирпича при тем-
t, + ti
2 .
пературе, равной
Верх регенератора. Нисходящий поток
При tn, = 1320°C I-JCQ2 = 0,014; 314,0 = 0,0071; при Рщо =
= 19,9 кн/м _по графику на рис. 39 находим [5 = 1,16;
F, = 0,014 -1- 0,0071 - 1,16 = 0,014 + 0,008236 = 0,0222;
при температуре кирпича, равной
2 — _7‘— ›
г O, = 0,0145; еще = 0,0076; р= 1,16;
as = 0,0145 + 0,0076- 1,16 = 0,0233.
- ан; 1з20+12о5 = 1262“:
143
При этих данных коэффициент теплоотдачи лучеиспус-
канием в период нагрева насадки равен:
а _ 0,00 458[0,0222 ‹15‚9з)4 _ 0,0233 (15,35)4] _
д `"' 1320— 1262 "
= 0,0114 /rem/(M2 - град).
Для определения оси предварительно определяем ско—
рость продуктов горения. ‚
Секундное количество продуктов горения’ равно:
_ 1232
D2 Р = KW‘ = M3/C€IC.
При ЭТИХ ДаННЫХ СКОРОСТЬ ПрОДУКТОВ ГОРЕНИЯ
0,348
Wm. =-' = M/CEIC;
0,2125 . 0,122 _
ac, = (1320 + 273)0»25 . 10,9617 + . ю 3 _
= 0,0061 teem/(M2 - град);
особщ = 0,0114 + 0,0061 = 0,0175 /rem/(M2 - град).
На восходящем потоке Ссов = 0;
%01" - 0,0306 = 0,0370 кн/м.
Температура подогрева воздуха равна 1205° С, темпе-
ратура поверхности насадки равна 1262° С. При этих тем-
пературах по графикам находим степень черноты I-I20:
при Д, = 1262°.C acozg 0,0001; при {в = 1205°C
81-120 = 0,0001.
При этих данных
’ _ 0,0_0458 [0,0001 (15,35)4— 0,0001 (14,7s)4] _
“д “ ‹ 1262—1205 “
= 6,4 - 10-5 rcem/(M2 - град).
PH,o ° dad: =
Расчет ос; для периода охлаждения
Секундное количество воздуха —;—é—(1)—g— = 0,306 мЗ/сек;
WM = Jim‘? = 0,107 м/сек;
а; = (1205 +'273)o.2s ,[ 0,9617 + . 10*‘ =
= 0‚00828 квт/(м? - град);
144
осодщ = oz, + осн = 6,4 - 10-5 + 8,28 . 10—3 =
= 8,34- 10“* квт/ (м? . град).
Для расчета K1, по формуле Семикина — Гольдфарба
P
принимаем следующие данные:
ос = 0,0197 квт/ (м? - град); ос1 = 0,00834 квт/ (м? - град);
230 , 8
и = 0,6 + 0,55—i—0(W . gig = 0,00164 квт/ (м . град);
= 0,193+ 0,150}—§g% . 4,186=
= 1,57 кдж/ (кг- град);
0,00164 __ _7 2 _
м/сек,
1 1 2 0,009
Кр — 0,0175-12-102 + 3 ' 1,54.1()—3.12.102 X
2 0,0092 1 . _
X <1_ Ё ' 5’57.10—7_ 12,102 )+ 0,00834- 12- 102 ’
KP = 6,76 квт/ (мй - град).
Расчет коэффициента теплообмена К‘; для низа ре-
генератора
Нисходящий поток:
Температура отходящих продуктов горения составляет
360° С, а температура насадки 410° С.
Расчет осЁ для периода нагрева
По графикам (см. рис. 38, 39) находим:
при tm = 41о° с ace, = 0,022; еще = 0,028 - 1,16 =
= 0‚0324; г, = 0,0544.
’Г1ри tm = 360° C Ёсоя = 0,0215; 314,0 = 0,0292 - 1,16 =
= 0,0338; as = 0,0553;
а _ 0,00458 [0,0544 (6,83)4-0,0553 (6,33)4] __
д — 410 —— 360 щ
-= 0,00275 квт/ (м? - град);
10 1023
145
А ' о‚2125›. 0,122 _
оси = (360 + 273)0,25 . [Q9617 ] . 10 3
= 0200682 rcem/(M2 в град);
особщ=осд + оси = 0,00б82 —|— 0,00275=0,0096 квт/ (м? - град).
Восходящий поток:
При температуре насадки 410° С степень черноты соста-
вит:
осой = 0; еще = 0‚0001.
При температуре воздуха внизу насадки 100° С степень
черноты:
гсо„ = 0; 3320-24 0,0001;
0‚00458 [0‚0001 (6,8З)4-—0,0001 (З‚7З)4 _
410 -— 100 —
= 2,78 - l0_6rcem/ (мг . град),
а“ = (100 + 273)0.25. [Q9617 + . 10-3 _
сей:
0‚оз11°›6 ‘
= 0,00576 квт/ (м? - град);
особщ ='2,78- 1o“° + 5,76 . 10-3: 57,6 . 1o—“,cem/(M2 - град).
Для подсчета коэффициента теплопередачи для низа
регенератора принимаем следующие данные:
ос = 0,00957 rcem/(M2 - град);
ос1 = 57,6 - 104 квт/(м? - град);
360 4,186 _
7» = 0,6 + 0,55 Ют. jaw = 9,32 - 10 4 квт/(м- град).
360
Cm,” = 0,193 + 0,150—l6W - 4,186 =
= 1,035 кдж/(гсг- град).
9,32 - l0‘4 _7 2
M/CQIC.
1 1 2 0,009
_K—1; _ 0,0096-12 -102 + Т I 9,32 .10-4.12.102 Х
2 0,0092 1 _
X (1— T5-‘ ' 4’34_1()-7 _12,102 )+ 0‚0057б- 12- I02 ’
146
Кр = 4,32 квт/(мд - град);
с 6,7 A ‚32 ‚
р” = ——-6—+§i—— = 5,54 teem/(M2 - град).
Необходимая поверхность нагрева составит:
627 560
F == = M2.
Ha один регенератор: 576 : 2 = 288 м?
288
Высота насадки h = тж = 1,66 м.
1,66
Число рядов насадки n = = 13,4 ряда.
0,165 - 0,75
Принимаем 14 рядов насадки. Высота регенератора
составит 14 - 0,165 = 2,310 м.
Глава Х
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
ОТОПИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ
КОКСОВЬ|Х ПЕЧЕЙ
Теорема Бернулли
Цель гидравлического расчета отопительной системы
коксовых печей следующая.
1. Определить сопротивление отопительной системы и
боровов, а отсюда — необходимое разрежение у основания
дымовой трубы. Зная это разрежение, а также объем про-
дуктов горения, можно рассчитать диаметр и высоту дымо-
вой трубы.
2. Определить давление (разрежение) в различных точ-
ках отопительной системы (гидравлический режим коксо-
вых печей).
З. Определить регулируемость распределения воздуха
(Газа) по длине регенератора и простенка и подобрать тре-
буемую расстановку регулировочных средств (горелок кок-
сового газа, сечений косых ходов и т. д.).
10* 147
СКаНИРОВаЛ:
Мап-штогорск
2008
Законы движения газов отличаются от законов движе-
ния жидкостей тем, что плотность газа изменяется с изме-
нением давления. При небольших перепадах давления до
5 rcrt/M’ (500 мм вод. ст.) движение газа приближенно мож-
но считать подчиняющимся тем же законам, что и движе-
ние жидкостей. Это положение будет принято при всем
дальнейшем изложении. .
Движение потока постоянной массы подчиняется урав-
нению Бернулли: ,
2
1
2 2
Р‚+ Ёдт+Н1т=Р2+дЁт+Н2тт2Ар‚
1
где P1 И P2 — статические давления в первом и во втором
сечениях вдоль потока, лег/м‘ (мм вод. ст.); wl И щ — сред-
ние скорости потока в тех же сечениях, м/сек; у — плот-
ность газа, rca/M3; НЁ и Н, — геометрические высоты центра
сечения потока, м; ЕАр — потери напора на сопротивления
1
между первым и вторым сечением (принимаются всегда по-
ложительными) лег/м‘ (мм вод. ст.).
Знак плюс ставится, если движение газа происходит от
начала участка к концу; знак минус — в противополож-
ном случае.
Уравнение Бернулли является выражением закона со-
хранения внешней энергии потока газа. Оно включает в
себя полную внешнюю энергию, складывающуюся из трех
напоров: статического, динамического и геометрического.
При отсутствии сопротивления сумма напоров является
постоянной величиной. При наличии сопротивления сумма
напоров по пути потока уменьшается так, что оставшаяся
сумма напоров плюс сопротивление равна первоначальной
сумме.
Гидростатический напор
Изменение статического давления по высоте каналов,
заполненных нагретым газом, имеет большое значение в
печной теплотехнике, особенно в печах без принудитель-
ного давления (разрежения), создаваемого вентиляторами.
Рассмотрим, пользуясь уравнением Бернулли, изме-
нение давления по высоте столба спокойного атмосферного
148
воздуха (ш, = щ = О). В связи с небольшим изменением
высоты принимаем плотность воздуха постоянной величи-
U „ 273
нои, равнои ya = yo = T , где yo И ya — плотность влаж-
(1
ного воздуха соответственно при температурах 0°С и рабо-
чей, кг/мз; Ta — абсолютная температура воздуха, °К.
B этом и во всех других случаях плотность влажного
атмосферного воздуха yo принята при влажности, соответ-
ствующей температуре 20° С, ‚и относительной влажности
(р = 60% (P = 760 мм рт. ст.), равной 1,285 Ice/M3.
Подставляя эти данные в уравнение Бернулли, найдем:
P1+H1Yo :73 =P2+H2Yo3rf7i?
G а
P1—~P2=(H2—H1)1,285 г? -, H2>H1.
Обозначив H2 — H1 = H, получаем:
273
P1‘—P2: '1,285 Та
273
— H - 1,285 ,
T,,_
T.‘ e. давление атмосферного воздуха уменьшается при уве-
. 273
ЛПЧеНИИ высоты (небольшои) на величину 1,285 T - H.
д
Обозначим относительное давление, т. е. разность меж-
ду абсолютным давлением в печи и атмосфере на любом
горизонте, через P1 — Р’ = Р.
На горизонте H2 относительное давление равно:
P2:P2a6c—‘P2=P1‘_HY(; 3:3
=P1—P{+H(1,285 аз —уЬ2;Ё)=-—
_ 1 V6
_P1+H.1,285.273<fi——1fi5—T—n—>.
Относительное давление печных газов увеличивается
П0_ мере повышения уровня на величину Н - 1,285 X
1 Yo ` а
>< 2 (т_ ___ .
73 Та джбтпл Эта величина называется гидроста
Тическим напором и обозначается h. Как видно из
149
обозначения, h зависит от температуры атмосферы Т„‚ плот-
' ности печных газов уз и температуры печных газов T“.
:,.B‘e;7II/I!{IrIHbI - гидростатических напоров при приращении
высоты на 1-M для Та = 293 °K приведены на рис. 41.
Ё: Ш I
«E
Ё _
.m
щ .
g§0.7 Ё
ъ
Ёёаа ё
‚д; ё
0,5 §+,/
ты,
.%
-lb
Лаарадка
l
R Q
-30 -20 -/0 0 /0 20
Температура акража/ащегд
‚700 _200 500 400 500 000 700 000 5700 70300 7700 7200 7300 741707500
Температура продукта варения, °с
Г иддастатиг/ескг/
% д: ъ
‘к 7\_\ (‚у
Рис. 41. Гидростатический напор горения коксового и до-
менного газов:
а — кривая поправок при различной температуре воздуха:
1 —— коксовый газ; 2 — доменный газ.
Изменение статического напора
ПрИ изменении СКОРОСТИ движения
Из теоремы Бернулли следует, что уменьшению дина-
2
Ш
МИЧЕСКОГО НЗПОрЭ 2g Y СООТВЕТСТВУЕТ УВЕЛИЧЕНИЕ warme-
ского давленияи наоборот. Поэтому, если площадь сечения
увеличивается и скорость печных газов уменьшается, ста-
тическое давление возрастает. При уменьшении количества
газа снижается динамическое давление и повышается ста-
тическое. В этом случае, когда масса движущегося потока
изменяется вдоль своего пути, т. е. происходит присоеди-
НЕНИЕ ИЛИ ОТДЕЛЕНИЕ МЗССЫ ПОТОКИ, ПрИМЕНЯЮТ ‚ВИДОИЗМЕ-Е
ненное уравнение Бернулли, включающее дополнитель-
ный напор, который представляет собой силу инерции
присоединяющейся или отделяющейся массы. Эта законо-
Мерность имеет большое Значение в печной теплотехнике,
поэтому рассмотрим ее на следующем примере.
150
Через газопровод диаметром 600 мм проходит коксовый
газ yo = 0,44 rce/M3 B количестве 12 300 мз/ч (З,42 мз/сек).
Диаметр газопровода постепенно уменьшается до 500 мм.
Температура газа равна 30°C. Пренебрегая сопротивле-
ниями движению, определить изменение давления в газо-
проводе (газопровод — горизонтальный).
Записываем уравнение Бернулли для двух сечений га-
зопровода диаметром 600 и 500 мм:
wi
T w? T
Рт +§g*Y*2—73_'i-HY =P2+fiY'§7‘3—+HY~
Отсюда искомый прирост давления равен:
Т
P1—P2= " -~<w:—w:>.
Й 273
ОПреДеЛЯеМ СКОРОСТЬ газа В ГЗЗОПРОВОДЁЁ
3,42
Ш1= ’= М/СЕК;
._7___.
Скорость газа в суженном сечении
3,42
W2 ‘-7-’ = M/C€fC.
4
Искомое изменение давлений равно:
P1 — P2 = . %‘7’:~(17,32— 122) =. 3,76 MM вод. ст.
Таким образом, увеличению скорости, возникающей при
уменьшении диаметра от 600 до 500 мм, соответствует сни-
жение статического давления на 3,76 мм вод. ст. В случа-
ях, когда сопротивлениями движению нельзя пренебречь,
закономерность изменения более сложная. Если уменьше-
ние скорости происходит по пути движения, то прирост
давления равен
-Т
P2"‘P1’:. (wi*w:)*ZAPnoT.
Так как величина Р2 —— P1 является суммой двух величин
разных знаков, то она может быть положительной, отрицате-
льной или равной нулю. Если скорость увеличивается, то
В Приведенной выше формуле оба слагаемых отрицательные
151
и по пути движения статическое давление газа умень-
шается в большей степени, чем увеличивается скоростной
напор.
Теоретические формулы
для расчета сопротивлений
‘дотопительной системы коксовых печей
Коэффициенты сопротивлений и теоретические методы
их расчета приведены во многих справочниках и учебниках
по гидравлике и печной теплотехнике.
Важнейшим видом сопротивления движению является
трение потока о стены. Для трубы или канала постоянного
расхода расчет величины этого сопротивления производится
по формуле
av: 7‘ _
23 V0 273 '
Ap=x7’ (x,1)
здесь 7» — коэффициент потери напора на трение; l— дли-
на трубы (канала), м; а -— диаметр круглой трубы или гид-
.‚ .‚ ., 4F
равлическии диаметр канала любои формы, равныи TM,
где П—периметр канала, м; Р——площадь сечения ка-
нала, м2.
Для каналов с постепенным равномерным уменьшением
или увеличением скорости — сборных раздающих или соби-
рающих каналов (например, подовые каналы регенерато-
ров) — сопротивление трения вычисляется по формуле
1 1 т: T
A17-—3“’“7TgVo—27s"»
где щ, — максимальная скорость в канале.
Величина 7» зависит от величины Re и отвели чины от-
носительной шероховатости поверхности А, представляю-
щей собой отношение средней высоты бугорков шерохова-
тости А к гидравлическому диаметру трубы или канала.
Критерий Re может рассчитываться по двум формулам.
1. Формула с использованием коэффициента динамиче-
ской вязкости газов с
_ wdp
Re Т ‚
где ш —скорость газов, M/ce/c; d — гидравлический диа-
метр сечения; р — плотность газа, кг/мз; р — вязкость
газа, кг/(м- сек).
При расчете критерия Re no этому равенству значения
ш и р Могут быть приняты при любой температуре, так как
для газов их произведение не зависит от температуры.
2. Более удобная формула
где v — коэффициент кинематической вязкости газов,
мг/сек. B этом случае скорость газов обязательно должна
оыть принята при их рабочей температуре, т. е., если под
ш подразумевается скорость газов при О° С, то для газов
w - d T ’
Не - T ' ‘т-
Кинематическая вязкость газовой смеси вычисляется
по формуле Манна:
V _ 100
“M СО? + co + Щ ’
Vco, “со “м,
где vcoz и T‘. д.— вязкости компонентов газовой смеси:
CO2, CO и т. д.— содержание этих компонентов в газовой
смеси‚%.
Коэффициенты динамической и кинематической вяз-
кости компонентов рассчитываются по формуле Сутерленда.
Зависимость коэффициента сопротивления 7» от Re и А
для труб с равномерно зернистой шероховатостью, установ-
ленная опытами Никурадзе, указывает на существование
трех основных режимов потока.
Первый режим — ламинарный поток для малых значе-
ний числа Re. B этом случае величина 7» не зависит от А и
может быть выражена законом Гагена-Пуазейля:
64
7\‚=Й.
Второй режим, называемый переходным, наблюдается
В Определенных пределах чисел Re, зависящих главным
образом от степени шероховатости внутренней поверхности
Каналов. Для гладких поверхностей переходная область
153
находится примерно вы пределах значений Re от 2320 до
100 000. Этими значениями можно пользоваться для расчета
коэффициента трения уравнением Бладиуса:
A _ 0,3164
_ fie?-
Для шероховатых каналов, например кирпичных, пере-
ходная область значительно уже и переходит в турбулентный
л режим при значениях Re,
равных примерно 1500—-
2500.
g Третий режим — тур-
1107 l-A ъ булентной автомодельное-
f \ ТИ — характеризуется не-
A \\ зависимостью величины 7»
N от Re; величина 9» B этом
\ случае зависит только от А.
\ Сопротивление при таком
`\ режиме пропорционально
квадрату СКОрОСТИ ГЗЗОВ.
+ ^ .1. с При расчетах сопротив-
1 2 5 57-/0’/0“ 2 5 5'/0" де ления кирпичных каналов
Рис. 42. Коэффициент сопротивле- Пользуются формулой ака-
ния трения газов в кирпичных ка- демика Н- Н‘ Доброхотова
налах при различных значениях Re. 0,175
= X, 2>
Значения 9» для разных Re даны на кривых рис. 42.
Величина местных сопротивлений определяется по формуле
[Z06
/
[Z05 ‚
1
8
в
э
5
0,04
wz 7*
= _0_ __
АР ё 2g V0 273 '
где §-— коэффициент местного сопротивления.
При внезапном расширении потока вследствие перехода
в трубу (канал) большего сечения коэффициент сопротив-
ления зависит от соотношения площадей сечений:
г= (1 <X.3>
\
где F1 и F2 — площади малого и большого сечений.
Коэффициент 5 характеризует скоростной напор в мень-
шем сечении.
154
При Re < 3500 величина § зависит от Re. При Re > 3500
значения Е следующие:
£1
В
g 1,00 0,81 0,64 0,43 0,36 0,25 0,16 0,09 0,04 0,01.
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9;
При постепенном расширении потока (диффузор) коэф-
фициент сопротивления рассматривается как сумма коэф-
фициентов сопротивления расширения Ерш. и трения Етр:
ё = Ерасш + Err» (ХА)
Коэффициент постепенного расширения Ерш. удобно рас-
сматривать как произведение коэффициента внезапного
расширения на множитель (р, представляющий собой отнод
шение потерь напора при постепенном и внезапном расши-
рении, иначе называемый коэффициентом полноты гидрав-
лического удара.
При равномерном поле скоростей во входном сечении
(длинная труба) и угле расширения диффузора ос в пределах
0—40 ‘
(р = K (щ _:_)1,25’
где ос —— центральный угол расширения; K = 3,2 для кони-
ческих и плоских диффузоров; K = 4,0 для пирамидальных
диффузоров.
Коэффициент сопротивления трению для диффузоров
вычисляется по формуле
ъ
При внезапном сужении потока (переход из трубы боль-
шего сечения в трубу с меньшим сечением) величина ё за-
висит от отношения площадей сечения £2 , где F2 и Р, —
1
меньшее и большее сечения:
F2
§=0,5 ———F— . (X,6)
- 1
' При постепенном сужении потока (конфузор)
Г.
а: вы + aw; gm = 1<( — 75). <х‚7›
155
Величина К определяется по табл. 22 в зависимости от
центрального угла сужения оп и отношения Длины конфу-
зора Z K его гидравлическому диаметру в узком сечении.
При больших отношениях 7
ёсуж 1 0,5 "— j.
T a 6 Л и Ц а 22
Определение коэффициента К
I Угол сужения, адрдд
7 10 40 60 I 100
0,05 0,45 0,36 0,30 0,42
0,1 0,39 0,25 0,18 0,27
0,6 0,27 0,13 0,12 0,23
Коэффициент потери напора на трение определяется по
равенству: ‘
1 7, F кг
тг — < р: » Ъ
8 sin ———
2
При повороте струи коэффициент сопротивления трению
определяется, как для прямых участков (табл. 23).
Таблица 23
Коэффициенты сопротивления при повороте без плавных
закруглений для круглых труб в зависимости от угла поворота
Углы поворота, осдддд
трубы 5 I I0 I 15 I зо | 45 I so I 90
Гладкие 0,02 0,03 0,04 0,13 0,24 0,47 1,13
шероховатые 0,03 0,04 0,06 0,17 0,32 0,58 1,20
При плавных поворотах с закруглением коэффициент’
сопротивления зависит от радиуса закругления и опреде-
ляется следующей формулой:
_3,5
§=I0,131+0,16(%) -97% (>_<,9)
где d — диаметр колена, м; R — радиус закругления, м.
156
При ос = 90° коэффициенты сопротивления при различ-
ных радиусах закругления следующие:
г? 0,25 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
g 0,131 0,140 0,160 0,206 0,291 0.440 0,660
В прямоугольных каналах на величину потерь влияет
h
отношение ——, где h — высота канала; b — ширина канала.
Ь
Т а б л и ц а 24
Величины коэффициентов сопротивления
ЬК Lo/ho
To‘ о 0,2 0,4 1 0,6 0,8 1,0
0,5 7,9 6,9 6,1 5,4 4,7 4,3
0,73 4,5 3,6 2,9 2,5 2,4 2,3
1,0 3,6 2,5 1,8 1,4 1,3 1,2
Для сложных поворотов приводим коэффициенты со-
противления П-образных каналов при различном сечении
в
‘V2
Рис. 43. Схемы участков для различных видов сопротивления:
g—’BHe3anHoe расширение канала; б — постепенное расширение канала (диф-
Bgggfg. в — внезапное сужение канала; г — плавное сужение канала; д —
Hana. Hoe сужение н расширение (диафрагма); е -— внезапный поворот ка-
: ж — плавный поворот канала; з — г-образньпй поворот канала; и —-
П-образный поворот канала.
157
соединительного канала. Каналы принимаются прямо-
угольными с одинаковой высотой. При расчете сопротивле-
ний скоростной напор принимаем по входному каналу.
Площади входного и выходного каналов равны. Коэффи-
циент сопротивления определяется по отношению ширины
bx
be
длины соединительного канала к его ширине b0 (табл. 24).
На рис. 43 показаны схемы участков различных мест-
ных сопротивлений, методы расчета которых изложены
выше.
соединительного И ВХОДНОГО каналов И ОТНОШЕНИЮ
Экспериментальное определение
сопротивлений в печах_
Экспериментальное определение сопротивлений нужно
для расчетов регулировочных приспособлений в печах, про-
верки проектных расчетов, определения засорений отдель-
ных участков печей, например насадки регенераторов.
Для ` экспериментального определения сопротивления
какого-либо участка в печах измеряют разрежение в начале
и в конце участка, а затем на основании теоремы Бернулли
рассчитывают величину искомого сопротивления. Урав-
нению Бернулли в данном случае придается следующий вид:
2 T wz \
—P1 + Ёж ЪЁ=_'Р2+Ё'УО’Ё%‘+
+ вниз-т + API—2- <X.1o>
B этом уравнении индекс 1 соответствует началу участ-
ка, 2 — концу участка.
EH (уа- уп) берется как алгебраическая сумма гидро-
статических напоров; величина Н (уа-уп) положительная
при движении печных газов вверх и отрицательная при
движении в обратном направлении.
Величины динамических и гидростатических напоров
большей частью не могут быть определены точно, поэтому
желательно точки выбрать так, чтобы разность этих вели-
чин была небольшой. В некоторых случаях последними
даже пренебрегают. Особенно удобно определять величину
сопротивлений на участках между точками на одинаковых
уровнях (например, верх регенераторов восходящего и
нисходящего потоков и т. д.).
158
Покажем определение величины сопротивлений на сле-
дующих примерах. А
1. Разрежение в глазках регенераторов на восходящем
потоке при обогреве доменным газом равно 3,8 мм вод. ст.
Определить сопротивление клапана, колосниковой решетки,
насадки.
За начальную принимаем точку в нижнем туннеле на
уровне воздушного окна. В этой точке разрежение считаем
равным нулю,так как импульсные линии выведены в туннель.
Величинами скоростных напоров пренебрегаем, так как
скоростной напор в наднасадочном пространстве регене-
раторов небольшой. Величина гидростатического напо-
ра на участке регенератора восходящего потока равна
1,7 мм вод. ст.
AP1_.2 = 3,8 -1- 1,7 = 5,5 мм вод. ст.
2. Разрежение в глазках регенераторов на восходя-
щем потоке равно 3,8 мм вод. ст., на нисходящем-
6,4 мм вод. ст. Определить сопротивление косых ходов и
обогревательных каналов. б
Так как точки, в которых измерено разрежение, лежат
на одном уровне, то изменением гидростатических напоров
пренебрегаем. Пренебрегаем также разностью динамических
напоров. При этих допущениях
— 3,8 = —- 6,4 -|— AP1_2,
откуда AP1_2 = 6,4—3,8 = 2,6 мм вод. ст.
Для печей с боковым подводом различают отверстия:
конические с расширением вниз (конфузор на восходящем
потоке и диффузор —— на нисходящем), цилиндрические
(точнее, конические с малым углом наклона), конические
с расширением вверх (диффузор на восходящем потоке и
конфузор на нисходящем).
Приводим некоторые из экспериментально найденных
коэффициентов сопротивления элементов отопительной сис-
темы, определение которых производилось на гидравличе-
ских и аэродинамических моделях (табл. 25 и 26).
Коэффициенты сопротивления отверстий колосниковых
решеток различны для печей с нижним и боковым регули-
Рованием. Для печей с нижним регулированием различают
РеГУЛИруемые и нерегулируемые отверстия (рис. 44).
Величины коэффициентов сопротивления зависят от
ТОЛЩИНЫ регистров (табл. 27).
159
Таблица 25
Коэффициенты сопротивления отверстий колосниковых решеток
Форма отверстий
Название
потока Конические с рас- Цплиндрп- Конические с pac-
шнрением ВНИЗ ЧРСКИЕ ширением ВВЕРХ
Восходящий КонфузЗр 1,6—1‚7 H2HqJq;y22 op
: "‘ у — э
Нисходящий Диффузор 1‚4——1 ,5 Конфузор
1, — 0 1,15—1‚З
Т а б л И ц а 26
КО ициенты соп отивления косых ходов п и ши ине
Р Р Р
газовоздушного сопла 85 мм и длиие 310 мм
Коэффициенты со- Коэффициенты со-
отиоше_ противлений, отне- противления. отне-
T иие пло_ сенные K скорости В сенные К СКОРОСТИ У
ОЛЩИНЗ тдлщина щади вы, среднем сечении выхода в обогрева-
Ha 1?é’°°e' perw ‚(одного косого хода тельный канал
кашле’ стра, мм сечения к
МЗКСИ- ВОСХОДУЪ НИСХОДЯ^ ВОСХОДЯ- НИСХОДЯ-
шальной * щий по- ‹щий по- щнй no‘ щий по-
ТОК ТОК ТОК ТОК
20 — l 3,12 2,42 1,98 1,54
30 30 0,76 4,30 3,34 1,57 1,22
30 45 0,653 4,88 3, 76 1,34 1,03
30 60 0,55 6,48 4,95 1,29 0,98
30 70 0,482 8,40 6,35 1,24 0,94
* Максимальная площадь сечения при толщине рассекателя 20 мм
и при отсутствии регистра.
Название
Отверстия в
крайних сек-
Таблица 27
Величины коэффициентов сопротивления
ОТВЕРСТИЯ В МЗССОВЫХ СЕКЦИЯХ
Hp}! ТОЛЩИНЕ регистра, ММ
потока циях (реги-
стры отсут-
ствуют) 20 1 50 70
Восходящий 3,15 2,15 1,90 1,60
Нисходящий 1,90 1,80 1,50 1,30
160
Половые каналы регенераторов являются раздающими
на восходящем и собирающими на нисходящем потоке, поэ-
тому распределение газов по насадке, связанное с измене-
нием давлений в подовых каналах, трудно регулировать.
Движение в сборных каналах как поток переменной
массы рассматривали многие исследователи. Их работы
обобщены и развиты применительно к отопительной системе
коксовых печей в моногра-
фии проф. И. М. Ханина.
Расчет сопротивления
насадки производится по
формуле ‘
AP.—T0,18-0,34>< -
d"25 . 760 '
\
HI-lac)
(X,1l) .
Рис. 44. Схема расположения от-
— T е - „ ..
где Т Средняя еМп pa верстии колосниковой решетки в
о .
Тура газов В насадке’ K’ печах с нижним регулированием.
H нас ` высота насадки, м;
d — гидравлический диаметр канала, м; 0‚18— коэффици-
ент перевода в метрическую систему мер; 0,34 -— коэффи-
циент для решетчатой насадки.
-Это уравнение получено Финлейсоном и Тэйлором.
По приведенным данным сопротивление насадки равно
0,6——0‚8 мм вод. ст. на восходящем потоке и 0‚7——0,9 мм
вод. ст. на нисходящем. Эта величина завышена по сравне-
нию с экспериментальными данными, получаемыми на
гидравлических, аэродинамических моделях и при про-
мышленных испытаниях. Поскольку нет других формул,
пригодных для расчета, следует пользоваться указанной
формулой с измененным общим коэффициентом. На осно-
вании экспериментальных данных этот коэффициент пред-
лагается считать равным 0,04, т. е. производить расчет
ПО формуле
\
ШЁУОТ ' Ннас
(Х,12)
Аэродинамика сбо.рнь|х газовых каналов
Распределение давлений в сборных каналах (газорас-
Пределительные каналы, подовые каналы регенераторов и
дР-) играет важную роль в аэродинамике отопительной
'11 “д 161
системы коксовых печей. Различают раздающие сборные
каналы, в которых газ из сборного канала расходится
по множеству ответвлений, и собирающие, в которых газ
из боковых ответвлений собирается по ходу движения в
сборный канал. При равномерном изменении расхода из-
менение давления в канале имеет следующий вид:
Р_Р0__‘ЁЁ __ '__x__x_
V _2g{(2 m)(2 [Mi
iii,-%% - [1—( (X,13)
где P0 и W0 -— давление и скорость в начале канала; х — ко-
ордината точки; 1- длина канала.
Сопротивлениями, влияющими на изменение скорости
потока, в этом уравнении пренебрегаем. Эксперименталь-
ные данные показывают, что для раздающих каналов значе-
ние тследует принимать в пределах 0,85—0‚95, а для со-
бирающих — в пределах 0——0,1.
Отношение величины изменения давления Р-Ро и I
w
максимального скоростного напора —2—°—y обозначим симво-
лом Е. Из равенства (Х, 13) видно, что
Р — P '
§=—2"—°=(2—’”) (2—%)% i
ш Y
2-g
1 1 x з
фтжт › [1-(1-7)
Покажем вычисление значения E и Р — P0 на следую-
щих примерах.
1. Рассчитать изменение E и Р —— P0 для подового канала
регенератора восходящего потока. Исходные данные:
количество проходящего воздуха у клапана равно
0,304 мЗ/сек;
yo = 1,285 K2/M3,‘ F = 0,285 M2; T = 343° K;
гидравлический диаметр подового канала d = —%— =
= 0,377 м;
длина подового канала l=6,45 M, a I = 17,2.
Т
162
По этим данным вычисляем максимальный скоростной
напор (у клапана):
2
_u%.y0 . _—_ ( )2. _§’§%§%. % = 0,092 мм вод. ст.
Критерий Re = 30 000.
Величину 7» определяем по формуле Доброхотова
(рис. 43) 7» = 0,051.
T a 6 Л и ц а 28
Потеря давления в сборном канале регенератора восходящего
потока
‘Ii 5 mfa7a.P"c'm. ix‘ ё MMP a:0.P:"m.
0,1 0,130 0,012 0,6 0,652 0,060
0,2 0,254 0,023 0,7 0,717 0,066
0,3 0,369 0,034 0,8 0,767 0,071
0,4 0,416 0,038 0,9 0,797 0,073
0,5 0,569 0,052 1,0 0,808 0,074
Значение то для раздающего сборного канала прини-
маем равным 0,9. Из этих данных вычисляем величину Е,
для различных значений ii = 0,1; 0,2; 1,0:
1
g=[(2—o,9) . (2——,"—)]i,——,-0,051 ><
x3 x А
x17,2[1—(1—T)]=1,1.(2—T) , -
-0,292[1—(1—il)3];
(при 3‘? = 0,1 величины T; и Р — P0 следующие:
E =[1,1(2— 0,1)]0,1— 0,292 - [1 — (1 —-0,1)3] = 0,130;
P—— P0 = 0,130 - 0,092 = 0,012 мм вод. ст.
Значения T; И Р — P0 для всех остальных точек приве-
дены в табл. 28.
A 2. Расчет величины T; и перепада давлений в подовом
канале примера 1 на нисходящем потоке.
Изменение исходных данных: количество продуктов го-
рения у клапана 0,352 мЗ/сек; yo = 1,21 K8/M3; T = 643° K.
11* 163
Скоростной напор продуктов горения у клапана
шЁ т
jg‘ Yo т;
Re = 18 000; 7» = 0,054. ‚
Величину т для собирающего сборного канала примем
равной 0,1.
Величина относительного давления вычисляется по фор-
муле:
ё=<г-т>(2—%)%+%^%11-(1—%-Т1=
=1,9(2——"l—)il+—:‘,,_o,054. 17,2 1—(1——’l—‘—)3]=
=1,9(2_—"l_).—’;—+0,3[1— 1—%)3].
Величины § И Р -— P0 приведены в табл. 29.
= 0,22 мм вод. ст.
Таблица 29
Потеря давления В СбОрНОМ канале регенератора НИСЖОДЯЩСГО
noroxa
x P — P0, x P — P0,
‘T ‘ Ё мм вод. ст. ‘T l Ё мм вод. ст.
0,1 0,445 0,097 0,6 1,890 0,415
0,2 0,835 0,184 0,7 2,022 0,445
0,3 1,173 0,298 0,8 2,128 0,467
0,4 1,460 0,321 0,9 2,181 0,474
0,5 1,696 0,373 1,0 2,210 0,485
Из этих данных видно, что на обоих потоках давление
возрастает от клапана к перегородке регенератора, но на
нисходящем потоке (собирающий сборный канал) значи-
тельно более резко, чем на восходящем (раздающий сбор-
ный канал).
Расчет сопротивления отдельных узлов
отопительной системы
Для расчета сопротивления какого-либо узла отопи-
тельной системы требуются следующие данные:
количество печных газов (газа, воздуха, продуктов го-
рения) И, мз/сек, проходящих через рассчитываемый узел;
плотность у кг/мз и температура газов Т °K;
164 .
сканировал: Nepflmyl
Магнитогорск
2008
геометрическая характеристика узла — схематический
чертеж С ОСНОВНЫМИ „размерами, ПО КОТОрЫМ ВЫЧИСЛЯЮТ
площади _поперечных сечений отдельных, участков _узла‚
M2, И скорость печных газов W0 (СКОРОСТЬ газов вычисляет-
ся для минимальной площади сечения или для отдельных
элементов узла);
2
Ш
скоростной напор печных газов, равный %уод%—.
Составляется схема сопротивлений при движении газов
в рассматриваемом узле: изменение скорости, повороты и
т. д. Общее сопротивление узла рассчитывают либо как
сумму отдельных местных сопротивлений, либо по общему
коэффициенту сопротивления. В обоих случаях сопротив-
ление вычисляют по формуле
2g 0 273 ’
где АР- потеря напора (сопротивление), мм вод. ст.;
j§ }—- коэффициент сопротивления.
ч " Коэффициенты отдельных местных сопротивлений вы-
числяют по теоретическим формулам, приведенным выше.
Коэффициенты общих сопротивлений узлов могут быть при-
няты по данным гидравлического, аэродинамического мо-
делирования или промышленных испытаний.
Расчет сопротивления
отопительной системы коксовых печей
и распределения давлений по ее высоте
При проектировании коксовых печей и их эксплуатации
необходимо рассчитать сопротивление отдельных участков
отопительной системы, а также распределение давлений
по ее высоте. Расчет производится следующим образом:
составляется схема движения газа, воздуха и продуктов
горения. Исходным для расчета является количество рас-
Ходуемого’ отопительного газа в секунду и расчет процесса
горения газа при заданной величине коэффициента избытка
Воздуха, по которому определяют количество требуемого
воздуха и продуктов горения в секунду. Рассчитывают
также плотность отопительного газа и продуктов сгорания
(При температуре 0° C). Пользуясь чертежами печей, выпи-
сывают размеры и площади сечений, по которым проходят
1,65
печные газы. Из предыдущих расчетов печей или по
данным промышленных исследований аналогичных кон-
струкций коксовых печей выписывают температуры печных
газов в различных участках печей по высоте.
Расчет делится на три раздела: расчет сопротивлений
каждого участка, расчет гидростатических напоров и расчет
распределения давлении по высоте отопительной системы.
Если отопительная система печей разделена на коксо-
вую и машинную стороны, что характерно почти для всех
конструкций коксовых печей, применяемых в СССР, то
расчет производится обычно только по коксовой стороне.
При расчете обогрева коксовых печей доменным или дру-
гим бедным газом рассчитывают отдельно сопротивления
по газовой и воздушной ветви потока. Иногда рассчиты-
вают сопротивления только по газовой ветви потока, а для
воздушной ветви они пересчитываются по закону пропор-
циональности сопротивлении квадрату количества печных
газов, плотности газа и его абсолютной температуре, т. е.
по формуле для воздушного потока
APB = АЩЬХЬ. 31,
г Yr Тг
где АР — сопротивление, мм вод. ст.; V— количество
газов, мЗ/сек; у — плотность газов, кг/мз; Т —— абсолютная
температура, °К. I I
Ha нисходящем потоке под И, и V, подразумевается ко-
личество продуктов горения, двигающихся по воздушным
и газовым участкам. В этом случае уравнение упрощается
и принимает вид
I 2
VB T5
АРВ=АРГ Й т.
Температуры TB и Т, можно принять равными, что упро-
щает формулы пересчета.
По приведенным выше формулам для частных коэффи-
циентов сопротивлений или по общим коэффициентам co-
противлений каждого участка, определенным на моделях
или при промышленных испытаниях, рассчитывают со-
противления участков отопительной системы. Если по длине
полупростенка сопротивления тех или иных участков (ко-
лосниковые отверстия, косые ходы) различны, то рассчиты-
вают максимальные сопротивления или средние по длине
полупростенка.
166
Расчет сопротивления отопительной системы произво-
дится главным образом для использования полученных
результатов при расчете дымовой трубы.
Так как от правильного выбора высоты дымовой трубы
зависит возможность работы батареи при заданном периоде
коксования, основная задача расчета — ни в коем случае
не занизить против действительного сопротивление ото-
пительной системы.
По величине гидростатических напоров и сопротивле-
ний в отопительной системе коксовых печей рассчитывают
величины разрежения в различных точках системы. Расчет
производится по равенству
П. П.
РП=РтЁЕ4Н(Уа`_УП) +ZA‘D1
т 711
где Р„ и Рт — разрежение в предыдущей и последующих
П.
точках по ходу движения печных газов; EH (ya —— у„) ———
т
алгебраическая сумма гидростатических напоров от точки т
к точке n. Знак плюс берется при переходе от верхней .точки
к нижней, знак минус — в противоположном случае;
П
ZAP — cyMMa сопротивлений при движении печных газов
711
от точки т к точке n.
B равенстве пренебрегаем изменением скоростных на-
поров в точках т и п, но это не всегда допустимо.
Разрежение в клапане на восходящем и нисходящем
потоке рассчитывают по принципу получения близкого к
нулю положительного давления над шахточкой вертикала:
п п
О=Ркл —'$Н(уа`_уп)
Где О - давление под шахточкой вертикала; Pm —— разре-
/1
жение в клапане; EH (ya — уп) — сумма гидростатических
нпапоров от клапа1на до крышки ‘шахточки вертикала;
ёА/д — сумма сопротивлений.
_ Из этого равенства можно определить Pm:
П П.
РК-д =%‘«HL(Ya—’Yn) j:
167
Знак минус относится к восходящему потоку, знак
плюс — к нисходящему.
В главе XI приведены результаты гидравлического рас-
чета отопительной системы одной из реальных конструкций
печей ПВБ емкостью 30 мз.
и
Расчет сопротивлений клапанов и боровов
Расчет сопротивлений клапанов и боровов производит-
ся по общим методам, изложенным выше. Но так как меха-
низм движения на этих участках изучен недостаточно, не-
которые коэффициенты принимаются не по теоретическим
формулам, а на основании результатов экспериментальных
исследований.
При расчете сопротивления клапана принимаются сле-
дующие частные сопротивления. _
1. Коэффициент сопротивления прохода под тарелкой
клапана, равен 2,6. Общее сопротивление при обогреве
доменным газом составляет около 5 мм вод. ст.
2. Общее сопротивление дымового патрубка трению и
на поворот на 90° при входе в боров составляет 2—3 мм
вод. ст. В боровах учитывается сопротивление трения,
плавные повороты на 90°. Коэффициент сопротивления
обычно принимается при этом равным единице, и на слия-
нии потоков при переходе из боковых боровов в общий
принимается одинаковым при каждом слиянии потоков.
Общее сопротивление боковых боровов достигает 10-
12 мм вод. ст. и зависит от длины борова, т. е. числа пе-
чей в батарее. Сопротивление общего борова слагается из
потерь на трение и на поворот на 90° в дымовой трубе.
Сопротивление общего борова — около 3 мм вод. ст. Со-
противление клапанов и борова в полтора-два раза превы-
шает сопротивление отопительной системы коксовой печи.
Проф. И. М. Ханин определил коэффициенты сопротив-
лений дымового клапана и боровов на гидравлической мо-
дели и проверил полученные величины в промышленных
условиях. Величины коэффициентов, полученные при этом
исследовании, следующие: коэффициент сопротивления ды-
мового патрубка 0,695; коэффициент сопротивления при
соединении потоков дымовых патрубков и бокового борова
зависит от отношения количества газов в патрубке и борове
163:
следующим образом:
—v‘:lET-90,105 0,200 0,286 0,380 0,600 0,700 0,790 0,883 1,000
бор
g - 1,6 10,6 36,1 64,6 254 414 612 726 1208
Подробный расчет сопротивления боровов приведен в
монографии И. М. Ханина.
Величина коэффициента отнесена к скоростному напору
потока в борове. Коэффициент сопротивления поворота
потока при переходе из бокового борова в общий, отнесен-
ный к скоростному напору в боковом борове, составляет
1,4. Коэффициент сопротивления при слиянии потоков в
общем борове, отнесенный к скоростному напору в общем
борове, составляет при первом слиянии (с внутренним боро-
вом коксовой стороны) 1,44; при втором слиянии (с внутрен-
ним боровом машинной стороны) 1,14 и при третьем
слиянии (с наружным боровом машинной стороны) 0,52.
`Глава Х|
РАСЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ДАВЛЕНИЙ
В ОТОПИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЕ КОКСОВЬ|Х ПЕЧЕЙ
ЕМКОСТЬЮ 30 M3
Исходные данные для расчета
1. Фактический расход сухого доменного газа на один
Обогревательный простенок (камеру) в единицу времени:
'l0O—8,9 д
ю 25 ооо(———ю0
r щ 16,4 - 4268
2. Расход сухого доменного газа на один газовый реге-
нератор (два простенка) составит:
сухого газа: 890 - 2 = 1780 мз/ч (0,495 M3/cerc),
влажного газа: 1780 - 1,ОЗ221 = 1837 мз/ч (0,510 M3/cerc).
) . 2640
= 890 M3/t¢(0,249 M3/cerc).
З 22; Содержание влаги в доменном газе при температуре 25° C равно
.. I 9 д
‹ 169
СКаНИровал: ЫерШПУ1
Мап-штогорск
2008
3. Расход влажного воздуха при горении 1 M3 сухого
доменного газа с учетом водяных паров 0,987 M3/M3 воздуха.
4. Расход влажного воздуха на регенератор (два отопи-
тельных простенка):
1780 - 0,987 = 1757 мЗ/ч; 0,488 M3/cex.
5. Количество влажных продуктов горения на 1 M3 cy-
xoro доменного газа D,,_, = 1,898 M3/M3.
6. Количество влажных продуктов горения из одного
отопительного простенка 1,898 ~ 890= 1689 M3/ti или
0,469 M3/cerc; на два регенератора из двух простенков (га-
зовый и воздушный) 1689 ~ 2 = 3378 M3/ta (0,937 M3/cex).
7. Распределение газа, воздуха и продуктов горения
между коксовой имашинной стороной батареи при одинако-
вом числе обогревательных каналов с обеих сторон прини-
маем по данным Гипрококса в соотношении 1,123.
Для данной конструкции печей коэффициент распреде-
ления газа между коксовой и машинной сторонами
7,4 - 1,123
К = =
где 7 —— количество пар обогревательных каналов с коксо-
вой стороны; 8 ~— количество пар обогревательных кана-
лов с машинной стороны; 0,4 — увеличение поступления га-
за в крайние каналы.
Расчет производится по коксовой стороне.
8. Расход сухого доменного газа на коксовую сторону
газового регенератора:
1780- 0,497 = 885 мз/ч, или 0,246 мЗ/сек.
9. Расход влажного доменного газа на коксовую сторо-
ну газового регенератора:
1837 - 0,497 = 913 M3/tt, или 0,254 мЗ/сек.
10. Расход влажного воздуха на коксовую_ сторону воз-
душного регенератора:
1757 . 0,497 = 873 мЗ/ч, или 0,242 мЗ/сек.’
11. Количество продуктов горения, поступающих на
коксовую сторону двух регенераторов:
3378- 0,497 = 1679 мЗ/ч или 0,465 M3/cex.
12. Распределение продуктов горения между газовым
и воздушным регенераторами производим по соотношению
0,497,
170
водяных эквивалентов газа и воздуха (формула VIII,l0).
x = 0,52. ‚
‘Коэффициент распределения поступления продуктов
горения в газовый и воздушный регенераторы т] = 1,08.
13. Количество продуктов горения, приходящихся на
коксовую сторону газового регенератора, будет:
1679 . "08
mm = 875 мз/ч, или 0,243 мз/сек.
14. Плотность влажного воздуха при нормальных усло-
виях (О° С и 760 мм рт. ст.) — 1,285 Ice/M3.
15. Плотность влажных продуктов горения при нор-
мальных условиях (О° С и 760 мм ‚от. ст.) составляет:
0,, = 0,01 (21,20— 1,977 + 5,04 - 0,803 + 71,50 . 1,250 +
+ 2,20 . 1,429) = 1,38 Ice/M3.
16. Плотность влажного доменного газа при 0°С и
760 мм рт. ст. принимаем равной 1,33 кг/мз. Е‘
Определим вязкость газов, проходящих через отопи-
тельную систему, воспользовавшись данными табл. 30.
н
Т а б л и Ц а 30
Коэффициенты для определения динамической вязкости газа по
формуле Сатерленда
1 Химиче-
Компоненты ская фор- кг С
мула
Углекислый газ CO2 13,84 254
Кислород 2 19,43 125
Окись углерода СО 16,56 100
Водород H2 8,50 71
Метан сн, 10,36 164
Азот / Щ 16,67 104
Водяные пары H20 8,18 961
Этилен С2Н4 9,42 225
Сероводород 11,5 11,0 331
Воздух _ 17,21 111
Определим постоянную величину С для доменного газа:
См 2 (10,64 . 254 + 28,07 . 100 -14 0,29. 104 + 4,21 . 71 +
+ 0,09 . 125 + 53,34 . 104 + 3,22 . 961) - 0,01 = 145.
к
171
Постоянная величина С для продуктов горения
C,“ = (21,20 - 254 -1- 5,04 - 961 + 71,50 - 104 +
+ 2,26- 125) - 0,01 = 179; .
Свозд = 111.
ъ/ Вязкость доменного газа
О 1 10,64 28,07 0,29 4,35 0,09
j,g‘r=~0’01 13,34 + 16,56 + 10,36 + 8,50 + 125 T1‘
53,34 3,22 1 0,0359 _
+ 16,67 + 8,18) 10-6 щ 10-'5 ’
„Е; =1,52. 10‘5.
1/ Вязкость продуктов горения
1
21 20 5 04 71 50 2 26 1
i 0 3 I I 1 У j ‘т:
рдпт ’ 113,84 + 8,18 -1 16,67 19,43 10-5
__ 0,0655
10-6 э
мент =1,53 - 10-5.
Вязкость воздуха ново“ = 1,72 - 1O‘5.
T a 6 л и ц а 31
Температуры на участках отопительной системы
Температура
Наименование участков
ОС OK
Восходящий поток:
Газовоздушный клапан 50 323
Подовый канал регенератора 70 343
Колосниковая решетка 80 353
Насадка:
низ 80 353
верх 1102 1375
Подсводовое пространство регенератора 1102 1375
Косой ход 1120 1393
Обогревательный канал 1550 1823
Окно перевала 1475 1748
Нисходящий поток:
Обогревательный канал 1425 1698
Косой ход 1360 1633
Подсводовое пространство регенератора 1320 1593
Насадка:
верх 1320 1593
низ 350 623
Подовый канал 310 583
Клапан для продуктов горения 300 573
172 ‘ \ J
Распределение температур на участках отопительной
системы принимаем по табл. 31.
С повышением температуры вязкость газа ‘изменяется.
по Сатерленду вязкость газов определяется по формуле:
С
1+—— __
= Щ- T I68-C€fCM2'
Ht HO С т / а
1-1-7
C и 110 принимаются по табл. 30.
При смешении газов вязкость смеси определяется из
уравнения .
1oo _ 2 V,-
„см и '
где И-содержание каждого компонента в объемных
процентах.
При указанных ВЫШЕ температурах ВЯЗКОСТЬ соответ-
СТВуЮЩИХ ГЗЗОВ будет равна:
1_|_ 145 у
25°c_ -5 273- 298 _ _5_
мы _1‚52- 10 -:14? ]/77?_1,64- 10,
‘+332?
под, = 1,52 . 10"5;. CM =145; 5%: = 0,531;
o _. 1,531 343 _
1,39}: 1,52. 10 5 . W = 1,81 . 10 5;
' 273
o _ 1,531 353 _
11§?,°=1,52. 10 5 .—Tg. W: 1,s7- 10 5;
WW
,1;132° C: 1,52. 10-5 . ___1237735 = 4,71 . 10-5-,
Wm
o .. 1,531 13 __
НЁЗ°°=1›59"ОБ'Ё" \145‘ —27333‘=4'74"°5-
1393
Для продуктов горения
'11?1°f=1';53-10‘5; Cn.r=179} =_0‚656;
173
Т а б л и Ц а 32
Размеры сечений отопительной системы
Размеры сечений
д ё а з:
ё fig 5 :3 E
Наименование элементов ото- д: о 5 к „д 8 Ё
ПНТЭЛЬНОЙ СИСТЕМЫ Ё E о Щ 7
. к 3 о fig Ё с:
т $3 E’; т E3 ё:
ё г: о 3 ‚те
г: г а‘: аё ё 2 а г.
Газовоздушный клапан 0,705 0,3
Подовый канал регенератора 6,92 0,546><0‚258 0,141 0,351
Колосниковая решетка 0,102 0,033 0,0034 0,066
насадка 2,310 —- 1,1 0,031]
П одовое пространство ре-
re:)1le1}c):Topoa 0,28 0,26 >< 5.62 1.72 0,5
То же, на одии косой ход 0,123 1,72: 14
Сечение входа в косой ход:
короткий 0,254 ход 0.0254 01435
длинный 0‚238><0‚1 0.02288 0:143
Среднее сечение конусной '
части косого хода:
короткого 0,28 0‚197><0,1 00197 01325
длинного 1,0 0‚2><0‚1 0.02 (H335
Сечение прямой части косо-
го хода 0‚12.><0‚1 0.012 W09
Сечение газовоздушного соп- `
ла при средней толщине ре-
гнстра 70 мм, рассекателя
40 мм 1 F = 0‚0133
= (0,320-—
——0,04——
—-2 0,070)><
><0,095
Обогревательный канал 4 0‚62><0‚34 0,211 0,44
Окно для перевала 0,401 ><0,284 0,114 0,333
Смотровая шахточка до вер-
ха печей 1,936
\
I
1 0‚320— длина газовоздушног? сопла без регнстра и рассекателей:
0,095 — ширина газовоздушн
0,0133 : 2 =ч 0,0066 мг.
174
го сопла;
ширина
ГЗЗОВОГО coma
179
1+———- ——
300°C —5 273 573 ...5_
МПА‘ ,
573
° _. 1,656 583 _
11212 °=1,53. 10 5 - т. ]/—т—=2,81 . 10 5;
+ 583
350° с _5 1,656 623 ._5‚
м, =1,53.1o -1——79—. ]/73—=2,9s.10 ,
— +Ts2'3"
132o° c -5 1,656 1593 _5
M,” =1,53.10 .1—T9- 7§—=5,53.10;
+ 1593
o _ 1,656 1633 _
Hf?“ °=1,53- 10 5 = ffi“ W5‘=5»51 ' 10 5?
+ 1633
£425» с _5 1,656 1698 _5_
pm .—.1,53- 10 -fig. 1/73-—_—5,74. 101 ,
1698
15500 c _5 1,656 1823 ._5
м, =1,53.10 -1:l7E)—. ]/—27—3——=6,04.10 .
д“ 1823
Рассмотрим сводные данныео площадях сечений и гид-
равлических диаметрах отдельных элементов отопительной
системы коксовых печей в табл. 32. ‘
Расчет сопротивлений
на участках отопительной системы
Восходящий поток
РЗСЧЕТ ВЕДЕМ ПО КОКСОВОЙ СТОрОНЕ rasoaoro регенератора
С KOPOTKI/IMH КОСЫМИ ХОДЗМИ.
Клапан на восходящем потоке
Для подового канала регенератора F = 0,141 мг; d =
= 0,351 M;'L = 6,920 M. "' =
Количество газа, поступающего в подовый канал, берем
по коксовой стороне: И“ = 0,254 мЗ/сек. 95'
175
254 '
Скорость газа в подовом канале \У(7„= и =
у _ 0,141
= 1,8 м/сек.
Гид авлический диаметр сечения d = ——2——3<—9’-LL =
р г 0,546 +о‚25в
=0,351 м: г
Потери на трение на‘? = 1,87 - 1О"5 кг - сек/мг;
. 1 . '
Re=2ov_rw'£., Re= .105=450o0_
Mt 1,87 I
Расчет сопротивления кирпичного канала производим
по формуле академика Н. Н. Доброхотова: ~
0,175 _ 0,175
B дальнейшем Ж = f (Re) находим по графикам, изоб-
раженным на рис. 42.
АР = 0’0660 . 6,920 - 1,802 - 1.33 - 353
—~——~————————3 _ 0,351 _ 2 _ 9,81 .273 = 0,124/MM вод. ст.
‚ M‘/M‘ ›
_ „ь =‘ ‘ 1\0/IOCHIJICOBLUI решетка
КОЛИЧЕСТВО газа на ОДНО КОЛОСНИКОВОЗ отверстие В се-
кунду
0,24
W0 = -53-“. = 0,00465 M3/Celc,
где 0,246 —- расход сухого доменного газа на коксовую
сторону газового регенератора, M3/cerc; 53 A количество ко-
лосников в одном ряду насадки. ` ‘
Скорость газа в отверстии
0‚00465
wo = WW = М/Се/С,
где 0,О034 —- живое сечение одного отверстия колосниковой
решетки, мг;
АР 21,651 _1,37.1.3g.353
‘T.-EST-_-§7-3-— = MM ВОд. ст.
ljacaarca регенераторов.
Минимальное сечение одного ряда насадки
Fm, = l,'1 мг; с1„‚др= 0,0311 м; высота насадки h =
= 2,310 м; \‹
1 См. главу Х, табл. 25.
176
= °ff“ = 0,224 м]сек; Тер = = 864°G.
Сопротивление насадки
1 W/3VFTcp
d1,‘Z5
0,165
АР = K ___
n 0,o311‘»25 X
== 0,04 - 14
X 0,2242. 1,33 . 864
273 ь
где К — коэффициент пропорциональности, равнь” 0,04;
п —— число рядов насадки регенератора —— 14; l- высота
кирпича, равная 0,165 м.
7
(1.237: Подсводовое пространство регенератора
- к‘
= 0,149 мм вод. ст.‚
А. Потери напора при выходе из насадки в подсводовое
пространство регенератора
FM и 1,12: .
E:(1_F ac)=(1_W) 0,128,
ПОДСВ. ’
простр
0,128 . 0,2242 . 1,33. 1375 _
АР _ _ 0,1)/0221\\MM вод. ст.
/ 2
Б. Потери потока на трение W0 =1 0T’7L12i/!= 0,143 м/сек;
= 0,5 м; ‚ *
11022 C _ 0,143 - 0,5 - 1,33
„д, = 4,71 . 10*"; Re
при Re = 2002 7» = 0,070;
0,28 - 0,143? - 1,33 - 1375
0,5 - 19,62 - 273
0,28 — протяженность подсводового пространства реге-
нератора, м;
ХАР == 0,00 221 + 0,000 276 = 0‚002486 мм вод. ст.
ш . 105 = 2002;
АР = 0,070 = 0‚000276 мм вод. ст.;
Косой ход
/““'\._.---§—.
A. Потери потока на вход в косой ход (сжатие струи).
В крайний косой ход подается газа и воздуха на 40% боль-
Ше, чем в массовые косые ходы. В один массовый косой
ХОД поступает газа
0,246
Wo='14',r=
0,0166 M3/ce/c,
12 1021
177
где 0,246——- расход сухого доменного газа на коксовую
сторону газового регенератора, мЗ/сек; 14,8 — количество
косых ходов с прибавкой на увеличение количества газа,
поступающего в крайние обогревательные каналы.
Сечение входа в короткий косой ход F = 0,0254 M2.
Сечение подсводового пространства перед входом в ко-
сой ход F1 = 0,123 M2;
F 0,0254
§= 0,5(1_ Ё) = 0,5(1— = 0,396.
0,0166
Скорость газа при входе в косой ход щ, = —fi2—5;— ==
= 0,654 м/се/с.
0,654? 1,33 1393
АР = 0,396‘ —m%m3——
Б.2Потери на поворот в 45° при входе в косой ход § =
= 0,3 .
= 0,0591 MM вод. ст.
0,6542 1,33 1393
АР = 0,32 - 1962 _ 273 = 0,0476 MM вод. ст.
"В. Потери на трение. Среднее сечение косого хода
F = 0,012 мг; dc, = 0,109 M; L = 1,0 M; W0 = жёг; =
= 1,38 м/сек; 11;1§g0°C = 4,74 . 10-5, х = 0,066.
1,38 1,33 0,109
Re = ш . 105 = 4220.
1,0 1,382 1,33-1393
A‘D=0’066' 0,109-19,62,-273
Г. Потери на поворот в 45°. § = 0,32; W0 = 1,38 м/сек.
1,383 1‚33- 1393
АР = 0132 ' 19,62 . 273
Д. Потери на вход газа в сечение на уровне рассекателя
(сжатие). Площадь сечения газовоздушного сопла с уста-
новленными регистрами составит 0,0133 м“; газового соп-
ла — 0‚0066 мг:
= 0,399 мм вод. ст.
=О‚211 мм вод. от
/ F . о 0‚0066
§=0,5\1—— s1n 10 = 0,5(1— Om 0,1736 =
= О,039;-
щ, = = 2,52 м/сек;
АР = 0,039. 2’521296;’?32‘7;393 = О‚0856 MM вод) ст.
178
Е. Потери при выходе газа и воздуха из косых ходов
в обогревательный канал
Vm, = 0,0166 M3/cerc; V303,, = 0,0166 >< 1,0322 =
= 0,0171 M3/cerc. ’° ‘
Количество газовоздушной смеси:
0,0166 + 0,0171 = 0,0337 M3/cerc.
Средняя плотность газовоздушной смеси:
1‚285-;1‚зз =1‚307 we/M3_
Сечение обогревательного канала F2 = 0,211 Мг; сечение
газовоздушного сопла F1 = 0,0209 M”.
Скорость газовоздушной смеси в выходном сечении в
обогревательном канале
F1
0,0337 2
щ, = 2 _ 0,0066 = 2,55 м/сек; Е=( — 72-) =
0,0209 2 _
=(1——Q—2fi~) =0,81,
2552 . 38- I393
АР= 0,81, = 1,89 MM вод. ст.;
21115 = о‚о591 + 0,0476 + 0,399 + 0,211 + 0,0856 +
+ 1,890 = 2,6923 MM вод. ст.
Обогревательный канал
F=0,21lM2; d=0,44 M; H=4M.
Количество продуктов горения, приходящихся на массо-
вый вертикал, п
0,0166- 1,898 = 0‚0З15 мЗ/сек,
где 1,898 — количество влажных продуктов горения на
1 м” сухого доменного газа.
0‚0З15
А. Потери на трение 1170 ='—тт- = 0,149 M/C€fC.
1xrit"i‘°°°= 6,04- 10“5'.Re= ————————°'”9 ‘$4’ "38 . 105 = 1500;
к =0,0745;
4 ~ 0,1492 -1,38 .1823 ___
АР = - —- ММ ВОд. ст.
12* 179
Б] Потери при повороте на 9О° в перевал, E = 1,3
Сечение перевала F = 0,114 M2. W0 = —%%31l4iL =г
= 0,276 м/сек. т q
0,2762 . 1,38 . 1748
АР == 1,5 = MM 300. CITI.
0,114)
В. Увеличение скорости в перевале E = 0,5 (1 ———(fifi
\ ‚
= 0,23;
АР = 0,23 - -————————-0’27?;ё;’_3;31748 = 0‚00751 мм вод. c/n.1_
ЕАР = 0‚0071 —|— О,0514 —|— 0‚00751 = 0‚066О мм вод. cm. _
НИСХОДЯЩИЙ ПОТОК
Обогревательный канал
А. Потери напора на выход продуктов горения из пере-
вала в обогревательный канал
§=(1——Fi)2=(1——‘“—‘i)2=0,211;
F1 0,211
АР = 0,211 . = 000721 MM вод. ст.
A _ 719,62 . 273
Б. Потери на поворот в Обогревательный канал
,5. ,27 2.1,3s. 1698
АР = = 0,0497 MM вод. ст.
В. Потери на трение
щ, = 0,149 м/сек; „жаб“: 5,74 . ютё
Re ._. . 105 = 1580; я = 0,074;
AP = 0,074 . = 0‚00644 мм вод. ст. р
БАР = о‚оо721 + 0,0497 + 0,00644 = О‚0633 мм. вод. т.
Косой ход
FCB = 0,009 M2; FKOc_x0Aa = 0,1088 мг.
А. Потери на входе в косые ходы. Количество продук-
тов горения, приходящихся на массовый вертикал, _
ОШ? = 0‚0166 £1,898 а 0,0315 мз/Ьек.
180
Количество продуктов горения, поступающих в один
косой ход газового регенератора, составит: _
-1;0s~- А
где 1,08 —- коэффициент распределения продуктов горе-
ния между воздушным и газовым регенераторами;
0,0163 0,009
wo == = 1,81 м/сек; E: 0,5(1—- )’fvQ,458; п
1,812 . 1,38
AP = 0,458 - 19,62 › 273 = 0,629 мм вод. ст.
Б. Потери на трение на прямом участке длинного косо-
го хода. Сечение косого хода F = 0,012 M3; d = 0,109 м;
Lcp = 0,5 м.
Количество продуктов горения, приходящихся на мас-
‘совый вертикал, равно 0,0315 M3/cezc.
Количество продуктов горения, поступающих в один
косой ход газового регенератора, равно 0,V0_1§§y,_J1L3/(I__€,_I§.
щ, = ___—_%’%11Ё3 = 1,36 м/сек; pffoocs 5,61 . 1O_5;
Re = :————-"36’ "38 ' °"°9 . 105 = 3650; 1 = 0,066;
5,61
1,362 - 0,5 . 1,38 - 1633
0,109 - 19,62 - 273
В. Потери при повороте на 45° в косом ходе 1; = 0,32;
1,362 - 1,38 . 1633
we = M/C€lC; : - =-
= 0,249 мм вод. ст.
Г. Потери на трение на наклонном участке.
АР = 0,066 - = 0,235 мм вод. ст.
Среднее сечение конусной части длинного косого хода
F =0‚2 - 0,1 =0,02 м; d =0,1355 м; L = 1,0 м;
?ь=0‚066.
0,0163
щ, = Й- = 0,815 м/сек;
1,0 . 08152 . 1.38. 1633
АР : 01066’ 01335. 19,62 . 273
Д. Потери на повороте в 45° при выходе газа из косого
Хода в подсводовое 11ространство. .
=0,1391 мм вод. ст.
1 8,1
. 1u..~11:1...mm&
Среднее сечение наклонной части косого хода F =1
= 0,0231 м?
Скорость продуктов горения в наклонной части косогоЁ
хода
_ 0,О163
0 — 0,0231
' AP = 0,32 . = 0‚0675 мм вод. ст.
= 0,706 м/сек; „_ЁЬ_ЁА0,З2;
,-
Е. ПОТЕРИ при ВЫХОДЕ ИЗ КОСОГО ХОДЗ В ПОДСВОДОВОЭ про-Ё
странство. Сечение выхода F = 0,0123 м“.
W0 = 0,”/06 м/сек. Сечение подсводового пространствай
перед косым ходом F = 0,173 м“.
2
g=(1—0i,’1‘-’73L,‘:”—} =0,75; AP=0,75><
0.706“ - 1,38 - 16331
19,62 ' 273 = 0,158 мм вод. pm.’
ЕАР = 0,629 -|- 0,235 + 0,249 + 0,1391 + 0,0675 +
+ 0,158: 1,477 мм вод. ст.
Подсводовое пространство,
А. ПОТЕРИ на трение. Среднее сечение ПОДСВОДОВОГО
пространства F = 1,72 м“. Количество продуктов горец
ния, приходящихся на коксовую сторону газового регене-.
0,243
ратора, V = 0,243 M3/cerc; щ, = — = 0,141; L = 0,28
D 1,72
d = 0,5; „Е?“ ° = 5,53 . 10-5;
Re: Е; '5°5§' L38 . 105 = 1760; 1 = 0,073;
AP = 0,073 ш $41‘; é2"f°§7'3‘593 = 0,000 332 мм вод. ст.’
Б. Потери На вход в насадку регенератора у
1;: 0,5( _.§:—) =0,5(1 = 0,180;
щ, = Of?‘ = 0,22 м/сек,"
где 1,1 — живое сечение насадки, м“;
182
1,72 —>xnBoe.cetIeHne подсводового пространства, м”.
AP = 0,180 - ———-————%f’8273l593 = 0,00358 мм вод. ст.;
ZAP = 0,000332 + 0,00358 = 0‚00391 мм вод. ст.
Насадка регенератора
Скорость в насадке шр = 0,22 м/сек; d = 0,0278 м;
Н = 2,310 м;
Тер i___ 1593; 623 = 11080 С;
1313—0004. 14
Q’03H1,25_273 = 0,193 мм вод. ст.
Колосниковая решетка.
Потери на входе в колосники. F = 0,0034 M2; И =
= 0,102 м; d = 0,066 м.
Количество продуктов горения, приходящихся на одно
колосниковое отверстие, V = 0243 = О‚О0459.
53
0,00459
Скорость продуктов горения w0= тут = 1,35 м/сек.
Сопротивление колосниковой решетки АР = 1,45 Х
1,353-1,38-623 _
—* — MM 806. ст.
П одовый канал
Потери на трение F: 0,141 м’; =0,351 м; L =
= 6,920 м; 11292“: = 2,80-10“5; щ, = = 1,72 м/сек;
Re = ———————"72 ' °j$ ' "38 . 105 = 29700; ж = 0,0436;
АР = 0‚0436 . = 0,125 мм вод. ст.
Гидростатические напоры
на участках отопительной системы
Расснитываем плотность атмосферного воздуха
Tm, __ 273. 1,2s5_ _ 1,160‘
J T ‘ 298 “
И определяем гидростатический напор.
183
Таблица 33
Сводная таблица сопротивлений и гидростатических иапо
Восходящий поток
Потери,
мм вод. ст.
г
ческий напор,
мм вод. ст.
Гидростатн-
з
~21
Подовый канал 0,124 0,0273
Колосниковая решетка 0,271 0,0141
Насадка 0,149 £707
Подсводовое пространство 000249 0,250
KOCBIE ходы 2,6923 0,978
Обогревательный канал 0,0660 3,816
До верха печей —— 1,673
Итого: 3,3048 8,4654
Нисходящий поток
Обогревательный канал 0,0633 3,870. а‘
Косые ходы 1,477 1,000
Подсводовое пространство 0,00391 0,258
Насадка` 0,193 1,894
Колосниковая решетка 0,424 0,056
Подовый канал 0,125 0,137
Итого: 2‚2862 7,221
184
ВОСХОДЯЩИЙ ПОТОК
Додовый канал (от оси) Л = 0,273 11,160 —
== 0,0273 мм вод. ст.
Колосниковая решетка: Л = 0,102 11,160 —
з: О,0141 мм. вод. ст.
A B насадке = 2,3111,160 —— 1 11 = 1,707 мм
вод. ст.
Подсводовое пространство: Л = 0,2811,160 -
1,33 . 273 _
—- — MM ЗОд. ст.
Косой ход: /z = 1,08811,160 — = 0,9%8 MM
6-—-—-— ‘,
вод. cm.‘
ll
Обогревательный канал: Л = 4 {1,160 —-
= 3,816 мм 606. cm.
.‚ 1,38 - 273
До верха печеи: Л = 1,9361 1,160 —
Н
=1,673 мм вод. ст.
Нисходящий поток
1’ Ёбогревательный канал: Л = 4 11,160 —— 1———__~1~'3?£;8273)1 =
= ,876 мм вод. ст.
Косой ход: Л = 1,088 11,160 — = 1/1,90 Мм
606. cm.
Подсводовое пространство: Л = 0,28[ 1,160 —11'3185'§3m)1=
1
= 0,258 мм вод. ст.
Насадка: Л = 2,31011,160 — = 1,894 мм
вод. ст.
Колосниковая решетка: Л = 0,102 11,160 —— 1—————1'3§2'§73\11 =
= 0,056 мм вод. ст.
1 Температура от смотровой шахточки до верха печей 1273° К.
185
Подовь1й канал (до оси): h = 0,273 [1 , 160 — К I’3:7'3273M=
= 0,137 мм вод. ст.
Расчет распределения давлений
в отопительной системе
от клапана до клапана
Восходящий поток
Разрежение у входа в подовый канал 8‚4654 — 3,3О48 =
= 5‚16О6 мм вод. ст. 4
Разрежение наверху подового канала 5‚16О6 + 0,124 -
—— 0,0273 = 5,2573 мм вод. ст.
Разрежение наверху колосниковой решетки 5‚2573 +
+ 0,271 —— 0,0141 = 5,5142 мм вод. ст. —
Разрежение наверху насадки 5,5142 + 0,149 — 1,707 =
= 3,9562 мм вод. ст.
Разрежение наверху подсводового пространства регене-
ратора 3‚9562 + 0,00249 -— 0,250 = 3,7086 мм вод. ст.
Разрежение внизу обогревательного канала 3,7086 +
+ 2,692 —— 0,978 = 5,4226 мм вод. ст. ” '
‘к
Разрежение вверху обогревательного канала 5,4226 1:
„_ _;
+ 0,0660 —— 3,816 = 1,673 мм вод. ст.
Разрежение наверху печей 1,673 —— 1,673 = 0,0 мм
вод. с . -
Нисходящий поток
Разрежение у входа в косой ход
= 5,6123 мм вод. ст.
Разрежение у входа в подсводовое пространство 5,6123+
+ 1,477 + 1,000 = 8,0893 мм вод. ст.
Разрежение у входа в насадку 8,0893 + 0,00391 + 0,258 =
= 8,3512 мм вод. ст.
Разрежение у входа в колосниковую решетку 8‚3512 +
+ 0,193 + 1,894 = 10,4382 мм вод. ст.
Разрежение у входа в подовый канал 10,4382 + 0,424 +
+ 0,056 = 10,9182 мм вод. ст.
Разрежение у входа в клапан 10,9182 + 0,125 + 0,137 ==
= 11,180 мм вод. ст.
185
1,673 + 0,0633 + 3,876 =
цщш
‚ .
9:1
Распределение давлений
в отопительной системе
на пути движения воздуха
Коэффициент пересчета сопротивлений с газового пути
на воздушный на восходящем потоке рассчитывается по
формуле
__ их? V, w < 1757 Г 1,285 _
K’(’T/T) '77?“ 1837 ’ 1,330 ‘Q88’
где К — коэффициент пересчета сопротивления системы с
газового пути на воздушный; VB —— расход влажноговозду-
ха на один регенератор; V, —— расход влажного доменного
газа-на один газовый регенератор; ya = 1,285 K8/M3‘, у, =
= 1,330 лог/м“.
Сопротивление системы на пути движения газа и возду-
ха показано в табл. 34.
Т а б л и Ц а 34
Сопротивление системы на пути движения газа и воздуха
Сопротинле- Сопротивле-
ние на пути Hue на пути гидр0стати_
Участки системы движет” Га‘ движения ческий напор.
за Apr мм н°здУха мм вод. ст. “
вод. ст. K ‘ AP r
Подовый канал . 0,124 0,109 0,0382
Колосниковая решетка 0,271 0,238 0,0168
Насадка 0,149 0,131 1‚739_
Подсводовое пространство 0‚00249 0‚О0219 0,253
Косые ходы 2,6923 2,3690 0,987
Обогревательный канал 0,0б60 0‚0580 3,816
До верха печей _. _. 1,673
Итого: ’ 3,3048 \ 2,9071 8,5230
.______
* Рассчитывается следующим образом. Например, в подовом канале
l,l60——1,285-273
h = 0 ‚273 =0,0382 мм вод. ст.
Сопротивление воздушного клапана, обеспечивающее
нулевое давление наверху печей:
9,5230——2,9071 = 5,6159 MM вод. „ст.
18,7
Распределение давлений
.в отопительной системе
Восходящий поток
Разрежение у входа в подовый канал равно 5,6159. м
вод. ст. ^
Наверху подового канала 5,6159 + 0,109 —- 0,0382 ц!
= 5‚6867 мм вод. ст. A
Наверху колосниковой решетки 5‚6867 + 0,238 -
——- 0,0168: 5,9079 мм вод. ст.
Наверху насадки 5,9079 -1- 0,131 —— 1,739 = 4,2999 мм
вод. ст. - 5
' ‘Таблица 35 `
Сопротивление системы иа пути движения продуктов горения
СОПРОТИВЛЕНИЯ На ПУТИ ДЕН-
ЖЭННЯ ПРОДУКТОВ ГОРСННЯ,
мм вод. cm. гидростатш
Участки системы ческий напор,
в газовой в воздушной “м “дд- ""-
ВЕТВИ ветви
Обогревательный канал 0,0633 0,0633 „ Здёг Д.
Подсводовое пространство 0,00З91 0,00391 0,2. “та,
Косые ходы 1,477 1,477 1,000
Насадка 0,193 0,193 1,894
Колосниковая решетка 0,424 0,424 0,056
Подовый канал 0,125 0,125 - 0,137
Итого: 2,2862 2,2862 7,221
- Наверху подсводового пространства 4,2999 + 0,00219 ‘—-
—— 0,253 = 4,0490 мм вод. ст. а +
Наверху косого хода 4,0490 -— 2,3690 -1- 0,987 =
= 5,4310 мм вод. ст. . .
Наверху обогревательного канала 5,4310 -1- 0,0580 -
—— 3,816 = 1,673 мм вод. ст.
Наверху печей 1,673 -— 1,673 = 0,0 мм вод. cm, —
Данные расчета сопротивления движения продуктов
горения приведены в табл. 35. ‚.
Нисходящийлоток
Наверху обогревательных каналов” 1,673 мм вод.‘ сиг;
Внизу обогревательных каналов 1,673 -1- 0,0633 -1-
+ 3,876 = 5,6123 мм вод. ст. ' ‚
188
д = 8,З5121 MM вод. ст.
‘ " У косого хода 5,6123+
+ 1,477 + 1,000 = 8,0893 MM ‘
вод. ст. \~
-У входа в подсводовое
пространство регенератора
8,089З + 0‚00391 + 0,258 =
У входа в насадку
8,З5121 + 0,193 + 1,894 =
= 1О‚4382 MM вод. ст. :2
У входа в колосниковую pe-
шетку 10,4382 + 0,424 +
+ 0,056= 10,9182 MM.
//
Рис. 45. Распределение давлений в
отопительной системе печей ПВР-ЗО,
450 (обогрев доменным газом).
газовый регенератор; -————— воз- Ёддг/дгш
душный регенератор
to
ъ
З
‚ММ 03.4’ .
У входа в подовый канал 10,9182 -1- 0,125 -1- 0,137 =
= 11,1802 MM вод. ст.
Распределение давлений в отопительной системе печей
’ПВР-30, 450 (обогрев доменным газом) показано на рис. 45.
Глава Х||
РАСЧЕТ ГАЗОВЫХ ГОРЕЛОК
Правильное распределение коксового газа по отдельным
обогревательным каналам отопительного простенка —— важ-
нейшая и наиболее трудная задача регулирования обогре-
ва коксовых печей.
До последнего времени сечения горелок подбирались
в основном эмпирическим путем. Это удлиняло сроки ре-
гулирования обогрева печей, приводило к необходимости
замены большого количества горелок и тем самым к значи-
тельным затратам труда.
_- важному и актуальному вопросу —- расчету газовых
горелок‚—— посвятили свои работы многие исследователи
189
(В. В. Юшин, Б. С. Филиппов, И. В. Вирозуб, И. I/I.'Py-
зин и др.). Метод расчета горелок, предложенный И. И. Ру-
зинь1м‚ является наиболее удачным и применяетсяв прак-
тике регулирования обогрева коксовых печей, хотя
размеры горелок, рассчитанные по этому методу, все же
требуют некоторых поправок. Ниже излагается данный
метод расчета. ‹
Для правильного распределения коксового газа по от-
дельным обогревательным каналам простенка коксовых пе-
чей нужно определить необходимое количество газа для
каждого обогревательного канала.
Эта задача не решена до настоящего времени. Во всех
предложенных методах принимается, что расход газа в
каждом обогревательном канале пропорционален ширине
камеры коксования (за исключением двух крайних обогре-
вательных каналов, куда подается количество газа на 40
и 20% соответственно больше среднего). При таком распре-
делении газа не учитывается неодинаковая насыпная Age-
ca загрузки в различных участках по длине камеры, а
также изменение коэффициента полезного действия обогре-
ва с изменением температур по длине простенка ‘. Поэтому
рассчитанные размеры горелок приходится корректировать
по результатам практических измерений. ;
Обозначим ширину камеры на оси la-ro o6orpe3a1‘eJus-_ х
ного канала bx; количество газа, подаваемого в этом ‚ка—
нале,— qx; количество газа, проходящего через корнюр в
соответствующем участке,—— ОК, а общий расход газа на
полупростенок —- Q, M3/cerc.
Обозначив коэффициент пропорциональности расхода
газа по ширине камеры через К, получим:
Ч: = 1»4Kb1;
qz = 1,2Kb2;
43 = Кдз?
qn = Kbn;
Q=K(1,4b1+ 1:252-I-53+ +bn)!
1 Так как коэффициент полезного действия иа данном участке
печи уменьшается при повышении температуры в обогревательном
канале, то он оказывается различным по длине простеика. Следователь-
но, требуемый расход газа на Коксование 1 кг шихты должен быть раз-
личным по длине простенка, что не учитывается, если расход газа при-
нимается только пропорциональным ширине камеры.
190
откуда _ ‚
к = Q
1,412, +1,2Ь2+ 123+ +5"-
Расход газа в /г-м обогревательном канале
а = Q ‘ bk
k l,4b,+l,2b2+b3+ +5”
Так рассчитывается желательное распределение коксо-
вого газа по длине отопительного простенка.
При расчете горелок первоначально задается средний
диаметр их, который подбирают исходя из условий наилуч-
шего распределения температур по высоте коксового пи-
рога. При этом учитывают, что чем меньше средний диаметр
горелки, тем легче правильно распределить газ по длине
простенка. Однако в то же время необходимо повысить дав-
ление газа в корнюре, принимая во внимание опасность
прососов газа из корнюра в регенератор. Обычнопо прак-
тическим наблюдениям средний диаметр горелки прини-
мается равным 30 мм. в
Общее давление коксового газа в газораспределительном
канале (корнюре) определяется по формуле
(ХН‚1)
Ш?
Ан = E72; v, (хит)
гдейф- коэффициент, рассчитываемый по эмпирической
фошулеъ
§=+2+—‘;:‘—; <xn.3>
щ, — скорость газа в корнюре перед первой горелкой,
м/сек.
Величина (р представляет собой отношение суммы пло-
щадей сечения горелок к площади сечения корнюра и обыч-
но равна 0‚55——0‚65.
Гидростатический напор газа в корнюре перед /г-й горел-
кой определен в исследованиях И. Я. Конфедератова на
основании законов движения газа переменной массы и вы-
ражается формулой
AP,.=AP,+%v{(2—-i—)-’£-—**-Lo-[1-
— (1 — %)3j —% . 32.}, (ХНА)
191
где х — расстояние от начала корнюра до оси гг-й горелки, .
м; L — полная длина корнюра, м; ж- коэффициент тре-
ния, принимаемый обычно равным 0,О3—О,05; D —диа-
метр корнюра, м; п — количество горелок.
Сопртивление каждой горелки определяется по извест-
ной формуле
2
Ш
APk = „ей у, (XII,5)
где цк -— коэффициент сопротивления горелки; wk —— ско-
рость газа в горелке, м/сек.
При этом принимается, что давление во всех обогрева-
тельных каналах одинаково и равно условному нулю. Сле-
довательно, не учитывается влияние перекидных каналов,
нижних регистров и других факторов на величину давле-
ния в обогревательных каналах. А это вносит определенную
погрешность в расчет и также обусловливает необходимость
корректировки рассчитанных размеров горелок по прак-.
тическим данным.
Коэффициент сопротивления горелки пи был определен
И. И. Рузиным при исследованиях на гидравлических мо-
делях, причем была установлена следующая эмпирическая
зависимость:
дср
D
щ = 1,56 + % (оно _ 0,104 (XII,6)
Заменяя в равенстве (XII,5) скорость газа wk через
% (где Sh —— площадь сечения горелки в k-M обогрева-
k
тельном канале), получаем после простейших алгебраи-
ческих преобразований
__ "И? 2 7
Sk — qk 2gApk M . (XII,')
Диаметр горелки определяется по известной геометри-
ческой формуле
48
dk =3 M.
Приведенная методика расчета газовых горелок не учиты-
вает изменения температуры газа по длине корнюра (рас-
чет сделан для изотермических условий). Рассчитанные
размеры горелок должны быть скорректированы на изотер-
'1 92
мичность газового потока. Эту корректировку производят
умножением рассчитанного диаметра горелки на коэффи-
циент В:
р= \(XII,8)
где Tk и T1 — абсолютная температура газа перед /г-й и
х первой горелками, °K.
Показатель степени т в равенстве (ХП‚8) теоретически
равен 0,25. Наибольшее совпадение с практическими дан-
ными получается, если т принять равным 0‚15—0,20.
Для расчета температуры газа перед каждойргорелкой
пользуются формулой
Т, oLkFTk + cQT,;_1
где Tk и Tk_1— абсолютная температура газа перед /г-й
и /е —1 горелками, °К; Tk — абсолютная температура стен
в корнюре перед /г-й горелкой, °К; F —— поверхность стен
корнюра между /г—1 и /г-й горелками, м2; C—— теплоемкость
коксового газа, кдж/ (мз - град); oak —~ коэффициент теп-
лопередачи, определяемый по формуле Шака:
3(ш%)о‚в
“I2 = D025
IC6f7l/(M2 - град).
Предполагается, что температура стенки корнюра изме-
няется линейно. Замеренные в печах ПК-47 с 26 вертика-
лами температуры стен корнюра оказались следующими
на машинной стороне (°К): 1-я горелка——393°; 13-я го-
релка —— l223°; на коксовой стороне: 26-я горелка —
393°; 14-я горелка — 1273°.
[Трирёдьим примернёайбраёчет горелок для печей Гипро-
кокса емкостью ‚ м .
Расход газа на один простенок равен 90,5 /z/cerc.
Питание простенка газом происходит через четыре кор-
нюра (два с каждой стороны). Рассчитываем диаметр горе-
лок нечетных обогревательных каналов с машиннои сторо-
Ньдшобъединенных общим корнюротё.
ирина камеры на оси каждого о огревательного кана-
Ла приведена в табл. 36.
Расход газа принимаем пропорциональным ширине
камеры; для крайних обогревательных каналов расход
13 к
102°. 193
газа увеличиваем в 1,4 раза, а для каналов 2 и 27 -=— B 1,2
раза.
Определяем коэффициент пропорциональности в урав-
нении (Х11,1):
_ Q
K " 1,412, + 1,212, + b3 + +1,2Ь(27›+1‚4Ь28
90,5
= 1,4 . З81,8 +12 . 384,6 + 386,4 + ‘ 0’00765'
B обогревательных каналах расход газа составляет,
/2/ce/c:
ql = 1,4 - 0‚00765 - 381,8 = 4,09; .
q3 = 0‚00765 ~ 386,4 = 2,95;
q5 = 2,97; q, = 3,00; 49 = 3,03; qu = 3,06; q13 = 3,08.
Таблица 36 Таблица 37
Измененне ширины камеры Изменение расстояния между
ПО ДЛИНе HPOCTCHKH. l"0p(‘.JlK3.MH ПО ДЛИНе IIPOCTCHKH.
М: вертика- Ширина ка- М го- х
лов меры. мм релок х 1 г
1 381‚8 1 0 0
3 386,4 3 960 0,47
5 390‚0 5 1920 0,333
7 393,6 7 2880 0,500
9 397,2 9 3840 0,667
11 400‚7 11 4800 0,833
13 404‚3 13 5760 1,000
2 384,6
4 И т. д. 388,2
Полный расход газа через корнюр, обслуживающий
рассчитываемые горелки, равный сумме расходов газа для
каждого обогревательного канала‚—— 22,18 л/се/с. Диаметр
корнюра равен 90 мм; площадь сечения —— 0‚ОО636 м?
Скорость газа в корнюре перед первой горелкой полу-
чаем делением общего расхода на площадь сечения корнюра:
22,8. 10-3
UU0 7-" ’W)' : M/CBIC.
Принимаем отношение площади сечения горелок к пло-
щади сечения корнюра ф равным 0,55. Соответственно это-
194
My величина E по формуле (Х11,3) равна:
g = — 2 + = 4,2.
Величина полного скоростного, напора перед первой го-
релкой по уравнению (Х11‚2) равна:
AP, = 4,2 31492
ЁТЗЁОА? = 1,22 мм вод. ст.
По чертежу печей определяем: х —— расстояние от оси
первой горелки до оси каждой горелки и L —- расстояние от
оси первой горелки до оси 13-й горелки, а также отношение
% (табл. 37).
T a 6 Л и Ц а 38
Распределение гидроста- Т а б J’ И Ц а 39
тического иапора газа пе- Данные о расходе газа и величинах
ред горелками коэффициентов сопротивления горелок
.\"-2 горелок з)’; N2 горелок Q п? 11
1 1,22 1 22,18 5,4 1,70
3 1,16 3 18,09 6,1 1,71
5 1,14 5 15,14 5,1 1,69
7 1,13 7 12,17 4,0 1,66
9 1,14 9 9,17 3,0 1,64
11 1,14 11 6,14 2,0 1,61
13 1,14 13 3,08 1,0 1,58
Гидростатический напор "газа перед каждой горелкой
определяем по формуле (Х11,4). Так, для третьей горелки
Ард равно:
3,492
AP3 = 1,22 + Ёж
0,47 {(2 — 0,167) 0,167 — 0,05 ><
>< 11—(1 —0,167)31——‘7- 0,167}: 1,16 MM вод. ст.
Подобным образом рассчитываем величины АР для
остальных сечений корнюра. Коэффициент потери напора на
трение к принимаем равным 0,05. Приводим величины Ар
(табл. 38). 1
Для определения коэффициента сопротивления горелки
Предварительно вычисляем ее средний диаметр и среднее
13* 195
соотношение диаметра горелки K диаметру корнюра. Исходя
из принятого значения ф, получаем:
104 0,55 0,55
Scp:iT-‘ —7—=636O . —7—-_—500 MM2,
откуда
4 . 500 ' d 25,2
dcp : W -‘= MM; Бр = т = 0,28.
Определяем расход газа через каждое сечение корнюра.
Очевидно, перед первой горелкой расход равен 22,2 л/сек,
перед третьей горелкой эту величину надо уменьшить на
величину расхода в первой горелке-—4,09 л/сек и т. д.
Величины расходов Q ОТНОШЕНИЯ -3- И т, рассчитанных по
формуле (XII,6), приведены ниже (табл. 39).
Для третьей горелки эти величины равны:
Q = 22, 18— 4,09 = 18,09;
Q _ 18,11 _ _
T“"W‘“6’1’
1,3 = 1,56 + 6,1 (0,413 - О‚28— 0,104) =,1,71.
Зная величину п и Ар, определяем по равенству (ХП,5)
величину w, площадь сечения горелки S и диаметр горелки
d. Так, для третьей горелки эти величины определяются
следующим образом:
2
3
. 2
AP3= n3—23g—y или 1,16= 1,71 . 0,47,
откуда
шз = 5,21 м/сек;
2,95.10-3 _
33 = 72.3. = 5,2] 106 = 565 MM2,
4 - S. 4-565
d3 1 1 W 1 MM.
Скорость газа, площадь сечения и диаметр горелок
имеют такие величины (табл. 40).
Рассчитанные диаметры горелок соответствуют изотер-
мическим условиям. Так как в корнюре газ нагревается
и, следовательно, объем его увеличивается, то диаметр го-
196
0,15
релки должен быть увеличен в отношении . Прак-
1
ТИЧЕСКИ ВПОЛНЕ ДОСТЭТОЧНО ЕГО УВЕЛИЧИВЗТЬ на МНОЖИТСЛЬ
1 —|- 0,02 - kl, T. e. диаметр первой горелки остается без
Таблица 40 Таблица 41
Данные о скорости газа, ‚площади сечения Данные о диаметре
И диаметре rope.noI( горелок
Ne горелок ш, м/сек S, мм? а, мм N2 горелок , d. мм
1 5,36 760 31,1 1 31,1
3 5,21 565 26,8 3 27,5
5 5,20 571 27,0 5 ` 28,0
7 5,21 575 27,0 7 28,5
9 5,28 575 27,0 9 29,0
11 5.32 575 27,0 11 30,0
13 5,38 575 27,0 13 31,5
изменения, третьей горелки (второй по ходу газа) — уве-
личивается на 2%‚ пятой горелки — на 4% и т. д. Диамет-
ры горелок, Округленные до 0,5 мм, имеют следующие зна-
чения (табл. 41).
Глава Х|||
РАСЧЕТ БОРОВОВ И ДЫМОВОЙ ТРУБЫ
Величина сопротивления клапана и боровов значитель-
но больше величины сопротивления отопительной системы.
Величины этих сопротивлений изучены проф. И. М. Хани-
ным, В. Г. Дерюгиньтм и др.
Различают борова с отводом продуктов горения в конце
батареи и для батарей большой производительности с от-
водом продуктов горения в центре батареи.
Рассмотрим способы отвода продуктов горения и схему
Движения газа в боровах с центральным отводом продуктов
горения.
На каждой стороне батареи есть два борова —— BH_\’T}$eH-
ний и наружный. В центре батареи от них по специальньпт
197
каналам отводятся продукты горения в сборный боров. _
Из каждого бокового борова (внутреннего и наружного
с машинной и коксовой сторон батареи) отходят ответвления
для движения продуктов горения в сборный боров. Далее
идет общий боров, по которому продукты горения подво-
дятся к дымовой трубе.
Сопротивление движению газов в клапана
слагается из сопротивления клапана,
наружного и внутреннего борова, перехода к сборному
борову‚ сопротивления в сборном борове и участка до ды-
мовой трубы. Все эти сопротивления состоят из сопротивле-
ний на трение, повороты, рассчитанных по формулам, при-
веденным в гл. XI, a также сопротивлений на слияние по-
токов, рассчитанных по данным Гипрококса 1 и И. М. Ханина.
х и боровах
Исходные данные для расчета сопротивления клапанов
‘ и боровов
1. Клапан продуктов горения. Коли-
чество продуктов горения W = 0,243 M3.‘/cerc (CM. главу XI).
, 2
Размеры патрубка d = 0,3 м; F = щ = 0‚0706 м2.
2.Дымовой патрубок.
F == 0,400 - 0,304 = 0,1216 м?
Периметр Р = 2 (0,400 + 0,304) = 1,408 м;
, 0 . 0,1216
d,,,,,,,= 04 1,408 = 0,346 м.
3. Б о к о в о й б о р о в состоит из двух участков —-
внутреннего и наружного.
Сечение бокового борова
F = 0,14 . 2,18 + 3'14‘ "092
2 = 0,305 + 1,86 = 3,165 м“.
Распределение ПРОДУКТОВ ГОРЕНИЯ МЕЖДУ ВНУТРЕННИМ И
наружным боровом принимаем по исследованиям 2 (75%, B
наружном борове и 25% во внутреннем).
Количество влажных продуктов горения принимаем с
учетом изменения коэффициента избытка воздуха до 1,5.
1 Справочник коксохимика, том V, M., «Металлургия», 1966.
2 И. М. Х а н и н, В. Г. Д е р ю г и н и др. Промышленные
исследования режима работы боровов с центральным отводом продук-
тов горения. «Кокс и химия», 1967, N9 8, стр. 16.
198
дымового патрубка, -
к
Периметр сечения бокового борова
р`= 20,14 + 2,18 + 3,14 . 1,09 = 5,88 м; а, = “—‘3"~6:" =
5,88
= 1,476 м.
Длина бокового борова до сборного 52‚675 м.
Площадь сечения сборного борова
F = 3,14 .42,182 +(1,5o2. . 2 = 5,98 M,
Расчет сопротивлений отдельных участков
1.Клапан продуктов горения газо-
вого регенератора
0,243 ‚ ,
Ш) = = 3,43 М/СВК.
Коэффициент сопротивления Е, принимаем равным 2,4.
2,4 . 3,432 - ,38 ~ 290 ' 2 3
АР = 1 : ( “I” 7 )
19,62 _ 273 = 4,19 мм вод. ст.
2. Дымовой патрубок
0,243
= ЁЕЁ = 2,01 м/сек.
Динамическая вязкость p. = 2,6 - 10`5 кг - сек/мг;
Re = д” ‘ ‘ff ‘ °’%\- 108 = 36 800.
По графикам на рис. 46 7» = 0,046.
Длина патрубка после поворота на 45° l = 0,518 М.
_ 2,012 - 1,38 (275+ 273) . 0,518 _
AP — 0,046 - ——————————0’346 V 1%? _ 273 — 0,0390 мм вод. ст.
Потеря напора при повороте на 45° (Е, = 0,32).
АР = 0,32 _ 2,012. 1,38 „548
MM 600. ст.
Потеря напора на повороте в 90° при входе в боров (§ =
= 1,2).
АР = 1,2 - = 0,683 мм вод. ст.
ZAP = 0,0390 + 0,181 + 0,683 = 0,903 мм вод. ст.
, \/\
199
З, Б о к о в о й б о р о в. Количество продуктов го.
рения, поступающих в боров (коэффициент избытка возду.
ха 1,5) равно 0,283 мЗ/сек. На 77 печей нужно 0,283 X,
>< 77 = 21 ‚79 мЗ/сек с учетом поступления в наружный боров
75% продуктов горения, максимальное их количество со-
ставит: 21,79 - 0,75 = Ё = 8,17 мЗ/сек.
А. Потери на трение: 112” = 2,6 - 104; w = ———— =
= 3,87 м/сек;
Re __ 1,476 . 3,78 - 1,38
“ 2,6
д 0,035 - 52675 . 3,782 . 1,38 - 548
- 105 = 300 000; 7» = 0,035;
АР = 3 - 7 l’476_ 19,62 ' 273 = 0,836 мм вод. ст.
ll Б. Потери при сли-
янии продуктов горения
\ 13 боковом борове перед
0,056 Х сборным боровом при §=
— 2,3,
0,037 \
I _ : 2,3 X
3,782 - 1,38 - 548
W3‘? ` X 19,62 - 273 ‘"7
,5 \ = 4,61 мм вод. ст.
в 1 В. Поггери при пово-
1 а о
0054 . ‘ ъ де роте на 90 в сборном
' 5 4 5 б 7705 борове (поворот плав-
Рис. 46. Коэффициент сопротивления НЬШ)
трения газов в кирпичных каналах с 16,34
шероховатой поверхностью при раз- = 5_93 =
ных» значениях Re.
= 2,75 м/сек;
2,752 . 1,38 . 548
AP=1’O‘ .l9,62-273
= 1,07 мм вод. ст.
Сумма потерь в боковом наружном борове составляет:
0,836 + 4,61 —|- 1,07 = 6,516 мм вод. ст.
74. Сбо р н ы й б о р о в. А. Потери на трение на
участке до слияния 25% продуктов горения из внутреннего ”
борона:
F = 5,98 M2; w = 2,75 м/сек;
в
200
периметр сечения Р = + 3,0 -1- 2- 1,5 = 9,43 м;
4 - ',98
d,= 9:3 = 2,54 м. Длина этого участка 3,2 м.
при = 2,46 .‚ 10-5; Re = - 105 = 390 000;
ж _—. 0,033;
АР = 0,033 . ———--—3*22'5ЁЁ5Ё9'6ЁЁ82‘7Ё33 = 0,0436 мм вод. ст.
Б. Потери при слиянии продуктов горения из 1_-ro И
2-го борова к. с.
Объем продуктов горения из двух боровов с к. с.
Ум = 21,79 мЗ/сек; ш = %Ё = 3,64 м/сек;
E: 1,0 (при плавном слиянии);
АР = 1,0 - = 1,810 мм вод. ст.
В. Потери на трение в сборном борове на участке под
батареей, начиная от слияния продуктов горения из 2-го
борова к.с. Длина этого участка равна 9,68 м: Н?” ~
= 2,46 . 10-5-, F = 5,93 м“; ш = 3,64 м/сек; d = 2,54 м;
2,54 - 3,64 - 1,38 - I05
Re = 2,46 = 518 000.
Величину жнаходим по графикам (рис. 46). )„= 0‚0З68.
П 9,68 . 3,642 . 1,33 . 533 ,
АР = * = мм ЗОд. СПЬд
Сборный и общий боров. Г. Потери на трение "в сборном
борове, на участке с площадью поперечного сечения
F = 3,0 - 2,1 ——0,5 - О‚5= 6,05 M2; l= 14,6 м;
Р = 3,0+ 2- 1,6 -1- 2,0+ 2 -1/0,52+ 0,52 = 9,72 м;
4 . 6,05 = 2,49 м;
21,79 __ _ __
Ш = W -— M/CQKI, dr —- 9’72
Re = = 501000, при Re = 501000
ж = 0‚0З6З;
АР = 0‚0З6З . ——————‘4':'4§'§",”9;5;’3:82,§33 = 0,372 мм вод. ст.
201
Д. Потери на трение на участке 1% 3 м;
7 6,05 9, 0,3
Рср = —%—— = 6,525 мг; Ре, = 133143 =. 10,02 м;
2
4 - 6,525
dcp 1‘ Z 2,6 ЛЦ
21,79 _
ш = 355 —— 3,33 м/сек,
Re = = 486 ооо; при Re = 486 ооо
7» = 0‚ОЗ59;
АР = о‚о359ч 3 532533; 6‘2’3?2‘7§33 = О,О6З5 мм вод. ст.
Е. Потери на трение на участке до слияния потоков
с м. с. и к. с. в общий боров Z 2 30,03 м.
Площадь поперечного сечения F = 2,5 - 2,9—0,5- 0,5 =
= 7/142;
Р = 2,5 —1— 1,5 -1- 2- 2,4 + 2 -1/0,52 -1- 0,52 = 10,32 м;
d _ 4 . F 4 . 7
—— W '—=
щ” = 2,46 - 10-5; м: 31173 = 3,11 м/сек;
7
2,71 - 3,11 - 1,38- 105 _
Re = 2,46 = 473 000,
при Re = 473 ооо ж = 0,0352;
AP = о,о352 . 3°’°23„3;',‘;д2113;3,'3333 = 0,522 мм вод. cm.
Ж. Потери на слияние потоков с м. с. и к. с. в общий
боров `
q = 21,79 + 21,79 : 1,08 = 21,79 + 20,01 = 41,80 M3/cerc.
Сечение общего борова F : 2,95- 4—0,5- 0,5 = 11,55/22;
P=4—1—3+2-2,45—}—2]/0,52—1—0,52= 13,42 м;
4-F 4.11,55_ _
(1: p = —3,44M,
= ж = 3,62 м/сек; E = 1,0 (при плавном слиянии);
3,622 - 1,38 › 523
АР -1‘ = MM 800. C/U.
5. Потёзгри на сжатие струи при 1;:
=O5.1———#—— =018-
’\ 11,55, ' '
3,622 - 1,38 . 523
AP -= = MM 806. Ст.
Сумма потерь в сборном и общем борове составляет:
О,0436 + 1,810 + 0,254 + 0,372 + 0,0635 + 0,522 +
т +1,750. + 0,318 = 5,133 мм вод. ст.
‘мОбщий боров. А. Потери на трение:
l-—- 3,325 м; F = 11,55 м“; d = 3,44 м; ш = 3,62 м/сек;
„рт = 2,36 . 10-5; Re = 105 = 725 000;
при Re = 725 000 7» = 0,0341;
3,325 . 3,622 . 1,38 . 523 _
AP = - — MM 806. Cm.
Б. Потери при повороте на 90° в дымовую трубу
3,62-, -53
AP: 1,5- =2,62 мм вод. ст.
Сумма потерь в общем борове
О‚О575 + 2,62 = 2,677 мм вод.‘ ст.
Суммарная потеря от клапана до дымовой трубы:
14,19 + 0,903 + 6,516 + 5,133 + 2,620 = 19,362 мм вод. ст.
Расчет гидростатического подпора
на участке от клапана до дымовой трубы
Высота от подового канала регенератора до оси общего
борова 2,8 м. ‘
Средняя температура продуктов горения в боровах
Ё: 270° С.
Плотность ‘продуктов горения в боровах уёъг:
= 1,38 кг/мд‘. `
Плотность воадуха при температуре 30° С равна 1,28 кг/мз.
1,23 . 273 1,33 - 273 __
I1 _ 2,8 - {Йгт —— ттйё) ._ 1,285 мм вод. ст.
203
. › “А:
Величина разрежения
оси общего борова)
Р =11‚048 19,362 + 1,285 = 31,7 мм вод. ст.
Сопротивление дросселя принимаем 5 мм вод. ст. и за-
пас тяги 10% . Тогда расчет высоты дымовой трубы будем
вести на общее разрежение:
31,7+ 5+3,6_%40 мм вод. ст.
у основания дымовой трубы (на
Расчет дымовой трубы
В коксовых печах разрежение, необходимое для опре-
деления сопротивления движению печных газов через ото-
пительную систему коксовь1Х печей, клапаны и борова,
осуществляется за счет гидростатического напора дымовой
трубы.
Гидростатический напор печных газов, создаваемый
дымовой трубой (без учета потерь в ней), равен:
Pa
P=H(Ya—Yrp)‘7fif»
rue Р — разрежение, создаваемое дымовой трубой (без
учета потерь в дымовой трубе), мм вод. ст; H — высота
дымовой трубы, считая от середины борова до устьяфтру-
бы, м; Pa — атмосферное давление, мм рт. ст.
Падение температуры в дымовой трубе в °С на 1 м высо-
ты при температурах продуктов горения 30О—4О0° С равно:
А
V5
rue А —— при толщине кирпичной трубы 0,5 м принимается
равным 0,6; D —— внешний диаметр трубы, м.
Действительное разрежение у основания дымовой тру-
бы меньше теоретического на величину сопротивления в
трубе АР и называется тягой дымовой трубы.
Сопротивление дымовой трубы определяется по следую-
ющей формуле:
At
7
2
_’ Н \_w£ __T_
AP‘(_7”D7+ 1/ 2g V 273 '
rue ).— коэффициент сопротивления на трение, принима-
емый для кирпичных труб равным 0,05; щ, —скорость
204
продуктов горения при выходе из устья трубы, принимает-
ся обычно в пределах 2—4 м/сек; Dy - внутренний диаметр
устья трубы, м.
Нижний диаметр трубы определяется исходя из уклона,
который обычно составляет 0,01.
На тягу дымовой трубы влияют:
а) высота трубы;
б) температура продуктов горения и их плотность;
в) температура окружающего воздуха;
г) атмосферное давление.
Кроме того, на тягу дымовой трубы влияет ее внутрен-
ний диаметр, от которого зависит потеря напора на сопро-
тивлен-ие, а также плотность кладки трубы. При недостаточ-
ной плотности кладки и наличии прососов по высоте трубы
величина тяги трубы снижается.
Так как плотность продуктов горения доменного газа
равна 1,38 IC3/M3, a плотность продуктов горения коксового
газа —— 1,21 K72/M3, то тяга дымовой трубы при обогреве до-
менным газом меньше, чем при„ обогреве коксовым газом.
Если при уменьшении атмосферного давления плотность
продуктов горения и окружающего воздуха уменьшается
(T3"0— , то соответственно уменьшается и тяга дымовой тру-
бы, что необходимо учитывать при строительстве коксовых
печей в горных местностях с пониженным атмосферным
Давлением. “
Для расчета технологических размеров дымовой трубы
требуется прежде всего определить необходимое разреже-
ние у основания дымовой трубы. Оно состоит из разреже-
ния после отопительной системы, сопротивления клапана,
дымового патрубка, боровов и необходимого запаса тяги
для нормальной работы регулировочных устройств. Запас
ТЯГИ Для регулирования ранее принимался равным 5%
ОТ разрежения у дымовой трубы, т. е. 1,5——2 мм вод. ст.
пыт показал, что для нормальной и устойчивой работы
автоматических дросселей в боковых боровах коксовых
Печей этого сопротивления недостаточно. Для эффектив-
ного регулирования нужно, чтобы сопротивление дросселя
составляло 25—З5% сопротивления регулируемой части
Тракта. Так как разрежение перед дросселем составляет
15-20 мм вод. ст‚, то требуемое сопротивление дросселя
Следует принять 5—6 мм вод. ст.
205
Исходные данные для расчета дымовой трубы
Разрежение у основания трубы Р = 40 мм вод. cm.
260}"e(z\:anepaTypa продуктов горения у входа в трубу равна
Количество продуктов горения, поступающих в трубу,
q = 21,79 + 21,79 : 1,08 = 41,80 M3/cerc.
Скорость продуктов горения при выходе из трубы——
3 м/сек.
Площадь выходного сечения устья трубы
› ‹ 41,80
сканировал: F = To .= мг;
Магнитогорск _—_—_ -
2008 D = 1/i§1%‘3’_ = 4,22 м_
Принимая уклон трубы в сторону 0,01 M, ориентиро-
вочную высоту трубы 100 м, получаем величину внутрен-
него диаметра у основанпя трубы:
Вт = 4,22 + 2 - 0,01 - 100 = 6,22 м.
Принимая толщину футеровки трубы 0,5 м, получаем
средний наружный диаметр трубы:
4,22 + 6,22
D=T————+2-0,5=6,22 M.
Падение температуры в трубе на 1 M высоты:
А М _
At —— Ё = — 0,241 град/м.
Полное падение температуры:
0,241 - 100 = 24‚1°С.
Температура дымовых газов на вылете из трубы:
260 — 24,1 = 235,9°С = 508,9°К.
Средняя температура дымовых газов
2ш+@ш_мд
_„_7___
1,‘: = 247,8” C = 52О,8° K.
Потеря напора в трубе
Ар = (О‚О5%›ЗЁ + 1) ——-—t62 - 1,38 §0—8‘—9— = 2,57 MM вод. ст. —
‘ю, 2ю
206
Величина гидравлического напора печных газов в трубе
Р = 40,0 + 2,57 = 42,57 мм вод. ст.
Требуемая высота трубы
Н = ‘ Р S 42,57
VB-—yn_r 1,285 I 273 _ 1,38 273
303 520,8
Принимаем высоту дымовой трубы 100 м.
=97 м.
$7"; V
Глава XIV
РАСЧЕТ рециркуляции
„продуктов ГОРЕНИЯ
Степень нагрева верха коксового пирога характеризуется
следующими основными факторами: ч
1. Высотой коксового пирога.
2. Изменением насыпной массы загрузки по высоте
камеры коксовых печей, определяемым ситовым составом
шихты, влажностью ее, способом загрузки и планирова-
ния.
3. Характером смешения газа и воздуха.
4. Величиной рециркуляции продуктов горения и на-
правлением ее на потоки газа и воздуха.
5. Величиной коэффициента избытка воздуха.
Наиболее простым и важным способом регулирования
температуры факела по высоте отопительной системы и
верха коксового пирога является обеспечение такой величи-
ны рециркуляции, которая в различных конструкциях
печей ПВР изменяется от 40 до 1ОО% .
В настоящее время рециркуляция продуктов горения в
коксовых печах осуществляется, в основном, в замкнутой
паре через верхнее перевальное и нижнее рециркуляцион-
Hoe окно (рис. 47).
Величиной рециркуляции является отношение коли-
чества циркулирующих продуктов горения к количеству
ПРОДуктов горения, полученных от сгорания газа:
R
V 9
“д?
X:
207
где R — количество циркулирующих газов, M3/cerc; V,” —-
количество продуктов горения на одну пару отопительных
каналов, M3/cerc.
Величины R И У” принимаются при температуре О
°С и нормальном давлении. Часто величину х определяют
в процентах. ~
Придавая большое значение определению величины x
при распределении температуры по высоте обогреватель-
ного канала и коксового пирога (особенно в связи с
проектированием и строительством печей
увеличенной высоты) было проведено
много исследований по этому вопросу (труды
Н. К. ‚Кулакова, А. Г. Рембашевского,
И. В. Вирозуба и др.).
По методу расчета, предложенному
Н. К. Кулаковым, величину рециркуляции мо-
жно найти, решив уравнение, в левой части
(которого находится сумма величин сил,
ч I I .\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\V II
я II n\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\ II
\ ll s\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\n II
g ;“"‘p 2112133: вызывающих ее, а в правой —- сумма сопротив-
mm“ „р“ ления движению потока газов.
дуктов горе- Силами, вызывающими рециркуляцию,
ния- являются эжекционные силы вылета струй
газа и воздуха в Обогревательный канал, а
также разность гидростатических подпоров печных газов
в обогревательных каналах восходящего и нисходящего
потоков.
Эжекционная сила определяется следующим уравне-
нием: 4
_ vzyr
g “ FmF,,273 ’
где g — ЭЖеКЦИОННЗЯ сила, н/мг; V -—— количество газа,
M3/cerc; Fm, Е, -—- площади выходного и входного сечений,
мг; у — плотность движущегося газа, Ice/M3; T —— темпера-
тура, °К.
Разность гидростатических подпоров в обогревательных
каналах равна:
Н (и — и) = Нт„.„27з ‚
где ya, ya —— плотность печных газов при рабочих условиях
на нисходящем и восходящем потоках, Ice/M3; у“ — плот-
ность продуктов горения при 0° С.
208
Силами сопротивления являются:
сопротивление трению газов в обогревательных каналах,
Сопротивление при двух поворотах движения газов из вос-
ходящего в нисходящий поток и обратно
Сопротивление Движению газов при увеличении скорос-
ти на входе и выходе из перевального окна (увеличение
и уменьшение скорости)
Сопротивление движению газов в рециркуляционном
окне (повороты, увеличение и уменьшение скорости)
VELFXZ vfl.l" T5
AP4=§5"f" 2 273‘
Приравнивая сумму величин сил, вызывающих рециркуля-
ЦИЮ (за вычетом возможной силы эжекции при переходе
от площади сечения обогревательного канала к бесконечно
большой площади), получаем уравнение для определения х.
Для упрощения уравнения нужно перевести его в безраз-
мерные величины, что достигается делением обеих частей
равенства на величину скоростного напора продуктов горе-
ния в обогревательном канале. При этом уравнение примет
следующий вид:
Yr Д Т? VB F1 T3
n.I‘/ VILF Р? Т1 п. VILI‘ т: Т1
1 1
H.g.273(————)
Тп ТЕ __ L [F1 2
+ ‘Утюг 1 т “H%d+3)+E*(Fa)]X
( F1 , 7‘ 273
><(1+х®)+ё5( Ё)2%х2.
ЭЖЭКЦИОННЭЯ СИЛЗ И рЗЗНОСТЬ ГИДРОСТЗТИЧЭСКИХ НЗПОрОВ
не ПОЛНОСТЬЮ ИСПОЛЬЗУЮТСЯ ДЛЯ СОЗДЗНИЯ рециркуляции
14 1023 209
Поэтому левая часть уравнения должна быть умно-
жена на K — коэффициент использования сил рециркуля-
ции. Этот коэффициент зависит от конструкции отопитель-
ной системы и ее деталей, рода отопительного газа и т. д.
В среднем величина может быть принята равной 0,75 (по
опытам УХИНа на гидравлических и огневых моделях).
В этом уравнении F +- площадь сечения. Индекс 1 озна-
чает отопительный канал, 2 — газовое сопло (горелка или
косой ход), 3 — воздушный косой ход, 4 — окно для пере-
вала, 5 — рециркуляционное окно. Эти же индексы приня-
ты для температуры. Индекс г означает газ, в — воздух,
п. г — продукты горения.
Для пользования этим уравнением принимаем следу-
ющие значения коэффициентов сопротивления:
д- коэффициент сопротивления трению, определяемый по
формуле акад. Н. Н. Доброхотова:
0,175
“И?
(см. главу XI).
Упрощенно можно считать 7» = 0,05.
54—коэффициент сопротивления при изменении скоро-
сти в перевальном окне определяется по формуле
F4 F4 2
g4_o,5(1 F1)+[1_(F1/)J.
P331-IOCTb гидростатических напоров в безразмерных
единицах зависит от разности температур на восходящем и
нисходящем потоках, которая не определялась эксперимен-
тальным и расчетным путем. Поэтому мы вычислили эту
разность при различных температурных перепадах, начи-
ная от нуля (при котором силы, вызывающие рециркуля-
цию, наименьшие и, следовательно, расчет по такому прин-
ципу имеет некоторый запас до перепада в 1О0° С).
Безразмерная величина разности гидростатических на-
поров вычисляется по формуле
1 1
1. 273 ——— ————) g
h ( ТННСХ ТВОСХ
VI?I.I‘ I TEOCX
из? 273
где 55 — коэффициент сопротивления рециркуляционного
окна по исследованиям на гидравлических и огневых моде-
210
лях, в промышленных условиях его можно принять рав-
ным 0,9 (по опытам О,8—1,0).
По этим данным рассчитывают величину х.
Расчет рециркуляции продуктов горения
при обогреве коксовых печей газом
Исходные данные и предварительные расчеты
Количество и плотность печных газов. Секундный рас-
ход коксового газа (средний по массовым обогревательным
каналам)
У, = 0,00333 мЗ/сек.
Количество влажного воздуха на 1 м?’ коксового газа
V
в = 5,5 M3/M3.
Vr
Количество влажных продуктов горения на 1 м?’ коксо-
вого газа (коэффициент избытка воздуха ос = 1,25)
= 6,215 мЗ/мз.
V
Г
Секундное количество продуктов горения на одну пару
обогревательных каналов
0,00333 - 6,215 = 0,0207 M3/cerc.
Плотность:
влажного коксового газа —0.44 жег/м”;
» воздуха — 1.285 Ice/M3;
влажных продуктов горения — 1,21 жег/м“.
Размеры и площади сечении
Площади сечений:
обогревательного канала 171 = 0,621 X 0,340 === 0,211 мг;
п ~ 0,052
отверстия для коксового газа (50 мм) F, = Т =
= 19,6 х 10-“ M2,
воздушного сопла 173 = 133 - 10"4 M2;
окна для перевала 174 = 0,114 м“;
рециркуляционного окна 175 = 0,0492 M2.
14* 211
Безразмерные площади сечений:
= . 2422” 4:107;
19,5. 10‘
= 15,8;
ОТВЕРСТИЯ ДЛЯ КОКСОВОГО газа
12‘, _ 0,211"
F3 133. 1o—4
F1 _ 0,211 _ _
_Ff"oIF“1'85’
F, _ 0,211 _
T ‘ WW т 455-
Вь1сота обогревательного канала l= 4,0 M.
4 - 0,680 - 0,340
2 (0,680 + 0,340)
4,0
l
-E;-'-=--(F4-‘E-=‘— 9,06.
ВОЗДУШНОГО СОПЛЗ
OKH3 ДЛЯ перевала
рециркуляционного окна
Гидравлический диаметр а, = = 0,442 м,
Температура:
печных газов, °К Т = 1773;
на восходящем потоке в обогревательном канале TB =
:: 1 ’ ‘
на нисходящем потоке в обогревательном канале TH =
= 1698;
коксового газа на выходе в обогревательнь1й канал
Т, = 1173;
воздуха на входе в обогревательнь1й канал T3 = 1573;
у окна для перевала T4 = 1743;
y рециркуляционного окна T5 = 1633.
Скоростной напор продуктов горения в отопительном
канале
Расчет эжекционных и гидростатических сил
(в безразмерных единицах)
1. Эжекционная сила струи газа (в безразмерных еди-
ницах — отношение к скоростному напору в обогреватель-
ных каналах)
‘ _ и 2 F1 V, т, __ 1,О2З6 2 0,44
gr“ (мы) F2 у“ т, " (6,215) ‘107121
1173
X т =1,35.
212
2. Эжекционная сила струи воздуха
5,51 1,285 1573
35253?) '15›8'*т'т=93›°-
3. Остающаяся эжекционная сила в обогревательном
канале .
gem = "‘
Подставляя данные, приведенные выше, получаем без-
размерную величину гидростатических подпоров следую-
щим образом.
Скоростной напор продуктов горения
Um)“ 1 Taocx __( 0,02 у 1 1798 =
- — - ——— 0,0276 лаз/сек”;
Р, ‘Т 273 0,211 2 273
н; 4,0.273.9,s1< 1 _ 1 _
0’0296 THHCX Твосх )
1 1
_—_ 5 . 105 ( - _
THPICX TBOCX
Значения беёразмерного гидростатического подпора при
различных значениях перепада температур между восхо-
дящим PI нисходящим потоками (At) представлены в табл. 36
Таблица 36
1 а 1 _ 1 _ 1
At Тнисх Твосх ТНИСХ . 10 ТВОСХ ТНИСХ ТВОСХ ,1
0 1698 1698 0,5875 0,5875 0 0
20 1698 1718 0,5875 0,5827 0,0048 2,4
50 1698 1748 0,5875 0,5727 0‚0148 7,4
100 1698 1798 0,5875 0,5581 0,0294 14,7
Как видно из данных таблицы, разность гидростатичес-
ких подпоров и, следовательно, величина рециркуляции
резко возрастает при увеличении разности температур
между восходящим и нисходящим потоками. Поэтому уве-
личение коэффициента избытка воздуха, приводящее к
увеличению At, вызывает увеличение рециркуляции, и тем-
пературы между верхом и низом обогревательного канала
уравниваются.
213
Расчет сил сопротивления
движению газового потока
1. Сопротивление трению в обогревательном канале
l
м? (1 + x12 = 0,05 - 2 . 9,00 (1 + x)2 = 0,91 (1 + х)”.
2. Сопротивление повороту потока из восходящего ка-
нала в нисходящий 3 (1 + x)2.
3. Сопротивление на увеличение и уменьшение скорости
при прохождении газов через перевальное окно
Коэффициент сопротивления
4=<w<1—3>+11—<::11*=o45(1~
1
\
+11 _( „Ё = 0,230 + 0,204 = 0,434.
Т F 3
—T—:— . 0,434 (1 + x)2 . =
4
= 0,434 - 1,852 . (1 + ‚т =1,38(1+ т.
4. Сопротивление при переходе через рециркуляцион—
ное окно .
а, - - x2 = 0,9 4,852 - x2 =15,4x2.
1 5
Общая сумма сопротивления равна:
5,29(1—|— х)? + 15,4 - x2 = 20,7x2 +10,6x + 5,3.
Величина рециркуляции при At = 0 определяется урав-
нением
20,7х2 + 10,6x + 5,3 = (1,35 + 23,0 — 2,0) . 0,75;
x2 + 0,51x—— 0,55 = 0;
x = '— 0,255 + 1/0,2552 + 0,55 = 0,53 или 5з%
при At = 100°.
20,7x2 +10,6x + 5,3 = (1,35 + 23,0_2,0 + 14,7) . 0,75;
x2 + 0,51x— 1,08 = 0,
х = — 0,255 + y’
x=0,815 или 81‚5%.
Полученные расчетом величины при At = 100° C близ-
кн к практическим данным.
214
Из изложенного видно, что величина рециркуляции за-
висит от соотношения площадей сечений горелки, косых хо-
дов, перевального и рециркуляционного окон и площади
отопительного канала.
С уменьшением сечений горелки и косых ходов величина
рециркуляции увеличивается.
l
I
I
20 40 60 80 700 I20 140
Величина Деш/‚дкуллции, и
0,076 0,070 0,050 [МЭН 0.025 0
084 0,057 0,020
om/mu/er/z/e n//1211101721 лечения my-
C17/X X01700 к /I/117150170 Mae/790 -
me//1;;/oaa к H0/Ia
Рис. 48. Номограмма для определения кратности рецирку-
ляции.
С уменьшением размеров перевального окна величина
рециркуляции снижается и при определенном соотношении
размеров сечений перевального окна и косых ходов может
произойти короткое замыкание, т. е. переход газа и возду;
ха из восходящего потока в нисходящий.
Взаимосвязь величины рециркуляции и размеров сече-
ний наглядно показана на номограмме (рис. 48) (при обо-
греве доменным газом), где
а — отношение ’ 1 — 0,335 мг; 2 — 0,502 мг; 3 —
0,671 мг; 4 — 0‚895-мг.
б —-отношение £5 3 1’ — 0,251 мг; 2’ —— 0,335 M2; 3’ —
1 .
0,447 мг; 4' — 0,559 M2‘
При помощи этой номограммы можно определить для
ЗЗДЭННЫХ размеров КОСЫХ ХОДОВ, nepesanbaoro И рецирку-
ЛЯЦИОННЫХ ОКОН ВЭЛИЧИНУ рециркуляции.
215
На номограмме показан пример пользования графиком.
Влияние размеров окна на величину рециркуляции раз-
лично в разных областях. При малых размерах окна для
перевала эта величина является основной.
С увеличением площади сечения(ее влияние уменьшает-
ся, что видно на номограмме.
В настоящее время отношение площади сечения пере-
вала к площади обогревательного канала равно примерно
0,5, что обеспечивает большую величину рециркуляции.
В прежних конструкциях печей это отношение находи-
лось B пределах О,2——0,3. Такое увеличение площадей зна-
чительно повысило величину рециркуляции и прогрев
‚верха коксового пирога, что было необходимо при увеличе-
нии высоты печей.
Величина площади сечения рециркуляционного окна
имеет значение только при большой рециркуляции. Таким
образом, расчеты рециркуляции дают возможность подоб-
рать необходимую величину, зависящую от высоты печей
и вертикальной усадки шихты.
Глава XV
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ УСТАНОВКИ
СУХОГО ТУШЕНИЯ КОКСА
До настоящего времени основным являлось мокрое ту-
шение кокса, т. е. тушение водой. Для новых заводов Гип-
рококсом проектируется сухое тушение кокса инертными
газами, дающими возможность использовать тепло, со-
держащееся в раскаленном коксе, для производства водя-
ного пара высокого давления.
Сухое тушение имеет ряд технико-экономических пре-
имуществ вследствие:
1) использования тепла раскаленного кокса;
2) отсутствия выбросов в атмосферу паров воды и сточ-
ных вод тушильной башни;
3) возможности покрытия потребности коксохимиче-
ского завода в паре за счет отбросного тепла кокса;
4) получения потребителем сухого кокса минимальной
влажности;
216
5) уменьшения выходов мелких классов и получения
более однородного кокса по крупности;
6) улучшения качества кокса, так как в этом случае он
не испытывает разрушения из-за резких охлаждений;
7) уменьшения выхода коксовой мелочи на 25—-30%;
8) устранения коррозии металлоконструкций от паров
мокрого тушения и др.
Сущность сухого тушения кокса заключается в исполь-
зовании инертных газов, циркулирующих в замкнутой сис-
теме при помощи вентилятора между нагревающим газы
тушильным устройством и паровым котлом, вырабатываю-
щим пар за счет тепла охлаждения инертных газов.
По конструкции установки сухого тушения кокса могут
быть в виде бункерных и камерных систем. Наиболее рас-
пространена первая система.‘
Бункерная система характеризуется применением для
группы коксовых печей центральной тушильной’ установки,
состоящей из бункера для охлаждения кокса с противоточ-
ным движением инертных газов, котла и вентилятора. Рас-
каленный кокс подается в специальном вагоне к скиповому
подъемнику и через механизированный затвор поступает
в бункер. Охлажденный кокс отводится на транспортерную
ленту, проходящую в'канале под бункером. Между бунке-
ром и котлом предусматривается камера, где выпадает кок-
совый унос, поступающий также на транспортерную ленту
для последующей сортировки.
Теплоиспользующая поверхность нагрева выполнена в
виде котла и водяного экономайзера, что обеспечивает воз-
можность глубокого охлаждения газов и кокса.
При работе опытно-промышленной установки на Чере-
повецком металлургическом заводе температура горячих
газов перед котлом была 800° C, температура холодных
газов после экономайзера 200° C, температура перегретого
пара 450° C, давление пара 4 - 103 ICH/M2 (40 атм). С тонны
потушенного кокса получали более 360 кг пара.
С пуском этой установки решается вопрос о способе и
технике утилизации огромного количества тепла, выбрасы-
ваемого в атмосферу с парами воды при мокром тушении
кокса, для современных коксо-химических заводов боль-
шой производительности.
С нагретым коксом при его мокром тушении теряется от
4д0 4,5% тепловой энергии, содержащейся вкаменном угле.
При мокром тушении, кроме прямых потерь физического
217
тепла, происходит неизбежное увлажнение кокса, которое
при дальнейшем его использовании требует затраты допол-
нительного, хотя и небольшого (О,25%), количества тепла на
испарение влаги.
Расчеты по сухому тушению кокса включают определе-
ние времени тушения кокса, гидравлического сопротивле-
ния камеры и теплового баланса процесса тушения кокса.
В результате расчетов устанавливают размеры и количество
камер тушения при заданной производительности коксо-
вого блока, производительность дымососа, перекачивающего
Циркулирующие газы, количество и параметры вырабаты-
ваемого пара.
Расчет времени тушения кокса является чрезвычайно
сложным из-за нестационарности процесса, наличия незна-
чительного угара и нестабильности формы и размеров кус-
ков кокса. Для упрощения расчета производят замену
истинного нестационарного процесса условным стационар-
ным процессом, более или менее приближенно описывающим
его. Эта методика, вполне оправдавшая себя в расчетах ре-
генераторов, может быть с успехом применена и для рас-
четов процесса охлаждения кокса.
Для расчета примем следующие обозначения:’
tlx и t2K — средняя температура по массе кокса в на-
чале и конце охлаждения, °С;
Cm и C2K — средняя теплоемкость кокса в интервалах
температур от О° С до z‘1K и от О° С до t2K, кдж/(кг - град);
‘G — количество потушенного кокса, кг/ч;
VK — объем кокса, мз; ау —- объемный коэффициент
теплопередачи, квт/(м? - °K); At— средняя лога-рифми-
ческая разность температур между коксом и охлажда-
ющим газом, °С; т — время охлаждения кокса, ч.
Для описания конечных результатов процесса охлаж-
дения кокса, можно составить следующее основное уравне-
ние:
G(C1K-t;K——C2K-t2K)=VK-av-At-17.
Среднюю теплоемкость’ кокса определяют в зависимости
от его зольности по табл. 7 (см. главу V).
Задача определения времени тушения кокса т сводится,
в основном, к определению объемного коэффициента тепло-
передачи av.
218
з. .‚.‹=ъ„„„‚._‚„ V. ‚__
Для определения объемного коэффициента теплопереда-
чи многочисленные исследователи лают формулы, приводя-
ЩИЭ K p€3KO РЭЗЛИЧНЫМ РЕЗЗУЛЬТЗТЭМ.
На основании критического анализа этих формул и
сопоставления их с экспериментальными данными Б. И Ки-
таева‚ была предложена следующая формула:
I wo,9_ To,3
av = В, . 160
’ ‘+ '3?
1
0 1, 68е—3.56е*
‘O -
где Bi — критерий Био (см. главу VII); щ, — скорость
движения охлаждающих газов, отнесенная к пустому сече-
нито камеры тушения при 0° С и 760 мм рт. cmf; Т —— сред-
няя температура охлаждающих инертных газов, °К; d—-
средний размер кусков кокса, м; в — порозность охлаждае-
мой засыпи в долях единицы.
В дальнейшем эта величина может быть принята равной
0,5. .
Первый член формулы представляет собой поправочный
множитель для перехода от объемного коэффициента теп-
лопередачи при бесконечно большой теплопроводности
условных кусков кокса к объемному коэффициенту тепло-
передачи при конечной теплопроводности реальных кус-
ков кокса. Значение критерия Био в этом случае может быть
равным 10.
После подстановки этих величин формула принимает
более простой и удобный для расчетов вид:
шо,9_ To,3
___ 0 ср.т
“у “' 37 do,75 '
Эта формула будет справедлива для небольшой части
неподвижной засыпи. В реальной камере тушения наблю-
дается неравномерность схода кокса и неравномерность
распределения газов по сечению камеры. Это учитывается
поправочным коэффициентом, снижающим найденную рас-
четом величину объемного коэффициента теплопере-
дачи.
Изложенное выше проиллюстрируем примером, в ос-
нову которого будут положены цифры, близкие к реаль-
НЫМ.
219
Камера тушения круглая, диаметром 6,2 м. ТушениюЁ
подвергается валовый кокс следующего ситовогосоставац
более 80 мм -—10,6%;
60-80 мм ——26,6%; -
40——60 мм —46,7%;
25~—40 мм -——12,1%§
10-25 мм —2,2%;
0-10 мм —l,8%;
Начальная температура раскаленного кокса tm = 950° C.
Конечная температура охлажденного кокса ЬК = 250° С.
Температура инертных газов при входе в камеру туше-
ния 2„ = 18О° С.
Температура инертных газов при выходе из камеры ту-
шения п, = 8ОО° С.
Средний размер кусков кокса рассчитываем по ситовому
составу, приняв средний размер для фракции крупнее
80 мм равным 95 мм: `
ад, = О‚-106 - 95 + 0,266 - 70 + 0,467 - 50 + 0,121 › 37,5 +
+ 0,022 - 17,5 + 0,018 = 56,0 мм. _
Учитывая колебания в размерах кусков кокса, прини-
маем фр = 66 мм.
Средняя температура инертных газов будет:
Tm = 953%“-‘i0 + 273 = 763°K.
Приняв предварительно часовой объем циркулирую-
щих газов равным 50 ООО мд, получаем скорость, отнесен-
ную к сечению пустого бункера:
50 000 - 4
Ша = == О, M/Ce/C;
ТО ГДЗ
о‚462°›9 . 76303 ‚
“V 2 37 ' “и - 4,186 = 414s,1 I€6m/(M2 . град).
Средняя логарифмическая разность температур кокса
и охлаждающих инертных газов для наших условий соста-
вит:
А! _ (950 — 800) — (250 — 180)
— 2 3 1 950 — 800
’ g 250 — I80
= 105° C.
220
По исходному балансовому уравнению для 1 M3 3aCbIIIH
при насыпном весе кокса 500 rca/M3 И зольности 9,3% время
тушения кокса т будет
500(950 -1,448-—250 - 0,951) = 4148,1- 10517; т = 1,3 ч.
В связи с тем, что при сухом тушении кокса необходи-
мо обеспечить полное охлаждение наиболее крупных кус-
-ков кокса во избежание воспламенения его на транспорте-
ре, а также учитывая, неравномерность схода насыпной
массы и распределения газов по сечению реальнои каме-
ры, найденную величину следует умножить на поправоч-
ный коэффициент.
Н. K. Кулаков‘ указывает, что по практическим дан-
ным этот коэффициент составляет 1,7. Тогда время ту-
шения кокса —
17 = 1,7 . 1,3 = 2,21 ч.
Определим количество и основные размеры камер сухого
тушения кокса для коксового блока из двух батарей по 65
печей полезной емкостью 30,3 мз. Период коксования при-
мем равным 15 ч, продолжительность циклической оста-
новки для ремонта коксовых машин 1,5 ч, насыпную массу
шихты 0,75 т/мз, выход валового кокса —— 76% и насып-
ную массу кокса —— 0,5 т/мз.
Часовая выработка кокса составит:
2 - 65 - 30,3 - 0,75 - 0,76
15_1,5 = 166 т.
Объем часового количества кокса составит:
166: 0,5 = 332 м“.
Приняв, что в установке 4 камеры тушения, получим
номинальную производительность каждой камеры:
16624 = 41,5 т/ч или 83 M3/tt.
Необходимый объем рабочей части камеры тушения ра-
вен произведению часового объема кокса на время тушения:
83 - 2,21 = 183 мз.
Этот объем представляет собой сумму объемов цилиндр и-
ческой и конической части основания бункера. Угол накло-
на конусной части бункера обычно составляет 607
1 Справочник коксохимика, т. 11, M., «Металлургия», 1965.
221
Ё
При принятом нами диаметре камеры тушения 6,2 м V
ОбЪеМ конусной части составит 55 мз, за исключением объе-
ма, занимаемого дистрибутором‚ 46 м3. Тогда объем ‘unman-
рической части камеры тушения будет:
183-46 = 137 M3 И высота ее 4,55 м.
Объем форкамеры рассчитывается, исходя из продолжи-
тельности циклической остановки, так как форкамера долж-
на обеспечивать стабильность режима в тушильной и испа-
рительной части контура.
В условиях рассматриваемого примера требуемый объем
форкамеры составит 1,5- 83 = 124,5 M3.
Форкамера имеет меньший диаметр, чем зона тушения,
из-за размещения в кладке косых ходов и кольцевого га-
зоотводящего канала.
Приняв диаметр форкамеры равным 5,5 м, получаем ее
высоту равной 5,24 м.
Определив таким образом размеры и производитель-
ность камеры тушения, рассчитаем необходимую произво-
дительность дымососа, перекачивающего инертные газы.
Для определения количества охлаждающих газов со-
ставим балансовое уравнение
QK+Qy=Qr+QyT+Qns
где QK —— тепло охлаждения кокса; Qy —— тепло, выделяю—
щееся при угаре части кокса; Ог —тепло‚ переданное Цир-
кулирующим инертным газом; ут— тепло, уносимое из
камеры в результате частичной утечки циркулирующих
газов и подсоса наружного воздуха; Q“ — тепло, теряемое
поверхностью камеры в окружающую среду.
В условиях рассматриваемого нами примера рассчитаем
отдельные статьи теплового баланса.
Очевидно, что тепло, выделяющееся охлаждающимся
коксом, равно:
QK == G(C1t1K —— C2t2K)7
где
о„ = 41500(950. 1,445 -250 . 0,951) . 364;‘f02 =
= 13о35‚5 квт.
Тепло, выделяющееся при частичном угаре кокса,
Qy = G - Он — б,
222
„н... дм.
где Q” — теплота сгорания кокса, которую можно принять
равной 30139 кдж/кг; б — удельная величина угара кокса
(в долях единицы б можно принять равной 0,001). Тогда
Q у= 41 500- 30139 - 0,001 :36 - 102 = 346,8 IC8f7’l,'
Общий приход тепла равен:
13035,5 + 346,8 = 13382,3 квт.
Потери тепла от утечки циркулирующих газов и подсо-
са воздуха определяют в зависимости от величины угара
кокса. Для сжигания 1 кг кокса требуется 8 м?‘ воздуха.
Объем утечки газа, равный объему подсосов, составит:
О-б- 8=41500-0,001-8:332 мЗ/кг.
Потери тепла от утечек определяют по разности тепло-
содержания утекающих циркуляционных газов и подсасы-
ваемого воздуха:
Qyw = G68‘(Ccp.r ' tcp.r ’ Cats)»
где Cm, —теплоемкость циркулирующих газов при тем-
пературе few; B нашем случае CCp‘,=1,431 rcaoic/(M3-epaa);
ten, — средняя температура циркулирующих газов;
few = 800-; 180 = 4900 С;
Св —теплоемкость наружного воздуха, равная при тем-
пературе 20° С -— 1,295 кдж/(мз - град); [в — температура
наружного воздуха, принимаемая равной 20° С.
Тогда
Q“: [332(1,431 - 490— 1,295 . 20). 4*”
WE : /C3/7?;
Потери тепла поверхностью камеры тушения рассматри-
ваем по обычным формулам для теплопотерь во внешнюю
среду
Qn = a’05HlF (tn -" ta):
где аобщ — общий коэффициент теплопередачи во внешнюю
среду; F — наружная поверхность камеры, в нашем случае
F : 270 M2; in — температура наружной поверхности ка-
меры, принимаем [п = 70° C; in —— температура внешней
среды; {В 2 20° C.
Общий коэффициент теплоотдачи во внешнюю среду
равен сумме коэффициентов теплоотдачи конвекцией и луче-
испусканием.
223
Коэффициент теплоотдачи конвекцией
сек = [(3 + 0,08) tn —— ta] - §%% /cam/(M2 - град);
4,19
36 - I02
оси г: [(3 -|— 0,08) 70—- 20] - = 0‚0814 квт/(м? - град).
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием рассчиты-
вается по закону Стефана-Больцмана (V,29).
Коэффициент излучения С для кирпичной кладки мюжно
принять:
С = 0‚00465 квт/(мг - °К4); '
70+273\4 '20—f—273 4
а __ 090465“ 100 ‘(тпгд L
A‘ т_ю “
= 0,00603 KZ6m/(M2 - град).
Общий коэффициент теплоотдачи во внешнюю среду
осодщ = 0,0814 -|— 0,00603 = 0,08743 K6/Tl/(M2 - град).
Теплопотери во внешнюю среду составят:
Оп = [0,0874 - 270 (70 —20)] = 23,6 квт.
По балансу тепло, переданное циркулирующим инерт-
ным газом, равно
Оодщ =13 382,3 -—— 62,2 — 23,6 = 13 297 квт.
С другой стороны,
Q“ = V, (C,r . t,r—— Cgr - tgr),
где У, —— часовой объем циркулирующих газов; Сдг и Сд ——
начальная и конечная теплоемкость циркулирующих газов;
c?;8°° = 1,474 кдж/(мз › град);
с3;8°° = 1,365 кдж/(мз - град);
Q” =1з297 = V, (1,474 . 800 — 1,365 - 180);
V, = = 50 900 мз/ч (14 M3/cm).
Так как полученная величина расхода инертных цирку- _
лирующих газов совпадает с предварительно принятым в рас—
чете временем тушения кокса, можно считать составленный
224
тепловой баланс окончательным. Если бы расхожде-
ния между предварительно принятой и окончательной ве-
личиной расхода инертных газов были значительными,
потребовалось бы повторить расчет времени тушения кокса
и теплового баланса процесса тушения. ‚
Зная тепло, переданное циркулирующим газом, легко
определить производительность установки. Тепловые по-
тери котельной части УСТК можно принять равными 5%.
Теплопроизводительность УСТК в нашем случае равна
0‚0125 квт/ (м? - град).
Если умножить Q” на коэффициент полезного действия
УСТК, равный 0,95, и разделить полученную величину на
разность теплосодержаний получаемого пара и воды, по-
ступающей на питание котельной, получаем величину коли-
чества выработанного пара. Количество товарного пара
будет несколько ниже этой величины из-за расхода на про-
дувку котельной установки.
Для выбора дымососа, перекачивающего инертный газ,
требуется знать его производительность и напор.
Если температура инертных газов, поступающих в ды-
мосос, равна 180° С, его производительность должна быть
не ниже
50 900 ~ 453
T— = 84 ооо мз/ч.
Для определения необходимого напора рассчитываем
гидравлическое сопротивление тракта. Основным элемен-
том гидравлического сопротивления трения является сопро-
тивление слоя кокса в камере тушения. Для расчета послед-
него определим прежде всего высоту слоя кокса, приняв
расстояние от уровня ввода инертных газов до начала ци-
линдрической части камеры равным 1,45 м, получим об-
Щую высоту слоя:
1,45 + 4,55 = 6 м.
По данным Н. K. KyJ1aKoBa, коэффициент сопротивле-
ния слоя кокса по отношению к скоростному напору, рас-
считанному по скорости газов в пустой камере, равен 286.
Гидравлическое сопротивление слоя равно:
2
we ` V0 ` Tcp.r
AP=286-H
мм вод. ст.‚
151/2 1023 225
где Н — высота слоя кокса, м; yo —- плотность инертных
газов при 0° С и 760 мм. рт. gm.; эту величину можно при-
нятъ равной 1,3 кг1м3; g — ускорение силы тяжести.
Гидравлическое сопротивление слоя кокса в условиях
рассматриваемого примера
0,4622 763
АР = 286 - бтдт- 1,3 - W3—§70 мм вод. ст.
При более форсированной работе камеры сопротивление
слоя возрастает пропорционально квадрату расхода газа
и может составлять в реальных условиях 200-220 мм вод.
ст. Кроме сопротивления камеры тушения, следует учесть
сопротивление котельной части установки, составляющее
при форсированном режиме 100——120 мм вод. ст., пылеот-
делителей циклонного типа 120-150 мм вод. ст. и газопод-
водящей коммуникации от дымососа до камеры тушения
50—100 мм вод. ст. Суммарное гидравлическое сопротив-
ление тракта установки сухого тушения кокса составляет
500-600 мм вод. ст. и рассчитывается как сумма ‘частных
сопротивлений, определяемых по формулам, приведенным
в главе Х1.
По суммарному напору и производительности выбирает-
ся дымосос по каталогу. При этом следует учитывать, что
плотность газов, перекачиваемых дымососом, будет:
1,3 - 273
T = /C3/M3.
Паспортная характеристика вентиляторов, обычно при-
водимая для холодного воздуха, должна быть скорректи-
рована по отношению плотности циркулирующих газов и
воздуха.
Установки сухого тушения кокса бывают:
1') c вертикальными камерами бункерного типа — с над-
земным и подземным расположением камер;
2) с горизонтальными камерами;
3) c периодической загрузкой и выдачей кокса в камерах
и непрерывным методом тушения в бункерах;
4) с периодическим тушением загрузкой и выгрузкой
кокса в установках контейнерного типа;
5) УСТК, расположенные непосредственно в нижней
части непрерывно действующих коксовых печей;
6) камерные установки системы Коллин, в которых
группы камер расположены по всему фронту батарей с
коксовой стороны.
226
В различных странах работает около 40 установок сухо-
го тушения кокса. Среди них:
а) камерные установки сухого тушения кокса системы
Зульцер;
б) установки бункерного типа системы Гипрококс __c KCT-
логл-утилизатором 1;
в) Многокамерные установки системы Коллин;
г) контейнерные установки системы Зульцер.
Рассмотрим работу УСТК системы Гипрококса.
Установка (рис. 49) представляет собой камеру тушения,
нижняя часть которой снабжена дутьевыми решетками (по
периферии) и центральным рассекателем для подвода дутья.
В верхней части размещена форкамера, или накопитель го-
рячего кокса, с кольцевым отбором инертных газов. Верх-
ний затвор для загрузки кокса снабжен футеровкой и гид-
равлическим уплотнением. Нижнее выгрузочное устройство
имеет отсекатель потока и два затвора, позволяющих произ-
водить загрузку и выгрузку кокса из камеры без остановки
газодувок. Каждый агрегат включает камеру для отделе-
ния крупной пыли, расположенную перед пароперегрева-
телем‚ и вертикальный водотрубный котел с водонагрева-
телем, а также циклонные пылеуловители для тонкой пыли
после котла перед газодувкой.
При выгрузке кокса из кузова нижняя (донная) камера
при подъеме кузова закрывается крышкой для исключения
перегрева металлоконструкций и тросов подъемника. Про-
изводительность камеры— 1000—1250 т в сутки.
Инертные газы образуются в начале цикла при взаимо-
действии воздуха с коксом. Состав инертных газов в объем-
ных процентах примерно следующий: 16 CO2, 79-80 Na,
1,0 O2, 2,0 H20 И около 1‚0% H2.
_ Использование тепла раскаленного кокса имеет боль-
шое народнохозяйственное значение, так как количество
тепла, которое может быть использовано, составляет для
четырехбатарейного завода примерно 50—60 тыс. т услов-
ного топлива в год. Коэффициент полезного действия уста-
новки сухого тушения составляет 85-92%,
Промышленные установки сухого тушения кокса успеш-
но работают на Череповецком мегаллургическом, Авдеев-
ском и других коксохимических заводах. В ближай-
шие годы такие же установки будут построены на других
1 Справочник коксохимнка, «Металлургия», 1965 г.‚ стр. 174.
1,:-< ‘ 227
КОКСОХИМИЧЕЗСКИХ ЗЗВОДЗХ. Применение УСТЗНОВОК СУХОГО
ТУШЕНИЯ на КОКСОХИМИЧЭСКОМ ЗЗВОДЭ ПРОИЗВОДИТЕЗЛЬНОСТЬЮ
РИС. 49. Камерная установка сухого
тушения кокса системы Гипрококса
с подъемником кузова коксоприем-
\ ного вагона:
. 1 — камера тушения; 2 —— форкамера;
3 — газоходы: 4 — пылеотделитель; 5 —
котел; б — дымосос; 7 —— разгрузочные
V устройства: 8 —— рампа.
:‘ Г
'= I
T‘;
Я
г.
’o'
Е
"4' 4 '3
I ' ‘ ‘
д .,~.e1.-
4,, Q `
а:
9»:
г
II._._ iv
.,m.’4xy._71m7z7q{7A,'
_ о; д. о, о. o-'4
6млн. т кокса в год позволит улучшить качество кокса,
сэкономить более 400 тыс. т угля и получить пар с затра-
тами в 2 раза меньшими, чем в котельных ТЭЦ.
223
Глав а XVI
МОДЕЛИРОВАНИЕ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
В НЗСТОЯЩЕЕ ВрЕМЯ ВО МНОГИХ ИНСТИТУТЗХ ПрОИЗВОДИТСЯ
ИЗУЧЕНИЕ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ на МОДЕЛЯХ, ПОЭТОМУ ЗДЕСЬ ДЗЕТСЯ
ПрЗВИЛО МОДЕЛИрОВЗНИЯ И НЕСКОЛЬКО ПрИМЕрОВ‚ КОТОрЫЕ
ВХОДЯТ В практические работы СТУДЕНТОВ.
1. Подобие явлений
В СССР новые конструкции коксовых печей и некоторые
общие закономерности их обогрева изучаются на моделях.
Работы по моделированию проводятся в научно-исследо-
вательских институтах (УХИН и др.)‚ учебных (Днепро-
петровском — металлургическом и химико-технологиче-
ском) и др.‚ на заводах (Кузнецкий металлургический
комбинат). Для того чтобы выводы, полученные из иссле-
дований на модели, могли быть перенесены на промышлен-
ные печи, необходимо соблюдение определенных условий,
которые были разработаны акад. В. М. Кирпичевым и его
школой (теория моделирования) на основе расширенной им
теории подобия.
Вопросы подобия в общем виде охватывают все геомет-
рические формы. Геометрическое подобие может быть опре-
делено двояким образом: два тела называются геометри-
чески подобными, если каждой точке одного тела (образца)
соответствует одна и только одна точка другого тела (моде-
ли); тела, координаты которых пропорциональны (при соот-
ветствующем выборе системы координат). Эго положение
может быть записано следующим математическим выра-
жением:
! ! I
x7 = ё = г = Се (константа).
Здесь и в дальнейшем обозначения без индекса относятся
к образцу, со штрихом — к модели.
Второе определение геометрического подобия следую-
щее:
два тела называются геометрически подобными, если
при одинаковой форме (цилиндр, эллипс и др.) отношение лю-
бого размера к произвольно выбранному главному размеру
223
одинаково для образца и модели. Это отношение (безраз-
мерное) обычно обозначается прописной буквой. Напри-
мер, два круглых цилиндра подобны, если отношение высо-
ты к диаметру у них одинаково. т. е.
. h hi
Т = —,— = Н = inv (инвариант);
› 2
ТОЧНО также ЭЛЛИПСОИДЫ C уравнением ПОВЕРХНОСТИ % =
2 2
= ~37 = Ё‘ = 1 подобны, если отношение их полуосей
171 172
одинаково, т. е. для трех подобных цилиндров —a— = T =
l 2
[73 . cl C2 03 .
= —— = В или в виде инварианта 13 — =— = —— =См (ас).
аз a1 a2 аз
Следует обратить внимание на различие между констан-
той и инвариантом подобия. Величина CM одинакова для
всех точек, но изменяется при переходе от одной модели к
другой (масштаб модели). Инвариант модели постоянен
для любой модели, но изменяется при переходе от одного
размера к другому. Понятие о подобии может быть распро-
странено на физические процессы. Два процесса называются
подобными, если они протекают в геометрически подобных
формах- и отношение характеризующей величины для любой
пары сходственных точек постоянно для всего тела. В печ-
ной теплотехнике различают следующие виды подобных
явлений.
Кинематическое подобие — отношение скоростей и ус-
корений для любой пары сходственных точек постоянно:
/ /
Ш а
г=%›т=%
‚ Константы подобия Cw и Ca в общем в-ще не равны друг
дРУГУ- т
Динамическое подобие —— отношение величин сил для
любой пары сходственных точек образца и модели постоян-
но:
f1
—- = C .
f f
Тепловое подобие —— отношение температур и тепловых
потоков для любой пары сходственных точек образца и
модели постоянно:
A 1’ . а _
‚ 'T::¢[y —q“—Cqo
230
Из этого вытекает, что при наличии подобия величины
скорости, температуры и т. д. в любой точке модели могут
быть получены из этих же значений в сходственной точке
образца умножением на множитель, постоянный для всей
модели. ’
Из свойств пропорции следует, что вместо отношений
значений каких-либо величин могут быть приняты отноше-
ния разностей этих величин или же дифференциалов первого
порядка:
Ш1_ш2 _Ш__ ш’ __C
шд-ш, щ dw —‘-?_— ‘W’
Понятие о физическом подобии (кинематическом, дина-
мическом, тепловом и т. д.) может быть определено и при
помощи инвариантов подобия. Для этого обозначим значе-
ния соответствующих величин в какой-либо точке индексом
нуль и, выразив соответствующие значения в двух точках
через отношения к нулевой точке, обозначим их прописными
буквами:
L: T, и’ = , L = F.
to wo fo
Аналогично для модели
_; =тд Щ=шд f_:=p_
to we ‚о
При подобии явлений эти относительные величины Для
сходственных точек образца и модели одинаковы (инвариант-
ны), поэтому
Т=Т’‚ W=W’, F=F’.
2. Критерии подобия
Как указывалось выше, константы подобия Се, Cw, C,,
С, и др. в общем случае не равны друг другу. Однако зна-
чения всех констант не могут быть выбраны произвольно.
Ряд единичных явлений, например движение газов в ото-
пительной системе, движение воды в трубопроводах и др.,
можно объединять в группу (класс) явлений. Общие свой--
ства этого класса явлений характеризуются общими диффе<
ренциальными уравнениями. Для подобных явлений ха-
рактерны одни и те же дифференциальные уравнения, в:
231.
противном случае определяющие их величины изменялись бы
по различным законам и не были бы пропорциональными.
Из тождественных равенств дифференциальных уравнений
для образца и модели вытекает равенство определенных
произведений между константами подобия, называемыми
критериями подобия. Равенство критериев подобия пред-
ставляет связь между различными константами подобия.
Для вопросов аэродинамики печей и моделирования
процессов, происходящих в печи, имеют значение следую-
щие критерии.
Критерий Рейнольдса
__ъш1р ъш1\Т
Re т“ V "27:?’
Гидродинамический режим потока (в частности, турбу-
лентность) является мерой отношения сил инерции и моле-
кулярного трения в потоке.
Критерий гравитационного подобия — критерий Фр уда——
2
Fr = w
gl
является мерой отношения сил инерции и тяжести в одно-
родном потоке.
Критерий подобия полей давления — критерий Эйлера —
АР
Еи _ W2
51B./IHCTCH’ мерой ОТНОШЕНИЯ СИЛ ДЭВЛСНИЯ И инерции В
потоке.
3. Условия однозначности. Определяющие
и неопределяющие критерии
Дифференциальные уравнения, определяющие класс
явлений, имеют множество решений. Для нахождения из
этого множества решений единственного решения, пригод-
ного для заданного единичного процесса, необходимо ис-
пользовать это уравнение, включая дополнительные усло-
вия (часто также в виде дифференциальных уравнений),
„называемых условиями однозначности.
Условия однозначности определяют следующие призна-
ки явления:
1732
геометрические свойства системы, в которой протекает
„ исследуемый процесс;
существенные для этого процесса физические характе-
ристики, образующие систему;
начальное состояние системы;
условия на границах системы в ходе процесса.
Критерии, составленные только из величин, входящих в
условия однозначности, носят названия определяющих
критериев. Критерии, содержащие величины, не входящие
в условия однозначности, носят названия неопределяющих
критериев. Определяющие критерии являются независимы-
ми переменными, неопределяющие — зависимыми.
4. Три теоремы подобия.
Правила моделирования
Основные вопросы подобия сводятся к трем теоремам
подобия.
Первая теорема. Подобные явления имеют одинаковые
критерии подобия, или критерии подобия подобных явле-
ний равны между собой. “
Вторая теорема. Решение системы дифференциальных
уравнений может быть представлено в виде функций кри-
териев подобия этих величин, входящих в уравнения. Вто-
рая теорема подобия позволяет установить закономерность
данного явления в виде зависимости одного критерия от
других. Наибольшее значение для аэродинамики печей имеет
зависимость критерия Эйлера, определяющего сопротивле-
ние системы, от критерия Рейнольдса
Еи = (р (Re).
Первые две теоремы характеризуют свойства подобных
явлении.
Третья теорема подобия, сформулированная M. B. Кир-
пичевым и Н. А. Гухманом в 1930 г., устанавливает следую-
щее условие существования подобия. Подобны те явления,
у которых условия однозначности подобны, а определяющие
критерии одинаковы.
На основании третьей теоремы подобия определены тре-
бования, которые нужно выполнить, чтобы процессы в
модели были подобны процессам в образце. Эти условия
следующие:
' 023
16 1 233
1. Модель должна быть геометрически подобна образцу,
т. е. должна представлять собой отопительную систему кок-
соных печей, выполненную в определенном масштабе.
2. Физические константы, характеризующие явление в
модели, должны изменяться по тому же закону, по которому
изменяются одноименные константы. в промышленных пе-
чах. Эго невозможнодхяя изотермических моделей коксовых
печей, гак как в модели плотность, вязкость и т. д. движу-
щихся тел постоянны, а в коксовых печах эти константы
изменяются в соответствии с изменением температуры.
Поэтому результаты, полученные на модели, иногда приб-
лиженно соответствуют процессам в печах, а иногда требуют
пересчета для реальных условий.
З. Условия входа и выхода движущегося тела в модели
должны быть такими же, как в промышленных печах.
4. В зависимости от масштаба модели и свойства gammy-
щихся тел в них, скорости движения и другие свойства
потока должны быть такими, чтобы определяющие критерии
в модели были равны этим же критериям в промышленных
печах. При моделировании коксовых печей чаще всего ско-
рость потоков устанавливается такой, чтобы критерии Рей-
нольдса в образце и модели были равны.
5. Расчет расхода воды
или воздуха в модели
По равенству критерия Рейнольдса в образце и модели
обычно рассчитывают расход воды (воздуха) в гидравличес-
кой (аэродинамической) модели. Заменяя скорости вобразце
и модели через количество воды (воздуха), деленное на пло-
щадь поперечного сечения, получаем:
ш - dT _ w’ - d’
ТЖ " -7
или ‚ ,
%%=%%- <XVM>
Так как определяющий размер в модели равен такому
же размеру в образце, умноженному на М (масштаб модели),
а площадь сечения модели равна площади сечения образца,
умноженной на M2, то, подставляя вместо d’ равное ему
dM И вместо F1 ~— FM2, получаем -
V,:V T V’
т TM (кущ
’ ‚
234
где V’ —-количество рабочей жидкости (воды или возду-
ха) в модели при рабочей температуре. л/сек; V —— Kenn-
чество печных газов вобразце при 0°С,л /сек; v H v’ ——— коэф-
фициенты кинематической вязкости рабочей жидкости в
модели, газов в печах при фактической температуре._
Покажем на примере расчет расхода воды в модели
обогревательного канала при температуре в модели 10° Ci
и масштабе модели М = 0,1.
Исходные данные:
Количество продуктов горения в обогревательном ка-
нале — 0,0326 M3/cerc = 32,7 л/сек;
Температура 1450° C = 1723° K;
Коэффициент кинематической вязкости 246 . 10'6 M2/CeI€.
Коэффициент кинематической вязкости воды при 10°
равен 1,306 - 10'6 M2/C816. Расход воды в модели определяет-
ся по равенству:
1723 I,306- 10-“
, _ Т v’ _ __ ___ -
V -— ‚ М-— ЙЁ ' 0,1-—— 0268/1/08/6.
6. Определение потерь напора
в отопительной системе коксовых печей
по результатам моделирования
Одной из важнейших задач моделирования является
определение потерь на различных участках отопительной
системы коксовых печей и расчет распределения количества
печных газов. Из теории моделирования следует, что вели-
чины потерь напора в образце и модели не равны друг
другу, а только пропорциональны. При изотермическом
моделировании неизотермических систем такая пропорцио-
нальность существует только на отдельных участках,
которые можно считать изотермическими, поэтому резуль-
таты моделирования должны быть пересчитаны примени-
тельно к промышленным условиям.
Расчет потери напора в промышленных печах по nan-
НЫМ моделирования производится следующим образом.
Так как для подобных процессов критерии подобия рав-
ны, то значения критерия Эйлера в образце и модели равны
друг другу Подставляя значения квадрата скорости через
значения {JP/__)2 и заменяя площадь сечения модели через
\
к
16* V 235-
площадь сечения образца. умноженную на M2, получаем
после преобразований:
_ г V Z 1’ 4 Т
AP_AP —v—,M т.
Здесь, как и в предыдущем разделе, количество печных га-
зов и их плотность в образце даны в °С, а количество рабо-
чей жидкости в модели и плотность — при рабочей темпера-
туре. Потери напора на трение в образце и модели различны.
так как различна шероховатость стен участков отопитель-
ной системы и модели. В этом случае коэффициенты потери
напора в образце и модели могут быть пересчитаны по
формуле ‚
Е’ = E
N
х ‚
где Е’ и §— коэффициенты сопротивления трению отопи-
тельной системы коксовых печей и модели; ж’ и 2. —- coor-
ветствующие коэффициенты потерь напора на трение.
Так как потери напора на трение составляют незначи-
тельную часть сопротивления отопительной системы, то
различная Шероховатость стен модели и кирпича вносит
небольшую погрешность в результаты моделирования.
Покажем пересчет величин потерь напора с модели на про-
мышленные печи на следующем примере.
В гидравлической модели с масштабом 0,1 COHpOTI/IBfl€-
ние косых ходов на нисходящем потоке составило 40 мм
вод, cm. Определить потери напора в косых ходах промыш-
ленных печей. Исходные данные: количество воды в модели
на одну пару обогревательных каналов — 0,130 /z/ce/c.,
плотность воды — 1000 кг/мз, количество печных газов в
образце——0,033 мЗ/сек или 33 /I/ce/c, плотность продук-
тов горения—- 1,39 кг/мз, температура печных газов-
‚1З60° C з: 1633° K:
__ I V 2V Т _
AP_AP 7M4 т _
/ 3
= 40( 0› 1633
)2 1,39 у
_?_. 4
1000 0'1
3
—-1-,)? = 1,6 мм 603. ст.
Для изучения сопротивления отопительной системы
коксовых печей конструируется модель из органического
стекла. Модель представляет собой точную копию отопи-
тельной системы одного-двух простенков масштабом 1 : 10;
1236
1:5. Через модель пропускается тело —— вода, воздух.
В системе есть специальная труба для уравновешивания
веса воды, служащей-рабочим телом. Давление замеряется
на восходящем и нисходящем потоках на следующих участ-
ках по высоте:
1. Подовый канал регенератора; г
2. Низ насадки (между первым и вторым рядом);
3. Верх насадки (между последним и предпоследним
рядом);
4. Отопительный канал.
Каждое давление измеряется по длине потоков в 7——8
точках, подсчитывается средняя величина распределения
Т а б л и Ц а 43
Сопротивление на отдельных участках отопительной системы
Темпераа Сопротнв- Сопротив
тура в Множи- пение в пение в
Название участка промьнп- тель ne» моделн‚ образца
ЛЭННЫХ ресчета мм ММ
печах. “С вод ст. вод. ст
Восходящий поток
Колосники 70 0‚0126 86,2 1,09
Насадка 585 0,0314 9,1 0,29
Косые ходы 1130 0,0513 36.2 1.86
Вертикалы обоих потоков 1450 0‚0599 2,0 0,1
Нисходящий поток
Косые ходы 1360 0,0526 26,2 1,36
Насадка 835 0,0363 14,1 0,51
KOJIOCHHKH 350 0‚0204 73.6 1.50
и т о г о‘ 1 I ] 247,4 6,73
давлений всех точек по длине, за исключением крайних.
По величинам этих давлений подсчитывают перепады дав-
лений АР, или сопротивлений:
1. Сопротивление отверстий колосниковой решетки (раз-
ность давлений в подовом канале и внизу насадки);
2. Сопротивление насадки (разность давлений вверху и
внизу насадки);
3. Сопротивление косых ходов (разность давлений ввер-
ху насадки и в отопительных каналах);
° 237
СКаНИровал: ЫерПШу1
Мап-штогорск
2008
4. Сопротивление отопительных каналов (разность дав-
лений в отопительных каналах на восходящем и нисходящем
потоках).
На рис. 50 представлена модель н точка замера неком-
бинированных печей с нижним подводом емкостью 30 т.
Так как температура в печах изменяется от 100 до 1500° С,
то величины этих давлений пересчитываются для каждого
участка по формуле (XVI,2).
B табл. 43 приведены данные расчета сопротивлений
участков отопительной системы коксовых печей указанной
выше модели. ‹
7. Расчет регулирующих приспособлений
по данным моделирования
Для регулирования поступления нужного количества
воздуха или газа служат регистры в косых ходах, а в печах
с нижним подводом количество воздуха или газа дополни-
тельно регулируется размерами колосниковых отверстий.
Регистры в косых ходах в печах с нижним подводом труд-
но заменить, поэтому практически во время эксплуатации
регулирование производится только размерами отверстий
колосниковой решетки. -
Исследование вопросов регулирования печей основывает-
ся на формуле " ’
w2yT У? Т '
где V — количество газа; ш — скорость газа; g — коэф-
фипиент со-противления.
По данным моделирования по формуле (Х\/1‚3) можно
определить: величину а, если известно V, f и АР; величину
Ё, если известно V, AP и а; величину V, если известно АР,
и Е. у к
Из формулы (XV1,3) следует, что сопротивление прямо
пропорционально квадрату количества газа V иобратно
пропорционально площади сечения f. B случае, если рабо-
чим телом модели является вода; а не воздух, 573 в формуле
не участвует.
Для регулирования необходимо рассчитать регулирую-
щую площадь сечений (колосниковых отверстий иликосых
233'
ходов), а также определить расход газа, если известна пло-
щадь сечения.
Величина площади регулирующих сечений одного из
вертикалов задана, а остальные рассчитываются. Регули-
рующие сечения крайних вертикалов выбираюгся. Kenn-
чество газов в крайних вертикалах рассчитываетсяЛока-
жем на примере исследование и расчет для печей с нижним
подводом. В этих печах поступление газа и воздуха опре-
деляется суммой сопротивлений всех участков Предвари-
тельно, задаваясь разными сечениями, определяют коэф-
фициент сопротивления Е.
Расход газа для каждого вертикала определяется в от-
носительных единицах (делением количества газа на средь
нее количество газа по простенку) — по конусности камед ы
и к. п. д. каждого вертикала. Расход газа для печей ем-
костью 30 M3 приведен в табл. 44.
Т а б л и ц а 44
Расход газа для печей емкостью 30 м“
Названне сторон
Машинная Коксовая
Номера секций
2 8 7 2
Номера вертикалов ф 3-4 15-16 17——18 27-28
Относительный расход газа 0,89 0,99 1,02 1,14
Разность давлений для каждого вертикала определяется
по формуле
АР = Рнисх —' PBOCX!
и
где Ршх и Pmx — давление в подовом канале соответству-
ющих потоков.
УХИНом выведено уравнение для расчета этой величи-
ны в каждом вертикале:
Рт = Р„ j; APB i АРН, (XVI,4)
v
где Р — полный перепад давления при прохождении газов
через секцию, равный сумме всех сопротивлений; АРБ и
AP" ~—- сопротивление подового канала между точками т и
п на восходящем и нисходящем потоках.
2510
СКаНИровал: Neptllnyi
Магнитогорск
2008
Перепад давлений при прохождении газов через секцию,
подсчитанный по формуле (XVI,4), приведен в табл. 45.
Принцип расчета регулировочных приспособлений за-
ключается в подборе сечений таким образом, чтобы перепад
.Т а б л и Ц а „45
Данные о перепаде давлений в секциях модели
Название сторон Машинная 1 Коксовая
Номера секций 2 8 \ 7 2
Номера вертикалов 3-—4 15-16 17-18 27-28
Перепад давлений 4,2 3,95 6,0 6,4
и относительный расход газа во всех вертикалах полупрос-
тенка были равны указанным в табл. 43. Для этой цели на
модели определяются перепады при разных размерах ре-
гистров и среднем расходе газа. Эти величины следующие:
толщина регистра в косых ходах, мм . . 80; 70
толщина рассекателя‚ мм . . . . . . . 40; 40
площадь сечения косых ходов, см2 . . . 171; 190
СОПрОТИВЛЕНИЕ F333 на ОбОИХ ПОТОКЭХ,
ммвод.ст. 3,32;2,71
толщина регистров в колосниках, мм . . 20; C30; 40; 50;
6 ; 70;
площадь сечения колосниковых отверстий,
см2..................1З0,6;91,0;
65,0;
сопротивление газа на обоих потоках,
ммвод.ст............... 0,72;0,82;
1,00; 1.25;
1,65; 2,13;
нерегулируемые сопротивления (регенера- я
торы и вертикалы на обоих потоках)
ммвод.ст............... 0,42.
Общее сопротивление равно сумме сопротивлений косых
ходов, колосниковых отверстий и нерегулируемых сопроч ив-
лении.
Сопротивление газов в данной секции при заданных раз-
мерах регистров равно общему сопротивлению, умноженному
на квадрат относительного расхода. Например: во 2-й сек-
ции машинной стороны принимаем толщину регистров в
косых ходах 80 мм и в колосниках — 60 мм. Подсчитываем
241
общее сопротивление, оно равно 5,39 - 0,892 = 4,2 мм
вод. ст. В 8-й секции, где относительный расход газа боль-
ше, принимаем толщину регистров в косых ходах 70 мм и в
колосниковь1х отверстиях — 40 мм, общее сопротивление —-
4,13-0,992 == 4,00 мм вод. ст.; так как перепад давлений по
табл. 43 равен — 3,95 мм вод. ст., то размеры регистров
подобраны правильно. Подобно этому вычисляем все разме-
ры регистров во всех вертикалах.
8. Исследование количества
рециркулирующих газов
Для исследования количества рециркулирующих га-
зов в модель, рассчитанную по указанному выше правилу,
‚избавляем на нисходящем потоке определенное количество
инертного вещества (если модель воздушная —- CO2, если
водяная —— КМпОд отбираем пробу на восходящем и нис-
ходящем потоках. Количество рециркулирующих газов х
рассчитываем по формуле
co2_co;
x==j,.——v—,
а co2—co2
где СО2—— процент CO2 без добавки; СО; — то же, с добав-
кой на восходящем потоке; СО; ——то же, с добавкой на
нисходящем потоке.
Кроме того, благодаря моделированию можно изучать
распределение газа по вертикал у, количество газа в крайних
вергикалах и другие важные вопросы теплотехники коксо-
вых печей.
СКаНИровал: Neptlmyi
Мап-штогорск
2008
Р’
СО
оочръсл-ь
.Вольфовский
.Васильев
.Грошев
.Гольдфарб Э. М.
.Габинский
Литература
.Агроскин А. А.‚ Халабузарь Г. С.Коксовые печи—-
конструкции и теплопередача. М.‚ ОНТИ‚ 1937.
. А в е р и н С. И. и др. Расчеты нагревательных печей. Издание
2-е, дополненное. K., «Техника», 1969.
Брук А. С., Лейбович Р. Е., Иванов Е. Б.,Смуль-
со н А. С. Коксование шихт с повышенным содержанием газовых
углей. ЦИИНЧМ, 1964, N9 22. `
. Б у д р и н Д. В. и др. Металлургические печи. М.‚ Металлург-
издат, 1963.
. В и р о з у б И. В., K y с т о в Б. И. Тепловой режим коксовых
печей. М.‚ Металлургиздат, 1960.
В и р о з у б И. В. Теплотехнические испытания и
расчеты
коксовых печей. М.‚ ОНТИ‚ К.‚ 1934.
. В и р о з у б И. В. Моделирование коксовых печей. Труды УХИН,
вып. 5. М.‚ Металлургиздат, 1952.
.Впрозуб И. В., Белецкая А. Ф. идр. Исследованияв
области обогрева коксовых печей. Труды УХИН‚ вып. 19. М.‚
«Металлургия», 1968.
. В у к а л о в и ч М. В. и др. Термодинамические свойства газов.
М.‚ Гостехиздат‚ 1953.
Г. М.‚ Крупаткина Р. К.‚ Ива-
н о в И. И. Регулирование печей ПВР сотделенными регенерато-
рами при обогреве коксовым газом, «Кокс и химия», 1960, II. о
Ю. С. Экспериментальная проверка различных
методов расчета регенеративных теплообменников применнтельно к
условиям работы регенераторов коксовых печей. Сборник научных
трудов УХИН, вып. 16. М.‚ Металлургиздат, 1965, стр. 64.
В. М. Основы расчета промышленных печей. К.‚
Гостехиздат Украины, 1954.
и др. Расчеты нагревательных печей. К.‚
Гостехиздат УССР, 1958.
Я. О. Тепловой баланс коксовых печей и выход
избыточного газа. М.‚ ОНТИ, 1923.
. Е л ь к и н д И. С. Пуск установки сухого тушения кокса. «Кокс
и химия», 1960, М: 5.
. З у б и л и н И. Г.- Изучение влияния плотности угольной загруз-
ки в коксовых печах на тепловые ‚условия коксования. Авторефе-
рат диссертации. Харьков, ХПИ, 1962.
. И де л ь ч и к И. Е. Справочник по гидравлическим сопротив-
лениям. М.‚ Госэнергоиздат, 1960.
‚ 243
СКаНИровал: ЫерПШУ1
Ьдагнитогорск
2008
18.
19.
20.
‘21.
22.
23.
24.
25.
26.
27.
28.
29.
30.
31.
32.
33.
34.
35.
36.
37.
38.
39.
40.
244
›Израэлит Э. М.,
И в а н Ц о в Г. П. Справочник конструктора печей. под
ред. Ю. В. Грум-Грлшпиайло. М., ОНТИ, 1935.
И 3 р а э л и T Э. M. Совершенствование отопительной системы
коксовых печей. М., «Металлургия», 1964. ‚
Израэлит Э. М., Чермных М. С. Газовое хозяйств›
коксовых печей. М., Металлургиздат, 1955.
Ч е р м н ы х М. С. Отопление коксовых
печей. М., Металлургиздат, 1960.
Из р аэл и т Э. М., Чер м н ы х М. С. Газовщик коксовых
печей. М.. Металлургиздат, 1968.
Израэлит Э. М., Амстиславский Д. М. идр. Печи
с широкими регенераторами. Труды Всесоюзного совещания кок-
совиков, ЦИИНЧМ, М., 1961.
К о п п е р с Г. Руководство по технике переработки горючих
веществ. М., Металлургиздат, 1928.
Кли мови Цк уКЙ М.Д., Карлик B. A. Краткий справоч-
ник по тепловому контролю в черной металлургии. М., Металлург-
издат, 1962. ‚
Кулаков Н. K., Зубилин И. Г. Тепловые потерн во
внешнюю среду коксовыми печами системы ПК-2К и ПВР. «Кокс
и химия», 1961, N9 4.
K y J1 a к о в Н. К.‚ К y с т о в Б. И. Влияние рециркуляции
на качество обогрева коксовых печей ПК-2К. «Сталь», 1954, N9 11.
К у л а к о в Н. К. Усовершенствование конструкций коксовых
печей и оборудования. Труды Всесоюзного совещания коксовиков.
М., ЦИИНЧМ, 1961.
Ку л а ко в Н. К. и др. Опыт эксплуатации коксовых печей
большого объема на Юге и Востоке СССР. Труды Всесоюзного
совещания коксовикон. М., ЦИИНЧМ, 1961.
Кул а ко в Н. К. Теоретические основы кругового потока
в вертикальных коксовых печах. «Кокс и химия», 1939. N9 10—11.
К у л а к о в Н. К. Закономерности прогрева коксового пирога
по ширине и высоте камеры коксования. «Кокс и химия», 1955, N9 2.
K a н т о р о в и ч Б. В. Введение в теорию горения и газифика-
ции твердого топлива. М., Металлургиздат, 1960.
K p и в о р у ч к о С. С. Машинист коксовыталкивателя. М., Ме-
таллургиздат, 1961.
К р и в о р у ч K о С. С. Каменщик огнеупорной кладки коксовых
печей. М., Металлургиздат, 1963.
Комаровский М. С.‚ Пунтус С. Ф. Предварительный
опыт эксплуатации коксовых печей большой емкости. «Кокс и хи-
мия», 1959, N9 7.
K y сто в Б. И. Об отопительном простенке коксовых печей с
общностью пламенного пространства. <‹Кокс_и химия», 1956, N9 3.
K 0 J1 о б о в В. Н. Технические направления в развитии коксо-
химической промышленности на 1966—1970 гг. «Кокс и химия»,
1966, N9 4.
K a с а т к и н А. Г. Основные процессы и аппараты химической
технологии. М., Гостехиздат, 1960.
К и т а е в Б. И. Теплообмен в шахтных печах. М., Металлург-
издат, 1945.
К и р п и ч е в В. М. Теория подобия. М., Изд-во Академии
Наук СССР, 1953.
СКаНИровал: Neptllflyi
Мап-штогорск
2008
41.
42.
43.
44.
46.
47.
43.
49.
50.
51.
.Мейксон Л. В.,
53.
54.
55.
56.
57.
58.
59.
60.
61.
62.
63.
64.
65.
56.
.Лгалов К.И.
Л е й б о в и ч Р. Е. и др. Технология коксохимического производ-
ства. М.‚ «Металлургия», 1966. '
Л е р н е р Р. 3. Новый режим обогрева коксовых печей. «Кокс
и химия», 1938, N9 1.
Л е р н е р Р. 3. Выбор серийности выдачи кокса. «Кокс и химия›,
1938, N9 8——9. Цикличность в работе коксовых печей, «Кокс и хи-
мия», 1939, N9 7. ›
Л г а л о в К. И. и др. Технология обогрева коксовых печей. М.‚
Металлургиздат, 1949.
и др. Пуск коксовых печей. М.‚ Металлургиздат,
1960. A
Л е й т е с В. А. и др. Газовщик коксовых печей. М.‚ Металлург-
издат, 1959.
Ле в и н Е. Б. Черная металлургия капиталистических стран,
часть VI, Коксохимическое производство, М.‚ Металлургиздат, 1956.
Л а в р о в И. В. физико-химические основы горення и газифи-
кации топлива. М.‚ Металлургиздат, 1962.
Л и н ч е в с к и й В. П. Топливо и его сжигание. М.‚ Металлург-
издат‚ 1947.
М и х е е в
1956.
Мей к со н Л. В, Коксовые печи. М.‚ Металлургиздат‚ 1949.
Ш в а р ц С. А. Производство кокса. М.‚
М. А. Основы теплопередачи. М.‚ Госэнергоиздат.
Металлургиздат, 1953.
Н и K у р а д з е С. Закономерности турбулентного движения в
гладких трубах. В сб. «Проблемы турбулентности». Под редак-
цией М. А. Велнканова. М.‚ ОНТИ, 1936.
П е й с а х з о н И. Б. Оценка работы коксовых печей ПВР и
ПК-2 и печей большой емкости. Труды НТО Черной металлургии.
том Х1, Металлургиздат, 1958.
П е р е с а д е н к о И. Н. и др. Опыт регулирования коксовых
печей ПК-2К. «Кокс и хнмия», 1956, N9 3.
Пейсахзон I/1.13., КулаковН. К. Достижения в облас-
ти конструирования коксовых печей. Сб. «Коксохим. производство»
под ред. Б. С. Филиппова. М.‚ Металлургиздат, 1959.
Р у з и н И. И. и др. Сообщение Гипрококса, вып. XV, 88. M.,
N1eTaJIJIypl‘1/I311aT, 1955.
Р е м б а ш е в с K и й А. Г. Теоретические основы рециркуляции
в системе отопительных ходов коксовых печей. «Кокс и химия»,
1937, N9 9.
Справочник
Справочник
Справочник
Справочник
1959.
Сем и к и н И. Д., Гол ьдфа р б Э. М. Регенерация тепла.
«Сталь», 1953, N9 7, стр. 604.
Сем и K И н И. Д.‚ Гол ьдфа р б Э. М. Регенерация тепла
в доменных воздухонагревателях, «Сталь», 1954, N2 9, стр. 789.
Се M и K и н И. Д. Теплотехническая оценка топлива. Труды
ДМетИ, вып. ХХ11, K., Гостехиздат УССР, 1949.
(Ё е м и к и н И. Д. и др. Топливо и топливное хозяйство металлур-
гических заводов. М.‚ «Металлургия», 1965.
коксохимика, т. 11. М.‚ «Металлургия», 1965.
коксохимика, т. III. M., «Металлургия», 1966.
коксохимика, т. V. M., «Металлургия», 1966.
по теплоснабжению и вентиляции. М.‚ Госстройиздат,
сканировал: Neptllflyi 245
Магнитогорск
2008
67.
68. С
69.
70.
71.
72.
73.
74.
75.
76.
77.
78.
C e M е н о в Н. Н. Развитие теории цепных реакций и теплового
воспламенения. М.‚ «Знание», 1969. _
е ме н о в Н. Н Тепловая теория горения и взрывов. Труды
ИФХ, том ХХШ, 1940.
Ф и л и п п о в Б. С. Метод определения сечений горелок кок-
совых печей. «Кокс и химия», 1937, N9 6.
X a H и н И. М.‚ Ю ш и н В. В. Материальный и тепловой балан-
сы коксовых печей. М.‚ Металлургиздат, 1948.
Х а н ин И. M. Изучение движения газов в коксовых печах
методом подобия. М.‚ Метиллургиздат, 1957.
Х а н и н И. M. Промышленные исследования режима работы
боровов с Центральным отводом продуктов горения. «Кокс и хи-
Mun», 1967, Не 8.
Ханин И. М.‚ Куп р иенко И Г. идр.Основныенаправ-
ления в развитии зарубежных конструкций коксовых печей с
нижним подводом газов. «Кокс и химия», 1960, М 7.
Х и т р и н Л. Н. Физика горения и взрыв. Изд-во Московского
университета, 1957.
Хаслам Р. Т.‚
М.‚ ОНТИ, $1934.
Х е й л и г е н ш т е д т. Регенераторы, рекуператоры и воз-
Духонагреватели. М.‚ Металлургиздат, 1948.
Ч и же в с к и й Н. П. Коксовая печь системы Н. П. Чижев-
ского и Д. В. Нагорского, постройка ее элементов на Маг шогорс-
ком заводе н результаты испытания. Изв. ОТН АН CCCP,(1 1fi,‘N9’5.
Шварцман И. Я.‚ Вирозуб И. В. Коксо нс
нижним подводом и регулированием отопительных газ
ха. Труды Всесоюзного совещания коксовиков, ЦИИНЧМ,
1961.
Р у с с е л ь Р. П. Топливо и его сжигание.
. Ю ш и н В. В. Исследование истечения газов из горелок и кор-
нюра коксовой печи на модели. «Кокс и химия», 1934, М: 8.
сканировал: Neptllflyi
Мап-штогорск
2008
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ .. .. .. ... .. ... .. ... .. ...
Глава 1. Конструкция коксовых печей . . . . . . .
91. Классификация коксовых печей . . . . . . .
92. Коксовые печи системы ПК . . . . . . . . .
93. Коксовые печи системы ПК-2К . . . . .
94. Печи ПК-2К усовершенствованные . . . . . .
95. Коксовые печи с парными обогревательными
каналами..................
9 6. Коксовые печи с нижним подводом и регулиро-
ванием отопительных газов и воздуха .
9 7. Коксовые печи емкостью камеры 30 м 3
§8. Коксовые печи с отделенными регенераторами
99. Коксовые печи со всеми широкими регенерато-
рами....................
9 10. Конструирование отдельных элементов и зон
отопительной системы . . . . . . .
Г л а в а II. Расчет материального баланса коксования уголь-
нойшихты
Гл а в а 111. Расчет производительности коксохимического за-
noJ1a......................
Расчет количества комплектов обслуживающих ма-
Определение размеров коксовой рампы . . . . . .
Г л а в а 1V. Расчет процессов горения и температуры пламени
Г л а в а V. Расчет теплового баланса коксовых печей
Гл а в а VI. Расчет термического и теплотехнического коэф-
фицпента полезного действия коксовых печеи
Глава V11. Расчет периода коксоваиия Ё . . . . . .
Отличие процесса коксования от простого нагрева
плоскойплиты
Расчет требуемой температуры в обогревательных ка-
налах для заданного периода коксования . . .
Г л а в а VIII. Теоретические осиовы расчета регеиераторов
коксовых печей ... . .. . . . . - .
сканировал: Neptlmyi
Магнитогорск
2008
11
11
13
14
17
19
22
26
30
31’
44
54
59
60
61
70
104
106
109
116
247
Гл ава 1Х. Расчет регенераторов коксовых печей системы
Гипрококса
ПВР емкостью 30 M3 (обогрев доменным газом) ‚
Расчет регенераторов некомбинированных коксовых
печей (обогрев коксовым газом) . . . . . . . . .
Глава Х. Гидравлические расчеты отопительной системы
коксовыхпечей
Теорема Бернулли
Гидростатический напор . . . . . . . . . . . . .
Изменение статического напора при изменении ско-
ростидвижения.................
Теоретические формулы для расчета сопротивлений
отопительной системы коксовых печей . . . . . . .
Экспериментальное определение сопротивлений в
печах....................„
Аэродинамика сборных газовых каналов . . . . . .
Расчет сопротивления отдельных узлов отопитель—
ноисистемы
Расчет сопротивления отопительной системы кок-
совых печей и распределения давлений по ее высоте
Расчет сопротивлений клапанов и боровов .
Гл а в а XI. Расчет распределения давлений в отопительной
системе коксовых печей емкостью 3DM3 . . . . .
Глава XII. Расчет газовых горелок . . . . . . . . . . .
Гл а ва XIII. Расчет боровов и дымовой трубы . . . . . . .
Г л а в а XIV. Расчет рециркуляции продуктов горения . . .
Глава XV.
Глава XVI.
Теплотехнический расчет установки сухого
туше-
ниякокса........ .
Моделирование коксовых печей . . .
Литература.
248
СКаНИровал: Neptlmyi
Мап-штогорск
2008
129
129
140
147
147
148
150
152
158
161
164
165
168
186
189
197
207
216
229
243