МЕТОДЫ
РАСЧЕТА
МАТЕРИАЛЬНОГО
И ТЕПЛОВОГО
БАЛАНСОВ
.КОКСОВЫХ
ПЕЧЕЙ
#
МОСКВА
«МЕТАЛЛУРГИЯ»
1972

УДК 662.749.2
И. М. ХАНИН, Я. М. ОБУХОВСКИИ,
В. В. ЮШИН, В. А. ЯРЕМЧУК
УДК 662.749.2
X а н и н И. М., О б у х о в с к и й Я. М., Ю ш и н В. В.,
Я р е м ч у к В. А. Методы расчета материального и
теплового балансов коксовых печей. М., «Металлургия»,
1972, 2-е изд., с. 160. '
Первое издание вышло в 1948 г. Второе издание
коренным образом переработано и дополнено новыми
материалами. Изложены основные принципы и методы
расчетов материального и теплового балансов коксовых
печей для действующих и проектируемых предприятий.
Приведены расчеты материального и теплового
балансов.
Предназначается для инженерно-технических
работников коксохимической промышленности, работников
научно-исследовательских и проектных институтов.
Может быть полезна студентам химико-технологических
вузов и факультетов при изучении курса химической
технологии топлива. Илл. 4. Табл. 38. Библ. 126 назв.
13—72

ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение 6
Основные условные обозначения 8
Частьпервая
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КОКСОВАНИЯ
Глава I. Приходная часть материального баланса коксования 13
1. Технический и элементарный анализ шихты . . 13
2. Формулы пересчета данных технического и
элементарного анализа на рабочую шихту ... 16
3. Количество загружаемой в коксовые печи
сухой шихты 17
4. Количество влаги, поступающей в коксовые
печи с шихтой . 18
Глава II. Расходная часть материального баланса
коксования .... 19
1. Кокс валовый ... 19
2. Коксовый газ обратный 24
3. Смола безводная . - .28
4. Сырой бензол 29
5. Сера (в пересчете на сероводород) . 30
6. Аммиак ..... 30
7. Влага шихты ... . .31
8. Пирогенетическая вода . 31
9. Невязка (потери) баланса 34
Глава III. Составление материального баланса коксования
в промышленных условиях . 34
1. Количество загружаемой в коксовые печи
сухой шихты и ее влажность . . . 35
2. Кокс валовый ... 36
3. Коксовый газ обратный . 38
4. Смола безводная 40
5. Сырой бензол ... 41
6. Сера (в пересчете на сероводород) 41
7. Аммиак .... 42
8. Влага шихты .... 42
9. Пирогенетическая вода ... -. 42
10. Невязка (потери) баланса 43
1*
3

Часть вторая
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОКСОВАНИЯ
Глава IV. Тепловой баланс по теплотам сгорания угля
и продуктов коксования 46
А. Приходная часть баланса . . . 46
1. Теплота сгорания угля ... 46
2. Тепловой эффект процесса коксования 47
Б. Расходная часть баланса ...... 48
1. Теплота сгорания кокса .... 48
2. Теплота сгорания коксового газа 49
3. Теплота сгорания сырого бензола 50
4. Теплота сгорания смолы . . . 51
5. Теплота сгорания аммиака .... 52
Глава V. Тепловой баланс обогрева печей 52
A. Приходная часть баланса 52
1. Теплота сгорания отопительного газа . . . 52
2. Энтальпия отопительного газа 53
3. Энтальпия воздуха, поступающего на горение
отопительного газа . 56
4. Энтальпия шихты, загружаемой в камеру
коксования 59
5. Теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему 61
6. Энтальпия сырого газа, просасывающегося из
камеры в огневую систему 63
7. Энтальпия воздуха, поступающего на горение
сырого газа . .... . 64
Б. Расходная часть баланса 64
1. Энтальпия раскаленного кокса 64
2. Тепло нагрева коксового газа . . 67
3. Тепло нагрева химических продуктов . 67
4. Тепло, расходуемое на влагу при коксовании . 74
5. Тепло, уносимое продуктами сгорания
отопительного газа 79
6. Тепло, уносимое продуктами сгорания сырого
газа 83
7. Тепло, теряемое при неполном сгорании
отопительного и сырого газов . 83
8. Теплота сгорания и энтальпия газа, теряемого
во время кантовки 84
9. Тепловые потери в окружающее пространство 85
B. Анализ теплового баланса обогрева коксовых печей
1. Удельный расход тепла на коксование ... 97
2. Термический и теплотехнический коэффициенты
полезного действия обогрева печей 97
3. Пути снижения расхода тепла и улучшение
структуры энергетического баланса завода по 100
данным анализа статей теплового баланса . . 101
4

Часть третья
ПРИМЕРНЫЕ РАСЧЕТЫ МАТЕРИАЛЬНОГО
И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ КОКСОВАНИЯ
Глава VI. Расчеты материального баланса процесса
коксования 105
1. Составление материального баланса для
действующего завода 105
2. Составление материального баланса
коксования для проектируемого завода . 109
Глава VII. Расчеты теплового баланса коксовых печей 114
А. Тепловой баланс по теплотам сгорания угля и
продуктов коксования . ■ . ... 115
1. Приходная часть баланса .115
2. Расходная часть баланса . 115
3. Сводный тепловой баланс . . .118
Б. Тепловой баланс обогрева печей 119
1. Расчет теплового баланса при отоплении
печей коксовым газом 119
2. Расчет теплового баланса при отоплении
печей доменным газом . . .... 136
Приложение . . . .... . .... 144
Литература 156

ВВЕДЕНИЕ
Наша страна по производству кокса занимает первое
место в мире, обогнав США и ФРГ. В условиях
массового расхода дефицитных коксующихся углей для
производства в широких масштабах доменного и литейного
кокса огромное значение имеют уменьшение расхода
угольного сырья и правильный его учет на единицу
выпускаемого кокса. Не меньшее значение имеет и экономия в
расходовании газа на отопление коксовых печей с целью
передачи максимального количества его
металлургическим заводам и другим предприятиям для
технологических и энергетических нужд. Достижению этих задач в
значительной мере помогает знание материального и
теплового балансов коксовых печей.
Необходимо различать материальный и тепловой
балансы коксовых печей для действующего и
проектируемого заводов. Целью составления таких балансов для
действующего предприятия являются:
1) анализ и оценка качества работы действующих
агрегатов, установление потерь производства и выявление
путей для устранения недостатков;
2) выявление ресурсов и потерь продукции;
3) изучение путей рационального использования
отопительного газа для обогрева коксовых печей;
4) использование полученных данных для
регулирования обогрева печей;
5) изучение суммарного направления пирогенетиче-
ских реакций в процессе коксования для выявления
величины теплового эффекта процесса;
6) влияние условий эксплуатации печей на выход и
качество продуктов коксования и распределение тепла по
статьям при составлении материального и теплового
балансов работы коксовых печей.
Целью составления балансов коксования
проектируемого предприятия являются:
1) получение исходных данных для проектирования
элементов коксовых печей, отдельных цехов и завода
в целом;
2) выявление товарных ресурсов будущего завода;
3) сравнение различных систем коксовых печей и
отдельных конструктивных элементов последних в
теплотехническом отношении.
6

Составление материального баланса процесса
коксования ведется на основе закона сохранения вещества, по
которому количества элементов, участвующих в
процессе, остаются неизменными; могут меняться лишь
химический состав и абсолютные количества образуемых
элементами соединений. Если не удается свести баланс
веществ, участвующих в процессе (большая невязка
баланса) , то это объясняется либо допущенными в расчете
ошибками (для проектируемого завода), либо большими
потерями производства, а иногда искажением данных
при неправильном определении влажности и других
качественных показателей продукции (для действующего
завода).
Составление теплового баланса процесса коксования
базируется на использовании закона сохранения энергии,
согласно которому количество развиваемого в
отопительной системе печи тепла равно количеству тепла,
расходуемого печью.
Тепловой баланс позволяет:
1) определить расход тепла на коксование как в
условиях действующего завода, так и аналитическим
(расчетным) путем с использованием опытных, заводских и
справочных данных;
2) произвести анализ путей снижения расхода тепла
на коксование;
3) определить термический и теплотехнический
коэффициенты полезного действия обогрева печей.
Как известно [25], расход тепла на обогрев коксовых
печей составляет около 9% теплотворности коксуемого
угля или с учетом масштаба производства кокса в СССР
несколько миллионов тонн условного топлива. Понятно,
что даже небольшое снижение расхода тепла на
коксование принесет значительный выигрыш всему народному
хозяйству.
* * *
В книге ввиду обилия помещенного в ней табличного
материала, составленного по старой системе единиц
измерения, сохранена эта система единиц, а ниже показан
пересчет на единицы измерения по системе СИ.
1 мм вод. ст.— 9,81 н/ж2;
I ммрт. ст.= 133,322н/м2;
1 ккал = 4,1868 кдж;
1 ккал/(кг-град) = 4,1868 кдж/(кг-град);
1 ккал/(м3-град) = 4,1868 кдж/№>• град);
1 ккал/ч = 1,163 вт.

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Лр у — зольность сухого рядового угля, % (по
массе);
Л^ — зольность сухой шихты, % (по массе);
ВРМ — выход аммиака из рабочей шихты, % (по
массе);
В?— выход сырого бензола из рабочей шихты,
% (по массе);
Щм— выход сухого обратного газа из рабочей
шихты, % (по массе);
Вр ■— выход сухого кокса из рабочей шихты, %
(по массе);
■ВРМ — выход безводной смолы из рабочей
шихты, % (по массе);
- -Bf^s — выход сероводорода из рабочей шихты,
% (по массе);
Сдш — содержание углерода в условной
органической массе шихты, % (по массе);
Ср — содержание углерода в рабочей
шихте, % (по массе);
СН4,СтН„, | — содержание метана, непредельных угле-
СО и т. д.} водородов, окиси углерода и т. д. в
каком-либо техническом газе, % (объемн.);
СА — средняя теплоемкость золы шихты и
кокса, ккал/ (кг ■ град);
^в.п >св.п > I — средняя теплоемкость водяных паров в
С450, *в.п J соответствующих температурных
интервалах, ккал/(кг-град);
C°r-J — средняя теплоемкость влажного
отопительного газа в соответствующем
температурном интервале, ккал/(м5 ■ град);
СС.Е — средняя теплоемкость сухого воздуха,
ккал/ (мъ ■ град);
Е — масса принятой в расчете единицы
загрузки рабочей шихты, кг;
0Кам — масса разовой загрузки камеры по
влажной шихте, кг;

Gn0T — потери производства в расчете на
единицу загрузки рабочей шихты, кг;
GfM — количество аммиака, получаемого из
единицы загрузки рабочей шихты, кг;
Ср — количество влаги в единице загрузки
рабочей шихты, кг;
Gpp — количество воды, вступившей во
взаимодействие с раскаленным коксом в
расчете на единицу загрузки рабочей
шихты, кг;
Gp в в — наблюдаемое количество пирогенетиче-
ской воды, образовавшейся из единицы
загрузки рабочей шихты, определяемое
по разности количества влаги прямого
коксового газа и влаги шихты без учета
расходования влаги на взаимодействие с
коксом (вторичная пирогенетическая
вода),^;
СЦВП — действительное количество пирогенетиче-
ской воды, образовавшейся из единицы
загрузки рабочей шихты (первичная
пирогенетическая вода), кг;
Gp — масса рабочей шихты, кг;
^н о — количество воды, уносимое прямым
коксовым газом из камеры коксования, в
расчете на единицу загрузки рабочей
шихты, кг;
G^ — масса сухой шихты в единице
загрузки, кг;
^ш — содержание водорода в условной
органической массе шихты, % (по массе);
#£ —содержание водорода в рабочей шихте,
% (по массе);
К—в формуле (24а): коэффициент; в
формуле (76): выход сухого валового кокса
из единицы загрузки рабочей шихты, кг;
в формуле (131): коэффициент,
определяющий, какую часть от возможной
составляет действительная радиация при
полной облачности;
9

^Сп.в — коэффициент перехода кислорода шихты
в пирогенетическую воду;
^Б.дИ^-с.д — действительное количество
соответственно влажного и сухого воздуха,
расходуемого на полное сгорание 1 м3 сухого
отопительного газа, м3;
N^ — содержание азота в условной
органической массе шихты, % (по массе);
WJP —содержание азота в рабочей шихте, %
(по массе);
п — в формулах (47) и (114): число кантовок
в час; в формуле (131): средняя
облачность в долях от единицы;
0^ — содержание кислорода в условной
органической массе шихты, % (по массе);
Ор, — содержание кислорода в рабочей
шихте, % (по массе);
Рн — давление насыщенного водяного пара
при данной температуре;
Ps — суммарное давление газовой смеси;
Q"—низшая теплота сгорания сухого
отопительного газа, ккал/м3;
Яо.ь-—скрытая теплота испарения сырого
бензола при нормальных условиях, ккал/кг;
9гп,<72п» ■■-,Я-!п— соответствующая статья приходной части
теплового баланса;
2<7пРих, 2<7Расх — соответственно приходная и расходная
части теплового баланса;
<7ip> ?2p. •■■> <?9р — соответствующая статья расходной части
теплового баланса;
<7о.п.в — тепловой эффект образования пирогене-
тической воды, ккал/кг;
S — площадь, которая должна быть описана
на диаграмме расхода при отсутствии
потери газа во время кантовки, см2;
S1—площадь на диаграмме расхода,
определяющая объем не поступающего в
отопительную систему газа во время
кантовки, см2;
S— St—площадь на диаграмме расхода,
отвечающая потерям газа при кантовке, см2;

Sp — содержание серы в рабочей шихте, %
(по массе);
t— температура, °С;
,...,/„— в формуле (79): средние по батарее
температуры коксового пирога в 1-х, 2-х,...,
n-ных точках замера, считая от пода
камеры, °С; в формуле (85): температуры
кипения отдельных компонентов или
средние температуры кипения отдельных
фракций какой-либо смеси, °С;
tB—в формулах (56) и (75): температура
воздуха, поступающего на горение
отопительного газа, °С; в прочих случаях:
температура окружающего воздуха, °С;
' tr—температура отопительного газа в
распределительном газопроводе перед
поступлением в отопительную систему, °С;
tK—в формулах (76) и (78): средняя
температура раскаленного кокса при выдаче
его из камеры, СС; в формулах (81) и (82):
температура кипения какого-либо
химического продукта, °С;
^о.п—средняя температура коксового пирога в
осевой плоскости перед выдачей, обычно
за 15 мин, °С;
Ы — в формуле (78): поправка, учитывающая
более высокую температуру нагрева
пристенной части коксового пирога, СС; в
формулах (118) и (119): разность
температур, град;
V0 — в формуле (20): количество (суточное
или месячное) сухого коксового газа, ж3;
в формулах (160), (161) и (161а):
расход отопительного газа на обогрев
батареи, мъ1ч;
Vrm— выход летучих веществ на горючую массу
шихты, % (по массе);
^изм — расход отопительного газа,
определяемый при планиметрировании диаграммы
расхода, м5/ч;
VQl—теоретический расход кислорода на
сгорание 1 м3 сухого отопительного газа, ж3;
П

V"p — объем сырого газа, просочившегося из
камеры в отопительную систему,
м3/ед. загрузки;
Vp — объемный выход сухого коксового газа
фактической теплоты сгорания из
единицы загрузки рабочей шихты, м3/ед.
загрузки;
V* — выход летучих веществ из сухого
кокса, % (по массе);
Ус.х — удельный расход сухого отопительного
газа на единицу загрузки рабочей
шихты, м3;
V^ — выход летучих веществ шихты в
пересчете на сухую зольную массу, % (по
массе);
№£ — содержание влаги в рабочей шихте, %
(по массе);
WV.B— объемное содержание водяных паров на
1 м3 сухого воздуха, м3;
Wv.r — объемное содержание водяных паров на
1 м3 сухого отопительного газа, м3;
Z — период коксования, ч;
а — в формуле (131): альбедо кладки
коксовых печей, принимаемое равным 0,2 [89];
в прочих случаях: коэффициент расхода
воздуха, равный отношению
действительного расхода .воздуха к теоретическому;
т — продолжительность кантовки, сек;
Ф — относительная влажность газа,
определяемая как отношение парциального
давления водяного пара в газе к давлению
насыщенного водяного пара при той же
температуре.

ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС
КОКСОВАНИЯ
Глава I
ПРИХОДНАЯ ЧАСТЬ МАТЕРИАЛЬНОГО
БАЛАНСА КОКСОВАНИЯ
В приходной части материального баланса
фиксируют только угольную шихту фактической влажности
(рабочая шихта) с расчленением на сухой уголь и влагу
шихты. Не учитывают ни воздух, ни продукты горения,
которые якобы могут быть засосаны в камеру коксования
в силу недостаточной ее герметичности. Это объясняется
тем, что в коксовых печах, работающих с применением
современного гидравлического режима,
предусматривается повышенное давление в камере коксования,
исключающее засос воздуха (из атмосферы) и продуктов
горения (из отопительного простенка) и при наличии
неплотностей в арматуре и кладке печей [70].
Подсос воздуха к газу может иметь место только на
пути движения последнего в работающих под
разрежением газопроводах вследствие их недостаточной
герметичности. Во избежание искажения действительного выхода
газа в расходной части баланса при определении статьи
«коксовый газ» вносят поправку на количество
подсосанного воздуха.
1. Технический и элементарный анализ шихты
Из рабочей шихты в процессе коксования образуется
твердый остаток — кокс и многочисленные летучие
продукты коксования, которые эвакуируются из камеры
коксования и улавливаются различными способами в
химических цехах. Для образования этих продуктов
большое значение имеют природные свойства применяемых
для коксования углей, характеризуемые их
петрографическим составом и степенью метаморфизма.
13

Однако отсутствие формул, устанавливающих связь
между петрографическим составом и степенью
метаморфизма угля, с одной стороны, и выходом кокса и других
продуктов коксования, с другой, вынуждает в расчетной
практике пользоваться результатами технического
(определение IA, VTm, Scm, Лсш и Wfu) и элементарного
(определение С», Ср, Я°, Яр, tf°, Nfu, 0°, Op, Sp )
анализов.
Как видно из табл. 1, влажность шихт некоторых
южных коксохимических заводов колеблется от 8,46%
(завод Г) до 10,53% (завод В), что связано с тем, что почти
100% углей, идущих на коксование, подвергается
обогащению в водной среде. При этом на некоторых заводах
наблюдается тенденция повышения влажности угольной
Таблица 1
Технический анализ угольных шихт некоторых
южных коксохимических заводов без углеобогатительных
фабрик
угольных ц
и>
выход летучих
веществ
Заводы
А
Б
В
Г
Д
Е
Ж
Периоды
I
II
I
II
I
II
I
II
I
II
I
II
I
II
<
10,4
8,99
9,98
10,3
10,53
9,43
9,82
8,46
9,80
10,10
10,00
9,40
10,10
10,00
Состав
7,55
7,25
7,66
7,53
7,52
7,23
7,50
7,25
7,54
7,50
7,74
7,45
7,58
7,57
сера
Sc
ш
2,17
2,20
2,17
2,26
2,26
2,24
2,12
2,20
2,28
2,25
2,27
2,25
2,18
2,18
\ %
ш <
26,62
26,06
24,93
24,84
25,15
25,60
25,74
26,66
24,69
25,62
24,73
26,47
25,10
25,75
щ
28,80
28,10
26,89
26,86
27,20
27,59
27,83
28,74
26,70
27,70
26,80
28,60
27,16
27,86
14

шихты в связи с увеличением содержания в ней
влагоемкого флотоконцентрата. На других, наоборот, имеет
место некоторое снижение влажности шихт вследствие
применения термосушильных отделений для сушки
флотоконцентрата и мелкого концентрата.
Выход летучих веществ- колеблется в пределах от
24,70% (завод Д) до 26, 62% (завод А).
Показатели зольности и сернистости угольных шихт
являются более стабильными.
При выполнении элементарного анализа содержание
тех или иных элементов определяется либо на рабочую
шихту (Xf^), либо на условную органическую массу
(Х^), в которую входят углерод, кислород и азот.
Иногда расчет ведут на условную горючую массу (^г) в
состав которой, помимо углерода, водорода, кислорода и
азота, входит сера.
Пересчет результатов анализа лабораторной пробы
угля или шихты на условную органическую массу или
условную горючую массу осуществляют по формулам
у О у Л ЮР / | \
Лш~Л 100-(И7л+Лл + 5л);
уГ уЛ Ю0 /т
Л ~Л 100-(и7л + Лл)' К>
где Х°ш — содержание того или иного элемента
в условной органической массе, %
( по массе);
Хт — содержание того или иного элемента
в пересчете на горючую массу, %
(по массе);
X" — содержание того или иного
элемента в лабораторной пробе, % (по
массе);
W'1, Ал и S'1 — соответственно влажность,
зольность и сернистость угля или шихты,
отнесенные к воздушносухой
лабораторной пробе, % (по массе).
В табл. 2 приведен элементарный состав шихт
некоторых коксохимических заводов.
15

Таблица 2
Элементарный состав шихт на условную органическую массу
Заводы
А
Б
В
Г
д
Е
Ж
с°
ш
87,62
87,77
87,58
87,64
87,86
87,90
88,65
Состав
о
5,37
5,02
5,02
5,21
5,15
5,32
4,81
шихт, %
0°
ш
5,22
5,32
5,47
5,27
5,18
4,95
4.65
к°
ш
1,79
1,89
1,93
1,88
1,81
1,83
1,89
Всего
100
100
100
100
100
100
100
2. Формулы пересчета данных технического
и элементарного анализа на рабочую шихту
Материальный баланс можно рассчитывать, положив
в основу определенную величину массы загрузки. Расчет
можно вести также, положив в основу величину
загрузки печи или батареи печей в единицу времени (час, сутки
и т. д.).
В качестве величины массы загрузки могут быть
выбраны: полная загрузка одной камеры, загрузка батареи
печей, какая-либо часть загрузки камеры. Наиболее
удобно в методическом отношении брать в качестве единицы
загрузки 1 т (1000 кг) загружаемой в камеру коксования
рабочей шихты, что облегчает вычисление статей
баланса и выхода продукции в процентах по массе.
При составлении материального баланса на принятую
единицу загрузки рабочей шихты данные технического и
элементарного анализа пересчитывают на рабочую
шихту, так как заводские лаборатории обычно выпускают
результаты анализов либо на сухую зольную массу
(технический анализ), либо на органическую массу
(элементарный анализ).
Пересчет результатов технического и элементарного
анализов шихты на рабочую шихту осуществляют соот-.
ветственно по формулам
100 — U7P
ХР Vе
ш — Л,,
100
(3)
16

0 100-(n + ^+S£)
Аш = Аш — , (4)
где Хр иХ^, — содержание какого-либо элемента или
продукта (золы, смолы и т. д.)
соответственно в рабочей и сухой зольной
шихте, % (по массе);
А^ — содержание золы в рабочей шихте, %
(по массе).
Состав рабочей шихты может быть представлен
формулой
W£ + i4£+S&+CE.+ tfS,+ O£I + tf£=100%. (5)
Нередко приходится пересчитывать выход летучих
веществ шихты с горючей массы VL, на сухую зольную
массу Ущ . Этот пересчет проводят по формуле
Уш=Уш—[^-- (6)
Более подробно о формулах пересчета данных
технического и элементарного анализов'на рабочую шихту
говорится в курсе химии твердого топлива [13, 37].
3. Количество загружаемой в коксовые печи
сухой шихты
Количество сухой шихты Gjj, находят по формуле
cs, = cs, mmw- =.|(ioo-yp). (7)
Из формулы (7) следует, что правильность
определения количества сухой шихты зависит исключительно от
точности определения влажности шихты. Для
проектируемого завода влажность шихты находят на
основании расчета предполагаемой угольной шихты. В этом
случае учитывают фактическую влажность отдельных
углей, входящих в состав шихты, и их участие в ней.
Коксохимические заводы ' без углеобогатительных
фабрик получают обогащенные угли с центральных
обогатительных фабрик (ЦОФ). Если на ЦОФ применяются
совершенные центрифуги для обезвоживания мелкого
2-47
17

концентрата и термосушки для флотационного
концентрата, то влажность товарных обогащенных углей
может быть в пределах 7—8%. При применении центрифуг
старого типа (УЦ-1) и отсутствии термосушек (или в
летнее время, когда на многих ЦОФ последние
останавливают на ремонт) влажность углей может быть высокой —
на уровне 10—11%.
Если на проектируемом коксохимическом заводе
предполагается строительство углеобогатительной
фабрики, то влажность шихты подсчитывают на основании
баланса продуктов обогащения и планируемой их
влажности. Средняя влажность шихты в этом случае зависит
исключительно от оснащенности новой
углеобогатительной фабрики современными обезвоживающими
установками. Обычно влажность шихты может быть на таком
заводе в пределах 8—9%, так как Гипрококс
проектирует мощные термосушки для обезвоживания флотокон-
центрата.
Для действующего завода влажность шихты
для составления баланса коксования берут по данным
заводской лаборатории. Подробно об этом говорится в
гл. III.
4. Количество влаги, поступающей в коксовые печи
с шихтой
Материальный баланс коксования составляют либо
один раз (для проектируемого завода), либо не чаще
одного раза в месяц (для действующего завода). Поэтому
для получения достоверных данных в условиях
действующего завода следует принимать средневзвешенные
значения влажности шихты по данным месячных
технических отчетов. Лаборатория завода для этой цели
должна обеспечить правильный отбор проб шихты в
течение смен и суток, хранение их в герметической посуде
и быстрый анализ во избежание испарения влаги в
лабораторных пробах.
В некоторых случаях (на заводах без
углеобогатительных фабрик) целесообразно принимать для
составления материального баланса коксования не данные
заводской лаборатории, а содержание влаги в
обогащенных углях по данным расчетных удостоверений (по
данным инспекции, принимающей угли на ЦОФ для kokcq-
18

вания). Эти данные, особенно в летнее время, могут
характеризовать влажность шихты более правильно.
Количество влаги, вносимой в коксовые печи вместе с
шихтой, в расчете на принятую единицу загрузки
подсчитывают по формуле
(% = W*JL. (8)
Глава II
РАСХОДНАЯ ЧАСТЬ
МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА КОКСОВАНИЯ
Расходная часть материального баланса коксования
угольной шихты состоит из следующих статей: кокс
валовый, коксовый газ и все улавливаемые из него
основные химические продукты коксования, выход которых из
шихты не менее 0,1%. К ним относятся каменноугольная
смола, сырой бензол, аммиак, сероводород, влага шихты
и пирогенетическая вода.
Все статьи расходной части баланса относятся к
рабочей шихте, а также в пересчете к сухой шихте. При этом
все продукты коксования (кокс, обратный сухой газ,
безводная смола и т. д.) берутся в пересчете на сухую массу.
Нередко приходится сначала вычислять выход того
или иного продукта, отнесенного к сухой шихте, а затем
пересчитывать на рабочую шихту. В этом случае
пересчет на рабочую шихту осуществляют по формуле
„ 100 — Ш
В1=ВСХ =., (9)
100 W
где ^£иВ£—выход того или иного продукта из
рабочей и .сухой шихты соответственно, %
(по массе).
1. Кокс валовый
После тушения раскаленного кокса, выданного из
камеры коксования в тушильный вагон, его подвергают
рассеву на грохотах коксовой сортировки с выделением
2*
19

следующих классов: кокс металлургический крупностью
более 40 мм или более 25 мм; коксовый орешек
крупностью 10—25 мм; коксовая мелочь крупностью 0—10 мм.
Кроме того, из отстойника, в который стекают воды
тушения, извлекается коксовый шлам, присоединяемый
к коксовой мелочи. Сумма всех этих сортов кокса
образует кокс валовый. Выход валового кокса пересчитывают
на сухую массу и выражают в процентах от сухой или
рабочей шихты.
Методика определения количества валового кокса в
условиях действующего завода подробно описывается
ниже (гл. III, п. 2).
Расчетный выход сухого валового кокса из сухой
шихты В£ можно подсчитать [7] по формуле
Вск.р = 100 — VE, + V£.iu %, (Ю)
где V^ ш — выход летучих веществ кокса в пересчете на
сухую массу шихты, % (по массе);
V'k.ui— определяют по формуле
Рс Vе
Ккш" юо ■ (п)
Подставив-значение У£ш из формулы (11) в формулу
(10) и проведя некоторые преобразования, имеем
юо — Vе
BCK.V = 100— Н. (12)
100 — V*
В загрузке коксовых печей происходят более
глубокие превращения, чем в лабораторном образце при
определении В£ , связанные с длительным пребыванием
летучих продуктов коксования при более высокой
температуре и сопровождающиеся их пиролизом и
отложением графита на коксе [10]. Поэтому практический выход
сухого валового кокса из сухой шихты В= п всегда
больше Вск на некоторую величину, обозначаемую буквой а:
100 — Vе
Вск.п = ЮО 2 + а. (12а)
100 — V^
Советскими и зарубежными исследователями
предложено несколько эмпирических формул для расчета
поправки а и практического выхода валового кокса:
20

а)- формула Б. И. Кустова и Я. Е. Гинсбурга для
донецких углей [64]
0 = 47,1 — 0,58— -.100; (13)
100— V^
б) формула С. М. Григорьева [39]
а = 0,25 (fti—12); (14)
в) формула, предложенная японскими
исследователями [78]
В£.п = 103,19 —0,7514 —0,0067*о.п; (15)
г) формула С. А. Шварца и Н. П. Аксенина [104]
Вск.п = 94,92 - 0,8414 + 7,7ЯГ, (16)
где Яг—содержание водорода в коксе на горючую
массу, % (по массе).
Статистическая обработка значительного объема
практических данных позволила Г. П. Гейду и А. Я. Обу-
ховскому [34] вывести следующую, рекомендуемую
нами для использования, формулу для подсчета
поправки а:
а = К„К, (17)
где Кп—коэффициент пиролиза — доля летучих
веществ шихты, превратившихся в твердый
остаток.
Для проверки справедливости формулы (17) и
подсчета коэффициента Кп авторами было выбрано пять
коксохимических заводов: Баглейский, Криворожский,
Ждановский, Коммунарский (цех № 2) и Донецкий.
Анализу были подвергнуты среднемесячные показатели за
8 месяцев 1963 г., часть которых (по трем заводам за
3 месяца) приведена в табл. 3. В ней приведены
результаты подсчета теоретического выхода валового кокса по
формуле (12), поправки а и коэффициента пиролиза Кп-
На основании статистической обработки указанного
материала были выведены следующие уравнения:
/Сп= 0,0421^ — 0,97; (18)
14= 18,94/С„ +23,86. (19)
21

Таблица 3
Результаты расчета поправки а и коэффициента пиролиза Ки [34]
Показатели
Баглейский завод
Содержание в шихте углей марок
Г и Д, % •
Выход летучих веществ шихты V^,
%
Выход летучих веществ кокса V^ , %
Фактический выход сухого валового
кокса из сухой шихты, % - - - ■
Теоретический выход сухого
валового кокса по формуле (12), % ■ ■
Поправка а, % ... .
Коэффициент пиролиза Кп
Криворожский завод
Содержание в шихте углей марки
Г, %
Выход летучих веществ шихты 1'щ, %
Выход летучих веществ кокса V£, %
Фактический выход сухого валового
кокса из сухой шихты, %
Теоретический выход сухого
валового кокса по формуле (12), %
Поправка а, % ....
Коэффициент пиролиза Кп
Ждановский завод
Содержание в шихте углей марок Г
и Д. % . . . .
Выход летучих веществ шихты К^, %
Выход летучих веществ кокса У£, %
Фактический выход сухого валового
кокса из сухой шихты, % • - ■ .
Теоретический выход сухого
валового кокса из сухой шихты но формуле
(12), % . . . . V .
Поправка а, % ....
Коэффициент пиролиза Кп ■ ■
Месяц
1
29,1
26,31
0,63
76,58
74,2
2,38
0,09
25,1
26,55
0,99
77,57
74,2
3,37
0,13
27,25
24,76
1,03
77,50
76,00
1,5
0,06
»
29,73
26,6
0,64
77,34
73,9
3,44
0,13
27,4
26.55
0,91
77,72
74,1
3,62
0,14
31,0
25,47
1,04
77,69
75,3
2,39
0,09
з
29,57
26,45
0,66
■76,96
74,0
2,96
0,11
26,5
26,77
0,91
77,46
73,88
3,58
0,13
26,2
24,81
1,02
77,80
75,9
1,9
0,08
22

Построенные по уравнениям (18) и (19) линии
регрессии приведены на рис. 1. На основании данных рис. 1
был построен вспомогательный график (рис. 2) прямоли-
0.25
3
§
с».
3 -
с
3
3
3
е.
в.
и,Ю
0.15
0.10
0.06
Д - 1
D - 2
• - J
о - *
■ - 5
•
\ »-J
О
•4:
ли!//
►л*
.
о
о
ОООО f
ш//
/А]
/д
д
ч/
гч
25 2Б 2? 28
Bbitod летучих веществ шихты v^ %
Рис. 1. Зависимости между показателями К ' и Vе (для шихт из
донецких углей):
/ — Баглейский завод; 2 — Криворожский завод; 3 — Ждановский
завод; 4 — Коммунарский завод; 5 — РутченковскиЙ завод
нейной зависимости как
средняя линия между
линиями регрессии [34].
Приведем пример'
пользования вспомогательным
графиком. Пусть выход
летучих веществ шихты (Уш)
составляет 26,2%. Нужно
найти величину а. Из рис. 2
находим, что при указанном
выходе летучих веществ
Яп=0,13. По формуле (17)
подсчитываем а=0,13-26,2 =
=3,4%. Зная величину а,
определяем выход валового
25 26 21 28 29
Выход летучих веществ
шихты v£, %
Рис. 2. Вспомогательный график
для определения коэффициента
пиролиза Кп по выходу летучих
веществ шихты (для шихт из
донецких углей)
23

кокса по формуле (12 а). Для большей точности
расчетов целесообразно самостоятельное построение
вспомогательного графика для каждого завода в отдельности.
Это могут сделать заводские работники, статистически
обработав данные за более или менее продолжительное
время (2—3 года), когда завод работал на шихтах
различного состава с различным выходом летучих веществ.
Определенный по вышеприведенной методике
выход валового кокса из сухой шихты затем
пересчитывают на рабочую шихту по формуле (9).
Как говорилось, выход валового кокса складывается
из выходов отдельных сортов кокса. Если пренебречь
незначительными выходами коксового шлама и кокса —
недопала, то выход крупного кокса (более 25 мм),
коксового орешка (10—25 мм) и коксовой мелочи может быть
в пределах, %:
Выход кокса . . Более 25 мм 10—25 мм 0—10 мм
Южные заводы . . 93,5—95,8 0,8—1,9 3,2—4,9
Восточные заводы 92,9—94,6 1,2—2,1 4,2—5,1
2. Коксовый газ обратный
В расчете материального баланса принимают не
прямой, а обратный газ, поскольку в расходной части
баланса самостоятельно представлены смола, бензол,
сероводород, аммиак и пирогенетическая вода, извлеченные из
прямого газа.
Объемный выход газа из единицы загрузки рабочей
шихты в условиях завода рассчитывают по формуле
j/p=_^l._1. (20)
Gp 100 v '
Для различных технико-экономических расчетов (а
также в месячных технических отчетах работы
коксового цеха) используют данные о выходе сухого обратного
газа из тонны сухой шихты, приведенного к условной
низшей теплоте сгорания (4000 ккал/м3). Пересчет таких
данных на рабочую шихту осуществляют по формуле (9), а
на фактическую теплоту сгорания по выражению
ур = УР-У40С0 _ _е_ = 40УР-У£ ,
Сф 100 С?ф '
24

где Vf.y — объемный выход сухого газа условной
теплоты сгорания из единицы загрузки рабочей
шихты, м3/ед. загрузки;
фф— фактическая теплота сгорания обратного
коксового газа, ккал/м3.
Для составления материального баланса требуется
найти выход газа по массе. Пересчет объемного выхода
газа к выходу по массе производится по формуле
G?.« = V?dr, (22)
где Gpm—выход сухого коксового газа из единицы
загрузки рабочей шихты, кг;
dT — плотность сухого отопительного газа, кг/м3.
Плотность газа определяют либо экспериментально
с помощью прибора Шиллинга [36], либо аналитически
по известному составу газа:
. 1,975 С02 + 1,490 Ст Н„ + 1,429 02 + 1,250 СО +
ог — ■
100
+ 0,717 СН4 + 0,0899Н2 + 1,251 N2+ 1,539H2S
100
где 1,975; 1,490 \_МЯРГЯ , мг
(23)
1 49Q I — масса 1 м3 соответствующих газов,
кг [16,36].
Для проектируемого завода выход обратного газа
можно подсчитать по эмпирической формуле,
предложенной Я- О. Габинским [33]:
m.« = 3,iVvi, (24)
где Щм— выход сухого обратного газа из сухой
шихты, % (по массе).
Учитывая изменение состава шихт по сравнению с
довоенным временем, когда была предложена
формула (24), правильнее формулу (24) представить в виде
Яг.м = К VK. (24а)
В формуле (24 а) коэффициент К для южных заводов
колеблется в пределах 2,54—2,99, составляя в среднем
2,7, и зависит от природных свойств углей и режима
коксования.
25

Исследования [11, 12, 33, 72] показали, что с ростом
выхода летучих веществ и уменьшением степени
метаморфизма углей, применяемых для коксования, выход
газа систематически возрастает, давая, однако,
значило
ПО 14,5 17,0 19.5 22.0 2Ь.5 27,0 29.5 32.0 3\5 37.0
Выход летучих веществ из угля, %
Рис. 3. Выход локсового газа в зависимости от выхода летучих веществ
донецких углей
тельные колебания внутри углей отдельных марок
(рис. 3).
Поскольку расчет по формуле (24 а) осуществляется
на сухую шихту, полученный результат пересчитывают
на рабочую шихту по формуле (9). В настоящее время
отсутствует лабораторный метод прямого определения
количества воздуха, подсосанного к коксовому газу.
Поэтому его определяют расчетным путем по балансу какого-
либо вещества, содержащегося и в воздухе и в коксовом
газе, например, азота. В качестве примера
воспользуемся данными Горловского коксохимзавода [27],
приведенными в табл. 4.
Уравнение баланса азота
100-2,01 =76,6-1,46+ 3,63-1,25+ 0,284-82,3 +
+ 0,007.17,7 + ^,
откуда .«/=61,13.
Количество азота, перешедшего в газ,
61,13-100
2,01-100
= 30,4% от сухой шихты.
26

Таблица 4
Содержание азота в шихте и в продуктах коксования
Горловского коксохимзавода [27], %
Наименование продуктов
Кокс . . ....
Смола . . . ".
Аммиак
Пиридиновые основания
Коксовый газ ....
Выход из
сухой шихты
100
76,6
3,63
0,284
0,007
X
Содержание
азота на сухую
массу
2,01
1,46
1,25
82,3
17,7
У
Примечание. Величины х к у представляют: х — действительный
выход газа без подсосанного воздуха, % (по массе); у — содержание азота в
газе, % (по массе).
Подсчет количества подсосанного воздуха по избытку
азота в обратном газе осуществляют по формуле
VI = (VU N2 - ~ Ng,. 1000 )~м3/т шихты, . (25)
где Vp^ количество подсосанного воздуха на тонну
рабочей шихты, м3;
УРф—фактический (наблюдаемый) выход
коксового газа из тонны рабочей шихты
(собственно коксовый газ плюс подсосанный
воздух) , м3;
Ъ— коэффициент, учитывающий количество
азота шихты, перешедшего в газ;
1,25 — плотность азота, кг/м3;
79—содержание азота в воздухе, % (объемн.).
По данным завода, выход газа вместе с подсосанным
воздухом составил 300,6 м3/т сухой шихты, содержание
азота в газе 3,2% (объемн.).
Количество подсосанного воздуха
V5 = f 300,6-3,2 —^^ 2,01-1000)— =
\ 1,25 /79
= 6,0 м3/т сухой шихты
Выход газа без подсосанного воздуха определяют по
формуле
Уг = У1ф — У1м31т[рабочей шихты. (26)
27

Для нашего случая
V? = 300,6 — 6,0 = 294,6 м51т сухой шихты.
3. Смола безводная
В некоторых случаях для действующего завода
рекомендуется составлять два баланса: один — по
фактически полученным товарным продуктам, а другой — по
ресурсам в прямом газе или с учетом природных свойств
углей, входящих в состав шихты. Составлению
материального баланса по фактически полученным продуктам
посвящена следующая глава.
Методика составления баланса с учётом природных
свойств углей заключается в определении выхода
отдельных продуктов коксования тем или иным лабораторным
методом.
Экспериментально установлено, что выход смолы (и
бензольных углеводородов), как правило, повышается
с увеличением выхода летучих веществ в углях и процесс
образования химических продуктов коксования зависит
не только от исходного сырья, но и от температуры
коксования. При этом изменение температуры коксования
более резко сказывается на углях с меньшей степенью
метаморфизма, чем на углях, более метаморфизированных
[58,110].
Лабораторные данные по выходу смолы всегда выше
заводских данных из-за меньшего пиролиза летучих
продуктов коксования (см. п. 1 данной главы).
Сопоставление заводских и лабораторных данных по выходу смолы
из углей восточных месторождений [77] показало, что
среднее значение отношения выхода смолы в заводских
условиях к выходу смолы в лабораторных условиях
равно 0,91.
Выход смолы для проектируемого коксохимического
завода можно определить приближенно по следующей
эмпирической формуле [8, 69], предложенной для углей
Донбасса:
В™ = (- 18,36 + 1.53VL - 0.026142) #см, (27
где ££м — выход безводной смолы в пересчете на сухук
шихту, % (по массе);
i(CM — эмпирический коэффициент, равный
0,80—0,86.
28

Для того чтобы сделать формулу (27) пригодной для
других бассейнов, необходимо изменить коэффициент
Кем, значение которого можно подобрать в результате
сопоставления фактического выхода безводной смолы с
расчетным по формуле (27).
Полученный по формуле (27) выход смолы
пересчитывают на рабочую шихту по формуле (9).
4. Сырой бензол
Как и "в предыдущем случае, для определения выхода
сырого бензола рекомендуется составлять два баланса:
один — по фактически полученным товарным продуктам,
а другой — по ресурсам. Составление баланса по
товарным продуктам дано в следующей главе (п. 5),
Составление баланса по ресурсам основано либо на
изучении природных свойств отдельных входящих в
состав шихты углей (см. ниже), либо на определении
содержания сырого бензола в прямом и обратном газе (см.
п. 5 следующей главы).
Выход сырого бензола при постоянном режиме
коксования зависит от свойств углей, составляющих шихту, и
может быть подсчитан как среднединамическая величина
из выходов сырого бензола для отдельных углей. При
этом, как показывают исследования восточных углей
[77], не следует вносить никакой поправки при переходе
от лабораторных к заводским данным.
Для проектируемого коксохимического завода выход
сырого бензола можно определить приближенно по
следующей эмпирической формуле [12, 69]:
В1 = [- 1,61 + 0,14414-0,0016 (У?шу] кб, (28)
где В% — выход сырого бензола в пересчете на сухую
шихту, % (по массе);
Кб—эмпирический коэффициент.
Для углей Донбасса коэффициент Кь колеблется в
пределах 0,84—0,97, составляя в среднем 0,92; для углей
других месторождений необходимо найти
скорректированное значение Кб-
При составлении материального баланса выход
сырого бензола, полученный по формуле (28),
пересчитывают на рабочую шихту по формуле (9).
29

5. Сера (в пересчете на сероводород)
Сера находится в коксовом газе главным образом
в виде сероводорода [9], что позволяет с достаточным
приближением по содержанию сероводорода в газе
судить и о содержании серы в газе. Содержание в газе
серы в виде сероводорода можно подсчитать по следующей
формуле:
од с1
Gh,s = — Ks SS, —кг.'ед. загрузки, (29)
где G^ s — количество серы (в виде сероводорода),
получаемой из единицы загрузки рабочей
шихты, кг;
Ks—коэффициент перехода серы шихты в
сероводород;
34— .молекулярная масса сероводорода;
32— атомная масса серы.
Для проектируемого завода формулой (29) можно
пользоваться, выбирая коэффициент перехода серы
шихты в сероводород в пределах 0,23—0,24 (для донецких
углей). Для углей других месторождений этот
коэффициент должен быть уточнен.
6. Аммиак
Выход аммиака можно определить следующими
двумя основными способами: непосредственными замерами
в производственных условиях и аналитическим путем.
Первый способ описывается.в следующей главе (п. 7).
По второму способу (аналитическому) выход
аммиака можно вычислить с достаточным приближением, зная
распределение азота данной шихты между продуктами
коксования. При этом выход аммиака рассчитывают по
следующей формуле:
GlM = Каш Л^ш — • — кг/ед загрузки, (30)
где Каы — коэффициент перехода азота шихты в
аммиак;
17—■ молекулярная масса аммиака;
14— атомная масса азота.
30

Для коэффициента /Сам в литературе приводятся
весьма отличные друг от друга данные: 0,12—0,16 [16] и
0,07—0,11 [27].
Обработка данных технических отчетов семи
коксохимических заводов за ряд лет показала, что
коэффициент Кам колеблется в пределах 0,127—0,144, в среднем
составляя 0,136. Эти данные и рекомендуются нами для
расчета.
Коэффициент перехода азота шихты в аммиак можно
найти также составлением баланса азота в процессе
коксования, рассмотренного ранее (см. п. 2 данной
главы) в ходе определения количества подсосанного
воздуха. Так, воспользовавшись данными табл. 4, имеем:
1) весь азот шихты
100-2,01 =201 условная единица;
2) азот, перешедший в аммиак
0,284-82,3 = 23,37 условных единиц.
Отсюда
7. Влага шихты
Содержащаяся в коксовом газе вода слагается из
испарившейся влаги шихты и пирогенетической воды,
образовавшейся в результате термической деструкции
органической части угля минус количество воды,
вступившей во взаимодействие с раскаленным коксом, т. е.
Gfv> = GS + GS.B.n —GS.p- (31)
В заводских условиях Gj.p не определяется и под
пирогенетической водой подразумевается не Gn.B.n, a GE.B.B .*
При этом выражение (31) приобретает вид
С&го = СвР + СР.в.в. " (31а)
8. Пир
«генетическая вода
Образование пирогенетической воды связано с
наличием кислорода в угле, однако необходимо учесть, что
не весь кислород шихты переходит в пирогенетическую
31

воду, какая-то часть его расходуется на связывание
углеродных комплексов между собой в стадии
пластического состояния. Поэтому для подсчета выхода пирогене-
тической воды необходимо знание коэффициента
перехода кислорода шихты в пирогенетическую воду /Спв.
По данным Я. О. Габинского [33], в
пирогенетическую воду переходит 55% кислорода шихты; по данным
С. Г. Аронова [8] и Б. И. Кустова [63], около 60%; по
данным А. Хаармана [116], 50—52% для углей с V^
превышающим 22%. По мнению М. Д. Шапиро [103],
исходя из экспериментальных данных по кинетике
разложения угля, можно принять, что кислород
связывается в пирогенетическую воду в следующих
количествах (в %): Для углей Западного Донбасса идлин-
нопламенных 75; для углей марки Г 65; Ж 50; К 40;
ОС 30; Т 20; антрацита 10.
Разбег приведенных данных свидетельствует об
отсутствии в литературе достоверных данных по значению
/Сп-в- Отсутствие надежных лабораторных методов
определения выходов пирогенетической воды вынуждает
устанавливать ее выход по балансу кислорода, методика
составления которого [27] заключается в следующем.
В исходной шихте, коксе и смоле содержание кислорода
определяют по прямому методу С. А. Бабушкина
и Е. А. Друян [14]. Содержание кислорода в сырых
фенолах условно подсчитывают, исходя из химической
формулы чистого фенола. Количество кислорода в коксовом
газе подсчитывают по его составу. Выход кокса, смолы,
фенолов и коксового газа принимают по фактическим
данным. Выход пирогенетической воды находят из
уравнения баланса кислорода.
Таблица 5
Содержание кислорода в шихте и в продуктах коксования
Горловского коксохимзавода [27], %
Наименование продуктов
Шихта
Кокс .
Смола
Фенолы .
Коксовый газ . . .
Пирогенетическая вода
Выход от сухой
шихты
100
76,6
3,63
0,0155
13,2
X
Содержание кислорода
на сухую массу
3,76
0,44
3,05
17,0
13,11
88,9
32

В качестве примера в табл. 5 приведен баланс
кислорода для условий Горловского коксохимзавода.
На основании данных табл. 5 составляют уравнение
баланса кислорода: 100-3,76=76,6-0,44+3,63-3,05+
+ 0,0155-17,0 + 13,2-13,11 + х 88,9. Отсюда х = 1,77%.
Из приведенного уравнения баланса кислорода
нетрудно определить, что в пирогенетическую воду
переходит -—'■—— -100% =41,8% кислорода шихты.
100-3,76 ^
По данным 3. А. Волковой и Я. М. Обуховского [27],
полученным на основании баланса кислорода, выход пи-
рогенетической воды (в пересчете на сухую шихту)
колеблется в довольно больших пределах: от 1,53 до 2,85%,
а количество кислорода угольной шихты, перешедшего
в пирогенетическую воду, может быть в пределах от 33,4
до 50,5%, составляя в среднем 43,7%.
Сопоставление результатов лабораторных опытов
с производственными [80] показало, что в лабораторных
условиях всегда получается значительно более высокий
выход пирогенетической воды, чем в производственных.
Это явление объясняется различием тепловых режимов
в лабораторном аппарате и в промышленных коксовых
печах. В динасовых печах к концу периода коксования
в центре коксового пирога достигается температура
1030° С, а у стен 1100—1150° С, тогда как в лабораторном
аппарате поддерживается температура 750—850° С.
Кроме того, в лабораторных условиях происходит
очень быстрая эвакуация газов, в то время как в
коксовых печах газы проходят весьма сложный путь от
начала их образования до момента попадания в подсводовбе
пространство: при этом часть водяных паров,
содержащихся в газах, расходуется на взаимодействие с
раскаленным коксом. В связи с этим в лабораторном
аппарате определяется выход первичной пирогенетической воды,
который всегда намного выше выхода вторичной воды,
определяемого в "производственных условиях.
Исходя из вышесказанного, для подсчета выхода
вторичной пирогенетической воды в производственных
условиях предлагается уравнение
Сп.в.в = ~Кп.в — Q£= 0,01 №ЕКП.В 0£, кг/ед. загрузки, (32)
где 18 — молекулярная масса воды;
16 — атомная масса кислорода.
3—47 33

9. Невязка (потери) баланса
Разницу между приходной и расходной частями
материального баланса называют невязкой (для
проектируемого завода) или потерями производства (для
действующего завода). Невязка (потери)—последняя
и очень важная статья расходной части материального
баланса, поскольку по ней судят о суммарном
количестве тех или иных производственных потерь, о неточностях
учета количества вырабатываемой продукции и других
показателях, характеризующих работу действующего
завода, или о правильности составления материального
баланса, если он предназначен для проектируемого
завода.
В настоящее время не установлены допустимые
нормы невязки (потерь) материального баланса коксования.
Однако следует считать, что при невязке более 1,0%
должны приниматься меры по выяснению причин такого
расхождения между приходной и расходной частями
баланса.
Глава III
СОСТАВЛЕНИЕ
МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА КОКСОВАНИЯ
В ПРОМЫШЛЕННЫХ УСЛОВИЯХ
Если на действующем заводе хорошо поставлен учет
угля и продуктов коксования, то, за исключением
выхода газа и пирогенетической воды, все остальные данные
могут быть приняты для составления материального
баланса.
Выход пирогенетической воды подсчитывают по
формуле (32), исходя из содержания кислорода в шихте
и процента перехода кислорода в пирогенетиче-
скую воду.
Если невязка баланса превышает 0,5%, то имеются
веские основания искать причины такого большого
расхождения между приходной и расходной частями балан-
34

са. Причины могут находиться в любой статье баланса,
поэтому ниже излагаются специфические вопросы,
свойственные действующему заводу.
1. Количество загружаемой в коксовые печи
сухой шихты и ее влажность
. Для точного определения влажности шихты большое
значение имеет отбор представительных проб,
отбираемых автоматическими пробоотборниками,
установленными в местах, удобных для пересечения потока шихты.
Отобранные пробы должны храниться в герметически
закрывающихся ящиках, чтобы в период накопления
пробы влага не испарялась. Только при этом условии
можно получить надежные данные о фактической
влажности шихты и последующие достоверные расчеты
выхода валового кокса и других продуктов коксования в
пересчете на сухую шихту.
В летнее время на коксохимических заводах,
особенно без углеобогатительных фабрик, влажность
поступающего угля может быть несколько меньшей, чем она
составляла при отборе проб у поставщика (на шахтах
и ЦОФ). Поэтому рекомендуется сопоставлять среднюю
влажность углей по данным заводской лаборатории
с данными расчетных удостоверений лабораторий
поставщика и если последние данные выше, то
принимать их для составления материального баланса
коксования.
Для установления правильного выхода валового
кокса и других продуктов из шихты главным является
использование имеющихся в коксовом цехе весов для
взвешивания каждой загрузки шихтой загрузочного
вагона. В случае отсутствия весов под угольной башней
или на загрузочном вагоне массу шихты определяют
выгрузкой ее из загрузочного вагона и последующим
перевесом на сотенных или десятичных весах. Зная массу
шихты одного загрузочного вагона, можно легко найти
общую массу загрузки за время испытания при
известном числе загруженных печей.
При учете общей массы загружаемой в камеру
шихты необходимо иметь в виду, что часть шихты теряется
в виде пыли, уносимой выделяющимися газами из
загружаемой печи, и в виде выгребаемой планиром шихты.
3*
35

Количество шихты, выбрасываемой планиром,
определяют либо путем учета числа заполненных бункеров
(размещенных на коксовыталкивателе), либо взвешиванием.
Для этого устанавливают специальный бункер (над
загрузочным вагоном), в котором накапливается планир-
ная шихта. По мере заполнения бункера шихта
взвешивается.
На коксохимических заводах без углеобогатительных
фабрик рекомендуется осуществлять баланс движения
угля на заводе за текущий месяц, зная остатки на
начало и конец месяца и поступление угля за месяц.
На коксохимических заводах, имеющих
углеобогатительные фабрики, такие балансы движения угля ничего
не дают, так как уголь поступает сначала на
обогащение. На этих заводах рекомендуется производить
проверочные расчеты выхода валового кокса по формуле
(12а), а затем подсчитывать теоретический расход
шихты. Если он совпадает с результатами прямого
определения количества шихты, загруженной в коксовые печи
(с помощью весов), то этим доказывается достоверность
принимаемых данных для составления материального
баланса коксования.
2. Кокс валовый
В практике эксплуатации коксовых печей выход
валового кокса должен определяться путем взвешивания
всей шихты и всего кокса. Для получения надежных
данных о выходе валового кокса на производстве
организуется тщательный учет выработки кокса всех классов
(см. главу II. п. 1).
В исключительных случаях (когда не работают весы
или при других уважительных обстоятельствах) выход
валового кокса можно определить двумя следующими
методами: 1) взвешиванием шихты отдельных печей
и последующим взвешиванием полученного валового
кокса и 2) взвешиванием больших масс шихты и кокса
(примерно из 10 печей).
Вследствие громоздкости указанных выше методов
в практике заводов нередко пользуются для определения
выхода валового кокса аналитическим методом,
применяя для расчета формулу (12а).
На коксохимических заводах, имеющих
углеобогатительные фабрики, рассчитать выход валового кокса
36

труднее. Поэтому на этих заводах при составлении
материального баланса коксования имеют место
значительные невязки (потери) баланса, нередко доходящие до
2,5—3,0%. Основной причиной таких больших невязок
баланса является неправильное определение выхода
валового кокса из шихты (обычно занижение) и
обогащенной шихты из рядовых углей. Это легко проверить,
если составить баланс золы продуктов обогащения и
сопоставить его с зольностью рядовых углей.
Пример. При обогащении рядового угля зольностью 18,1%
получены следующие продукты обогащения (первая цифра — выход
от сухой шихты, %; вторая цифра — их зольность): шихта 76,2 и
7,1; промпродукт 14,3 и 39,8; порода 9,3 и 72,5; потери 0,2 и 18,1.
Определяем баланс зольности продуктов обогащения:
лС 76,2-7,1+14,3-39,8+9,3-7,2+0,2-18,1
ЛР-У- 100 -17,9/0.
Как видно по балансу, исходная рядовая шихта должна иметь
зольность 17,9%. а не 18,1%. Следовательно, за счет искусственного
завышения выхода шихты имело место снижение баланса золы
продуктов обогащения, а это может быть в том случае, когда занижен
выход валового кокса.
Следует указать на следующий способ проверки
правильности найденного выхода валового кокса из сухой
шихты. Теоретически выход валового кокса В£п должен
быть равен обратной величине коэффициента озоления
кокса
^к.п = —=-^- -100, (33)
Коз ,4е
Е.К
где А^к — зольность валового кокса, определяемая как
среднединамическая величина зольности
отдельных сортов кокса, % (по массе);
К03 — коэффициент озоления кокса, равный A^JA^ .
Пользуясь данными о фактическом коэффициенте
озоления, можно судить о достоверности найденного
выхода валового кокса.
Пример. Найти выход сухого валового кокса из рабочей
шихты, используя исходные данные, помещенные в табл. 6.
Находим выход летучих веществ из валового кокса:
ус = 94,4-0,85+1,6-1,3+3,7-2,34+0,2-5,54+0,1-3,2 =
94,4+1,6+3,7+0,2+0,1 '
. 37

Таблица 6
Исходные данные для расчета выхода кокса
Показатели

Шихта
Фракции кокса
с о
со
II
ю л
о v
и о
о а>
5Й2
й1
О)
я
I ч
о се
М В
о о
Зольность на сухую
массу, %
Выход летучих веществ
на сухую массу, % . ■
Выход отдельных
фракций кокса, % от
валового кокса . .
7,36
26,48
—
9,25
0,85
94,4
11,43
1,30
1,6
12,30
2,34
3,7
14,55
5,54
0,2
9,20
3,20
0,1
С помощью вспомогательного графика (рис. 2) находим
коэффициент пиролиза Кп. При выходе летучих веществ шихты V^ =
=26,48% коэффициент Яп=0,14.
По формуле (17) находим поправку а
a=KnVm =0,14-26,48 = 3,71%.
Вычисляем по формуле (12а) выход сухого валового кокса из
сухой шихты:
10°—У». 100—26 48
BS. = ЮО ^ + а = 100 "" Л'*°+ 3,71 = 77,87% .
100 ~Vt
100 — 0,92
Проверяем правильность найденного выхода валового кокса из
сухой шихты. Для этого подсчитываем зольность валового кокса
как среднединамическую величину от отдельных сортов кокса:
94,4-9,25+1,6-11,43+3,7-12,30+0,2-14,55+0,1-9,20
Ас —
=9,41%.
94,4+1,6+3,7+0,2+0,1
По формуле (33) находим
7,36-100
Д«.п=-^Г" = 78,21%.
Получившиеся цифры 77,87 и 78,21% являются сравнительно
близкими между собой; следовательно, расчет выхода валового
кокса из сухой шихты является правильным.
3. Коксовый газ обратный
Выход обратного коксового газа может быть
определен следующими способами: 1) непосредственным заме-
38

ром объема газа с помощью газовых часов в коксовом
цехе небольшой производительности (10000—12000 м3/ч);
2) измерением количества газа приборами,
работающими по принципу замера перепада давления (сопло,
диафрагма, труба Вентури и трубки Пито — Прандля);
3) по содержанию аммиака или бензола в 1 м3 газа до
и после их улавливания и по выработке цехами аммиака
или сырого бензола; 4) по балансу одного из химических
элементов шихты.
В производственных условиях выход газа
определяют преимущественно путем замера количества
обратного газа с помощью диафрагмы, устанавливаемой после
бензольных скрубберов [94]. Выход газа из тонны
рабочей шихты в этом случае рассчитывают по формулам
(20) и (21).
Используя данные анализов заводской лаборатории
о содержании аммиака или бензола в газе до и после
улавливающего агрегата, а также производительность
последнего, можно найти выход по формуле
ур = 1000Ра.б м3/ т шихтьи (34)
где Ра.б — производительность химических цехов
за определенный отрезок времени по
сульфату аммония или
концентрированной аммиачной воде (в пересчете
на 100%-ный аммиак) или сырому
бензолу, кг;
А'абиА"а6 — содержание аммиака или сырого
бензола в 1 мг газа до и после
улавливающего агрегата, г;
Рш — количество загруженной шихты за тот
же отрезок времени, что и для Раб.
Кроме приведенных выше практических методов
определения выхода газа в условиях действующего завода,
последний можно также найти с некоторым
приближением по балансу одного из элементов, участвующих
в шихте и продуктах коксования, например, углерода
[60,98].
Нужно сказать, что посредством указанных выше
способов определяется фактический выход сухого газа
в м3 на единицу загрузки рабочей шихты У?ф, включа-
39

ющий в себя подсосанный воздух V%. Действительный
выход обратного газа V* при известном значении УРф
находят по балансу азота с помощью формул (25) и (26).
В нормальном обратном газе должно быть 1,7—1,8%
азота. На многих коксохимических заводах в обратном
газе содержится 2,2—4,2% азота, что свидетельствует
о наличии подсоса воздуха к обратному газу.
4. Смола безводная
Содержание смолы в прямом газе определяют двумя
основными методами [36] : 1) методом улавливания ее
ватой, заполняющей U-образную трубку с последующим
определением привеса трубки после высушивания
и 2) колориметрическим методом, заключающимся в
поглощении смолы чистым ксилолом из точно измеренного
количества газа с последующим разбавлением
полученного раствора до строго определенного объема и
сравнением полученной окраски с окраской образцов заранее
приготовленной колориметрической шкалы.
Определение выхода смолы путем замера ее
содержания может быть осуществлено только при условии
отбора пробы газа непосредственно из стояка печи, так
как после оставления печи вследствие сильного падения
температуры газа смола начинает конденсироваться.
Выход смолы в производственных условиях определяют на
основании данных о производительности смолоперегонно- ■
го цеха и количества переработанной шихты за
рассматриваемый период времени (преимущественно месяц).
Общую производительность смолоперегонного цеха за
месяц определяют для смолоперегонных цехов с
аппаратурой периодического действия по числу загруженных
кубов в течение этого периода и емкости одного куба.
Последняя величина является вполне определенной, так
как куб загружают всегда до определенного уровня.
Незначительные изменения в плотности смолы не могут
оказать большого влияния на точность получаемых
результатов.
Количество смолы, переработанной в
смолоперегонных цехах непрерывного действия, может быть
определено соответствующими периодическими замерами
сборников смолы, из которых производится питание агрегата
40

или по данным выходов продуктов дистилляции. Для
определения количества смолы, подвергнутой перегонке,
ежемесячно производят замер ее остатков в сборниках
конденсационного отделения и хранилищах смолопере-
гонного цеха.
В случае переработки на заводе смолы, получаемой
со стороны, при определении выхода смолы количество
завезенной смолы вычитают из общего количества
смолы, переработанной смолоперегонным цехом. Наоборот,
при отправке смолы на сторону соответствующее
количество прибавляют к величине, определенной на основе
данных о производительности цеха.
5. Сырой бензол
Определение содержания бензола в прямом и
обратном газе может быть осуществлено следующими двумя
методами [36] : 1) поглощением активированным углем.
Для этого определенное количество коксового газа
пропускают через абсорберы емкостью около 200 г с
активированным углем. Затем отгоняют перегретым паром
бензол, поглощенный активированным углем; 2)
вымораживанием.
Бензольные углеводороды удаляют из газа в виде
твердых кристаллов путем охлаждения газа до низких
температур и измеряют выделившееся количество
углеводородов после оттаивания.
Зная содержание сырого бензола в прямом газе
и количество выработанного газа, можно определить
ресурсы бензольных углеводородов.
6. Сера (в пересчете на сероводород)
Определить содержание сероводорода в коксовом
газе можно следующими двумя методами [36] :1)
методом осаждения, основанным на реакции между
сероводородом и уксуснокислым цинком; 2) ускоренным
методом. По этому методу газ отбирают в прибор
специальной конструкции и содержащийся в газе сероводород
титруют непосредственно раствором иода.
Зная содержание сероводорода в прямом газе и
количество выработанного газа, можно определить
ресурсы сероводорода.
41

7. Аммиак
Непосредственное определение содержания аммиака
в прямом и обратном газе [36] основано на
пропускании точно измеренного количества газа через
титрованный раствор серной кислоты с поглощением аммиака из
газа по реакции
2NH3+H2S04=(NH4)2 S04.
Действительный выход аммиака на действующем
заводе определяют по выработке продукции аммиачного
или сульфатного цеха. При любом способе улавливания
аммиака (прямом, полупрямом, непрямом) величина
потерь аммиака не превышает 0,5%- Таким образом,
заводские выходы аммиака практически равны ресурсам
аммиака в шихте.
8. Влага шихты
В п. 4 гл. I, в п. 7 гл. II и в п. 1 настоящей главы
подробно изложены условия определения влажности шихты
для подсчета количества влаги, вносимой в коксовую
печь. Все сказанное полностью относится к составлению
материального баланса коксования на действующем
заводе, так как количества влаги шихты в приходной
и расходной частях баланса должны быть абсолютно
равны между собой. Количество влаги шихты должны
подсчитывать по формуле (8).
9. Пирогенетическая вода
В п. 8 предыдущей главы было указано, что выход
пирогенетической воды следует рассчитывать по
формуле (32), для применения которой необходимо знать
содержание кислорода в шихте О^ и коэффициент
перехода кислорода шихты в пирогенетическую воду Ки.в-
Для пользования формулой (32) рекомендуется
в заводских лабораториях внедрить метод прямого
определения кислорода в угольных шихтах, описанный
в литературе [14]. Можно рекомендовать также
накапливать на заводах среднемесячную пробу шихты,
которую затем отсылают в ближайшую лабораторию, где
освоен метод определения кислорода, и на основании
42

полученных результатов рассчитывать выход пирогене-
тической воды по формуле (32).
Правильнее для каждого завода в отдельности
находить коэффициент перехода кислорода шихты в пиро-
генетическую воду, но можно применять и средний
коэффициент, например 43,7%- Такое допущение, как
показали вычисления, не вызывает серьезной ошибки.
10. Невязка (потери) баланса
Составление производственных материальных
балансов коксования преследует не только упорядочение на
заводе количественного учета углей, породы, промпро-
дукта, шихты, кокса, химических продуктов коксования
и налаживание отбора и анализа качества сырья и
товарной продукции, в частности влажности кокса, но
и разработку мероприятий по борьбе с потерями, так
как в балансе будет иметь отражение эта важная
статья. Нередко производственники знают источники
потерь, например потери газа в отопительную систему
коксовых печей, составляющие в случае плохого
состояния кладки печей 0,3—1,5% от расходной части баланса
коксования [106].
Некоторые заводы (например, Руставский) получают
уголь смешанными перевозками — железнодорожным
и водным транспортом — и имеют большие потери угля,
но это нигде не находит отражения. Особенно неблаго:
получно с учетом потерь обстоит на заводах с
углеобогатительными фабриками. Здесь нередко потери на
коксовых печах «скрываются» в отходах углеобогатительной
фабрики, а потери углеобогатительных фабрик — в
неправильном учете выхода валового кокса.
Из сказанного следует, что в расходной части
материального баланса коксования должны быть указаны
так называемые учтенные потери, как это сделал
С. А. Шварц [105] при составлении материального
баланса для Криворожского завода. Тогда последняя
статья материального баланса коксования должна
называться «Неучтенные потери».
Сумма учтенных и неучтенных потерь для семи
заводов без углеобогатительных фабрик за три года
приведена в табл. 7, составленной по литературным
источникам [26, 79] за 1957 и 1958 гг., а также по нашим
данным за 1963 г.
43

Таблица 7
Потери, отраженные в материальных балансах коксования
коксохимических заводов без углеобогатительных фабрик
(%)*
Завод
Б аглейский . .
Криворожский
Ждановский .
Рутченковский ....
Коммунарский, цех № 2
Коммунарский, цех № 3
Ново-Липецкий .
1957 г.
1,17/1,28
+0.1/+0.2
2,02/2,23
0,046/0,045
1958 г.
1,33/1,47
1,20/1,33
1,95/2,15
0,92/1,00
1963 г.
1,49/1,64
1,46/1,63
1,74/1,90
1,42/1,57
0,43/0,48
1,77/1,94
1,27/1,41
* В числителе — на рабочую, в знаменателе — на сухую шихту.
Как видно, на Криворожском заводе в 1957 г.
совершенно отсутствовали потери (плюсовый разрыв между
приходной и расходной частями баланса), неизбежные
в производственных условиях. Отсутствие потерь
указывает на неправильное определение отдельных статей
материального баланса.
В конце 1957 г. УХИНом [105] была проведена
работа по составлению материального баланса на
Криворожском коксохимическом заводе. В течение 10 дней по
разработанной инструкции были сняты все
количественные показания и подсчитан материальный баланс
коксования угольной шихты.
Эта инструкция, приведенная в приложении,
представляет большой интерес, так как может быть
использована на любом заводе для составления контрольного
материального баланса коксования.

ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
КОКСОВАНИЯ
Тепловой баланс коксовых печей основан на законе
сохранения энергии и его следствии — равенстве
приходной и расходной частей баланса.
Особенностями теплового баланса коксовых печей
являются:
1) подвод тепла извне для осуществления
процесса коксования (в отличие от большинства других
химико-технологических процессов, которые протекают
автотермично или с выделением избыточного
реакционного тепла);
2) неизвестность теплового эффекта процесса
коксования, определяемого в ходе составления теплового
баланса коксовых печей, а не являющегося основой для
составления последнего.
В связи с этими особенностями теплового баланса
коксовых печей особо важное значение приобретает
правильно составленный материальный баланс, поскольку
произвольный выбор выходов продуктов коксования
может значительно исказить результаты теплового
баланса.
Используя закон Гесса, можно составить тепловой
баланс коксовых печей по теплотам сгорания исходного
угля и конечных продуктов коксования. Однако этот вид
баланса имеет в основном теоретический интерес,
а преимущественное распространение получил тепловой
баланс обогрева печей, составляемый по обычной для
технологических процессов схеме — по
теплосодержаниям исходных и конечных продуктов коксования с учетом
тепловых потерь в окружающее пространство.
В качестве расчетной единицы баланса принимается
единица массы загруженной в камеру шихты — обычно
в качестве такой единицы принимают одну тонну
влажного и зольного угля.
45

Глава IV
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
ПО ТЕПЛОТАМ СГОРАНИЯ УГЛЯ
И ПРОДУКТОВ КОКСОВАНИЯ
А. ПРИХОДНАЯ ЧАСТЬ БАЛАНСА
1. Теплота сгорания угля
Общее количество тепла, выделяющегося при полном
сгорании угля принятой единицы массы, определяют по
формуле
Ну — EQI ккал!ед. загрузки, (35)
где Qp—высшая теплота сгорания угля на рабочую
массу, ккал/кг.
Теплота сгорания может быть определена двояко:
1) более точно экспериментальным путем на
калориметрической установке и 2) приближенно тем или иным
расчетным методом — по результатам элементарного
или технического анализа угля. В практике чаще
пользуются расчетным способом.
При использовании данных элементарного анализа
наиболее точные, незначительно отличающиеся от
экспериментальных, результаты получаются по формулам
[13,37]:
а) Д. И. Менделеева
QP = 81СЕ, + ЗООЯ^ — 26 (Og, — S&) ккал/кг; (36)
б) Р. Фондрачека (для топлив с содержанием
углерода от 45 до 90%)
QZ = (89,1 - 0,062СГ) С5, + 270 [Hi — 0,105,) +
+ 25Sm ккал/кг; (37)
в) В. Штейера
QS = 84(СЕ,—|-Ор ) +57-^-0* +
+ 345 IНЪ— -^-) + 25SJL ккал/кг; (38)
46

здесь С — содержание углерода в горючей массе угля,
% (по массе).
Из этих формул сравнительно более точные значения
теплот сгорания дает формула Р. Фондрачека.
При необходимости перехода к низшей .теплоте
сгорания угля на рабочую массу Qp пользуются общим для
всех формул выражением
Qb — QS = 6 (Wb + 9Я£,) ккал/кг, (39)
где 6 — тепло конденсации 0,01 кг воды,
содержащейся в продуктах сгорания, ккал/кг.
2. Тепловой эффект процесса коксования
Прямое определение теплового эффекта процесса
коксования невозможно из-за наложения на него общего
количества тепла, подводимого на коксование.
Косвенное определение теплового эффекта коксования,
выполненное в последнее время советскими исследователями,
проводили двумя различными путями, давшими близкие
результаты, что подтверждает правильность обеих
примененных методик.
Сущность методики, использованной В. В. Казминой
[50, 51], заключается в определении при коксовании
в адиабатическом калориметре [29] точных выходов
кокса, газа и химических продуктов коксования и их
энтальпий. Разность между суммой энтальпий
полученных продуктов и величиной теплоты коксования и
составляет суммарный тепловой эффект процесса
коксования, соответствующий температуре окончания
процесса коксования.
Методика, предложенная А. А. Агроскиным и
Е. И. Гончаровым [3, 4, 5], основана на определении
истинной и эффективной теплоемкостей угля. Для
нахождения истинной теплоемкости [5] пробу угля
нагревали до заданной температуры и подвергали при этой
температуре четырехчасовой выдержке. После
охлаждения пробу помещали в калориметр, в котором при
вторичном охлаждении и определяли истинную
теплоемкость при заданной температуре. Такие эксперименты
проводили при последовательном ступенчатом
повышении температуры на 100 град. Эффективная
теплоемкость определяется непосредственно при первичном на-
Т

греве угля, сопровождающемся реакциями разложения
Тепловой эффект реакций определяется [4, 6]
площадью, ограниченной кривыми эффективной и истинной
теплоемкости. Величина площади, расположенной над
кривой истинной теплоемкости, характеризует эндотер-
мичность реакций, а величина площади под кривой
истинной теплоемкости — экзотермичность.
Исследования по обеим методикам показали, что
в температурном интервале 700—800° С имеют место
экзотермические реакции деструкции, сопровождающиеся
выделением водорода и образованием
конденсированных соединений. С повышением температуры (интервал
800—970° С) идут эндотермические процессы
формирования структуры кокса, которые не только сводят на
нет экзотермический эффект'предыдущего этапа
коксования, но и потребляют тепло, подводимое извне.
Вследствие этого суммарный тепловой эффект коксования во
всех случаях отрицателен.
Данные исследований [4, 50, 68] показывают, что
абсолютная величина суммарного теплового эффекта
возрастает с увеличением степени метаморфизма.
Суммарный тепловой эффект для обычно применяемых шихт
относительно невелик (4 ккал/кг), что составляет
примерно I % теплоты коксования, т. е. незначительно
влияет на расход тепла на коксование; для угля ОС эта
величина значительно больше и существенно увеличивает
теплоту коксования.
Незначительность теплового эффекта коксования для
малометаморфизованных углей и шихт дает основание
в практических расчетах принимать его равным нулю.
Б. РАСХОДНАЯ ЧАСТЬ БАЛАНСА
1. Теплота сгорания кокса
Количество тепла, выделяемое при сгорании кокса
Нк, может быть подсчитано по формуле
Нк= GkQI'k ккал/ед. загрузки, (40)
где Gp—масса сухого кокса, полученного из единицы
загрузки рабочей шихты, кг;
4?

QlK — высшая теплота сгорания кокса на сухую
массу, ккал/кг.
Значение G£ находят по данным материального
баланса, теплоту сгорания Q£K определяют по одной из
приведенных выше формул при известном химическом
составе кокса.
2. Теплота сгорания коксового газа
В этой статье теплового баланса для расчета
принимают обратный коксовый газ. Его теплоту сгорания Нт
определяют по формуле
НГ = Vr <2в'г ккал/ед. загрузки,
(41)
где Qg-r — высшая теплота сгорания сухого
отопительного газа, ккал/м3.
Выход обратного коксового газа определяют при
расчете материального баланса. Теплоту сгорания газа
определяют либо экспериментальным (с помощью
газового калориметра), либо (при известном составе газа)
расчетным путем по теплотам сгорания отдельных его
компонентов, приведенным в табл. 8.
Входящий в состав коксового газа компонент CmHn
представляет собой смесь различных углеводородов,
главным образом непредельных, состав которой для
Таблица 8
Теплоты сгорания компонентов коксового и других
отопительных газов, ккал/м3 [48, 84, 88]
Название
Окись углерода . .
Водород .
Непредельные
углеводороды
Сероводород .
Аммиак .
Этилен .
Пропилен
Бензол .
Химическая
формула
СО
н2
сн4
^•тп^п
H2S
NH3
C2H4
с3н0
СбНе
Теплота сгорания
высшая
3020
3050
9520
16770
6140
3929
15290
22540
34940
низшая
3020
2580
8558
15717
5660
3253
14320
21070
33530
4-47
49

заводов Юга можно принять следующим [19, 88, 89]:
этилен 83%, пропилен 15%, бензол 2%.
Для этого состава теплота сгорания CmHn будет
(см. данные табл. 8):
QB = 0,83 • 15290 + 0,15- 22540 +
+ 0,02-34940 = 16770 ккалм3;
Q„ = 0,83-14320 + 0,15-21070 +
+ 0,2-33530 = ШПккал.м3.
Полученные значения теплоты сгорания СтН„
внесены в табл. 8.
Аналогично (с использованием данных табл. 8)
определяют и теплоту сгорания отопительного (коксового,
доменного, смешанного и т.д.) газа:
а) высшую
Qer = 30,20 СО + 30,50 Н2 + 95,20 СН4+
+ 167,70 Ст Н„ + 61,40 H2S ккал м3; (42)
б) низшую
<£-г = 30,20 СО + 25,80Н2 + 85,58 СН4 +
+ 157,17 Ст Ип + 56,60 H2S ккал;м3. (42а)
Здесь 30,20; 30,50 и др. — численные коэффициенты
при компонентах отопительного газа, представляющие
тепло (высшее или низшее), выделяемое при сгорании
0,01 м3 соответствующего компонента в килокалориях.
3. Теплота сгорания сырого бензола
Теплоту сгорания сырого бензола #б находят по
формуле
Иб = Ga^e ккал/ед. загрузки, (43)
где Gg—количество сырого бензола, получаемого из
единицы загрузки рабочей шихты, кг;
Q6 — теплота сгорания сырого бензола, ккал/кг.
Для расчета теплоты сгорания Qe принимаем
средний состав сырого бензола [41, 55, 88], приведенный
ниже в табл. 9. В этой же таблице даны теплоты сгорания
компонентов сырого бензола.
50

Таблица 9
Состав сырого бензола и теплоты сгораний его компонентов
Компоненты сырого бензола
Бензол .
Толуол
Ксилолы . .
Этилбензол
Сольвенты (триметил-
бензолы и этилтолуолы)
Непредельные
соединения (циклопентадиен, ку-
марон и инден с
гомологами и др.) . . . .
Сернистые соединения
(тиофен с гомологами)
Сероуглерод
Насыщенные
углеводороды (циклопентан, гек-
сан и др.)
Фенолы . . . .
Пиридиновые основания
%
(по массе)
70,0
13,0
4,2
0,2
2,0
7,0
1,1
1,2
0,9
0,1
0,3
Теплота сгорания,
ккал/кг
высшая
10030
10150
10250
10406
10438
8726
7969
3244
11334
7790
8335
низшая
9620
9690
9740
9896
9898
8402
7712
3244
10562
7445
8038
Примечание,
литература
[86]
[86]
[86]
[90]
[90], для
мезитилена
[59]', для
индола
[71], для
тиофена
[17]
[90], для
циклопен-
тана
[90]
[90], для
пиридина
Для принятого состава сырого бензола удельная
высшая теплота сгорания QB равна 10 168 ккал/кг.
Соответственно низшая теплота сгорания QH составляет
9743 ккал/кг.
4. Теплота сгорания смолы
Теплота сгорания смолы Нсм определяют по формуле
Ясм = GL QCm ккал/ед. загрузки, (44)
4* -51

где 0|?м — количество смолы, получаемой из единицы
загрузки рабочей шихты, кг;
Qclt — теплота сгорания смолы, ккал/кг.
Определение теплоты сгорания смолы по
компонентам ввиду сложности и нестабильности ее состава [21,
59, 72, 88, 118] является весьма трудной задачей. В
некоторых литературных источниках [21, 38, 86, 88]
приводятся экспериментальные значения теплоты сгорания
каменноугольной смолы, которая колеблется в пределах:
высшая теплота сгорания 8500—9300 ккал/кг, низшая
теплота сгорания 8175—8975 ккал/кг.
С углублением степени пиролиза первичных
продуктов коксования, что наблюдается при высоких
температурах процесса и при коксовании усадочных шихт,
теплота сгорания возрастает. Поэтому в связи с
возрастанием средней температуры коксования более
предпочтительны верхние пределы теплот сгорания смолы.
5. Теплота сгорания аммиака
Тепло, выделяемое при сгорании аммиака Яам,
находят по формуле
Hau = GlwQ&KKKaAied. загрузки, (45)
где Qsm — теплота сгорания аммиака, ккал/кг,
определяемая с помощью табл. 8.
Глава V
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
ОБОГРЕВА ПЕЧЕЙ
А. ПРИХОДНАЯ ЧАСТЬ БАЛАНСА
1. Теплота сгорания отопительного газа
Количество тепла, выделяемого при полном сгорании
отопительного газа, находят по формуле
<7m= Vc.x Q"'r ккал/ед. загрузки. (46)
52

Величина Vex, входящая в некоторые статьи
приходной и расходной частей баланса, будет единственной
неизвестной величиной в уравнении предварительного
теплового баланса с участием Vc.x и ее значение легко
определить.
При составлении теплового баланса в условиях
действующей установки расход отопительного газа на
обогрев печей находят без особого труда и определяют
с достаточной степенью точности по показаниям
измерительных приборов. При этом для получения данных,
в наибольшей мере отвечающих действительности,
необходимо строго соблюдать требования к условиям
измерения, предъявляемые ГОСТ 2239—63 [82], и вносить
в полученные результаты различные поправки [24, 25,
47]. Кроме того, следует учесть, что газ во время
кантовки не поступает в систему и объем непоступающего газа
не учитывается планиметрированием диаграммы его
расхода [24, 95]. Определение действительного часового
расхода отопительного газа на обогрев печей с
поправкой на кантовку.осуществляют по формулам
Si
3600 — %п —-
V* = V~ збоо Д «"/« (47)
' EZ
Va =^д м3/ед. загрузки, (48)
"кам
где Уди1/д — действительный расход отопительного
газа на обогрев с поправкой на
кантовку соответственно в м3/ч и в м3/ед.
загрузки.
2. Энтальпия отопительного газа
Энтальпию отопительного газа определяют при
температуре его поступления в отопительную систему по
формуле
q2n = Кс.х(1 + WVT) Cr'.l tr ккал'ед. загрузки. (49)
Формула (49) состоит из трех сомножителей: 1)
количества влажного отопительного газа Vc.x(l-\-WVT);
2) теплоемкости газа С°;в'; 3) температуры tr.
53

Рассмотрим определение каждого из указанных
сомножителей в обратном порядке — по нарастанию
сложности вопроса.
а. Температура отопительного газа
Температура коксового газа, поступающего на
обогрев печей, после его подогрева в газоподогревателях
для предохранения газоподводящей арматуры от
отложений колеблется в пределах 50—60° С.
Температура доменного газа в зависимости от
времени года изменяется от 3—5°С (зима) до 35—38° (лето);
ее среднегодовое значение можно принять равным 20°С.
б. Теплоемкость отопительного газа
Теплоемкость отопительного газа, как и любой
газовой смеси, определяют как среднединамическую
величину теплоемкостей компонентов.
Средние теплоемкости компонентов отопительного
газа, воздуха и продуктов сгорания [31, 32, 93]
приведены в табл. I приложения.
в. Количество отопительного газа
В выражении Vc.x(l + Wvr) сомножитель Vc.x,
согласно принятой схеме расчета, нам пока неизвестен;
в сомножителе (1 + WOT) необходимо определить
величину WVT — количество влаги в газе.
Согласно закону Дальтона, давление газовой смеси
равно сумме парциальных давлений компонентов, т.е.
*S=*cr + ',..n. (5°)
Отсюда
^»г = —б—^— m3jm3 сухого газа. (51)
Суммарное давление отопительного (коксового или
доменного) газа Ps при рабочих условиях определяется
по уравнению
Р„ = Р. + -^ мм рпг. ст. (52)
6 ь 13,6
54

Давление паров воды при данной температуре Рв.п
находится из выражения
Л,п = Ч>Л,; (53)
здесь РСшТ—парциальное давление сухой части газа;
Лз.п — давление паров воды при данной
температуре;
Рт—избыточное давление отопительного газа,
мм вод. ст.;
Р6—барометрическое давление, мм рт. ст.
В процессе расчетов отопительный газ обычно
считают насыщенным водяными парами. Однако он может
быть и ненасыщенным перед газоподогревателями на
батареях ввиду перегрева газа в жаркое время года
в бензольных скрубберах и в газопроводе или
пересыщенным при низкой температуре окружающего воздуха.
Неправильное определение влагосодержания газа может
привести к ошибкам в расчетах, особенно при
определении расхода газа на обогрев. Поэтому более
правильным было бы опытное определение точки росы газа при
его поступлении на батареи.
При расчете содержания влаги в летнее время
влажность насыщенного отопительного газа необходимо
принимать по температуре его после конечных
холодильников.
Используя выражения (51) и (53), имеем:
а) для ненасыщенного газа
W«r = р Ф " в msjm3 сухого газа; (54)
б) для насыщенного газа
р
Wvr — ~р—^-р- -m3/-m3 сухого газа. (54а)
Необходимые для расчетов по формулам (54)
и (54а) парциальные давления водяных паров и
содержание влаги в газе в состоянии насыщения при
различных температурах и давлении паро-газовой смеси,
равном 10 332 мм вод. ст. (760 мм рт. ст.), приведены
в табл. II приложения.
Определение объемного процентного содержания
компонентов влажного газа по известному составу
сухого газа осуществляют с помощью коэффициента пере-
55

счета состава газа с сухого на влажный газ ас.в,
который находят из выражения
100 —Н20
100
(55)
3. Энтальпия воздуха, поступающего на горение
отопительного газа
Энтальпию воздуха, поступающего на горение
отопительного газа, находят по уравнению
<7з .п = Vc.x £с.д (Сс.в+ Ww Св'.п) tB ккал/ед. загрузки. (56)
Рассмотрим величины, входящие в уравнение (56).
Температура воздуха в туннеле, откуда он поступает на
горение, колеблется в зависимости от времени года и
атмосферных условий в пределах 20—40° С. '
Средние теплоемкости воздуха и водяных паров при
их температуре в туннеле находят по табл. I
приложения.
Величины Ьс.ц и WVB определяют по
нижеприведенным методикам.
а. Расход сухого воздуха на горение отопительного газа
Состав атмосферного воздуха в объемных и весовых
процентах приведен в табл. 10.
Таблица- 10
Состав сухого атмосферного
атмосферного воздуха
Азот .
Кислород
Аргон
Углекислота
Водород
Неон . .
Гелий
Криптон
Ксенон
воздуха
Содержание компонентов в воздухе в процентах
объемных
78,03
20,99
0,933
0,030
0,010
0,0018
0,0005
0,0001
0,000009
весовых
75,47
23,20
1,28
0,046
0,001
0,0012
0,00007
0,0003
0,00007
56

Таблица 11
Теоретические расходы кислорода и атмосферного воздуха
для полного сгорания горючих компонентов
отопительного газа
Горючие
компоненты

отопительного газа
н2
со
сн4
H2S
стн„
С2Н4
с3нв
СбН0
Реакции горения
Н2+0,5О2=Н2О
СО+0,5О2=СО2
СН4+202=С02+2Н20
H2S+1,502=S02+H20
CmH„+3,31502=.
=2,23С02+2,17Н20
С2Н4+302=2С02+2Н20
С3Не+4,502=ЗС02+
+зн2о
С6Нв+7,502=6С02+ЗН20
Расход, лР/м1 газа

кислорода
0,5
0,5
2
1,5
3,315
3
4,5
7,5
азота
1,881
1,881
7,524
5,643
12,471
11,286
16,929
28,215
воздуха
2,381
2,381
9,524
7,143
15,786
14,286
21,429
35,715
В теплотехнических расчетах с целью упрощения
инертные.газы и углекислый газ объединяют с азотом;
при этом принимают объемный состав сухого
атмосферного воздуха: азот 79%, кислород 21%-
Отсюда
Lc т = -^ = -^1 = 4,762Vn T m3/ms газа, (57)
с- К0г 0,21 °*-т ' v '
где LC.T—теоретическое количество сухого воздуха,
расходуемого на полное сгорание 1 м3
отопительного газа, ж3;
К0 — объемная доля кислорода в сухом
атмосферном воздухе, равная 0,21.
В табл. 11 приведены значения теоретических
расходов кислорода, атмосферного воздуха и азота (по
разности) для отдельных компонентов отопительного газа.
Расходы кислорода и воздуха на сжигание СтН„
и коэффициенты для продуктов их сгорания определены,
исходя из принятого выше состава непредельных
углеводородов и приведенных в табл. 11 реакций горения
компонентов CmHn.
57

Пользуясь табл. 11 и зная состав отопительного газа
в объемных процентах, определяем VQ T по формуле
Ко2,т = 0,01 [0,5 (СО + Н2) + 2СН4 +
+ 3,315С * Н„ + 1,5H2S — О,] м3/м3 газа. (58)
Воспользовавшись уравнениями (57) и (58),
находим расчетную формулу для определения Lc.i\
LC.T = 0,04762 [0,5 (СО + На) + 2СН4 +
+ 3,315Ст Н„ + 1,5 H2S — OJ м'/м* газа. (59)
Действительное количество сухого воздуха,
расходуемого на сжигание 1 м3 отопительного газа, LC.R находят
по формуле
Lc.fl = aLc.T = 0,04762a [0,5 (СО + Н2) +
+ 2СН4 + 3,315Ст Н„ + 1,5H2S — Ов] ms/ms газа. (60)
На практике часто коэффициент расхода воздуха
называют коэффициентом избытка воздуха. В
действительности коэффициент избытка воздуха а' находят из
выражения
а' = ;-од - lct ^ j61j
■^С.Т
где разность LC,R —LC.T — избыточный объем воздуха..
Величину а можно определить при известном составе
отопительного газа и продуктов сгорания по уравнению
„_. , , CQ2 + CO + CH4 + 2,23CmH„ SQ2 . ,fi<?v
здесь 2С02 и 202 — соответственно количество
углекислого газа и кислорода в
продуктах сгорания, лг3/100 мъ
отопительного газа.
Избыток воздуха берется для обеспечения полноты
сжигания газа и достижения равномерности нагрева
коксующейся массы по высоте камеры.
В зависимости от рода применяемого газа,
конструкции коксовых печей и степени нагрева верха печей
коэффициенты расхода воздуха принимают:
Для печей типа ПВР:
при отоплении коксовым газом 1,20—1,30
при отоплении доменным газом . . 1,25—1,35
Для печей типа ПК-2к:
при отоплении коксовым газом . . 1,20—1,40
при отоплении доменным газом .... 1,12—1,30
58

При отоплении печей богатым (обезводороженным)
газом коэффициент расхода воздуха принимают в
пределах 1,30—1,40.
б. Влажность воздуха, поступающего на горение
отопительного газа
В атмосферном воздухе практически всегда
содержатся водяные пары. В зимнее время при низкой
температуре относительная влажность воздуха высокая;
<р=0,8-^0,9, поскольку при понижении температуры
снижается содержание водяных паров в воздухе в
состоянии насыщения Рн. Соответственно в летнее время <р>
понижается до 0,5—0,8. Средние значения относительной
влажности атмосферного воздуха для некоторых
районов СССР [81, 91] приведены в табл. III приложения.
Зная влажность воздуха, находим величину WVB по>
уравнению (51) с подстановкой WVB вместо Wvr. При
этом следует учесть, что влажность воздуха
определяется не при его температуре в туннеле, а при температуре
атмосферного воздуха, так как в туннеле влажность его
не увеличивается.
4. Энтальпия шихты, загружаемой в камеру
коксования
Тепло, вносимое влажной шихтой в камеру
коксования, включает в себя две отдельно определяемые
величины: энтальпию сухого угля и энтальпию влаги шихты.
Суммирование этих величин приводит к следующему
выражению для определения энтальпии влажной шихты:
<74п = (Gm Сс.ш + Gl Cw) tm ккал/ед. загрузки, (63)
где Сс.ш— средняя удельная теплоемкость сухой
_ шихты, ккал/ (кг ■ град);
Cw— средняя удельная теплоемкость влаги
шихты, ккал/(кг-град);
tm — температура загружаемой шихты, °С.
Теплоемкость углей зависит от ряда факторов и
главным образом от выхода летучих веществ, температуры
и зольности [2, 37].
Зависимость удельной теплоемкости угля Су от выхо-
59

да летучих веществ для интервала температур
24—100° С выр-ажается уравнением [113]:
Су = 0,242 (1 + 0,00814) ккалЦкг-град). (64)
Зависимость теплоемкости угля от температуры в
интервале 0—300° С может быть представлена уравнением
Су = A h + 0,15 -^ — 0,0008 (—)*]ккалЦкг-град), (65)
где А — константа, зависящая от природы угля;
определяется в зависимости от выхода летучих
веществ.
При измерении Су в ккал/(кг ■ град) значения
константы А колеблются в пределах 0,218—0,295. Так, для
углей с высоким выходом летучих веществ (У[ц=50%)
константа Л = 0,295, для жирных углей (У^ =26%)
Л=0,253, для тощих (У* =9%) Л=0,218.
Л. И. Гладков и А. Н. Лебедев [35], исходя из
анализа теплоемкостей минеральных соединений угля,
предложили формулу для определения удельной теплоемкости
золы для температурного интервала 0—500° С:
СА — 0,17 + -—^ш ккал:, (кг-град). (66)
При невысокой (до 10—12%) зольности шихты для
расчета ее средней удельной теплоемкости в интервале
температур 20—250° С можно воспользоваться
следующим обобщенным уравнением, которое получено путем
синтеза формул (64) и (65):
С, = 0,211 (1 +0,008VCJ [l +0,15^--
— 0,0008 (^\3\ккал/(кг-град). (67)
При повышенном (свыше 10—12%) содержании
золы в шихте средняя удельная теплоемкость последней
может быть определена по уравнению
*~* г _ in "—
'С.Ш
[ 1 — — ] Cv + — С Г ккалКкг ■ град). (68)
V 100/ 3 100 л ч ' v
Температуру шихты, не подвергнутой термической
обработке, принимают в пределах 10—30° С в зависимо-
60

сти от времени года. При подогреве шихты с целью
подсушивания или при ее термической обработке
температуру в момент загрузки принимают по данным
измерения перед загрузкой в камеры коксования.
5. Теплота сгорания сырого газа, фильтрующегося
в отопительную систему
Количество тепла, выделяемое в огневой системе при
горении сырого коксового газа, можно определить по
формуле
9вп = ^с.г Qc.r ккал/ед. загрузки, (69)
где Qc.r— низшая теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему,
ккал/м3.
Объем сырого газа, фильтрующегося через кладку
стен камеры коксования в огневую систему, определить
непосредственным измерением практически невозможно.
Для этой цели разработаны косвенные
газоаналитические методы, заключающиеся в определении количества
продуктов сгорания сырого газа, просочившегося из
камеры в отопительную систему и основанные на балансе
одного из основных компонентов продуктов сгорания:
углекислого газа или водяных паров [1, 63, 97, 99, 108].
В промышленной практике как более надежный
принят метод определения объема фильтрующегося сырого
газа при выключенном обогреве по балансу углекислого
газа [65].
При этом количество просочившегося газа находят
по уравнению
Vcnpr Vco2 = Я0.с (l/Co2 - V&). (70)
где Vrco — объем углекислого газа, образовавшегося
при сгорании 100 м3 сырого коксового
газа, мг;
^соо— содержание углекислого газа в воздухе из
борова, прошедшем отопительную систему
при выключенном обогреве, % (по
объему);
^со — содержание углекислого газа в воздухе
туннеля, % (по объему) ;
61

б0.с— объем воздуха, проходящего отопительную
систему, м3,1ед. загрузки.
В этом уравнении не учитывается количество
углекислого газа, образующегося при выгорании графита.
Для снижения его влияния на расчет объема
фильтрующегося сырого газа отбор пробы воздуха из борова
осуществляют через определенный промежуток времени —
примерно через 10 мин после выключения обогрева
(считается, что за это время графит в основном выгорает).
При этих условиях приращение количества углекислого
газа от сгорания графита крайне незначительно и им
можно пренебречь.
Величину V^q находят по составу газа,
непосредственное определение которого является весьма сложной
и практически неосуществимой задачей. На основании
ряда косвенных данных с некоторым приближением
можно принять следующий средний объемный состав
сырого газа, проникающего из камеры в огневую систему
[88, таблица 1—7]:
Компоненты газа .... Н2 СН4 СтНл СО С02 Оа N2
Содержание компонентов
в газе, % (по объему) 63,6 22,5 1,9 6,4 1,8 0,8 3,0
При известном составе сырого газа количество
углекислоты, образовавшейся при его сгорании, составит
(см. табл. 11):
Vco2=CH4+2,23Cm Н„+СО+СО8я3/100л3 газа. (71)
Используя приведенный состав сырого газа имеем:
У£о2 = 35,3—^ . (71а)
100 л3 газа
Содержание углекислоты в воздухе из борова Vqq,
и в воздухе из туннеля V£q определяют газовым
анализом. Количество углекислого газа в воздухе туннеля
колеблется в пределах 0,03—0,05%-
Количество воздуха, проходящего отопительную
систему при выключенном обогреве и неизменном
гидравлическом режиме,принимают одинаковым сего объемом,
62

поступающим на горение при нормальной работе печей,
т. е.
Bo.c = Le.K(l+W^ =
= а ~Йг(l + W^ V'-* м3'ед- загРУзки- <72)
Это предположение основано на том, что движение
воздушного потока при выключенном обогреве
происходит в условиях действия различных противоположно
действующих факторов, из которых один способствует
увеличению количества воздуха, поступающего в
отопительную систему (уменьшение объема газов и,
следовательно, сопротивления), другие — уменьшению
(снижение гидростатического напора, уменьшение тяги).
Воспользовавшись найденными значениями величин,
входящих в уравнение (70), можно определить объем
сырого газа, просочившегося из камеры в отопительную
систему, по выражению
Vcpv = LC.A(1 + WVB) /с°2~ СОг Vc x м3/ед. загрузки. (73)
'со,
6. Энтальпия сырого газа, просасывающегося из камеры
в огневую систему
Энтальпию сырого газа, просасывающегося из
камеры в огневую систему, определяют при его температуре
поступления в отопительную систему по формуле
<7бп = ^с.гСс.г^ф ккал/ед. загрузки, (74)
где Сс.г—средняя объемная теплоемкость
просасывающегося сырого газа, ккал/(м3-град);
ti\>—средняя температура фильтрующегося сырого
газа,°С.
Значение V"pr принимается по данным предыдущей
статьи.
Для определения средней теплоемкости сырого газа
можно воспользоваться его составом, приведенным
выше. Величину ^ф принимают в пределах 850—950° С.
63

7. Энтальпия воздуха, поступающего на горение
сырого газа
Энтальпию воздуха, поступающего на горение сырого
газа, определяют по формуле
4in = V".г £с.д (Сс.в + WVB Св[„ в) tB ккал/ед. загрузки. (75)
Здесь L' ■— действительное количество сухого воздуха,
расходуемого на горение 1 м3 сырого
газа, м3.
Объем просачивающегося сырого газа V^p
определяют по формуле (73). Величину L'c находят, исходя
из принятого состава просачивающегося сырого газа
и таблицы горения (табл. 11). Способы расчета
остальных величин приведены выше.
Б. РАСХОДНАЯ ЧАСТЬ БАЛАНСА
1. Энтальпия раскаленного кокса
Тепло, уносимое из камеры коксования раскаленным
коксом, определяют по формуле
qlp = KC^tK ккал,!ед. загрузки, (76)
где Ск — средняя теплоемкость сухого кокса при
выдаче из камеры, ккал/(кг ■ град).
Выход сухого кокса из загружаемой шихты
определяют по данным материального баланса (см. часть
первую книги).
Определению удельной теплоемкости кокса
посвящено большое число работ [15, 49, 111, 121, 124]. Для
определения средней теплоемкости кокса в интервале
температур от 20 до 1200° С можно воспользоваться формулой
Шлепфера и Дебруннера [111], которая для коксов,
полученных в промышленных условиях, приводит к
результатам, близким к опытным:
ЛС рС Т/С
Ск = — Сл + — Св Н — Си ккалЦкг-град), (77)
100 100 100 7к
где Аск—содержание золы в сухом коксе, % (по массе);
В^ — содержание углеродистого вещества в сухом
коксе, % (по массе);
64

Си— средняя теплоемкость углеродистого вещества
кокса, ккал/ (кг • град);
yh—плотность летучих веществ; принимается
приближенно равной плотности коксового газа,
_ кг/м3;
Cv—средняя объемная теплоемкость летучих
веществ кокса; принимают равной теплоемкости
коксового газа, ккал/(м3-град).
Теплоемкость золы кокса СА может быть принята
равной теплоемкости кварца, теплоемкость
углеродистого вещества кокса Св — теплоемкости графита [2, 17, 48,
52, 90]. Их значения для разных температурных
интервалов, а также значения объемной теплоемкости летучих
веществ кокса С„ приведены в табл. 12.
Таблица 12
Средние удельные теплоемкости золы, углеродистого
вещества и летучих веществ кокса
Температурные
интервалы,
»с
0
0—100
0—200
0—300
0—400
0—500
0—600
0—700
0—800
0—900
0—1000
0—1100
0—1200
Средние теплоемкости
золы С . ,
А
ккал/(кг-град)
0,176
0,188
0,202
0,215
0,225
0,233
0,240
0,245
0,248
0,251
0,254
0,257
0,260
углеродистого
вещества Св,
ккал/{кг град)
0,160
0,187
0,220
0,249
0,274
0,295
0,312
0,325
0,338
0,349
0,358
0,367
0,373
летучих веществ
W
ккал/(м3-град)
0,322
0,328
0,334
0,350
0,366
0,377
0,388
0,399
0,410
0,421
0,432
0,443
0,454
Величину tK можно рассчитать по выражению
tK = t0.n + M°C. (78)
Величина £0.п либо задается в исходных условиях для
расчета, либо находится по данным измерений на раз-
5—47
65

ных уровнях по высоте камеры коксования с помощью
термопар, устанавливаемых через загрузочные люки.
Поскольку первый снизу уровень замера температур
не совпадает с подом камеры, а отстоит от него на
некотором расстоянии, число уровней замера температур на
единицу меньше числа оконтуренных ими
горизонтальных слоев коксового пирога. Температуру первого снизу
слоя загрузки измеряют только на его верхней границе,
температуру всех последующих слоев — на обеих
границах.
Исходя из сказанного средние температуры по слоям
будут равны:
4 __ 4 . 4 __ h-h tj.. 4 _ h + h. 4 _ Я—l"*" Я
lcp l» 2cp 2 ' Зср о ' "CP 2
Отсюда t
о-п находится кзк „среднединамическая
величина:
hK + -g-fc^+g VH*2+y *„+•■ -+('n-i+g *„]
<<>.n= — ; (79)
2 h
здесьhlt hz, ..., hn—высоты 1-го, 2-го, ..., п-то слоев
загрузки, считая от пода камеры, м;
2Л— расстояние от пода камеры до
верхней точки последнего, n-го уровня, м.
Уровни замера температур для печей разной высоты,
действующих в различных районах страны (на Юге и
Востоке), приведены в табл. IV приложения [83, § 371].
Величина поправки At зависит от t0 п и она тем
меньше, чем выше /0.п. Ее значения, принятые по
литературным данным [25, с. 164], приведены ниже.
Величина поправки At к уравнению (78):
Средняя температура
в осевой плоскости
коксового пирога /0.п.°С
Поправка Д t, град . .
Средняя температура
в осевой плоскости
коксового пирога г0.п> "С
Поправка Аг, град .
851—900 901—950 951—1000
60 45 35
1001—1050 1051—1100
25 20
66

2. Тепло нагрева коксового газа
Энтальпию сухого обратного коксового газа при
выходе из камеры определяют по формуле
<7гр = —^с.г С'к'.г1г^1г Н ^с.г CK'.r2rt2r ккал/ед. загрузки, (80)
где Vc-r — выход сухого обратного газа на единицу
загрузки, м3;
tlT и t2T—средние температуры газа при выходе из
камеры соответственно в первой и
второй половине периода коксования, °С;
СК'Г1Г, Ск"г21' — средняя объемная теплоемкость сухого
обратного коксового газа в
соответствующих температурных интервалах,
ккал/(м3 град);
— и числовые коэффициенты перед членами
правой части уравнения, учитывающие
объемы газа, выделяемые соответственно
в первую и вторую половину периода
коксования.
Выход сухого обратного газа Vc* принимают по
данным материального баланса. Среднюю теплоемкость
газа определяют по известному составу с использованием
данных табл. I приложения.
Средние температуры газа на выходе из камеры
зависят от конструкции печи, рода применяемого для
отопления газа, режима обогрева, состава и влажности
шихты, полноты загрузки камеры и других факторов.
Значения t\T в течение первого полупериода коксования
для разных батарей колеблются обычно в пределах
680—720° С, средняя температура t2T за второй
полупериод коксования —в пределах 710—780° С.
3. Тепло нагрева химических продуктов
При определении тепла нагрева химических
продуктов коксования отдельно рассчитывают количество
тепла, уносимое из камеры сырым бензолом, смолой,
аммиаком и сероводородом. Выходы соответствующих
продуктов всегда принимают поданным материального баланса.
Энтальпия отдельных продуктов в общем случае
состоит из трех составляющих: а) тепла нагрева жидкой
5* 67

фазы до температуры кипения; б) скрытой теплоты
испарения; в) тепла нагрева паров продуктов от
температуры кипения до конечной температуры.
При этом расчетная формула имеет вид
X (tx п—tK)\ ккал/ед. загрузки. (81)
В том случае, когда скрытая теплота испарения
приведена к нормальным условиям, формула (81) упрощается:
Фх.п = GL [чо+Сх!п'п *х.п) к^ал!ед. загрузки. (81а)
Еще большее упрощение расчетной формулы имеет
место тогда, когда /К<0°С (аммиак, сероводород):
Фх.п = GL с*'.п'ПкЛ.п ккал!ед- загрузки; (816)
здесь Qxn—-тепло, расходуемое на какой-либо
химический продукт (сырой
бензол, смолу, аммиак, сероводород)
при коксовании, ккал/ед. загрузки;
G£n—количество того или иного
химического продукта коксования,
получаемого из единицы загрузки
рабочей шихты, кг;
Сх|пх-П, Сх'„к, Сх*' '*•"— средняя теплоемкость паров
какого-либо химического продукта
в соответствующих температурных
интервалах, ккал/ (кг ■ град);.
С^к—средняя теплоемкость жидкой
фазы какого-либо химического
продукта в соответствующем
температурном интервале, ккал/(кг-
• град);
Яо и <7т.к— скрытая теплота испарения
какого-либо химического продукта
при нормальных условиях и
температуре кипения соответственно,
ккал/кг;
tx.n—температура паров какого-либо
химического продукта при выходе
из камеры коксования, °С.
68

Температура паров сырого бензола и смолы при
выходе из камеры коксования tx.n принимается равной
средней температуре прямого газа за первый полупериод
коксования, а для аммиака и сероводорода — средней
температуре прямого газа за весь период коксования.
а. Тепло нагрева сырого бензола
Тепло нагрева сырого бензола определяется по
формуле (81а). Скрытая теплота испарения бензола при
нормальных условиях находится путем анализа данных,
приведенных в справочной литературе, с
использованием зависимости, существующей между до и qT.K:
?о=<7т.к + (С°ж'к-С^к) tK ккал/кг.
(82)
><и
■ли
Значения <7т.к, С ^к, Сх'пк и tv для основных
компонентов сырого бензола приведены в табл. 13.
Таблица 13
Теплофизические свойства компонентов сырого бензола
Компоненты
сырого бензола
£ к
5 я
S a
ф о»
hLc.
I
о*
=&1
й
§
§
Si
S
о-

Литературные
источники
Бензол
Толуол
Ксилолы (для ni-
ксилол а) . . .
110,6
139,1
Высшие гомологи 165
94,2
87,1
82,4
77,9
0,464*1
0.470*2
0.498*3
0,528**
0,326
0,346
0,387
0,421*6
105,2
108,8
97,7
95,6
Для
[55,
86,
71.
88,
90]
Для
[23,
88,
Для
[17.
73,
9т-к
55,
90]
Сж
21,
88.
90]
Для
[23,
Сх.П
90]
*' В интервале температур от 0 до 80° С. *2 В интервале температур от 0
до 100° С. *3 В интервале температур от 0 до 100° для п-ксилола. *4 Для
легкой фракции смолы в интервале температур от 0 до 165° С. *5 Для кумола.
€9

Воспользовавшись данными табл. 13, находим по
формуле (82) приведенные в той же таблице значения qo как
для отдельных компонентов сырого бензола, так и для
сырого бензола среднего состава, взятого по данным
табл. 9. При этих условиях численное значение ^о.б
составляет
<70.3 = 0,7-105,2 +10,13-100,8 + 0,042-97,7 +
+ 0,128-95,6 =103,1 ккал/кг.
Среднюю теплоемкость паров сырого бензола С°-|
в зависимости от температуры можно определить по'
формуле
„о,* 20,7+ 0,026 г
Сс.б = ■ ккалЦкг-град), (83)
где МсЛ—средняя молекулярная масса сырого бензола.
Значение Мс.б находят из выражения
Мс.б= ^ , (84)
аГ аа ат ак ас
— + — + — + — + —
Мг Me Мт Мк Мс
гдеаг, а0, ат\ — содержание головной фракции, бензола,
ак и ас I
толуола, ксилолов и сольвентов в сыром
бензоле, %;
г' Л/f6' mi —молекулярная масса соответствующих
Упк, 1VIC |
компонентов сырого бензола.
Используя формулу (84) и приведенные в табл. 9
данные по составу сырого бензола, находим
применяемое в последующих расчетах усредненное значение Мс^:
Мс б= ^ 5 = 83,2.
2^5 7СЫ) 1^0 4^2 Ю^
70 78 92 106 120
б. Тепло нагрева смолы
Крайне сложный и весьма нестабильный
(фракционный и по индивидуальным веществам) состав
каменноугольной смолы, отраженный в табл. 14, обусловливает
70

существенное различие в количественных
характеристиках смол различных коксохимических заводов [20, 21,
56, 71, 73, 88]. Это обстоятельство необходимо
учитывать при расчете и выборе конкретного состава смолы.
Таблица 14
Состав и плотность каменноугольной смолы и ее фракций
[56, табл. 44]
Фракция
Легкая . .
Фенольная .

Нафталиновая . . .

Поглотительная .

Антраценовая . . .
Выход
в%
к смоле
0,4—0,8
1,5—2,5
9—12
9—13
19—24
Плотность
при 20° С,
г/см"
0,92—0,93
0,95—0,98
1,015—1,020
1,040—1,060
1,11—1,14
Содержание, %
фенолов
3—6
38-45
6—8
3—4
0,8—1,2
оснований
0,5—1,0
1,8—2,5
1,2—1,8
3,5—4,5
2,0—3,0
стых
2—2,5
—
3,5—4,0
3,5-4,0
5,0—6,0

непредельных
соединений
5—10
12—18
2—4
3—5
—
Поскольку теплоемкость смолы и ее фракций
значительно меняется с температурой (см. табл. 15), для
получения определенного результата необходимо
предварительно, используя имеющиеся исходные данные,
рассчитать среднюю молекулярную температуру кипения
(темпердауру отгона 50%) смолы fcr, по средним
температурам кипения фракций по следующей общей
формуле:
G-i Gv Gn
-W,
M»
Mn
ср
(85)
гдеб1( G2,...,G„—масса или проценты по массе
отдельных фракций;
Mlt М2, ..., Мп—средние молекулярные массы
отдельных фракций.
71

Таблица 15
Средняя теплоемкость каменноугольной смолы
и ее фракций [71, табл. 52]
Фракция
Легкая
Фенольная
Поглотительная
Антраценовая
Каменноугольная смола
Средняя теплоемкость, ккал(кгград),
при температуре. °С
25—100 25-137
0,428
0,423
0,432
0,394
0,485
0,492
0,454
0,426
0,413
25—184 | 25—210
0,557
0,523
0,505
0,464
0,449
0,589
0,573
0,536
0,538
0,524
Значения скрытой теплоты испарения фракций
каменноугольной смолы приведены в литературе [21, 71].
Используя известный фракционный состав смолы, по ним
легко определить и скрытую теплоту испарения смолы.
Данные о теплоемкости паров фракций
каменноугольной смолы в литературе отсутствуют, а принятая в
расчетной практике нефтеперегонного производства
формула Бальке и Кэя непригодна для каменноугольной
смолы ввиду значительного различия в свойствах
каменноугольной смолы и продуктов нефтепереработки
[21,54].
Для расчетного определения мольной теплоемкости
паров каменноугольной смолы и ее фракций можно
использовать методику, предложенную для этой цели
П. Фугасси и Ч. Руди [114], основанную на применении
к теории теплоемкости принципов квантовой теории
в упрощенной форме и показавшую в широком
температурном интервале (300—1000° К, или 27—727° С)
хорошую сходимость с экспериментальными данными для
многих контрольных веществ: средняя относительная
погрешность составляет ±4% [123].
Результаты расчетов, выполненных по методике
П. Фугасси и Ч. Руди, для ряда веществ,
представляющих основные группы соединений, входящих в состав
каменноугольной смолы (голоядерную, алкилированную
и кислородсодержащую ароматику), отражены на
графиках рис. 4.
:2

Нахождение мольных теплоемкостей с помощью
графиков рис. 4 требует знания фракционного состава
смолы или компонентного состава данной фракции, так же
как и знания соответствующих молекулярных масс и
температур кипения (средних или индивидуальных), что
в практических условиях не всегда осуществимо.
Поэтому для расчетов, не требующих особой точности, можно
воспользоваться тем, что теплоемкости по массе
различных веществ при данной температуре весьма близки
между собой (это вытекает из почти линейного характера
графиков, помещенных на рис. 4).
Усредненные (для 11 контрольных веществ) значения
теплоемкостей паров смолы для ряда температур
приведены ниже:
Температура, °С 100 200 300 400 500 600 700
Теплоемкость,
икал/(кг-град) 0,3163 0,3875 0,4489 0,4984 0,5355 0,5601 0,5717
Средняя относительная погрешность при этом
составляет ±4,3%, что вполне допустимо для практических
расчетов.
50 I 1 1 1 1 1 1
го ьо во во юо по т
Теплоемкость, кка/Ккмам-гроВ)
Рис 4 Графики зависимости теплоемкости паров фракций
каменноугольной смолы от молекулярного веса для различных интервалов
температур, "С:
/ ЮО; 2 -200; 3-300; 4-400; 5-600; 6-600; 7-700
73

в. Тепло нагрева аммиака
Тепло нагрева определяют по формуле (816).
Средняя удельная теплоемкость аммиака С°^ может быть
принята по данным табл. I приложения или рассчитана по
приближенному уравнению, действительному в
интервале температур от 0 до 1000° С [17]:
С°й' = 0,495 + 0,185 • Ю-31 ккалЦкг-град). (86)
i
г. Тепло, уносимое сероводородом
Тепло, уносимое сероводородом, находят по формуле
(81 б). Средняя удельная теплоемкость сероводорода
может быть принята поданным табл. I приложения.
В результате расчета определяется суммарное
количество тепла, уносимого химическими продуктами
коксования:
Ч3р'=Яс.б+ЧСм+Чт+Чн#ккал1ед- загрузки. (87)
где <7с.б. <?см1 — тепло, расходуемое при коксовании соот-
9ам, <7H2S]
ветственно на сырой бензол, смолу, аммиак,
сероводород, ккал/ед. загрузки.
4. Тепло, расходуемое на влагу при коксовании
Для точного определения тепла, расходуемого на
влагу при коксовании, необходимо четко разграничить
источники влаги и соответственно характер расходования
тепла. Влагу, поступающую с шихтой, необходимо нагреть
до 100° С и испарить с последующим перегревом паров
до температуры на выходе из камеры коксования. Тепло,
расходуемое на пирогенетическую воду, состоит из
теплового эффекта реакции ее образования, который в
нашем случае берется со знаком плюс для эндотермических
реакций и со знаком минус для экзотермических, и тепла
нагрева паров воды от температуры образования до
конечной температуры.
Кроме того, значительное количество тепла
расходуется на взаимодействие влаги с раскаленным коксом
в процессе ее движения в подсводовое пространство.
Основной источник водяных паров в камере коксова-
74

ния — влага, поступающая в печь с шихтой — 6JJ,
количество которой определяется техническим анализом.
Ее энтальпию на выходе из камеры коксования
определяют по формулам:
qlB = 597,3 + С°**п tBn ккал/кг воды; (88)
QlB = GS (597,3 + ССВ''ПВ-П tBn) ккал/ед. загрузки, (89)
здесь <71в и(21в—тепло, расходуемое на влагу шихты при
коксовании соответственно в ккал/кг
и ккал/ед. загрузки;
4.п—температура водяных паров при выходе
их из камеры коксования, °С.
На результатах расчета не сказываются
многократные испарения и конденсация водяных паров при их
продвижении к центру загрузки в первые часы
коксования (до достижения в осевой плоскости температуры
100°С), поскольку их суммарный тепловой эффект равен
нулю.
Второй источник влаги — первичная пирогенетическая
вода Ср„п, образующаяся в результате конденсационных
процессов, протекающих внутри молекул угля и между
ними и сопровождающихся отщеплением различных
низкомолекулярных продуктов, в том числе и воды.
Конденсационные процессы экзотермичны и их тепловой
эффект составляет [109, с. 155; 92, с. 156] 8—10 ккал/моль.
В химии высокомолекулярных соединений молем
называют молекулярную массу элементарного звена
полимера, выраженную в конкретных единицах массы [92, с. 49].
Полагая, что каждый акт взаимодействия
функциональных групп макромолекул угля сопровождается
отщеплением молекулы воды, можно указанный тепловой эффект
отнести к молю воды. Взяв среднее значение теплового
эффекта, имеем
9-1000 СЛЛ ,
<7о.п.в = — 500 ккал/кг воды.
18
Образование пирогенетической воды происходит в
основном в температурном интервале существования
пластического слоя и в меньшей мере при дальнейшем
повышении температуры в ходе превращения полукокса
в кокс. Для температурного интервала существования
75

пластического слоя в литературе приводятся весьма
близкие значения: 320—450° С [42], 375—450° С [85], 350—
490° С [75], около 400° С [57] и др. Основываясь на этих
данных, принимаем среднюю температуру образования
основной части пирогенетической воды равной 400° С.
Превращение полукокса в кокс происходит
преимущественно в температурном интервале 550—850° С, что
позволяет принять среднюю температуру образования
меньшей части пирогенетической воды равной 700° С.
По данным Я. М. Обуховского и 3. А. Волковой [80],
для шихт 10 коксохимических заводов южной группы от
67 до 91,1% (в среднем 84,7%) пирогенетической влаги
образуется до 550°С. Отсюда средняя температура
образования пирогенетической влаги t°"Bбудет равна
-о.п.в = 84,7-400+ 15,3-700 = 44g oc
СР 100
Принимаем i°£-B равной 450°С.
Тогда
Г 450 t I
<7ов= [Свп' ™^вп — 450)—500J ккал/кг воды. (90)
Здесь и далее q2B и Q2>—тепло, расходуемое на пиро-
генетическую влагу при
коксовании соответственно в
ккал/кг и в ккал/ед.
загрузки.
Как будет показано ниже, на взаимодействие с
коксом расходуется до 20% всей влаги, поступающей в печь
Gp и образующейся в ней G£ в п, т. е.
GE.p = 0,2 (Gp + СЕ.в.п) (91)
и соответственно
GPH2o = 0,8(GP + GP.B.n). (92)
Приравнивая правые части выражений (31 а) и (92),
имеем
Gp + GPn.B.B = 0,8 (Gp + СЕ.в.л), (93)
откуда
Gp,.B.n = 0,25G^ + l,2bGl.B.B. (93a)
7G

Подставляя в уравнение (93 а) значение G£BB из
выражения (32), получаем, что
Gl.B.„ = 0.25GE + 0,01406 ЕКп.в 0£ . (94)
Исходя из уравнений (90) и (94), имеем
<22в = (0.25G5 + 0,01406 ЕКП.В 0£) X
1450 t 1
св.п' в'П('в.п — 450) — 500J ккал/ед. загрузки. (95)
При прохождении коксового газа через раскаленный
кокс протекают реакции взаимодействия первичной пи-
рогенетической воды с раскаленным углеродом, метаном
и окисью углерода, образующейся по предыдущим
реакциям [66]:
С + Н20 = СО + Н2 — 28,38 ккал; (1)
СН4+Н20=СО+ЗН2—49,27 ккал; (2)
СН4+2Н20=СО+4Н2—39,51-ккал; (3)
ОЗ+Н2О=СО2+Н2+9,80 ккал. (4)
Взаимодействие водяных паров с коксом имеет место
вне зависимости от направления движения газов в
угольной загрузке — на горячую или холодную стороны,
поскольку в обоих случаях пары воды находятся в
длительном контакте с загрузкой в зоне высоких
температур.
Учитывая преобладающую роль реакции (1) и для
упрощения расчета можно принять, что вся
конвертируемая вода расходуется по реакции (1).
Тепловой эффект реакции (1) в пересчете на 1 кг во-
28,38-1000 1С„ ,
ды составляет =—1575 ккал кг.
18
Отсюда
<7зв = 1575 ккал!кг воды. (96)
Здесь и далее q3B и Q3B—тепло, расходуемое на
взаимодействие паров
воды с раскаленным
коксом соответственно
в ккал/кг и в ккал/ед.
загрузки.
По данным В. И. Жунко и Ю. Б. Лаженицына [44,
рис. 57] степень разложения пара при температуре кок-
77

Ca 900° С и времени соприкосновения 7 сек составляет
15%. Поскольку кривая зависимости процента
разложения пара от времени соприкосновения имеет
затухающий характер, можно без значительной погрешности
принять процент разложения пара для реальных условий
в коксовой камере равным 20%.
Используя уравнения (91) и (94), получаем
GlP = 0.25GS + 0,00281 ЕКп.в OS,. (97)
Исходя из выражений (96) и (97) находим тепло,
расходуемое на разложение влаги в камере коксования:
Q3B - 1575 (0.25GS + 0,00281 ЕКп.в О*) =
= 394 Gl + 4,43 ЕК„.В Орш. (98)
Пользуясь выражениями (89), (95) и (98),
определяем суммарный расход тепла на влагу при коксовании
Ч:вл-
<?„л = QlB + С2В + <Эзв = GI (597,3 + С°В-'Г tj +
+ (0,25GpB + 0,01406£/Cn.B0^)[c^'B-n^B.n-450) -500J +
+ 394 Gl + 4,43 ЕКП.В OS, ккал/ед. загрузки. (99)
Подставив вместо Gp его значение из уравнения (8),
равное 0,01 EW^, получаем окончательное расчетное
выражение
0вл = 0,01 Е {^,(597,3 + Св;>-" /,.„) + (0,25Wl +
+ 1,406 Кп_в 01) [С™>° (/„ - 450) - 500] +
+ (394 Wvm+443 К„.в ОЕ,)} ккал/ед. загрузки. (99а)
Формула (99 а) громоздка и неудобна для
практического использования. Однако в производственных
условиях при установившемся составе шихты и постоянстве
режима коксования ряд величин, входящих в формулу
(99 а), а именно tB.a, Ка.в, OS,, С°;^-п и Св™''в-П, меняется
незначительно и их можно, не допуская существенной
78

погрешности, считать постоянными. При этом формула
(99 а) превращается в уравнение прямой линии
QBJI = a + bWl, (100)
где а и b — константы.
Рабочие формулы указанного типа для условий,
принятых при составлении примерного расчета, приведены
в гл. VII.
Испытаниями [25, 89] установлено, что выделение
водяных паров из коксующейся массы при коксовании
влажной шихты заканчивается примерно к середине
периода коксования. Поэтому в качестве температуры
водяных паров на выходе из камеры можно принять
среднюю температуру прямого коксового газа за первую
половину периода коксования.
5. Тепло, уносимое продуктами сгорания
отопительного газа
Энтальпию продуктов сгорания, покидающих
отопительную систему печей, можно рассчитать по формуле
%р=Усх {l+W»r) ол,А'"Г 'п.сг ™™№- загрузки, (101)
где Уп.Сг—объем влажных продуктов сгорания на 1 м3
влажного отопительного газа, м3;
^псг'сг—средняя теплоемкость влажных продуктов
сгорания в соответствующем температурном
интервале, ккал/(м3-град);
tnmCr—температура продуктов сгорания при
выходе из подового канала в газовоздушный
клапан, средняя за период кантовки, °С.
Среднюю теплоемкость продуктов сгорания при их
известном составе находят с помощью табл. I приложения.
- Величину Wvr рассчитывают по формулам (51) или
(54) при температуре газа до газоподогревателя.
Определение количества, состава и температуры
продуктов сгорания производится ниже.
а. Количество и состав продуктов сгорания
Удельный объем продуктов сгорания vu.cr при
известном составе отопительного газа и заданном коэффициен-
79

те расхода воздуха можно определить с помощью
табл. 16, при составлении которой использовались данные
табл. 11.
Таблица 16
Расчет процесса горения отопительного газа
пра заданном коэффициенте расхода воздуха
Состав
отопительного
газа
Н2
СН4
С/пНп
СО
H2S
со2
оа
Na
Н20
Всего (без
влаги
воздуха) при
а=1

Избыточный воздух
(без влаги)
Влага
воздуха
Всего

Количество 02,

обходимое для
горения
0,5Н2
2СН4
3,315
^m^rt
0,5СО
1,5
HaS
—
-02
^Оа-
:_
^■т
со2
СН4
2,23
^т^п
СО
—
со2
—
—
—
^С02,т
—
—
2С02
П
н2о
Н2
2СН4
2,17
CmHn
—
H2S
—
—
—
Н20
2НгО,т
—
н2ов
2Н20
зодукты
so, •
—
—
—
H2S
—
—
—
—
2S02,T
—
—
2S02
сгорания
N2
1,881H2
7,524CH4
12,471
CmHn
1,881
СО
5,643
H2S
—.
—3,76202
N2
—
2N2, T
(a-l)2N2,T
—
SN2
°!изб
—
—
—
—
—
—
—'
—
—
(a—1)X
х1'ог, т
—
202
Примечание. Здесь Н2Ов—количество водяных паров, содержащееся
в воздухе, поступающем на горение отопительного газа, м3/Ю0 м3
отопительного газа; 2С02т; 2Н2От; 2 ЛГ2т; 2 S02t—соответственно количества
углекислого газа, водяных паров, азота и сернистого газа в продуктах сгорания
отопительного газа при сжигании последнего без избыгка воздуха, л3/100 м3
отопительного газа; 2 С02; 2Н20; 2N2; Id; 2 S02 — соответственно
количества углекислого газа, водяных паров, азота, кислорода и сернистого газа
в продуктах сгорания, м3/100 м3 отопительного газа.
На основе табл. 16 составим расчетные уравнения для
определения количества отдельных компонентов
продуктов сгорания отопительного газа:
а) количество углекислого газа
8Q

H C02=Z C02 T=CH4+2,23 CmHn+CO +
+C02 m3i 100 m3 отопительного газа; (Ю2)
б) количество сернистого газа
S S02=S S02 T=H2S ж3/100 м3 отопительного газа; (103)
в) количество азота
SN2=aEN2>T=a[l,881 (СО+Н2)+7,524 СН4 +
+ 12,471 СтН„ + 5,643 H2S + N2 -
—3,762 OJ м3/100м3 отопительного газа; (Ю4)
г) количество кислорода
E02=(a-l)l/02r T=(a-l) [0,5 (СО+Н2)+2СН4+
+3,315 CmH„+1,5 H2S—02] м3/100 м3
отопительного газа. (105)
Из уравнений (54), (57), (58) и (60) следует, что
Н2Ов = рфР" 4,762 a [0,5 (СО+Н2) +
+2СН4+3,315 СтН„+1,5 H2S—OJ л3/100 м3
отопительного газа. (106)
Отсюда
2H20=2H20T+H20B=H2+2CH4+2,17CmH„+H2S+H20+
+ пфР"„ 4.762a [0,5(CO+H2)+2CH4+3,315CmH„ +
+ 1,5H2S—02] м3/100м3 отопительного газа. (107)
Общий объем продуктов сгорания 2 ► п.сг по данным
табл. 16 и соответствующих итоговых уравнений по
количествам отдельных компонентов продуктов сгорания
составит
2l/n.c,=2C02+2H20+SS02+2N2+202 м3/100 м3
отопительного газа. (108)
Отсюда удельный объем влажных продуктов сгорания
составит
^п.сг = — 21/п.сг м3/м3 влажного отопительного газа. (109)
6-47 81

Состав продуктов сгорания в объемных процентах
определяется, согласно уравнению (108), из выражений
шп.сг = 2СО^ шо% . ^п.сг = SHjO Ю0% И Т. Д. (1 10)
^ *п-сг ^ V п.сг
Здесь СО£-сг, Н2Опсг и т. д.— содержание углекислого
газа, водяных паров и т. д.
в продуктах сгорания, %
(объемн.).
Состав продуктов сгорания на действующих печах
определяется по данным газового анализа их проб,
отобранных в газовоздушных клапанах на определенных
уровнях, отвечающих среднему составу (для типовых
клапанов примерно 300 мм от верха переходного
патрубка).
б. Температура продуктов сгорания
Средняя за период кантовки температура отходящих
продуктов сгорания в газовоздушных клапанах при
отоплении печей коксовым газом колеблется в пределах
335—430° С, при отоплении доменным газом — в
пределах 275—320° С. На коксовой стороне температура
продуктов сгорания выше, чем на машинной, примерно на
30 град вследствие более высокой температуры в
огневой системе коксовой стороны [47].
На основании статистических данных составлены
эмпирические уравнения для приближенного расчета
средней температуры продуктов сгорания, уходящих из
регенераторов, в зависимости от рода отопительного газа
и периода коксования:
а) при отоплении печей коксовым газом
^п.сг = 1|-0 + 50°; (111а)
б) при отоплении печей доменным газом
'п.сг = ^-Ю5°. (1116)
Эти уравнения дают приемлемые для практических
расчетов значения tn_CT для периодов коксования в
пределах 13—15 ч для коксовых печей со средней шириной
камеры коксования около 410 мм.
82

Средняя температура продуктов сгорания /п.сг в
условиях действующего завода определяется по результатам
группы замеров по высоте газовоздушных клапанов
обычно через каждые 50 мм [47, 95]. Измерения
температур в клапанах осуществляются с каждой стороны
батареи в ограниченном числе контрольных газовых и
воздушных регенераторов в течение периода кантовки
через каждые 3—4 мин.
По измерениям в контрольных регенераторах
определяют уровень расположения средней температуры по
высоте газовоздушного клапана, который принимается
местом измерения средних температур продуктов сгорания
в массовых клапанах.
6. Тепло, уносимое продуктами сгорания
сырого газа
Тепло, уносимое продуктами сгорания сырого газа,
определяется по формуле
% = Fcn?r уп.сг ^п.сг 'п.сг ккал/ед. загрузки; (112)
здесь v'u сг и С'п сг— соответственно объем и средняя
теплоемкость влажных продуктов
сгорания сырого газа, m3/ms
сырого газа и ккал/(м3 ■ град).
Температуру продуктов сгорания сырого газа ^п.сг
принимают одинаковой со средней температурой
продуктов сгорания отопительного газа, данные о которой
приведены в предыдущем параграфе; методика определения
остальных величин, входящих в уравнение (112),
изложена выше.
7. Тепло, теряемое при неполном сгорании
отопительного и сырого газов
Неполнота сгорания определяется по содержанию
в продуктах сгорания горючих компонентов и зависит
в основном от рода применяемого для обогрева печей
отопительного газа и величины коэффициента расхода
воздуха. При отоплении печей коксовым газом полнота
сгорания может быть обеспечена достаточным для
полного сгорания горючих компонентов коэффициентом рас-
6*
83

хода воздуха (1,25 и выше). При обогреве печей
доменным газом независимо от условий его сжигания в
продуктах сгорания почти всегда содержится некоторое
количество окиси углерода и во многих случаях, особенно при
недостаточном коэффициенте расхода воздуха, в них
обнаруживается также водород, а иногда и метан, что
обусловлено потерями доменного газа через кантовочные и
дымовые клапаны.
Тепло, теряемое при неполноте сгорания
отопительного и сырого газов, слагается из теплоты сгорания и
энтальпии горючих компонентов, содержащихся в
продуктах горения, т. е.
%-{Q"Hr + cajlir)iVrvc^ (из)
здесь QjJ-r—низшая теплота сгорания горючих
компонентов, содержащихся во влажных
продуктах сгорания, ккал/м3 горючих компонен-
тов;
Си.т — .средняя теплоемкость горючих
компонентов, содержащихся во влажных продуктах
сгорания, ккал/(м3■ град) горючих
компонентов;
?н.г—температура горючих компонентов,
содержащихся во влажных продуктах сгорания,
°С;
vH.r—объем горючих компонентов,
содержащихся в продуктах сгорания, приходящийся на
1 м3 сухого отопительного газа, м3.
Для краткости изложения все дальнейшие пояснения
приведены в примерном расчете (глава VII, раздел «Б»,
п. 2).
8. Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки
Эта статья расхода определяется при составлении
теплового баланса в условиях завода. Потери
отопительного газа при кантовке, когда газовая арматура перекрыта
и газ не должен поступать в огневую систему, происходят
вследствие неплотности реверсивных кранов коксового
газа и кантовочных клапанов доменного газа, а также при
утечке газа в атмосферу через свечи газопровода. Вели-
84

чину утечки газа при кантовке VyT определяют методом
растянутых диаграмм [95] по выражению
S —Sj
хп
Кут= 3600 у»™м3'4- <ll4>
Воспользовавшись последним выражением, находим
тепловые потери с газом, теряемым при кантовке, по
формуле
<78р = VyT [QV+cVb tr) —— ккал/ед. загрузки. (115)
9. Тепловые потери в окружающее пространство
Величина тепловых потерь в окружающее
пространство для современных коксовых печей колеблется в
пределах 8—12% от общего расхода тепла на коксование
[25, 28]. Тепловые потери зависят от конструкции печей,
степени изоляции отдельных узлов, температурного
режима, времени года и климатических условий.
Тепло передается в окружающее пространство
излучением нагретых поверхностей и конвекцией
движущимся атмосферным воздухом. Потери тепла
теплопроводностью в грунт через нижнее строение батареи в районе
расположения боровов не учитывают, так как они
относятся к охлаждению продуктов горения, покинувших
отопительную систему печей и направляемых в дымовую
трубу. По этой причине не учитывают также тепловые
потери излучением и конвекцией в печах с нижним
подводом газов.
На теплоотдачу наружных поверхностей коксовых
печей оказывают определенное влияние солнечная и
атмосферная радиации [22], снижающие тепловые потери,
обусловленные внутренними источниками тепла
отопительной системы коксовых печей. Колебания
температуры поверхности под влиянием радиации зависят от
климатических условий, времени года и суток.
Так, для полосы с умеренным климатом температура
поверхности печей меняется от дня к ночи на 15—20 град
и от лета к зиме на 20—50 град и более [89, с. 386, 387].
Наряду с этим температура окружающего воздуха
колеблется в значительно меньших пределах.
85

Расчет тепловых потерь ведут согласно условию на
единицу загрузки камеры. Величину их с учетом
суммарной (солнечной и атмосферной) радиации определяют по
следующей общей формуле:
EZ
ЪР = (Ял.к — <7р.сР) F —— ккал/ед. загрузки, (116)
"кам
где <7л.к— суммарная теплоотдача нагретой
поверхности лучеиспусканием и конвекцией при
отсутствии радиации, ккал1(м2-ч);
<7р.ср— среднегодовой теплообмен, вызванный
суммарной радиацией с учетом обратного
отражения нагретой поверхности, ккал/(м2 ■ ч);
F — поверхность теплоотдачи одной печи, м2.
Как следует из уравнения (116), выражение (<7л.к—
—qp.cp)F представляет собой тепловые потери
наружными поверхностями одной печи в час, которые с помощью
EZ
второго выражения правой части формулы пересчи-
"кам
тывают на единицу загрузки, принятой при составлении
теплового баланса.
Входящее в уравнение (116) выражение для
теплоотдачи поверхности ^л.к
находят по формуле
Ял.к = («л + «к) (*п — Q ккал/(м?-ч), (117)
где ал— коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием,
ккал/ (м2 ■ ч ■ град);
ак— коэффициент теплоотдачи конвекцией,
ккал/ (м2 - ч ■ град);
tn— температура нагретой поверхности печи, °С.
Рассмотрим способы расчета значений отдельных
величин, входящих в уравнения (116) и (117).
а. Определение коэффициента теплоотдачи конвекцией
Для расчета теплоотдачи конвекцией от плоских (вертикальных
или горизонтальных) поверхностей исследователями предложен ряд
выражений.
В случае небольших разностей температур теплоотдачу
конвекцией от вертикальных поверхностей спокойному воздуху
определяют по формулам Нуссельта:
а) при Д?<15 град
«к = 3 + 0,08 (tn — tB) ккал/(м^-ч-граду, (118;
8С

б) для Д/= 154-100 град
4-
ак = 2,2 V tn — tB ккал/(м?-ч-град). (119)
Для горизонтальных нагретых поверхностей ак примерно на
30% больше и его определяют по формуле
ак = 2,8 уt„ — гв ккал/(м2-ч-град). (119а)
Для расчета теплоотдачи спокойному воздуху от шероховатых
технических вертикальных поверхностей в интервале температур от
10 до 80° С можно использовать формулу Шмидта и Бекманна [101]:
хк=6 \/*^-Ь
V т0н
ккал/(м2-чград), (120)
где Т0— абсолютная температура окружающего воздуха, "К;
Н — высота вертикальной поверхности, м.
Расчетные формулы непосредственно для коксовых • печей
приведены в инструкции по разогреву и сдаче в эксплуатацию
коксовых батарей в ФРГ [89, с. 376]:
а) для вертикальных поверхностей
aK = 0,64Cv4i-fe (121)
б) для горизонтальных поверхностей
ак = 0,81 С У tn~tB. (121а)
Значения коэффициента С, меняющегося с температурой,
приведены ниже.
Температура,
°С 0 50 100 150 200 250 300 350 400
Коэффициент
С 3,65 3,4 3,26 3,13 3,02 2,92 2,84 2,77 2,71
Результаты расчетов, произведенных по формулам (121) и
(121а) для различных значений температуры нагретых
поверхностей коксовых печей при переменной температуре наружного
воздуха, приведены в табл. V и VI приложения.
Наличие ветра за счет турбулизации потока приводит к
повышению коэффициента теплоотдачи конвекцией. Для его нахождения
В. Юргесом [117], на основании экспериментальных данных,
предложено уравнение
ак=6,649 W0'78 + 5,03 е~°-ш ккал/(м*-ч-град). (122)
или для приближенных расчетов:
а) при скорости ветра менее 5 м/сек
ак = 5,3 + 3,6 № ккалЦлР-ч-град); (123)
б) при скорости ветра более 5 м/сек
ак = 6,47 W0J8 ккал/(м?-ч-град). (124)
В формулах (123) и (124) под W подразумевается
действительная скорость воздуха, не отнесенная к нормальным условиям.

б. Определение коэффициента теплоотдачи лучеиспусканием
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием зависит от
температур поверхности и окружающей среды и находится по закону
Стефана — Больцмана, согласно которому количество тепла,
переданного лучеиспусканием, Qn составляет
м&ч
щ
100/
41
ккал1(лР-ч), (125)
где С — коэффициент излучения поверхности, ккалКлР-ч-град4);
7*1, Т2 — абсолютные температуры соответственно поверхности
и окружающей среды, °К.
Количество тепла Qa можно определить также по общему
уравнению теплопередачи:
<?л = ал (*i — h) ккал/{м*-ч), (126)
где tj и <2 — температуры соответственно поверхности и
окружающей среды, "С.
Приравнивая оба выражения, находим формулу для
расчета ал:
1100' 400/
ал = ккал/(м2-ч-град). (127)
*i —*а
Значение величины С в зависимости от времени и условий
измерения может значительно колебаться. Так, для кладки в ранней
работе А. Шака [102] дано значение С, равное 4,6; М. Мичауд
[120] для температуры 100° С (с ростом температуры С
уменьшается) приводит цифры 3,1—3,6; У. Мак-Адаме [119], В. Полак [122]
и М. А. Михеев [76] 3,7—4,2; справочник коксохимика [89] 4,0—4,2.
Для расчета излучения кладки нами принято значение С, равное 4,0.
Результаты расчета для кладки (температуры от 30 до 300° С) при
переменной температуре воздуха приведены в табл. VII приложения.
Значение С для металлических частей поверхности печей
(анкерные колонны, загрузочные люки и т. д.) равно
(материал—чугун шероховатый, сильно окисленный): 4,6 [102]; 4,7 [119]; 4,8 [89,
125]. Для расчетов принято значение 4,8. Результаты расчета для
интервала температур 30—420° С при переменной температуре
воздуха приведены в табл. VIII приложения.
С достаточным для практических расчетов приближением (при
отсутствии ветра) суммарный коэффициент лучеиспускания и
конвекции cto может быть вычислен по формулам:
М. В. Кирпичева, М. А. Михеева, Л. С. Эйгенсона [53]
а0 = 7,8+0,047 (rn — tB) ккал/(м*-ч-град); (128)
Э. Гриффитса и К. Джейкмена [115]
V—
а0 = 8,2 + 0,00733 tnV t„ ккал/(м*.ч-град). (129)

6. Поправка на солнечную и атмосферную радиацию
Выражение (<7л.к—9р.ср) из уравнения (116), представляющее
собой тепловые потери наружными поверхностями одной печи в час
0пот. в развернутом виде записывается формулой
<7пот = «о F (tn — tB) — <7р.ср F=F [aa (tn—tb)—qv.cv\. (130)
Значение ?р.ср зависит от многих факторов (времени года,
географической широты, облачности и величины обратного отражения
или альбедо) и определяется по уравнению
<7Р.ср = О - «) (<? + <?Ы1-0-Я)«], (131)
где (Q + <?)о — суммарная (солнечная и атмосферная) радиация при
безоблачном небе, ккал/(м?-ч).
Коэффициент К зависит от средней высоты солнца и свойств
облачности; его значения [22], усредненные для различных широт,
приведены ниже.
Широта, град .... 75 70 65 60 55 50 45 40
К 0,55 0,50 0,45 0,40 0,38 0,36 0,34 0,33
Для южной группы коксохимических заводов (средняя широта
48е с. ш.) коэффициент К равен 0,35; для восточной группы
коксохимических заводов (средняя широта 55° с. ш.) коэффициент К
равен 0,38.
Средняя облачность п зависит как от времени года, так и от
климатической характеристики данной местности. Ее значения для
указанных групп коксохимических заводов, основанные на данных
А. А. Борисова [18, табл. 13], приведены в табл. 17.
Обозначив в формуле (131) сомножитель (1—а) [1—(1—К)п]
через Кот, получим
<?р.ср = Кот (Q + <7)o- (131a)
Используя данные М. И. Будыко [22, табл. 1] и определив Кот
с помощью приведенных выше данных, получаем значения ^р.ср
(табл. 18).
Усредненное в пределах года значение <7р. ср равно: для южной
группы коксохимических заводов 100,9 ккал/(м2-ч), для восточной
группы коксохимических заводов 76,4 ккал!{м2-ч).
При пользовании данными таблицы необходимо учесть, что они
являются среднесуточными и для дневных замеров должны
удваиваться [89, табл. 27—23].
г. Определение поверхности наружных участков печи
При расчете тепловых потерь всю наружную поверхность печи
разделяют на отдельные участки, отличающиеся их расположением
на внешнем контуре конструкции и наружной температурой.
Величину поверхности участка определяют по размерам ее
геометрического очертания; при этом для подсчета потери тепла конвекцией
используют действительную или разветвленную поверхность с
учетом выступающих частей конструкции участка, а для определения
теряемой лучистой энергии, учитывая, особенности теплообмена
излучением, применяют проекцию поверхности, называемую
фронтальной поверхностью.
89

CO
о
Таблица 17
Значения п для групп заводов
Годовой
ход облачности
Месяцы
I |
0,77
0,72
и | Ш
0,76
0,66
0,72
0,61
IV | V | VI | VII
0,59
0,62
0,52
0,74
0,50
0,71
0,41
0,65
VIII
0,34
0,70
IX
0,43
0,70
X
0,56
0,82
XI
0,74
0,82
XII
0,79
0,75
Таблица 18
Определение удельного прихода тепла от радиации <7р.Ср, ккал/(м2-ч)
заводов
Южная
Восточная
Величины
(Q+<7)o
Кот
<7р.ср
(Q+?)o
Кот
<7р.ср
Месяцы
I
73,4
0,400
29,3
40,3
0,443
17,9
II
122,9
0,405
49,8
83,3
0,473
39,4
III | IV
191,7
0,426
81,6
154,6
0,497
76,9
253,9
0,493
125,2
230,6
0,492
113,6
V
299,8
0,530
158,7
289,0
0,433
125,1
VI
321,1
0,540
173,4
315,3
0,448
141,2
VII | VIII
304,6
0,587
178,7
297,1
0,478
141,9
259,7
0,623
161,8
237,9
0,453
107,7
IX
207,2
0,576
119,4
170,8
0,453
77,4
X | XI
139,8
0,509
71,1
103,5
0,393
40,7
91,1
0,415
37,8
56,9
0,393
22,4
XII
61,3
0,389
23,9
30,9.
0,428
13,2

В некоторых зарубежных странах при расчете внешних
тепловых потерь для обоих видов теплоотдачи используют только
фронтальные поверхности. Это несколько упрощает технику расчета
величины теплоотдающей поверхности, но одновременно снижает
точность определения тепловых потерь и вносит ошибку в результаты
расчета, достигающую 25—30%.
Ниже приведены обычно принимаемый для расчета тепловых
потерь перечень участков наружного контура конструкции одной
печи и примерные формулы для расчета их поверхности. Размеры
поверхности принимают по чертежам.
1. Загрузочные люки. Ввиду различия в наружных
температурах крышек и рам тепловые потери, а следовательно, и
поверхности подсчитывают для них отдельно. Так как крышки и
рамы загрузочных люков, как правило, не имеют выступающих частей,
то разветвленные и фронтальные поверхности для них совпадают.
Суммарную поверхность крышек люков FK!I определяют по
формуле
FK.n=n3.n —— м*, (132)
4
где п3.л — число загрузочных люков для одной печи;
£>3.л—диаметр наружного контура крышки загрузочного
люка, м;
Суммарную поверхность рам загрузочных люков Fp. л НЭХОДЯТ
по выражению
Fр.л=яз.л -f [l (DX+D3J + ~ [D\ - бЩ м\ (133)
где / — длина образующей конусной свободной части рамы, м;
D1 и D% — соответственно внутренний и наружный диаметры
внешней выступающей кромки рамы, м.
2. Смотровые лючки отопительных каналов.
Комплект для одного канала состоит из крышки и рамы.
Суммарную поверхность крышек смотровых лючков для одной печи FK л
рассчитывают по формуле
^к.л = псл— *"■ <134>
где ис.л — число смотровых лючков, равное числу обогревательных
каналов в простенке печи;
Dc.„ — наружный диаметр крышки смотрового лючка, м.
В крышке имеется выемка с перемычкой для ее захвата при
открывании лючка. Обычно поверхностью выемки пренебрегают
ввиду ее малых размеров. При этом разветвленные и фронтальные
поверхности крышек совпадают.
Суммарную поверхность рам смотровых лючков F п, имеющих
квадратное сечение, находят по уравнению
91

здесь ан и ав — соответственно длина наружной и внутренней
сторон рамы смотрового лючка, м.
3. Кладка верха простенка. Поверхность кладки верха
простенка Fnp находят по формуле
Fup = ( 'п - *ср) К - Кл + Ъ) Я*, (136)
где 1П — расстояние между осями соседних печей, м;
Ьср— средняя ширина камеры коксования, м;
La — полная длина печи, м.
4. Кладка верха камеры. Величину поверхности
кладки верха камеры FK&m определяют по выражению
^кам = Ьср L„ — (FKJI + Fp.„) М2. (137)
5. Двери коксовых печей. Поверхность дверей
коксовых печей рассчитывают отдельно для корпусов дверей, у которых
фронтальная и разветвленная поверхности совпадают, и для
обрамляющих двери ребер с нажимным устройством ножей уплотняющих
рамок, для которых этих поверхности различны.
Суммарная поверхность корпусов дверей FK может быть
рассчитана по формуле
Fк = &к.д (Як.с + Я„.с) м\ (138)
где Ьк.д—ширина корпуса двери, обычно одинаковая для коксовой
и машинной сторон, м;
^к-с—высота корпуса двери с коксовой стороны, м;
"м-с—высота корпуса двери с машинной стороны, равная
полной высоте, за вычетом высоты люка для прохода пла-
нира, м.
Суммарную фронтальную поверхность ребер дверей и
нажимного устройства ножей />.р.д определяют из выражения
■Рф.р.д = бр.д (LK.C + LM.C) + /ф.кр м2; (139)
здесь бр.д — толщина ребра двери коксовой печи, м;
Lk.c — суммарная длина ребер двери коксовой стороны, л;
Lm-c—то же, с машинной стороны;
Fф-кр — суммарная фронтальная поверхность кронштейнов
нажимного устройства для обеих дверей, м2.
Суммарную разветвленную поверхность ребер дверей и
кронштейнов нажимного устройства гр.р.д находят по
формуле
^р.р.д = (26р.д + бр.д) (LK.C + LM.C) + Fp.Kp м2, (140
где Ьр.д — ширина ребра двери коксовой печи, м;
Fp.Kp—суммарная разветвленная поверхность кронштейнов
нажимного устройства для обеих дверей, м2.
6. Планирная дверца. Внешнее очертание конструкции
планирной дверцы требует отдельного расчета величины фронталь
ной Т^ф.д и разветвленной FV.R поверхностей.
Фронтальная поверхность планирной дверцы
^ф.д = Ьп.д йп.д м2, (141
где bn.R— ширина планирной дверцы, м;
Ап.д — высота планирной дверцы, м.
92

Разветвленная поверхность планирной дверцы
Fр.д = Ра.л + Fр.у + ^ф.д м\ (142)
где /'л.д — наружная поверхность люка для прохода планира, м2;
Fp.y — поверхность рычажного устройства планирной
дверцы, ж2.
Частные значения разветвленной поверхности планирной
дверцы находят по размерам из чертежей конструкции двери.
7. Уплотняющая рамка. Фронтальная и разветвленная
поверхности уплотняющей рамки различны.
Величину суммарной фронтальной поверхности для двух дверей
/>.y.p находят по выражению
^Ф-у-р = 26у-р Ly-P **• (143)
где Ьу.р — ширина уплотняющей рамки, м;
Ly.p — длина уплотняющей рамки по периметру для одной
двери, м.
Разветвленную поверхность fp.y.p определяют по формуле
Fp.y.p = /=ф.у.р + 26н Ly.p м*; (144)
здесь Ь„ — ширина ножа уплотняющей рамки двери, м.
8. Армирующие брони и рамы. Их поверхность
зависит от конструкции. В послевоенное время для армирования
кладки применяют типовую раздельную конструкцию броней и рам с
разъемом брони по оси камеры. В последние годы на нескольких
батареях используют опытные комплекты броней и рам более
упрощенной конструкции, обеспечивающие удобный доступ к
уплотняющим рамкам дверей [87, 107].
Фронтальная и разветвленная поверхности броней совпадают.
Величину суммарной для обеих дверей открытой для теплоотдачи
поверхности Fбр находят по формуле
Fбр = 2 (66р — Ькол) Ябр м*, (145)
где &бр — ширина брони между рамами, м;
Ькол — ширина анкерной колонны, прилегающей к броне, м.
ЯбР — высота брони, м.
Суммарную фронтальную поверхность дверных рам F$.p
определяют из выражения
Fф.р = 26р 1р ** (146)
здесь 6р — ширина проекции открытой части дверной рамы на
вертикальную плоскость или расстояние по прямой от
брони до уплотняющего ножа, м;
Lp—длина дверной рамы по периметру, м.
Суммарную разветвленную поверхность дверных рам Fv p
находят по формуле
fp.p=2K+6p+6p)lp л2> <147>
ширина выступающей части (ребра) дверной рамы, м;
толщина выступающей части дверной рамы, м;
расстояние от ребра дверной рамы до уплотняющего
ножа, м.
где av-
93

9. Кладка над рамами. Участок представляет собой
плоскую поверхность и поэтому его фронтальная и разветвленная
поверхности совпадают.
Суммарную величину поверхности участка с обеих сторон печи
Fk.j> определяют из выражения
Fк.р = 2 (/ос — «к) К м2; (148)
здесь /ос — расстояние между осями соседних печей, м;
ак — ширина анкерной колонны, м;
Лк — высота кладки над дверными рамами, м.
10. Верх корнюрной зоны. Суммарную поверхность
участка с обеих сторон печи FK.3 находят по формуле
Fк.з = 2 (/ос — ак) Лк.3 л*2; (149)
здесь йк.з — высота верхней части корнюрной зоны, м.
Участок плоский, ввиду чего его фронтальная и разветвленная
поверхности совпадают.
11. Анкерные колонны над площадкой. Их
суммарную фронтальную поверхность /-Vk находят из выражения »
^ф.к = 2йк Аа.к л2, (150)-
где Ла.к — высота анкерной колонны над обслуживающей
площадкой, м.
Суммарную разветвленную наружную поверхность анкерных
колонн над площадкой с каналами для вентиляции туннелей FP.K
рассчитывают по формуле
Fp.K = 2(2bK + aK)ha.KM2; (151)
здесь Ьк — ширина боковой стороны анкерной колонны, образую-,
щей стенку вентиляционного канала, м.
Суммарную поверхность вентиляционных каналов анкерных
колонн, в которых теплоотдача происходит конвекцией, находят по
уравнению
fB.K = 4PB.KAa.K л2, (152);
где Рв.к — периметр поперечного сечения одного вентиляционного
канала анкерной колонны, м.
12. Анкерные колонны под площадкой. Их
суммарную фронтальную поверхность F^ к находят из выражения
где Аак — высота анкерной колонны от основания до
обслуживающей площадки, м.
Суммарную разветвленную поверхность анкерных колонн под
площадкой F к определяют по формуле
V = 2K-«KK.K; (154)
здесь Рк — полный периметр поперечного сечения анкерной
колонны, м.
13. Анкерные колонны малые. Их суммарную
фронтальную поверхность Fj.m.k находят по формуле
^ф.м-к = 2ом.к hM.K лР, (155)
94

где aS:.K — ширина малой анкерной колонны, т. е. ширина
двутавровой балки, из которой ее изготовляют, м;
Лм.к—высота малой анкерной колонны, м.
Суммарную разветвленную поверхность малых анкерных колонн
Fp.M.K определяют из выражения
Fр.м.к = 2 (Рм.„ — йм.к) hM.K м*, (156)
где Ры.к — полный периметр поперечного сечения малой анкерной
колонны, м\
ам.к-—сторона колонны, прилегающая к кладке, размер
которой равен ширине малой анкерной колонны, м.
14. Фасадные стены (зеркала) регенераторов.
Их поверхность может быть рассчитана по уравнению
Fc.p = 2иР [Ьс hc + 0,5 {bc + осв) Acb]jh2; (157)
здесь rtp — число регенераторов на одну печь со стороны фасада;
Ьс— ширина регенератора, м;
Лс — высота регенератора от основания до свода, м;
ссв— ширина верхнего основания свода регенератора,
представляющего собой трапецию, м;
Лев — высота свода регенератора, м.
Для фасадных стен фронтальная и разветвленная поверхности
ювпадают.
15. Разделительные стены регенераторов. Их
:уммарную поверхность Fp.c определяют по формуле
Fр.с = 2пр 6р.с Ар.с м?, (158)
•де Ьр.с—ширина разделительной стены между регенераторами у
наружного края, м;
hp.c — высота разделительной стены между регенераторами от
основания подово"го канала до зоны косых ходов (кор-
нюрной зоны), ж.
16. 3 о н а косых ходов. Ее поверхность с обеих сторон пе-
■ш FKX находят из выражения
Fк.х = 2 [/ос — (аб.к + fl„.K)] Лк.х л*; (159)
здесь fc„.x — высота зоны косых ходов, м.
Остальные обозначения объяснены ранее.
д. Температура поверхности
Степень нагрева поверхности различных участков печи зависит
от теплового и гидравлического режимов батареи, степени изоляции
отдельных узлов конструкции, времени года, времени суток,
климатических условий и практически почти не зависит от толщины
кладки наружных участков. С уменьшением периода коксования
возрастают температуры в огневой системе печей и соответственно
растут температуры наружных поверхностей. При одинаковом
периоде коксования температура поверхности верхних участков печи
обычно выше при меньшем разрежении в отопительной системе, что
связано с более растянутым по высоте факелом горения благодаря
пониженному коэффициенту расхода воздуха.
Значительное различие в температурах поверхности имеет
место в летнее и зимнее время. Для отдельных участков оно достига-
95

Таблица 19
Температуры поверхностей коксовых печей
Наименование
участка
Верх
печей
Участок
над обслу-,
живающей
площадкой
Туннель
Наименование поверхности
1. Загрузочный люк:
крышка
рама
2. Смотровой лючок в
отопительный канал:
крышка
рама
3. Кладка над простенком
4. Кладка над камерой
5. Двери печей:
корпус
обрамляющие ребра
уплотняющая рамка
планирная дверца -
6. Армирующая броня
7. Дверные рамы
8. Кладка над рамами
9. Верх корнюрной зоны
10. Анкерные колонны над
площадкой:
передняя поверхность
боковая поверхность
11. Анкерные колонны
большие под площадкой:
передняя поверхность
боковая поверхность
поверхность у кладки
12. Анкерные колонны малые:
передняя поверхность
боковая поверхность
поверхность у кладки
13. Фасадные стены
регенераторов (зеркала)
14. Разделительные стены
регенераторов
15. Кладка зоны косых ходов
Пределы
колебания
температур,
СС
310—400
280—375
220—280
230—290
90—140
60—120
70—108
60—150
100—140
60—110
185—210
100—170
50—100
40—80
50—80
50—80
45—85
50—90
70—100
80—120
80—130
90—150
60—150
100—170
140—190

Приближенные
средние

температуры, СС
350
330
250
260
ПО
85
90
80
115
85
195
130
80
60
70
70
65
70
100
95
100
120
90
140
170
96

ет 20—50 град, причем более высокая разница в температурах, как
правило, наблюдается у более нагретых поверхностей, а также на
участках, расположенных в верхнем строении печей (загрузочные
люки, лючки обогревательных каналов, кладка верха печей и др.).
Температурный перепад для участков, расположенных под
обслуживающими площадками в туннелях, невысокий и колеблется в
пределах 10—20 град.
Разница в температурах поверхности участков печи,
расположенных в туннеле, от дня к ночи невелика и, как правило,
колеблется в пределах 2—10 град. Более высокие значения температурного
перепада наблюдаются для верхних участков печи, расположенных
выше обслуживающей площадки. Суточные колебания температур
в значительной мере зависят также от метеорологических условий
(зимой они значительно выше, чем летом).
В табл. 19 приведены примерные пределы колебания
температуры поверхностей печи и приближенные средние температуры по
данным измерения на действующих печах [89, табл. 27—21].
е. Температура окружающего воздуха
Значения температуры окружающего воздуха для верхних
участков печей принимаются по метеорологическим данным.
Среднегодовая температура атмосферного воздуха для районов
Приднепровья и Донбасса может быть принята равной 10° С. Температура
окружающего воздуха в туннеле печей принимается более высокой
ввиду его нагрева в условиях закрытого помещения. Величина ее
изменяется в небольших пределах. Так, суточные колебания
температуры воздуха в туннеле составляют 2—6° С, в течение года она
изменяется в пределах 4—8° С. Среднегодовую температуру
воздуха в туннеле можно принять в пределах 36—40° С.
В. АНАЛИЗ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ОБОГРЕВА
КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
В настоящем разделе рассматриваются возможные пути
экономии тепла на основе анализа тепловых балансов коксовых печей.
1. Удельный расход тепла на коксование
Следует различать фактический, относительный,
действительный (сухой), приведенный (нормативный), полный (истинный) и
видимый удельные расходы тепла на коксование.
Фактический удельный расход тепла на коксование —
количество тепла, расходуемого в коксовой печи для превращения 1 кг угля
в кокс <7в, — определяют по формуле *
V Осг
<7в = —— ккал/кг, (160)
гДе Швл—количество шихты фактической влажности, скоксован-
ной на батарее, кг/ч.
7-47
97

Относительный удельный расход тепла на коксование <7отн
относится к 1 кг сухой шихты и определяется как частное от деления
фактически израсходованного тепла на количество скоксованной
сухой шихты:
<7отн = —ТТТ ккал/кг, (161)
^"сух
где Я/сух — количество сухой шихты, скоксованной на батарее, кг/ч.
Привязку относительного удельного расхода тепла на
коксование к влажности рабочей шихты осуществляют по формуле
<?отн = — = Г ~7V к«ал/кг. (161а)
^сух швл (юо — wfu)
Действительный («сухой») удельный расход тепла на
коксование 1 кг сухой шихты qc меньше относительного удельного расхода
тепла на коксование на количество тепла, расходуемого на нагрев
и испарение влаги, содержащейся в 1 кг загрузки, и определяется по
формуле
*7в Qw ш 1Г1Л , .,„_.
qc = 100 ккал/кг, (162)
100 —И^Р
где qw — расход тепла на подогрев и испарение влаги в угле (на
каждый 1% влаги), ккал/кг шихты.
Для возможности сравнения удельных расходов тепла на
коксование шихт различной влажности введено понятие приведенного
(нормативного) расхода тепла на коксование <7прив. Фактические
удельные расходы тепла на коксование приводятся при этом к
условной 8%-ной влажности:
-Уприв^в + М8-^.) ккал'кг- <163>
где Д<7 — поправка расхода тепла при отклонении влажности
шихты на 1 % от нормативной, ккал/кг шихты.
Полный (истинный) удельный расход тепла на коксование <7ист
учитывает все тепло, израсходованное в печи, т. е. как тепло горения
отопительного газа, фиксируемое при рабочем контроле
производства (видимый удельный расход тепла на коксование <7вид), так
и тепло горения прямого газа, фильтрующегося через стены печных
камер, а также тепло сгорания части прямого газа и кокса в
случаях подсоса воздуха в печную камеру <?пр.
Связь между истинным и видимым удельными расходами
тепла на коксование может быть представлена выражением
<7ист = <7бид + <7пр ккал/кг. (164)
Потери прямого коксового газа из камер в отопительную
систему можно определить косвенным путем (см. п. 5 и 6 раздела «А»
данной главы).
98

Расход тепла на коксование можно определить следующими
методами [67]:
а) для вновь проектируемых коксовых установок — расчетным
путем по тепловому балансу печей при обогреве их тем или иным
отопительным газом;
б) опытным путем в лабораторных или производственных
условиях— по выходам кокса и других продуктов коксования и их теп-
лоемкостям;
в) в производственных условиях — по расходу
отопительного газа.
Фактический удельный расход тепла на коксование влажной
шихты для печей ПВР составляет [46] 550—580 ккал/кг шихты при
обогреве коксовым газом и 610—650 ккал/кг шихты при обогреве
доменным газом.
Относительный удельный расход тепла на коксование для того
же случая составляет [46, 75] 620—630 ккал/кг шихты при обогреве
коксовым газом и 680—720 ккал/кг шихты при обогреве доменным
газом.
Средний удельный расход тепла, приведенный к шихте 8%-ной
влажности, при продолжительности коксования 14,5—14,9 ч
составляет для конструкций коксовых печей и режима работы печей,
принятых в СССР [89, с. 392—393] при обогреве коксовым газом 550—
581 ккал/кг; при обогреве доменным газом — 580—642 ккал/кг шихты.
Близкие к указанным выше значения удельного нормативного
расхода тепла на коксование приведены и в других работах [24, 25,
46, 47, 69]. Удельный расход тепла на коксование зависит от срока
эксплуатации печей. На основании практических данных [87] могут
быть приняты следующие удельные расходы тепла на коксование
шихты, ккал/кг шихты.
Срок эксплуатации Более 20 лет 600—650
То же От 10 до 20 лет 550—600
» » До 10 лет 500- 550
Цифры расхода тепла, характерные для наших заводов,
несколько выше таковых за рубежом (500—520 ккал/кг шихты фактической
влажности). Это связано с тем, что время обогрева печей у нас на
2—3 ч меньше, чем за рубежом. Это приводит к повышению
температуры отходящих продуктов сгорания и увеличивает расход
тепла на коксование на 14—16 ккал/кг шихты при обогреве коксовым
газом и на 25—27 ккал/кг при обогреве доменным газом [24].
Конечная температура коксования у нас (1000—1100° С)
значительно выше таковой за рубежом (в среднем, по литературным
данным, 955° С). Если- принять теплоемкость кокса равной
0,35 ккал/кг-град), то увеличение расхода тепла составит в
среднем 35 ккал/кг шихты.
Главная же причина «низкого» расхода тепла на коксование
за рубежом—низкое давление в'газосборниках 3—5 мм вод. ст. [47],
в связи с чем после окончания периода интенсивного
газовыделения в камере создается разрежение с последующим подсосом воз-
Духа и частичным горением прямого газа. При этом невидимый
приход тепла составляет 12—18% от тепла, вносимого отопительным
газом (50—80 ккал/кг шихты) [46, 47].
7*
m

2. Термический и теплотехнический коэффициенты
полезного действия обогрева печей
Эффективность работы коксовых печей оценивается
термическим и теплотехническим коэффициентами полезного действия.
Теплотехническим коэффициентом полезного действия т) тенл называется
доля тепла, необходимого для процесса коксования, в общем
расходе тепла.
Поскольку потери тепла складываются из уноса тепла
отходящими продуктами сгорания и теплоотдачи поверхности печей в
окружающую среду, то
„ СпОЛ , nr, Q {Ql + Qz) lnnn, /lcr\
Чгетт = —р— ЮО = 100% , (165)
где Q — общее количество тепла, подведенного к печи, ккал;
Фпол — тепло, полезно переданное в камеру коксования, ккал;
Qx — потери тепла с отходящими продуктами сгорания, ккал;
Q2 — потери тепла в окружающую среду лучеиспусканием и
конвекцией, ккал.
Теплотехнический коэффициент полезного действия
эксплуатируемых печей составляет 72—76% [75].
Термический коэффициент полезного действия т)терм
показывает, какая часть подведенного к печи тепла теоретически может
быть использована, и равен отношению количества тепла,
подведенного к печам, за вычетом тепла, уносимого уходящими продуктами
горения, к количеству подведенного тепла, т. е.
%epM = -^^L100%. (166)
Отсюда
Чтепл= 1Ттерм _ • (' 67)
Термический коэффициент полезного действия отечественных
печей находится в пределах 81—84% [25].
Величина термического коэффициента полезного действия
зависит от [47]:
1) полноты сгорания газа; в случае недожога газа часть
потенциального реакционного тепла уносится с продуктами сгорания
(химическая потеря тепла);
2) температуры уходящих продуктов сгорания, определяемой
устройством регенераторов и коэффициентов расхода (избытка)
воздуха. В частности, для печей с нижним подводом т)Терм выше за
счет понижения температуры уходящих продуктов сгорания.
Влияние коэффициента расхода воздуха на термический
коэффициент полезного действия двоякое:
1) чем выше коэффициент расхода воздуха, тем больше объем
продуктов сгорания и больше унос тепла ими;
2) при чрезмерном понижении коэффициента расхода воздуха
может иметь место недожог газа (химическая потеря тепла).
Поэтому в каждом частном случае необходим подбор
оптимального значения коэффициента расхода воздуха.
100

3. Пути снижения расхода тепла и улучшение
структуры энергетического баланса завода
по данным анализа статей теплового баланса
Ниже рассматривается влияние различных технологических
факторов на расход тепла на коксование и выявляются потенциальные
возможности тех или иных мер по его снижению.
а. Продолжительность коксования
Увеличение продолжительности коксования на 1 ч уменьшает
расход тепла на коксование на 1—1,5% за счет [28]:
1) снижения температуры продуктов сгорания на 12—16 град
и увеличения термического коэффициента полезного действия печей
в результате уменьшения тепловой нагрузки регенераторов и
температуры в отопительных каналах;
2) выравнивания температуры в коксовом пироге и более
полного отгазовывания летучих в результате возможного снижения
конечной температуры коксования при одинаковой готовности кокса;
3) снижения температуры подсводового пространства и
уменьшения тем самым уноса тепла прямым коксовым газом и
химическими продуктами коксования.
Расход тепла на коксование с увеличением периода коксования
на 1 ч снижается на 13—16 ккал/кг (2,5—3%) при условии
одновременного понижения температуры в осевой плоскости
коксового пирога перед выдачей на 20 град [89, с. 392]. Однако при
увеличении периода коксования уменьшается производительность
коксовых печей и несколько возрастают потери тепла в окружающее
пространство.
Изменение времени оборота печей не может служить
источником существенного снижения расхода тепла на коксование.
б. Температура выдаваемого кокса
Тепло, уносимое выдаваемым коксом, в основном определяется
конечными температурами коксования. Продолжительность
коксования мало отражается на уносе тепла с коксом вследствие
незначительной разности температур по ширине печной камеры даже при
форсированных маршах [46].
Расчеты [281 показывают, что изменение температуры конца
коксования на 50 град изменяет энтальпию выдаваемого кокса на
10 ккал/кг шихты, а расход тепла на коксование с учетом
коэффициента полезного действия печей изменяется на 14 ккал/кг шихты
Однако температуру выдаваемого кокса нельзя значительно
уменьшить, поскольку определенная конечная температура (950—1050° С)
необходима для обеспечения физических свойств кокса.
Чем больше равномерность прогрева коксового пирога
(отсутствие местных перегревов и недогревов), тем меньше при прочих
равных условиях расход тепла на коксование.
е. Свойства коксуемой шихты
Свойства коксуемой шихты (марочный и ситовый состав,
насыпная масса) существенно не влияют на расход тепла на коксова-
101

ние [25, 68]. Так, изменение насыпной массы с 0,6 до 0,9 г/см3
уменьшает расход тепла на коксование на 2,4%.
Практикой [28] установлено, что наименьший расход тепла на
коксование приходится на угли марок К и Ж и шихты с выходом
летучих на горючую массу 22—24%.
г. Влажность шихты
Уменьшение влажности шихты может существенно понизить
расход тепла на коксование. Испытания, проведенные в ФРГ,
показали [100, табл. 101], что уменьшение влажности шихты с 12 до 2%
сопровождается понижением удельного расхода тепла на
коксование на 7,8%.
Применение глубокой (до 2—4% остаточной влажности) сушки
шихты позволяет, кроме того, повысить: 1) производительность
коксовых печей на 16—20% [62]; 2) прочность кокса [43, 45, 96];
3) участие в шихте слабоспекающихся углей [62]. Глубокая сушка
к тому же экономически выгодна [74].
Дополнительный (на 8—10% на каждые 100 град) рост
производительности коксовых печей имеет место при сочетании глубокой
сушки с предварительным нагревом шихты перед коксованием до
200—300° С [62].
Промышленное внедрение указанных методов сдерживается
рядом технологических затруднений, в частности трудностью
транспортирования и загрузки сухой шихты обычными способами, уносом
пыли в газосборник и атмосферу и, главное, отсутствием удобного
и надежного способа загрузки термически подготовленной шихты
в камеры коксовых печей.
В связи с этим не теряет актуальности обычная сушка шихты,
особенно в настоящее время, когда рост механизации работ по
добыче угля привел к увеличению содержания мелочи в рядовых углях
и соответственно к повышению конечной влажности углей и шихт
после мокрого обогащения.
д. Род отопительного газа
При обогреве печей доменным газом тепло отходящих
продуктов сгорания передается и газу и воздуху, при обогреве коксовым
газом —■ только воздуху. Поэтому при одинаковом обороте печей,
одинаковых температурах выдаваемого кокса и подсводового
пространства температура продуктов сгорания при обогреве доменным
газом (310—320° С) на 60 град ниже, чем при обогреве коксовым
газом. Если принять использование тепла в первом случае за 100%,
то во втором оно составит 89% [28]. В то же время количество
продуктов сгорания при обогреве доменным газом значительно
больше, чем при обогреве коксовым газом (на 27% при а =1,25),
что приводит к примерно одинаковой потере тепла.
Причина завышенного практического расхода тепла на
коксование при обогреве доменным газом — химическая потеря тепла из-,
за неполноты сгорания доменного газа и прямых его потерь через
клапаны. Вследствие большей длины факела горения коэффициент
расхода воздуха при обогреве доменным газом должен быть больше,
чем при обогреве коксовым газом. Фактически же из-за недостатка
тяги при обогреве доменным газом имеет место обратное .явление'
102

Показано [89, с. 391], что уже при а=1,15н-1,20 возможно
неполное сгорание доменного газа в отдельных обогревательных каналах.
Коэффициент расхода воздуха при обогреве доменным газом
должен быть не ниже 1,25.
Влияние коэффициента расхода воздуха на удельный расход
тепла на коксование будет подробнее рассмотрено в пункте «Режим
горения отопительного газа».
е. Температура отходящих продуктов сгорания
Снижение температуры отходящих продуктов сгорания на
25 град увеличивает термический коэффициент полезного действия
печей на 1% и снижает расход тепла на 6 ккал/кг [28].
Снижение температуры отходящих продуктов сгорания может
быть достигнуто конструктивным путем, например заменой
сквозной насадки секционной (печи с нижним подводом), улучшением
омываемое™ насадки и т. д.
Возможности снижения температуры отходящих продуктов
сгорания при эксплуатации печей невелики.
ж. Режим горения отопительного газа
Правильный режим горения отопительного газа — наиболее
эффективное средство уменьшения расхода тепла на коксование.
Основным показателем режима горения, влияющим и на
физическую, и на химическую потерю тепла с продуктами сгорания,
является коэффициент расхода воздуха, подбору оптимального
значения которого должно уделяться максимальное внимание. Значения
коэффициента расхода воздуха ниже оптимального приводят к
неполноте сжигания отопительного газа.
Содержание в продуктах сгорания 0,5% СО соответствует
недогоранию 1,5—2% коксового газа и 3—3,5% доменного газа [28].
Наличие 1 % СО в продуктах сгорания увеличивает расход тепла
на коксование на 5—6% (до 30 ккал/кг шихты).
Значения коэффициента расхода воздуха выше оптимального
приводят к повышению расхода тепла на коксование за счет
увеличения объема продуктов сгорания. Однако это повышение
незначительно по сравнению с предыдущим случаем: наличие 1%02
в продуктах сгорания, соответствующего избытку воздуха в 0,1 от
необходимого количества, приводит к увеличению расхода тепла на
0,6% [28].
Оптимальная величина коэффициента расхода воздуха тем
ниже, чем меньше прососы воздуха в продукты сгорания через
коренные и фасадные стены регенераторов и чем меньше колебания
величины а по длине простенка и батареи и во времени.
Оптимальные значения коэффициента расхода воздуха
приведены выше (см. п. 3 раздела «А» данной главы).
з. Потери тепла в окружающее пространство
По практическим данным, во внешнюю среду за счет
лучеиспускания и конвекции теряется в среднем примерно 10% тепла. Эта
величина сравнительно мало зависит от типа печей и заметно
уменьшить ее трудно.
Исследования показали [28], что приблизительно 40% тепла
103

теряется через верх батареи, из которых около 40% приходится на
металлические поверхности загрузочных люков и смотровых
лючков, несмотря на то, что они занимают только 10% всей
поверхности печей.
Изоляция крышек загрузочных люков и перекрытие регистрами
шахточек над всеми вертикалами (кроме контрольных и крайних)
могут снизить расход тепла на 5 ккал/кг [28].
и. Конструкция коксовых печей
Конструктивные факторы могут влиять на расход тепла на
коксование за счет [25]:
1) улучшения равномерности обогрева коксового пирога
(уменьшается расход тепла на перегрев кокса);
2) снижения температуры подсводового пространства;
3) лучшего использования тепла в регенераторах (увеличения
поверхности насадки и улучшения распределения газов вдоль нее);
4) повышения герметичности кладки и плотности каналов
(уменьшения прососов паразитического воздуха через фасадные и
коренные стены регенераторов и устранения прямых потерь газа
в борова).
В частности, при нижнем подводе коксового газа вследствие
подогрева последнего в дюзовых каналах и понижения за счет
этого температуры продуктов сгорания примерно на 50 град, а также
за счет большей равномерности обогрева расход тепла на
коксование уменьшается на 25—30 ккал/кг шихты [89, с. 391—392].

ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
ПРИМЕРНЫЕ РАСЧЕТЫ
МАТЕРИАЛЬНОГО
И ТЕПЛОВОГО
БАЛАНСОВ КОКСОВАНИЯ
Глава VI
РАСЧЕТЫ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА
ПРОЦЕССА КОКСОВАНИЯ
1. Составление материального баланса
для действующего завода
Е условиях действующего завода рекомендуется ежемесячно
составлять материальный баланс коксования. Исходными данными
для него являются: а) выход продуктов коксования (из месячных
технических отчетов); б) технический анализ шихты; в)
элементарный анализ шихты; г) содержание азота в обратном газе и
плотность последнего.
а. Исходные данные для расчета
Для примерного расчета принимаем следующие исходные
данные:
1. Расчетная единица загрузки — 1000 кг рабочей шихты.
2. Выход продуктов коксования из сухой шихты, % (по массе):
валового кокса 77.96; безводной смолы 3,33; сырого бензола
1,09; сероводорода 0,63; аммиака 0,30.
3. Выход обратного коксового газа фактической теплоты
сгорания из тонны сухой шихты — 314,5 ж3.
4. Состав обратного коксового газа, % (объемы.): 61,03Н2;
0,45 02; 25,72 СН4; 1,84 N2; 2,30 CmH„; 5,59 СО; 3,07 С02.
5. Технический анализ шихты, % (по массе): влага WP, 8,40;
зола А^ 7,33; сера S^ 2,26.
6. Элементарный анализ шихты на органическую массу, % (по
массе): углерод Сщ 87,77; водород HJJ, 5,02; кислород 0°ш
5,32; азот N£ 1,89.
Подготовительные расчеты. Показатели зольности
и сернистости пересчитываем на рабочую шихту по формуле (3):
100 — 8,40
А1 = 7-33—1БГ~ = 6'71%:
105

100—8,40
Sp„ = 2,26 : = 2,07% •
ш 100
Показатели элементарного анализа с органической массы
шихты пересчитываем на ее рабочую массу по формуле (4):
100 —(8,40 + 6,71+2,07)
С? = 87,77 * ^ -*- '- = 72,69%;
100—(8,40 + 6,71 +2,07)
ЯР=5,02 J^ ' =4,16%;
100—(8,40 + 6,71 + 2,07)
0£ = 5,32 . jpo =4,41%;
100—(8,40 + 6,71+2,07)
К = 1,89 ,00 = 1.56% -
Полученный анализ шихты в пересчете на рабочую массу
сводим в контрольную строчку, чтобы убедиться в правильности
арифметических расчетов (%): Ц7Р=8,40; ЛР=6,71; SPj = 2,07; СР, =
=72,69; Нрц=4,16; Ojj, =4,41; N^=1,56. Сумма этих показателей
должна быть равна 100%. Если контрольная строчка не дает 100%,
то необходимо найти арифметическую ошибку в предыдущих
расчетах и только после этого продолжать составление материального
баланса коксования.
В нашем случае сумма равна 100%.
б. Приходная часть баланса
1. Сухая шихта. Количество загружаемой в камеру
коксования сухой шихты подсчитываем по формуле (7):
100 — 8,40
G,c„ = 1000 - = 916 кг
100
2. В л а г а шихты. Количество загружаемой в камеру
коксования влаги (вместе с шихтой) подсчитываем по формуле (8):
СР=1000-^-=84кг.
в. Расходная часть баланса
1. Кокс валовый. Выход валового кокса пересчитываем
на рабочую шихту по формуле (9):
^ = 77,96-^=^ = 71,41%,..
714,1 кг из 1000 кг рабочей шихты.
2. Коксовый газ обратный (сухой). Фактический
(наблюдаемый) выход обратного газа пересчитываем на рабочую
шихту по формуле (9):
106

100 — 8,40
V%A == 314,5 = 288,1 м3/т рабочей шихты.
г.ф 'ЮО • > v
Количество подсосанного воздуха по избытку азота в обратном
газе подсчитываем по формуле (25):
И? =(288,Ы,84 — - 1,56-10001 =1,9 м3/т рабочей шихты.
в \ 1,25 /79
Здесь величина Ъ принята равной 0,304 (по данным Горловско-
го коксохимического завода).
Действительный выход обратного газа находим по формуле (26):
VI = 288,1 — 1,9 = 286,2 м3/т рабочей шихты.
Определяем необходимую для дальнейших расчетов плотность
коксового газа по формуле (23):
1,975-3,07+ 1,490-2,30+1,429-0,45+ 1,250-5,59 +
Рг=
100
_+0,717-25,72+ 0,0899-61,03+1,251-1,84
100
= 0,4335 кг/м3.
Пересчитываем объемный выход газа к выходу по массе по
формуле (22):
Gj?M-= 286,2-0,4335 =124,1 кг '
из 1000 кг рабочей шихты.
3. Смола безводная. Выход безводной смолы
пересчитываем на рабочую шихту по формуле (9):
100—8,40
&сн = 3>33 Й0 = 3'°5%'
т. е. 30,5 кг из 1000 кг рабочей шихты.
4. Сырой бензол. Выход сырого бензола пересчитываем на
рабочую шихту по формуле (9):
100—8,40
100
Bl =1 -09 r^J = 1,00%,
т. е. 10,0 кг из 1000 кг рабочей шихты.
5. Сероводород. Выход сероводорода пересчитываем на
рабочую шихту по формуле (9):
100 — 8,40
100
В^5 =0,63 т^Г =0,58%,
т. е. 5,8 кг из 1000 кг рабочей шихты.
107

6. Аммиак 100%-ный. Выход 100%-ного аммиака пересчи
тываем на рабочую шихту по формуле (9):
100 — 8,40
р™ =0,30 —"loo = °'27%'
т. е. 2,7 кг из 1000 кг рабочей шихты.
7. Влага шихты. Количество испарившейся в камере
коксования влаги ших гы принимаем по данным приходной части
материального баланса, т. е. 84,0 кг из 1000 кг рабочей шихты.
8. Пирогенетическая вода. Выход пирогенетической
воды из рабочей шихты подсчитываем по формуле (32), приняв Кп.в
равным 0,437. Тогда
GP вв = 0,01125-1000-0,437-4,41 =21,7 кг.
9. Потери производства. Потери находим по разности
между приходной частью и известными статьями расходной части
материального баланса:
1000—(714,1 + 124,1+30,5+10,0 + 5,8 + 2,7 + 84,0 + 21,7) =
= 7,1 кг,
т. е. 0,71%.
Потери производства не должны превышать 1%. Результаты
примерного расчета удовлетворяют этому требованию.
г. Сводный материальный баланс
Учитывая потребности производства, результаты проведенного
расчета можно отнести: 1) к рабочей массе шихты Е\ 2) к сухой
массе шихты (Е—G|J); 3) к сухой товарной продукции (£— Gjjj—
п.в.в "нот'"
Указанные варианты расчета отражены в табл. 20.
Таблица 20
Сводный материальный баланс коксования угольной шихты
Приходная часть
№ п.п.
1
2
наименование
статей
Сухая
шихта
Влага
Итого:
кг
916,0
84,0
1000,0
на рабочую
шихту, %
91,60
8,40
100,00
на сухую
шихту, %
100,00
100,00
на сухую
товарную
продукцию, %
100,00
100,00
108

Продолжение табл. 20
Расходная часть
№ п.п.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
наименование
статей
Кокс
валовый
Коксовый
газ
Смола
безводная
Сырой
бензол
Аммиак
100%-ный
Сера (в
пересчете на
H2S)
Влага
шихты
Пирогеие-
тическая
вода
Потери
Итого:
кг
714,1
124,1
30,5
10,0
2,7
5,8
84,0
21,7
7,1
1000,0
на рабочую
шихту, %
71,41
12,41
3,05
1,00
0,27
0,58
8,40
2,17
0,71
100,00
на сухую
шихту, %
77,96
13,55
3,33
1,09
0,30
0,63
—
2,37
0,77
100,00
на сухую
товарную
продукцию, %
80,49
13,99
3,44
1,13
0,30
0,65
—
—
100,00
2. Составление материального баланса коксования
для проектируемого завода
Для проектируемого завода (например, при курсовом или
дипломном проектировании) расчет материального баланса коксования
осуществляется исключительно на основании теоретических и
эмпирических формул, в которые входят данные технического и
элементарного анализов исходной угольной шихты.
а. Исходные данные для расчета
Расчетная единица загрузки — 1000 кг рабочей шихты.
1. Технический анализ шихты. Исходными данными
для расчета качества шихты являются:
состав шихты по маркам (шахтогруппам) и шахтам или ЦОФ
109

и качество углей отдельных шахт. Для примерного расчета выбрана
шихта следующего состава по маркам, применительно к донецким
углям (%): Г 34; Ж 33; К 17; ОС 11 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. 21 приведены поставщики обогащенных углей, участие
отдельных углей в шихте и их технический анализ.
Таблица 21
Состав шихты по маркам и качество донецких углей,
выбранных для примерного расчета
Номера
ЦОФ или
ОФ
1
2
3
4
5
6
7
8
Марка
Г
г
ж
ж
к
к
ОС
т
Группа
по ГОСТ
8180—59
Г6
Г6
Ж21
Ж21
К14
К14
ОС6
Т
Участие
в шихте,
%
12
22
20
13
11
6
11
5
влага
«•рш
8,2
8,1
8,6
8,4
8,6
8,2
7,5
8,4
Технический аналиа
зола
Ас
6,3
7,4
7,2
7,1
7,9
7,5
7,2
8,4
сера
Sc
ш
2,45
2,00
2,35
2,25
2,55
2,40
2,00
1,70
. %
летучие
вещества
Ш
36,4
36,6
30,2
30,4
23,8
23,6
17,2
14,5
Используя данные табл. 21, подсчитываем:
а) влажность рабочей шихты
W?..
8,2-12 + 8,1-22 + 8,6-20 + 8,4 • 13 + 8,6-11 +
' 100
+ 8,2-6 + 7,5-11 +8,4-5
100
= 8,26%;
б) зольность шихты на сухую массу
6,3-12 + 7,4-22 + 7,2-20 + 7,1-13 + 7,9-11 +
А?„ = -
100
+ 7,5-6 + 7,2-11+8,4-5
100
в) сернистость шихты на сухую массу
= 7,28%;
2,45-12 + 2,00-22 + 2,35-20 + 2,25-13 + 2,55-11 +
100
+ 2,40-6+ 2,00-11+ 1,70-5
100 ~~
2,23%;
110

г) выход летучих веществ на горючую массу
36,4-12+ 36,6-22+ 30,2-20+ 30,4-13+ 23,8-11 +
100
+ 23,0-6 + 17,2-11 + 14,5-5
--Х—= Х~|^ ■*—! = 29>06%
2. Элементарный анализ шихты. Элементарный
анализ шихты на органическую массу шихты принят по усредненным
результатам многих анализов: углерод CJJ, 87,08%; кислород
О^ 5,62%; водород Н° 5,30%; азот N° 2,00%.
3. Подготовительные расчеты. Показатели
вольности и сернистости пересчитываем на рабочую шихту по формуле (3):
100—8,26
Лш = 7'28 ioo"^ = 6,68%:
100 — 8,26
Sp. = 2,23 : = 2,05%.
ш ]00
Выход летучих веществ пересчитываем с горючей на сухую
зольную массу шихты по формуле (6):
100 — 7,28
Vcm = 29,06 — = 26,94% -
Показатели элементарного анализа с органической массы
пересчитываем на рабочую массу шихты по формуле (4):
100—(8,26+6,68 + 2,05)
С£ = 87,08 V ^0()'—^ ' = 72,28%;
п , „ 100—(8,26 + 6,68 + 2,05)
Hi = 5,30 Jqq- '- = 4,40%;
100 — (8,26 + 6,68 + 2,05)
. OP = 5,62 jqq =4,67%;
n ' 100—(8,26 + 6,68 + 2,05)
Л'Р = 2,00 ,00 = 1.66%.
Полученный анализ шихты в пересчете на рабочую массу для
проверки правильности расчетов сводим в контрольную строч-
ку (%): П =8,26; ЛР =6,68; SP =2,05; СР =72,28; Н£ =
=4,40; О^ =4,67; Nj^ =1,66. Сумма этих показателей равна 100°/<
б. Приходная часть баланса
■ 1. Сухая шихта. Количество загружаемой в камеру
коксования сухой шихты подсчитываем по формуле (7):
100—8,26
°«.= 1000 J^ = 917,4 ^а.
Ш

2. В л а г а шихты. Количество влаги, загружаемой в камеру
коксования вместе с шихтой, подсчитываем по формуле (8):
8,26
GP =1000 —т— = 82,6 кг.
в 100
е. Расходная часть баланса
1. Кокс валовый. Выход сухого валового кокса из сухой
шихты подсчитываем по формуле (12а). Величину V^ принимаем
равной 1,0%, величину а подсчитываем по формуле (17), пользуясь
вспомогательным графиком (рис. 2) для определения
коэффициента пиролиза Ки.
Как видно из этого рисунка, при V^ =26,94% коэффициент
пиролиза Кп=0,160.
Отсюда
£7 = 0,16-26,94 = 4,31%,
тогда
100—26,94
В1П = 1Ш _ t Q Ю0 + 4,31 = 73,80+4,31 = 78,11% .
Выход сухого валового кокса на рабочую шихту пересчитываем
по формуле (9):
100 — 8,26
/ЗР = 78,П ^— = 71,66%,
т. е. 716,6 кг из 1000 кг рабочей шихты.
2. Коксовый газ обратный (сухой). Выход
обратного (сухого) коксового газа из сухой шихты подсчитываем по
формуле (24а), приняв коэффициент К равным 2,69:
Всги = 2,69 |/2бТ94 = 13,96%.
Пересчитываем выход сухого газа на рабочую шихту по
формуле (9):
100 — 8,26
В?.м = 13,96 ^— = 12,81%,
т. е. 128,1 кг из 1000 кг рабочей шихты.
3. Смола безводная. Выход безводной смолы из сухой
шихты подсчитываем по формуле (27), приняв Ксм равным 0,82:
В1Ы = (— 18,36+ 1,53-29,06 —0,026-29,062) 0,82 = 3,39%,
Пересчитываем выход безводной смолы на рабочую шихту по
формуле (9):
100 — 8,26
*сРм = 3,39 -_i_=3,ll%,
т. е. 31,1 кг из 1000 кг рабочей шихтц,
112

4. Сырой бензол. Выход сырого бензола из сухой шихты
подсчитываем по формуле (28), приняв Кб равным 0,94:
/?б = (— 1,61 + 0,144-29,06 — 0,0016-29,Об2) 0,94 = 1,15%,
Пересчитываем выход сырого бензола на рабочую шихту по
формуле (9):
Bg=l,15
100--8,26
100
1.05%.
т. е. 10,5 кг из 1000 кг рабочей шихты.
5. Аммиак 100%-ный. Выход 100%-ного аммиака из
рабочей шихты подсчитываем по формуле (30), приняв Кам равным 0,14:
17 1000
GL =0,14-1,66 =2,8 кг.
ам 14 100
6. Сера в пересчете на сероводород. Выход серы
в перерчете на сероводород из рабочей шихты подсчитываем по
формуле (29), приняв Ks равным 0,24:
GLs:
34 1000
0,24-2,05 =5,2 кг.
32 100
7. В л а г а шихты. Количество испарившейся в камере
коксования влаги шихты принимаем по данным приходной части
материального баланса, т. е. 82,6 кг из 1000 кг рабочей шихты.
8. Пирогенетическая вода. Выход пирогенетической
воды из рабочей шихты подсчитываем по формуле (32), приняв Кв.в
равным 0,437:
gE.b.b = 0.01125-1000-0,437-4,67 = 23,0 кг.
9. Невязка баланса. Ее находят по разности между
приходной и расходной частями материального баланса:
1000—(716,6+128,1 +31,1 +10,5 + 2,8 + 5,2 + 82,6 +
+ 23,0) =0,1 кг.
Поскольку данный баланс рассчитываем (а не составляем по
производственным данным, как в предыдущем случае), невязка ба-
Таблица 22
Сводный материальный баланс коксования угольной шихты
Приходная часть
■ №
п/п.
1
2
Наименование
статей
Сухая шихта
Влага шихты
Итого
кг
917,4
82,6
1000,0
на рабочую
шихту, %
91,74
8,26
100,00
на сухую шихту,
%
100,00
100,00
8-47
ИЗ

Продолжение табл. 22
Расходная часть
№
п/п
1
О
3
4
5
6
7
8
9
Наименование статей
Кокс валовый
Коксовый газ
Смола безводная
Сырой бензол
Аммиак 100%-ный
Сера в пересчете на H2S
Влага шихты
Пирогенетическая вода
Невязка
Итого
кг
716,6
128,1
31,1
10,5
2,8
5,2
82,6
23,0
0,1
1000,0
на рабочую
шихту, %
71,66
12,81
3,11
1,05
0,28
0,52
8,26
2,30
0,01
100,00
на сухую
шихту, %
78,11
13,96
3,39
1,15
0,31
0,57
—
2,50
0,01
100,00
ланса должна быть минимальной. Значительная невязка баланса
свидетельствует либо о неточности исходных данных, либо о
погрешностях расчета.
г. Сводный материальный баланс
Результаты расчета (данные и на рабочую и на сухую массу
шихты) сводим в табл. 22.
Глава VII
РАСЧЕТЫ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
Методика расчетов, приведенных в .данной главе, применима
и к действующему, и к проектируемому предприятию; меняются
только источники исходных данных для расчета. Кроме того, при
выполнении расчетов для проектируемых предприятий выпадают
некоторые сугубо производственные статьи баланса: теплота
сгорания и энтальпия сырого газа, просасывающегося в отопительную
систему; теплота сгорания и энтальпия отопительного газа, теряемые
при кантовке и неполноте сгорания отопительного газа, и т. д.
Учитывая единство методики расчетов для действующих и
проектируемых предприятий, признано нецелесообразным давать
раздельные расчеты для обоих типов предприятий.
Для возможности сравнения результатов все тепловые расчеты,
приводимые ниже, опираются на данные материального баланса
для проектируемого предприятия (см. гл. VI). Расчетная единица
загрузки та же: 1000 кг рабочей шихты.
114

А. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПО ТЕПЛОТАМ СГОРАНИЯ УГЛЯ
И ПРОДУКТОВ КОКСОВАНИЯ
1. Приходная часть баланса
/. Теплота сгорания угля
Теплоту сгорания угля определяем по формуле (35), высшую
теплоту сгорания угля на рабочую массу Q\, входящую в это
выражение, по формуле (37), используя необходимые данные из гл. VI:
(72 28 \
89,1—0,062 : | -72,28 + 270(4,40 —
100 — 8,26 — 6,68 )
— 1,0-4,67)+ 25-2,05 = 7172 ккал/кг.
Теплота сгорания 1000 кг влажного и зольного угля составляет
Ну = 7172-1000 = 7172000 ккал.
2. Теплоёой эффект процесса коксования
Принимаем величину теплового эффекта процесса коксования
равной нулю.
2. Расходная часть баланса
а. Теплота сгорания кокса
Теплоту сгорания кокса определяем по формуле (40); величина
G£, входящая в эту формулу, определена в расчете материального
баланса и равна 716,6 кг; величину QgH определяем по формуле (37);
для ее расчета необходимо определить величины С, С^, Н^,, OJJ, и
SJ, , входящие в формулу (37).
Согласно работе [37, табл. 82], принимаем следующий средний
состав органической массы кокса, %: 97,0 С; 0,8 Н; 1,2 N; 1,0О.
Зная зольность и количество рабочей шихты, рассчитываем
зольность кокса.
Количество золы в шихте равно
6,68-1000
100
Зольность кокса равна
66,8
716,6
=66,8 кг.
100 = 9,32%
Для дальнейших расчетов необходимо определить сернистость
кокса. Сернистость товарного кокса в общем случае можно
определить по формуле
Зк = «ш*о.с <168)
8* 115

где S£ и 5Ш— содержание серы в сухом коксе и сухой шихте
Соответственно, % (по массе);
К0.с— коэффициент остаточного содержания серы в
коксе — отношение содержания серы в коксе к
содержанию серы в исходной шихте.
Величина Ко.о зависит от марочного состава шихты,
уменьшаясь с увеличением содержания газовых углей в шихте [61].
Пределы колебания величины Ко.с незначительны: 0,79—0,82. Для
нашего расчета принимаем Ко.с равным 0,80.
Тогда
S£ = 2,23-0,8= 1,784%.
Однако эта цифра относится к коксу после тушения, во время
которого происходит некоторое обессеривание кокса по реакции
FeS+H20-FeO+H2S.
В среднем при этом удаляется 10,4% серы кокса [37, табл. 36].
Приняв эту величину для расчета, имеем для кокса до тушения
100
5= = 1,784 = 1,99%.
к 100—10,4
Определив зольность и сернистость кокса, найдем искомые
значения Сг, C'P,, Я^ и ОР,.
Поскольку все эти величины отнесены к коксу до тушения;
влажность кокса равна нулю.
Тогда кокс будет иметь следующий состав: зола Л£ =9,32%:
сера S£=l,99%; органическая масса 100—(9,32+1,99) =88,69%;
горючая масса 100—9,32=90,68%.
Отсюда
88,69
■С=979^8-=94>87%;
88,69
£==97"кхГ = 86'03%:
88,69
tf£=0.8-^j- = 0,71%;
88,69
0рш =1,0 ~^5" =0.89%.
Тогда
QP = (89,1 — 0,062-94,87).86,03+ 270(0,71 —0,1-0,89) +
+ 25-1,99 = 7377 ккал/кг.
Теплота сгорания кокса составит
Як = 716,6-7377 = 5286358 ккал.
116

б. Теплота сгорания коксового газа
Теплоту сгорания обратного коксового газа определяем по
формуле (41): для нахождения величин, входящих в эту формулу,
примем следующий состав обратного коксового газа, % (объемн.):
61,00 Н2; 0,70 02; 25,25 СН4; 1,85 N2; 2,45 CmH„; 5,60 СО; 3,15 С02.
Плотность коксового газа рассчитываем с помощью
формулы (23):
1,975-3,15+ 1,490-2,45 + Г, 429-0,70+ 1,250-5,60 +
^г 100
+0,717-25,25+0,0899-61,00+1,251-К85
— =0,4377 кг/м3
Тогда объемное количество коксового газа составит
VP = ™iL = 292.7 j*.
г 0,4377
Еысшую теплоту сгорания коксового газа заданного состава
определяем по формуле (42) с использованием данных табл. 8.
Qls = 30,20-5,60+30,50-61,00 + 95,20-25,25 + 167,70-2,45 =
=4844 ккал/м3.
Тогда
НГ = 292,7-4844 = 1417839 ккал.
в. Теплота сгорания сырого бензола
Теплоту сгорания сырого бензола определяем по формуле (43).
Количество сырого бензола по данным материального баланса
равно 10,5 кг; высшая теплота сгорания, рассчитанная по данным
табл. 9, равна 10168 ккал/кг.
Отсюда
//6=10,5-10168=106764 ккал.
г. Теплота сгорания смолы
Теплоту сгорания смолы определяем по формуле (44).
Выход смолы, по данным материального баланса, равен 31,1 кг;
высшую теплоту сгорания принимаем равной 9300 ккал/кг (см.
гл. IV).
Тогда
Нсм = 31,1 -9300 = 289230 ккал
д. Теплота сгорания аммиака
Теплоту сгорания аммиака определяем по формуле (45), G^M
равно 2,8 кг (см. материальный баланс).
Для нахождения <2ам воспользуемся теплотой сгорания
аммиака в ккал/м3, приведенной в табл. 8 и равной 3929 ккал/м3.
117

Тогда
22,4
QiM = 3929 = 5177 ккал/кг
и
И,м = 2,8-5177 = 14496 ккал.
е. Теплота сгорания сероводорода
Теплоту сгорания сероводорода определяем аналогично теплоте
сгорания аммиака. Количество сероводорода G^ s, по данным
материального баланса, равно 5,2 кг; теплота сгорания сероводорода
6140 ккал/м3 (см . табл. 8).
Тогда
22 4
Q„ о = '— 6140 = 4045 ккал/кг
H*s 34
и
//HjS = 5,2-4045 = 21034 ккал,
ж. Невязка баланса
Невязку баланса находим по разности между приходной и
расходной частями теплового баланса:
7172000 — (5286358 + 1417839 + 106764 + 289230 +
+ 14496 + 21034) = 36279 ккал.
з. Сводный тепловой баланс
Результаты проведенного выше расчета сводим в табл. 23.
Таблица 23
Сводный тепловой баланс коксования угольной шихты
Приходная часть
■ №
п/п.
I
2
наименование статей
Теплота сгорания угля
Тепловой эффект
коксования
Итого:
ккал
7 172 000
0
7 172 000
%
100,00
100,00
118

Продолжение табл. 23
Расходная часть
№
п/п.
1
2
3
4
5
6
7
Наименование статей
Теплота сгорания кокса
Теплота сгорания
коксового газа
Теплота сгорания
сырого бензола
Теплота сгорания смолы
Теплота сгорания
аммиака
Теплота сгорания
сероводорода
Невязка баланса
^ Ит ого:
ккал
5 286 358
1 417 839
106 764
289 230
14 496
21034
36 279
7172 000
%
73,71
19,77
1,49
4,03
0,20
0,29
0,51
100,0
Б. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ОБОГРЕВА ПЕЧЕИ
Учитывая значительные колебания температуры окружающего
воздуха в течение года, отражающиеся на тепловом балансе печей,
примерный расчет проводим по среднегодовым данным для южных
заводов.
1. Расчет теплового баланса при отоплении печей
коксовым газом
а. Исходные данные для расчета
1. Система печей — печи с парными вертикалами и
рециркуляцией продуктов, горения (ПВР) с нижним подводом.
2. Полезный объем камеры 30,3 м3.
3. Разовая загрузка влажной шихты 24 т.
4. Оборот печей 15 ч.
5. Средняя температура газов в стояках, °С;
в первой половине периода коксования 680;
во второй половине периода коксования 720.
6. Средняя температура кокса перед выдачей 1025° С.
7. Температура окружающего воздуха среднегодовая +8° С.
8. Температура воздуха в нижнем туннеле среднегодовая
+20° С.
9. Температура коксового газа на входе в печь +50° С.
10. Температура шихты перед загрузкой в печь среднегодовая
+20° С.
11. Коэффициент расхода воздуха 1,25.
Дополнительные данные, необходимые для составления баланса,
приводятся по ходу расчета.
119

б. Приходная часть баланса
1. Теплота сгорания отопительного газа. Эту
статью прихода определяем по формуле (46).
Низшую теплоту сгорания сухого отопительного газа принятого
ранее состава (см. предыдущий раздел данной главы) рассчитываем
по формуле (42,а)
<?£г = 30,20-5,60 + 25,80-61,00+85,58-25,25+
+ 157,17-2,45 = 4289 ккал/м3.
Тогда
q , =V QlT = 42891' .
vln с.х^н с.к
2. Энтальпию отопительного газа определяем по
формуле (49).
Объемное содержание водяных паров на 1 м3 сухого газа
находим по формуле (54а), считая газ насыщенным при его
минимальной температуре на пути к печам, принимаемой равной 20° С.
Тогда (см. табл. II приложения) РИ= 17,54 ммрт.ст.
Суммарное давление равно сумме барометрического давления
(принимаем его равным 760 мм рт. ст.) и избыточного давления
отопительного газа. Давление газа в газопроводе принято равным
120
120 мм вод. ст. или -гт-т =8,8 мм рт. ст.
13,6
Отсюда
17,54
Wvr = : <= 0,0228
v 760 + 8,8
и объемное содержание водяных паров во влажном газе
О 0228
-щ~^ =0,0223, „ли 2,230/0.
Зная объемное содержание водяных паров во влажном
коксовом газе, определим состав последнего с помощью коэффициента
пересчета, находимого по" формуле (55):
100 —НаО 100 — 2,23
ос.в = — = : = 0,9777.
св 100 100
Так, содержание водорода во влажном газе составит 61.00Х
Х0,9777=59,64%- Аналогично определяем содержание и других
компонентов коксового газа.
Ниже приведен состав влажного коксового газа в % (объемн.):
Н2 59,64; О20,68; СН4 24,69; N2 1,81; CmHn 2,40; СО 5,47; СО23,08;
Н20 2,23.
Используя данные табл. I приложения, находим среднюю
теплоемкость влажного коксового газа при 50° С:
С°;в50 = —— (0,3066-59,64 + 0,3133-0,68 + 0,381 -24,69 +
+ 0,3093-1,81 + 0,505-2,40 + 0,3106-5,47 + 0,3951-3,08 +
+ 0,3582-2,23) =0,3339 ккал/(кг.град).
120

Отсюда
<?2П = Vox •(! + 0,0228) 0,3339-50 = 17,1 Vox.
3. Энтальпию воздуха, поступающего на
горение отопительного газа, находим по уравнению (56), а
величину Ьс.д, входящую в уравнение (56), — по выражению (60):
£сд = 0,0476-1,25 [0,5 (5,60 + 61,00) + 2-25,25 +
+ 3,315-2,45 —0,70] = 5,428 m3/ms газа.
Относительная влажность воздуха на Юге страны составляет
в среднем (см. табл. III приложения) 0,85 в январе и 0,60 в июле;
средняя температура этих месяцев составляет соответственно
—6,5° С и +22,5° С. Взяв для зимних условий давление
насыщенного водяного пара при 0° С, равное 4,58 мм рт. ст. (см. табл. II
приложения), имеем
Pf^a = 4,58-0,85 = 3,89 мм Рт- ст-
Аналогично производим расчет и для летних условий:
-Рлёто = 20,45-0,60 = 12,27 мм рт. ст.
Для дальнейшего расчета принимаем среднее арифметическое
из этих двух крайних значений:
Рв.п = 0,5(3,89+ 12,27) = 8,08 мм рт. ст.
Отсюда
8,08
^в= 760-8 08 ="0'01075 м3/л^ воЗДУ^-
Температуру воздуха, учитывая подогрев его в туннеле,
принимаем равной 20еС (см. исходные данные).
Используя уравнение (56) и данные табл. I приложения, имеем
<7зп = Vc.x-5,428 (0,3100 + 0,01075-0,3574) 20 = 34,1 Vc.x.
4. Энтальпию влажной шихты, загружаемой
в камеру коксования, определяем по формуле (63).
Для получения более точных данных рассчитываем отдельно
теплоемкости угля и золы.
Теплоемкость угля рассчитываем по формуле (67)
Г 20 /20
Cv = 0,211 (1 +0,008-26,94) 1 +0,15 — 0,0008
у L юо \ юо
= 0,2642 ккал1(кг-град).
Теплоемкость золы определяем по формуле (66):
0,12-20
СА = 0,17 + — = 0,1724 ккал/(кг-град)
Теплоемкость сухой шихты находится по формуле (68):
(7 28 \ 7 28
1——^-) 0,2642+ -+—0,1724 = 0,2575 ккал/(кг-град).
121

Отсюда (см. материальный баланс)
qm = (917,4-0,2575 + 82,6-1)20 = 6377 ккал.
5. Теплоту сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему, определяем по
формуле (69).
Для нахождения количества просочившегося сырого газа Vc.r,
входящего в формулу (69), воспользуемся уравнением баланса
углекислоты [см. формулу (70) ].
Объем углекислого газа, образовавшегося при сгорании 100 л3
сырого коксового газа, Vqq находим, используя средний состав
сырого газа, проникающего из камеры в огневую систему,
приведенный на с. 62.
Он равен [см. уравнение (71а)] 35,3 м3/100 м3 таза.
Величина Vqq [cm. формулу (70)] колеблется в пределах
0,03—0,05%; для расчета принимаем среднее значение, равное 0,04%.
Объем воздуха, проходящего отопительную систему, Во.с
принимаем равным объему воздуха, поступающего на горение при
нормальной работе печей.
Согласно предыдущим этапам расчета (см. п. 3 приходной части
баланса), расход сухого воздуха на горение сухого коксового газа
составляет 5,428 м3/м3 газа; учитывая влажность воздуха,
рассчитываем расход влажного воздуха на горение сухого коксового газа:
. £в.д = £од (1 + Wv) = 5,428 (1 + 0,01075) = 5,486 л3/л3 газа.
(Расчет величины WVB см. там же).
Поскольку искомое количество коксового газа, расходуемого на
коксование единицы загрузки (1000 кг), равно Ус.х, расход
влажного воздуха В0.с составит при этом 5,486 Vc.x.
Согласно практическим данным [89, с. 383], количество СОг,
образующегося при сгорании фильтрующегося сырого газа,
составляет 1,44 м3/т шихты. Используя эту величину, находим Vqq :
1,44 26,25
Vrn = . "'".'. 100=
со> 5,4861/с.х '" 1'с.х
Подставляя в уравнение (73) известные значения величин,
входящих в его правую часть, получаем
/26,25 \
5,4861'СЦ-^— -0,04)
V?Pr = i^f1 = 4,08 - 0,0062 l'c.x.
Величину Qc.r, входящую в формулу (69), рассчитываем по
составу фильтрующегося сырого коксового газа, приведенному на
с. 62, с помощью выражения (42а):
Q™ = 30,20-6,4 + 25,80-63,6 + 85,58-22,5 +
+ 157,17-1,9 = 4058 ккал/м?
Отсюда
9бп = vc.rQc.r = 4058 (4,08 — 0,0062 Vc.x) = 16557 — 25,2 Vc-x-
122

6. Энтальпию сырого газа, просасывающегося
из камеры в огневую систему, определяем по формуле
(74).
Объем сырого газа, просочившегося в отопительную систему
Vcr, принимаем, по данным предыдущей статьи, равным 4,08—
0,0062 Vc.x.
Температура сырого газа /ф, проникающего в огневую систему,
колеблется в пределах 850—950° С. Принимаем значение <ф равное
900°С. "
Используя данные, приведенные на с. 62 и табл. 1 приложения,
находим среднюю теплоемкость сырого коксового газа:
С0.900 = (0,3169-63,6 + 0,622-22,5 + 0,902-1,9 +
+ 0,3343-6,4 + 0,5181-1,8 + 0,3498-0,8 + 0,3295-3,0) =
=• 0,4014 ккал/ (кг. град).
Отсюда
9вп = (4,08 — 0,0062 Кс.х) 0,4014-900 = 1474—2,2 Vc.x.
7. Энтальпию воздуха, поступающего на
горение сырого газа, определяем по формуле (75).
Объем просачивающегося сырого газа найден ранее (см. п. 5
приходной части баланса) и равен 4,08—0,0062 Vc.x-
Используя данные, приведенные на с. 62 и выражение (60),
имеем
£од = 0,0476-1,25 [0,5 (6,4 + 63,6) + 2-22,5 +
+ 3,315-1,9 —0,8] = 5,087 м3/м3 газа.
Сомножитель (Сс.в+1^„вСв.п) был определен ранее (см. п. 3
приходной части баланса) и равен (0,3100+0,01075-0,3574).
Отсюда
97п = (4,08— 0,0062 Кс.х) 5,087-(0,3100 + 0,01075-0,3574) 20 =
= 130 — 0,2УС.Х
в. Расходная часть баланса
1. Энтальпию раскаленного кокса определяем по
формуле (76).
Выход сухого валового кокса из рабочей шихты принимаем по
данным материального баланса равным 716,6 кг.
Среднюю температуру кокса определяем по формуле (78) с
использованием данных, приведенных на с. 66.
В нашем случае tou (см. исходные данные для расчета) равна
1025е С. Поправка At равна 25 град.
Отсюда
fK=1025 + 25 = 1050°C.
Среднюю теплоемкость кокса при этой температуре
рассчитываем по формуле (77) с использованием следующих определенных
ранее величин": Л£=9,32%; V^ =1,00% и у«=0,4377 кг/м3.
123

Тогда
В£ = 100,00— (9,32 + 1,00) = 89,68% •
С помощью табл. 12 находим нужные нам теплоемкости
компонентов кокса при температуре_1050°С: Са=0,2555 ккал/(кг-град);
Св =0,3625 ккал/(кг-град) и С„ =0,4375 ккал/(м3 ■ град).
Отсюда
9,32 89,68 1,00 п „„„
С$ = —: 0,2555 + —1 0,3625 + : 0,4375 =
к 100 100 100-0,4377
= 0,3589 ккалI(кг-град)
Тогда
qlp = 716,6-0,3589-1050 = 270047 ккал.
2. Теплота нагрева коксового газа.
Энтальпию сухого обратного коксового газа при выходе из
камеры определяем по формуле (80). Температуры hr и t2r берем из
исходных данных; средние теплоемкости компонентов сухого
коксового газа при этих температурах, определенные с помощью табл. I
приложения, приведены в табл. 24.
Отсюда
о0,680
1
Ск.г = "Тю" (°-3132-61 -00 + 0,3418-0,70 + 0,5624-25,25 +
+ 0,3227-1,85 + 0,8244-2,45 + 0,3270-5,60 + 0,4965-3,15) =
= 0,3956 ккал/(м3-град)
С%120 = —— (0,3136-61,00 + 0,3433-0,70 + 0,5736-25,25 +
+ 0,3239-1,85 + 0,8396-2,45 + 0,3284-5,60 + 0,5018-3,15) =
= 0,3993 ккал(м3-град).
Тогда
2 1
• ftp = Т"292,7-0,3956-680 + — 292,7-0,3993-720 = 80542- ккал.
о о
3. Теплота нагрева химических пр о.д у к т о в.
Теплоту нагрева сырого бензола определяем по формуле (81а).
Выход сырого бензола (см. материальный баланс) равен 10,5 кг;
скрытая теплота испарения сырого бензола (см. гл. V) равна
103,1 ккал/кг.
Среднюю теплоемкость паров бензола определяем по
формуле (83):
^0 680 20,7 + 0,026-680
Ч:'.б = OQ . = 0,4613 ккал/(кг-град).
83,2
Отсюда г
9с.6 = 10,5 (103,1 + 0,4613-680) = 4376 ккал.
124

Таблица 24
Средние теплоемкости компонентов коксового газа
при 680 и 720°

Температура. °С
680
720
Средние теплоемкости Цккал/м"-град)] компонентов коксового
газа
- Н2
0,3132
0,3136
02
0,3418
0,3433
сн4
0,5624
0,5736
N2
0,3227
0,3239
СтНп
0,8244
0,8396
со со2
0,3270
0,3284
0,4965
0,5018
Таблица 25
Усредненные значения некоторых количественных
характеристик каменноугольной смолы и ее фракций
Фракция
Легкая .
Фенольная . ...
Нафталиновая
Поглотительная
Антраценовая
Пек ... .
В среднем по смоле .
Выход, %
0,76
2,41
10,40
9,44
22,06
54,93
—

Молекулярная
масса
112,1
126,5
132,1
149,0
183,4
336
221
Средняя

температура
кипения,
"С
150
194
218
262
342
425
330
Теплота
испарения,
ккал/кг
101,0
80,4
78,4
71,2
56,8
50,0
57,6
Расчет теплоты нагрева смолы осуществляем по формуле (81).
Учитывая нестабильность состава и свойств смолы, для
получения конкретных количественных данных воспользуемся
усредненными значениями некоторых количественных характеристик
каменноугольной смолы и ее фракций, полученными на основе
соответствующих литературных данных и приведенными в табл. 25. В этой же
таблице приведены и некоторые расчетные данные.
Ввиду отсутствия в литературе данных по средней
молекулярной массе пека последняя была определена по молекулярным массам
отдельных фракций пека [126] и оказалась равной 336. Условную
среднюю температуру кипения пека принимаем равной 425° С.
Расчет по формуле (85) приводит к гКср=330оС.
Поскольку в табл. 15 отсутствуют данные по средней
теплоемкости смолы в интервале температур 20—330° С, для ее определения
воспользуемся общей формулой, предложенной Э. Эдлером [112],
показавшей хорошую сходимость с экспериментальными данными
и имеющей для смолы следующий вид:
125

Г°с-£ = —— (0,339 + 0,001240 ккал /(кг- град), (169)
Рем
где Сс„ — теплоемкость жидкой смолы в соответствующем
температурном интервале, ккал/(кг-град);
р^к—плотность смолы при 20° С, равная 1,1864 г/см3 [88].
Подставляя цифры, имеем
С"-330 = (0,339 + 0,00124-330) = 0,631 ккал/(кг-град)
LM 1,1864
Отсюда энтальпия 1 кг жидкой смолы равна 0,631-330=
=208,2 ккал/кг.
Средние [21, табл. 27; 71, табл. 56] значения скрытой теплоты
испарения фракций каменноугольной смолы приведены в табл. 25.
Условная теплота испарения пека принята равной 50 ккал/кг.
При этом q-i.к, рассчитанная по правилу аддитивности, равна
57,6 ккал/кг.
Пользуясь графиками, изображенными на рис. 4, получаем
теплоемкость паров смолы при 680° С равной 118,4 ккал/кмоль, или
118,4/221=0,536 ккал/(кг-град), где 221—средняя молекулярная
масса смолы, определенная по формуле (84) с использованием
данных табл. 25. Аналогичный результат для температуры 330° С—
98,8 ккал/кмоль, или 98,8/221=0,447 ккал/кг.
Количество тепла, необходимое для нагрева 1 кг паров смолы
от 330 до 680° С, будет равно произведению средней теплоемкости
паров смолы в интервале температур 330—680° С на разность этих
температур, т. е.
Сеяп - 680 — Сои* - 330
680-330 (68° ~~ 330) = Сб8°-680 ~ Сззо-330.
Подставляя цифры, имеем
q = 0,536-680 — 0,447-330 = 217,0 ккал/кг-
Суммарная энтальпия 1 кг паров смолы составит
208,2 + 57,6+217,0 = 482,8 ккал/кг.
Выход смолы (см. материальный баланс) равен 31,1 кг.
Отсюда
<7см = 31,1 -482,8 = 15015 ккал.
Тепло нагрева аммиака определяем по формуле (816), среднюю
удельную теплоемкость аммиака рассчитываем по формуле (86).
Средняя температура прямого газа за весь период коксования
2 1
равна —680+ 720=693° С.
о о
Отсюда
^0.693 = 0495 + 0> 185.0,693 = 0,6232 ккал/(кг-град).
и
9ам = 2,8-0,6232-693 = 1209 ккал.
126

Тепло, уносимое сероводородом, определяем по формуле (816):
5,2-0,4164-22,4
<7Н с = 693 = 989 ккал.
Здесь 0,4164 — теплоемкость сероводорода при 693° С, ккал/(м6-
• град);
34 — молекулярная масса сероводорода.
Суммарный унос тепла химическими продуктами коксования
определяем по формуле (87)
9зр = 4376 + 15015 + 1209 + 989 = 21589 ккал.
4. Теплоту, расходуемую на влагу при
коксовании, определяем по формуле (99а).
Ряд величин, входящих в эту формулу, известен. Это £в.п =
= 680° С; №5, =8,26%; /Сп.в=0,437;-ОР =4,67%.
O.t iSO.t
При определении Св пв-п и Св п В-Г1 с помощью табл. I
приложения следует учесть, что табличные данные имеют, размерность
ккал/ (м3- град) и для перевода в размерность ккал (кг-град)
следует ввести сомножитель 22,4/18,016=1,244, где 22,4—мольный объем
Н20 в м3/кмоль, а 18,016 — молекулярная масса НгО.
С учетом указанной поправки С^;*50 =0,4687 ккал/(кг-град) и
с1'.п8° =0,4860 ккал/(кг-град).
Г0'680 fiSfl г°>450 ИСП
С450.680 = °в.п ' рои св.п -ади = 0,5198 ккал/(кг-град).
в-п 680 — 450
Подставляя все необходимые величины в формулу (99а), имеем
1000
<74Р = <?вл = {8,26 (597,3 + 0,4860-680) + (0,25-8,26 +
+ 1,406-0,437-4,67) [0,5198 (680 — 450) — 500] + (394-8,26 +
+ 443-0,437-4,67)) =99451 ккал.
Поскольку величина qip является суммарной (qtp = QBn=QiB+
+Q2B+Q311), интересно определить значение каждой составляющей
и, кроме того, выяснить их зависимость от деР,— единственной
величины, входящей в формулу (99а), могущей значительно меняться
в производственных условиях.
Подставляя известные значения /Е.п, Кп.в, Ор„, С'в-П и С_ ' в-п
Ш ' Б.11 В.II
в формулы (89), (95), (98) и (99а), имеем
юоо • дер
1000 ,
-^- (0,25деР+1,406-0,437-4,67) [0,5198(680-450)-
— 500] = — 951деР — 10915; (95а)
127
0м = — (597,3 + 0,4860-680) = 9278деР ; (89а)

<?3в =—— (394WP+443-0,437.4,67) =3940 W^ + 9041; (98a)
«tp = QM = Qla + <?2B + Q33 = 9278 П - 9511FP - 10915 +
+ 3940 №£,+ 9041 = 12267U7P, — 1874. (996)
Из полученных выражений можно сделать следующие выводы:
1) при условии практического постоянства всех (кроме №^)
величин, входящих в данные выражения, расход тепла на влагу
при коксовании линейно зависит от WjJ,;
2) отрицательность величины Q2B означает, что образование
пирогенетической воды является экзотермическим процессом;
3) наличие свободных членов в формулах (95а), (98а) и (996)
означает, что и при коксовании абсолютно сухой шихты имеет место
расход (приход) тепла на влагу (разложение части образовавшейся
при коксовании пирогенетической воды).
Используя формулы (89а), (95а) и (98а) и принятое в расчете
значение HPjj, (8,26%), находим конкретные значения Qib, Q2b и
Q3b для нашего случая:
Q1B = 9278-8,26 = 76636 ккал;
Q2B = _ 951 -8,26 — 10915 = — 18770 ккал;
QSB = 3940-8,26 + 9041 = 41585 ккал.
5. Тепло, уносимое продуктами сгорания
отопительного газа. Энтальпию продуктов сгорания,
покидающих отопительную систему печей, рассчитываем по формуле (101).
Для нахождения vn.r определим предварительно по уравнениям
(102), (104), (105) и (107) значения 2С02, 2N2, 202 и Ш20,
используя известный состав влажного коксового газа:
2G02 = 24,69+ 2,23-2,40+ 5,47+ 3,08 = 38,59 м3/100м> газа;
2N2= 1,25 [1,881 (5,47+ 59,64)+ 7,524-24,69+ 12,471-2,40 +
+ 1,81 — 3,762-0,68] = 421,16 м3/100 ма газа;
202 = (1,25 — 1) [0,5 (5,47 + 59,64) + 2-24,69 + 3,315-2,40 —
— 0,68] = 22,31 м3/100 м3 газа;
2Н20 = 59,64 + 2-24,69 + 2,17-2,40 + 2,23 +
+ '■ 4,762-1,25 [0,5 (5,47 +59,64)+2-24,69+
760 — 8,08
+ 3,315-2,40—0,681= 122,17 ms/100 м3 газа.
Отсюда, согласно уравнениям (108) и (109),
2УП.СГ = 38,59+ 122,17 + 421,16 + 22,31 =604,23 ма
и
t)n.cr = 0,01-604,23 = 6,042 м3/м3 газа.
128

Воспользовавшись выражениями (110), определяем состав
продуктов сгорания влажного коксового газа (вычисления опускаем):
6,39% С02; 20,22% Н20; 69,70% N2 и 3,69% 02.
Среднюю температуру продуктов сгорания при выходе из
подового канала в газовоздушный клапан рассчитываем по формуле
(111а). Приняв время обработки одной печи равным 6 мин, или
0,1 ч, получим период коксования равным 15—0,1 = 14,9 ч.
Тогда
4420 4420
*n.cr = + 50СС = + 50 = 347°С.
п.сг z -г мд -г
Как уже отмечалось ранее, при нижнем подводе коксового газа
вследствие подогрева коксового газа в каналах стен регенераторов
(дюзовых каналах) температура отходящих газов понижается
примерно на 50 град.
Внеся этот корректив, имеем
/П.сг = 347 — 50 = 297 град
Для удобства расчета примем температуру отходящих
продуктов сгорания равной 300° С.
Используя данные табл. I приложения, рассчитываем
теплоемкость м3 продуктов сгорания:
-0,300
1
Q*u =——(0,4449-6,39 + 0,3684-20,22 + 0,3121-69,70+
+ 0,3239-3,69) = 0,3324 ккал/(м3-град).
Ееличина WVT равна 0,0228 (см. п. 2 приходной части баланса).
Тогда
<7бР = Vc.x (1 + 0,0228) 6,042-0,3324-300 = 616,3 Vc.x.
6. Тепло, уносимое продуктами сгорания
сырого газа, определяем по формуле (112).
Величина Vc.r, входящая в формулу (112), определена ранее
(см. п. 5 приходной части баланса) и равна 4,08—0,0062 Vc.x. Для
нахождения vп.сг используем состав сырого газа, приведенный в п. 5
гл. V, и уравнения (102), (104), (105), (107), (108) и (109):
ЕС02 = 22,5 + 2,23-1,9 + 6,4 + 1,8 = 34,94 м3/100 м3 газа;
2N2 = 1,25-[1,881 (6,4+63,6) + 7,524-22,5 + 12,471-1,9 +
+ 3,0 — 3,762-0,8] =404,87 jm3/100 ms газа;
202 = (1,25 — 1) [0,5 (6,4 + 63,6) + 2-22,5 + 3,315-1,9 — 0,8] =
= 21,38 л3/100 м3 газа;
8,08
760 — 8,08
XI,25 [0,5 (6,4+ 63,6)+ 2-22,5+ 3,315-1,9 —0,8] =
- = 118,19л(3/100л(3газа;
2Уп.сг = 34,94 + 118,19 + 404,87 + 21,38 = 579,38 м3;
»п.сг = 0,01 -579,38 = 5,794м3/м3 газа.
9-47 ' 129
ZH20 = 63,6 + 2-22,5 + 2,17-l,9+„„„ ' _4,762 X

Таблица 26
Расчет потерь тепла в окружающее пространство
(без учета солнечной и атмосферной радиации)
Участок
Верх
печей
Участок
над

служивающей

площадкой
Наименование поверхностей
Крышки загрузочных
люков
Рамы загрузочных
люков
Смотровые лючки
отопительных каналов
Рамы смотровых лючков
Кладка верха простенка
Кладка верха камеры
Корпус дверей
Обрамляющие ребра
дверей
Планирная дверца
Уплотняющая рамка
дверей
Армирующая броня
дверей
Дверные рамы
1 Кладка над рамами
Поверхность
печи, м?
только

фронтальная
0,820
0,753
0,399
0,276
12,711
4,593
3,028
0,528
0,191
1,999
1,462
1,209
1,740
1
общая
0,820
0,753
0,399
0,276
12,711
4,593
3,028
8,687
0,812
1,999
1,462
11,910
1,740
Температура, "С

поверхности
350
330
250
260
ПО
85
90
80
85
115
195
130
80

окружающего
воздуха
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
Значения
коэффициентов
теплоотдачи,
ккал/(м''Ч-град)

конвекцией
9,63
9,59
9,31
9;35
8,28
7,87
6,29
6,14
7,87
6,60
7,16
6,74
6,14


пусканием
20,36
18,87
13,68
14,26
6,04
5,34
6,57
6,25
5,34
7,43
10,78
7,98
5,21
Потери тепла, ккал/ч

конвекцией
2 685
2 311
892
645
10 525
2711
1 512
3 734
479
1 385
1937
9 633
748


пусканием
5676
4547
1310
984
7677
1839
1592
231
76
1560
2916
1158
635

суммарные
8 361
6 858
2 202
1 629
18 202
4 550
3104
3 965
555
2 945
4 853
10 791
1 383

Туннель
Верх корнюрной зоны
Анкерные колонны над
площадкой
Анкерные колонны под
площадкой, передняя
поверхность
Анкерные колонны под
площадкой, боковая
поверхность
Анкерные колонны под
площадкой, поверхность
у кладки
Малые анкерные
колонны, передняя
поверхность
Малые анкерные
колонны, боковая поверхность
Малые анкерные
колонны, поверхность у
кладки
Фасадные стены
(зеркала) регенераторов
Разделительные стены
регенераторов
Кладка зоны косых
ходов
Всего
0,676
4,461
2,160
0,684
5,206
3,057
1,053
47,006
0,676
14,633
2,160
4,028
1,438
0,684
2,418
0,342
5,206
3,057
1,053
84,885
60
70
65
70
100
95
100
120
90
140
170
—
10
10
38
38
38
38
38
38
38
38
38
—
5,74
5,96
4,90
5,09
5,86
5,76
5,85
6,18
5,65
6,42
6,69
—
4,71
5,94
6,57
6,73
7,74
7,57
7,74
8,49
6,16
7,74
8,84
-
194
5233
286
656
522
229
877
173
1530
2002
930
51 829
159
1590
383
300
1668
2 413
1229
37 943
353
6823
669
656
522
529
877
173
3198
4415
2 159
89 772

С помощью выражений (110) находим состав продуктов
сгорания: 6,03% С02; 20,40% Н20; 69,88% N2; 3,69% 02.
Приняв температуру продуктов сгорания равной, как и в
предыдущем случае, 300°-С, используя определенный выше состав
продуктов сгорания и данные табл. I приложения, рассчитываем
теплоемкость продуктов сгорания:
С°>™ = (0,4449-6,03 + 0,3684-20,40 + 0,3121 -69,88 +
п.сг ЮО
+ 0,3239-3,69)=0,3320 ккал/(м3-град).
Отсюда
qep = (4,08 — 0,0062 Кс.х) 5.794-0.3320-300 = 2354 — 3,6КС.Х.
7. Тепло, теряемое при неполноте сгорания
отопительного и сырого газа. Исходя из принятого
значения коэффициента расхода воздуха (1,25) и практики
коксования принимаем, что потери тепла от неполноты сгорания
отопительного и сырого газа отсутствуют, т.. е. <77р=0.
8. Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки. Данная статья расхода
определяется при составлении производственного теплового баланса на
основе практических наблюдений по методике, описанной в гл. V.
Для расчета воспользуемся нормативным тепловым балансом
[30, табл. 3], согласно которому при обогреве печей ПВР коксовым
газом потери тепла при кантовке составляют 1%.
Отсюда
<7вр = 0,012<7Расх = 0,0Щпрт;
2<7прих = <7т + <7гп + <7зп + <74п + <7бп + <7еп + <77п =
= 42891/с.х + 17, 1 Vc.x + 34, \VC.X + 6377 + 16557 — 25,2FC.X +
+ 1474 — 2,2КС.Х + 130 — 0,2УС.Х = 4312,6Уох + 24538.
Тогда
<7вр = 0,012<7прих = 0,01 (4312,6КС.Х + 24538) = 43,1КС.Х + 245.
9. Тепловые потери в окружа ю.щ ее
пространство рассчитываем по формуле (116). Поскольку воздух на обогрев
печей берется из помещения под печами, потери тепла через
верхнюю фундаментную плиту не учитываем, так как это тепло вновь
возвращается в отопительную систему с нагретым воздухом.
Температуру отдельных участков поверхности коксовых печей
принимаем согласно данным табл. 19, температуру окружающего
воздуха принимаем равной 10° С, что близко к среднегодовой
температуре атмосферного воздуха для районов Приднепровья и
Донбасса. Среднегодовая температура воздуха в туннеле колеблется
в пределах 36—40° С; для расчета принято среднее значение 38° С.
Значения коэффициентов теплопередачи конвекцией и
лучеиспусканием для верхних участков поверхности печей (верх печей
и участок над обслуживающей площадкой) берем по табл. V—VIII
приложения; значения коэффициентов теплопередачи для участков,
расположенных в туннеле рассчитываем по формулам (121) и (127).
Площади отдельных участков поверхности коксовых печей опре-
132

деляли по чертежам; для теплоотдачи лучеиспусканием принимали
только фронтальную поверхность, для теплоотдачи конвекцией —
общую (разветвленную) поверхность. Результаты расчета (без учета
солнечной й атмосферной радиации) на одну печь приведены
в табл. 26. Из полученного результата, согласно формуле (116),
нужно вычесть величину <7Р.Ср. Усредненное среднегодовое значение
<7р.ср для южной группы коксохимических заводов равно (см. гл. V,
раздел «Б», п. 9) 100,9 ккал/(м2-ч). Суммарная поверхность верха
и участков над обслуживающей площадкой в расчете на одну печь
(участки, расположенные в туннеле, не учитываются) равна
34,846 м? (см. табл. 26).
Тогда <7Р.ср в расчете на одну печь составит
100,9-34,846 = 3516 ккал
и теплопотери от одной печи будут равны
89772 — 3516 = 86256 ккал/ч.
Пересчитываем по формуле (116) теплопотери на единицу
загрузки:
86256-1000-15
*»= 24000 =5391° КтА-
г. Сводный тепловой баланс
На основании полученных значений отдельных статей
приходной и расходной частей теплового баланса составляем предваритель-
Таблица 27
Предварительный тепловой баланс коксовых печей
при обогреве коксовым газом
Приходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
наименование статей
Теплота сгорания отопительного газа
Энтальпия отопительного газа
Энтальпия воздуха, поступающего
на горение отопительного газа
Энтальпия шихты, загружаемой в
камеру коксования
Теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему
Энтальпия сырого газа,
просасывающегося из камеры в огневую систему
Энтальпия воздуха, поступающего
на сгорание сырого газа
Итого:
тепло, ккал
4289УС.Х
17,И/С.Х
34,lVc.x
6377
16 557—25,2КС.Х
1474—2,2 Vc.x
130—0,2VC.X
4312,6Vc.x+24 538
133

Продолжение табл. 27
Расходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
наименование статей
Энтальпия раскаленного кокса
Тепло нагрева коксового газа
Тепло нагрева химических продуктов
Тепло, расходуемое на влагу при
коксовании
Тепло, уносимое продуктами
сгорания отопительного газа
Тепло, уносимое продуктами
сгорания сырого газа
Тепло, теряемое при неполноте
сгорания отопительного и сырого газа
Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки
Тепловые потери в окружающее
пространство
Итого:
тепло, ккал
270 047
80 542
21589
99 451
616,3VC.X
2354—3,6VC.X
0
43,1Кс.х+245
53 910
655,8VC.X+528138
ный тепловой баланс (табл. 27), в который входит неизвестная
величина Vc.x, представляющая собой удельный расход сухого
отопительного газа на 1 т рабочей шихты.
Из табл. 27 имеем
4312,61/с.х + 24538 = 655,8КС.Х + 528138.
Отсюда ■*
3656,8ИС.Х = 503600 и Vc.x= 137,7 м3.
Подставив найденное значение Vc.x в соответствующие статьи
приходной и расходной частей предварительного теплового баланса,
получаем тепловой баланс в окончательном виде (табл. 28).
Незначительная невязка баланса (0,01%) объясняется погрешностями
расчета.
При составлении теплового баланса для проектируемого завода
расчет упрощается за счет отсутствия ряда статей чисто
производственного характера (5, 6 и 7 в приходной части баланса и 6, 7 и 8
в расходной части баланса). Методика определения остальных
статей обеих частей баланса такая же, как и в вышеприведенном
расчете.
134

Таблица 28
Тепловой баланс коксовых печей при обогреве
коксовым газом
Приходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
8
наименование статей
Теплота сгорания отопительного газа
Энтальпия отопительного газа
Энтальпия воздуха, поступающего
на горение отопительного газа
Энтальпия шихты, загружаемой в
камеру коксования
Теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему
Энтальпия сырого газа,
просасывающегося из камеры в огневую систему
Энтальпия воздуха поступающего на
горение сырого газа
Невязка баланса
Итого:
тепло.
ккал
590 595
2 355
4 696
6 377
13 087
1 171
102
59
618 442
%
95,49
0,38
0,76
1,03
2,12
0,19
0,02
0,01
100,00
Расходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
наименование статей
Энтальпия раскаленного кокса
Тепло нагрева коксового газа
Тепло нагрева химических продуктов
Тепло, расходуемое на влагу при
коксовании
Тепло, уносимое продуктами
сгорания отопительного газа
Тепло, уносимое продуктами
сгорания сырого газа
Тепло, теряемое при неполноте
сгорания отопительного и сырого газа
Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки
Тепловые потери в окружающее
пространство
Итого:
тепло.
ккал
270 047
80 542
21589
99 451
84 865
1 858
0
6180
53910
618 442
%
43,67
13,02
3,49
16,08
13,72
0,30
0
1,0
8,72
100,00
135

2. Расчет теплового баланса при отоплении печей
доменным газом
а. Исходные данные для расчета
Поскольку расчет баланса осуществляется для тех же печей,
что и в предыдущем случае (для возможности сравнения
результатов расчета), большинство исходных данных совпадает и повторно
не приводится.
Несовпадающие исходные данные:
1. Температура доменного газа на входе в печь +20° С.
2. Коэффициент расхода воздуха 1,30.
б. Приходная часть баланса
1. Теплоту сгорания отопительного газа
определяем по формуле (46); низшую теплоту сгорания сухого
отопительного газа рассчитываем по формуле (42а). Для расчета принят
усредненный для пяти заводов [69, табл. 18] состав сухого
доменного газа, % (объемн.): Н25,43; О20,22; СН40,22; N2 55,17; СО 26,85;
С02 12,11.
Qjj.r = 30,20-26,85 + 25,80-5,43 + 85,58-0,22 = 970 ккал/м3.
Тогда
?in = ^c.x«Sr = 970Vc,x.
2. Энтальпию отопительного газа определяем по
формуле (49).
По аналогии с предыдущим расчетом для коксового газа
принимаем давление насыщенных водяных паров равным 17,54 мм вод ст.
Давление газа в газопроводе принимаем равным 200 мм вод. ст.,
или 200/13,6=14,7 ммрт.ст., барометрическое давление принимаем,
как и ранее, равным 760 мм рт. ст.
Тогда
17,54
№„г = = 0,0226
VT 760+14,7
и объемное содержание водяных паров во влажном газе
0,0226
: =0,0221, или 2,21%.
1+0,0226 .
Зная объемное содержание водяных паров во влажном
доменном газе, рассчитываем состав влажного доменного газа по той же
методике, что и в случае коксового газа:
100 —Н20 100 — 2,21
ясв = — = : =0,9779.
св 100 100
Состав влажного доменного газа, % (объемн.): Н25,31; О20,22;
СН40,22; N2 53,95; СО 26,25; СО* 11,84; Н20 2,21.
136

Используя данные табл. I приложения, находим среднюю
теплоемкость влажного доменного газа при 20° С:
С°^° = -— (0,3056-5,31 + 0,3124-0,22 + 0,3744-0,22 +
+ 0,3093-53,95 + 0,3104-26,25 + 0,3873-11,84 +
+ 0,3574-2,21) = 0,3198 ккал/(м3-град).
Отсюда
Vsn = Vex (I + 0,0226) 0,3198-20 = 6,5VC.X
3. Энтальпия воздуха, поступающего на
горение отопительного газа. По выражению (60) определяем
расход воздуха на сжигание сухого доменного газа:
1С.Д = 0,0476-1,3 [0,5 (26,85 + 5,43) +2-0,22 — 0,22] =
= 1,012 л3/ж3 газа.
Расчет влажности воздуха приведен ранее (см. расчеты для
коксового газа); поэтому воспользуемся сразу конечными
результатами:
9зп = Ус.х-1,012 (0,3100 + 0,01075-0,3574) 20 = 6,4УС.Х.
4. Энтальпию влажной шихты, загружаемой
в камеру коксования, принимаем по результатам
аналогичного расчета при обогреве коксовым газом:
"74п = 6377 ккал.
5. Теплоту сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему, принимаем по
результатам аналогичного расчета при обогреве коксовым газом:
qsn = 13087ккил.
6. Энтальпию сырого газа, просасывающегося
из камеры в огневую систему, принимаем по
результатам аналогичного расчета при обогреве коксовым газом:
<7вп = П71 ккал.
7. Энтальпию воздуха, поступающего на
горение сырого газа, принимаем по результатам аналогичного
расчета при обогреве коксовым газом:
<?7п= Ю2 ккал.
в. Расходная часть баланса
1. Энтальпию раскаленного кокса принимаем по
результатам аналогичного расчета при обогреве коксовым газом:
<?1р = 270047 ккал.
2. Теплоту нагрева прямого коксового газа
принимаем по результатам аналогичного расчета при обогреве
коксовым газом:
<?гр = 80542 ккал.
137

3. Теплоту нагрева химических продуктов
принимаем по результатам аналогичного расчета при обогреве коксовым
газом:
9зр = 21589 ккал.
4. Тепло, расходуемое на влагу при
коксовании, принимаем по результатам аналогичного расчета
при'обогреве коксовым газом:
94р = 99451 ккал.
5. Тепло, уносимое продуктами сгорания
отопительного газа. Энтальпию продуктов сгорания,
покидающих отопительную систему печей, определяем по формуле (101).
Для нахождения ап.сг используем известный состав влажного
доменного газа и уравнения (102), (104), (105), (107), (108) и (109):
2С02 = 0,22 + 26,25+ 11,84 = 38,31 ж3/100ж3 газа;
2Л'2 = 1,3 [1,881 (26,25+ 5,31)+ 7,524-0,22+ 53,95 —
— 3,762-0,22] = 132,19ж3/Ю0 м3 газа;
2 02 = (1,3— 1) [0,5 (26,25 + 5,31) + 2-0,22 — 0,22] =
= 4,80ж3/100ж3газа;
2 Н20 = 5,31+ 2-0,22+ 2,21+ — 4,762 X
2 т -т ^760 —8,08
X 1,3 [0,5 (26,25 + 5,31) + 2-0,22 — 0,22] = 9,03ж3/100 ж3 газа;
2Vn.cr = 38,31 +9,03+132,19 + 4,80= 184,33 ж3;
*Wr = 0,01 • 184,33 = 1,843м3/м3 газа.
С помощью выражений (ПО) находим состав продуктов
сгорания: 20,78% С02; 4,90% Н20; 71,72% N2; 2,60% 02.
Среднюю температуру продуктов сгорания при выходе из
подового канала в газовоздушный клапан рассчитываем по формуле
(1116):
5750
twcr = — 105° С = 386 — 105 = 281° С.
14,9
Для удобства расчета принимаем температуру отходящих
продуктов сгорания равной 280° С.
Используя данные табл. I приложения, рассчитываем
теплоемкость 1 м3 продуктов сгорания CnFc^ :
С%™= — (0,4413-20,78 + 0,3674-4,90 + 0,3118-71,72 +
+ 0,3229-2,60) = 0,3417 ккал/(м3-град).
Величина Wvr равна 0,0226 (см. п. 2 приходной части баланса).
Тогда
Яър = Vox(l +0,0226) 1,843-0,3417-280 = 180,ЗУС.Х.
138

6. Теггло, уносимое продуктами сгорания
сырого газа. Принимаем температуру продуктов сгорания сырого
газа равной температуре продуктов сгорания отопительного газа,
т. е. 280° С.
Рассчитываем теплоемкость продуктов сгорания, используя их
состав, определенный ранее при составлении теплового баланса для
случая обогрева печей коксовым газом и данные табл. I приложения.
-0,280
= — (0,4413-6,03 + 0,3674-20,40 + 0,3118-69,88 +
п.сг 100 ■
+ 0,3229-3,69) = 0,3307 ккал/(м3-град)
Согласно п. 3 приходной части баланса, для доменного газа
Lc-.д =-1,012 м3/м3 газа; учитывая влажность воздуха, имеем LBK =
= 1,012(1+0,01075) = 1,023 м3/м3 газа и £о.с = 1,023 Vc.x.
Рассчитываем Vqq по аналогии с подобным расчетом при
обогреве печей коксовым газом:
^ = -^-юо = ^-8.
со* 1,023VC.
По уравнению (73) определяем
сх
l,023l/c.x/^^-0,04J
VC.T = —— = 4,08 — 0,0012УС.Х.
35,3
Величина vn.CT (см. п. 6 расходной части теплового баланса для
обогрева печей коксовым газом) равна 5,794 М*/м3 газа.
Отсюда
<7вр = (4,08 — 0,00121'с.х) 5,794-0,3307-280 = 2189 — 0,6V'c.x-
7. Тепло, теряемое при неполноте сгорания
отопительного и сырого газа. Принятое для расчета
значение коэффициента расхода воздуха (1,30) обеспечивает
достаточно полное сгорание отопительного газа. Поэтому содержание СО,
СН4 и Н2 в продуктах сгорания должно быть небольшим. В
производственных условиях содержание указанных компонентов
продуктов сгорания определяется аналитическим путем. Для расчета
принимаем, что в продуктах сгорания содержится: СО 0,5%; Нг
0,2%; СН40,1%, что соответствует производственным данным [40].
Для удобства расчета (при сохранении его точности) состав и
количество газовых смесей, образующих продукты сгорания, уходящие
из коксовых печей (продукты сгорания отопительного газа,
продукты сгорания сырого газа, обусловленное неполнотой сгорания
отопительного газа некоторое количество горючих газов), считаются
раздельно. Температура всех газовых смесей одинакова и равна 280е С.
Объем продуктов сгорания отопительного газа равен (см. п. 5
расходной части баланса) 1,843 м3 на 1 м3 влажного газа, или
1,843(1+0,0226) = 1,885ж3 на \ м3 сухого газа, т.е. 1,885 Vc.x на весь
объем отопительного газа.
Объем продуктов сгорания сырого газа равен (см. п. 6
расходной части баланса) 5,794(4,08—0,0012 Vc.*).
139

Суммарный объем продуктов сгорания отопительного и сырого
газов составляет 1,885 Ус.*+5,794(4,08—0,0012 Vc.x) =23,64+
+1,878 Vc.x.
Поскольку суммарное количество СО, Н2 и СН4 в продуктах
сгорания составляет 0,5+0,2+0,1=0,8% от всего количества
продуктов сгорания, то остальные 99,2% приходятся на долю
продуктов сгорания отопительного и сырого газов.
Отсюда объем горючих компонентов равен
(1,878VC.X +23,64) 0,8
— ^-^ ; = 0,0Ш'с.х + 0,0019.
99,2 с.хт .
Состав горючих компонентов равен:
0,5 0,2
СО = — 100=62,5%; Н2= —100 = 25,0%;
0,8 0,8
СН4=-^-100 = 12,5%.
U,о
По формуле (42а) определяем низшую теплотворную
способность смеси горючих компонентов:
<£-г = 30,20-62,5 + 25,80-25,0 + 85,58-12,5 = 3602 ккал/м3.
Химическая потеря тепла от неполноты сгорания Qn™ составит
Q£™ = 3602 (0,015Vc>x + 0,0019) = 54,0Vc x + 7.
Теплоемкость отдельных горючих компонентов при 280° С
составляет [см. табл. I приложения: СО=0,3140 ккал/(м3 ■ град);
Н2=0,3102 ккал/(м3-град); СН4=0,444 ккал/(м3-град)].
Отсюда теплоемкость смеси горючих компонентов равна
С^80 = — (0,3140-62,5 + 0,3102-25,0 + 0,444-12,5) =
= 0,3293 ккал /(л*3- град).
Энтальпия смеси горючих компонентов С?"епл равна (0,015 Кс.х+
+0,0019)0,3293-280= 1,4 Vc.x+0,2.
Отбрасывая за незначительностью слагаемое 0,2, окончательно
имеем
Онг = 1 4V .
"*тепл * > "с.х
Суммарные потери от неполноты горения составляют
?7р = «т + <%епЛ = И,0Ксл +7+1,4Vcx = 55,4Ус_х + 7.
8. Теплота сгорания и энтальпия газа, теря-
гмого во время кантовки. Согласно нормативному
тепловому балансу [30, табл. 3], потери тепла при кантовке в случае
эбогрева печей ПВР доменным газом составляют 2%.
140

Таблица 29
Предварительный тепловой баланс коксовых печей
при обогреве доменным газом
Приходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
наименование статей
Теплота сгорания отопительного газа
Энтальпия отопительного газа
Энтальпия воздуха, поступающего
на горение отопительного газа
Энтальпия шихты, загружаемой в
камеру коксования
Теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему
Энтальпия сырого газа,
просасывающегося из камеры в огневую систему
Энтальпия воздуха, поступающего на
горение сырого газа
Итого:
тепло, ккал
970VC.X
6,5VC.X
6,4VC.X
6377
13 087
I 171
102
982,9Vc.x+20 737
Расходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
наименование статей -
Энтальпия раскаленного кокса
Тепло нагрева коксового газа
Тепло нагрева химических продуктов
Тепло, расходуемое на влагу при
коксовании
Тепло, уносимое продуктами
сгорания отопительного газа
Тепло, уносимое продуктами
сгорания сырого газа
Тепло, теряемое при неполноте
горения отопительного и сырого газа
Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки
Тепловые потери в окружающее
пространство
Итого:
тепло, ккал
270 047
80 542
21589
99 451
180,3VC.X
2189—0,6VC.X
55,4Vc.x+7
19,7VC.X+415
53 910
254,8VC.X+528150
141

Таблица 30
Тепловой баланс коксовых печей при обогреве
доменным газом
Приходная часть
№ п/п.
1
2
3
4
5
6
7
наименование статей
Теплота сгорания отопительного газа
Энтальпия отопительного газа
Энтальпия воздуха, поступающего на
горение отопительного газа
Энтальпия шихты, загружаемой в
камеру коксования
Теплота сгорания сырого газа,
фильтрующегося в отопительную систему
Энтальпия сырого газа,
просасывающегося из камеры в огневую систему
Энтальпия воздуха, поступающего на
горение сырого газа
Итого:
тепло
ккал
675 993
4 530
4 460
6 377
13 087
1 171
102
705 720
%
95,80
0,64
0,63
0,90
1,85
0,17
0,01
100,00
Расходная часть
N° п/п.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
наименование статей
Энтальпия раскаленного кокса
Тепло нагрева коксового газа
Тепло нагрева химических продуктов
Тепло, расходуемое на влагу при
коксовании
Тепло, уносимое продуктами горения
отопительного газа
Тепло, уносимое продуктами горения
сырого газа
Тепло, теряемое при неполноте
горения отопительного и сырого газа
Теплота сгорания и энтальпия газа,
теряемого во время кантовки
Тепловые потери в окружающее
пространство
Итого:
тепло
ккал
270 047
80 542
21589
99 451
125 651
1 771
38 615
14 144
53 910
705 720
%
38,28
11,41
3,06
14,09
17,80
0,25
5,47
2,00
7,64
100,00
142

Тогда (см. аналогичный расчет, выполненный для случая
обогрева печей коксовым газом) имеем
<?8р = 0,022<7прих;
2<7ПРИХ = <71П + <?2П + ?ЗП + <?4П + <?5П + <7бП + <?7П = 970VC.X +
+ 6,51/с.х + 6,41/сх + 6377 + 13087 + 1171 + 102 = 982,9VC.X + 20737
qsp = 0,022?прих = 0,02 (982,9VC.X + 20737) = 19,7УС.Х + 415.
9. Тепловые потери в окружающее
пространство принимаем по результатам аналогичного расчета при
обогреве коксовым газйм:
q9p — 53910 ккал.
г. Сводный тепловой баланс
Сводный тепловой баланс составляем так же, как и в случае
обогрева коксовым газом (см. табл. 29 и 30).
Из табл. 29 имеем
982,9КС.Х + 20737 = 254,8Ус.х + 528150.
Отсюда
728,1КС.Х = 507413
и
Vc.x = 696,9 л3.
Подставив найденное значение Vc.x в соответствующие статьи
приходной и расходной частей предварительного баланса, получаем
тепловой баланс в окончательном виде (табл. 30).

ЬОн-ОСООЭ ^ОСЛА WW>-
OOOOO OQOQ QOO
ooooo oooo oooo
opooo ppoo о op о
"oo'oo'oo'boVl -O, -J*01 ОС "сл'сл JbV
CO ^1 i* CO CO СЛ CO CO *» COAEOU
0,528
0,596
0,663
0,727
0,790
0.849
0,902
0,952
0.999
1,042
1,082
wuwww -ooic ooco-ocn
№МОЭЛ!й .& 00 to СЛ ЩОЮЫ
— W CO О tO >— ЛМЧ Ol^lCOCO
0,728
0,838
0,947
1,044
1,137
1,217
1,297
1,367
1,430
1,488
1,543
О CD CT> -*J C7) СП Л CO tO «CO
! l О СО СП CO CO CO CO ЧСЛММ
-JOOCVl 0OCD00-J 1ССЛЛО)
1,225
1,394
1,556
1,704
1,849
1.972
2,098
2,205
2,299
2,386
2,471
со со со -j -j eft en j* со WHa^j
СП ~ СП CD £0 .fi. Cft ~J ОТ ЛС^ОЗ
сососл^сл iooiow tocococn
0,368
0,386
0,403
0,418
0,435
0,450
0,465
0,480
0,494
0,507
0,520
ooooo ppoo pope
СЛ СЛ СЛ СП СЛ СЛСЛ.&>>£> ^4^^^.
,ti .t. со to to *- о со со сг> 01 со .—
J^ О — CD — J^OlrfMO -О. CO Co Ji
0,473
0,537
0,596
0,652
0,703
0,751
0,794
0,832
0.869
0,902
0,933
0,961
0,987

Температура, °C
P
я
о
я
P
a;
n
Я
p
p
я
p
z
я
Co
P
n
(5
Я
3
2400
2500
0,3643
0,3655
oo
3813
3828
oo
3598
3610
oo
3433
3451
oo
3647
3659
PP
5902
5926
oo
4864
4903
1 1
1 1
1 1
со to i—о
oooo
oooo
0.3585
0,3600
0,3615
0,3629
OOOO
CO COCO CO
-0 -J -J -J
(O00OJ Ji.
Ми -fc*C0
OOOO
CO CO CO CO
Сл СЛСЛ01
CO-J СП А
СЛ — -O. —
OOOO
CO CO CO CO
4^ CO CO CO
—' tO COO")
Cn COOtO
oooo
CO CO CO CO
o> о^стз сл
CO to О «Э
нР» —' ~-l tO
oooo
СЛ СЛСЛСЛ
CO CO CO -d
-*J Л — 00
О СО СОСЛ
oooo
Jb. Jj. J^ £.
CO-J -*J СП
to -о со oo
to to сл со
INI
1 1 1 1
1 1 II
CO CO-JO")
oooo
oooo
0,3513
0,3532
0,3551
0,3568
oo oo
COCO CO CO
-J -JCTio
со — to-^i
О ЮСОСО
oooo
CO CO CO CO
01СЛ -fc-Ja.
woto-^i
СП OOOO
oooo
3285
3304
3324
3343
oooo
CO CO CO CO
Сл СЛ СЛ СЛ
-ОСП Jb. (О
CD CO — tO
oooo
Сл СЛСЛСЛ
-О. -JCftOl
Сл —-J. tO
о to —о
oooo
rfi hti -t>. jb*
0"> Сл Сл >j>
CO CO CO СО
CO tO-J —
1 1 1 1
1 1 II
1 1 1 1
1111
0,3422
0,3447
0,3470
0,3492
o'ooo
CO COCO CO
оаютсп
Сл COOCO
CO — OO A.
OOOO
COCO CO CO
to^j 4^00
oooo
CO CO CO CO
tO (O to Ю
a^too
С") О -d 00
oooo
CO CO 00 CO
СЛ Jb*. A
о-о.сл со
— to сл о
oooo
Сл Сл сл en
(л Сл rf*. Л*
мюс.о
COfttOvl
oooo
rf^CO СО Ю
too о Л
Сл о> сл «t-
0,453
0,684
и \%
llsl
0,3306
0,3338
0,3367
0,3395
oooo
СО СО СО СО
СП СЛ J^ ,£»
СП 10(0 01
-J СО СО СО
оооо
coco со со
COCO to Ю
Сл WtO Ct>
ьолеп сл
оооо
СО СО СО СО
cO-JCn.u.
— л to сл
оооо
СО СО СО СО
^СОСОСО
о-ч *>.—
СО rfb СО —
оооо
5090
5181
5263
5338
Я сор
1111
0,426
0,434
0,442
0,450
рррр
о"о)ст>сп
О) Л» Ю СО
ОСП tOOl
ОООО
d oi о о
Сл J* со to
О) СП СО —
ills
0,3174
0,3207
0,3240
0,3274
рерр
3290
3339
3384
3426
оооо
COCO СО СО
IOIO — —
СО O-J *ь
CO — — 4i-
оооо
СО СО СО СО
со to — —
ддчо
оооо
со со со со
tow to—'
-g AO--J
-J W-J £*
оооо
Oi. Л Л Л*
to со-о en
oo-jen о
СОСЛ О СО
оооо
СО СО СО СО
COCO -J—i
to СЛ <ОС0
O-J -J W
pooo
JbJ^COCO
— OtO'O
-J COCOO
0,481
0,511
0,540
0,568
pooo
СЪСл СЛ Сл
OCD-JCT)
■^ CO-J.O
со to —
S8So
0,3098
0,3106
0,3122
0,3146
oooo
со со coco
coco J^ —
CO tO -O, CD
oooo
3092
3095
3104
3121
pppp
1111
OOOO
1111
pppp
III1
pppp.
1HI
«,360
0,366
0,373
0,381
pppp
^.fe'cOCO
СЛ tO CD ^J
oo too
0,447
0,489
0,517
0,540

Температура, °c
Воздух
сухой
p
2:
я
о
о
о
р
я
о
,я
ся
я
я
о
"О
и
а
s
га
га
а
° о
^га
•°1
S °
' >
п О

со со
— о
со со
со —
-joo
о to
СП СО
00 СО
со со
to о
осо
001
ф. л
* —
со со
со со
-J СЛ
to —
00 -J
о о
0437
0464
со со
СЛ СО
СП 41
со о
о о
0419
0443
to to to
со оо 4i
со to to
ooo ел
4* Cn *
* со со
ооо сп
оо ел 4^
SO SO SO
00 41 СП
4i so 4i
so — о
со со со
CO ^-1 СП
СП CO SO
со со to
CO — CD
O — CO
oo cn *.
OOO
OOO
4» CO CO
— 00 Cn
N3 41 СП
со со so
— ooo
41 O —
OOO
OOO
CO CO CO
CO 41 СП
СП со SO
to so to
СП СП 4Ь
so to to
СП CO SO
SO 41 CO
— ooo
CO 00 CO
*.(00
CO CO 4*
to so so
4*
COCO О -J
00 О SO
Co со so
CO — CO
tO CO 4*
to so so
■41 СЛ 4*
01 CD CO
to оо о
OOO
OOO
Co со Co
4* tO О
Co со со
to so so
cn ел со
41 — СП
О -J 4»
OOO
0294
0313
0332
to to to
Co to —
. -
— CD 00
OOOO)
-J CO СП
so to so
CevJOl
.
о со oo
СЛ 4=» to
СП to CD
to to so
-J —СЛ
to to to
to — о
CO СП —
— СП CD
OOO
0252
0268
0285
to to —
SOOCO
to to 4i
00 CO О
OOO
0245
0261
0277
О CD 00
-JCDOl
СЛ * 4*
4» 00 00
so so to
CO S0 —
41 СП СЛ
со со со
— SO CO
so to so
Co — cp
— 4i К
CO 41 СП
O00 41
SO 4* СП
OOO
OOO
so so so
CO to О
о to oo
oo -joi
СЛ 4* 4*
00 СП —
OOO
0204
0217
0231
41 cn CH
4* CO,S0
СпевЧ
CO CO CD
CD 00 -J
00 СП 4*
4=. CO SO
4* О) 00
СП О —
CD 41 СП
— CO 00
СЛ Ф» CO
СП СП ^)
СП СП 4*
OOO
0171
0183
0195
СП 4=. CO
CO 4*. СП
eno —
OOO
0168
0179
0191
4* CO to
— — о
CO S0 СП
CO CO SO
СП СП 4^
со со со
to —о
о со cn
CO СП 4*
СЛ 4ь СО
00 00 00
to so —
со о so
— 00 СП
о оо
0140
0150
0160
to — —
41 СО —
— о о
ооо
222
СЛ 4* СО
00 00 00
— осо
со со оо
oo-to cn
4* — —
со to —
4=. СЛ -~1
СО СО 00
со со оо
-jcoo
so
toco — со
О СО СО
слоо —
— СЛ СО
ооо
0115
0123
0131
осо со
СО 41 О
41 СО СО
ооо
0113
0121
0129
00 ~4СП
00 41 ^)
осло
СП — —
оосо
CD SOW
00 41 ^
so -^ so
00 СП 4*
— о о
О СО СО
cn со to
00 00 41
— 4* 41
ооо
0093
0100
0107
00 41 41
СП со 4*
(ОСЛО
ооо
0092
0099
0106
СЛ * СО
спел сл
СЛ — СП
4». ОСО
00 00 41
СО СО 41
СП СП СП
оо со со
О 4» 41
ооо
00 00 41
сп о сп
сп сп сп
СО 4» О
00 00 00
ооо
0075
0081
0087
СП СП СП
СО* О
to со со
ООО
ооо
ооо
00 00 41
сп о сл
to — о
СЛ * *
SO СО СП
со со оо
41 СП СП
SO 41 SO
Сп сп *
сл"ьо оо
со —to
ооо
41 СП СП
ОСП О
СП СЛ *
СП SO 00
41 ОСП
ооо
ооо
ооо
41 ОСП
О СП —
СП СП *
СП SO' 00
coco to
ооо
ооо
ооо
41 СП СП
О СЛ О
Температура,
мм рт. ст.
мм вод. ст.,
кг/м?
1?
% (объемн.)
^
^
<\1
1?
*
"?
°с
Парциальное
давление
водяных паров
Содержание
водяных
паров в газе при

температуре, °С
на 1 м"* сухого
газа
в 1 м> влажного
газа
Содержание водяных паров

Продолжение табл. II
о
Температура,
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
Парциальное
давление
водяных паров
О.
35,66
37,73
39,90
42.18
44,56
47,07
49,65
52,44
55,32
58,34
61,50
64,80
68,26
71,88
75,65
79,60
83,71
88,02
92,51
Ос*
» S!
5? а
485
513
542
573
606
640
675
713
752
793
836
881
928
977
1028
1082
1138
1197
1258
Содержание
ров в газе при

температуре, °С
е/м'
33,77
35,58
37,55
39,56
41,64
43,84
46,10
48,56
51,07
53,70
56,39
59,27
62,20
65,31
68,48
71,84
75,30
78,97
82,72
я
s
о
4,69
4,96
5,25
5,55
5,86
6,19
6,53
6,90
7,28
7.68
8,09
8,53
8,98
9,46
9,95
10,47
11,01
11,58
12,17
Содержание водяных паров
на 1 м3 сухого
газа
г/м*
39,58
41,97
44,56
47.25
50,06
53,06
56,18
59,60
63,15
66,90
70,79
75,00
79,35
84,03
88,86
94,05
99,49
105,33
111,43
м3/м3
0,0492
0,0522
0,0554
0,0588
0,0623
0,0660
0,0699
0,0741
0,0785
0,0831
0,0880
0,0932
0,0987
0,1045
0,1105
0,1170
0,1238
0,1310
0,1386
в 1 м3 влажного
газа
г/м>
37,72
39,89
42,2?
44,63
47,13
49,78
52,51
55,49
58,55
61,76
65,06
68,60
72,22
76,08
80,02
84,20
88,54
93,13
97,87
мУм3
0,0469
0,0496
0,0525
0,0555
0,0586
0,0619
0,0653
0,0690
0,0728
0,0768
0,0809
0,0853
0,0898
0,0946
0,0995
0,1047
0,1101
0,1158
0,1217
ТАБЛИЦА III
СРЕДНЯЯ ТЕМПЕРАТУРА t И ОТНОСИТЕЛЬНАЯ
ВЛАЖНОСТЬ ф АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА В РАЗЛИЧНЫХ
РАЙОНАХ СССР
Наименование пункта
Вологда
Воронеж
Ворошиловград . . .
Днепропетровск .
Январь
°с
—12
—9,8
—7,0
—6,0
%
85
90
84
88
Июль
°С
17,6
20,6
22,2
22,3
%
70
62
59
60
146

Продолжение табл.111
Иркутск
Керчь . .
Ленинград
Москва
Николаев
Новосибирск
Одесса
Пермь
Свердловск
Тбилиси
Харьков
Херсон
Январь
°с %
—20,9
—1,3
—7,7
—10,8
—4,0
—19,3
—3,1
—16,0
—16,2
—Э,1
—7,7
—3,4
85
88
87
88
88
83
88
84
84
80
88
89
Июль
°С
17,2
23,4
' 17,5
18,0
23,1
18,7
22,6
18,0
17,2
24,6
20,3
23,3
%
72
68
69
70
63
59
61
72
70
51
65
62
ТАБЛИЦА IV
УРОВНИ ЗАМЕРА ТЕМПЕРАТУР В КАМЕРАХ КОКСОВАНИЯ, м
(от пода камеры) [83, § 371]
Полная высота камеры, м
3,2
0,6
1,6
2,3
3,5
0,6
1,7
2,4
2,8
3,8
0,6
1,9
2,7
3,1
4,2 и
4,3
0,6
2,1
3,2
3,5
5,0 | 5,5 | 6.0*
для заводов
Юга
0,6
2,45
3,9
4,2

Востока
0,6
2,45
3,7
4,0
Юга
0,6
2,7
4,2
4,5

Востока
0,6
2,7
4,0
4,3
Юга
0,6
3,0
4,6
4,9

Востока
0,6
3,0
4,4
4,7
* Для печей высотой 6,0 м заданные уровни могут быть уточнены по мере
накопления данных.
10*
147

ТАБЛИЦА V
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООТДАЧИ КОНВЕКЦИЕЙ а„
ВЕРТИКАЛЬНЫХ ЧАСТЕЙ ПОВЕРХНОСТИ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ
ПРИ ПЕРЕМЕННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ ВОЗДУХА

Температура

поверхности, °С
30
40
50
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
1«0
190
200
210
220
230
240
250
260
270
280
290
300
310
320
330
340
350
360
370
380
390
400
410
420
Коэффициент теплоотдачи ак, ккал/i
—20 -
5,96
6,14
6,30
6,45
6,59
6,71
6,82
6,91
6,99
7,06
7,13
7,18
7,23
7,29
7,33
7,38
7,41
7,44
7,48
7,51
7,53
7,56
7,58
7,60
7,63
7,65
7,67
7,69
7,71
7,73
7,74
7,76
7,78
7,79
7,81
7,82
7,84
7,85
7,87
7,88
температуре воздуха,
-10
5,63
5,87
6,06
6,24
6,40
6,54
6,65
6,76
6,85
6,93
7,01.
7,07
7,13
7,18
7,23
7,28
7,32
7,36
7,39
7,43
7,46
7,48
7,51
7,53
7,56
7,59
7,61
7,63
7,65
7,67
7,69
7,71
7,72
7,74
7,76
7,78
7,79
7,80
7,82
7,84
0
5,24
5,55
5,79
6,01
6,19
6,35
6,48
6,60
6,70
6,80
6,88
6,95
7,01
7,08
7,13
7,18
7,23
7,27
7,31
7,34
7,38
7,41
7,43
7,46
7,49
7,52
7,54
7,56
7,59
7,61
7,63
7,65
7,67
7,69
7,71
7,73
7,74
7,76
7,78
7,79
лРчград),
°С
10
4,74
5,17
5,47
5,74
5,96
6,14
6,29
6,43
6,54
6,65
6,74
6,82
6,89
6,96
7,03
7,08
7,13
7,18
7,22
7,26
7,30
7,33
7,36
7,39
7,42
7,45
7,48
7,50
7,53
7,55
7,57
7,59
7,61
7,63
7,66
7,67
7,69
7,71
7,73
7,75
при
20
3,98
4,67
5,09
5,43
5,69
5,91
6,09
6,24
6,37
6,49
6,60
6,69
6,76
6,84
6,91
6,98
7,03
7,08
7,13
7,17
7,21
7,25
7,28
7,32
7,35
7,38
7,41
7,44
7,46
7,49
7,51
7,54
7,56
7,58
7,60
7,62
7,64
7,66
7,68
7,70
148

00 CO CO
оо ~ооз
ооо
СО СО CD
со оооо
ооо аз
со со со
оо со оо
*> to о
со со со
-0 ^1 ~0
оо аз со
СО CD СО
-а аз аз
■—со аз
со со со
аз аз ел
спкз со
со со со
СЛ 43. СО
ооо
СО'СО СО
оо оо оо
л. ю о
со со со
--~3 —-3 —-1
~j ел со
со со со
-j аз аз
осо аз
со coco
аз аз ел
СО>—СО
со со со
СП СЛ СЛ
аз 4* —
со со со
to |— о
ооо
со to со
оо аз со
со со со
-J аз аз
•—со ел
со со со
аз аз ел
со о о
coco со
ел ел 4*
аз со со
со со со
4ь. 4^ 4*.
00 СЛ —
to (ою
СО 00 -~!
ооо
СО CD СО
^i аз аз
■—ОО СЛ
со СО СО
аз аз ел
coo^J
СО CD СО
ел ел 4^
ел to оо
CD CD СО
*> 4=. СО
СТЗ СО СО
со со со
со со со
оо .*» о
to to to
аз ел 4^
ооо
CD CD СО
аз спел
to со аз
СО СО CD
СЛ СЛ 4*
4^ О ~J
со со со
4*. 4^ СО
СПО -J
со со со
со со to
Сл 1 J
со со со
to to —
аз — ~о
to sd to
со to —
ООО
со со со
СЛ СЛ 4*
со о аз
CD COCO
4^ 4^ со
*ооз
со со со
со со to
4^ О СЛ
со со со
со со «1^
СО CD СО
— оо
со оо to
ОСО 00
ООО
СО CD СО
*■ coco
to оо со
со со со
со to to
— ~^ to
CD CO CD
го — о
О ел со
О СО 00
О О CD
оо со аз
оо со оо
со со оо
азо со
~о аз сл
ооо
со coco
to to —
оо to сл
со со со
— оо
аз со to
сооооо
осо оо
СОСЛ -J
оооо оо
Со 00О
со — to
оооо оо
моэел
сл о аз
*. со ю
ооо
CD CD 00
О ОСО
СО tO 4^
оо оо оо
со оо -а
ел ооо
оо оо оо
о о аз
ООО
оооо оо
ОзСЛ *>
со со to
оо оо оо
4* со to
азел ю
— о со
ооо
оо оо оо
оо о аз
ел >^ со
со оо оо
аз ел 4^
о ел to
оо оооо
4> СО to
00 СЛ О
00 00 О
to — to
00 СО О
оо о о
OCO -4
ооо
оо -j аз
ооо
оооо оо
*. СО —
со 4* о
оо оо о
to — CD
-4 ОО
оо о о
ооо аз
СО*> О
-~0 —-J —-J
О СЛ N3
о ф> аз
О ОСП
4* to oo
00 О -0
СЛ *. со
ооо
4^v]
СО О СЛ
О 00 4*
SvlM
аз >&. —
аз со со
о о аз
сооаз
to coco
аз аз аз
сосл о
СО 4»- О
аз ел сл
45. СО О
4^ — 4*.
Темпе
повер
ратура
хности,
С
1
to
о
1,
о
о
о
to
о
о
ффициен
т тепл
эотдачи
ратур
"о Ч,
3
ад), п
к
мпе-
си Т.
О О
«< о
х ее
> Е
х
о
о>
■е
■е-
я
J=
я
гя
я
н
сг
н
гя
я
Ея
О
О
н
>
я
т.
о
я
03
гя
т.
с
я
гя
S

Продолжение табл. VI
Температура
°С
390
400
410
420
Коэффициент
—20
9,92
9,94
9,96
9,98
теплоотдачи а , ккал/(м*
ратуре воздуха, "С
-10 | 0
9,86
9,88
9,90
9,92
9,80
9,82
9,84
9,86
чград), при темпе-
10
9,73
9,76
9,78
9,81
20
9,67
9,69
9,72
9,74
ТАБЛИЦА VII
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООТДАЧИ ЛУЧЕИСПУСКАНИЕМ ал
КЛАДКИ КОКСОВЫХ ПЕЧЕЙ ПРИ ПЕРЕМЕННОЙ
ТЕМПЕРАТУРЕ ВОЗДУХА
Температура
кладки, °С
30
40
50
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
180
190
200
210
220
230
240
250
260
270
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием ал, ккалЦм*ч град)
кладки коксовых печей при температуре воздуха, °С
—50
3,47
3,67
3,88
4,10
4,33
4,57
4,82
5,09
5,36
5,64
5,94
6,25
6,57
6,90
7,25
7,60
7,97
8,36
8,75
9,16
9,59
10,02
10,48
10,94
11,43
—10
3,64
3,85
4,07
4,29
4,53
4,77
5,03
5,30
5,58
5,87
6,17
6,48
6,81
7,15
7,50
7,86
8,23
8,62
9,03
9,44
9,87
10,32
10,77
11,25
11,74
0
3,83
4,04
4,26
4,49
4,74
4,99
5,25
5,52
5,80
6,10
6,41
6,73
7,06
7,40
7,76
8,12
8,51
8,90
9,31
9,73
10,17
10,62
11,08
11,56
12,06
10
4,03
4,24
4,47
4,71
4,95
5,21
5,47
5,75
6,04
6,34
6,65
6,98
7,31
7,66
8,02
8,40
8,79
9,19
9,60
10,03
10,47
10,93
11,40
11,89
12,39
20
4,24
4,46
4,69
4,93
5,18
5,44
5,71
5,99
6,29
6,59
6,91
7,24
7,58
7,94
8,30
8,69
9,08
9,49
9,91
10,34
10,79
11,25
11,73
12,22
12,73
150

Продолжение табл. VII
Температура
кладки, СС
280
290
300
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием ал, ккалЦм'чград),
кладки коксовых печей при температуре воздуха, СС
—20
11,92
12,44
12,96
—10
12,24
12,76
13,29
0 | 10
12,57
13,09
13,63
12,90
13,44
13,98
20
13,25
13,79
14,35
ТАБЛИЦА VIII
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛООТДАЧИ ЛУЧЕИСПУСКАНИЕМ ал
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ЧАСТЕЙ ПОВЕРХНОСТИ КОКСОВЫХ
ПЕЧЕЙ ПРИ ПЕРЕМЕННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ ВОЗДУХА
Температура
поверхности.
°С
30
40
50
60
70
89
90
100
ПО
190
130
140
150
160
170
180
190
200
210
220
230 .
240
250
260
270
280
Коэффициент теплоотдачи ал, ккал.ЦлР
ратуре воздуха, СС
—20
4,16
4,40
4,65
4,92
5,20
5,49
5,79
6,10
6,43
6,77
7,13
7,50
7,88
8,28
8,69
9,12
9,57
10,03
10,50
11,00
11,50
12,03
12,57
13,13
13,71
14,31
—10
4,37
4,62
4,88
5,15
5,43
5,73
6,04
6,36
6,69
7.04
7,40
7,78
8,17
8,57
8,99
9,43
9,88
. 10,35
10,83
11,33
11,85
12,38
12,93
13,50
14,08
14,69
о
4,60
4,85
5,12
5,39
5,68
5,98
6,30
6,63
6,97
7,32
7,69
8,07
8,47
8,88
9,31
9,75
10,21
10,68
11,17
11,68
12,20
12,74
13,30
13,87
14,47
15,08
чград), при темпе-
10
4,84
5,09
5,36
5,65
5,94
6,25
6,57
6,90
7,25
7,61
7,98
8,37
8,78
9,20
9,63
10,08
10,54
11,02
11,52
12,04
12,57
13,12
13,68
14,26
14,87
15,49
20
5,08
5,35
5,62
5,91
6,21
6,53
6,85
7,19
7,55
7,91
8,29
8,69
9,10
9,53
9,97
10,42
10,89
11,38
11,89
12,41
12,95
13,50
14,08
14,67
15,28
15,90
151 .

Продолжение табл. VIII
Температура
поверхности,
"С
290
300
310
320
330
340
350
360
370
380
390
400
410
420
Коэффициент
—20
14,92
15,56
16,21
16,88
17,57
18,28
19,01
19,76
20,53
21,33
22,14
22,98
23,83
24,71
теплоотдачи ад, ккал/м?-ч
ратуре воздуха, °С
-.0 |
15,31
15,95
16,61
17,29
17,99
18,71
19,45
20,21
20,99
21,79
22,61
23,46
24,32
25,21
о
15,71
16,36
17,03
17,72
18,42
19,15
19,90
20,67
21,46
22,27
23,10
23,95
24,83
25,72
■град), при
10
16,12
16,78
17,46
18,15
18,87
19,61
20,36
21,14
21,94
22,76
23,60
24,46
25,34
26,25
темпе-
20
16,55
17,22
17,90
18,61
19,33
20,07
20,84
21,63
22,43
23,26
24,11
24,98
25,88
26,79
ИЗЛОЖЕНИЕ ИНСТРУКЦИИ УХИНа ПО ПРОВЕДЕНИЮ
МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА КОКСОВАНИЯ
Введение. Доведение до максимальной точности всех приборов
и устройств для измерения количества расхода шихты и получаемых
продуктов коксования. Определение точности всех измерительных
приборов и их регулирование. Там, где можно, измерения должны
производиться всеми способами с целью взаимной проверки
показаний. Сохранение постоянных технологических условий производства
кокса и химических продуктов коксования в период проведения
материального баланса. ,
Учет шихты. Угольная шихта взвешивается в загрузочных
вагонах. Весы тщательно проверяются. Методика проверки весов:
проверяется нулевое положение весов и производится, если необходимо,
регулировка весов. Взвешивается тара загрузочного вагона и
производится проверка весов контрольными грузами.
Для точного учета количества загруженной в коксовые печи
шихты взвешивают каждый вагон 'с шихтой до загрузки печи и после
загрузки, так как не всегда загруженный вагон полностью
опорожняется при загрузке печи.
Систематически производят отбор проб шихты из потока перед
угольной башней, причем необходимо особенно точно и своевременно
определять влагу шихты во избежание ее потерь.
В период подготовки проводится анализ часовых проб шихты
и сопоставление их со сменными анализами проб шихты в течение
не менее 5 суток, чтобы установить масштабы колеблемости качества
152

шихты и возможные колебания влажности. Для этой же цели
попутно анализируются все пробы на выход летучих веществ шихты.
Принимаются меры для обеспечения максимального постоянства
качества шихты.
Учет кокса. Для правильного учета кокса следует повысить до
возможных пределов точность взвешивания всех сортов (классов)
отгружаемого кокса. Весы для взвешивания кокса перед началом
работы должны быть проверены.
Особое внимание обращается на влажность кокса. При
отправке кокса вагонами от момента взятия пробы кокса на влагу (из
потока кокса при погрузке его в вагоны) до взвешивания вагонов
проходит длительное время, в течение которого часть влаги кокса
теряется (испаряется). Поэтому следует взвешивать вагоны
немедленно после взятия пробы кокса на влагу.
Если же не удается осуществить взвешивание всех вагонов с
коксом сразу после отбора пробы, то следует установить
коэффициент потери влаги кокса. Для этого производится тщательное
взвешивание не менее 20 вагонов с коксом сразу после отбора пробы
на влагу, а затем вторичное взвешивание тех же вагонов после 3—
4 ч, примерно соответствующих интервалу времени между
окончанием погрузки кокса в вагоны и их взвешиванием.
Потеря влаги наблюдается и для кокса, транспортируемого в
доменный цех с помощью ленточного конвейера. Необходимо до
начала работы, а также эпизодически во время работы, отбирать пробы
кокса на коксовой сортировке и в доменном цехе при загрузке
воронки вагон-весов с тем, чтобы установить коэффициент изменения
влажности кокса на этом участке.
Изменением влажности коксового орешка и мелочи можно
пренебречь, так как эти продукты являются холодными, что снижает
испарение влаги. К тому же их количество относительно невелико.
При взвешивании кокса в вагонах необходимо правильно
учитывать тару. В случае отгрузки кокса в вагонах МПС последние,
как правило, не оборачиваются и в течение испытания всякий раз
меняются. Поэтому необходимо взвешивать все вагоны перед
погрузкой в них кокса, отмечая номера вагонов и их тару. Затем
после окончания погрузки кокса определять вес брутто для каждого
вагона. Если же отгрузка кокса производится в специально
отведенные для кокса вагоны, то тару последних можно проверить 2—3
раза за период испытания.
Специального наблюдения требует учет отходов кокса на
роликовых грохотах в доменном цехе. Следует записывать номера
вагонов, устанавливаемых под этими грохотами, и следить за
тщательной перевеской этих вагонов.
Выход коксового шлама следует учитывать по среднегодовым
данным.
К началу и концу испытания очищаются от кокса коксовые
рампы, ленточные конвейеры и бункера для коксового орешка и
мелочи. Производится учет остатков кокса в доменном цехе.
Систематически производится отбор проб кокса на технический
анализ в соответствии с общими положениями.
Учет газа. Учет общего количества вырабатываемого коксового
газа производится по показаниям газомеров. Учет газа по сумме
расхода у отдельных потребителей весьма приблизителен, и, как
правило, дает завышенные показатели. Более точные результаты полу-
153

чаются, если выход газа определить по измерительной шайбе,
установленной на общем газопроводе (после бензольных скрубберов).
Перед началом работы следует провести тщательную проверку
измерительных шайб и проверку показаний кольцевых весов.
Желательно произвести вскрытие шайб и проверку их истинных
диаметров.
Для получения весового выхода газа суточный выход газа (не
приведенного к 4000 ккал), приведенного к нормальным условиям
(0°С и 760 мм рт. ст.), умножают на плотность газа, которую
подсчитывают по данным химсостава суточной пробы газа.
Учет смолы. Перед началом и в конце испытания количество
смолы во всех хранилищах должно быть тщательно измерено. Из
всех хранилищ отбирается средняя проба смолы по действующему
ГОСТу. Кроме того тщательно измеряется температура смолы в
хранилищах. В отобранных пробах определяется содержание воды
(в процентах по массе) и плотность смолы.
Смолу, отправленную в течение испытания различным
потребителям, необходимо тщательно взвешивать и пересчитывать на
безводную массу.
Учет воды. Часть выходящей из камеры коксования воды
конденсируется в газосборнике и первичных газовых холодильниках, а
другая часть уносится с газом. Некоторое количество воды
содержится в смоле.
Вода, сконденсировавшаяся в первичном холодильнике, из
осветлителей стекает в хранилище аммиачной воды, откуда забирается
на переработку в аммиачное отделение. Количество идущей на
аммиачную колонну воды измеряется водомером.
Количество воды, перерабатываемой на аммиачной колонне, не
всегда равно количеству воды, идущей в хранилище. В некоторых
случаях производительность аммиачных колонн недостаточна для
переработки всей воды и поэтому часть ее спускается в фенольную
канализацию. Иногда же, наоборот, на аммиачной колонне
перерабатывается некоторое количество воды из цикла конечных газовых
холодильников. Водомер для замера аммиачной воды необходимо
устанавливать в таком месте, чтобы он учитывал только воду,
стекающую из хранилищ.
Следует строго следить за работой осветлителей, поддерживать
постоянным слой смолы в них, своевременно удалять фусы. При
плохом расслаивании смолы и воды в осветлителях большое
количество аммиачной воды попадает в смоляные хранилища, где учет ее
весьма затруднителен.
Количество воды, уносимое газами, подсчитывается по влагосо-
держанию газа после первичных газовых холодильников. Учет воды
следует производить посуточно, принимая среднесуточный расход
газа в м3 и среднюю его температуру. При подсчете объем газа (в
мРсутки) по данным КИП пересчитывается на температуру газа
после первичных газовых холодильников и умножается на граммовое
содержание воды в насыщенном газе при этой температуре, взятое из
таблиц насыщенного газа.
Количество воды, унесенной смолой, подсчитывается по
количеству полученной смолы и содержанию влаги в ней (см. учет
смолы).
Для подсчета количества образовавшейся пирогенетической
воды из общего количества воды, получаемой при коксовании шихты
154

вычитается вес воды, принесенной шихтой (влага шихты). Влага
шихты учитывается посменно по количеству загруженной в печи
шихты и содержанию в ней влаги (см. учет шихты).
Учет сырого бензола. На начало и конец испытания тщательно
замеряют остатки сырого бензола в хранилищах и мерниках.
Выработка сырого бензола учитывается по отправкам его потребителям
и на переработку в цех ректификации или по сменной выработке в
бензольном отделении.
Учет аммиака. Перед началом работы расчищают склад
сульфата аммония. Учет сульфата аммония производится по отправкам.
Сульфат аммония пересчитывается на сухой вес. По количеству
выработанного сульфата аммония рассчитывается количество
полученного за период испытания аммиака.
Учитываемые потери. К потерям, поддающимся учету,
относятся потери коксового газа и продуктов коксования в отопительную
систему коксовых печей, которые определяются по инструкции
«Коксохимстанции».
Неучтенные потери. К неучтенным потерям относятся потери
коксового газа и продуктов коксования при загрузке печей, горении
кокса, распыл шихты и кокса, смоляные фусы, а также продукты,
не вошедшие в баланс коксования (пиридиновые основания, фенолы
и др).

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Агроскин А. А. Движение газов и теплоотдача в коксовых
печах. Изд. АН СССР, 1949.
2. Агроскин А. А. Физика угля. Изд-во «Недра», 1965.
3. Агроскин А. А., Гончаров Е. И. Кокс и химия, 1965, №11,
с. 14.
4. Агроскин А. А., Гончаров Е. И. Изв. вузов. Химия и
химическая технология, 1967, № 10, с. 1101.
5. Агроскин А. А. и др. Химия твердого топлива, 1968, № 4, с. 3.
6. Агроскин А. А. и др. Кокс и химия, 1968, № 11, с. I.
7. Ануров С. А., Обухов.ский Я. М. Подбор и составление
угольных шихт для коксования. Металлургиздат, 1940.
8. Аронов С. Г. Использование газовых углей для коксования.
Металлургиздат, 1949.
9. А р о н о в С. Г. Сера, извлечение из промышленных и
отбросных газов. Металлургиздат, 1940.
10. Аронов С. Г. и др. Кокс и химия, 1938, № 11, с. 35.
11. А р о н о в С. Г., К у с т о в Б. И. Кокс и химия, 1938, № 12, с. 17.
12. Аронов С. Г., Миш у лови ч Р. Л. Кокс и химия, 1938, № 1,
с. 20.
13. Аронов С. Г., Нестер ен ко Л. Л. Химия твердых горючих
ископаемых. Изд. ХГУ, 1960.
14. Бабушкин С. А., Друян Е. А. Заводская лаборатория,
1951, № 12, с. 1418.
15. Белецкая А. Ф. Кокс и химия, 1940, № 3, с. 24.
16. Бертельсон 3., Шустер Ф. Введение в техническую
обработку газовых веществ. ОНТИ, 1935.
17. Бесков С. Д. Техно-химические расчеты. Изд-во «Высшая
школа», 1966.
18. Борисов А. А. Климаты СССР. Изд-во «Просвещение», 1967.
19. Б р о д о в и ч А. И. Этилен коксового газа как сырье для
органического синтеза. Металлургиздат, 1963.
20. Б р о н Я. А. Переработка каменноугольной смолы.
Металлургиздат, 1963.
21. Б р он Я. А., С ата н о в с к и й С. Я. Трубчатые агрегаты для
перегонки каменноугольной смолы. Металлургиздат, 1961.
22. Б у д ы к о М. И. Тепловой баланс земной поверхности. Гидро-
метеоиздат, 1956.
23. В а р г а ф т и к Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам
газов и жидкостей. Физматгиз, 1963.
24. В и р о з у б И. В. и др. Кокс и химия, 1960, № 5, с. 23.
25. Е и р о з у б И. В., К у с т о в Б. И. Тепловой режим коксовых
печей. Металлургиздат, 1960.
26. В о л к о в а 3. А., О б у х о в с к и й Я. М. Кокс и химия, 1959,
№ 8, с. 5.
27. В о л к о в а 3. А., О б у х о в с к и й Я. М Труды ДМетИ, 1959,
вып. XVIII, с. 31.
28. В о л о ш и н А. И. и др. Кокс и химия, 1962, № Ю, с. 20.
29. Волошин А. И. и др. Кокс и химия, 1962, № 3, с. 19.
30. В о л о ш и н А. И. и др. Труды УХИНа. Изд-во «Металлургия»,
1968, вып. 19 (Х1Л),с. 118.
156

31. Вукалович М. П. и др. Термодинамические свойства газов.
. Машгиз, 1953.
32. Вукалович М. П., Новиков И. И. Техническая
термодинамика. Госэнергоиздат, 1955.
33. Г а б и н с к и й Я. О. Курс коксового производства. Харьков—
Киев, ОНТИ, 1936.
34. Г е й д Г. П., О б у х о в с к и й А. Я. В сб. «Металлургия и
коксохимия». Изд-во «Техника», 1966, № 5, с. 95.
35. Г л а д к о в Л. И., Л е б е д е в А. Н. Изв. ВТИ, 1948, № 8, с. 18.
36. Г л у з м а н Л. Д., Э д е л ь м а н И. И. Лабораторный контроль
коксохимического производства. Металлургиздат, 1957.
37. Гофтман М. В. Прикладная химия твердого топлива.
Металлургиздат, 1963.
38. Г о ф т м а н М. В., К о п е л и о в и ч И. А. Технический
справочник по коксохимической промышленности. ГОНТИ-НКТП-
ДНТВУ, 1938.
39. Григорьев С. М. О процессах образования и свойствах
горючих ископаемых. Изд. АН СССР, 1954.
40. Груздева Н. А., Т е и х р и б Т. К- В сб. «Подготовка и
коксование углей», вып. VI. Свердловск. Книжное издательство,
1966, с. 344.
41. Дмитриев М. М., Обухове кии Я. М. Краткий
справочник коксохимика. Металлургиздат, 1960.
42. Духан В. Н. Мастер коксового производства. Изд-во
«Металлургия», 1970.
43. Д у х а н В. Н., Г р я з н о в Н. С. Кокс и химия, 1969, № 11, с. 11.
44. Ж у н к о В. И., Л а ж е н и ц ы н Ю. Б. Основы термической
переработки топлива. Гостоптехиздат, 1954.
45. 3 а ш кв а р а В. Г. и др. Кокс и химия, 1966, № 7, с. 10.
46. И з р а э л и т Э. М. Кокс и химия, I960, № 2, с. 22.
47. И з р а э л и т Э. М., Чермных М. С. Отопление коксовых
печей. Металлургиздат, 1960.
48. Казанцев Е. И. Промышленные печи. Изд-во «Металлургия»,
1964.
49. Казмина В. В. Кокс и химия, 1965, № 11, с. 25.
50. Казмина В. В. Кокс и химия, 1966, № 2, с. 18.
51. Казмина В. В. Труды УХИНа. Изд-во «Металлургия», 1965,
вып. 17 (XXXIX), с. 87.
52. К е й Д., Л е б и Т. Таблицы физических и химических
постоянных. Физматгиз, 1962.
53. Кирпичев М. В. и др. Теплопередача. М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1940.
54. К о л л е р о в Д. К. Физико-химические свойства жидких
сланцевых и каменноугольных продуктов. Гостоптехиздат, 1951.
55. К о л я н д р Л. Я. Переработка сырого бензола. Металлургиздат,
1960.
56. К о л я н д р Л. Я. Улавливание и переработка химических
продуктов коксования. Металлургиздат, 1962.
57. К о п е л и о в и ч И. А. Труды УХИНа. Металлургиздат, 1948,
вып. 2 (XXIV), с. 76.
58. Котеленец М. С. и др. Труды ВУХИНа. Металлургиздат,
1960, вып. 2.
157

59. Краткая химическая энциклопедия, т. 2. Изд-во «Советская
энциклопедия», 1963.
60. К р о л е в е ц С. М. Журнал химической промышленности, 1930,
№ 2—3.
61. Кул я со в а С. В. и др. Кокс и химия, 1970, № 11, с. 39.
62. К у л а к о в Н. К. Кокс и химия, 1971, № 3, с. 20.
63. К у с т о в Б. И. Коксовый газ. Металлургиздат, 1953.
64. Кустов Б. И., Гинсбург Я. Е. Сталь, 1952, № 7, с. 591.
65. Л г а л о в К. И. и др. Технология обогрева коксовых печей.
Металлургиздат, 1949.
66. Лебедев В. В. Водород, его получение и использование. Изд.
АН СССР, 1955.
67. Л ейбович Р. Е., Лейте с В. А. Кокс и химия, 1960, № 4,
с. 24.
68. Лейбович Р. Е., Лей тес В. А. Кокс и химия, 1961, № 7,
с. 24.
69. Л е й б о в и ч Р. Е. и др. Технология коксохимического
производства. Изд-во «Металлургия», 1966.
70. Л ер не р Р. 3. Кокс и химия, 1938, № 11, с. 26.
71. Липлавк И. Л. Физико-химические свойства химических
продуктов коксования каменных углей. Металлургиздат, 1954.
72. ЛитвиненкоМ. С, НосалевичИ. М. Химические
продукты коксования для производства полимерных материалов,
Металлургиздат, 1962.
73. Л у ц к и й А. Е., Б р а г и л е в с к а я М. М. Труды УХИНа.
Металлургиздат, 1951, вып. 4 (XXVI), с. 68.
74. Лялюк В. С. Кокс и химия, 1966, № 8, с. 57.
75. М е й к с о н Л. В., Шварц С. А. Производство кокса.
Металлургиздат, 1955.
76. М и х е е в М. А. Основы теплопередачи. Госэнергоиздат, 1956.
77. Н о в и к о в В. Н. Труды ВУХИНа, 1947, вып. IV.
78. Обзор докладов на 16-й специальной конференции по коксу. Нэн-
рё кёкайси. J. Fuel Soc Japan, 1953, v. 32, № 316, p. 461—470.
79. Обуховский Я. М., Волкова 3. А. Кокс и химия, 1958,
№ 12, с. 5.
80. Обуховский Я. М., Волкова 3. А. Труды ДМетИ, 1959,
вып. XLIII, с. 41.
81. Позин М. Е. и др. Расчеты по технологии неорганических
веществ. Изд-во «Химия», 1966.
82. Правила 28—64 измерения расхода жидкостей, газов и паров
стандартными диафрагмами и соплами. Изд-во «Стандарты»,
1965.
83. Правила технической эксплуатации коксохимических
предприятий ПТЭ—68. Изд-во «Прапор», 1970.
84. Романовский С. А. Горючие газы. Изд-во «Технша», 1964.
85. Руководство по коксованию, т. I под ред. О. Гросскинского.
Изд-во «Металлургия», 1966.
86. Руководство по коксованию, т. II. Под ред. О. Гросскинского.
Изд-во «Металлургия», 1966.
87. Справочник коксохимика, т. II. Изд-во «Металлургия», 1965.
88. Справочник коксохимика, т. III. Изд-во «Металлургия», 1966.
89. Справочник коксохимика, т. V. Изд-во «Металлургия», 1966.
90. Справочник химика, т. I. Изд-во «Химия», 1966.
91. Справочник химика, т. V. Изд-во «Химия», 1966.
158

. 92. Стрепихеев А. А. и др. Основы химии высокомолекулярных
соединений. Изд-во «Химия», 1966.
93. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный метод). Гос-
энергоиздат, 1957.
94. Технические нормы и показатели коксохимической
промышленности. Изд. Главкокса НКЧМ, 1939.
95. Т о д а в ч и ч 3. И. Труды УХИНа. Изд-во «Металлургия», 1966,
- вып. 18. (XL), с. 41.
96. Тютюн ников Ю. Б. и др. Кокс и химия, 1966, № 1, с. 6.
97. Ухов Л. П., Мустафин Ф. А. Кокс и химия, 1968, № 1, c.n30.
98. X а н и н И. М., Ю ш и н В. В. Материальный и тепловой
балансы коксовых печей. Металлургиздат, 1948.
99. Ч ер иных М. С. Кокс и химия, 1941, № 1, с. 7.
100. Черная металлургия капиталистических стран. Коксохимическое
производство. Черметинформация, 1966.
101. Ш а к А. Промышленная теплопередача. Металлургиздат, 1961.
102. Ш а к А. Теплопередача в промышленных установках. М.—Л.
Госэнергоиздат, 1933.
103. Ш а п и р о М. Д. Кокс и химия, 1957, № 6, с. 16.
104. Ш в а р ц С. А., А к с е н и н Н. П. Кокс и химия, 1962, № 4,
с. 18.
105. Шварц С. А. и др. Кокс и химия, 1959, № 8, с. 6.
•106. Шевлягин В. М. Кокс и химия, 1959, № 10, с. 17.
107. Шепелев И. Г. Оборудование коксохимических заводов.
Изд-во «Металлургия», 1966.
108. Шинкарева Т. В. Кокс и химия, 1961, № 7, с. 21.
109. Шур А. М. Высокомолекулярные соединения. Изд-во «Ввкшая
школа», 1966.
ПО. Эйдельман А. Е. Труды УХИНа, 1948, № 1.
111. Clendenin J. а. о. Penna State Coll, Mineral, Inds Expt, sta
Tech. Paper, 1949, № 160.
112. Edler E. Erdol und Kohle, 1953, Bd 6 № 9, S. 543.
113. Fritz W., Moser H. Feuerungstechnik, 1940, S. 97.
114. Fug as si P., Rudy С Ind. a. Engng Chem., 1938, 30, №9,
p. 1029.
115. Griffiths E., Jakeman С Engineering, 123 (1927),
№ 3182, p. 1—44.
116. Haarmann A. Brennstoff-Chemie, 1956, № 19/20, 301.
117. J urges W. Beihefte z Gesundh. Ing. Reiche, I, H. 19, Miinchen
u-Berlin, 1924.
118. Kruber O. u. a. Erdol und Kohle, 1955, 8, № 9, 637—643.
119. Mc Adams W. Heat Transmission, 2ed. p. 244, New York,
1942.
120. Michaud M. Silicates Industriels, 1953, S. 243/50.
121. Schlapfer P., Debrunner P. Helvetica Chimica Acta,
1924, № 7, 31.
122. Schmidt H„ FurthmannE. Mitt-K-Wilh. Inst. Eisen-
forshg. Abh. 109 (DOsseldorf, Verlag, Stahleisen m. b. H., 1928).
123. S t u 11 D., M а у f i e 1 d F. Ind. and Engng Chem., 1943, 35, №9, '
p. 639.
124. Terres E, S с h a 11 e r A. Gas — und Wasserfach, 1922, 65.
125. Wamsler F. Forsch. Arb. Ing. Wes. H. 98 (1911).
126. Wood L., Phillips G. J. Appl. Chem., 1955, v. 5, № 7,
p. 326—338.

Исаак Маркович ХАНН Н
Яков Миронович ОВУХОВСКИЯ
Виктор Васильевич ЮШИН
Владимир Анатольевич ЯРЕМЧУК
МЕТОДЫ РАСЧЕТА
МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО
БАЛАНСОВ КОКСОВЫХ ПЕЧЕИ
Редактор издательства Н. Ф. Ф о к и н а
Технический редактор Л. В. Добужинская
Обложка художника В. 3. Казакевича
Сдано в набор 5/1 1972 г. Подписано в печать 30/VI 1972 г.
Т-11039. Формат 84х108,/а2 — бумага типографская №2, усл.
печ. л. 8,40. Уч.-изд. 8,92 л. Тираж 2 500 экз. Заказ 47 Цена 45 коп.
Издательство «Металлургия»
Москва, 119034, 2-Я Обыденский пер., 14
Владимирская типография Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР
г. Владимир, ул. Победы, д. 18-6.