/
Text
ВВЕДЕНИЕ
Для цветной металлургии характерно большое разнообра-
зие технологических процессов, используемых при производ-
стве различных металлов. Причем в печах цветной металлур-
гии именно технологический процесс является главным и
определяющим, а тепловые процессы должны обеспечивать
соответствующие условия для эффективной реализации дан-
ного технологического процесса. Не зная особенностей техно-
логии практически невозможно грамотно спроектировать про-
мышленную печь. В то же время в решении данных проблем
ни в коем случае нельзя принижать роль организации теплооб-
мена, движения газовых потоков и правильного выбора конст-
руктивных параметров тепловых агрегатов. Любое нарушение
и тем более ухудшение теплотехнических параметров процес1
са, вне всякого сомнения, окажут негативное влияние на коли-
чественные и качественные показатели соответствующего
технологического процесса. Поэтому, хотя особенности тех-
нологии определяют основные исходные данные, расчет соот-
ветствующего теплового агрегата, естественно, является чис-
то теплотехнической задачей. Грамотно спроектированная и
соответственно надежно работающая печь с экономным и ра-
циональным использованием ее тепловой мощности является
той базой, на основе которой можно успешно решать практи-
чески любые технологические вопросы.
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ ВЫПОЛНЕНИЯ КУРСОВОГО
ПРОЕКТА
Необходимо сразу же подчеркнуть, что курсовое проектиро-
вание по теплотехнике — это самостоятельная работа сту-
дента, завершающая изучение одного из важнейших для любого
металлурга курса. Поэтому руководитель курсового проектиро-
вания в данном случае является не УЧИТЕЛЕМ, а консультан-
том. Так что студент должен большинство вопросов решать са-
мостоятельно, лишь советуясь в сложных или спорных ситуаци-
ях со своим руководителем. Только в этом случае студент на-
учиться выбирать наиболее подходящие для данного агрегата
решения. От того, насколько успешной и самостоятельной будет
работа студента над темой курсового проекта, будет во многом
зависеть его будущая инженерная деятельность.
В то же время нужно помнить, что в процессе учебы студент
впервые столкнется с курсовым проектированием. Поэтому
именно руководитель поможет ему познакомиться с принципа-
ми, которыми следует руководствоваться при выполнении тех
или иных разделов проекта, научит правильно пользоваться
справочными материалами, научно-технической литературой и
чертежами.
В данном методическом пособии изложена лишь методика
расчета вращающейся печи для спекания бокситов. А вот с осо-
бенностями данного технологического процесса, тепловой рабо-
той проектируемой печи, ее конструкцией и отдельными эле-
ментами студент должен подробно ознакомиться самостоятель-
но по соответствующей учебной литературе.
Необходимо особо подчеркнуть, что в работе над курсовым
проектом студент обязан руководствоваться строго определен-
ными требованиями ЕСКД — “Единой системы конструктор-
ской документации’’. Никаких вольностей и “художественных
излишеств” в оформлении пояснительной записки и графичес-
кой части не допускается.
Работа над курсовым проектом завершается его защитой,
т. е. отстаиванием своих решений и расчетов, представленных в
курсовом проекте.
Глава 2
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ
Вращающиеся печи широко применяются в различных от-
раслях народного хозяйства. Относящиеся к категории промыш-
ленных печей непрерывного действия с движением вокруг про-
дольной оси, вращающиеся по назначению весьма разнообраз-
ны: плавильные, сушильные, термические, обжиговые и т. д.
Свое дальнейшее развитие как в конструктивном отношении,
так и с точки зрения технологических задач, они получили на за-
водах алюминиевой промышленности [1].
Применение вращающихся печей на алюминиевых заводах раз-
нообразно. Они используются для спекания бокситовой и нефели-
новой пульпы, прокаливания гидроокиси алюминия, обжига и про-
каливания углеродистых материалов и для некоторых других целей.
Вращающиеся печи отличаются высокой эффективностью в
работе, благодаря повышенной передачи тепла от нагретых га-
зов обрабатываемому материалу, который постоянно переме-
щается и контактирует с ними. Вращающаяся печь создает усло-
вия равномерности распределения тепла и постоянства темпера-
турного поля, чем достигается высокая стойкость футеровки и
продолжительность ее службы. Как промежуточное технологи-
ческое звено в производстве алюминия, вращающаяся печь пол-
ностью обеспечивает поточное производство.
Тепловую работу вращающейся печи характеризуют такие по-
казатели, как тепловой и температурный режимы, производитель-
ность печи, удельный расход топлива, коэффициент полезного дей-
ствия и др. Вращающиеся печи глиноземного производства работа-
ют в режиме противотока. Максимальную температуру и газы и ма-
териал имеют со стороны топливной камеры, а минимальную — со
стороны загрузочной камеры. Температурный режим работы вра-
щающихся печей не изменяется во времени, индивидуален для каж-
дого вида технологического процесса и в значительной мере опре-
деляется химическим и фракционным составом перерабатываемых
материалов. Обычно его устанавливают опытным путем и органи-
зуют таким образом, чтобы в печи строго соблюдался график на-
грева шихты, соответствующий технологии данного процесса. Кон-
троль за процессом спекания, как правило, осуществляют по темпе-
ратуре и составу отходящих газов. При нормальной работе печи
температура отходящих газов должна быть равна 180...200 °C и в
них должно содержаться 25.. .27 % СО2 и 0,4.. .0,6 % (СО + О2).
Глава 3
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
При конструировании и расчете вращающихся печей пер-
воначально определяют вид обжигаемых материалов (пульпа,
сыпучие материалы), состав исходной шихты, химический со-
став по ее компонентам, вид основного топлива и его состав,
производительность печи. Эти данные устанавливают исходя
из конкретных условий работы проектируемого агрегата, а
также данных, полученных из практики работы аналогичных
печей.
Рассмотрим порядок расчета вращающихся печей.
3.1. Исходя из данных задания производят расчет шихты и
определяют материальный баланс печи, который рассчитывают
по исходному минералогическому составу материалов.
3.2. Выполняют полный аналитический расчет горения топ-
лива с определением теплоты сгорания топлива, теоретического
и действительного количества воздуха, необходимого для горе-
ния, количества продуктов сгорания, теоретической температу-
ры горения.
3.3. Определяют внутренний диаметр рабочего пространства
D, м из условия оптимальной скорости движения газового пото-
ка в рабочем пространстве печи по формуле
D = 1,13 (К/ w,)0’5, (3.1)
где Vt — действительный расход газов, равный сумме объемов
продуктов сгорания топлива и технологических газов, м3/с; —
скорость движения газов в рабочем пространстве. Ее величину
выбирают из условий обеспечения минимального пылевыноса
из рабочего пространства в интервале 4... 10 м/с.
Наружный диаметр цилиндрического корпуса печи опреде-
ляют с учетом толщины футеровки, выполняемой из высокогли-
ноземистого кирпича, слоя теплоизоляционного материала и ме-
таллического кожуха.
3.4 Последовательно рассчитывают длины каждой из тех-
нологических зон. Так, длина печи спекания может быть поде-
лена на зоны: испарения влаги (сушки) Д£и, подогрева шихты
ALn, кальцинации ALK, спекания ALC и охлаждения ALOXJ1. В печи
кальцинации отсутствует зона спекания. Затем определяют
общую длину печи Ln как сумму длин всех технологических
зон:
п
= (3.2)
где AL- — длина каждой z-й технологической зоны.
Длину зоны сушки определяют по формуле:
AL„ = Gm-(W'-W")/(A®F), (3.3)
где Gm — количество шихты, проходящей через зону в час, или
производительность печи по исходной шихте с учетом пылеуно-
са, т/ч; W' и W"— исходная и конечная влажность шихты, выра-
женная в долях единицы; Асо — допустимое напряжение рабочего
пространства сушильной зоны по удаляемой влаге, Асо =
= 0,07...0,09 т / (м3 ч); F — площадь поперечного сечения рабоче-
го пространства печи, м2. Принимая, что в конце зоны испарения
удаляют основную массу влаги шихты, можно считать, что
W" = 0.
Длину зон подогрева А£п и кальцинации ALK определяют из
условий теплообмена между газами и материалами. Для любой
из этих зон, назовем ее i-ой зоной, длина AL, может быть опреде-
лена по формуле:
АТ., = / [(<?„ + qK)lx + qK'lq], (3.4)
где Gmi — производительность зоны с учетом изменения массы
шихты в результате выделения газов и пылеуноса, т/ч; Qi — за-
траты теплоты в зоне на компенсацию тепловых потерь, эндо-
термических реакций и физическую теплоту газов и пыли, кДж;
1Х — ширина поверхности слоя материала, м; lq — длина участка
закрытой поверхности слоя кладки в поперечном сечении печи,
на котором она контактирует с материалом, м; qn — лучистый
тепловой поток на материал от газов и кладки, Вт/м2; qK — кон-
вективный тепловой поток, Вт/м2; q* — конвективный тепловой
поток от кладки к материалу при их непосредственном контак-
те, Вт/м2.
Производительность печи по готовому продукту рассчитыва-
ют по формуле
Сир = / т, (3.5)
Рис.1 Схема теплообмена во вращаю-
щейся печи
где т — выход готового продукта
на 1 т исходного материала, опре-
деляемый из материального ба-
ланса печи, т / т.
Значения 1Х и 1Я, представляю-
щие собой соответственно хорду
и длину дуги поперечного сечения
слоя материалов в зоне (рис. 1),
определяют по формулам :
lx = DsinLfl. / 2); lq = /D-а / 360,
(3.6)
где а — центральный угол шихты в поперечном сечении печи,
который для зоны подогрева может быть принят равным 80...85
градусам, а для зоны кальцинации — 75...80 градусам.
Лучистый тепловой поток, Вт/м2, в системе “газ—кладка—
материал” рассчитывают по формуле
<7, = СГКМ[(ТГ / 100)4> (3.7)
где Сгкм — приведенный коэффициент излучения системы “газ—
кладка—материал”, который может быть принят равным
4,5...5,5 Вт/(м*К4); Гг, Гм — средние температуры газов и мате-
риала в пределах зоны, К.
Они могут быть определены по следующим зависимостям:
Tr = (V + O/2 + 273; rM = (V + ZM")/2 + 273, (3.8)
где tT' и — соответственно температура газа и материала на
входе в зону ; t" и ZM" — соответственно температура газа и мате-
риала на выходе из зоны.
Для более точного определения Сгкм можно воспользоваться
выражением
Сгкм = 5,67 ем(со + 1 - е) / {+ ег (1- е„)](1- г.) / ег + ®), (3.9)
где ем — степень черноты шихты, принимаемая равной 0,75;
(D — степень развития кладки, а> =FK / = (ttD — lq) I lx;
ег — степень черноты газовой смеси, которую можно опреде-
лить из выражения
= (есо2 + еН2о + Езог)/- (ЗЛО)
В формуле (3.10) еСо2, £н2о> eso2 — степени черноты входящих
в состав дымовых газов соответсвенно диоксида углерода СО2,
водяных паров Н2О и диоксида серы SO2; f— поправочный ко-
эффициент (f = 1,0 при газовом отоплении и малом количестве
твердых взвешенных частиц; /=1,3 при мазутном или пыле-
угольном отоплении).
Конвективный тепловой поток во вращающихся печах мо-
жет быть определен по эмпирической зависимости, Вт/м2
9х=14,76^0(гг-Гш)/71.£», (3.11)
где tr и tm — средние температуры (по рассчитываемой зоне) га-
зов и шихты, °C;
w0—скорость движения газов (при нормальных условиях), м/с.
Величину иъ можно рассчитать по величине расхода дымо-
вых газов при нормальных условиях Vo, определяемый по мате-
риальному балансу процесса
Vo 4V0
(ЗЛ2)
Здесь F — поперечное сечение рабочего пространства пе-
чи,м2; FM — площадь сечения, занятого в печи материалом, м2; <р,
— коэффициент заполнения рабочего пространства печи мате-
риалом, который для вращающихся печей составляет ф, =
5,6...8,0 %.
Тепловой поток от кладки к материалу при их контакте рас-
считывают по формуле
Як = 3,01^ / 100)4- (Ты / 100)4], (3.13)
где Т^, — средняя (по рассчитываемой зоне) температура кладки, К.
Исходя из геометрических размеров печи, определяют эф-
фективную длину лучей газового потока
5эф = 0,9-4^печи/5пер, (3.14)
где 5пер — периметр свободного сечения печи, м; Гпечи — свобод-
ное сечение внутреннего пространства печи, м2.
С учетом геометрии поперечного сечения печи, величины
5пер и Fne4H могут быть определены по выражениям:
Snep = frDf (360 - а) / 360] - Ц Fm4U = %D/(1 - <ц) / 4.(3.15)
Степень черноты СО2 и Н2О в газовой фазе находят по гра-
фикам приложения ( см. приложения 1,2 и 3).
Длины зон спекания ДТСП и охлаждения Д£охл определяют по
времени пребывания обрабатываемого материала в соответст-
вующей зоне т и скорости его движения <ом:
AL = OVT.
(3.16)
Средняя скорость движения материала по печи может быть
рассчитана по формуле
ох, = 1,88£>уи / sinP,
(3.17)
где у— угол наклона печи к горизонту, % (обычно значения уле-
жат в пределах 2...4 %); п — скорость вращения печи, об / мин
(п = 0,6...2,0 об / мин); р — угол естественного откоса материа-
лов (для зоны спекания sin р = 0,75...0,85; для зоны охлаждения
sin р = 0,70...0,75)
Общую длину зон спекания и охлаждения определяют протя-
женностью горящего факела, длина которого при короткопла-
менном сжигании топлива равна 5,0.. .6,0 м, а при длиннопламен-
ном — 8,0... 10,0 м.
Практические данные показывают, что время пребывания
материалов в зоне спекания составляет 0,3...0,5 ч, а время
охлаждения обожженных материалов в печи равно 0,20...0,25 ч.
Таким образом, подставив соответствующие средние значе-
ния sin Рит, получим
ALcn = 0,94-Dyn,
AL0M = 0,58-Dyn.
(3.18)
(3.19)
В итоге, складывая определенные ранее длины технологиче-
ских зон, получают общую длину печи:
Ln — ALC + ALn + Д£к + ДЛСП + AL0XJI.
(3.20)
Кроме теплообменных процессов, отдельные зоны вращаю-
щихся печей должны обеспечивать полноту протекания физико-хи-
мических преобразований в обжигаемых материалах. Для провер-
ки длин зон и печи по времени пребывания используют формулу
L = <омтпр, (3.21)
где тпр — минимально необходимое время пребывания материа-
ла для протекания физико-химических преобразований либо по
зонам, либо в целом по печи. Расчетная длина печи не должна
быть меньше минимально необходимой.
3.5. Составляют тепловой баланс рабочего пространства пе-
чи и определяют расход топлива В , после чего, используя эту ве-
личину, составляют сводную таблицу теплового баланса, рассчи-
тывая значение и долю каждой статьи баланса.
3.6. Рассчитывают удельный расход топлива в целом на про-
цесс, который может быть выражен в килограммах условного
топлива на тонну обожженного материала (спека) по формуле
b = В СЛ3600 / 29310 G, (3.22)
где £>нр — низшая теплота сгорания топлива, которое использу-
ют в данной печи; 29310 — теплота сгорания условного топлива,
кДж/кг усл. т.; G — производительность печи по обрабатывае-
мому материалу, т/ч.
3.7. Рассчитывают значение коэффициента полезного дейст-
вия печи Т|: f
n = e17Gnp4o0, (3.23)
где 0| — полезно затраченная теплота процесса; 0пр — приход-
ная часть теплового баланса печи.
Для печи спекания
Qi = Qca + 0ЭВД> (3-24)
где — теплота, уносимая спеком; 0ЭНД — затраты теплоты на
эндотермические реакции.
Для печи кальцинации
0! = 0гл + (3.25)
где 0ГЛ — теплота глинозема, выгружаемого из печи; 0ЭНД — за-
траты теплоты на эндотермические реакции.
Глава 4
ПРИМЕР РАСЧЕТА ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ
ДЛЯ СПЕКАНИЯ БОКСИТОВ
4.1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА
Шихта состоит из боксита, известняка, кальцинированной со-
ды и оборотного раствора.
Заданная производительность печи D по перерабатываемому
бокситу равна 10 т/час.
Состав сухого обрабатываемого боксита приведен в
табл. 4.1. Принимаем, что влажность боксита составляет 10 %.
Состав используемого в процессе спекания известняка приведен
в табл. 4.2. Содержание Na2CO3 в соде составляет 98 %. Содер-
жание А12О3 в товарном глиноземе равно 98,8 %. Товарный вы-
ход глинозема из боксита составляет 80 %.
В качестве топлива используется природный газ (сухой) сле-
дующего состава (табл. 4.3.)
Подогрев воздуха на горение осуществляют в колосниковом
холодильнике до температуры 300 °C. Коэффициент расхода
воздуха на горение принимаем равным 1,1.
Таблица 4.1
Состав сухого боксита, %
а2о3 SiO2 Г^Оз СаО тю2 п.п.п. * Прочие
52,0 4,5 23,0 4,2 2,0 14,0 0,3
*П.П.П. — потери при прокаливании
Таблица 4.2
Состав известняка, %
СаО SiO2 п.п.п. Прочие
50,0 1,2 48,3 0,5
Таблица 4.3
Химический состав природного газа, %
сн4 QH2 сл с4ню С5Н12 N2 со2
94,66 1,88 0.41 0.17 0.10 2.26 0.57
4.2. РАСЧЕТ МИНЕРАЛОГИЧЕСКОГО СОСТАВА
БОКСИТА
(Расчет выполним на 100 кг боксита)
В соответствии с данными минералогических исследований
сухого боксита можно принять:
• А12О3 — содержится в бемите и диаспоре в виде А12О3, а так-
же в каолините в виде Al2O3-2Si02-2H20;
• кремнезем SiO2 находится в каолините (80 %) и кварце;
• железо нахидится в гематите Fe2O3 и гидрогематите
Fe2O3-H2O;
• титан содержится в рутиле TiO2;
• окись кальция СаО в известняке СаСО3.
Количество каолинита можно рассчитать по содержанию в нем
кремнезема.Общее количество кремнезема в 100 кг боксита равно
4,5 кг (см. табл. 1), причем 80 % его содержится в каолините,
т. е. 4,5 0,8 = 3,6 кг. Тогда в кварце SiO2 составит 4,5 - 3,6 = 0,9 кг.
Дальнейшие расчеты необходимо вести, используя мас-
совые соотношения отдельных компонентов в каолините
Al2O3-2SiO2-2H2O. Справочные данные по атомным массам неко-
торых химических элементов сведены в табл. П-1 приложения.
Молекулярная масса каолинита равна (27-2) + (16-3) + 2(28 +
+ 32) + 2 (2 + 16) = 258. Молекулярная масса кремнезема равна
120. Следовательно, 3,6 кг кремнезема содержатся в “х” кг као-
линита, количество которого можно найти из соотношения
3,6 / 120 = х / 258, откуда х = 3,6-258 / 120 = 7,74 кг каолинита.
В каолините количество А12О3, молекулярная масса которого
равна 102, составит:
7,74 102/258 = 3,06 кг.
При этом количество воды, молекулярная масса которой
равна 2(2 + 16) = 36, составит
7,74 36 / 258 = 1,08 кг.
Общее количество А12О3 в 100 кг боксита равно 52 кг (см.
табл. 4.1). Его содержание в диаспоре и бемите составит
52 - 3,06 = 48,94 кг.
Количество диаспора и бемита (А12О3-Н2О), имеющих моле-
кулярную массу 120 , можно определить по количеству содержа-
щегося в них А12О3:
48.94-120/102 = 57,58 кг.
Количество в них воды определяют как разницу
57,58 —48,94 = 8,64 кг.
По содержанию в боксите СаО (молекулярная масса 56) мож-
но рассчитать количество СаСО3 (молекулярная масса 100):
4,2- 100/56 = 7,5 кг.
Количество СО2 в СаСО3 равно
7,5 - 4,2 = 3,3 кг.
В процессе спекания боксит теряет эту углекислоту (3,3 кг),
а также влагу, содержащуюся в каолините (1,08 кг), диаспоре и
бемите (8,64 кг) и гидрогематите, количество которой можно
рассчитать, зная величину потерь при прокаливании ( П.П.П. =
= 14,0 % , см. табл. 4.1):
14,0 - (1,08 + 8,64 + 3,3 ) = 0,98 кг. Н2О.
Количество гидрогематита в соответствии с формулой
(Ре2О3-ЗН2О) с молекулярной массой 214 определяют по содер-
жанию в нем влаги (молекулярная масса 318 = 54):
0,98-214 / 54 = 3.88 кг.
Количество оксида железа в гидрогематите равно
3,88 - 0,98 = 2,9 кг.
Следовательно, количество гематита в боксите составит
23,0-2,9 = 20,1 кг.
Результаты расчетов минералогического состава сухого бок-
сита представлены в табл 4.4.
Аналогично определяем минералогический состав известня-
ка. В 100 кг известняка (см. табл. 4.2) содержится 50 кг СаО,име-
ющего молекулярную массу 56. Тогда количество известняка
(молекулярная масса 100) можно определить из соотношения
СаО / 56 = СаСО3 / 100 ; СаСО3 = 50-100 = 89,29 кг.
Ж
Минералогический состав сухого боксита, %
Соединения Всего ai2o3 SiO2 н2о Fe2O3 TiO2 СаО со2 Прочие
А12О3Н2О 57,58 48,94 — 8,64 — — — — —
Каолинит 7,74 3,06 3,6 1,08 — — — — —
SiO2 0,9 — 0,9 — — — — — —
Fe2O3 20,1 — — — 20,1 — — — —
Fe2O3 ЗН2О 3,88 — — 0,98 2,9 — — — —
TiO2 2,00 — — — — 2,00 — — —
СаСО3 7,5 — — — — — 4,2 3,3 —
Прочие 0,3 — — — — — — — 0,3
Итого: 100 52 4,5 10,7 23,0 2,00 4,2 з,з 0,3
Таблица 4.5
Минералогический состав известняка, %
Соединения Всего СаО со2 SiO2 н2о Прочие
СаСО3 89,29 50,00 39,29 — — —
SiO2 1,20 — — 1,2 — —
Н2О 9,01 — — — 9,01 —
Прочие 0,5 — — — — 0,5
Итого: 100 50 39,29 1,2 9,01 0,5
Количество СО2 (молекулярная масса 44) при разложении
известняка составит
89,29-44 / 100 = 39,29 кг.
Количество воды в известняке определяют по разнице между
общей массой (100 кг ) и суммой других компонентов в нем (см.
табл. 4.2):
100 - (89,29 + 1,2 + 0,5 ) = 9,01 кг Н2О.
Результаты расчета минералогического состава известняка
приведены в табл. 4.5.
4.3. РАСЧЕТ ШИХТЫ
Расчет пшхты производят по упрощенной методике на 100 кг
сухого боксита. При этом состав оборотных продуктов принима-
ем, исходя из состава бокситов и данных заводской практики.
Для обепечения полноты протекания кристаллохимических
преобразований при формировании шихты необходимо соблю-
дать следующие соотношения:
СаО / SiO2 = 2,0 (кальциевый модуль);
NajO / (А12О3 + Fe2O3 + TiO2) =1,0 (щелочной модуль).
Для того, чтобы рассчитать количество компонентов, участ-
вующих в процессе спекания (СаО, SiO2, Na2O, Д12О3 и Fe2O3) не-
обходимо просуммировать содержание каждого из них во всех
составляющих шихты (боксите, кальцинированной соде, извест-
няке и оборотном растворе ).
В соответствием с технологией спекания для формирования
исходной шихты используется оборотный содовый раствор, по-
лучаемый после выщелачивания спеков, отделения красного
шлама и частичного выпаривания. Те^йическое его название —
белый шлам. Исходя из данных заводской практики, принимаем
следующий состав белого шлама, Д к'
25,0 Д12О3; 20,0 SiO2; 23,0 23,0 Н2Овнеш..
Из данных практики, извлечение БК^^едый шлам из спека
составляет 10... 15 %. Остальные 85...90 % кремнезема перехо-
дят в красный шлам при выщелачивании. Примем извлечение
SiO2 в белый шлам 13 %.
При условии, что примерный расход известняка на 100 кг
боксита (содержащего 4,5 % SiO2, см. табл. 4.1), составляет 45 кг
с содержанием 1,2 % SiO2 (см. табл. 4.2), общее количество крем-
незема в твердых составляющих исходной шихты равно
4,5 + 0,012-45 = 5,04 кг SiO2.
Тогда общее количество SiO2 в белом шламе равно 5,04-13 /
100 = 0,655 кг, а количество самого белого шлама, с учетом со-
держания в нем 20 % SiO2, составит
0,655-100/20 = 3,275 кг.
Результаты расчета количества компонентов в белом шламе
сведены в табл. 4.6, исходя из содержания их в %.
С учетом количества SiO2, поступающего с белым шламом, ис-
ходная шихта содержит условно свободный кремнезем в количестве
4,5 + 0,655 = 5,155 кг.
Условно свободный СаО в боксите (см. табл. 4.1) составляет
Состав и количество белого шлама
Всего А12о3 SiO2 Na2O НгОсвяз И-гОвнсш.
Содержание, % 100 25 20 23 9 23
Количество, кг 3,275 0,819 0,655 0,753 0,295 0,753
4,2 % (молекулярная масса 40 + 16 = 56) при спекании образует
двухкальциевый силикат 2CaO-SiO2, связывая SiO2 (молекуляр-
ная масса 60) в количестве
4,2-60 / (56-2) = 2,25 кг.
Оставшееся количество SiO2, которое необходимо связать
окисью кальция, составит
5,155 - 2,25 = 2,905 кг.
Согласно кальциевому модулю составим пропорцию, приняв
потребное количество известняка за “X” с учетом его минерало-
гического состава (см. табл. 4.5, SiO2 = 0,012Х и СаО = 0,5Х ):
СаО / SiO2 =^5Х / (2,905 + 0,012Х) = 112/ 60.
Решая уравнение, получим X = 11,35 кг СаСО3.
Результаты расчета количества компонентов в известняке,
входящем в шихту, приведены в табл. 4.7, согласно содержанию
их в % (см. табл. 4.7.).
Для определения количества оборотного раствора и свежей
соды, добавляемой в шихту, используем практические данные по
составу оборотного раствора, г/л: 12,0 А12О3; 210 Na2O; 130 СО2;
985 Н2О. Удельная плотность такого раствора составляет
1,337 кг/л.
Таблица 4.7
Состав и количество известняка в шихте
Всего СаО со2 SiO2 н2о Прочие
Содержание, % 100 50,0 39,29 1,20 9,01 0,5
Количество, кг 11,35 5,675 4,459 0,136 1,02 0,06
Исходя из практических данных, общее суммарное извлече-
ние Na2O при выщелачивании, обескремнивании и карбонизации
примем равным 85 %.
Определим количество оксида натрия NajO, необходимое для
осуществления процесса спекания. Учтем:
• количество А12О3 в шихте из боксита (табл. 4.1) и белого шла-
ма (табл. 4.6) равно 52, 0 + 0,819 = 52,819 кг;
• количество Fe2O3 в шихте из боксита составляет 23,0 кг;
• количество TiO2 в шихте из боксита — 2,0 кг.
Тогда потребное количество N^O (молекулярная масса 62)
составит:
для получения NajO-Al^ через А12О3 (молекулярная масса 102)
52,819-62,0/102 = 32,11 кг.
• для получения метаферрита натрия Na2O-Fe2O3 через Fe2O3 (мо-
лекулярная масса 160)
23,0-62,0/ 160 = 8,91 кг.
• для получения титаната натрия Na^-TiC^ через TiO2 (молеку-
лярная масса 80)
2-62 / 80 = 1,55 кг.
Всего количество Na2O в шихте должно быть равно
32,11 + 8,91 + 1,55 = 42,57 кг.
С учетом того, что в оборотном растворе часть Na^ (из об-
щего количества 210 г/л) уже связана в метаалюминат с 12,0 г/л
А12О3, количество несвязанного Na2O составит
210 - 12-62 / 102 = 202,7 г/л.
Исходя из практических данных, примем степень извлечения
N^O из оборотного раствора 85 %. Тогда его количество, поступа-
ющее с оборотным раствором на формирование шихты, составит
42,57-0,85 = 36,18 кг.
Количество оборотного раствора с учетом концентрации NajO в
нем 0,21 кг/л (или 210 г/л) равно 36,18 / 0,21 = 172,29 л. При плотно-
сти раствора 1,337 кг/л его масса составит 172,29-1,337 = =230,35 кг.
В растворе присутствует метаалюминат натрия в количестве
210 - 202,7 = 7,3 г/л (Na2O-Al2O3),
общей массой 7,3-172,9 = 1257,71 г = 1,258 кг.
Состав и количество оборотного раствора
Всего А1А Na2O со2 н2о
Содержание, г /л Содержание, % Количество, кг 1337 100 230,35 (172,29л) 12,0 0,9 2,07 210 15,7 36,18 130 9,8 22,57 985 73,6 169,53 '
Таблица 4.9
Состав и количество кальцинированной соды
Всего Na2O со2 Прочие
Содержание, % Количество, кг 100 4,56 69,7 3,18 40,64 1,29 1,91 0,09
Тогда с оборотным раствором будет подано свободной Na2O
в количестве
36,18 - 1,258 = 34,32кг.
Состав и количество оборотного маточного раствора пред-
ставлен в табл. 4.8.
Дополнительно в шихту необходимо ввести Na^
42,57 - 34,92 = 7,65 кг.
Если учесть, что молекулярная масса Na2O составляет 62, а соды
NajCOj — 106, то дополнительно следует подать
7,65-62 / 106 = 4,47 кг кальцинированной соды или
7,65-4,47 = 3,18 кг Na^jO.
При наличии в ней до 2 % примесей (исходные данные) ее коли-
чество составит
4,47-100/98 = 4,56 кг.
Примеси в соде, т. е. “прочие” составят 4,56 - 4,47 = 0,09 кг.
Выход СО2 4,56 - 3,18 - 0,09 = 1,29 кг.
Расчетный состав и количество соды приведены в табл. 4.9.
Общая масса шихты, состоящей из боксита влажностью 10 %,
белого шлама, известняка, оборотного раствора и соды, равна
100-1,1 + 3,275 + 11,35 + 230,35 + 4,56 = 359,54 кг.
Состав шихты для спекания бокситов
Состав Всего А1А SiO2 Fe2O3 Tio2 СаО со2 Na2O н2ост н2озд Про- чие
Кг %
Боксит (вл) 110 30,59 52,0 4,5 23,0 2,0 4,2 3,3 10,7 10,0 0,3
Извест- няк 11,35 3,16 — 0,14 — — 5,68 4,46 1,02 0,05
Белый шлам 3,28 0,91 0,82 0,66 — — — — 0,753 0,295 0,753 —
Оборот- ный ра- створ 230,36 64,07 2,07 - _ - 22,40 36,18 169,71
Сода ка- льцини- рованная 4,56 1,27 1,29 3,18 0,09
Итого: 359,54 100 54,89 5,3 23,0 2,0 9,88 31,45 40,11 10,995 181,48 0,44
При этом количество внешней влаги в шихте равно
10,0 + 0,753 + 1,02 + 169,71 = 181,48 кг.
На основании результатов расчета составляется полный со-
став шихты для спекания бокситов (табл. 4.10)
4.4. РАСЧЕТ КОНЕЧНЫХ ПРОДУКТОВ
В основе расчетов лежат следующие допущения:
1. Из шихты в спек переходят все компоненты, за исключе-
нием СО2 и Н2О, которые полностью переходят в газы.
2. Часть шихты переходит в пыль. Состав пыли близок к со-
ставу исходной шихты с учетом ее обезвоживания.
3. Пыль является оборотным продуктом и ее полностью воз-
вращают в агрегат.
Для упрощения расчетов принимаем, что пылеунос из рабо-
чего пространства печи составляет 20 % от массы сухой шихты.
Определим количество пыли, находящейся в обороте при непре-
рывном режиме работы агрегата.
Состав и количество спеха
Всего А12О3 Р^Оэ SiO2 TiO2 СаО Na2O Прочие
Количе- ство, кг Содер- жание, % 135,62 100 54,89 40,47 23,00 16,96 5,30 3,91 2,00 1,47 9,88 7,29 40,11 29,58 0,44 0,32
В первый цикл из исходных материалов (359,54 - 181,48) =
= 178,06 кг будет унесено в пыль 178,06 0,2 = 35,61 кг.
Во втором цикле загрузки в пыль перейдет (178,07 +
+ 35,61) 0,2 = 42,74 кг.
При третьем цикле — (178,07 + 42,74) 0,2 = 44,16 кг, а при
четвертом — (178,07 + 44,16) 0,2 = 44,446 кг.
Принимаем, что в обороте присутствует 44,4 кг пыли.
В табл. 4. 11 представлен состав и количество сухого спека
(без воды и СО2), полученный по данным табл. 10 на 100 кг ис-
ходного боксита.
В табл. 4. 12 приведен состав и количество пыли, рассчитан-
ные по составу спека с учетом его обезвоживания, количество
которого на 100 кг боксита составило
359,54 - (181,48 + 10,995) = 167,075 кг.
Исходя из этой величины в соответствии с содержанием от-
дельных компонентов в спеке (согласно табл. 4. 10) рассчитали их
количество (в кг) и содержание (в % ), что и представлено в
табл 4. 12.
В табл. 4. 13 приведен состав и количество технологических
газов, выделяющихся в процессе спекания боксита. При расчете
Таблица 4.12
Состав и количество пыли
Всего А12О3 FeA SiO2 TiO2 СаО со2 Na2O Прочие
Коли- чество, кг Содержа- ние, % 44,4 100 14,59 32,85 6,11 13,77 1,41 3,17 0,53 1,20 2,62 5,91 8,35 18,83 10,66 24,01 0,12 0,26
Состав и количество технологических газов
Всего со2 н2о
Количество, кг 223,93 31,45 192,48
Объем, м3 225,54 16,01 239,53
Состав:
% по весу 100,00 14,04 85,96
% по объему 100,00 6,27 93,73
объема газов их массу (в кг) делили на молекулярную массу и ум-
ножали на число Авогадро (22,4 м3 г моль/кг).
Произведем расчет рационального состава спека.
• Количество Na2O-Al2O3 в спеке, имеющего молекулярную мас-
су 164, с учетом содержания А12О3 (см. табл. 4.10) молекулярной
массой 102 , составит
54,89 164 /102 = 88,16 кг.
Тогда количество Na^ в этом соединении равно 88,16 -
- 54,89 = 33,27кг.
Количество Na2O F2O3 в спеке, иеющего молекулярную мас-
су 222, с учетом
содержания Fe2O3 (см. табл. 4.10) молекулярной массой 160, равно
23,0-222/160 = 31,91 кг.
Тогда количество Na2O в соединении составит 31,91 - 23,0 =
= 8,91 кг.
• Количество Na2O-TiO2 в спеке, имеющего молекулярную массу
142, с учетом содержания TiO2 молекулярной массой 80, равно
2,0-142 / 80 = 3,55 кг.
Тогда количество Na2O в этом соединении составит 3,55 -
-2,0 = 1,55 кг.
Всего Na^O в этих соединениях составляет 33,27 + 8,91 +
+ 1,55 = 43,73 кг.
• Количество 2CaO-SiO2 в спеке, имещего молекулярную массу
172, с учетом содержания СаО (см. табл. 4.10) молекулярной мас-
сой 112, равно
9,88-172/ 112= 15,17 кг.
Рациональный состав спека, кг
Соединения Всего А1А FeA SiO2 TiO2 СаО Na2O Прочие
Na2O А12О3 88,16 54,89 33,27 —
Na2O Fe2O3 31,91 — 23,00 — — — 8,91 —
Na2OTiO2 3,55 — — — 2,0 — 1,55 —
2СаО SiO2 15,17 — — 5,29 — 9,88 — —
Итого: 139,24 54,83 23,00 5,29 2,0 9,88 43,79 0,45
Тогда количество SiO2 в этом соединении составляет 15,17 -
9,88 = 5,29 кг.
Результаты расчетов сведены в табл. 4.13.
Полный материальный баланс процесса спекания без учета
процесса горения топлива представлен в табл. 4.14.
Полный материальный баланс процесса спекания без учета
процесса горения топлива представлен в табл. 4.15.
Таблица 4.15
Материальный баланс процесса спекания на 100 кг боксита (без учета процесса горения топлива)
#п/п Материалы и продукты ИТОГО A12O3 SiO2 Fe2°3 TiO2 СаО co2 N»2O Н2Осв H2OBH Прочие
кг %
1 Поступило Боксит влажный НО 30,59 52,0 4,5 23,0 2.0 4,2 3,3 10,7 10,0 0,3
2 Известняк 11,35 3,16 — 0,14 — • — 5,68 4,46 — - ;— 1,02 0,05
3 Белый шлам 3,28 0,91 0,82 0,66 — - — —: — 0,753 0,295 0,753 —
4 Оборотный раствор 230,36 64,07 2,07 — — — 22,57 36,18 169,53 *—
5 Сода кальци- нированная 4,56 1,27 — — — — — 1,29 3,18 — 0,09
Итого: 359,55 100,00 54,89 5,3 23,0 2,0 9,88 31,45 40,11 10,995 181,48 0,44
1 Получено Спек 135,62 37,28 54,89 5,3 23,0 2,0 9,88 40,11 - - - 0,44 >
2 Пыль (уносится) 44,4 . 12,35 14,59 1,41 6,11 0,53 2,62 8,41 10,66 0,12
3 Газы 223,9i 62,28 — — — — — 31,45 — 192,48 — —
Невязка -42,83 -11,91 -14,59 -1,41 -6,11 -0,53 -2,62 -8,41 -10,66 — ——* -0,12
Итого: 402,38 100,0 54,89 5,3 23,0 2,0 9,88 31,45 40,11 192,48 — 0,44
4.5. РАСЧЕТ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
Расчет осуществляем по методике, изложенной в работе [2].
Принимаем, что при сжигании природного газа во вращающей-
ся печи используют горелочное устройство с частичным переме-
шиванием [1]. Поэтому в соответствии с заданием а =1,1, а вели-
чину химического недожога принимаем q3/ Q? = 2 %. При влаж-
ности газа gH о = 18,82 г/м3 содержание водяных паров в газе рав-
но Н2О = 1ОСГ/ (803,6 / 18,82 + 1) = 2,29 %.
Пересчитаем состав природного газа с учетом того, что в нем
содержится 2,29 % водяных паров. Содержание метана во влаж-
СН4Дсн?(^-нг°)=92л9% о_е
ном газе составит
составляющие определяют по аналогичному выражению:
СгНд = 1,77 %; С2Н6 = 0,4 %; С4Н10 = 0,166 %; С5Н12 = 0,098 %;
N2 = 2,21 %; СО2 = 0,557 %.
Расход кислорода на горение будет равен
Укисл = 0,01(/п + п/4ЕСЛл) =
= 0,01 (2-92,49 + 3,0-1,77 + 3,5-0,4 + 5-0,166 + 8-0,098) = 1,933 м3/м3.
Теоретический расход воздуха на горение
То = (1 + фУ^ = (1 + 3,76)1,933 = 9,201 м3/м3.
Действительный расход воздуха на горение
La = aL0 =1,1 м3/м3.
Объемы отдельных составляющих продуктов сгорания
равны
УСо2 = 0, 01 (СО2 + иВД) = 0.01 (0,557 + 92,49 + 2-1,77 +
+ 3-0.4+5-0.166 + 2-0,4 + 4-0,166 + 5-0,098) = 0,985 <м3/м3;
Ун,о = 0,01 (п/2ХСтНп + Н2О = 0,01 (2-92,49 + 2-1,77 +
+ 3-0.4+5-0.166+6-0,098 + 2,29) =1,934 м3/м3;
VN, = 0,01N2 + аА1Л = 0,01-2,21 + 1,1-3,76-1,933 =
= 8,021 м3/м3;
Избыточный кислород Vo из6 - (а - 1) Укисл = (1,1 - 1) 0,1933 =
= 0,193 м3/м3.
Общее количество продуктов сгорания составит:
V,a=Vco2 + VH2o + VN2 + Vo2"36 =
= 0,985 + 1,934 + 8,021 + 0,193 = 11,133 м3/м3.
Состав продуктов сгорания равен: СО2 = = 8,85%;
Н2° = = И, 37%; N = 8’02 100. = 72,04%;
11,133 2 11,133
0,193 100
11,133
= 1,734%;
Теплоту сгорания топлива определяем по выражению:
СНР= 358СН4 + 555С2Н4+ 636С2Нб + 1185С4Н1О + 1465С5Н12 =
= 34688,45 кДж/м3.
Химическую энтальпию продуктов сгорания с учетом хими-
ческого недожога вычисляем по выражению
i = (1 - 0.02)<2нр / Уа = 0,9§--34688’-4^. = 3053,51кДж / м3.
V ash а П133
Подогретый до 300 °C воздух, подаваемый на горение, имеет
теплосодержание
4 = ^-'’4’^'а / Va-
При средней теплоемкости воздуха [2] Св = 1,315 кДж/(м3 К)
гв = 1,315-300-10,121 / 11,133 = 358,6 кДж/м3.
Общая энтальпия продуктов сгорания составит
«общ = 4 + 4 = 3053,51 + 358,6 = 3412,11 кДж/м3.
Содержание воздуха в продуктах сгорания составляет
VL = (La - Lo)lOO I Na = (10,121 - 9,201) 100 / 11,133 = 8,26 %.
Тогда по графикам “/—t” диаграммы теоретическая темпера-
тура горения природного газа равна tj = 2020 °C. Действитель-
ная температура горения при пирометрическом коэффициенте
Лпир. = 0,8 равна гд = 0,8-2020 = 1616 °C.
4.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
Диаметр барабанной печи определяем из условия оптималь-
ной скорости движения газового потока в печи по формуле (3.1):
£> = 1,13 (V,/w,)0'5.
При принятом пылевыносе из печи 20 %, средняя скорость
газов должна быть — умеренной. Принимаем ее равной 5м/с.
Производительность печи по бокситу составляет 10 т/ч , при
этом выход спека из шихты тс„ = 135,62 кг / 100 кг боксита (см.
табл. 4.11). Тогда производительность печи по спеку составит
Gcn = G / тсп = 10-100 / 135,62 = 7,37 т/ч.
Объем газообразных продуктов горения топлива определя-
ем из выражения
уд = q' vaWcn IQ?,
где q' — удельный расход теплоты на 1т спека. По опытным дан-
ным его значение можно принять равным 5860 кДж/кг. Тогда
У„ = 5860 11,133 135,62 10 10/ 34688,45 = 25506,37 м3/ч.
Общее количество отходящих газов составит
Уг=Уд + Ун2о + УСО2.
В соответствие с данными материального баланса процесса
спекания (табл. 4.13)
Ух = 25506,4 + 192,48 10 10 / 0,804 + 31,45 1040 / 1,97 =
= 51043,1 м3/ч = 14,179 м3/с,
где 0,804 и 1,97 — плотность соответственно Н2О и СО2, кг/м3.
С учетом средней температуры газов в печи t = (1600 + 200) /
2 = 900 °C общий расход отходящих газов составляет
V, = Ух(1 + £,) = 14,179 (1 + 900 / 273) = 61,0 м3/с.
Тогда в соответствии с формулой (3.1) £>п = 1,13 (60,0 / 5) 0,5=
= 3,95 м.
При использовании двухслойной футеровки, состоящей из
высокоглиноземистого кирпича размером 250 мм и слоя тепло-
вой изоляции 30 мм при толщине стенки кожуха 30 мм, наруж-
ный диаметр печи будет равен:
£>печи = 3,95 + 0,25-2 + 0,03-2 + 0,03 4,57 м.
Окончательный наружный диаметр печи принимаем Рпечи =
= 4,6м.
Общую длину печи определяют как сумму длин отдельных
зон по формуле (3.2).
Длину зоны сушки рассчитываем в соответствии с выраже-
нием (3.3)
Lu = Gw(W'-W'V№>F).
Производительность печи по шихте составляет
= 10-359,54 / 135,62 = 26,51 т/ч.
Исходная влажность шихты W' = (10,995 + 181,48) / 359,54 =
= 0,54, а величину конечной влажности спека принимаем W" = 0.
С учетом способа загрузки (распыл) напряжение рабочего
пространства сушильной зоны по влаге Асо принимаем равным
0,08 т/(м3-ч). Таким образом, длина зоны сушки составляет
L„ = 26,51-0,54-4 / (0,08-3,14-3,952) = 14,6 м.
Длину зоны подогрева определяем по формуле (3.4)
Ц = GmiQi / [(<7л + + Я Д1-
В этой зоне удаляют связанную воду; шихту подогревают до
температуры 750 °C. Температуру газов на входе в зону прини-
маем равной 1250 °C. Унос материала из зоны равен 25 % от об-
щего пылеуноса. Тогда теплоту, поступающую в зону подогрева,
затрачивают:
• на нагрев шихты до 750 °C
0,96 (359,54 - 192,48 - 44,40,25) (750 - 150) = 89833 кДж =
= 89,833 МДж;
где 0,96 — теплоемкость шихты, кДж/(кг-К);
• на испарение влаги и нагрев паров воды
10,995-[2257 + {1,574 (750 - 150 )-22,4} / 18 ] = 37738 кДж =
37,74 МДж,
где 10,995 — связанная влага шихты, кг; 2257 — удельная тепло-
та испарения влаги, кДж/кг; 1,547 — теплоемкость паров воды,
кДж/(кг-К);
• на подогрев 25 % пыли до 750 °C
0,96-44,4-0,25 (750 - 150) = 6393,6 кДж = 6,4 Мдж ;
• на разложение гидроксида алюминия диаспора и бемита по
реакции
2А1 (ОН)3 = А12О3 + ЗН2О — 2580 кДж
57,58-2580 = 148556,4 кДж = 148,556 МДж,
где 2580 — затраты теплоты на реакцию разложения кДж;
• на разложение каолинита по реакции
Al2O3-2SiO2-2H2O = Al2O3-2SiO2 + 2Н2О - 934 кДж
934-7,74 = 7229,16 кДж = 7,23 МДж;
• на разложение гидрогематита по реакции
Fe2O3-3H2O = Fe2O3 + ЗН2О - 3840 кДж
3840-3,88 = 14809,2 кДж = 14,9 МДж.
Тепловой эффект обезвоживания алюмосиликатов вычисля-
ем по выражению
22,4^Х2°Сн2о(750-?1р)
q* =---------IX------------+
। 22,4т3Х;°Сн2о(750-/3р) <
+ 18Л/Зр
t 22,4тРМ2°СНго(750-^)
18MFe
где тХр, т3р, mPf. — расходы гиббсита, каолинита и гидроксида же-
леза (см. табл. 4.4);
Л/1р2°, Лф°, MPs?° — молекулярные массы гиббсита, каолинита и
гидроксида железа;
М}р, М3р, МРе — молекулярные массы безводных А12О3,
Al2O3-2SiO2, Fe2O3;
tip, hP> — температуры протекания соответствующих реакций;
750 — температура газов, выходящих из зоны подогрева;
СН2о — теплоемкость воды при соответствующей температуре.
В соответствии со справочными данными, устанавливаем
zlp = 550°С; ?3р = 450°С; tFe = 400°С. Тогда
qn = [ 57,58-54-22,4-1,673 (750 - 550) / (102-18)] +
+ [7,74-36-22.4-1,59 (750 - 450) / 258-18] +
+ [3.88-54-22.4-1.59 (750 - 400) / 214-18 ] = 13760,6 кДж =
= 13,76 МДж.
В итоге теплопотребление в зоне сушки и подогрева составит
Q„ = 89833 + 37738 + 6393,6 + 148556,4 + 7229,16 + 14899,2 +
+ 13760,6 = 318409,96 кДж = 318,410 МДж.
Согласно рис. 1 ширину слоя материала (хорда /х) и контакт-
ную поверхность слоя с барабаном (/,) определим исходя из соот-
ношений размеров сегмента материалов в поперечном сечении
участка печи по выражениям (3.6). Из практических данных при-
нимаем угол в зоне подогрева 82,5°. Тогда
lx = D„-sin (а / 2) = 3,95 sin (82,5 / 2) = 2,60 м.
lq = л-£>п-а / 360 = 3,14-3,95-82,5 / 360 = 2,84 м.
Эффективную длину лучей газового потока определяем по
формуле (3.14):
»$эф 3,6 /**печи / 5пер,
где 5пер — периметр свободного сечения печи, м.
5пер = (360 - а) / 360] - 1Х = [3,14-3,95 (360 - 82,5) / 360] -
- 2,60 = 6,96 м;
По практическим данным для зоны подогрева можно при-
нять коэффициент заполнения барабана печи ф = 5,6...8,0 %.
Выбираем ф = 6,8 %.
Тогда Гпечи = (лО27 4) (1 - ф) = (3,14-3,952 / 4) ( 1 - 0,068) = 11,42 м2.
5^ = 3,6-11,42/6,96 = 5,9 м.
Определим состав газов по зонам.
Согласно данным расчета горения топлива, в продуктах сго-
рания 100 м3 газа присутствует: 98,5 м3 СО2; 193,4 м3 Н2О; 802 м3
N2; 19,3 м3 О2. Для зоны спекания состав газов соответствует со-
ставу продуктов сгорания топлива, т. е. СО2 = 8,85 %; Н2О =
= 17,37 %; N2 = 72,04 %; О2 = 1,73 %.
В зоне кальцинации полностью разлагаются карбонаты. Тог-
да объем газов от горения топлива при его расходе 25 % от веса
сухого боксита (практические данные) составит 1113,3 0,25 =
= 278,33 м3.
С учетом объема СО2, выделевшегося при разложении кар-
бонатов (см. табл. 4.13) в количестве 16,01 м3, общий объем га-
зов в зоне кальцинации составит 278,33 + СЬ^-16,01 = 294,34 м3.
Средний объем газов в зоне кальцинации равен 278,33 +
+ 0,5 16,01 = 286,33 м3. Тогда состав газов в зоне кальцинации бу-
дет следующим :
СО2 = (0,5 16,01 + 98,5 0,25) 100 / 286,33 = 11,41 % ;
Н2О = 193,4-0,25-100 / 286,33 = 16,88 %;
О2 = 19,3-0,25-100 / 286,33 = 1,69 %;
N2 = 802 0,25 100 / 286,33 = 70,03 %.
В зоне подогрева в газовую фазу переходит 10,995 кг Н2О из
исходной шихты или 10,995 / 18 = 13,68 м3.
Общий объем газов в конце зоны составит 286,33 + 13,68 =
= 300,01м3.
Средний объем газов равен 286,33 + 0,5-13,68 = 293,17 м3.
Содержание компонентов в газах зоны подогрева равно:
СО2 = (16,01 + 98,5 0,25)100 / 293,17 = 13,86 %;
Н2О = (192,48-0,25 + 13,68 0,5) 100 / 293,22 = 18,82 %;
О2 = 19,3-0,25-100 / 293,22 = 1,65 % ;
✓
N2 = 802 0,25 100 / 293,22 = 68,38 %.
В зоне сушки в газовую фазу переходит из шихты внешняя
влага в количестве 177,58 кг или 177,58-22,4 / 18 = 220,99 м3. Об-
щий объем газов в конце зоны равен объему отходящих газов,
т. е. 300,01 + 0,5-220,99 = 521,0 м3. Средний объем газов в зоне со-
ставит 300,01 + 0,5-220,99 = 410,5 м3. Тогда состав газов в зоне
сушки таков:
СО2 = (16,01+98,5 0,25)100 / 410,5 = 10,65 %;
Н2О = (192,48-0,25 +13,68+220,99-0,5)100 / 410,5 = 42,00 %;
О2 = 19,3-0,25-100 / 410,5 = 1,18 %;
N2 = 802-0,25-100 / 410,5 = 48,84 %.
Среднюю температуру газов в зоне подогрева находим по
формуле логарифмического усреднения между газами и матери-
алом
tr = {Or” - ггк) / Ь [(V - (ш) / (t* — гш)]} + гш.
Здесь 1ГН = 1250 °C; t* = 750 °C; 1Ш = 450 °C. Отсюда средняя
температура газов в зоне составит tr = 960 °C.
Степень черноты СО2 и Н2О находим по графикам приложе-
ния (см. Приложения 1,2 и 3) при нормальном атмосферном дав-
лении 101,325 кПа.
При РсоЛф. = 0,1386-101,325-5,9 ~ 82,9 кПа-м и температуре
газов tr = 960 °C степень черноты диоксида углерода составит
есо2 = 0,2. Для водяных паров степень черноты необходимо опре-
делять с учетом поправки (см. Приложение 3):
Рню^эф. = 0,1882-101,325-5,9 = 112,5 кПа-м; при tr = 960 °C;
=0,34, а поправка составила 6 = 1,14, тогда £н.о = 0,34-1,14 =
= 0,39.
Степень черноты газов ег определяется суммированием сте-
пеней черноты основных излучающих компонентов — диоксида
углерода и водяных паров
ег = 0,2 + 0,39 = 0,59.
Степень развития кладки в зоне подогрева составляет
(О = = (W - /,) / = (3,14-3,95 - 2,84 ) / 2,6 = 3,6.
По формуле (3.9) рассчитаем приведенный коэффициент из-
лучения
Сгкм = 5,67-0,75 ( 3,6 + 1 - 0,59) / {[0,75 + 0,59 (1 - 0,75)1 (1 -
0,59)70,59 + 3,6} =
= 4,0 Вт/(м2-К4).
Определяем величину теплового потока излучением
<7лУч = 4,0-{[(960 + 273) / 100]4 - [ (450 + 273) / 100 ]4) =
= 81712 Вт/м2.
При принятой средней скорости движения газов в печи 5 м/с
величина конвективного теплового потока на материал соглас-
но эмпирической зависимости (3.11) составит
qK = 14,76-5,0(960 - 450)/ 3,14-3,25 = 3688 Вт/м2.
Средняя температура кладки составит tK = (960 + 450) / 2 =
= 705 °C.
Тогда в соответствии с выражением (3.13) тепловой поток от
кладки к материалу при их непосредственном контакте
qK' = 3,0 {[(705 + 273) / 100]4 - [(450 + 273) / 100 ]4} =
= 19248 Вт/м2.
Длина зоны подогрева составит:
Лпод = 7,37-318,41-1000-10 / [(81712 + 3688)2,6 +
19248-2,84]-4,187-1,163 = 17,4 м.
В зоне кальцинации начальную температуру газов принима-
ем 1г"= 1400°С, конечную температуру газов t* =1250 °C, темпера-
туру шихты =875 °C. Средняя температура газов в зоне
равна.
tr = {(1400 - 1250 ) / In [(1400 - 875) / (1250 - 875 )]} + 875 =
= 1320 °C.
Средняя температура кладки в зоне составляет <к = (1320 +
+ 875)/2 = 1100 °C.
Состав газов в зоне кальцинации (в соответствии с предыду-
щими расчетами): 11,41 % СО2; 16,88 % Н2О.
В зоне кальцинации происходит термическое разложение
карбонатов, натриевого алюмосиликата, образование основной
массы (до 90 % ) алюмината и феррита натрия и двухкальциево-
го силиката, появляется небольшое количество жидкой фазы.
Температура шихты на выходе из зоны достигает 1000 °C, тем-
пература газов на входе в зону — 1400 °C. Унос пыли составля-
ет 25 % от общего пылеуноса.
Теплопотребление в зоне кальцинации по статьям идет на:
• нагрев спека до 1000 °C
0,88-135,62 (1000 - 750) = 29836,4 кДж = 29,836 МДж,
где 0,88 — теплоемкость спека, кДж/(кг-К);
• подогрев пыли до 1250 °C
0,96-44,4(1250 - 750) = 21312 кДж = 21,312 МДж,
где 0,96 — теплоемкость пыли, кДж/(кг-К);
• нагрев технологических газов (СО2) до 1250 °C
2,202-16,01 (1250 - 750) = 17627 кДж = 17,627 МДж,
где 2,202 — теплоемкость СО2, кДж/(м3-К);
• разложение карбонатов. При этом количество СаСО3 (мо-
лекулярная масса — 100) рассчитывается по содержанию СаО в
шихте (в известняке и боксите) (см. табл. 4.15) (молекулярная
масса — 56)
(4,2 + 5,68 )• 100 / 56 = 17,64 кг .
Тогда в соответствии с уравнением СаСО3 = СаО + СО2 -
- 178000 кДж затраты тепла составят
17,64 178000 / 100 = 31404,29 кДж = 31,404 Мдж.
• разложение кальцинированной соды. Учитывая, что в ших-
те Na2CO3 (молекулярная масса —Л 06 ) содержится в соде и обо-
ротном растворе через Na2O (молекулярная масса — 62 ) ( см.
табл. 4.15), определим количество разложившейся соды
(2,7 + 36,18 )-106 / 62 = 66,47 кг.
Тогда в соответствии с уравнением Na2CO3 = Na2O + СО2 -
322000 кДж затраты тепла будут равны
66,47-322000 / 106 = 201925,16 кДж = 201,925 МДж.
• разложение натриевого алюмосиликата. Количество
Na2O-Al2O3-2SiO2 (молекулярная масса — 284) рассчитывают
по SiO2 в белом шламе (молекулярная масса — 60) (см. табл.
4.15):
0,66-284-10 / (2)=15,62 кг;
Ввиду отсутствия экспериментальных данных по тепловому
эффекту разложения этого соединения принимаем, что он
равен тепловому эффекту реакции разложения
Na2O-Al2O3-2SiO2. Тогда
Na2O-Al2O3-2SiO2 = Na2O + А12О3 + 2SiO2 — 261000 кДж.
Затраты тепла составят 15,62-261000 / 284 = 14355 кДж =
14,355 МДж.
• теплоту экзотермической реакции образования алюмината
* натрия Na2O-Al2O3 определяем по содержанию А12О3 в шихте
(см. табл. 4.15) (молекулярная масса — 102 ) исходя из урав-
нения
Na2O + А12О3 = Na2O-Al2O3 + 230000 кДж.
Тогда 54,89-230000 / 102 = 123636,3 кДж = 123,636 МДж.
• теплоту экзотермической реакции образования ферритов
натрия Na2O-Fe2O3 устанавливаем по содержанию Fe^j в
шихте (молекулярная масса — 106 ) согласно реакции
Na2O + Fe2O3 = Na2O-Fe2O3 + 178000 кДж.
Тогда 23,00-178000 / 160 = 25587,5 кДж = 25,588 МДж.
• теплоту экзотермической реакции образования титаната
натрия Na2O-TiO2 устанавливаем по содержанию TiO2 в ших-
те (молекулярная масса — 80) (см. табл. 4.15 ) в соответствии
с уравнением
NajO + TiO2 = Na2O-TiO2 + 178000 кДж.
Тогда 2,0-178000 / 80 = 4450 кДж = 4,45 МДж.
• теплоту экзотермической реакции образования двухкаль-
циевого силиката 2СаО SiO2 рассчитываем по содержанию
СаО в шихте (молекулярная масса — 56) (см. табл. 4.15) в со-
ответствии с уравнением
2СаО + SiO2 = 2CaO-SiO2 + 119000 кДж.
Тогда 9,88-119000 / 2-56 = 10497,5 кДж = 10,498 МДж.
Итого, теплопотребление в зоне кальцинации составляет
29,836+21,312+17,627+31,404+201,925 + 14,355 = 316,46 МДж,
а тепловыделение за счет экзотермических реакций в этой
зоне будет равно
123,636 + 25,588 + 4,45 + 10,498 = 164,172 МДж.
Результирующее теплопотребление в зоне равно 316,46 -
164,172 = 152,3 МДж.
Ширину слоя шихты в зоне кальцинации (хорда /х) и контакт-
ную поверхность ее с барабаном (/,) определим исходя из соотно-
шений размеров сегмента материала в поперечном сечении уча-
стка (см. рис. 1 ) по выражениям (3.6). Из практических данных
принимаем центральный угол в зоне кальцинации равным 77,5°.
Тогда
lx = D„ sina / 2 = 3,95-sin (77,5 12) = 2,51 м;
lq = лГ»па/ 360 = 3,14-3,95-77,5/360 = 2,71 м.
Эффективную длину лучей газового потока определяем по
формуле (3.14)
*^эф -^’б'/^печи / ‘^пер>
где 5пер — периметр свободного сечения печи, м. Согласно выра-
жению (3.15)
5пер = 3,14-3,95 (360 - 77,5) / 360 - 2,51 = 7,22 м.
По практическим данным для зоны кальцинации можно при-
нять коэффициент заполнения барабана печи (р = 4,8...7,0 %.
Выбираем <р = 5,9 %. Тогда согласно выражению (3.15)
Гпечи = 3,14-3,952(1 - 0,059) / 4 = 11,38 м2;
5эф = 3,6-11,38 / 7,22 = 5,67 м.
Степень черноты для СО2 и Н2О в зоне кальцинации находим
из состава газов в ней :
РСо25Эф = 0,1141-5,67-101,325 = 65,55 кПа-м.
При tr = 1320 °C по Приложению 1 еСО2 = 0,15.
Ль,о£эф = 0,1688-5,67-101,325 = 97,0 кПа-м.
При 1Г = 1320 °C по Приложениям 3 и 4 е'Н2О = 0,26, = 1,14;
еН2о = 0,26-1,14 = 0,3.
Тогда степень черноты газов составит ег = 0,15 + 0,3 = G,45.
Степень развития кладки в зоне кальцинации составляет
со = FK / Гш = (itD - /й) / 1Х = (3,14-3,95 - 2,71) / 2,51 = 3,86;
* Приведенный коэффициент излучения согласно выражению
(3.9) равен
Сгкм = 5,67-0,75(3,86 + 1 - 0,45) / {[0,75 + 0,45 (1 -0,75)] (1 -
- 0,45) / 0,45 + 3,86} = 3,82 Вт / (м2 ( К4);
Определяем величину тепловых потоков:
qny4 = 3,82 -{[(1320 + 273) / 100]4 - [(875 + 273 ) / 100]4} =
= 179674 Вт/м2.
При принятой средней скорости движения газов в печи, в том
числе и в зоне кальцинации, 5 м/с величина конвективного теп-
лового потока на материал согласно эмпирической зависимости
(3.11) составит
= 14,76-5,0-( 1320 - 875 ) / 3,14-3,25 = 3218 Вт/м2.
С учетом температуры кладки 1100 °C в соответствии с вы-
ражением (3.13) тепловой поток от кладки к материалу при их
непосредственном контакте составит
/к = 3,0^к{[(1100 + 273 ) / 100 ]4 - [(875 + 273 ) / 100 ]4} =
= 54505 ,2 Вт/м2.
Длина зоны кальцинации составит
Дсалыс = 7,37-152,3-1000 10 / [(179674 + 3218) +3^х
х2,51+54505,2-2,71]-4,187-1,163 = 3,8 м.
Протяженность зон спекания Lcn и охлаждения Loxn рассчиты-
ваем по необходимому времени пребывания шихты и спека в пе-
чи по формуле (3.16). Принимаем для зоны спекания тсп = 0,4 ч;
для зоны охлаждения тохл = 0,25 ч.
Скорость движения материалов находим по формуле (3.17) ,
принимая угол наклона печи у = 2,5 %, а скорость вращения печи
п = 1,0 об/мин. Пусть синус угла естественного откоса материалов
в зоне спекания 0 составит 0,8, а для зоны охлаждения — 0,72. Тог-
да скорость движения материалов в зоне спекания составит
сомсп = 1,88-D-y-n / sinp = 1,88-3,95-2,5-1,0 / 0,8 = 23,21 м/ч,
а в зоне охлаждения сомохл = 1,88-3,95-2,5-1,0 / 0,72 = 25,77 м/ч.
Следовательно, Lc„ = 23,21-0,4 = 9,28 м ; Тохл .= 25,77-0,25 = 6,44
м.
Полная длина печи составит Ln = 14,6 + 17,4 + 3,8 + 9,28 +
+ 6,44 = 51,52 м.
Принимаем полную длину печи 52 м.
4.7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Расчет ведем на заданную производительность печи по бок-
ситу 10 т/час.
1. Статьи прихода.
1.1 . Теплоту от сгорания топлива определяем из расчета го-
рения топлива
Qx = B QP = 34688,5 В кВт ,
где В — расход топлива, м3/с.
1.2 . При использовании колосникового холодильника (выбор
холодильника см. [1]) воздух подогревается до температуры
300 °C. Тогда физическую теплоту воздуха определяем по фор-
муле
Q„ = C„ttLaB = 1,315-30010,121 В = 3993 В кВт,
где Ся= 1,315 кДж/(м3-К) — теплоемкость воздуха при темпера-
туре 300 °C.
1.3 Физическая теплота шихты (подаваемой в виде пульпы) с
температурой 50 °C, принимается из данных практики работы
вращающихся печей:
0ш = = 0,96-50-359,55-10-10 / 3600 = 479,4 кВт,
где Сш = 0,96 кДж / (кг-К ) — теплоемкость шихты;
тш = 359,55 — масса загружаемой шихты, кг/на 100 кг бокси-
та (см. табл. 4.15).
1.4 Теплота экзотермических реакций образования алюми-
натов натрия, феррита натрия, двухкальциевого силиката,
титаната натрия, которые протекают в основном в зоне
кальцинации):
йэкэ. = бма2ОА12Оз + £?Na2OF2O3 + £?2СаО8Ю2 + 0Na2OTiO2 =
= (123,636 + 25,588 + 4,45 + 10,498)-1000-10-10 / 3600 = 4560,3 кВт.
Общий приход теплоты в печь составит:
34688,5 В + 3993 В + 479,4 + 4560,3 = 38681,5 В + 5039,7 кВт.
2. Сатьи расхода.
2.1. Физическая теплота спека при температуре 1000°С
2СП = -Gn-C„-t„ = 0,88-135,62-1000-10-10 / 3600 = 3315,2 кВт,
где Ссп = 0,88 кДж / (кг-К) — теплоемкость спека;
Gm = 135,62 кг / на 100 кг — выход спека на 100 кг боксита
(см. табл. 4.15).
2.2. Физическая теплота пыли при температуре отходящих
газов 250 °C
= Cn-Gn-fn = 44,4-0,88-250-10-10 / 3600 = 271,3 кВт,
где Gn = 44,4 кг — количество пыли в обороте на 100 кг боксита;
С„ = 0,88 кДж / (кг-К) — теплоемкость пыли.
2.3. Затраты теплоты на эндотермические реакции и
сопутствующие физические процессы (испарения
влаги, нагрев шихты, и прочие) в зоне сушки и подогрева со-
ставили 318410 кДж, а в зоне кальцинации — 316460 кДж.
Таким образом, суммарные затраты теплоты на эти процес-
сы составили 634870 кДж, или 634870-10-10 / 3600 =
= 17635,3 кВт.
2.4. Теплота отходящих газов, состоящих из продуктов сгора-
ния топлива (см.п. 4.5) и технологических газов (табл. 4.13), при
температуре 250 °C
<2Г = Qta-Va-B + Ссо -гд-УСО2 + СН2О-1Я-УН О =(1,389-250-11,133-5)
+ (1,79-16,01 + 1,52-239,53) 250 = 3866-5 + 98175 кДж, где
98175-10-10 / 3600 = 2727 кВт.
Здесь: Сд, ССО2, СНгО — теплоемкости соответственно продук-
тов сгорания, диоксида углерода и воды, кДж/(м3-К);
Уд, Усо2> Ун2о — объем продуктов сгорания на 1 м3 природно-
го газа, объемы технологических газов, выделяющихся из ших-
ты (см. табл. 4.13), м3.
2.5. Потери теплоты через стенку теплопроводностью рас-
считываем по зонам.
В зоне сушки температура материала на входе составляет 40°С,
на выходе — 150 °C, в среднем — 40 + 150 _ g^0Q
2
Температура газов на входе в зону составляет 750 °C, на выхо-
де — 250 °C, в среднем — 750 + 250 _
Тогда общее количество теплоты, теряемое в окружающую сре-
ду в зоне сушки, составит [4]
* Qn = {[(500 + 95) / 2 -20 ]-2-3,14-14,6] / {[ln/4,57 / 4,51) / 49,3 ]+
+ [In (4,51 I 4,45) / 0,163 ] + [In (4,45 I 3,95) / 0,7] + 1,0 / 16} =
= 19708 кВт. ‘ "
В зоне подогрева температура материала на входе составля
ет 150 °C, на выходе — 750 °C, в среднем — 150 + 750 _
Температура газов на входе в зону составляет 1250 °C, на вы-
ходе — 750 °C, в среднем 1250 + 750 _ jgggoQ
2
Тогда общее количество теплоты, теряемое в окружающую
среду в зоне подогрева, составит
£#={[( 450 + 1000) /2 - 20 ]-2-3,14-17,4} / {[In (4,57 / 4,51) / 49,3 ] +
+[1п (4,51 /4,45) /0,163] + [In (4,45 / 3,95) / 0,7 ] + 1,0 /16} = 80667 кВт.
В зоне кальцинации температура материала на входе состав-
ляет 750 °C, на выходе — 1000 °C, в среднем —
750 + 1000
----------— О /3
2
Температура газов на входе в зону составляет 1400 °C, на вы-
ходе — 1250 °C, в среднем — 1400 + 1250 _ |225°с. . Тогда
общее количество теплоты, теряемое в окружающую среду в
зоне кальцинации, составит
Q = {[(875 + 1325) /2-20] (2-3,14-3,8} / ([In (4,57 / 4,51) / 49,3] +
+[1п (4,51 / 4,45) / 0,163 ] + [In (4,45 / 3,95) / 0,7] + 1,0 /16} = 26988 кВт.
В зоне спекания температура материала составляет в сред-
нем 1200 °C. Температура газов в среднем составляет 1440 °C.
Тогда
Q = {[(1440 + 1200 ) / 2 - 20 ]-2-3,14-9,28} / {[[In (4,57 / 4,51) /
49,3 ] + [In (4,51 / 4,45) / 0,163] + [In (4,45 / 3,95) 10,7] + 1,0/16}=
= 79332 кВт.
В зоне охлаждения температура материала на входе состав-
ляет 1200 °C, на выходе — 1000 °C, в среднем —
1200+1000 = 1100°С.
2
Температура газов в среднем по зоне составляет 300 °C. Тогда
Q™ = {[1100 + 300 ) / 2 — 20]-2-3,14-6,44} / ([In (4,57/4,51) /
49,3] + [In (4,51 14,45) / 0,163] + [In (4,45 / 3,95) / 0,7 + 1,0 / 16} =
= 28797 кВт,
где 49,3, 0,163, 0,7 — величина удельной теплопроводности для
наружного, среднего и внутреннего слоев печи, Вт/(м-К);
16,0 — коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности
барабана печи к окружающему воздуху (20 °C ), Вт/(м2-К).
В итоге суммарные потери теплоты за счет теплопроводнос-
ти для всей печи в целом будут равны 19708 + 80667 + 26988 +
+ 79332 + 28797 = 235492 кВт для часовой производительности
10 т/час, а для одной секунды составят 235492 / 3600 = 65,4 кВт.
Запишем уравнение теплового баланса печи:
38681,5 В + 5039,4 = 3315,2 + 271,3 + 17635 + 3866 В + 2727 +
65,4;
34815,5 В = 18974,5 кВт ; В = 0,545 м3/с ; Вт = 1962 м3/ч; Вс =
=196,2 м3/т.
Удельный расход условного топлива определяем по выраже-
нию (3. 22)
b = 1962-34688,45 / (29310-10) = 232,2 кг. усл. топл./т боксита.
Значение отдельных статей баланса, связанных с расходом
топлива В, будут равны:
= 34688,5-0,545 = 18905,2 кВт;
0фв = 3993-0,545 = 2176,2 кВт;
Q2 = 3866-0,545 + 2727 = 4834,0 кВт.
Таблица 4.16
Тепловой баланс печи спекания бокситов производительностью 10 т/ч
(на 1 сек)
№ п.п Приход теплоты кВт % № пп Расход теплоты кВт %
1. Теплота 1. Физическая
от сгорания теплота
топлива 18905,2 72,4 спека 3315,2 12,7
2. Физическая 2. Физическая
теплота теплота
воздуха 2176,2 8,33 пыли 271,3 1,04
3. Физическая 3. Теплота
теплота эндотермичес-
шихты 479,4 1,83 ких реакций 17635,0 67,50
4. Теплота 4. Теплота отхо-
экзотерми- дящих газов 4834,0 18,51
ческих
реакций 4560,0 17,44
5. Потери теп-
лоты в окру-
жающую
среду 65,4 0,25
Итого: 26120,8 100 Невязка: -0,1 —
Итого: 26120,8 100
Тепловой баланс представим в форме таблицы (табл. 4.16).
Термический коэффициент полезного действия печи спе-
кания определяем в соответствии с выражениями (3. 23) и
(3. 24)
Л - (Sen + бэнд)'100 / Qприхода
26120,8 = 80,2 %.
= (3315,2 + 17635,0) 100 /
ЛИТЕРАТУРА
1. Теплотехнические расчеты печей глиноземного производ-
ства / Гущин С.Н., Майзель С.Г., Матюхин В.И., Гольцев В.А. —
Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2000. — 232 с.
2, Гущин С.Н., Казяев М. Д. Расчеты горения топлив.
Екатеринбург: УГТУ—УПИД995. — 48 с.
3. Троицкий И.А., Железнов В.А. Металлургия
алюминия — М.: Металлургия, 1977. 392 с.
4. Лайнер А.И. Производство глинозема — М.: Метал-
лургия 1961 . — 620 с.
5. Гущин С.Н. Требования к оформлению курсовых про-
ектов по промышленным печам. — Екатеринбург: УГТУ—
УПИ, 2002. — 40 с.
Номограмма для определения степени черноты
диоксида углерода
Номограмма для определения степени черноты
водяных паров
График для определения поправочного
коэффициента [3
Приложение 4
Атомные массы некоторых химических элементов
Химический элемент Атомная масса Химический элемент Атомная масса Химический элемент Атомная масса
Водород 1 Алюминий 27 Калий 39
Углерод 12 Кремний 28 Кальций 40
Кислород 16 Фосфор 31 Титан 48
Натрий 23 Сера 32 Железо 56
Приложение 5
Средние теплоемкости воздуха, кДж/(м3'К)
/,°с 0 100 200 300 400 500
С, 1,293 1,302 1,306 1,315 1,327 1,344
Приложение 6
Средние теплоемкости для некоторых газов, кДж/(м3-К)
г, °C 200 400 600 800 1000 1100
СО 1,31 1,33 1,36 1,39 1,41 1,52
со2 1,79 1,93 2,04 2,10 2,20 2,24
so2 1,89 2,02 2,11 2,11 2,24 2,25
Н2О 1,52 1,57 1,62 1,62 1,73 1,75
N2 1,30 1,32 1,34 1,37 1,39 1,40
н2 1,56 1,63 1,73 1,78 1,85 1,88
Сергей Николаевич Гущин
Владимир Борисович Кутьин
Владимир Ильич Матюхин
РАСЧЕТ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ ДЛЯ
СПЕКАНИЯ БОКСИТОВ
Учебное пособие для курсового
проектирования
Редактор издательства И.Г. Южакова
Оригинал-макет А.Н. Ерина
Подписано в печать 8. 07. 2004. Формат 60 х 84 1/16.
Бумага типографская. Печать офсетная.
Тираж 200. Объем 2,01 п. л. Заказ 162.
Редакционно-издательский отдел Уральского государственного технического
университета — УПИ, 620002, Екатеринбург, ул. Мира, 19.
Типография Президиума Уральского отделения РАН, 620219,
Екатеринбург, ул. С. Ковалевской, 18.