книги из ГПНТБ / Несенчук А.П. Пламенные печи для нагрева и термообработки металла учеб. пособие
.pdfПри определении диаметров подводящих мазуто- и воздухопро водов (соответственно di и dz) следует принимать следующие ско рости
йУи = 0,2—0,8 и шв= 1 0 — 15 м/сек.
Диаметр мазутного сопла dc рассчитывается по формулам (3.88) и (3.89). В свою очередь диаметр кратера горелки
d™=VöÄT' |
|
(3“0) |
|
где Gв — расход воздуха на форсунку: |
|
|
|
GB= V Q' В кг/сек; |
|
|
|
Ѵо — действительное количество воздуха, необходимое для |
|||
сжигания 1 кг мазута, кг/кг; |
|
|
|
В — производительность форсунки, кг/сек; |
|
||
аУкр — скорость воздуха в кратере: |
|
|
|
а>кр= ]/2Я Гв ( 1 - -^5L ) |
м/сек; |
(3.111) |
|
R и Тв — соответственно |
газовая постоянная |
в кГ-м/кг° К |
|
(н-м/кг-° К) и |
температура |
воздуха |
перед горелкой |
в °К; Рокр — давление в печи, рокр= В кГ/м2 (км/л2) ;
Рн — начальное давление воздуха:
Р в = р о к р + р в кГ/л 2 (кя/л2) ;
Ув — удельный вес воздуха при давлении рн:
Ѵв= кг/л3.
Скорость истечения из кратера смеси воздуха с распыленным топливом
w СМ= |
шм+ ф аУкр(1+Еи) |
(3.112) |
|
|
1+Ф |
где шм — скорость истечения мазута из сопла, формула (3.88),
м/сек;
ф— удельный расход распылителя:
ф= IV кг/кг;
Ей — критерий Эйлера:
Еи =
рг—Рокр yBw\кр
Pz— статическое давление в истекающей струе распылителя,
кГ/лі2 (н/м2).
82
3.8.3. КИНЕТИЧЕСКИЕ ГАЗОВЫЕ ГОРЕЛКИ С ПРИНУДИТЕЛЬНОЙ ПОДАЧЕЙ ВОЗДУХА
Промышленные печи часто оборудуются горелками без пред варительного смешения, к которым относятся горелки типа Д, раз работанные Стальпроектом, а также горелками с частичным пред варительным смешением ГНП. Эти горелки обладают рядом преимуществ по сравнению с горелочными устройствами с предва рительным смешением. Пределы регулирования таких горелок прак тически не ограничены, так как Исключена возможность проскока
Рис. 3.17. Схема двухпроводной го релки типа Д
пламени в горелку. Температуры подогрева топлива и воздуха так же не ограничены и могут быть достаточно высоки. Подогрев ком понентов смеси ограничен лишь стойкостью подводящих трубопро водов, а также возможностью термического разложения топлива. Растянутый факел позволяет удалить от кратера горелки зону вы соких температур, что весьма благоприятно сказывается на термиче ской стойкости горелочного устройства. Кроме всего перечисленного, горелки без предварительного смешения при значительной тепловой производительности имеют весьма небольшие размеры. Они просты по конструкции и позволяют быстро переоборудовать печь для сжи гания другого вида топлива (комбинированные горелочные устрой ства). Недостатки этих горелок заключаются в несовершенстве сме сеобразования, что приводит к выбору повышенного коэффициента избытка воздуха.
Существуют приближенные методы расчета параметров и гео метрических размеров горелок с принудительной подачей воздуха (без предварительного смешения) [38].
На рис. 3.17 приведен схематичный чертеж горелки типа Д «труба в трубе».
Диаметр газового сопла такой горелки
(3.114)
где В — часовая производительность горелки по газу, м3/% wr — скорость топлива на выходе из сопла.
6* |
83 |
Для горелок, работающих на низком и среднем давлении газа 0 „ s ^ ß + l000 кГ/м2) , имеем
(3.115)
где ф — коэффициент, учитывающий неравномерность распределе ния скорости потока по сечению сопла; для горелок Стальпроекта типа Д ф =0,8—0,86;
Рп — давление газа перед соплом, ата; Ут— удельный вес газа при давлении ря, кг/мг (н/мг).
Диаметр подводящего газопровода |
выбирается из условия |
—3)dc. Размеры кратера горелки dKр определяются исходя из |
|
расхода воздуха и скорости его истечения |
[для горелок низкого |
давления шв= (0 ,5 —1,0)шг, а для горелок среднего давления дов= = (0,2—0,4)цуг]. Что касается размера di (рис. 3.17), то он рассчи тывался в соответствии с расходом воздуха, идущего на горение, полагая скорость воздуха равной 10— 15 м/сек.
Для более глубокого изучения конструкций следует обратиться к литературе [33]—[38].
Г л а в а 4. АЭРОДИНАМИКА И ВНЕШНИЙ ТЕПЛООБМЕН В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Эта глава посвящена аэродинамике и внешнему теплообмену в рабочем пространстве пламенных нагревательных и термических печей. Учитывая, что гидродинамическое сопротивление печи оказы вает исключительно большое влияние на теплообмен между газами и садкой, рассмотрение вопросов, касающихся качества и скорости нагрева, выполнено с учетом такого влияния.
4.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
При сжигании топлива в печи образуются высокотемпературные продукты сгорания, являющиеся основным теплоносителем. От их однородности (по температуре) и характера движения зависят ка чество и интенсивность (общее время) нагрева, распределение дав лений в рабочем пространстве, а также срок службы огнеупоров.
Для наглядности сказанного обратимся к следующему примеру. Как известно, один из главных способов повышения эффективности работы печей — увеличение их производительности за счет интенси фикации теплообмена между греющими газами и садкой (скорост ной нагрев). Применение скоростных способов нагрева, базирую щихся на интенсификации теплообмена в зоне основного нагрева, приводит к сильному сокращению времени основного нагрева, когда поверхность’садки приобретает заданную температуру операции. Естественно, что при этом возрастает время выдержки, необходимое для выравнивания температуры внутри материала. И если в такой печи газы в разных точках будут иметь различную температуру, то в этих условиях не будет обеспечена одинаковая интенсивность теп лообмена по поверхности нагрева, и интенсификация процесса в зо не основного нагрева приведет не к сокращению, а к увеличению' общего времени нагрева садки.
Распределение давления в печи имеет не меньшее значение, чем однородность потока. Неправильный выбор давления газов в печи приводит к чрезмерному выбросу газов через окно загрузки, а в от дельных случаях и к присосам атмосферного воздуха в зону вы держки. Отсюда видно, что правильная организация движения по тока газов в печи и структура его — основные условия хорошей
85
работы печи. В этой связи большое внимание должно уделяться правильному использованию газовых струй, вытекающих из горелочных устройств. Все это, несомненно, позволит добиться более совершенной организации теплообмена и повышения эффективности работы печей.
4.2. ДВИЖЕНИЕ ПОТОКА ЖИДКОСТИ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЕЧИ
Рассмотрим движение продуктов сгорания в рабочем простран стве печи. Поток жидкости в печи обычно турбулентен, т. е. скорость его в каждой точке подвержена интенсивным колебаниям около не которого среднего значения.
Линии тока в трубке тока (рис. 4.1) изображены так, что в каж дой точке потока они имеют то же направление, что и средняя ско рость.
Рассмотрим равновесие элементарного объема dfdl в трубке тока (рис. 4.1). Равновесие элемента обусловлено действием на него сил (спроектированных на направление перемещения I) : тяжести Л (на направление /—F1o); давления F2и трения Fi и F5, которые стре мятся повернуть элемент.
Найдем эти силы. Сила тяжести (вес элемента)
Fla=pgdfdl sin а; |
|
F ia = —pgdfdl -Щ-- |
(4.1) |
Результирующая сила давления жидкости |
на площадку df |
<2 F2I з) |
|
2 F2>з = i—1Fi\ 22 Fi, 3= F2-\- (—Fs),
86
где |
|
|
2 Fz, з= p d f — ( p-f- |
d l ) df; |
|
2 Fz, s = -----~/jf~ dfdl, |
(4.2) |
|
где p/t — перепад давления: |
|
|
Ph=p—pogk; |
|
|
p — барометрическое давление; |
|
среды |
po— плотность воздуха при температуре окружающей |
||
(pog=l,29 кг/м3). |
|
|
Сила, вызванная трением (вязкая жидкость), |
|
|
S f 4i5= F 4- F , |
|
(4.3) |
Приняв усилие на единицу объема элемента, будем иметь |
||
2 Fi, 5= В dfdl. |
|
(4.4) |
Согласно второму закону динамики |
|
|
9dfdl— = ^ F i , |
|
(4.5) |
2=1 |
|
|
где и — среднее значение скорости движения элемента dfdl. Подставляя значения Fi в уравнение (4.5), получаем
dv |
dh |
dpi, |
(4.6) |
pdfdl |
= - p gdfdl — -------- |
j j - dfdl—Bdfdl. |
dl
Полагая v = выражение (4.6) переписываем
pdfdlv |
= —pgdfdl |
----- dfdl—Bdfdl |
или
р ѵ Ч Г + р ё ^ Г + ~ Ч Г + в = = 0 ■ |
(4J) |
Выполнив подстановку рп= р —pohg, получим
du , |
dh |
dp |
dh |
|
9V~ i i +(>s ~ i i + |
~ii |
~*лв и г + в = й - |
<4-8> |
|
Уравнение (4.8) интегрируем по dl (вдоль линии тока), предва рительно переписав
87
|
dp |
|
du |
|
dli |
|
dh |
, _ |
|
|
~df |
:pü ~df +рЯ ~dl |
~ 9°ë ~~dl |
+ ß ; |
|
||||
|
— (Pi—Рг) = |
J pvdu+g J (p—po) dh+ J Вdl-, |
(4.9) |
||||||
|
P2—Pi-- P |
Av2 |
+ £ (p |
po) АЙ+ f Bdl |
(4.10) |
||||
|
|
||||||||
или |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
A p = p - ^ - + g p o |
( — |
1) |
Аh + f |
Bdl. |
(4.11) |
|||
|
|
4 |
|
po |
' |
|
|
|
|
Введем обозначения: |
|
|
|
|
|
|
|
||
|
Ap — перепад давления на участке dl; |
|
|||||||
|
Au2 |
|
|
|
|
|
|
|
этом же |
|
р — 2----- изменение динамического напора на |
||||||||
|
|
участке: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Аѵ2 . |
|
Ап2 |
|
Аѵ2 |
|
(4.12) |
|
|
Р — |
™ |
Р~ т г = Ѵ- |
|
|||||
|
|
2 |
r |
2 |
|
' 2g ’ |
|
|
|
■gpo |
■1 ) Ah — изменение |
статического напора на участке dl: |
|||||||
po |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
gPo ( —----- 1) |
Ah= Apc\ |
|
(4.13) |
||||
|
|
|
' po |
' |
|
|
|
|
|
|
/ Bdl — потеря напора на трение: |
|
|
||||||
|
|
|
J Bdl= |
А Ртр- |
|
|
(4.14) |
||
Таким |
образом, |
перепад |
давления |
на каком-либо |
участке |
||||
канала |
|
А р = А рс+Д Рд+Д Ртр, |
|
|
|||||
|
|
|
(4.15) |
||||||
где А Ртр — потери давления на трение.
Полный напор в зафиксированной точке потока, согласно (4.15) к (4.14), принимает вид (р = 0)
Р = Р с + Р д к Г / м 2, |
(4.16) |
|
где рс и Рд — соответственно статический и динамический |
напоры |
|
в точке трубки тока: |
|
|
Рс—gpo ( |
1 )h; |
(4.17) |
|
ро |
|
рѵ2 |
и2 |
(4.18) |
Р д - 2 , |
Рд=Ѵ |
|
|
2g' |
|
8 8
Формула (4.10) была получена исходя из предположения, что р = const. В реальных условиях могут встретиться случаи, когда плотность жидкости p^const. Однако, если вдоль канала, имеюще го постоянное поперечное сечение (f=const), плотность р изменяет ся так, что произведение ри, представляющее собой массовый рас ход, деленный на площадь поперечного сечения канала, постоянно (p1ü1= p 2ü2), для случая p^const можно записать
А / ? д =
Ѵі
рг- Ü2 |
|
Ѵі (t>22—^i2) =p2^22—Pl^l2. |
(4.19) |
Рі+ ^2P1
Формула для определения А ртр не может быть получена из вы ражения (4.10). Однако посредством анализа размерностей можно показать, что для любого канала справедливо выражение
^ f ( R e ) ; |
(4.20) |
V2
(4.21)
2g
где Re — критерий Рейнольдса.
Известно, что для достаточно больших значений критерия Re (турбулентное течение)
S=£(Re),
где £ — коэффициент трения.
Учитывая последнее обстоятельство, записываем выражение, позволяющее рассчитать потери напора на дымовом или воздушном трактах печи:
^ = 2 ^ - 0 - +2 ^ Т + 2 ^
Ар = 2 |
4 |
ро£ (■— |
- 1 ) A h + 2 |
i P1+ P2 |
Aü2+ |
2 |
F ^ Г ’ (4-22> |
|
' PO |
' |
|
4 |
2 |
где Дp — перепад давления на тракте, кГ/м2;
ро — плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3; Ah — перепад отметок тракта, м;
Рі и р2 — соответственно плотности жидкости в начальном и ко
нечном сечениях тракта печи, кг/м3; п — общее число участков тракта;
F — коэффициент трения.
Б9
Формулу (4.22) можно переписать в виде |
|
|
A P = 2 YO ( ^ - i W É |
ѴіѴ2 |
Ди*+ |
|
||
§ ( У і + У 2 ) |
|
|
+ Ш р У ^ к Г /л*2- |
|
(4.23) |
Здесь, как уже отмечали, первый, второй и третий члены пра вой части выражения (4.24) — соответственно потери гидростати ческого напора, динамического напора и потери в результате трения.
4.3. ОРГАНИЗАЦИЯ ДВИЖЕНИЯ ПОТОКА ГАЗОВ В РАБОЧЕМ ПРОСТРАНСТВЕ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Рассмотрим соотношение, характеризующее тепловую работу печи [39]:
dQz |
С^внеш н |
£?QBH |
(4.25) |
||
dx ^ |
dx |
dx |
’ |
||
|
|||||
где Qs — тепло, внесенное в рабочее пространство печи с топли вом и воздухом-окислителем:
Qx— Q H P + Q B + Q t ;
г] — коэффициент, учитывающий величину безвозвратных потерь;
0 внешн — теплоприток к поверхности садки за счет внешнего
теплообмена;
QBH— тепло, воспринятое садкой.
Нетрудно заметить, что наряду с тепловой мощностью (член
dQ% |
dQвн |
dx |
-) и характеристикой внутреннего теплообмена (— —) тепловая |
работа печи во многом определяется процессами теплообмена меж ду газами и поверхностью металла. При этом в первый и последую щие периоды нагрева каждый из членов выражения (4.25) влияет на нагрев по-разному. В начальный период (основной нагрев), когда возможности теплообмена в формировании процесса нагрева исклю чительно велики, ограничивать процесс будет теплоприток Qz. •Следовательно, для этого этапа нагрева весьма важно создать усло вия для максимального тепловыделения в зоне печи. В последующие периоды процесс нагрева начинает ограничиваться теплообменом. В конечном итоге в зоне выдержки определяющим оказывается внутренний теплообмен.
Следует отметить, что на первом этапе нагрева заданная тепло вая мощность обеспечивается сравнительно легко. Для этого уста
навливается определенное число горелочных |
устройств. Причем |
в ряде случаев наряду с подогревом воздуха |
также применяется |
90
подогрев топлива. Что же касается обеспечения нужной интенсив ности взаимосвязанных между собой внешнего и внутреннего тепло обмена, то в данном случае дело обстоит намного сложнее, так как на завершающих этапах теплообмен определяется коэффициентом температуропроводности садки.
Принимая во внимание возможность интенсификации теплооб мена в начальный период, время, необходимое для нагрева садки
от начальной температуры |
до температуры операции іммоп, мо |
жет быть резко сокращено за счет поддержания |
в |
течение этого |
периода достаточно большого отношения I ——— |
) |
, что в свою |
Ѵ Д^нач ' |
2 т |
|
очередь достигается увеличением температуры газов в печи. Сокра щение времени нагрева в первом периоде, как правило, повышает длительность периода выдержки, что вызвано увеличением началь ной разности температур поверхности и середины нагреваемого металла А£Нач тиыд и, следовательно, уменьшением отношения
/ А^кон \ ' А/нач твьід
При этом общее время нагрева садки
X— 2 Т~)-Твыд
будет сокращено (рис. 4.2), что нетрудно заметить, сопоставляя
нагрев при температурах газов 1200 и 1230° С |
(соответственно точ |
ки а, Ь, с и аи Ьі, с4). Графики на рис. 4.2 |
[39] построены для |
А^кон’спыд = 5 0 ; £кон=1000°С для плиты толщиной 600 мм.
Принимая во внимание, что выравнивание температуры метал
ла (выдержка) происходит при ^,.BbIÄ=const, период выдержки не может быть сокращен изменением интенсивности внешнего тепло
обмена (конечно, не нарушая условия ^м.выД= const). Отсюда можно сделать вывод, что скорость нагрева можно регулировать только
91