Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Расчет футеровок высокотемпературных электротехнологических установок. Учебное пособие
.pdf
рамляются П-образной водоохлаждаемой рамой. Заслонка рабочего окна
выполняется в виде водоохлаждаемой нефутерованной коробки.
Определить полезную энергию периода расплавления дуговой печи
номинальной емкостью 300 т, работающей на твердой завалке. По технологическим условиям последняя стадия расплавления совмещается с началом окислительного периода, т.е. к концу расплавления в печи наводится
окислительный шлак
и производится перегрев расплавленного металла
и шлака.
Дополнительные данные для расчета:
1) требуемое количество жидкого металла G
2) масса шлака G
должна составлять 6% массы загружаемой в печь
ш
= 300 т;
ж
металлической завалки;
3) угар завалки К
= 1510°С;
4) t
пл
5) t
6) t
= 1560°С;
пер
= 10°С.
0
= 5%;
уг
С учетом угара масса загружаемого в печь скрапа в соответствии (9)
должна составлять
м
угж
315)10051(300%)1001(G
.
тКG
Энергия, необходимая для нагрева и расплавления скрапа:
GttcGW
011
мжплм
666
)101510(194,0315000)(
115300103,115107,23106,9179300000
чкВтчВт
Энергия, необходимая для перегрева расплава:
22
6
ttcGW
плперж
34801048,3
чкВтчВт
)15101560(232,0300000)(
Количество шлака в период расплавления:
.
тGG
жш
1830006,006,0
Энергия, необходимая для нагрева, расплавления и перегрева шлака:
ttcGW
03
шпершш
6
105301053,10)58527(18000
58)101560(34,018000)(
чкВтчВт
Искомая суммарная полезная энергия периода расплавления:
W
W
полезн
W
1
W
3
2
чкВт 129310105303480115300
Удельная полезная энергия:
на 1т металлической завалки:
0
мполезн
;
тчкВтGWw
/411315/129310/
на 1т жидкого металла:
0
жполезн
Удельная полезная энергия только для нагрева и расплавления одной
тонны скрапа без перегрева:
мp
1
.
тчкВтGWw
/431300/129310/
тчкВтGWw
/366315/115300/
61
или на 1 т жидкого металла
жp
1
384300/11530/
.
кВтGWw
Определить тепловые потери через футеровку дуговой печи емкостью 300 т. Удельные тепловые потери определяются раздельно для стены, свода и подины.
Стена имеет три равных по высоте участка разной толщины: 460 мм
на нижнем, 380 мм на среднем и 300 мм на верхнем участке. Материал огнеупорной кладки – магнезитохромит. Демпферный слой засыпки толщиной 40 мм в расчет можно не вводить, полагая, что его тепловым сопротивлением можно пренебречь.
Определяем удельные тепловые потери нижнего участка стены для
двух крайних случаев – при полной толщине новой огнеупорной кладки
460 мм и при изношенной до толщины 230 мм кладки.
Температуру внутренней поверхности кладки принимаем равной
=1600°С. Температурой внешней поверхности кладки задаемся в первом
t
1
приближении t΄
=300°С и для этих условий определяем коэффициент теп-
2
лопроводности:
3-
.
)/(47,241,188,32/)3001600(1048,188,3
СмВт
Тепловые потери через стену толщиной 460мм в первом приближении
tt
q
21
1
3001600
47,246,0
1300
1865,0
2
.
/6970
мВт
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 300°С
составляет q΄0 = 7400 Вт/м
Так как расхождение значений q
уточнения температуры t
тепловых потерь q
΄
не требуется.
Уточнение показало бы, что температура t
2
.
΄
, коэффициента теплопроводности и удельных
2
΄
и q
΄
составляет всего около 6%,
0
должна составлять около
2
290°С, это даст изменение удельных тепловых потерь на 1%, что не имеет
практического значения.
При толщине огнеупорной кладки при износе 230 мм для определе-
΄
ния тепловых потерь зададимся температурой кожуха t
= 400°С. Коэффи-
2
циент теплопроводности магнезитохромитового кирпича при этих условиях
3-
мВт
.
)C/(4,248,188,32/)4001600(1048,188,3
Тепловые потери через стену толщиной 230 мм
4001600
2
/12550
мВтq
.
4,2/23,0
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 400°С
составляет q
Расхождение q
ратуры t
62
/
и удельных тепловых потерь не требуется. Уточнение показало
2
΄
= 13500Вт/м2.
0
΄
и q
΄
составляет около 8%, поэтому уточнения темпе-
0
бы, что t2 должна составлять около 385°С, а это дает изменение удельных
тепловых потерь всего на 1,5%.
Для средней толщины нижнего участка стены 0,75·0,46 = 0,345 м
расчетные удельные тепловые потери:
125506970
ср
2
2
.
/9760
мВтq
Расчетная внешняя поверхность нижнего участка стены:
F
HD
пк
3
3
9,23,914,3
2
2,28
м
.
Тепловые потери нижнего участка стены:
кВтВтFqQ
ср
1
.
2752750002,289760
Для среднего участка стены при толщине кладки 380 мм задаемся тем-
΄
пературой кожуха t
= 320°С и определяем коэффициент теплопроводности:
2
3-
Тепловые потери через стену толщиной 380 мм:
3201600
46,2/38,0
1280
1545,0
2
/8280
мВтq
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 320°С
составляет q
΄
дальнейшего уточнения расчета не требуется.
и q
0
΄
= 8520 Вт/м2. При незначительном расхождении величин q΄
0
При толщине кладки 190 мм задаемся температурой кожуха
΄
t
= 420°С.
2
Коэффициент теплопроводности:
3-
Тепловые потери через стенку 190 мм
4201600
38,2/19,0
1180
08,0
2
/14750
мВтq
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t
ляет q
΄
= 15020 Вт/м2, что весьма близко к значению q΄, т.е. расчет не тре-
0
бует уточнения.
Для средней толщины среднего по высоте участка стены 0,75 · 380 =
285 мм расчетные удельные тепловые потери:
147508280
.
ср
2
2
/11515
мВтq
Тепловые потери среднего участка стены:
ср
2
3253250002,2811515
.
)/(46,242,188,32/)3201600(1048,188,3
СмВт
)/(38,25,188,32/)4201600(1048,188,3
СмВт
΄
= 420°С состав-
2
.
кВтВтFqQ
Для верхнего участка стены при толщине кладки задаемся темпера-
турой кожуха t
Коэффициент теплопроводности:
΄
= 350°С.
2
3-
.
)/(44,244,188,32/)3501600(1048,188,3
СмВт
63
Тепловые потери через стену толщиной 300мм.
м
3501600
44,2/3,0
1250
123,0
2
.
/9850
мВтq
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t
΄
q
= 10200 Вт/м2 что близко к q΄, поэтому уточнения не требуется.
0
При толщине кладки 150 мм задаемся t
3-
΄
= 450°С, тогда:
2
Тепловые потери через стенку толщиной 150 мм:
4501600
365,2/15,0
1150
0634,0
2
.
/18150
мВтq
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t
΄
q
= 17300 Вт/м2 отличается от q΄ на 5% и уточнения не требует.
0
Для средней толщины верхнего участка стены 0,75 · 0,3 = 225 мм
расчетные удельные тепловые потери:
181509850
ср
2
2
.
/14000
мВтq
Тепловые потери верхнего участка стены:
.
кВтВтFqQ
ср
3
3953950002,2814000
΄
= 350°С,
2
.
)/(365,2515,188,32/)4501600(1048,188,3
СмВт
΄
= 450°С,
2
Суммарные тепловые потери стены:
ст
321
995395325275
.
кВтQQQQ
Рассчитываем тепловые потери через футеровку свода. В качестве
материала футеровки свода предполагается использовать тот же магнезитохромитовый кирпич длиной 460 мм, что и для нижнего участка стены. Если принять расчетную температуру внутренней поверхности свода, как и для стены, t
= 1600°С, то удельные тепловые потери через фу-
1
теровку свода должны быть такими же, как для нижнего участка стены.
В этих условиях расчет потерь по существу сводится к определению
расчетной поверхности футеровки свода, за которую принимается внешняя поверхность свода F
св
.
Для сферического сегмента радиусом R и высотой h боковая поверхность равна:
S = 2 R h = 2 · 3,14 · 8,0 · 1,4 = 70,5м
В нашем случае R = 8 + 0,46 = 8,46м; h = h
2
.
= 1,4м.
сфер
Тепловые потери свода при средней толщине огнеупорной кладки,
равной 0,75 · 460 = 345 мм, составляют:
Q
= qср · S = 9760 · 70,5 = 690000 Вт = 690 кВт.
с
Удельные тепловые потери через футеровку подины ниже уровня
откосов определяются по следующим исходным данным: огнеупорная
часть подины выполняется из пяти слоев магнезитового кирпича «на ребро» (
м5751155 ) и набивки толщиной 125 мм из магнезитового по-
рошка, замешанного на смеси смолы и пека. Для упрощения расчета коэф-
64
фициент теплопроводности набивки принимается таким же, как для магнезитового кирпича.
Теплоизоляционная часть футеровки подины выполняется из четы-
рех слоев легковесного шамота типа ШЛБ – 1,3 «на плашку» суммарной
толщиной 260 мм.
Для определения удельных потерь принимаем температуру внутренней поверхности футеровки подины t
ближении температурой внешней поверхности футеровки t
= 1600°С и задаемся в первом при-
1
΄
= 200°С,
3
а также температурой на границе огнеупорного и теплоизоляционного сло-
΄
ев футеровки t
= 1000°С.
2
Удельные тепловые потери в первом приближении
tt
1
q
3
21
21
2001600
716,026,09,37,0
1400
363,01795,0
2
/ 2580
мВт
.
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при температуре 200°С
΄
= 3680 Вт/м2. Это говорит о том, что при принятых в первом прибли-
q
0
жении температура t
должна быть ниже предварительно принятой. Кроме
3
того, сопоставление значений тепловых сопротивлений показывает, что
перепады температуры в огнеупорном и теплоизоляционном слоях футеровки, пропорциональные тепловым сопротивлениям этих слоев, должны
быть в отношении около 1 : 2, а в первом приближении перепады температур были приняты в отношении 1 : 1,33.
Поэтому для расчета удельных потерь во втором
нимаем температуру t
΄΄
= 160°С и температуру t
3
΄΄
= 1100°С.
2
приближении при-
Удельные тепловые потери во втором приближении
tt
q
31
2211
1601600
727,026,055,37,0
Удельная теплоотдача с поверхности кожуха при t
΄΄
q
= 2520 Вт/м2, что незначительно отличается от значения q΄΄, поэтому
0
1440
2
/2600
мВт
358,0197,0
΄΄
= 160°С,
3
уточнение расчета не требуется. Остается только проверить температуру
на границе огнеупорного и теплоизоляционного слоев для того, чтобы
убедиться, что на теплоизоляционном слое температура не будет превышать максимальной температуры его применения.
Перепад температуры в огнеупорном слое футеровки
512
211
11
2211
Интересующая температура t
)1601600()(
– Δt1 = 1600 – 512 = 1088°C, что
2 t1
197,0
Cttt
.
358,0197,0
вполне допустимо для легковесного кирпича типа ШЛБ – 1,3.
Внешняя поверхность футеровки подины определяется следующим
упрощенным способом.
65
Принимается, что эта поверхность состоит из двух поверхностей –
V
поверхности F
теровки свода S, и цилиндрической поверхности F
той, равной полной высоте подины H
сегмента кожуха свода h
сферического сегмента, равной внешней поверхности фу-
1
диаметром Dк и высо-
2
за вычетом высоты сферического
п
сфер.
При этом допущении, которое не дает существенной погрешности
в практическом расчете, внешняя поверхность футеровки пода составляет:
F
= F1 + F2 = S + πDк (Hп – h
п
= 106,4 м
2
.
) = 70,5 + 3,14 · 9,3 (2,63 – 1,4 = 70,5 + 35,9
сфер
Тепловые потери через футеровку подины:
Q
= q
п
· Fп = 2600 · 106,4 = 276000 Вт = 276 кВт.
΄ ΄
Искомые суммарные тепловые потери через футеровку:
= Qст + Qсв + Qп = 995 + 690 + 276 = 1961 кВт.
Q
ф
Определить тепловые потери излучением через рабочее окно с водо-
охлаждаемой дверцей дуговой сталеплавильной печи емкостью 300 т.
Поверхность, воспринимающая излучение из печной камеры, опре-
деляется приближенно:
F
= (B + 2S) (h + s) = (1,6 + 2 · 0,15) (1,6 + 0,15) = 3,32 м2.
изл
Среднюю расчетную температуру излучающей поверхности печной
камеры для периода расплавления примем равной t = 1450°C. Удельные
потери излучением составляют 410 кВт/м
2
. Тогда тепловые потери излу-
чением через рабочее окно:
Q
изл
= q
изд
· F
= 410 · 3,32 = 1361 кВт.
изд
Полученное значение потерь излучением через рабочее окно составляет около 70% тепловых потерь через футеровку печи. Для снижения потерь
рекомендуется наносить на внутреннюю поверхность водоохлаждаемой
дверцы небольшой по толщине (30-50 мм) слой огнеупорной обмазке, за счет
чего можно уменьшить тепловые потери излучением через окно в 2-3 раза.
Определить тепловые потери
с газами дуговой сталеплавильной печи
емкостью 300 т, если подсос холодного воздуха в печь в среднем составляет при нормальных условиях
Принимаем t
выходящих из печи газов 1500°С, определяем сред-
ср
= 10750 м3/ч.
нюю удельную теплоемкость воздуха. Удельная теплоемкость воздуха c
при 0°С составляет 0,278, а при 1000°С – 0,354 Вт
ч/(кг°С). Интерполируя
данные, получаем удельную теплоемкость воздуха при
t
= (20 + 1500)/2 = 760°С:
ср
).(316,02)354,0278,0( СкгчВтc
в
Масса проходящего через печь воздуха:
,
чкгq
где
в
= 1,293 кг/м3 – плотность воздуха при 0°С.
0
0
13900293,110750
Искомые тепловые потери с газами:
ввв
0
5
6520106520)201500(316,013900)(
.
кВтВтttcqQ
в
66
Коэффициент неучтенных потерь приравнивается равным 1,15.
Определяем искомые потери, используя полученные в предыдущих при-
, Q
мерах: Q
ф
изл
, Qв.
нвизлфпр
756015,1)65205,013551961()5,0(
кВтKQQQQ
Определить суммарное количество электроэнергии дуговой стале-
плавильной печи емкостью 300 т.
Для решении задачи необходимо задаваться тремя величинами:
пр
, W
экз
.
,
р
У современных сверхмощных дуговой печей большой емкости дли-
тельность расплавления может быть принята равной 1,75
0,25
ч. Длитель-
ность межплавочного простоя для крупных печей находится в пределах
0,6-0,8ч. Для нашего случая принимаем в расчете
= 40 мин = 0,667 ч.
пр
Энергию экзотермических реакций периода расплавления можно
оценить значением, приблизительно равным 20% полезной энергии периода расплавления.
Полезная энергия периода расплавления составляет 129310 кВт
ч,
тогда:
.
258602,0
полезнэкз
Искомое количество электроэнергии при
чкВтWW
= 0,9 равно:
эл
25860667,0756075,1)652013551961(129310
W
эл
9,0
125690
139700
чкВт
9,0
Удельный расход электроэнергии на 1 т жидкого металла:
.
466300139700
1
жэлуд
тчкВтGWw
Удельный расход электроэнергии на 1 т металлической завалки
444315139700
2
мэлуд
тчкВтGWw
2.5. Расчет футеровки
высокотемпературных СВЧ-установок
При разработке высокотемпературного СВЧ-оборудования необходимо соблюдать правила электро- и теплобезопасности эксплуатации установок. Меры электробезопасности при эксплуатации электротермических
установок включают в себя: наличие заземления корпуса установки и ее
отдельных частей; защиту токоведущих частей от прикосновения; блокировку, обеспечивающую надежное отключение питания оборудования при
открывании рабочей камеры. Теплобезопасность при эксплуатации
тротермических установок включает в себя наличие теплоизоляции, т.к.
температура на кожухе печи не должна превышать 60°С [23].
элек-
67
Традиционными методами понижения температуры кожуха печей
являются:
– достаточная толщина теплоизоляционного слоя футеровки;
– вакуумные экраны;
– водяное охлаждение стенок печи [18].
Охлаждение стен рабочей камеры проточной водой привело к увеличению тепловых потерь и уменьшению температуры нагреваемого объекта
по сравнению с применением футеровки. Отказ от водяного охлаждения
позволил при той же мощности
СВЧ-генератора нагреть объект до темпе-
ратуры на 100°С выше.
Футеровка является весьма существенной частью высокотемпературных установок. Традиционно в электротермии принято делать футеровку
для всей печи (рабочей камеры). Но отличительным параметром СВЧэлектротермических установок является возможность использовать избирательность нагрева. Известно, что СВЧ-электромагнитные колебания поглощаются материалами с высокими
значениями tgδ. Таким образом, суще-
ствует возможность футеровать не рабочую камеру, а непосредственно
нагреваемый объект, причем футеровка должна быть радиопрозрачной. На
кафедре АЭУ СГТУ проводили исследования, показавшие, что вспененные
теплоизоляционные материалы на основе доломита имеют очень низкий tgδ
и могут быть использованы для теплоизоляции нагреваемых объектов
в СВЧ-рабочих
камерах.
Рассмотрим один из вариантов конструкции высокотемпературной
установки с СВЧ-энергоподводом. Поскольку СВЧ-диэлектрический нагрев позволяет равномерно распределить источники тепловой энергии
в нагреваемом объекте, можно считать, что его температура во всех точках
одинакова. Рабочая установка и ее основные элементы показаны на рис.
2.4-2.5 Из-за высокой теплопроводности металлических стенок рабочей
камеры температуру стенок можно считать независящей от координаты.
Футеровка нагреваемого объекта выполнена из одного слоя теплоизоляционного кирпича. Рассмотрим кинетику нагрева, плавления и испарения
объекта в рабочей камере с футеровкой [7].
Теплообмен между футеровкой и нагреваемым объектом осуществляется преимущественно излучением из-за пористости материала теплоизоляции и неизбежных зазоров между нагреваемым
объектом и футеровкой.
Мощность СВЧ-генератора идет на нагрев объекта и на тепловые потери, большая часть которых осуществляются излучением на стенки футеровки
dT
mc
1
11
d
CP
0
pген
4
1
100100
4
TT
2
S
.
1
Энергия, излученная нагреваемым объектом, расходуется на нагрев
футеровки и на тепловые потери в окружающую среду от внешней поверхности системы охлаждения.
68
3
5
4
2
1
Рис. 2.4. Установка для высокотемпературного СВЧ нагрева:
1 – рабочая камера; 2 – ввод энергии; 3 – СВЧ-генератор;
4 – ферритовый циркулятор; 5 – согласованная водяная нагрузка
Рис. 2.5. Рабочая камера и процессы теплообмена в ней
Разобьем футеровку на n-1 слоя,
dT
mc
2
22
d
C
0
4
1
4
TT
2
i
n
3
dT
i
mcS
21
ip
d
C
02
p
44
TT
100100100100
kn
тогда для каждого слоя с индексом i, начиная с i = 3 запишем уравнения:
2
dT
d
i
dT
i
dx
,
2
a
i
где 2 < i < n,
dT
d
2
dT
n
n
1
a
i
dx
2
C
02
p
44
TT
kn
100100
,
S
2
где i = n.
S
2
69
Энергия, излучаемая с поверхности футеровки, расходуется на
нагрев стенок рабочей камеры и на теплоотдачу в окружающее печь пространство.
44
kn
STTS
,
kkk
0
где с
dT
mc
, ск – удельные теплоемкости нагреваемого материала, футеровки
1, с2
k
kk
d
C
p
02
TT
100100
и стенок рабочей камеры соответственно;
– масса нагреваемого материала;
m
1
, m3, … mn – массы i-го слоя футеровки;
m
2
– масса стенок рабочей камеры;
m
k
, Т1, Т2 … Тn , Tk – температуры воздуха, нагреваемого материала,
Т
0
слоев футеровки, стенок рабочей камеры соответственно;
, S2, Sк – площади поверхностей нагреваемого материала (разницей
S
1
поверхностей нагреваемого материала и внутренней поверхностью футеровки пренебрегаем), внешней поверхности футеровки и поверхность стенок рабочей камеры.
S
1
;
21
S
2
S
32
2
,
S
3
где С
p
11
1
21
1
2
1
p
– постоянная Стефана–Больцмана;
0
,
,
– степень черноты нагреваемого материала футеровки
1
3
2
11
1
32
,
21
,
32
и стенок рабочей камеры;
– коэффициент теплоотдачи конвекцией от стенок рабочей каме-
ры в окружающую среду;
,
p
– приведенные степени черноты.
2p
Решая уравнения методом конечных разностей, можно определить
, Тk, Тi как функции времени.
Т
1
Высокотемпературный нагрев может сопровождается фазовыми переходами: твердая фаза – жидкая, жидкая – газообразная. Переход вещества из одного агрегатного состояния в другое обычно происходит с выделением или поглощением энергии (фазовый переход первого рода), при
этом энергия фазового перехода зависит от многих факторов (например,
энергия фазового перехода из
ном давлении для воды Т
жидкого в газообразное Т
твердого состояния в жидкое при атмосфер-
= 0°С составляет ΔН = 6,013 кДж/моль, а из
плавл
= 100°С – ΔН = 40,683 кДж/моль [21]). Такие
испар
фазовые переходы наблюдаются при выращивании кристаллов из распла-
70
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]