200th中厚板推钢式连续加热炉设计毕业设计论文

1、安徽工业大学 毕业设计(论文)任务书 课题名称200t/h 中厚板推钢式连续加热炉设计 指导老师 学 院 冶金与资源学院 专业班级热能与动力工程 班 姓 名 学 号 毕业设计（论文）的工作内容: : 1、毕业实习及文献综述 2、 查阅外文资料，并翻译 3、设计计算 4、构思草图 5、绘制 cad 图 起止时间： 2012 年 3 月 9 日至 2012 年 6 月 10 日共 13 周 指指 导导 教教 师师 签签 字字 系系 主主 任任 签签 字字 院院 长长 签签 字字 摘要摘要 本论文设计的是一座 200t/h 中厚板推钢式连续加热炉。加热炉是在冶金、化工、 机械制造等工业部门中，以燃料

2、燃烧的火焰为热源的各种工业炉的统称。火焰炉广 泛应用于物料的焙烧、干燥、熔化、熔炼、加热和热处理等生产环节，在钢铁冶金 行业中占有非常重要的地位。随着科技的发展以及人们对环境保护的要求，不管加 热炉怎样变革，它总是要满足优质、高产、低消耗、寿命长、劳动条件好等生产工 艺。 本论文是在充分的查阅了相关资料，运用了燃烧学、传热学、耐火材料、流体 力学等专业基础知识，并结合运用了 autocad 设计绘制了本加热炉。 关键词：加热炉 推钢式 中厚板 abstractabstract this paper the design is a 200 t/h pushed steel plate type

3、continuous reheating furnace. heating furnace is in metallurgy, chemical, machinery manufacturing, and industrial sectors, with fuel burning flame as heat source of all kinds of industrial furnace collectively. flame furnace are widely used in the materials roasting, dry, melting, melting, heating a

4、nd heat treatment and other production link, in iron 设 t=1500-1800，查 空空 3 产 表得 c=1.630.21+1.6720.79=1.663kj/标 m。 产 3 设 q=0，按式（1-22）得 分 t=17961800 理 663 . 1 15. 3 350296 . 1 31 . 2 8360 因此可以满足连续加热炉的加热工艺要求。 3.2.2 炉膛热交换计算 计算的目的是确定炉气经过炉壁对金属的导来辐射系数 gkm c 计算方法和步骤如下： 预确定炉膛主要尺寸 炉膛宽度 查工业炉设计手册，对于中型加热炉，加热炉炉底强度

5、 h 可取 550kg/（mh） ，取推钢比 e=220，代入公式： 2 n= 2 p h ls e 其中 p炉子生产率，kg/h h炉子有效炉底强度，kg/（mh） 2 l料坯长度，m e推钢比，可取 200250 得 n=0.97 可取 n=1； 2201 . 017550 200000 将 n=1 代入公式 b=n l+（n+1）a 式中：l料坯长度，mm a料坯端头与炉墙内表面的距离，一般取 200250mm（取 200mm） 则： b=1 17 +2 0.2=17.4m 对砌砖炉体结构，为了砌筑施工方便，炉体宽度应为耐火砖宽度（0 .116m）的 整数倍.经计算：17.4 是 0.1

6、16 整数倍.所以取： b=17.m=17400mm 炉膛高度： 查资料，对于燃气的中型加热炉，取 h1600mm，h1800mm，h900mm，h1100mm，h1600mm，h 加上加下预上预下均上均下 =1750mm 3) 炉膛长度：设均热段长度为 l，加热段长度 l，预热段长度 l。 均加预 4）炉顶结构：吊顶结构。 5）出料方式：端出料。 2计算炉膛相关尺寸 1）各段炉底面积 f=bl=17.4 l 加底加加 f=bl=17.4 l 预底预预 f=bl=17.4 l 均底均均 2）各段炉墙（侧墙）和炉顶（吊顶结构）面积 =20.6 lm 21.047fhlbl 均表均上均均 均 2

7、同理可得 f=20.6 l m 加表加 2 f=19.2 l 预表预 2 m 各段包围炉气内表面积 f= f+f=17.4 l+20.6 l=38 l 均围均底均表均均均 f= f+ f=17.4 l+20.6 l=38 l 加围加底加表加加加 f= f+ f=17.4 l+19.2 l=36.6 l 预围预底预表预预预 各段充满炉气的空腔体积 v=bh l=27.84 l m 均均均均 3 v= bh l=27.84 l m 加加加加 3 v= bh l=15.66 l m 预预预预 3 3计算各段平均有效射程 按聂夫斯基近似公式计算得： s=0.9=2.64m 加 加围 加 f v4 s=

8、0.9=2.64m 均 均围 均 f v4 s=0.9=1.54m 预 预围 预 f v4 4计算炉气中二氧化碳和水汽分压 由燃料计算得： 12.7/100=0.1270 大气压； 2 co p 13.65/100=0 .1365 大气压 oh p 2 5 .计算各段炉气温度 1）设均热段炉温比加热终了时金属表面温度高 25，即： 251200251225 均g t 表终 t 2）设加热段温度比加热终了时金属表面温度高 100，即： 1001200100=1300 加g t 表终 t 3）预热段炉气温度变化规律近似围线性，则： 975 预g t 6计算各段炉气黑度 由=+ g 2 co 2 h

9、 o 而：= 2 co 2 1 0.71 ( co ps -0. 5 3 t ）（） 1o o 22 0.80.61 7.1() 100 h oh o t ps 可得： = 预 32 . 0 273975 100 54 . 1 1365 . 0 1 . 7) 100 273975 ()54 . 1 127 . 0 (71 . 0 6 . 08 . 05 . 0 3 1 34 . 0 2731300 100 64 . 2 1365 . 0 1 . 7 100 2731300 64 . 2 127 . 0 71 . 0 6 . 08 . 05 . 0- 3 1 ）（）（ 加 35 . 0 2731

10、225 100 64 . 2 1365 . 0 1 . 7 100 2731225 64 . 2 127. 071 . 0 6 . 08 . 05 . 0- 3 1 ）（）（ 均 7 .计算炉壁对金属的角度系数 l=117=17m m 对于吊顶 =0.83 km 加 bh lm 加上 2 4 . 176 . 12 17 同理可得： =0.89 km 预 4 . 179 . 02 17 =0.83 km 均 4 . 176 . 12 17 8计算各段导来辐射系数 ， gkm c mgmgkmg gkmmg 11 1143.20 其中：炉气黑度 g 炉壁对金属的角度系数 km 炉料黑度 查表 2-

11、1，取炉料黑度=0 .8 m m 预热段： c=10.04 预gkm ）（）（8 . 0-132 . 0 8 . 032 . 0 -189 . 0 32 . 0 32 . 0 -189 . 0 18 . 032 . 0 43.20 24 /()kjmh k 加热段： c=10.46 加gkm ）（）（8 . 0-134 . 0 8 . 034 . 0 -183 . 0 34. 0 34 . 0 -183. 018 . 034 . 0 43.20 24 /()kjmh k 均热段： c=10.78 均gkm ）（）（8 . 0-135 . 0 8 . 035 . 0 -183. 035. 0 3

12、5 . 0 -183. 018 . 035. 043.20 24 /()kjmh k c=10.43=2.5kcal/() 平均gkm 3 78.1046.1004.10 24 /()kjmh k 42 khm 计算各段炉气热工系数列入表 3-5 表3-5 各段炉气热工系数 系数 各段 g km gkm c 24 /()kjmh k 预热段0.320.8910.04 加热段0.340.8310.46 均热段0.350.8310.78 3.2.3 金属加热时间计算 金属加热计算是加热炉热工计算的核心，其主要目的是确定金属在炉内的加热 时间，这个时间是指金属从入炉开始加热到工艺要求的温度出炉时所经

13、过的总时间， 金属加热时间受钢种、尺寸、形状以及其在炉内的摆放、炉型结构、燃料种类以及 温热制度等一系列因素的影响。 详细计算过程如下： 首先将三段式加热炉用 4 个界面分成三个区段，即金属入炉处为 0 界面；预热 段终了加热段开始为 1 界面；加热段向均热段过渡处为 2 界面；均热终了出炉处为 3 界面.则 01 为预热段；12 为加热段；23 为均热段.计算顺序为界面 3、2、1、0.如下： 0 1 2 3 预热段 加热段 （双面加热） 均热段 （双面加热） （1）计算 3 界面处金属加热有关参数 本设计均热段为架空式，用钢铁厂工业炉设计参考资料上册第八章表 8-7 中公 式 )( 2 s

14、 a t t k z 式中 均热度 值可由图 8-25 查出。一般情况下，可取为 0.75，即相当于 2 s a 2 s a 24 . 0 h09375 . 0 02 . 0 05 . 0 75 . 0 2 1 取出炉时钢坯的温差为 20，则加热终了时钢坯的平均温度 1200- 1g t118720 3 2 在此温度下钢的热含及导热系数 i=195kcal/kg =25.51kcal/(m)h 加热终了时钢表面的热流 q =20408kcal/（m） 1 s t 2 2 1终 1 . 0 2051.2522 h 均热段炉气温度： t =100 1 273- 100 273 4 4 1 ）（ 表

15、终 均 t c q gkm =100=1260273- 100 2731200 5 . 2 20408 4 4 ）（ (2)加热段炉气温度 加热终了时钢坯的温差，根据均热度可知 =t33.83 24 . 0 20 此时钢坯的平均温度 1200- 2g t44.114433.83 3 2 i=189 kcal/kg kcal/(m) 1 . 25h 加热段末端处钢的表面热流 kcal/（m）83695 05 . 0 33.83 1 . 252 2 q 2 h 加热段炉气温度 t =100 2 273- 100 273 4 4 2 ）（ 表终 均 t c q gkm =100=1412273- 1

16、00 2731200 5 . 2 83695 4 4 ）（ （3）燃料利用系数与钢坯热焓增量分配 求加热段利用系数 2 已知 t =1412 2 =0.2895 2 2000 16722512000 求整个炉膛内的燃料利用系数 =0.652 2000 9472512000 总得热焓增量=195kcal/kg，则预热段内钢坯的热焓增量为i kgkcal g q ii/)1 ( 2 3 式中 q=qf-加热段向预热段的辐射热量； q-辐射热流；一般 q=100000-1300000 kcal/().这里取 110000 hm 2 kcal/()hm 2 f=（1.1+0.9-0.1）17.4=33

17、.06 2 m kgkcali/ 5 . 126 2000000 06.33110000 ) 652 . 0 2895 . 0 1 (195 3 kcal/kg 5 . 62 5 . 126189 2 i kcal/kg6189195 1 i (4)预热段热流即加热时间 预热段始端热流 =2.5 kcal/() 3 q33000) 100 273 () 100 273800 ( 44 hm 2 预热段末端热流 =2.5 3 q 4 3 4 ) 100 273 3 3 () 100 2731412 ( sq t 式中 -钢坯热焓在 126.5kcal/kg 时的平均温度 3t =772，=23.

18、52kcal/() 3t hm =2.5 3 q 4 3 4 ) 100 273 52.233 05. 0 772 () 100 2731412 ( q 令=0，=2.5 kcal/() 52.233 q05 . 0 3 3 q17171745.1085.16 44 hm 2 ,=2.5 kcal/()122 52.233 17171705 . 0 3 q15516167.1185.16 44 hm 2 ,=2.5 kcal/()110 52.233 15516105 . 0 3 q15703955.1185.16 44 hm 2 ,=2.5 kcal/()111 52.233 1570390

19、5 . 0 3 q15688556.1185.16 44 hm 2 111 52.233 15688505 . 0 所以=156885 kcal/() 3 qhm 2 预热段内平均热流 = kcal/() 3 _ q 7195315688533000 3 3 qqhm 2 预热段内加热时间 h686 . 0 71953 780005 . 0 5 . 126 3 （5） 加热段内热流及加热时间 加热段内平均热流 kcal/()116489 83695 156885 ln 83695156885 ln 2 3 2 3 _ 2 q q qq qhm 2 加热段内加热时间 h209 . 0 11648

20、9 780005 . 0 5 . 62 2 （6） 钢坯总加热时间及产量指标 钢坯总的加热时间 =0.09375+0.209+0.686=0.989h 单位面积产量 p=789kg/() 989 . 0 1 . 07800 h 2 m 实际上这类炉子达不到这样的产量，而且从计算结果中可以看出预热段过长， 加热段过短。对上述计算分析可以看出，主要误差在于预热段末端炉气温度偏高所 致。根据实际资料，将加热段始端炉气温度改为 1150以后重算，其结果比较合乎 实际。 重算结果如下： 燃料利用系数 t=1150 =0.349 2 8360 56912518360 kgkcali/66.9518) 58

21、 . 0 2895 . 0 1 (195 3 kcal/kg34.9366.95189 2 i =656，=29kcal/() 3t hm =2.5 3 q 4 3 4 ) 100 273 293 05 . 0 656 () 100 2731150 ( q 令=0，=2.5 kcal/() 293 q05 . 0 3 3 q8396728 . 9 23.14 44 hm 2 =48,=2.5 kcal/() 293 8396705 . 0 3 q7982376 . 9 23.14 44 hm 2 ,=2.5 kcal/()46 293 7982305 . 0 3 q8000974 . 9 23

22、.14 44 hm 2 46 293 8000905 . 0 所以=80009 kcal/() 3 qhm 2 = kcal/() 3 _ q 513848000933000 3 3 qqhm 2 h726 . 0 51384 780005 . 0 66.95 3 kcal/()81911 83695 80009 ln 8369580009 ln 2 3 2 3 _ 2 q q qq qhm 2 h444 . 0 81911 780005 . 0 34.93 2 =0.09375+0.726+0.444=1.264h 3.2.4 炉子主要尺寸的计算 1 .炉子长度的计算 1）有效长度 lmm1

23、9068 171617 200000 ） 效 2)预热段长度 mmll10952 264 . 1 726 . 0 19068 总 预 效预 3)加热段长度 mm6698 264 . 1 444 . 0 19068 总 加 效加 ll 4)均热段长度 mm1418 264 . 1 09375 . 0 19068 总 均 效均 ll 5)炉子总长 按式8-3，取a2750mm则， l=19068+4000+2750=25818mm(4000mm加在均热段上) 2 .炉门选择和尺寸的确定 1）进料炉门b进 对连续加热炉通常采用端进料方式，所以其宽度等于炉膛内宽，即： b=17400mm。 进 炉门高

24、度h进 取23倍料坯厚度，即： h=1002.5=250mm 进 进料炉门数量：1个. 2）出料炉门 本设计确定为端出料炉门。端出炉门尺寸基本同进料炉门。 3）操作炉门 每侧开3个操作炉门，共6个操作炉门，尺寸为：500（宽） 450（高）mm 4）人孔 人孔下沿为车间地平面以上120mm，结构为180 拱顶，尺寸为 580mm（宽）900（高） 3炉膛各部分耐火材料及尺寸确定 炉顶采用60拱顶结构 均热段：一级硅砖300mm硅藻土砖120mm； 加热段：一级硅砖300mm硅藻土砖120mm； 预热段：一级黏土砖300mm硅藻土砖120mm； 炉墙：一级高铝砖348mm硅藻土砖120mm. 炉

25、底水管尺寸的确定 纵水管 纵水管(固定梁)间距： minmax 5000a 式中纵水管最大间距， max a 料坯最小厚度，取100mm。 min 得a ,取a=1350mmmm1581 max 纵水管外侧钢坯端头尺寸l =(17000-135012)/2=400，符合150a/2=150675mm 1 的要求。 根数：n=17000/1350=12.5 ,取13根 所以取根纵水管13根，规格： 108 18mm 2）横水管 间距：为了减少水冷损失，根据经验，在加热段、均热段横水管的间距取 2320mm，预热段用基墙支撑. 规格：按经验取. 133 20mm 根数：n=根61 2320 541

26、86698 1 2320 均加 ll 5炉子结构和操作参数 1）有效炉底面积：f 2 7832.331 4 . 17068.19mbl 效效 2）钢压炉底面积：f 2 156.32417068.19mll m 效钢 3）炉底利用系数： 98 . 0 7832.331 156.324 效 钢 f f 4）有效炉底强度： )/(603 7832.331 200000 2 hmkg f p h 效 效 5）钢压炉底强度：kg/() 617 156.324 200000 钢 钢 f p hh 2 m 3.2.5 炉膛热平衡与燃料消耗计算 设车间内平均环境温度10 1炉膛热收入 1）燃料燃烧化学热，设炉

27、膛燃料消耗量为则： )/( 3 hmb 标 q =bq=8360b 烧低 hkj / 预热空气进入炉膛物理热 查表1-5得， 1.296cc 环空 3 /mkj 标 =2.311 .296(350-10)=1018 )( 环环空空空 tctcblq nbbhkj / 3）金属氧化放热 按式4-4得，取a=0 .015 q=5588pa=55882000000.015=16.76410 放 6 hkj / 所以：q = q+q+ q=8360b+1018+16.76410 =16.76410 +9378b 入烧空放 b 66 hkj / 2炉膛热支出q出 1）加热金属带出物理热 )( 料料产产产

28、 tctcpq 查表3-3得 1187、0时，钢的比热分别是： 所以：6877 . 0 产 c ）kgkj /( q =200000（0.68771187-0）=163.26010 产 6 hkj / 2）炉膛废气带出的物理热损失 废膛 q )( 环废膛废膛废膛废膛 tctcbvq n 式中：，t，查表1-5得： 800 废膛 t 环 10 c=1.538kj/标m 11 废膛 3 c =1.412 kj/标m 1 废膛 3 v 33 /15 . 3 mm n 标标 所以：=3.15（1.538800-1.41210） )( 环废膛废膛废膛废膛 tctcbvq n b=3831bkj/h 3）

29、炉底冷却水管带出的物理热损失 横纵水 qqq 按理论法计算，冷却水的入口温度为40，出口温度为60 所以管壁平均温度为 100502/ )6040( b t 因为， tkfq 纵水纵 k=10.43334 3731323 100 373 100 1323 44 )/( 2 hmkj 按式（4-8） 980 40800 601300 ln )40800(601300 t f 2 m70.10113068.2314 . 3 108 . 0 纵 所以，q =334101.70980=33.28710 kj/h 水纵 6 由公式qkf， 水横 t 横 式中，k=10.46532 3731573 100

30、 373 ) 100 1573 ( 4 4 )/( 2 hmkj ；12502/ )6040(1300t f 2 m60.436 4 . 1714 . 3 133 . 0 横 q53243.601250=28.99410 kj/h 水横 6 即q33.28710 +28.99410 =62.28110 kj/h 水 666 4）炉壁导热损失 （a）炉壁内表面平均温度的计算 壁表 t a)加热段 已知，t，t ；k g加 k12012732/6561200）（ 表加 ； 加 83 . 0 km ； 加 34 . 0 g 8 . 0 加m t ）（ ）（ ）（ 壁表 11

31、372731201-1573 8 . 0-134 . 0 -183. 0134 . 0 34 . 0 -18 . 083 . 0 1 1 1201 4 444 b)预热段 已知， ，t t ;13232732/8001300k g ）（ 预 k6012732/6560）（ 表预 ， ;89 . 0 预km 32 . 0 预g 8 . 0 预m t ）（ ）（ ）（ 壁表 811273601-1323 8 . 0-132 . 0 -189 . 0 132 . 0 32 . 0 -18 . 089 . 0 1 1 601 4 444 c)均热段 同理，t 壁表 1111 （b）环境平均温度t=10

32、 环均 （c）炉壁导热损失计算 a）加热段炉顶 已知：t ，t=10，f=bl=17.46.698=116.5452m1137 壁表加环均壁加顶 2 ， 0.3sm 硅 s0.12m 藻 硅均硅 t00272 . 0 926 . 2 0.000836t 藻藻均 0. 836 设：硅质耐火材料与硅藻土质耐火材料界面交界处的温度为900 ， 则： 硅质浇注料的平均温度为：t=(1137+900)/2=1019 硅均 硅藻土质耐火材料的平均温度为：t=(10+900)/2=455 藻均 那么： 698 . 5 101900272 . 0 926 . 2 硅 ）hmkj /( 216 . 1 4550

33、00836 . 0 836 . 0 藻 ）hmkj /( 所以： qhkj/7960395452.116 014 . 0 216 . 1 12 . 0 698 . 5 3 . 0 10-1137 加顶 验算假设砌体的平均温度的正确性： t 957 698 . 5 3 . 0 5452.1162 796039 -1137 2 -t 硅 硅 加顶 加顶 均加硅均 s f q k k t1137-）（ 藻 藻 硅 硅 加均 加顶 均加藻均 ssq k 2 2f -t k 440 216 . 1 12 . 0 698 . 5 3 . 02 5452.1162 796039 ）（ 计算结果与假设值相差很

34、大，需重算： 设=952 =440 t硅均t藻均 515 . 5 95200272 . 0 926 . 2 硅 ）hmkj /( 204 . 1 440000836 . 0 836 . 0 藻 ）hmkj /( hkjq/7818245452.116 014 . 0 204 . 1 12 . 0 515 . 5 3 . 0 10-1137 加顶 验算假设砌体的平均温度的正确性： t955 515 . 5 3 . 0 5452.1162 781824 -1137 2 -t 硅 硅 加顶 加顶 均加硅均 s f q k k t1137-）（ 藻 藻 硅 硅 加均 加顶 均加藻均 ssq k 2 2

35、f -t k 438 204 . 1 12 . 0 515 . 5 3 . 02 5452.1162 781824 ）（ 计算结果与假设值相差很小，不需重算。 那么加热段炉顶硅砖与硅藻土砖交界处实际温度： 7731137-9552-t2 均加硅均加顶交k tt 加热段炉顶外表温度： t103773-4382t-2 加顶交藻均加顶外 t 同理可计算其他部位炉壁导热损失，计算如表37： 5) 经炉门辐射热损失 门 q 溢辐射门 qqq （a)经炉门的辐射热损失： 辐射 q f t q g 4 100 43.20 辐射 表37 炉壁导热损失 炉膛部位 炉墙内表面积() 2 m 导热损失(kj/h)炉

36、壁外表温度() 均热段炉顶94.2732652463100 均热段炉墙34.43822213498 加热段炉顶116.5452781824103 加热段炉墙45.546427697696 预热段炉顶190.564878048069 预热段炉墙43.80816310965 合计525.1756 2.8810 6 88.5 a）经出料炉门的辐射热损失： 辐射出料 q 均热段炉气温度：=1225+273=1498 均g t k 炉门开启面积：f=0.6960.452=0.6264m 2 出料炉门，取单位开启时间；遮蔽系数则： 16 . 0 = 辐射出料 q hkj/3866516 . 016264

37、. 0 ) 100 1498 (43.20 4 b）进料炉门的辐射热损失， 进料辐射 q =20.43（） （17.40.25）10.8=942424kj/h 进料辐射 q 100 273800 4 所以由： q=+=386651+942424=1.32910 kj/h 辐 辐射出料 q 进料辐射 q 6 （b)经炉门溢气热损失 溢 q 由于本设计溢气量比较小，所以经炉门的溢气损失可忽略 所以，q = q=1.32910 kj/h 门辐 6 6）其它热损失 这些热损失包括炉底导热损失、操作炉门散热损失等，这可按经验取 0.03qq 入它 因此： q=q163.2610 +3831b+62.28

38、110 +2.8810 出 它门壁水废膛产 qqqqq 666 +1.32910 +0.03（16.76410 +9378b）=228.9210 +4112.34b 666 3 .炉子热平衡式与燃料消耗量： 1）炉膛热平衡式： 16.76410 +9378b=228.9210 +4112.34b 66 2）燃料消耗量： 由炉膛热平衡式可得燃料的消耗量b=40290标m /h 3 4 .炉膛热平衡表：见表38 5 .炉子的工作指标： 1) 单位燃料消耗：b )(/45.201 200 40290 3 钢标 燃 tm 2) 单位热量消耗：b （钢） 热 tkj/10168 200 40290836

39、0 4 3) 炉膛热效率： %=41.37%100 106036.394 1026.163 6 6 膛 4) 炉子热效率： 100%=48.47% 6 6 108144.336 1026.163 炉 注：为了给炉子提高生产率留有余量，在选择烧嘴数量以及燃烧能力时，炉子实 际燃料消耗量可为计算值的1 .1倍来确定，即： bhmb/44319402901 . 11 . 1 3 标 计实 3.2.6 煤气烧嘴的选用 1 .选择依据 1) 燃料的种类： 高焦混合煤气； 2) 混合煤气的低发热值：8360kj/标m ； 3 3) 炉子的最大燃料消耗量：b=44319标m /h； 实 3 4) 炉子最大的

40、湿空气需要量：v=2.3444319=103706标m /h； 空 3 5) 预热空气温度：； 350t 空 6) 供热量的分配：加热段70，均热段30，上加热40%，下加热60%。 表 38 炉膛热平衡表 炉膛热收入炉膛热支出 序 号 项 目 热量 kj/h 6 10 % 序 号 项 目 热 量 kj/h 6 10 1 2 3 燃料燃烧化学热 预热空气带入热 金属氧化放热 336.8244 41.0152 16.764 85.36 10.39 4.25 1 2 3 4 5 6 加热金属物理热 出炉膛废气物理热 冷却水带走物理热 炉壁的导热损失 经炉门热损失 其它热损失 163.260 154

41、.3510 62.281 2.88 1.329 10.5026 41.37 39.12 15.78 0.73 0.34 2.66 合计394.6036100合计394.6036100 2 .烧嘴选型及安装 连续加热炉炉温高，炉温均匀性好，因此烧嘴的燃烧火焰要有一定的长度和铺展 面。根据各种煤气烧嘴的特性，决定结合选用煤气平焰烧嘴和高速脉冲烧嘴。 1）上加热段和上均热段采用顶部供热 烧嘴选用平焰烧嘴mbr-200型，最大燃烧能力为200，供热量： 3 /mh 443190.4=17727.6标；需要烧嘴量：n=17727.6/200=88.638取90个， 3 /mh 沿炉长方向间距（6436+

42、5418）/（9+1）=1212mm，取9个；沿炉宽方向间距 17400/(10+1)=1582mm，取11排 2）下加热段和下均热段采用侧供热 选用高速脉冲烧嘴snb-yj-型，最大燃烧能力为1200，供热量为 3 /mh 443190.6=26591.4标，则需要烧嘴总数n=26591.4/200=22.16,取24个，每侧12 3 /mh 个，根据实际情况布置于两侧. 3.2.7 空气换热器设计计算 1 .已知数据 1) 出炉膛烟气温度(由工艺给出)：=800； 废膛 t 2) 出炉膛烟气流量：=3.1540290=126914； 废膛 v hm / 3 标 3) 进换热器空气温度：=1

43、0； 空入 t 4) 烧嘴前要求空气预热温度：=350； 空 t 5) 预热空气流量（按设计燃料消耗量b计算）：=2.3140290=93070 空 v hm / 3 标 2 .设计数据 1) 进换热器烟气温度（考虑烟道降温损失）：=750； 烟入 t 2) 进换热器烟气流量（考虑溢气损失）：v=115000； 烟入 3) 进换热器烟气温度（地区大气平均值）：=10； 空入 t 4) 出换热器空气温度（考虑热网管道降温损失）:=380； 空出 t 5) 热空气流量（考虑生产率提高的可能性）：=100900； 空 v hm / 3 标 3 .设计方案 1)换热器种类：金属换热器 2)换热器结构：

44、平滑直管金属换热器（带“”字形纽带插入件） ； 3)换热管规格：mm；5 . 357 4)换热管布置：顺（直）排.换热管中心距=2，=0 .114m； 外 d x1 外 d x2 21 xx 5)换热管气流方向及流速：逆叉流.管外流烟气，；管内流空气，设 smw/3标 烟 。 smw/8标 空 4 .设计计算 1)计算换热器烟气温度t烟出 烟出烟 空入空入空出空出空烟入烟入烟 烟出 cv tctcvtcv t 式中，换热器热利用系数取0 .9，烟气和空气的比热查表1-5 t=459 烟出 9 . 0496 . 1 115000 296 . 1 10-296 . 1 380100900-9 .

45、0750538 . 1 115000 ）（ 2)计算换热器换热面积 (a)计算预热空气在换热器中获得的热量 空 q q空 空入空入空出空出空 tctcv =100900（3801 .296101 .296）=4838.410 4 hkj / (b)计算换热器中烟气与空气的平均温压按式(5-7)、(5-8)： =408 t 10459 380750 ln )10459()380750( (c)计算传热系数k，由式(5-13)得： 12 1 k= 11 a)计算管外烟气侧面给热系数： 1 对辐射111 先计算辐射给热系数=f（s，t）： 1 辐 烟均 式中：s=（1.87）d=(1.87)0.05

46、7=0.193m1 . 4- x 21 外 d x 外 1 . 4- 057 . 0 114 . 0 114 . 0 =(+)/2=(750459)/2=605 烟均 t 烟出 t 烟入 t 根据s=0 .193m，=605 ，查表5-4得：=28 烟均 t 辐1 ）hmkj /( 再计算对流给热系数，按式(5-20) 对1 35 . 0 65 . 0 1 /)2362 . 0 64.17( 外烟烟对 dwct 其中：=605，c=1+0.1=1.2,，d =0.057m 烟均 t 057 . 0 114 . 0 smw/3标 烟 外 =（17.64+0.2362605）1.23=213 对1

47、 35 . 0 65 . 0 057 . 0 / ）hmkj /( 故：+28+213241 1 辐1 对1 ）hmkj /( (b)计算管内空气侧给热系数，按式(5-21) 2 2 . 08 . 0 2 /)006688 . 0 624.12( 内空空均对 dwt 其中：=(380+10)/2=195, 空均 t8/ ,0.05wm s dm 空内 标 则： 13405 . 0 /8195006688 . 0 624.12 2 . 08 . 0 2 ）（ 对 ）hmkj /( 由于管内插入“”字形纽带插入件，对流系数是光管的1 .81倍. 所以，=1 .81=1 .81134=243 2 对

48、2 ）hmkj /( 传热系数k=121 243241 243241 ）hmkj /( 由于换热器使用中可能产生积灰等现象，导致换热系数降低，影响空气预热温度， 所以实际传热系数用计算出的值乘以降低系数加以修正.这里取=0 .85 k 则：k 10312185 . 0 k 实 ）hmkj /( 将q，hkj /10 4 . 4838 4 空 408 _ t 代入公式得f= 2 4 1151 103408 10 4 . 4838 m 5 .结构设计 1)确定换热管长度 由于该连续加热炉采用下排烟方式，换热器必须安装在地下烟道中，所以对于平 滑直管换热器，换热管的长度取决于烟道的高度. （a）烟道

49、流通面积. 2 , 3600 m w v f 烟 烟 式中：进入烟道烟气流量，=20000； 烟 v 烟 v hm / 3 标 烟道中烟气流速，查表6-1，取. 烟 w/wm s 烟2标 则： =115000/（36002）=15.97 烟 f 2 m （b）确定烟道尺寸 根据=15.97，查表6-4（拱顶角180 ）得烟道尺寸：3712mm（宽） 烟 f 2 m 0 4440mm（高） （c）确定换热管长度 根据换热管长度近似于烟道高度，故取换热管长度=4480. 管 l mm 2)计算换热管根数 （a）单根换热管的换热面积 由设计方案确定换热管采用57 3.5钢管，则单根换热管换热面积：

50、mm f=(0.057+0.05)/23.142=0.336m 2 (b)计算换热管根数 n=根3427 336 . 0 1151 f 实 f 3)换热管布置 （a）计算垂直烟气流动方向断面上的换热管列数 管外烟 烟 ldxw v z )(3600 1 1 式中：烟气流量按=115000； 烟 v 烟 v hm / 3 标 流经换热器的烟气流速，取； 烟 wsmw/3标 烟 垂直烟气流动方向断面上的相邻换热管间距，=2； 1 x 1 x 外 d 换热管外径，=0 .057； 外 d 外 d m 换热管长度，=4.48. 管 l 管 l m 故：z根，取42根. 7 . 41 48 . 4 05

51、7 . 0 -114 . 0 )33600/(115000 1 ）（ （b）计算沿烟气流动方向上的换热管排数 a)空气流通截面上的换热管排数 4 3600 2 内空 空 空 dw v n 则：n根1786 4/14 . 3 05 . 0 83600 100900 2 空 b)沿烟气流动方向上的换热管排数 z ，取43根。52.42 42 1786 1 2 z n空 （c）换热管行程数 m=取双行程。92 . 1 1786 3427 空 总 n n 6 .确定换热器材质 本换热器内气流为逆叉式，烟气入口处和空气出口管壁温度最高，烟气出口和空 气入口处温度最低.分别代入（524）得： t 564

52、241 243 1 380 241 243 750 max 壁 t 234 241 243 1 10 241 243 459 in m壁 所以：t3992/234564）（ 壁均 查表5-5，换热管可采用两种材质，即表面渗铝碳钢管和碳钢管，换热器烟气入口 处换热管采用表面渗铝碳钢管，其余换热管采用碳钢管。 7 .计算换热器运行经济指标 1)热效率 = 100% q q 空 换热 烟 % 5 . 37%100 496 . 1 750115000 296 . 1 10-380100900 ）（ 2)温度效率 由公式（626）得： = 100% t t 空 换热 烟 % 7 . 50%100 750

53、 380 3)换热器烟气侧阻力损失 该换热器管子排列为直(顺)排，阻力损失按式(6-12)计算，即： )1 ( 2 0 2 0 均直 t w h 其中， 烟气流速： = 0 w sm/67 . 6 422057 . 0 3600 115000 标 ）（ 烟气平均温度：= 均 t 605 2 459750 由燃料燃烧计算得：=1 .284 0 3 /mkg 计算阻力系数： =86=8.25 22 1- 05 . 0 -114 . 0 114 . 0 05 . 0 -114 . 0 114 . 0 028 . 0 114 . 0 114 . 0 ）（）（ 且：w=2.34（1+）=7.53m/s6

54、05 273 1 d223 . 0 057 . 0 14 . 3 057 . 0 785 . 0 -114 . 0 114 . 0 4 2 ）（ d 通过查资料可计算烟气运动粘度： s/m1018.9010)1303 . 0 8 . 99033 . 0 8 . 977208. 0 3 . 941356 . 0 3 . 58( 26-6- 则：re= 3 6- 10 5 . 19 1018.90 233 . 0 53 . 7 查表6-9得：直排管束阻力修正系数1 .08 所以： ha73.100605 273 1 1284 . 1 2 34 . 2 25 . 8 08 . 1 2 p）（ 直 4

55、)换热器空气侧阻力损失 （a）局部阻力损失 a)空气入口扩张局部损失 冷空气入口管道断面积： 4 2 内 d f f= 2 2 57 . 2 14 . 3 4 808. 1 m 冷空气入口风箱断面积：f= 22 15 . 6 142143057 . 0 m）（）（ 则：冷空气入口气流流速：w=11.04 标m/s 面积比：=2.57/6.15=0.42 ff / 查表6-7，=0.35，按式(6-8)得： 53 则：=0.35 )1 ( 2 0 2 0 t w h 入 a28 273 10 1284 . 1 2 04.11 2 p）（ b)预热空气风箱进出换热管局部损失 预热空气由风箱进出换热

56、管共有4次，可近似认为阻力损失近似相等。 换热管中空气流速：w =标m/s 0 46 . 8 424314 . 3 4 05 . 0 23600 100900115000 2 换热管中空气平均温度： t= 均 190 2 37010 查表6-7，=0 .5，=0.5 1 进出 h pa1564 273 190 1284. 1 2 46 . 8 2 ）（ c)预热空气在上下风箱90 拐弯阻力损失 0 上下风箱流动截面积：f=6.15m 2 下风箱空气流动速度：w sm/9 . 4 15 . 6 23600 100900115000 0 标 下风箱空气平均温度 =190 均 t 查表6-7，=2

57、.0，h =2.0 b37 90 pa52 273 190 1284 . 1 2 9 . 4 2 ）（ d)预热空气出口收缩局部损失 出口管断面积：f=m8 . 314 . 3 4 208 . 2 2 2 预热空气温度： =370 t 预热空气出口流速：w =7.03标m/s 0 热空气出口风箱断面积：f=6.15 2 m 面积比： =3.8/6.15=0.62 ff / 查表6-7，=0 .22，=0.22 54 出 h pa16 273 370 1284. 1 2 03. 7 2 ）（ (b)摩擦阻力损失 查表6-6，=0 .04 l=22=4m，=0 .05，w =8.46标m/s，t

58、内 d m 0 190 2 37010 均 由式(6-7)得，h pa194 273 190 1 2 46 . 8 05 . 0 4 04 . 0 2 ）（ 摩 所以hpa446194165215628 总 3.2.8 空气管路阻力损失及鼓风机的选择 1 .计算条件 1) 进换热器空气流量（鼓风量）：=102000； 空入 v sm / 3 标 2) 出换热器空气流量（考虑换热器漏风损失5%）：=96900； 空出 v sm / 3 标 3) 进换热器空气温度（当地平均大气温度）：=10 空入 t 4) 出换热器空气预热温度：=380 ； 空出 t 5) 换热器前空气管道中空气流速： =10；

59、 前空 w sm/标 6) 换热器换热管中空气流速（换热器设计值）：=8； 空 w sm/标 7) 换热器后空气管道中空气流速：=6； 后前 w sm/标 8) 空气量分配：上加热端烧嘴40%，下加热端烧嘴40%，下加热侧烧嘴20%（每 侧各10%） 2 .绘制空气管路系统图 3 .管路分段 根据分段原则，将管路分段系统如下： 1）风机出口到换热器入口； 2）换热器； 3）换热器出口到总管分岔处； 4）总风管分岔处到加热段上加热端烧嘴供风集管； 5）总风管分岔处到下加热集管； 6) 总风管分岔处到均热烧嘴供风集管； 7）下加热集管到侧烧嘴； 8）均热集管到侧烧嘴。 4 .计算各区段空气流量、管

60、道内径、规格及空气流速。 1)风机出口到换热器入口 v =102000标m /h 1 3 d =1900mm 1 10 102000 354 取dmmdmm1808,61820 11 wsm/04.11 14 . 3 4 808 . 1 3600102000 2 1 标 2)换热器出口到总管分岔处 =96900 2 vsm / 3 标 d =2391mm 2 6 96900 354 取dmmdmm2208,62220 11 wsm/03 . 7 14 . 3 4 208 . 2 360096900 2 2 标 3)总风管分岔处到上加热端烧嘴供风集管(40%) v969000.4=38760 3