推钢式加热炉设计32

设计说明书题目：推钢式两段连续加热炉设计专业：学生姓名：指导教师：评阅教师：目录1.设计资料及设计背景 11.1设计资料 11.1设计背景 22.详细设计计算 32.1燃烧计算 32.2炉膛热交换计算 52.3主要尺寸计算 72.4炉膛热平衡与燃料消耗量计算 92.5煤气烧嘴布置 152.6空气换热器设计计算 162.7烟道阻力损失及烟囱计算 213.心得体会 26-PAGE20--PAGE1-1.设计资料及设计背景1.1设计资料炉子生产率P=32t/h被加热金属参数：（1）材质：20#钢（2）尺寸：120×120×3200mm（3）加热开始入炉时的温度：20℃（4）加热终了出炉时的温度：1200℃（5）加热终了出炉时允许断面温差：30℃燃料：（1）类别：高焦混合煤气(3:2)（2）热值：12560kJ/Nm3（3）预热温度：15℃（4）成分成分类型CH4C2H6CO2N2O2COH2总计高炉煤气0.310.358.20.129.51.6100焦炉煤气23.32.02.58.20.86.556.7100烟气出炉膛温度850℃助燃空气预热温度350℃1.1设计背景高产、优质、低耗、低成本、低污染反映了轧钢加热炉的综合技术经济指标，用少投入实现产能的最大化，是企业和热工工作者的追求目标，亦是轧钢加热炉的发展趋向。目前，国内的连续式加热炉正在经历从推钢式到步进式的转变过程，虽然步进式加热炉有其优点，但是推钢式加热炉也有很多可取之处，推钢式炉和步进式炉有同等的效果，并且推钢式加热炉一次性投资少，维护运行费用低。现代连续加热炉型可以归为两大类：推钢式炉和步进式炉。两类炉型的根本区别，仅在于炉内的输料方式。推钢式炉是连续加热炉中历史最长的一种炉型，自上世纪初沿用至今。在1967年以前，所有的现代轧机都是采用推钢式炉。步进式炉是在上世纪三十年代才出现的炉型，有一些优点超过了推钢式炉。这两类炉型经过七十年以上的时间的发展，其性能指标的相互比较也发生了很大的饿变化。推钢式选用合理的温度制度和供热制度，降低炉内的最高温度和废气排放温度，提高炉内燃烧产物的热量利用率，提高废热回收率，减少其他热损失，进行现代化管理，采用计算机控制，推钢式炉和步进式炉有同等的效果，并且推钢式加热炉一次性投资少，维护运行费用低，所以在这里只讨论推钢式连续加热炉。推钢式连续加热炉的炉问制度分为两段式.三段式及强化加热三种。按炉温制度分为加热期和预热期，炉膛也相应的分为加热段和预热段。加热薄料坯的小炉子也有单面加热的，一般多为两面加热。烧煤时设有端部的燃烧室，。称为炉头，下加热的燃烧室设在两侧，成为腰炉。具有两面加热的两段式连续加热炉，其燃料的分配比例上加热大约是30%到40%，下加热大约是60%到70%。以为下面的炉气要上浮，部分气体有两侧的空隙上来，使下部的热量供应不足；其次钢坯下面的冷却水要带走大量的热量，这部分热几乎都要有下面加热来供给；此外，钢坯与水管接触的地方要产生黑印，若下加热能力不足，则黑印回更加严重，而到了实体段时，只有上表面能够加热。因而需要给下加热燃料多供给些。本文对加热炉的结构及技术概况进行分析，借此找到改进的方案。2.详细设计计算2.1燃烧计算高焦混合煤气的干、湿成分换算①根据混合煤气温度t混=15℃时，查表1-2得gH2O干=13.8g/Nm3(干气体)，干湿煤气的转换系数为：k==0.983②把k=0.983代入式M湿=k×M干，分别计算得高炉煤气和焦炉煤气湿成分，计算结果列于下表：高炉煤气和焦炉煤气湿成分（%）成分类型CH4C2H6CO2N2O2COH2总计高炉煤气0.310.358.20.129.51.6100焦炉煤气23.32.02.58.20.86.556.7100计算混合煤气湿成分：①计算高炉煤气和转炉煤气低发热值把上表中的高炉煤气和焦炉煤气的湿成分分别带入式Q低=126.15CO湿+107.26H2湿+356.51CH4湿+233.45H2S湿kJ/Nm3得：高炉煤气低发热值QD高﹦126.15×26.35+107.26×1.18+356.51×0.59﹦3660.96kJ/Nm3焦炉煤气低发热值QD焦﹦126.15×7.57+107.26×61.93+356.51×23.60=16011.20kJ/Nm3②计算配比系数已知配比系数x’=3:5=0.60③把配比系数x’=0.60代入式M混湿=x’M1+(1-x’)M2得混合煤气湿成分列于表中。混合煤气成分（%）COCO2CH4H2N2O2H2O合计混合煤气18.849.449.7925.4834.410.361.68100将上表中的混合煤气湿成分代入式Q低=126.15CO湿+107.26H2湿+356.51CH4湿+233.45H2S湿kJ/Nm3得：QD混﹦126.15×18.84+107.26×25.48+356.51×9.79=8600kJ/Nm3理论空气需要量L0：把上表中混合煤气湿成分代入公式得L0==1.97Nm3/Nm3实际空气需要量Ln：取n=1.2，有：Ln=nL0=1.2×1.97=2.36Nm3/Nm3Ln湿=（1＋0.00124×gH2O干）Ln=（1+0.00124×13.8）×2.36=2.40Nm3/Nm3计算燃烧产物生成量及成分：把上表中混合煤气湿成分代入式，计算得燃烧产物单一成分生成量，再代入式、等计算得燃烧产物总量及成分百分含量，结果列于下表中。混合煤气燃烧产物生成量（Nm3/Nm3）及成分CO2’N2’O2’H2O’Vn’生成量（Nm3）0.382.210.080.483.15体积含量（%）12.0670.162.5415.24100计算混合煤气燃烧产物重度：把上表中燃烧产物体积百分含量代入式ρ烟=kg/Nm3得：ρ烟==1.27kg/Nm3计算燃料理论燃烧温度：由t空=350℃，查表1-5得：c空=1.296kJ/（Nm3.℃）；设t产=1800～2100℃,查表1-5得c产=1.672×0.40+1.714×0.60=1.697kJ/（Nm3.℃），设Q分=0，按式t理=得：t理==1871℃＞1800℃因此，可以满足连续加热炉加热工艺要求。2.2炉膛热交换计算计算目的是确定炉气经过炉壁对金属的导来辐射系数CgKM（kJ/(m2.h.K4)）。预确定炉膛主要尺寸①炉膛宽度查表3-16，对中型加热炉，取H=550kg/(m2·h)；取推钢比E=200，代入式中计算得炉内物料摆放排数：=0.61＜1.2，取n=1。将n=1，取a＝0.25，代入式B=nl+(n+1)a得炉膛内宽：B=1×2.4+2×0.25=2.9m对砌砖炉体结构，为砌筑施工方便，炉体宽度应为耐火砖宽度（0.116m）的整数倍。经计算：2.9÷0.116=25，满足为耐火砖宽度的整数倍的要求。所以，取：B=2.9m=2900mm②炉膛各段高度查表2-2，对燃气中型加热炉，取H加上=1600mm，H预上＝900mm。③炉膛各段长度设加热段长度为L加（L加双+L床），预热段长度为L预。④炉顶结构因上加热拟采用端供热，炉膛内宽＜4m，为降低投资确定为60°砖砌拱顶。⑤出料方式：侧出料。计算各段（60°拱顶）平均有效射线行程①计算各段充满炉气的炉膛体积，由公式得：V加=(H加上B-0.0434B2)L加=(1.6×2.9-0.0434×2.92)L加=4.28L加m3V预=(H预上B-0.0434B2)L预=(0.9×2.9-0.0434×2.92)L预=2.25L预m3②计算各段包围炉气的炉壁内表面积，由公式得：FK加=(2H加上＋1.78B)L加=（2×1.6＋1.78×2.9）L加=8.36L加m2F预底=(2H预上＋1.78B)L预=（2×0.9＋1.78×2.9）L预=6.96L预m2把上述计算结果分别代入式m，并取η=0.9，得：S加=0.9×=0.9×=1.84mS预=0.9×=0.9×=1.16m计算炉气中CO2和H2O（汽）分压由燃料燃烧计算（表-混合煤气燃烧产物生成量（Nm3/Nm3）及成分）得：PCO2=12.06/100=0.1206大气压PH2O=15.24/100=0.1524大气压预确定各段炉气温度①设加热段炉气温度比加热终了时金属表面温度高46℃，即：tg加=t表终+56=1200+46=1196℃②预热段炉气温度变化规律近似为线性，则：tg预=（）/2=（1206+800）/2=998℃计算各段炉气黑度由公式εg=εCO2+εH2O、εCO2=0.71×(PCO2×S)1/3×(T/100)-0.55和εH2O=7.1×PH2O0.8×S0.6(T/100)-1得：①加热段炉气黑度=0.267②预热段炉气黑度=0.239计算各段炉墙和炉顶对金属的角度系数对于60°拱顶，按公式得：①②计算各段炉气经炉壁对金属的导来辐射系数查表2-1，取εM=0.8，按齐莫菲耶夫公式得：①加热段=10.65kJ/(m2.h.K4)②预热段=9.14kJ/(m2.h.K4)③加预界面处：kJ/(m2.h.K4)2.3主要尺寸计算炉子长度计算①有效炉长，按公式得：=18665mm②预热段长度=7721mm③加热段双面加热部分长度=6957mm④加热段单面加热部分（实底床）长度=3988mm⑤炉子总长取A=1600mm，则：L总=18665+1600=20265mm炉门数量和尺寸的确定①进料炉门炉门宽度B进：B=2900mm炉门高度H进：H进=120×2.5=375mm进料炉门数量：1个（炉尾端部）②出料炉门炉门宽度B出：696mm（摆放4块料坯）炉门高度H出：450mm（3倍料坯厚度）出料炉门数量：2个（两侧各一个，对开门）注：为了出料方便，出料炉门坎标高要低于实底床合金耐热钢滑轨标高60-80mm③操作炉门设4个操作炉门，两侧各2个。具体尺寸为464mm（宽）×450mm（高）④人孔开设在加热段（双面加热），其下沿为车间地平面以上100-150mm，结构为180°拱顶，尺寸为580（宽）×（800-1000）（高）mm炉膛各部分用耐火材料及尺寸的确定本炉炉体采用砌砖结构（60°拱顶炉顶）加热段：一级硅砖（或粘土砖）300mm+硅藻土砖120mm预热段：一级粘土砖300mm+硅藻土砖120mm炉墙：一级粘土砖348mm+硅藻土砖120mm炉底水管布置及规格的确定①纵水管中心距a：由mm，取a实=1600mm根数n：由n=l/a实=3200/1600=1.50，取n=2根。规格Ф×δ：查表15-4，纵水管规格取Ф121×20mm（跨度L=2320mm条件下）②支撑水管中心距b：b=2320mm根数m：由L加=6957mm，支撑水管根数m=6957/2320=3根，取m=3根。结构：单根横水管中间加一根水管立柱结构。规格：横水管Ф127×20mm，立柱水管Ф121×20mm炉子结构和操作参数①有效炉底面积F效=L效.B=18665×2900=54.13m2②钢压炉底面积F钢=L效.LM=18665×3200=44.80m2③炉底利用系数=0.83④有效炉底强度=443kg/(m2.h)⑤钢压炉底强度=536kg/(m2.h)2.4炉膛热平衡与燃料消耗量计算基准温度为车间内环境平均温度，设t环=10℃。炉膛热收入Q入①燃料燃烧化学热Q烧按公式，设炉膛燃料消耗量为B（Nm3/h），则Q烧=BQ低=8600BkJ/h②预热空气进入炉膛物理热Q空查表1-5，C环=C空=1.296kJ/(Nm3.℃)，按公式Q空=BLn(C空t空–C环t环)=2.36×B×1.296×（350－10）=1040BkJ/h③金属氧化放热Q放按公式，取a=0.015Q放=5588Pa=5588×32000×0.015=2.012×106kJ/h④预热燃料带入的物理热所以，Q入=Q烧+Q空+Q燃+Q放=8600B+1040B+2.012×106=9640B+2.012×106kJ/h炉膛热支出Q出①加热金属带出的物理热Q产按式Q产=P(C产t产-C料t料)查表，t产=t3均=1122℃时，c产=0.6932kJ/(kg.℃)；t料=20℃时，c料=0.4724kJ/(kg.℃)；所以，Q产=32000×(0.6932×1122-0.4724×20)=18.440×106kJ/h②出炉膛废气带出的物理热损失Q废膛按式计算式中：t废膛=800℃，t环=10℃，查表1-5得：C废膛”=1.505×0.40+1.547×0.60=1.530kJ/Nm3C废膛’=1.379×0.40+1.421×0.60=1.404kJ/Nm3Vn=3.15Nm3/Nm3所以Q废膛=3.15×（1.530×800-1.404×10）B=3811B③炉底水管冷却水带出的物理热损失Q水设纵水管和支撑水管冷却水入口温度均为t水入＝40℃；出口温度t水出＝60℃；管壁平均温度t平均＝（30+60）/2＋50＝100℃Q水纵＝k纵F纵Δt纵式中：C纵＝CgKM＝10.65kJ/(m2.h.K4)Tg均＝（1196+800）/2+273＝1271KT壁均＝100+273＝373Kk纵==307kJ/(m2.h.℃)Δt纵＝=968℃式中：F纵＝0.121×3.14×(7.721+6.957)×2＝11.15m2所以：Q水纵＝307×11.15×968＝3.31×106kJ/hQ水支＝k支F支Δt支C支＝CgKM加＝10.65kJ/(m2.h.K4)Tg加＝1196+273＝1469KT壁＝373Kk支==451kJ/(m2.h.℃)式中：F支＝（0.127×2.9×3.14+0.121×3.14×1.75）×3=5.46m2=1146℃所以：Q水支＝451×5.46×1146＝2.8×106kJ/hQ水＝Q水纵+Q水支＝3.31×106+2.8×106＝6.11×106kJ/h④炉壁导热损失按式kJ/h（A）炉壁内表面平均温度t壁表均的计算按式计算加热段（含实底床）：已知：Tg加=1196+273=1469K；T表加=(1200+714)/2+273=1205K；φKM加=0.439；εg加=0.267；εM加=0.8所以：=1089℃b）预热段已知：Tg预=(1196+800)/2+273=1271K；T表预=(20+714)/2+273=640K；φKM预=0.591；εg预=0.239；εM预=0.8所以：=772℃(B)环境平均温度：t环均=10℃(C)炉壁导热损失的计算a)加热段炉顶（含双面加热部分、实底床部分和A长度部分）已知：t壁表加均=1089℃；t环均=10℃；F壁加顶=B×L=2.9×（1.6+6.957+3.988）=36m2；S硅=0.3m；S藻=0.12m；λ硅=2.926+0.00272t硅均kJ/(m·h·℃)；λ藻=0.836+0.000836t硅均kJ/(m·h·℃)；设：硅砖与硅藻土砖交界处温度t加顶交=738℃，硅藻土砖外表温度t加顶外=98℃则：硅砖的平均温度t硅均=（1089+738）/2=913℃硅藻土砖平均温度t藻均=（98+738）/2=418℃那么：λ硅=2.926+0.00272×913=5.409kJ/(m·h·℃)；λ藻=0.836+0.000836×418=1.185kJ/(m·h·℃)；所以：=227523kJ/h验证假设砌体平均温度的正确性：可求得表面温度为：=914℃=418℃可见，计算结果与假设相差很小（＜0.5%），不必再重新计算。那么，加热段炉顶硅砖与硅藻土砖交界处实际温度：t加顶交=2t硅均-t壁表加=2×913-1089=738℃加热炉顶外表温度：t加顶外=2t藻均-t加顶交=2×418-738=98℃b)同理可计算出其他部位炉壁导热损失FK加=8.36L加=8.36×（1.6+6.957+3.988）=105m2F壁加=FK加-F壁加顶=105-36=69m2F预=6.96L预=6.96×7.721=54m2F预=2.9π×7.721×36/180=14m2F壁预=F壁预-F壁预顶=54-14=40m2计算结果列于下表：炉壁导热损失炉壁部位炉壁内表面积（m2）导热损失（kJ/h）炉壁外表温度（℃）加热段炉顶3622764698加热段炉墙6943632398预热段炉顶145631467预热段炉墙4016089767合计1590.88×10682.5⑤经炉门散热损失Qf1Q门=Q辐+Q溢（A）经炉门的辐射热损失Q辐按式kJ/h计算a)经出料炉门的辐射热损失Q辐出料加热段炉气温度Tg加=1196+273=1469K炉门开启面积F=0.696×0.45×2=0.626m2取单位时间开启时间=1；遮蔽系数=0.6，则=357340kJ/hb)经进料炉门的辐射热损失Q辐进料=176705kJ/h所以，Q辐=Q辐出料+Q辐进料=357340+176705≈0.534×106kJ/h（B）经炉门的溢气损失Q溢因为采用了侧出料的方式，出料炉门开启面积较小，且操作炉门关闭，故溢气量较少，可忽略。⑥其他热损失Q它这些热损失包括炉底导热热损失、操作炉门散热热损失等。这里按经验选取Q它=0.03Q入＝289B+0.060×106kJ/h因此Q出=Q产+Q废膛+Q水+Q壁+Q门+Q它=18.440×106+3811B+6.11×106+0.88×106+0.534×106+289B+0.060×106kJ/h=26.024×106+4100BkJ/h炉膛热平衡式与燃料消耗量①炉膛热平衡式Q入=Q出即：9640B+2.012×106=26.024×106+4100B5540B=24.012×106②燃料消耗量由炉膛热平衡式可得燃料消耗量B=24.012×106/6426=4334Nm3/h炉子工作指标①单位燃耗：=135Nm3/t(钢)②单位热耗：=134×104kJ/t(钢)③炉膛热效率：×100%=42.11%④炉子热效率：×100%=49.47%注：为了给炉子提高生产率留有余量，在选择烧咀数量及燃烧能力时，加热炉所用燃料最低耗量可为计算值的1.1倍确定，即B实=1.2B计=1.2×3727.2=4473Nm3/h。2.5煤气烧嘴布置选择依据①燃料种类：高、焦混合煤气；②煤气低发热值:12560kJ/Nm3③炉子最大燃料消耗量：B实=4473Nm3/h④炉子最大湿空气需要量：V空=2.40×4473=10735Nm3/h⑤预热空气温度：t空=350℃⑥供热量分配：上加热40%，下加热60%连续加热炉炉温高，炉温均匀性好，因此烧嘴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，决定采用低压涡流式烧嘴，即DW-I型煤气烧嘴。烧嘴布置和烧嘴选型:该炉炉宽2900mm，侧出料方式，可以采用端侧结合供热，以端供热为主。①上加热采用端侧结合供热供热量：4473×0.4=1789Nm3/h这种供热方式需要火焰有较长的长度，所以选用DW-I-8型煤气烧嘴。由表7-1可知。该型号烧嘴最大燃烧能力为350Nm3/h，则：需要烧嘴数量1789/350=5.1个，取7个。其中端烧嘴3个，侧烧嘴每侧2个，共4个。烧嘴安装间距2900/（3+1）≈725mm，满足烧嘴最小安装中心距的要求②下加热采用端侧结合供热下端供热与上端供热相同，安装7个DW-I-8型煤气烧嘴。下端供热的两侧供热量必须相同。根据侧烧嘴安装原则，采取交错安装方式，每侧2个，共4个。则每个烧嘴的燃烧能力（4473×0.6-350×3）/4=408Nm3/h查表7-1可选用DW-I-9型煤气烧嘴。2.6空气换热器设计计算已知数据①出炉膛烟气温度（由工艺给出）：t废膛=850℃；②出炉膛烟气流量（按设计生产时燃料消耗量计算）：V废膛=3.15×3727.2=11741Nm3/h③进换热器空气温度：t空入=10℃；④烧嘴前要求空气预热温度：t空=350℃；⑤预热空气流量（按设计燃料消耗量B计算）：V空=2.36×3727.2=8796Nm3/h；设计数据:按说明确定①进换热器烟气温度（考虑烟道降温损失）：t烟入=750℃；②进换热器烟气流量（考虑炉尾溢气损失）取：V烟入=11000Nm3/h；③进换热器空气温度：t空入=10℃；④出换热器空气温度：t空出=380℃；⑤预热空气流量（考虑生产率提高10%的可能性）取：V空=10000Nm3/h；设计方案:①换热器种类：金属换热器②换热器结构：平滑直管金属换热器（带“一”字形扭带插入件）；③换热器规格：Ф57×3.5mm；④换热管布置：顺（直）排。换热中心距，x1=x2=0.114m；⑤换热器气流方向及流速：逆叉流。管外流烟气，设W烟=3Nm/s；管内流空气，设W空=8Nm/s。设计计算:①计算换热器烟气温度t烟出由式式中：取η=0.9，查表1-5得C烟入=1.530kJ/(kg.℃)，C烟出=1.488kJ/(kg.℃)，C空入=1.296kJ/(kg.℃)，C空出=1.296kJ/(kg.℃)所以：=433℃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能量Q空，按公式计算：Q空=V空（C空出t空出-C空入t空入）=10000（380×1.296-10×1.296）=480×104kJ/h（B）计算换热器中烟气与空气的平均温差Δt均由计算方案知，换热器中烟气与空气的流向采用逆叉流，所以，平均温压Δt均按式Δt均=εΔt·Δt逆均℃。计算Δt逆均按公式计算：Δt逆均==396℃（b）计算逆叉流修正系数按公式计算：P=（t空出-t空入）/（t烟入-t空入）=（380-10）/（750-10）=0.5R=（t烟入-t烟出）/（t空出-t空入）=（750-433）/（380-10）=0.87查图5-11（j）得：εΔt=0.98所以：平均温压Δt均=εΔt·Δt逆均=396×0.98=388℃（C）计算传热系数k按式计算（a）计算管外烟气侧给热系数α1α1=α1辐+α1对①计算辐射给热系数α1辐=f（S，t烟均）式中：mt烟均=（t烟出+t烟入）/2=（750+433）/2=592℃根据S=0.193m，t烟均=592℃，查表5-4得：α1辐≈26kJ/(m2·h·℃)②计算对流给热系数α1对α1对=（17.64+0.02362t烟均）·C·W烟0.65/d外0.35，kJ/(m2·h·℃)其中：t烟均=592℃，C=1+0.1×0.114/0.057=1.2，W烟=3Nm/s，d外=0.057mα1对=（17.64+0.02362×592）×1.2×30.65/0.0570.35=211kJ/(m2·h·℃)故：α1=α1辐+α1对=26+211=237kJ/(m2·h·℃)（b）计算管内空气侧给热系数α2故：α2对=（12.624+0.006688t空均）·W空0.8/d内0.2，kJ/(m2·h·℃)其中：t空均=（380+10）/2=195℃，W空=8Nm/s，d内=0.05mα2对=（12.624+0.006688×195）×80.8/0.050.2=134kJ/(m2·h·℃)由表5-3可见，由于管内插入“一”字形扭带插入件，对流给热系数是光管的1.81倍。故：α2=1.81×α2对=1.81×134=243kJ/(m2·h·℃)所以：传热系数K=237×243/（237+243）=120kJ/(m2·h·℃)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K值乘以降低系数η加以修正。这里取η=0.85.则K实=ηk=0.85×120=102kJ/(m2·h·℃)将Q空=480×104kJ/h，Δt均=388℃，K实=102kJ/(m2·h·℃)，代回得换热器换热面积：F实=480×104/(388×102)=121m2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。首先确定烟道尺寸（A）计算烟道流通面积，m2式中：V烟=11000Nm3/h；查表6-1，取W烟=2Nm/s。则：=11000/（3600×2）=1.53m2（B）确定烟道尺寸根据=1.53m2，查表6-4（拱顶角180°）得烟道尺寸：1276（宽）×1590（高）mm（C）确定换热管长度根据换热管长度≈烟道高度，故取换热管长度l管=1600mm②计算换热管根数（A）计算单根换热管的换热面积由设计方案确定换热管采用Φ57×3.5mm钢管，则单根换热管换热面积，可按换热钢管管壁平均直径计算：f=（0.057+0.05）/2×3.14×1.6=0.269m2（B）计算换热管根数n总=F实/f=121/0.269=450根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式中：V烟=11000Nm3/h；取W烟=3Nm/s；x1=2d外；d外=0.057m；l管=1.6m。故：=11.17根，取14根。（B）计算沿烟气流动方向上的换热管排数①计算空气流通截面上的换热管排数式中：V空=10000Nm3/h；取W空=8Nm/s；d内=（0.057-0.0035×2）=0.05m故=177根②计算沿烟气流动方向上的换热器排数Z2=n空/Z1=177/12=14.75根，取16根。③计算换热器行程数m=n总/（Z1Z2）=450/(14×16)=2.01，取m=2注：换热管决定根数450根，实际使用根数16×14×2=448根，相差（448-450）/450＜3%，不必重新计算。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处管壁温度最高，烟气出口处和空气入口处管壁温度最低，分别代入公式得563℃219℃t壁均=（563+219）/2=391℃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。换热器烟气出口处12-13排换热管采用表面渗铝碳钢管，其余换热管采用碳素钢管。计算换热器运行经济指标：①热效率由公式得②温度效率由公式得③换热器的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Pa计算其中：W0=2.39Nm/s；t均=（750+433）/2=592℃；由燃料燃烧计算得：ρ0=1.27kg/Nm3按式、、得阻力系数：且W=2.39（1+592/273）=8Nm/s查表8-7，计算得烟气运动粘度：=90.89×m2/s则Re==23.1×103查表6-8得：直排管束阻力修正系数Ф=1.08所以h直=1.08×4.58×2.392/2×1.27×（1+592/273）=57Pa④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f=3.14×0.6222/4=0.30m2冷空气入口风箱断面积F=0.0572×（16+1）×（14+1）=0.83m2冷空气入口空气流速W0=10.19Nm/s面积比f/F=0.30/0.83=0.37查表6-7，ζ53=0.40，按式得：=28Pa（b）预热空气由风箱进出换热管局部损失由图8-3可见，预热空气由风箱进出换热管共有4次，可近似认为阻力损失相等。换热管中空气流速=6.63Nm/s换热管中空气平均温度t均=（10+380）/2=195℃查表6-7，ζ1=0.5=97Pa（c）预热空气在下风箱90°拐弯阻力损失下风箱流动断面积F=0.83m2下风箱空气流动速度Nm/s下风箱空气平均温度t均=195℃查表6-7，ζ37b=2.0=27Pa（d）预热空气出口收缩局部损失出口管断面积f=3.14×0.8122/4=0.52m2预热空气温度t=380℃预热空气出口流速W0=5.34Nm/s热空气出口风箱断面积F=0.83m2面积比f/F=0.52/0.83=0.63查表6-7，ζ54=0.22=10Pa（B）摩擦阻力损失查表6-6，λ=0.04L=2×1.6=3.2m，d内=0.05m，W0=6.63Nm/st均=（10+3800）/2=195℃按公式得=103Pa由表5-3可见，由于管内插入“一”字扭带插入件，管内空气流动阻力损失是光管的3.19倍。故：h摩=3.19×103=329Pa所以h总=28+97+27+10+329=491Pa2.7烟道阻力损失及烟囱计算（引风机计算）计算条件①进烟道烟气量：V烟=11000Nm3/h②进烟道烟气温度t烟入=800℃③烟气密度ρ0=1.27kg/Nm3分段I段-炉尾竖烟道II段-竖烟道到换热器入口III段-换热器IV段-换热器出口到（或引风机）烟囱入口。各段烟道断面尺寸确定首先预确定烟道中的烟气流速，查表6-1取W烟=2Nm/s。然后计算截面积，根据截面积确定烟道尺寸I段：计算每条竖烟道的断面尺寸（共3条竖烟道）。f==0.509m2，选用断面尺寸为1276×464mm故f1=1.276×0.464=0.592m2d1=4f/S=4×0.592/(2×(1.276+0.464))=0.680mmII段：F=11000/3600/2=1.528m2选用180°拱，查表6-4得烟道尺寸为1276（宽）×1590（高）mm故断面积F2=1.857m2当量直径d2=1.433mIV段：烟道尺寸同II段。计算各段烟气温度I段：已知竖烟道入口烟气温度为800℃，查表6-5取温降6℃/m。该段烟气平均温度：t1均=800-0.5（6×2.5）=793℃末端温度：t1末=800-6×2.5=785℃II段：查表6-5取温降4℃/m。该段烟气平均温度：t2均=785-0.5（4×9）=767℃末端温度：t2末=785-4×9=749℃III段：换热器已另行计算。出换热器烟气温度为433℃平均温度：t3均=（749+433）/2=591℃IV段：考虑到换热器漏风和烟道闸板处吸入冷空气等因素，需要增加烟气量并降低烟气温度。设进入烟气中的冷空气为原烟气流量的10%，则烟气量由20000Nm3/h增加到11000×1.1=12100Nm3/h。设比热cp不随烟气温度变化，那么该段烟气平均温度：t4均=11000×433/12100-0.5（4×15）=394-30=364℃末端温度：t4末=394-4×15=334℃计算各段烟气流速I段：1.72Nm/sII