加熱爐的優(yōu)化設(shè)計

1、技術(shù)設(shè)計 2.1 燃料燃燒計算 2.1.1 燃燒計算的目的及內(nèi)容 燃燒計算包括如下內(nèi)容： 燃料的低位發(fā)熱量（ d q ） ； 單位燃料完全燃燒失的空氣需要量( n l )； 單位燃料完全燃燒時的燃燒產(chǎn)物量（ n v ） ； 燃燒產(chǎn)物的成分及其密度（） ； 理論燃燒溫度（l t ） 燃燒計算的目的是為加熱爐設(shè)計提供必要的參數(shù)。計算空氣需要量的目的 在于合理有效地控制燃燒過程，合理地選擇燃燒設(shè)備及鼓風(fēng)機(jī)和供風(fēng)管道系統(tǒng)、 設(shè)計燃燒裝置提供必要的依據(jù)。燃燒產(chǎn)物生成量及其密度的計算是設(shè)計煙道、 煙囪系統(tǒng)，選用引風(fēng)機(jī)等必不可少的依據(jù)。 由燃燒產(chǎn)物成分的計算可以進(jìn)行爐氣黑度的計算，進(jìn)而可做傳熱計算。 理論燃

2、燒溫度是計算爐溫的重要原始數(shù)據(jù)之一。在爐子的熱量總消耗已知 的情況下，根據(jù)燃料的發(fā)熱量即可求出總的燃料消耗量。 2.1.2 燃燒計算的已知條件 燃燒計算中必需的已知條件如下： 1. 燃料的種類及成分： 燃料種類：高爐煤氣和轉(zhuǎn)爐煤氣 高爐煤氣成分：（） 2 h 4 ch 2 n co 2 co 20 20 1.6 0.48 57.92 轉(zhuǎn)爐煤氣成分：（） 2 h 4 ch 2 n co 2 co 55 6 1.8 0 37.2 2. 燃燒方法及空氣消耗系數(shù) n 由于采用蓄熱式燒嘴，空氣消耗系數(shù)取 n1.05 3. 空氣、燃料的預(yù)熱溫度。 采用雙預(yù)熱空氣煤氣都預(yù)熱到 1000。 2.1.3 燃料燃

3、燒計算步驟 1. 換算燃料成分 對于固體、液體燃料，應(yīng)先將已知的燃料成分（干燥成分、可燃成分 等）換算成應(yīng)用成分，才能繼續(xù)進(jìn)行以后的一系列計算、 應(yīng)用成分（）干成分（） 100 100 y w 應(yīng)用成分（）可燃成分（） 100 100 yy wa 式中：為應(yīng)用基水分的重量百分?jǐn)?shù)；為應(yīng)用基灰分的重量百分 y w y a 數(shù)。 當(dāng)氣體以干成分給出時，也應(yīng)將其換算成濕成分。 將氣體燃料的干成分換算為濕成分的換算系數(shù) k 為： k100 100 2 s oh 而 100 00124 . 0 1 00124 . 0 2 2 2 干 干 oh ohs g g oh 100m3濕煤氣中水蒸氣的體積；m3 s

4、 oh2 相應(yīng)溫度下 1 m3 干氣體中所包含的水蒸氣的重量， 干 oh g 2 3 mg 具體數(shù)值可由附表查的。 由此可得高爐煤氣的濕成分： gs cokco 22 gs cokco 100 00124 . 0 1 00124 . 0 2 2 2 干 干 oh ohs g g oh 總計100 由手冊可查的 20時每立方米煤氣所包含的水蒸氣量： 18.98 干 oh g 2 3 mg 則 100 00124 . 0 1 00124 . 0 2 2 2 干 干 oh ohs g g oh 100 98.1800124 . 0 1 98.1800124 . 0 2.30 k100 100 2 s

5、 oh 100 30 . 2 100 0.977 高爐煤氣的濕成分為： gs cokco 22 0.97720 19.54 gs cokco 0.97720 19.54 gs hkh 22 0.9771.6 1.56 gs chkch 44 0.9770.48 0.47 gs nkn 22 0.97757.92 56.59 2.30 s oh2 總計100 轉(zhuǎn)爐煤氣的濕成分為： gs cokco 22 0.9776 5.86 gs cokco 0.97755 53.74 gs hkh 22 0.9771.8 1.76 gs nkn 22 0.97737.2 36.34 2.30 s oh2 總

6、計100 2. 燃料低發(fā)熱值的計算。 高爐煤氣的低發(fā)熱值可根據(jù)其化學(xué)成分計算： 127.7 107.6 358.8 s dw q s co s h2 s ch4 127.719.54107.61.56358.80.47 2831.75 3 /mkj 轉(zhuǎn)爐煤氣的低發(fā)熱值根據(jù)其化學(xué)成分計算： 127.7 107.6 s dw q 2 s co s h2 127.753.74107.61.76 7051.2 3 /mkj 3 空氣消耗系數(shù)的確定。 燃燒計算中應(yīng)合理地選取空氣過剩系數(shù) n 。空氣消耗系數(shù)的選取與燃料的 種類、燃燒方法以及燃燒裝置的形式有關(guān)，參考如下： 固體燃料：n1.201.50 氣體

7、燃料：無焰燒嘴 n1.021.05；有焰燒嘴 n1.101.20 液體燃料：低壓燒嘴 n1.101.15；高壓燒嘴 n1.201.25 蓄熱式燒嘴屬有焰燒嘴，取 n1.11 4 單位燃料完全燃燒時空氣需要量與燃燒產(chǎn)物量。 高爐煤氣的空氣需要量及燃燒產(chǎn)物量 理論空氣需要量(): 0 l 0.0476(0.50.52-) g l0 g h2 g co g ch4 g o2 0.0476(0.51.60.52020.48-0) 0.560 33 /mm (10.00124) s l0 g l0 ho g 0.56(10.0012418.98) 0.573 33 /mm 實際空氣需要量() n l g

8、 n l g ln 0 1.110.560 0.622 33 /mm s n l s ln 0 1.110.573 0.636 33 /mm 實際燃燒產(chǎn)物量() n v n v 2 co v oh v 22 o v 2 n v 式中： 2 co v01. 0)( 2 4 ss s cochco 2 ho v oh s n sss glhochh 24 00124 . 0 01 . 0 )2( 22 2 o v g ln 0 ) 1(21 . 0 2 n v01 . 0 )79( 2 g n s ln 所以得：(19.540.4719.54) 0.012 co v 0.396 33 /mm 2

9、ho v oh s n sss glhochh 24 00124 . 0 01 . 0 )2( 22 (1.5620.472.30)0.010.001240.63618.98 0.063 33 /mm 2 o v g ln 0 ) 1(21 . 0 0.21(1.11-1)0.560 0.013 33 /mm 2 n v01 . 0 )79( 2 g n s ln (56.59790.636)0.01 1.068 33 /mm - 0.3960.0630.0131.068 n v 1.54 33 /mm 5 燃燒產(chǎn)物的成分與密度。 燃燒產(chǎn)物的成分： 2 co 100 2 n co v v 0.

10、396/1.54100 25.72 2 ho 100 2 n oh v v 0.063/1.54100 4.09 2 o 100 2 n o v v 0.013/1.54100 0.84 2 n 100 2 n n v v 1.068/1.54100 69.35 總計100 燃燒產(chǎn)物的密度()： 1004 .22 28321844 2 2 2 2 noohco 100 4 . 22 53.692884 . 0 3209 . 4 1872.2544 1.419 3 mkg 6 理論燃燒溫度 實際燃燒溫度 l t s t 1000時空氣的平均定壓比熱 1.4391 k cmkj/ 3 20時空氣的

11、平均定壓比熱 1.3256 ek c mkj/ 3 預(yù)熱空氣帶入的物理熱 n 1000-n20 k q k c ek c 1.111.43911000-1.111.325620 1567.97 3 /mkj 1000時煤氣的平均定壓比熱 r c 100 1 )( 2422 2422 nchcocooh nchcocooh ccccc (1.72502.31.39856.591.41519.541.3311.562.7000.472.2 1519.54)/100 1.5736 mkj/ 3 20時煤氣的平均定壓比熱 er c . 100 1 )( 2.4.2. 2422 nchcocooh nr

12、echrecorecore2ohre ccccc (1.646319.541.299556.591.52702.31.302219.541.27 951.561.58350.47)/100 1.374 mkj/ 3 高爐煤氣帶入物理熱量 1000-20 r q r c er c 1.57361000-1.37420 1546.12 3 /mkj 先假設(shè)溫度為 2000，可查手冊計算得燃燒產(chǎn)物的平均比熱 p c 100 1 )( 22222222 nnoococoohoh vcvcvcvc (1.94494.091.485169.531.57140.842.371525.72) /100 1.7

13、35 mkj/ 3 查得 2000時蒸汽分解度分別為： 5.5； 5.55 oh2 2 co 2 co f 2 co f 可得 f q )(10802)(12645 2222 hhoococo vfvf 126455.525.721.54/100108025.554.091.5 4/100 313.23 3 /mkj 可得理論燃燒溫度： pn frkd l cv qqqq t 735. 154 . 1 23.31312.154697.156775.2831 2108 與假設(shè)溫度 2000相比，理論溫度高出 108，所以理論燃燒溫度再假設(shè)為 2050。 當(dāng)燃燒溫度為 2050，可查手冊計算得燃燒

14、產(chǎn)物的平均比熱 p c 100 1 )( 22222222 nnoococoohoh vcvcvcvc (1.96334.092.469969.531.57850.842.371525.72) /100 1.7506 mkj/ 3 由手冊查得 2050時蒸汽分解度分別為 7.4； oh2 2 co 2 co f 2 co f 7.025 可得 f q )(10802)(12645 2222 hhoococo vfvf 126457.425.721.54/100108027.0254.091. 54/100 418.40 3 /mkj 可得理論燃燒溫度： pn frkd l cv qqqq t

15、1.750654. 1 40.41812.154697.156775.2831 2050 于假設(shè)溫度相同，所以理論燃燒溫度取 2050。 實際燃燒溫度（） s t s t ll t 0.722050 1476 式中： 爐溫系數(shù)，一般由如下經(jīng)驗數(shù)據(jù)選?。簂 室狀加熱爐： 0.750.8 l 均熱爐： 0.680.73 l 連續(xù)加熱爐：爐底強(qiáng)度 200300，0.750.8 hmkg 2 l 爐底強(qiáng)度 400600， 0.70.75 hmkg 2 l 熱處理爐： 0.650.7 l 本次加熱爐爐底強(qiáng)度為 570 所以可取 0.72 hmkg 2 l 2.2 爐膛熱交換 爐膛熱交換計算的主要目的是確

16、定爐氣經(jīng)爐膛到爐料的總導(dǎo)來輻射系數(shù) c 值，為鋼坯加熱計算提供必要的數(shù)據(jù)。工程上應(yīng)用的計算式都是根據(jù)加熱爐實 際工況進(jìn)行假設(shè)簡化后的理想情況下得出的公式。這些假設(shè)條件是：(1)爐氣充 滿爐膛，且在整個爐膛內(nèi)的溫度是均勻的。爐氣對于爐膛和鋼坯的輻射線和反 射線在任何方向上的吸收率相等；(2)爐壁和鋼坯表面溫度都是均勻的；(3)爐氣 以對流傳熱方式傳給爐壁的熱流在數(shù)值上等于爐壁向外的散熱。在爐膛輻射熱 交換中爐壁只是輻射傳熱的中間體，既不獲得熱量也不失去熱量，即爐壁的輻 射差額熱流等于零。爐壁有效輻射等于爐氣、鋼坯輻射給它的熱量；(4)爐膛看 作是一個封閉體系。 由計算可知加熱爐的爐溫高于 100

17、0，且爐氣為自然流動，所以爐膛熱交 換以輻射傳熱為主。 2.2.1 預(yù)確定爐膛主要尺寸 1 爐子的寬度 取決于料坯的排數(shù)和長度，可利用下式來進(jìn)行計算 bnl（n1）a (21) 式中: b 爐子的內(nèi)寬，m a 每排料坯之間的間隙，一般去a0.20.3m 對某些小鋼坯考慮到脫模后殘留尾部的影響，a 值可適當(dāng)取大些，但不應(yīng)過大， 否則會造成下部熱氣體嚴(yán)重上浮，下加熱不足影響加熱質(zhì)量。 因爐內(nèi)為雙排料，a 值取 0.25，可得加熱爐爐寬 b（n1）a nl 23.300（21）0.25 7.35 m 2 爐膛各段高度 查表，對燃?xì)庵行图訜釥t，取1500，1800 h h 3 爐膛各段長度：設(shè)加熱段長

18、度為，預(yù)熱段長度為。 h h 2.2.2 各段平均有效射線行程 爐氣平均射線行程 s 決定于爐氣容積大小，可按聶夫斯基的近似公式計算： s m (22)f v4 式中：v充滿爐氣的爐膛體積，m3； f包圍爐氣的爐膛內(nèi)表面，； 氣體輻射有效系數(shù)，一般取0.850.9 。 1. 計算各段充滿爐氣得爐膛體積， (23a) blhv (23b) blhv (23c) blhv 由上式可得： 1.5007.3511.025 v l l 3 m 1.5007.3511.025 v 加 l 加 l 3 m 1.5007.3511.025 均 v 均 l 均 l 3 m 2. 計算各段包圍爐氣的爐膛內(nèi)表面 (

19、24a) lbh2fk) ( (24b) lbh2fk) ( (24c) lbh2fk) ( 由上式可得： (21.57.35)10.35 k f 預(yù) l 預(yù) l (21.57.35)1.035 k f 加 l 加 l (21.57.35)1.035 k f 均 l 均 l 將計算結(jié)果分別帶入式(2-2)，并取0.9，得： 3.83 加 s 加 加 f v4 9 . 0 預(yù) 預(yù) l l 35.10 025.114 9 . 0 m 3.83 預(yù) s 均 s 加 s m 2.2.3 爐氣中和分壓 2 co)( 2 汽ho 由燃料計算得： 25.72/1000.2572 大氣壓2 co p 4.09

20、/1000.0409 大氣壓 oh p 2 2.2.4 預(yù)確定各段爐氣溫度 設(shè)加熱段溫度比加熱終了時鋼坯表面溫度高 60，即： 501190601250 加g t 表終 t 設(shè)預(yù)熱段溫度950： 預(yù)g t 設(shè)均熱段溫度為 1250 2.2.5 各段爐氣的黑度 1. 爐氣的黑度是指實際氣體的輻射能力與同溫度下黑體氣體輻射能 力的比值。氣體中具有輻射能力的充分是 、 (汽)等三原子氣體。2 cooh2 所以爐氣的黑度是氣體黑度與 (汽)黑度 之和，即： g 2 cooh2 oh2 (25) g 2 co oh2 式中：水蒸氣黑度修正系數(shù)； 與(汽)共存時爐氣黑度的修正系數(shù)。 2 cooh2 預(yù)熱段

21、爐氣黑度 由 0.25723.830.985 sp 2 co大氣壓 查手冊可得：0.21；2 co 0.04093.830.157 sp oh2大氣壓 由手冊查得1.020.1220.16 oh2 0.115 2572 . 0 0409. 0 0409. 0 22 2 cooh oh pp p 0.29813.831.142，由手冊查得：0.045 sp 大氣壓 所以，預(yù)熱段爐氣黑度： g 2 co oh2 0.210.160.045 0.325 2. 均熱段爐氣黑度 由 0.25723.830.985 spco 2 大氣壓 查手冊可得：0.185；2 co 0.04093.830.157 s

22、p oh2大氣壓 由手冊查得1.020.120.124 oh2 0.137 0.25720.0409 0.0409 22 2 cooh oh pp p 0.29813.831.142 sp 大氣壓 由手冊查得：0.044 所以，加熱段爐氣黑度： g 2 co oh2 0.1850.1240.044 0.265 2.2.6 各段爐墻和爐頂對鋼坯的輻射角度系數(shù) 對于平頂加熱爐： (26a) km k f fm h nlm 2 (26b) km k f fm h nlm 2 (26c) km k f fm h nlm 2 由式(26a)、(26b)、(26c)可得 0.6377 km 51.57.3

23、2 3.32 0.6377 km 1.57.352 3.32 0.6377 km 1.57.352 3.32 2.2.7 按爐氣溫度計算導(dǎo)來輻射系數(shù) c 的計算式： (27) )1 ()1 ( )1 (1 43.20 ggmgkmg gkmmg gkm c 取鋼坯的黑度0.8，由式(27)可得：m 預(yù)熱段導(dǎo)來輻射系數(shù) )259 . 0 1 (259 . 0 8 . 0)259 . 0 1 (6377. 0259 . 0 )259 . 0 1 (6377 . 0 1 8 . 0259 . 0 43.20 預(yù) gkm c 9.948 )kh( 4 kj 加熱段導(dǎo)來輻射系數(shù) )312 . 0 1 (

24、312 . 0 8 . 0)312 . 0 1 (6377 . 0 312 . 0 )312 . 0 1 (6377 . 0 1 8 . 0312 . 0 43.20 預(yù) gkm c 8.702 )kh( 4 kj 均熱段導(dǎo)來輻射系數(shù)與加熱段輻射導(dǎo)來系數(shù)相等： 8.702 預(yù)均gkmgkm cc )kh( 4 kj 2.3 鋼坯加熱時間計算 首先將三段連續(xù)加熱爐用四個界面分成三個區(qū)段，即：鋼坯入爐處(爐尾) 為 0 界面；預(yù)熱段終了、加熱段開始處為 1 界面；加熱段終了、均熱段開始處 為 2 界面；均熱終了鋼坯出爐處為 3 界面。則：01 為預(yù)熱段，12 為加熱段， 23 為均熱段。計算順序為

25、界面 3、2、1。 2.3.1 均熱段鋼坯加熱有關(guān)參數(shù) 已知鋼坯表面溫度和最大斷面溫差，求算均熱段爐氣溫度。 計算依據(jù)(由加熱工藝給出)： 鋼坯表面溫度1190 表終 i 鋼坯最大斷面溫差50 終 i 1. 均熱段為（第三類邊界條件）所以其熱傳導(dǎo)微分方程式的解為： (31) as s a tt tt g g ， 表 均 表 2 (32) as s a tt tt g g ， 中 均 中 2 式中： 爐氣溫度，； g t 加熱終了時鋼坯表面溫度，； 表 t 加熱終了時鋼坯中心溫度，； 中 t 加熱開始時鋼坯斷面平均溫度，。 均 t 若鋼坯加熱開始時斷面溫度呈拋物線分布，則鋼坯斷面平均溫度可按 下

26、式求得： 0.7 (33) 均 t 表 t 終 t 已知：1190，50由式(33)可得： 表 t 終 t 11900.7501155 3 t 2. 計算鋼坯表面熱流 (34) s t q 2 2 終 表 )h(kj 式中： 鋼坯在加熱終了時平均溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)，； )h(kjm 鋼坯在加熱終了時的斷面溫差，； 終 t 2s透熱深度，m 。 查表可得鋼坯平均溫度為 1155時的導(dǎo)熱系數(shù) 29.353.6105.66 )h(kjm 又已知50，2s0.18m，故由式(3-4)可得： 終 t 11740018 . 0 5066.1052 3 表 q )h(kj 3. 計算均熱段爐氣溫度 爐氣溫度可

27、按下式計算： (35) 273 100 100 4 4 表表 t c q t gkm g 由式(35)可得1258 273 100 2731190 521. 8 58700 100 4 4 3 g t 計算結(jié)果與假設(shè)均熱段爐氣溫度相差很小(125012584)，可以不必 重新設(shè)定和計算，故取1258 3g t 4. 鋼坯在均熱段加熱時間： (36) 表 qk is i 式中： s透熱深度，m； 鋼坯密度， 3 mkg 鋼坯在加熱過程中熱焓增量，； i kgkj 鋼坯形狀系數(shù)： i k 平板：1 i k 圓柱：2 i k 球體：3 i k 通過鋼坯表面熱流密度， 表 q)h(kj 假設(shè)均熱段開始

28、時鋼坯斷面溫差為 150，則其斷面平均溫度為 1190-0.71501085 1085時鋼坯的比熱0.6879 p c )(kj kg 1155時鋼坯的比熱0.6904 p c )(kj kg 鋼坯熱焓增量0.690411550.6879108561 i kgkj 1155時鋼坯密度為 7497 3 kg m 由式(36)可計算出鋼坯在均熱段加熱時間 0.45 h1174001 61749709 . 0 2.3.2 加熱段鋼坯加熱有關(guān)參數(shù) 加熱段終了鋼坯表面溫度為 1190，150由式(33)可得 終 t 11900.71501085 3 t 計算鋼坯表面熱流 查表可得鋼坯平均溫度為 1085

29、時的導(dǎo)熱系數(shù) 28.353.6102.06 )h(kjm 又已知加熱段150，2s0.18m，故由式(3-5)可得： 終 t 11701009 . 0 15006.1022 2 q )h(kj 1. 計算加熱段爐氣溫度 由式(33)可得 1248 273 100 2731085 702 . 8 170100 100 4 4 2 g t 計算結(jié)果與假設(shè)加熱段爐氣溫度相差很小(125012482)，可以不必重 新設(shè)定和計算，故取1248 3g t 2 鋼坯在加熱段加熱時間： 加熱段開始時鋼坯溫度 900 斷面溫差為 100，則其斷面平均溫度為 900-0.7100830 830時鋼坯的比熱0.70

30、34 ， p c )(kj kg 1085時鋼坯的比熱0.6879 p c )(kj kg 鋼坯熱焓增量0.687910850.7034830162.6 i kgkj 830時鋼坯密度為 7618 ，1085時鋼坯密度為 7497 3 kg m 3 kg m 所以加熱段鋼坯平均密度7557.5 3 kg m 由式(36)可計算出鋼坯在均熱段加熱時間 1.06 h1170101 6 . 162 5 . 755709. 0 2.3.3 預(yù)熱段鋼坯加熱有關(guān)參數(shù) 查表可得鋼坯平均溫度為 830時的導(dǎo)熱系數(shù) 25.93.693.24 )h(kjm 又已知預(yù)熱段90，2s0.09m，故由式(3-5)可得：

31、 終 t 18648009 . 0 9024.932 1 q )h(kj 1. 計算預(yù)熱段爐氣溫度 由式(35)得： 953 273 100 273800 948 . 9 58700 100 4 4 1 g t 計算結(jié)果與假設(shè)加熱段爐氣溫度相差很小(9539503)，可以不必重新 設(shè)定和計算，故取953 3g t 2. 鋼坯在預(yù)熱段加熱時間： 預(yù)熱段終了時鋼坯溫度比加熱段開始時低 30即：預(yù)熱段終了溫度為 870 斷面溫差為 100，則其斷面平均溫度為 870-0.7100800 鋼坯裝爐溫度為 600 600時鋼坯的比熱0.5903 p c )(kj kg 800時鋼坯的比熱0.6034 ，

32、 p c )(kj kg 鋼坯熱焓增量0.70348000.5903600209 i kgkj 800時鋼坯密度為 7624 ，600時鋼坯密度為 7857 3 kg m 3 kg m 所以加熱段鋼坯平均密度(76247857)/27740.5 3 kg m 由式(36)可計算出鋼坯在均熱段加熱時間 0.9 h1864801 209 9 . 774009 . 0 總的加熱時間 0.91.060.452.41 h 2.4 爐膛基本尺寸的確定 爐膛的基本尺寸主要包括爐膛空間的長、寬、高等尺寸，它是爐體結(jié)構(gòu)設(shè) 計的重要數(shù)據(jù)，它與爐型、爐子產(chǎn)量、技術(shù)工藝操作、物料的尺寸、形狀及其 在爐內(nèi)的布置等因素有

33、關(guān)，一般根據(jù)經(jīng)驗方法計算而定。 2.4.1 爐子的基本尺寸 連續(xù)加熱爐的基本尺寸包括爐子的內(nèi)寬和有效長度。 1. 爐長的確定 爐子的長度可分為有效長度和全長。有效長度是指爐內(nèi)被物料覆蓋的長度， 全長是指加熱爐兩端墻間的砌磚長度。側(cè)出料加熱爐，其有效長度為爐尾砌磚 外緣至出料口中心線間的距離；端出料加熱爐，其有效長度為爐尾砌磚外緣至 出料端滑坡折點間的距離。 有效長度可按下式確定 (41) b ng g l 式中： 爐子的有效長度, ； l g爐子的生產(chǎn)率，； hkg 加熱時間，h； n 爐內(nèi)料排數(shù)； b料坯的寬度， 爐內(nèi)鋼坯平均單重， gkg 已計算出加熱時間為 1.97，鋼坯平均單重為 h

34、g75000.180.183.3801 kg 由式(41)得： 21662 18041. 2 8012 1080 3 l 預(yù)熱段長度 8110 41 . 2 9 . 0 21662 ll 加熱段長度 9280 41 . 2 06 . 1 21662 ll 均熱段長度 4044 41 . 2 45 . 0 21662 ll 由于均熱段計算值較小，所以加熱段實際長度根據(jù)燒嘴布置等具體情 況適當(dāng)增加。爐子均熱段實際長度為： 均熱段實際長為 404430667110 爐子有效長度為：81109280711024500 爐子全長 l 為： l（5004000） (42 ) l 本加熱爐為側(cè)出料所以盡量取

35、 500，由式(42)可得爐子全長 l2450050025000 2.4.2 爐門數(shù)量和尺寸 連續(xù)加熱爐爐門有進(jìn)料爐門、出料爐門、操作爐門、窺視爐門、人孔等。 這些爐門的數(shù)量和尺寸確定總的原則時：在滿足操作要求前提下，爐門數(shù)量越 少，開門尺寸越小越好，可減少經(jīng)爐門的散熱損失，提高爐子熱效率。主要爐 門確定如下： 1. 進(jìn)料爐門 爐門寬度：對采用端進(jìn)料方式，其寬度等于爐膛內(nèi)寬 b，即等于 7350； b 爐門高度：是指推鋼滑道上表面至爐門上沿下表面之間的距離。為防 h 止推鋼爐在爐門處發(fā)生拱鋼事故而撞壞爐門上沿，一般來說，對方坯取 23 倍 鋼坯厚度。本設(shè)計為推鋼式爐，進(jìn)料爐門高度取 450 h

36、 (1802.5450)。 h 2. 出料爐門 由于采用端出料方式，出料爐門與進(jìn)料爐門尺寸取相同值7350， b 450 h 3. 操作爐門 用作操作之用，如進(jìn)出返回鋼坯，清除氧化鐵皮等三段連續(xù)加熱爐一般設(shè) 在均熱段和加熱段。每側(cè)開設(shè) 23 個操作爐門，其結(jié)構(gòu)一般為 60拱頂結(jié)構(gòu)， 爐門開孔尺寸以操作方便為準(zhǔn)，通常為 464580(寬)4001030(高)。 本設(shè)計設(shè) 4 個操作爐門。兩側(cè)各 2 個。具體尺寸為 580(寬)1030(高)。 操作爐門坎標(biāo)高一般同鋼坯滑軌標(biāo)高。 4. 人孔 供操作人員檢修爐內(nèi)設(shè)備時進(jìn)出之用，開設(shè)位置通常在加熱段。人孔下沿 為車間地平面以上 100150，其結(jié)構(gòu)一

37、般為 180拱頂，尺寸一般為 580(寬) 8001000(高)。 人孔與其它爐門不同，當(dāng)爐子正常工作時，用耐火磚砌堵封嚴(yán)，只有停爐 檢修時才拆開。 5. 扒渣口 扒渣口是為了清除爐底氧化鐵皮而設(shè)計，開設(shè)在加熱段末端和均熱段，一 般每個支撐水管一側(cè)設(shè)一個。具體尺寸一般為 464(寬）406，結(jié)構(gòu)為方孔。 2.4.3 爐子結(jié)構(gòu)及其操作參數(shù) 有效爐底面積：21.077.350154.86 blf 鋼壓爐底面積：21.073.32139.06 m llf 爐底利用系數(shù)：139.06/154.860.89 ff 有效爐底強(qiáng)度：80000/154.86517 fgh )(hkg 鋼壓爐底強(qiáng)度：80000

38、/139.06575 fgh )(hkg 2.5 燃料消耗量計算 2.5.1 熱量收入 1. 燃料燃燒的化學(xué)熱量 1 q 假設(shè)高爐煤氣用量為 b 已知高爐煤氣低位發(fā)熱量： s dw q 2831.75 3 /mkj 轉(zhuǎn)爐煤氣的用量為 140 tm3 轉(zhuǎn)爐煤氣低位發(fā)熱量：7051.2 s dw q 2 3 /mkj 燃料燃燒的化學(xué)熱量：140/807051.22831.7512339.6 s dw qbq 1b tkj / 2. 燃料帶入的物理熱量 2 q 1000時煤氣的平均比熱 4222 4222 ( 100 1 chchcoccoccoc chhococo r c ) 22 22 ohcn

39、c ohn (1.358621.81.923515.11.39380.41.27753100 1 2.12610.61.3632571.60242.2） 1.574 mkj/ 3 20時煤氣的平均比熱 4.2.2.2. 4222 ( 100 1 chchcoccoccoc chrehreorecorecore re c ) 2.2. 22 ohcnc ohrenre (1.302121.81.630315.11.30880.41.27892.91.5100 1 6560.6 1.3295571.49242.2） 1.374 mkj/ 3 燃料帶入的物理熱量 b（） 2 q rererr tct

40、c b（1.5741000-1.37420） 1572.6b tkj / 3. 空氣帶入的物理熱量 3 q 空氣系數(shù)取 1.11 濕空氣量0.636 s l0 33 /mm 查手冊得： 1000時空氣的平均比熱：1.3677 k cmkj/ 3 20時空氣的平均比熱：1.0605 ke cmkj/ 3 b（） 3 q s l0 k c k t ke c ke t b1.110.573（1.367710001.060520） 883.4b tkj / 4. 鋼坯帶入的物理熱量 5 q 本設(shè)計為鋼坯冷裝，所以0。 5 q 5. 鋼坯氧化反應(yīng)熱量 6 q 鋼坯燒損率 a g cfb (51) 式中:

41、 氧化鐵皮的平均厚度，m，一般取 1.5。 b f 鋼坯的表面積， c氧化鐵皮的含碳量的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為 75 氧化鐵皮的密度約為 5000 3 /mkg g每個鋼坯的質(zhì)量， 所以 a 801 5000%7510218033003300180180180105 . 1 63 ）（ 0.0171 kgkg / 鋼化反應(yīng)熱5652a 6 q 3 10 56520.0171 3 10 96649.2 tkj / 式中 5652每千克鋼氧化放熱量， kgkj / a 鋼的氧化燒損， kgkg / 6. 收入熱量之和q 2 q q 1 q 3 q 5 q 6 q 2831.751572.6b883.4b09

42、6649.2 108988.85287.75b tkj / 2.5.2 熱量支出 1. 出爐鋼坯帶出的物 理熱量 1 q 查手冊得 1190時鋼坯比熱0.6890 p cmkj/ 3 20時鋼坯的比熱 pe c 0.4488 mkj/ 3 1000（1a） （ pe c e t ） 1 q p c p t 1000（10.0146）（0.689011900.448820） 799094.4 tkj / 2. 煙氣帶出的物理熱量 2 q 由前面計算得 高爐煤氣生成煙氣量： 0.3962 co v 33 /mm 0.0632 ho v 33 /mm 0.0132 o v 33 /mm 1.0682

43、 n v 33 /mm 1.54 n v 33 /mm 查表計算得：1250時煙氣平均比熱：1.6719 y cmkj/ 3 20時煙氣平均比熱：1.3978 ye cmkj/ 3 煙氣帶出的物理熱量： yn cbv ( e t ) 2 q y t ye c b1.54（1.671912501.397920） 1587.67b tkj / 3. 爐體表面散熱量 7 q 加熱段(包括均熱段)爐墻表面溫度： 已知環(huán)境溫度為 20，(1.81.5)(8.6315.247)291， 墻 f 0.23 m， 0.1 m， 耐 s 耐 s 設(shè)耐火澆注料熱面溫度為1160，耐火澆注料與輕質(zhì)澆注料交界處 壁表

44、 t 溫度680，輕質(zhì)澆注料外表溫度80 交 t 外 t 則：耐火澆注料的平均溫度(1160680)/2920 耐均 t 輕質(zhì)澆注料的平均溫度(92080)/2490 輕均 t 那么：5.392 耐 )(hmkj 3.976 輕 )(hmkj 所以：1282195 頂 q 91 014. 0 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 201160 hkj / 驗算假設(shè)砌體平均溫度的正確性： ( 52a) 耐均 t 耐 耐 頂 頂 壁表 s f t 2 q 392 . 5 23 . 0 912 1282195 1160 920 ( 52b) 輕均 t 輕 輕 耐 耐 頂 頂 壁表

45、 ss f t 2 2 q 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 2 912 1282195 1160 380 可見，計算結(jié)果與假設(shè)數(shù)據(jù)相差很小(0.5)，不必再重算。 那么，耐火澆注料與輕質(zhì)澆注料交界處實際溫度： 壁表耐均交 ttt2 29201160680 交輕均外 ttt2 238068080 保溫層溫度在允許使用范圍之內(nèi)（680800） 。 同理可計算出其他部位保溫層溫度都在允許范圍之內(nèi)，爐壁導(dǎo)熱損失，計算結(jié) 果列于表 1 表 1 爐壁導(dǎo)熱損失 爐壁部位爐壁內(nèi)表面積（） 導(dǎo)熱損失（） hkj爐壁外表面溫度（） 加熱段爐頂 1021891383.16101 加熱段爐底

46、 1021891383.1699 加熱段爐墻 921782195.47 90 預(yù)熱段爐頂 531692313.55 80 預(yù)熱段爐墻 471598313.55 75 合 計 2948855588.89 89.2 由表 1 計算結(jié)果可得爐體表面散熱量： 7 q 80 8855588.89 110694.86 tkj / 4. 爐門及孔洞輻射的熱量 8 q 由于爐子的窺視孔等孔很少打開。所以輻射熱量主要時進(jìn)料口和出料口的輻射 熱量。 則： ) 100 273 () 100 273 (67 . 5 6 . 3 60 1 44 e j i t t f g 8 q 13.65.67（80 1 6 10

47、7350450 4 100 2731250 ） 4 100 27320 15.67（ 0.9 6 10 7350450 4 100 273800 ） 4 ) 100 27320 81725.7 tkj / 式中： i f 爐門、孔開啟面積，； j t 爐門及空洞處的溫度，進(jìn)料口溫度取 800，出料口溫度取 1250； 角度系數(shù)； 1 小時內(nèi)開啟門、孔時間，min。 5. 通過爐門及小孔逸氣熱損失 9 q 本加熱爐爐內(nèi)氣體要來壓力為微負(fù)壓，出料爐門面積較小，且 操作爐門很少打開，故逸氣量較少，可忽略。 6. 汽化冷卻的吸熱量 11 q 按照同類設(shè)計取汽化冷卻產(chǎn)生蒸汽量為：，汽包壓力：p0.35

48、htgq/11 mpa，0 w kgkjr/98.2260 查手冊知飽和蒸汽比焓值為： kgkjhq/9 .2734 20時，水的比熱為： )/(183 . 4 kgkjc 汽化冷卻的吸熱量 7 q (53) ) 100 ( 11 wr tch g g q q p q ) 100 098.2260 20183 . 4 9 . 2734( 80 1011 3 363220 tkj / 7. 氧化鐵帶出物理熱 12 q 1100時氧化鐵的比熱 12 c 0.601 mkj/ 3 20時氧化鐵的比熱 0.450 e cmkj/ 3 1000a() 12 q 12 c 12 t e c e t 100

49、00.0171（0.6011100-0.4520） 11150.91 t /kj 8. 其它熱損失 q 其他熱損失按經(jīng)驗公式選取 3 0.03q 0.03(108988.85287.75b) q 3269.66158.63b t /kj 因此： 爐膛熱支出為： 796132.251587.67b110694.86 81725.7 q 36322011150.91 3269.66158.63b 1366193.381746.3b 2.5.3 爐膛熱平衡與燃料消耗量 1. 爐膛熱平衡式 qq 即： 108988.85287.75b1366193.381746.3b 3541.45 b1257204

50、.58 2. 燃料消耗量 由爐膛熱平衡式可得燃料消耗量 b1257204.58/3541.45355 tm3 由燃料消耗量即可得出爐膛熱量的收支，如表 2。 2.5.4 爐膛熱效率 爐膛熱效率 %100 1 q q t %100 5 . 1986140 2 . 796132 40.1 % 爐子熱效率 爐 ，100 1 dw qb q 100 1017610.85 796132.2 78 為了給爐子提高生產(chǎn)率留有余地，在選擇燒嘴數(shù)量及燃燒能力時，爐子實 際燃料消耗量可按計算值的 1.1 倍計算，即：1.1355391 實 bb1 . 1 tm3 表 2 爐膛熱平衡表 收入支出 熱量熱量 符號項目

51、 t /kj % 符號項目 t /kj % 2.6 燃燒裝置的布置 2.6.1 選擇依據(jù) 燃料種類：高爐煤氣，轉(zhuǎn)爐煤氣； 高爐煤氣低位發(fā)熱值：2831.75； 3 mkj 爐子最大燃料消耗量：8039131280 ； max bhm3 爐子最大濕空氣需要量：0.63631280313049； 空 vhm3 煙氣生成量：1.54312802.25414048486 煙 vhm3 高爐煤氣預(yù)熱溫度：1000； 空氣預(yù)熱溫度：1000； 供熱量分配： 上加熱 40，下加熱 60。上下燒嘴的供熱量可以通過手 動閥門適當(dāng)改變。 2.8.2 燒嘴布置 加熱爐爐溫高，爐溫均勻性好，因此燒嘴燃燒火焰要有一定的

52、長度和鋪展 面。初步設(shè)置為每側(cè)下燒嘴數(shù)量取 15 個，上燒嘴數(shù)量為 16 個，總燒嘴數(shù)量為 15216262 個。點火用轉(zhuǎn)爐煤氣燒嘴每側(cè)布置 4 個。 1 q 燃料燃燒的 化學(xué)熱量 1017610.85 51.2 1 q 出爐鋼坯帶出 的物理熱量 796132.2 40.1 2 q 燃料帶入的 物理熱量 558273.0 28.1 2 q 煙氣帶出的 物理熱量 563624.65 28.4 3 q 空氣帶入的 物理熱量 313607.0 15.8 7 q 爐體表面散熱量110694.86 5.6 6 q 鋼坯氧化 反應(yīng)熱量 96649.2 4.9 8 q 爐門、孔洞輻 射散失熱量 81725.

53、74.1 11 q汽化冷卻的吸熱量36322018.3 12 q 氧化鐵帶出物理熱量 11150.90.6 q 其它熱損失59591.743.0 q 熱收入總和1986140.5 100 q 熱支出總和1986140.5 100 燒嘴具體數(shù)量可根據(jù)爐子實際長度 上加熱每個煤氣燒嘴流量：300800.4/(162)376，下加熱每個 hm3 煤氣燒嘴流量：300800.6/(152)602 hm3 上加熱每個空氣燒嘴流量：3130490.4/(162)240，下加 hm3 熱每個空氣燒嘴流量：3130490.6/(152)383 hm3 2.7 砌體設(shè)計 不同類型的加熱爐以及爐體的不同部位，工作

54、條件各不相同。爐體各部位 構(gòu)造的砌筑材料的選用要充分考慮砌體的工作條件（如爐溫、爐氣等） 、加熱爐 尺寸和加熱爐操作工藝等，進(jìn)行正確選擇，從而使加熱爐在生產(chǎn)中能取得高產(chǎn)、 優(yōu)質(zhì)、低消耗、少污染的效果。 加熱爐工作層為澆注料整體澆注，與隔熱磚、硅酸鋁纖維組成負(fù)荷爐襯， 以提高爐體的整體性、嚴(yán)密性和隔熱性。各部位砌筑機(jī)構(gòu)如下： 2.7.1 爐底的砌筑 爐底的工作條件式非常惡劣。它不僅要承受鋼坯的機(jī)械負(fù)荷、碰撞與摩擦 等作用，有時還要受到氧化鐵皮的化學(xué)侵蝕及熔體的滲透等爐底的結(jié)構(gòu)型式和 所用材料，決定于工藝過程和爐內(nèi)的工作溫度及化學(xué)反應(yīng)的性質(zhì)。具體砌筑材 料為： 116高鋁磚（立砌） ； 272耐火

55、粘土磚； 272輕質(zhì)粘土磚（qn0.6） ； 120紅磚 2.7.2 爐墻的澆注 加熱爐的爐墻是垂直的，其中內(nèi)層為耐火材料外層為絕熱材料，外部采用 6的鋼板作為保護(hù)外殼。加護(hù)爐外鋼板的目的除了可使?fàn)t體堅固外，還可以保 證加熱爐的氣密性良好。具體爐側(cè)墻砌筑為：由超低水泥高強(qiáng)澆注料整體澆注。 爐墻上設(shè)置爐門以便裝入和取出被加熱鋼坯以及觀察和調(diào)撥爐料。爐墻上還留 有窺視孔、測量孔以及設(shè)置燃燒裝置等。 20耐火纖維耐火澆注料 230輕質(zhì)澆注料 100 2.7.3 爐頂?shù)钠鲋?爐頂是爐膛組成的薄弱環(huán)節(jié)。爐頂是否牢固可靠，對加熱爐工作有重大影 響。加熱爐跨度大于 4 米，所以采用懸掛頂， 爐頂砌筑為：25

56、0超低水泥高 強(qiáng)澆注料直接澆注70玻璃絲耐火纖維。這種爐頂?shù)膬?yōu)點式使用壽命長，便 于機(jī)械化施工，能適應(yīng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的形狀等。爐頂靠錨固磚將爐頂?shù)鯍煸阡摻Y(jié)構(gòu) 上，吊頂上敷設(shè)大面積加熱層，絕熱密封性能很好。具體爐頂砌筑為： 粘土澆注料 230 耐火纖維氈 30 輕質(zhì)澆注料 80 2.7.4 爐子砌體膨脹縫的留設(shè) 1. 爐墻膨脹縫的留設(shè) 現(xiàn)場澆注粘土質(zhì)和高鋁質(zhì)混凝土，留設(shè)膨脹縫的間距和寬度見表 3 表 3 膨脹縫的間距和寬度 最高工作溫度（）膨脹縫間距（）膨脹縫寬度（） 800150020035 80012001000150056 12001000150068 膨脹縫留設(shè)形式為貫通式膨脹縫。在爐墻搗打時

57、，每隔 12 米，留設(shè)一條 膨脹縫，寬度由表 3 選取，為防止填滿膨脹縫材料吸水而影響爐襯質(zhì)量，常用 塑料波形板，在搗打時放入。 2. 爐底膨脹縫的留設(shè) 砌筑高鋁磚爐底時，每隔 45 塊磚設(shè)一條 23的膨脹縫，并填塞紙板。 3. 爐墻內(nèi)金屬構(gòu)件的膨脹縫 在金屬構(gòu)件周圍，用石棉繩或耐火纖維包裹金屬構(gòu)件， ，使其熱后能自由膨 脹。爐底橫水管必須在管子上包扎 1020的石棉繩或耐火纖維，并在管子下 部多留間隙，以補(bǔ)償爐墻向上膨脹量。 2.7.5 耐火材料溫度計算 已知環(huán)境溫度為 20， (1.81.5)(8.6315.247)291，0.23 m，0.1 m， 墻 f 耐 s 耐 s 2.9000.

58、00271，0.8030.000835 耐 耐 t 輕 輕 t 設(shè)耐火澆注料熱面溫度為1160，耐火澆注料與輕質(zhì)澆注料交界處 壁表 t 溫度680，輕質(zhì)澆注料外表溫度80 交 t 外 t 則：耐火澆注料的平均溫度(1160680)/2920 耐均 t 輕質(zhì)澆注料的平均溫度(92080)/2490 輕均 t 那么：2.9000.002719205.392 耐 )(hmkj 0.8030.0008354903.976 輕 )(hmkj 所以：1282195 頂 q 91 014. 0 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 201160 hkj / 驗算假設(shè)砌體平均溫度的正確性：

59、 ( 71) 耐均 t s f t 2 q 392 . 5 23 . 0 912 1282195 1160 920 ( 72) 輕均 t 輕 輕 耐 耐 頂 頂 壁表 ss f t 2 2 q 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 2 912 1282195 1160 380 可見，計算結(jié)果與假設(shè)數(shù)據(jù)相差很小(0.5)，不必再重算。 那么，耐火澆注料與輕質(zhì)澆注料交界處實際溫度： ( 73) 壁表耐均交 ttt2 29201160680 查手冊可知耐火澆注料的使用溫度為 13001400，輕質(zhì)澆注料使用溫度 為 10001200，計算結(jié)果可見耐火澆注料和輕質(zhì)澆注料溫度都小于其

60、使用溫 度，所以各澆注料厚度可以采用。 同理可計算出爐頂、爐底各保溫層厚度選用合適。 2.8 爐子的鋼結(jié)構(gòu) 加熱爐的鋼結(jié)構(gòu)的主要作用是維持爐體的外部形狀，保持加熱爐砌體的嚴(yán) 密性，承受吊掛爐頂?shù)暮芍丶捌鲶w因熱膨脹產(chǎn)生的熱應(yīng)力，并承受加熱爐砌體 的重量和安裝爐用部件。由于加熱爐鋼架結(jié)構(gòu)的特點式緊靠高溫爐體，有時甚 至受到火焰的直接沖刷，所處環(huán)境溫度較高，工作溫度也常有變化，因此工作 條件較為惡劣。在加熱爐生產(chǎn)過程中很難檢修或更換構(gòu)件，一般只能和爐體本 身的檢修配合進(jìn)行，所以要求金屬結(jié)構(gòu)有較長的使用壽命。 爐墻和端墻采用立柱支撐。側(cè)墻采用 1400和 1100的不等柱距，使用 20 組立柱，立柱采