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毕业设计参 技术设计 2.1 燃料燃烧计算 2.1.1 燃烧计算的目的及内容 燃烧计算包括如下内容： 燃料的低位发热量（ d Q ） ； 单位燃料完全燃烧失的空气需要量( n L )； 单位燃料完全燃烧时的燃烧产物量（ n V ） ； 燃烧产物的成分及其密度（） ； 理论燃烧温度（L t ） 燃烧计算的目的是为加热炉设计提供必要的参数。计算空气需要量的目的 在于合理有效地控制燃烧过程，合理地选择燃烧设备及鼓风机和供风管道系统、 设计燃烧装置提供必要的依据。燃烧产物生成量及其密度的计算是设计烟道、 烟囱系统，选用引风机等必不可少的依据。 由燃烧产物成分的计算可以进行炉气黑度的计算，进而可做传热计算。 理论燃烧温度是计算炉温的重要原始数据之一。在炉子的热量总消耗已知 的情况下，根据燃料的发热量即可求出总的燃料消耗量。 2.1.2 燃烧计算的已知条件 燃烧计算中必需的已知条件如下： 1. 燃料的种类及成分： 燃料种类：高炉煤气和转炉煤气 高炉煤气成分：（） 2 H 4 CH 2 N CO 2 CO 20 20 1.6 0.48 57.92 转炉煤气成分：（） 2 H 4 CH 2 N CO 2 CO 55 6 1.8 0 37.2 2. 燃烧方法及空气消耗系数 n 由于采用蓄热式烧嘴，空气消耗系数取 n1.05 3. 空气、燃料的预热温度。 采用双预热空气煤气都预热到 1000。 2.1.3 燃料燃烧计算步骤 1. 换算燃料成分 对于固体、液体燃料，应先将已知的燃料成分（干燥成分、可燃成分 等）换算成应用成分，才能继续进行以后的一系列计算、 应用成分（）干成分（） 100 100 y W 应用成分（）可燃成分（） 100 100 yy WA 式中：为应用基水分的重量百分数；为应用基灰分的重量百分 y W y A 数。 当气体以干成分给出时，也应将其换算成湿成分。 将气体燃料的干成分换算为湿成分的换算系数 k 为： k100 100 2 s OH 而 100 00124 . 0 1 00124 . 0 2 2 2 干 干 OH OHs g g OH 100m3湿煤气中水蒸气的体积；m3 s OH2 相应温度下 1 m3 干气体中所包含的水蒸气的重量， 干 OH g 2 3 mg 具体数值可由附表查的。 由此可得高炉煤气的湿成分： gs COkCO 22 gs COkCO 100 00124 . 0 1 00124 . 0 2 2 2 干 干 OH OHs g g OH 总计100 由手册可查的 20时每立方米煤气所包含的水蒸气量： 18.98 干 OH g 2 3 mg 则 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 OH 100 30 . 2 100 0.977 高炉煤气的湿成分为： 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 总计100 转炉煤气的湿成分为： 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 总计100 2. 燃料低发热值的计算。 高炉煤气的低发热值可根据其化学成分计算： 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 转炉煤气的低发热值根据其化学成分计算： 127.7 107.6 s dw Q 2 s CO s H2 127.753.74107.61.76 7051.2 3 /mkJ 3 空气消耗系数的确定。 燃烧计算中应合理地选取空气过剩系数 n 。空气消耗系数的选取与燃料的 种类、燃烧方法以及燃烧装置的形式有关，参考如下： 固体燃料：n1.201.50 气体燃料：无焰烧嘴 n1.021.05；有焰烧嘴 n1.101.20 液体燃料：低压烧嘴 n1.101.15；高压烧嘴 n1.201.25 蓄热式烧嘴属有焰烧嘴，取 n1.11 4 单位燃料完全燃烧时空气需要量与燃烧产物量。 高炉煤气的空气需要量及燃烧产物量 理论空气需要量(): 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 实际空气需要量() n L g 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 实际燃烧产物量() 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 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 燃烧产物的成分与密度。 燃烧产物的成分： 2 CO 100 2 n CO V V 0.396/1.54100 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 总计100 燃烧产物的密度()： 1004 .22 28321844 2 2 2 2 NOOHCO 100 4 . 22 53.692884 . 0 3209 . 4 1872.2544 1.419 3 mkg 6 理论燃烧温度 实际燃烧温度 l t s t 1000时空气的平均定压比热 1.4391 k cmkJ/ 3 20时空气的平均定压比热 1.3256 ek c mkJ/ 3 预热空气带入的物理热 n 1000-n20 k Q k c ek c 1.111.43911000-1.111.325620 1567.97 3 /mkJ 1000时煤气的平均定压比热 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时煤气的平均定压比热 er c . 100 1 )( 2.4.2. 2422 NCHCOCOOH NreCHreCOreCOre2OHre ccccc (1.646319.541.299556.591.52702.31.302219.541.27 951.561.58350.47)/100 1.374 mkJ/ 3 高炉煤气带入物理热量 1000-20 r Q r c er c 1.57361000-1.37420 1546.12 3 /mkJ 先假设温度为 2000，可查手册计算得燃烧产物的平均比热 p C 100 1 )( 22222222 NNOOCOCOOHOH VcVcVcVc (1.94494.091.485169.531.57140.842.371525.72) /100 1.735 mkJ/ 3 查得 2000时蒸汽分解度分别为： 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 可得理论燃烧温度： pn frkd l CV QQQQ t 735. 154 . 1 23.31312.154697.156775.2831 2108 与假设温度 2000相比，理论温度高出 108，所以理论燃烧温度再假设为 2050。 当燃烧温度为 2050，可查手册计算得燃烧产物的平均比热 p C 100 1 )( 22222222 NNOOCOCOOHOH VcVcVcVc (1.96334.092.469969.531.57850.842.371525.72) /100 1.7506 mkJ/ 3 由手册查得 2050时蒸汽分解度分别为 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 可得理论燃烧温度： pn frkd l CV QQQQ t 1.750654. 1 40.41812.154697.156775.2831 2050 于假设温度相同，所以理论燃烧温度取 2050。 实际燃烧温度（） s t s t lL t 0.722050 1476 式中： 炉温系数，一般由如下经验数据选取：L 室状加热炉： 0.750.8 L 均热炉： 0.680.73 L 连续加热炉：炉底强度 200300，0.750.8 hmkg 2 L 炉底强度 400600， 0.70.75 hmkg 2 L 热处理炉： 0.650.7 L 本次加热炉炉底强度为 570 所以可取 0.72 hmkg 2 L 2.2 炉膛热交换 炉膛热交换计算的主要目的是确定炉气经炉膛到炉料的总导来辐射系数 C 值，为钢坯加热计算提供必要的数据。工程上应用的计算式都是根据加热炉实 际工况进行假设简化后的理想情况下得出的公式。这些假设条件是：(1)炉气充 满炉膛，且在整个炉膛内的温度是均匀的。炉气对于炉膛和钢坯的辐射线和反 射线在任何方向上的吸收率相等；(2)炉壁和钢坯表面温度都是均匀的；(3)炉气 以对流传热方式传给炉壁的热流在数值上等于炉壁向外的散热。在炉膛辐射热 交换中炉壁只是辐射传热的中间体，既不获得热量也不失去热量，即炉壁的辐 射差额热流等于零。炉壁有效辐射等于炉气、钢坯辐射给它的热量；(4)炉膛看 作是一个封闭体系。 由计算可知加热炉的炉温高于 1000，且炉气为自然流动，所以炉膛热交 换以辐射传热为主。 2.2.1 预确定炉膛主要尺寸 1 炉子的宽度 取决于料坯的排数和长度，可利用下式来进行计算 Bnl（n1）a (21) 式中: B 炉子的内宽，m a 每排料坯之间的间隙，一般去a0.20.3m 对某些小钢坯考虑到脱模后残留尾部的影响，a 值可适当取大些，但不应过大， 否则会造成下部热气体严重上浮，下加热不足影响加热质量。 因炉内为双排料，a 值取 0.25，可得加热炉炉宽 B（n1）a nl 23.300（21）0.25 7.35 m 2 炉膛各段高度 查表，对燃气中型加热炉，取1500，1800 H H 3 炉膛各段长度：设加热段长度为，预热段长度为。 H H 2.2.2 各段平均有效射线行程 炉气平均射线行程 S 决定于炉气容积大小，可按聂夫斯基的近似公式计算： S m (22)F V4 式中：V充满炉气的炉膛体积，m3； F包围炉气的炉膛内表面，； 气体辐射有效系数，一般取0.850.9 。 1. 计算各段充满炉气得炉膛体积， (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. 计算各段包围炉气的炉膛内表面 (24a) LBH2FK) ( (24b) LBH2FK) ( (24c) LBH2FK) ( 由上式可得： (21.57.35)10.35 K F 预 L 预 L (21.57.35)1.035 K F 加 L 加 L (21.57.35)1.035 K F 均 L 均 L 将计算结果分别带入式(2-2)，并取0.9，得： 3.83 加 S 加 加 F V4 9 . 0 预 预 L L 35.10 025.114 9 . 0 m 3.83 预 S 均 S 加 S m 2.2.3 炉气中和分压 2 CO)( 2 汽HO 由燃料计算得： 25.72/1000.2572 大气压2 CO P 4.09/1000.0409 大气压 OH P 2 2.2.4 预确定各段炉气温度 设加热段温度比加热终了时钢坯表面温度高 60，即： 501190601250 加g t 表终 t 设预热段温度950： 预g t 设均热段温度为 1250 2.2.5 各段炉气的黑度 1. 炉气的黑度是指实际气体的辐射能力与同温度下黑体气体辐射能 力的比值。气体中具有辐射能力的充分是 、 (汽)等三原子气体。2 COOH2 所以炉气的黑度是气体黑度与 (汽)黑度 之和，即： g 2 COOH2 OH2 (25) g 2 CO OH2 式中：水蒸气黑度修正系数； 与(汽)共存时炉气黑度的修正系数。 2 COOH2 预热段炉气黑度 由 0.25723.830.985 SP 2 CO大气压 查手册可得：0.21；2 CO 0.04093.830.157 SP OH2大气压 由手册查得1.020.1220.16 OH2 0.115 2572 . 0 0409. 0 0409. 0 22 2 COOH OH PP P 0.29813.831.142，由手册查得：0.045 sp 大气压 所以，预热段炉气黑度： g 2 CO OH2 0.210.160.045 0.325 2. 均热段炉气黑度 由 0.25723.830.985 SPCO 2 大气压 查手册可得：0.185；2 CO 0.04093.830.157 SP OH2大气压 由手册查得1.020.120.124 OH2 0.137 0.25720.0409 0.0409 22 2 COOH OH PP P 0.29813.831.142 sp 大气压 由手册查得：0.044 所以，加热段炉气黑度： g 2 CO OH2 0.1850.1240.044 0.265 2.2.6 各段炉墙和炉顶对钢坯的辐射角度系数 对于平顶加热炉： (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 51.57.32 3.32 0.6377 KM 1.57.352 3.32 0.6377 KM 1.57.352 3.32 2.2.7 按炉气温度计算导来辐射系数 C 的计算式： (27) )1 ()1 ( )1 (1 43.20 ggMgKMg gKMMg gKM C 取钢坯的黑度0.8，由式(27)可得：M 预热段导来辐射系数 )259 . 0 1 (259 . 0 8 . 0)259 . 0 1 (6377. 0259 . 0 )259 . 0 1 (6377 . 0 1 8 . 0259 . 0 43.20 预 gKM C 9.948 )Kh( 4 kJ 加热段导来辐射系数 )312 . 0 1 (312 . 0 8 . 0)312 . 0 1 (6377 . 0 312 . 0 )312 . 0 1 (6377 . 0 1 8 . 0312 . 0 43.20 预 gKM C 8.702 )Kh( 4 kJ 均热段导来辐射系数与加热段辐射导来系数相等： 8.702 预均gKMgKM CC )Kh( 4 kJ 2.3 钢坯加热时间计算 首先将三段连续加热炉用四个界面分成三个区段，即：钢坯入炉处(炉尾) 为 0 界面；预热段终了、加热段开始处为 1 界面；加热段终了、均热段开始处 为 2 界面；均热终了钢坯出炉处为 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。 2.3.1 均热段钢坯加热有关参数 已知钢坯表面温度和最大断面温差，求算均热段炉气温度。 计算依据(由加热工艺给出)： 钢坯表面温度1190 表终 i 钢坯最大断面温差50 终 i 1. 均热段为（第三类边界条件）所以其热传导微分方程式的解为： (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： 炉气温度，； g t 加热终了时钢坯表面温度，； 表 t 加热终了时钢坯中心温度，； 中 t 加热开始时钢坯断面平均温度，。 均 t 若钢坯加热开始时断面温度呈抛物线分布，则钢坯断面平均温度可按 下式求得： 0.7 (33) 均 t 表 t 终 t 已知：1190，50由式(33)可得： 表 t 终 t 11900.7501155 3 t 2. 计算钢坯表面热流 (34) s t q 2 2 终 表 )h(kJ 式中： 钢坯在加热终了时平均温度下的导热系数，； )h(kJm 钢坯在加热终了时的断面温差，； 终 t 2s透热深度，m 。 查表可得钢坯平均温度为 1155时的导热系数 29.353.6105.66 )h(kJm 又已知50，2s0.18m，故由式(3-4)可得： 终 t 11740018 . 0 5066.1052 3 表 q )h(kJ 3. 计算均热段炉气温度 炉气温度可按下式计算： (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 计算结果与假设均热段炉气温度相差很小(125012584)，可以不必 重新设定和计算，故取1258 3g t 4. 钢坯在均热段加热时间： (36) 表 qK is i 式中： s透热深度，m； 钢坯密度， 3 mkg 钢坯在加热过程中热焓增量，； i kgkJ 钢坯形状系数： i K 平板：1 i K 圆柱：2 i K 球体：3 i K 通过钢坯表面热流密度， 表 q)h(kJ 假设均热段开始时钢坯断面温差为 150，则其断面平均温度为 1190-0.71501085 1085时钢坯的比热0.6879 p c )(kJ kg 1155时钢坯的比热0.6904 p c )(kJ kg 钢坯热焓增量0.690411550.6879108561 i kgkJ 1155时钢坯密度为 7497 3 kg m 由式(36)可计算出钢坯在均热段加热时间 0.45 h1174001 61749709 . 0 2.3.2 加热段钢坯加热有关参数 加热段终了钢坯表面温度为 1190，150由式(33)可得 终 t 11900.71501085 3 t 计算钢坯表面热流 查表可得钢坯平均温度为 1085时的导热系数 28.353.6102.06 )h(kJm 又已知加热段150，2s0.18m，故由式(3-5)可得： 终 t 11701009 . 0 15006.1022 2 q )h(kJ 1. 计算加热段炉气温度 由式(33)可得 1248 273 100 2731085 702 . 8 170100 100 4 4 2 g t 计算结果与假设加热段炉气温度相差很小(125012482)，可以不必重 新设定和计算，故取1248 3g t 2 钢坯在加热段加热时间： 加热段开始时钢坯温度 900 断面温差为 100，则其断面平均温度为 900-0.7100830 830时钢坯的比热0.7034 ， p c )(kJ kg 1085时钢坯的比热0.6879 p c )(kJ kg 钢坯热焓增量0.687910850.7034830162.6 i kgkJ 830时钢坯密度为 7618 ，1085时钢坯密度为 7497 3 kg m 3 kg m 所以加热段钢坯平均密度7557.5 3 kg m 由式(36)可计算出钢坯在均热段加热时间 1.06 h1170101 6 . 162 5 . 755709. 0 2.3.3 预热段钢坯加热有关参数 查表可得钢坯平均温度为 830时的导热系数 25.93.693.24 )h(kJm 又已知预热段90，2s0.09m，故由式(3-5)可得： 终 t 18648009 . 0 9024.932 1 q )h(kJ 1. 计算预热段炉气温度 由式(35)得： 953 273 100 273800 948 . 9 58700 100 4 4 1 g t 计算结果与假设加热段炉气温度相差很小(9539503)，可以不必重新 设定和计算，故取953 3g t 2. 钢坯在预热段加热时间： 预热段终了时钢坯温度比加热段开始时低 30即：预热段终了温度为 870 断面温差为 100，则其断面平均温度为 870-0.7100800 钢坯装炉温度为 600 600时钢坯的比热0.5903 p c )(kJ kg 800时钢坯的比热0.6034 ， p c )(kJ kg 钢坯热焓增量0.70348000.5903600209 i kgkJ 800时钢坯密度为 7624 ，600时钢坯密度为 7857 3 kg m 3 kg m 所以加热段钢坯平均密度(76247857)/27740.5 3 kg m 由式(36)可计算出钢坯在均热段加热时间 0.9 h1864801 209 9 . 774009 . 0 总的加热时间 0.91.060.452.41 h 2.4 炉膛基本尺寸的确定 炉膛的基本尺寸主要包括炉膛空间的长、宽、高等尺寸，它是炉体结构设 计的重要数据，它与炉型、炉子产量、技术工艺操作、物料的尺寸、形状及其 在炉内的布置等因素有关，一般根据经验方法计算而定。 2.4.1 炉子的基本尺寸 连续加热炉的基本尺寸包括炉子的内宽和有效长度。 1. 炉长的确定 炉子的长度可分为有效长度和全长。有效长度是指炉内被物料覆盖的长度， 全长是指加热炉两端墙间的砌砖长度。侧出料加热炉，其有效长度为炉尾砌砖 外缘至出料口中心线间的距离；端出料加热炉，其有效长度为炉尾砌砖外缘至 出料端滑坡折点间的距离。 有效长度可按下式确定 (41) b ng G L 式中： 炉子的有效长度, ； L G炉子的生产率，； hkg 加热时间，h； n 炉内料排数； b料坯的宽度， 炉内钢坯平均单重， gkg 已计算出加热时间为 1.97，钢坯平均单重为 h g75000.180.183.3801 kg 由式(41)得： 21662 18041. 2 8012 1080 3 L 预热段长度 8110 41 . 2 9 . 0 21662 LL 加热段长度 9280 41 . 2 06 . 1 21662 LL 均热段长度 4044 41 . 2 45 . 0 21662 LL 由于均热段计算值较小，所以加热段实际长度根据烧嘴布置等具体情 况适当增加。炉子均热段实际长度为： 均热段实际长为 404430667110 炉子有效长度为：81109280711024500 炉子全长 L 为： L（5004000） (42 ) L 本加热炉为侧出料所以尽量取 500，由式(42)可得炉子全长 L2450050025000 2.4.2 炉门数量和尺寸 连续加热炉炉门有进料炉门、出料炉门、操作炉门、窥视炉门、人孔等。 这些炉门的数量和尺寸确定总的原则时：在满足操作要求前提下，炉门数量越 少，开门尺寸越小越好，可减少经炉门的散热损失，提高炉子热效率。主要炉 门确定如下： 1. 进料炉门 炉门宽度：对采用端进料方式，其宽度等于炉膛内宽 B，即等于 7350； B 炉门高度：是指推钢滑道上表面至炉门上沿下表面之间的距离。为防 H 止推钢炉在炉门处发生拱钢事故而撞坏炉门上沿，一般来说，对方坯取 23 倍 钢坯厚度。本设计为推钢式炉，进料炉门高度取 450 H (1802.5450)。 H 2. 出料炉门 由于采用端出料方式，出料炉门与进料炉门尺寸取相同值7350， B 450 H 3. 操作炉门 用作操作之用，如进出返回钢坯，清除氧化铁皮等三段连续加热炉一般设 在均热段和加热段。每侧开设 23 个操作炉门，其结构一般为 60拱顶结构， 炉门开孔尺寸以操作方便为准，通常为 464580(宽)4001030(高)。 本设计设 4 个操作炉门。两侧各 2 个。具体尺寸为 580(宽)1030(高)。 操作炉门坎标高一般同钢坯滑轨标高。 4. 人孔 供操作人员检修炉内设备时进出之用，开设位置通常在加热段。人孔下沿 为车间地平面以上 100150，其结构一般为 180拱顶，尺寸一般为 580(宽) 8001000(高)。 人孔与其它炉门不同，当炉子正常工作时，用耐火砖砌堵封严，只有停炉 检修时才拆开。 5. 扒渣口 扒渣口是为了清除炉底氧化铁皮而设计，开设在加热段末端和均热段，一 般每个支撑水管一侧设一个。具体尺寸一般为 464(宽）406，结构为方孔。 2.4.3 炉子结构及其操作参数 有效炉底面积：21.077.350154.86 BLF 钢压炉底面积：21.073.32139.06 M LLF 炉底利用系数：139.06/154.860.89 FF 有效炉底强度：80000/154.86517 FGH )(hkg 钢压炉底强度：80000/139.06575 FGH )(hkg 2.5 燃料消耗量计算 2.5.1 热量收入 1. 燃料燃烧的化学热量 1 Q 假设高炉煤气用量为 B 已知高炉煤气低位发热量： s dw Q 2831.75 3 /mkJ 转炉煤气的用量为 140 tm3 转炉煤气低位发热量：7051.2 s dw Q 2 3 /mkJ 燃料燃烧的化学热量：140/807051.22831.7512339.6 s dw QBQ 1B tkJ / 2. 燃料带入的物理热量 2 Q 1000时煤气的平均比热 4222 4222 ( 100 1 CHCHCOCCOCCOC CHHOcoco r C ) 22 22 OHCNC OHN (1.358621.81.923515.11.39380.41.27753100 1 2.12610.61.3632571.60242.2） 1.574 mkJ/ 3 20时煤气的平均比热 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 燃料带入的物理热量 B（） 2 Q rererr tCtC B（1.5741000-1.37420） 1572.6B tkJ / 3. 空气带入的物理热量 3 Q 空气系数取 1.11 湿空气量0.636 s L0 33 /mm 查手册得： 1000时空气的平均比热：1.3677 k CmkJ/ 3 20时空气的平均比热：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. 钢坯带入的物理热量 5 Q 本设计为钢坯冷装，所以0。 5 Q 5. 钢坯氧化反应热量 6 Q 钢坯烧损率 a g cFb (51) 式中: 氧化铁皮的平均厚度，m，一般取 1.5。 b F 钢坯的表面积， C氧化铁皮的含碳量的质量分数约为 75 氧化铁皮的密度约为 5000 3 /mkg g每个钢坯的质量， 所以 a 801 5000%7510218033003300180180180105 . 1 63 ）（ 0.0171 kgkg / 钢化反应热5652a 6 Q 3 10 56520.0171 3 10 96649.2 tkJ / 式中 5652每千克钢氧化放热量， kgkJ / a 钢的氧化烧损， kgkg / 6. 收入热量之和Q 2 Q Q 1 Q 3 Q 5 Q 6 Q 2831.751572.6B883.4B096649.2 108988.85287.75B tkJ / 2.5.2 热量支出 1. 出炉钢坯带出的物 理热量 1 Q 查手册得 1190时钢坯比热0.6890 p CmkJ/ 3 20时钢坯的比热 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. 烟气带出的物理热量 2 Q 由前面计算得 高炉煤气生成烟气量： 0.3962 CO V 33 /mm 0.0632 HO V 33 /mm 0.0132 O V 33 /mm 1.0682 N V 33 /mm 1.54 n V 33 /mm 查表计算得：1250时烟气平均比热：1.6719 y cmkJ/ 3 20时烟气平均比热：1.3978 ye cmkJ/ 3 烟气带出的物理热量： yn CBV ( e t ) 2 Q y t ye C B1.54（1.671912501.397920） 1587.67B tkJ / 3. 炉体表面散热量 7 Q 加热段(包括均热段)炉墙表面温度： 已知环境温度为 20，(1.81.5)(8.6315.247)291， 墙 F 0.23 m， 0.1 m， 耐 S 耐 S 设耐火浇注料热面温度为1160，耐火浇注料与轻质浇注料交界处 壁表 t 温度680，轻质浇注料外表温度80 交 t 外 t 则：耐火浇注料的平均温度(1160680)/2920 耐均 t 轻质浇注料的平均温度(92080)/2490 轻均 t 那么：5.392 耐 )(hmkJ 3.976 轻 )(hmkJ 所以：1282195 顶 Q 91 014. 0 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 201160 hkJ / 验算假设砌体平均温度的正确性： ( 52a) 耐均 t 耐 耐 顶 顶 壁表 S F t 2 Q 392 . 5 23 . 0 912 1282195 1160 920 ( 52b) 轻均 t 轻 轻 耐 耐 顶 顶 壁表 SS F t 2 2 Q 976 . 3 1 . 0 392 . 5 23 . 0 2 912 1282195 1160 380 可见，计算结果与假设数据相差很小(0.5)，不必再重算。 那么，耐火浇注料与轻质浇注料交界处实际温度： 壁表耐均交 ttt2 29201160680 交轻均外 ttt2 238068080 保温层温度在允许使用范围之内（680800） 。 同理可计算出其他部位保温层温度都在允许范围之内，炉壁导热损失，计算结 果列于表 1 表 1 炉壁导热损失 炉壁部位炉壁内表面积（） 导热损失（） hkJ炉壁外表面温度（） 加热段炉顶 1021891383.16101 加热段炉底 1021891383.1699 加热段炉墙 921782195.47 90 预热段炉顶 531692313.55 80 预热段炉墙 471598313.55 75 合 计 2948855588.89 89.2 由表 1 计算结果可得炉体表面散热量： 7 Q 80 8855588.89 110694.86 tkJ / 4. 炉门及孔洞辐射的热量 8 Q 由于炉子的窥视孔等孔很少打开。所以辐射热量主要时进料口和出料口的辐射 热量。 则： ) 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 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 炉门、孔开启面积，； j t 炉门及空洞处的温度，进料口温度取 800，出料口温度取 1250； 角度系数； 1 小时内开启门、孔时间，min。 5. 通过炉门及小孔逸气热损失 9 Q 本加热炉炉内气体要来压力为微负压，出料炉门面积较小，且 操作炉门很少打开，故逸气量较少，可忽略。 6. 汽化冷却的吸热量 11 Q 按照同类设计取汽化冷却产生蒸汽量为：，汽包压力：P0.35 htGq/11 MPa，0 W kgkJr/98.2260 查手册知饱和蒸汽比焓值为： kgkJhq/9 .2734 20时，水的比热为： )/(183 . 4 “ kgkJC 汽化冷却的吸热量 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. 氧化铁带出物理热 12 Q 1100时氧化铁的比热 12 C 0.601 mkJ/ 3 20时氧化铁的比热 0.450 e CmkJ/ 3 1000a() 12 Q 12 C 12 t e C e t 10000.0171（0.6011100-0.4520） 11150.91 t /kJ 8. 其它热损失 Q 其他热损失按经验公式选取 3 0.03Q 0.03(108988.85287.75B) Q 3269.66158.63B t /kJ 因此： 炉膛热支出为： 796132.251587.67B110694.86 81725.7 Q 36322011150.91 3269.66158.63B 1366193.381746.3B 2.5.3 炉膛热平衡与燃料消耗量 1. 炉膛热平衡式 QQ 即： 108988.85287.75B1366193.381746.3B 3541.45 B1257204.58 2. 燃料消耗量 由炉膛热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炉膛热量的收支，如表 2。 2.5.4 炉膛热效率 炉膛热效率 %100 1 Q Q t %100 5 . 1986140 2 . 796132 40.1 % 炉子热效率 炉 ，100 1 dw QB Q 100 1017610.85 796132.2 78 为了给炉子提高生产率留有余地，在选择烧嘴数量及燃烧能力时，炉子实 际燃料消耗量可按计算值的 1.1 倍计算，即：1.1355391 实 BB1 . 1 tm3 表 2 炉膛热平衡表 收入支出 热量热量 符号项目 t /kJ % 符号项目 t /kJ % 2.6 燃烧装置的布置 2.6.1 选择依据 燃料种类：高炉煤气，转炉煤气； 高炉煤气低位发热值：2831.75； 3 mkJ 炉子最大燃料消耗量：8039131280 ； max Bhm3 炉子最大湿空气需要量：0.63631280313049； 空 Vhm3 烟气生成量：1.54312802.25414048486 烟 Vhm3 高炉煤气预热温度：1000； 空气预热温度：1000； 供热量分配： 上加热 40，下加热 60。上下烧嘴的