终稿步进梁式连续加热炉的设计计算与三维制图毕业论文.doc

步进梁式连续加热炉的设计计算与三维绘图摘 要始于2008年底的世界经济危机对钢铁行业造成了极为严重的冲击，所以降低钢铁生产成本是钢铁行业重新振作的必要条件，其中节约生产能源是节约成本最为关键的一步。现代轧钢技术以连续化、大型化、自动化为发展方向。本文已鞍钢三炼钢连轧厂2150ASP生产线步进梁式连续加热炉为背景，叙述了步进梁式加热炉在国内外的研究现状及发展趋势，接着参考该厂的生产工艺参数，进行了一座小时产量为200吨的步进梁式加热炉的设计计算,并应用Solidworks2006软件进行三维绘图。最后从节能环保的审视角度对所设计的加热炉进行了经济运行与环保的综合分析。关键词：步进梁式加热炉；设计计算；三维；综合分析Walking beam furnace for the design of computing and 3D engineering drawingsAbstractThe economic crisis by the end of 2008 impacts the worldiron and steel industry seriously,so reducing the cost of steel production is a necessary condition for rebounding iron and steel industry .Of course, saving the production of energy is the most crucial step for production cost savings.Modern rolling technology keep the principle of continuous,large-scale, automation. Based on the 2150ASP product line walking-beam continuous heating furnace of the Third Steel-Making Rolling factory in Anshan Iron and Steel Company, the article describes the research and development trend on walking-beam continuous heating furnace inside and outside the country, then takes this factorys productive technical parameter as reference,calculated and designed a walking-beam continuous heating furnace with output of 200 tons per hour.And then 3D draw it with Solid Works 2006.At last,made a energy analysis,a environmental analysis and a economic operation analysis of the furnace. Finally, energy saving and environmental protection of the stove are analyzed.Keywords: Walking beam furnace； Design and calculation；3D ；Comprehensive analysis主要符号说明符号 物理意义 符号 物理意义A、a面积 空气代入的物理热燃料的平均定压比热 金属氧化反应放热空气的平均定压比热 加热金属的有效热炉气的平均定压比热 烟气带走热量 炉底面积 辐射层厚度 炉门面积 空气温度 炉子砌体内表面积 金属加热终了时的表面温度 炉顶面积 燃料的温度炉墙面积 金属加热开始时的表面温度炉子生产率 炉气的温度每米高度的几何压头差 金属表面温度P 压力 理论燃烧温度平均热流密度 烟气换热系数氧化铁皮带走的热量 燃料的密度分解热 运动粘度加热段向预热段辐射的热量 黑度S 长度 x、y 、z 换热器管子排列数 目 录摘 要IAbstractII主要符号说明III目 录IV1 绪 论11.1工业炉的发展11.2步进梁式加热炉相对于推钢式加热炉的优势21.3本文的主要工作21.3.1主要内容21.3.2 步进梁式连续加热炉的设计依据32 步进梁式连续加热炉的设计42.1燃料燃烧计算42.2炉膛热交换计算72.3金属加热计算112.4确定炉子尺寸202.5 炉子热平衡计算222.6换热器计算312.7排烟系统流体力学计算442.8供风系统流体力学计算512.9烧嘴计算与标准设备选择573 步进梁式连续加热炉的三维设计643.1 SolidWorks概述643.2三维图绘制效果654 炉窑综合分析684.1炉窑的经济运行分析684.2炉窑的节能、环保分析724.2.1节能分析724.2.2炉窑的环保分析745 总 结75致 谢77参考文献781 绪 论1.1工业炉的发展步进式加热炉是靠专用步进机构使钢坯在炉内移动的一种机械化炉子。按其步进机构不同又分为步进梁式、步进底式、步进粱底组合式三种炉型。其工作原理是依靠油缸的推力。步进梁底作上升、前 进、下降、后退周期循环，将装人炉内加热的钢坯一步一步地向出料端运送。反之，它又能作前进、上升、后退、下降逆循环，将炉内钢坯一块一块地从进料端退出。 由于步进粱式加热炉具有加热速度快，生产能力大、温度均匀、烧损少、加热质量好，特别是操作灵活，可步进送钢、步进退钢和踏步等控制，易于排空炉料。使钢料退出和更换钢种的优点。因此步进粱式加热炉就成为目前热轧带钢厂加热钢坯而普遍采用较为先进的一种炉型。上下加热的步进式加热炉是美国 “表面燃烧”公司首创的。第一批炉子于六十年代中期投产，在美国和日本运行很正常，后来成为日本和欧洲新建热轧带钢厂加热炉的主要炉型。七十年代，我国从日本引进的武钢 1700热轧带钢设备时有3座步进梁式加热炉。八十年代宝钢 2050轧机 从法国“斯坦困”公司引进3座现代化步进梁式加热炉型。而后我国在引进、消化、移植的同时，结合我国的国情按这种炉型设计出我国的步进梁式加热炉，填补了国内设计空白。 当前 日本“中外炉”公司及法国“斯坦因”公司所设计建造的步进式加热炉均属世界一流。“中外炉”公司至今共设计114座步进式加热炉 。我国北京钢铁设计研究总院、重庆钢铁设计研究院等单位结合我国轧钢生产与加热技术的实际，并有所发展、创新和突破，使我国加热炉的技术装备整体水平和国际水平接轨，在轧钢工艺技术和技术装备上达到世界先进水平。 七十年代以来，我国钢铁、机械等企业扩建、改造时先后设计建设不同类型步进式加热炉。鞍钢从八十年代后期至九十年代初，先后在小型厂、焊管厂、宽厚板厂建有数座步进底式和步进粱式加热炉。近年，鞍钢半连轧总体技术改造，1780热轧带钢工程。配合轧机生产能力建设技术装备水平高的上下供热板坯步进粱式加热炉，1700热轧工程建两座步进粱式加热炉。由北京风凰工业炉有限公司设计，并以总承包方式承建施工。他们设计和建造的步进梁式加热炉。无论是炉体结构、炉衬结构、设备技术装备水平、控制水平 ，还是产品加热质量和能耗指标。均属世界先进水平，国内领先水平。1.2步进梁式加热炉相对于推钢式加热炉的优势20世纪初到60年代初期，世界各国轧钢厂加热炉发展的主流是推钢炉。到20世纪60年代中后期，世界钢铁工业有了更大的发展，日本尤为突出。世界各国年产量百万吨的热轧带钢厂、厚板厂不断兴建，这些工厂对加热炉要求进一步大型化，对加热质量（加热件的温度均匀性和表面质量）提出了更为严格的要求。为满足这些要求，继续从发展推钢炉方向上寻找出路、技术上受到多方面的限制，到60年代后半期开始，世界上一些先进工业国家的工业炉设计研究单位和厂商，加强了对工业炉的开发研究工作，并很快取得了成果。美国的米德兰德洛斯公司色非分公司首创了上下供热的现代步进式加热炉。而后，日本中外炉公司建造的一座同类型步进炉于1967年5月，在日本新日铁名古屋厂配热轧带钢轧机投入生产。1968年9月，欧洲第一座现代步进炉在比利时科克里尔钢铁公司投入使用。1971年一年之中，日本国内建成的加热能力为300t/h以上的步进炉将近10座。到此，步进炉的下列优越性被公认。 1.炉子的生产能力不受推料长度、钢坯厚度的限制，为建造加热能力300t/h，400t/h甚至更高产量的炉子创造了条件。2.钢坯在步进炉内产生的水管黑印比推钢炉减轻。3.步进炉是间隔装料，间隔出料，钢坯之间有间隔，在炉内高温条件下不会粘结，底面不会因摩擦而产生划痕，也不会因出炉撞辊道挡板而碰伤。这就保证了钢坯加热的表面质量。4.不同钢号，不同尺寸的钢坯允许在炉内混装，容易更换被加热的钢坯品种。5.可以准确的控制料坯的位置，便于实现自动化操作。1.3本文的主要工作1.3.1主要内容本文已鞍钢三炼钢连轧厂2150ASP生产线步进梁式连续加热炉为背景，叙述了步进梁式加热炉在国内外的研究现状及发展趋势，接着参考该厂的生产工艺参数，进行了一座小时产量为200吨的步进梁式加热炉的设计计算,并应用Solidworks2006软件进行三维绘图。最终对炉窑进行环保，节能及经济分析。1.3.2 步进梁式连续加热炉的设计依据1.炉子生产率G200 t/h2.被加热金属钢种：低碳钢3.料坯尺寸：150130012000 mm4.金属加热参数 金属加热开始时的表面温度ts750 金属加热终了时的表面温度tA1280 金属加热终了时的断面温差t30 5.燃料 种类：焦炉煤气和高炉煤气组成的混合煤气 低为发热量：Qlow7500 kJ/Nm3高炉煤气与焦炉煤气成份见表2.1。表2.1 高炉煤气与焦炉煤气成份表（%）成份COCO2H2CH4C2H4O2N2高炉煤气27.212.32.50.357.7焦炉煤气6.52.057.025.22.00.86.56.空气预热温度tair400 7.炉尾烟气温度tsm850 8.煤气温度tAuel200 2 步进梁式连续加热炉的设计2.1燃料燃烧计算1. 将煤气的干成份换算为湿成分（1）20时1 Nm3煤气中的含水量 g/m3（2）100Nm3湿煤气中的水蒸汽含量 （2-1）（3）求换算系数（4）求湿煤气的成份 100Nm3湿煤气中各组成气体的体积为： （2-2）其余类推列入表2.2.表2.2 高炉煤气与焦炉煤气成份表（%）成份COCO2H2CH4C2H4O2N2H2O高炉煤气26.5812.022.440.2956.382.29焦炉煤气6.351.9555.6924.621.950.786.372.292. 煤气发热值 （2-3）高炉煤气：焦炉煤气：3. 混合煤气成份（1）设高炉煤气在混合煤气中的含量X,则 ，解得X=0.71（2）焦炉煤气在混合煤气中的含量 （3）混合煤气成份 100Nm3的混合煤气CO的体积： 表2.3 高焦炉混合煤气成份表（%）成份COCO2H2CH4C2H4O2N2H2O含量21.699.0517.757.350.570.2241.082.294. 煤气密度 （2-4） 5. 空气需要量理论空气需要量： （2-5）实际空气需要量： 取空气过剩系数n=1.1且不考虑空气中水分时实际空气需要量为6. 燃烧产物生成量及成分（1）每Nm3的煤气完全燃烧产物中各种成分体积为 (2)燃烧产物生成量 (3)燃烧产物的百分含量7. 燃烧产物密度8. 燃烧产物中空气含量9. 理论燃烧温度 （2-6）设理论燃烧温度,由资料2得忽略不计查资料2得 kJ/(Nm3) 2.2炉膛热交换计算 炉膛热交换计算的目的是为了确定炉气在经过炉墙到金属表面的总的导来辐射系数；求气层厚度及角度系数，一般只计算上部炉膛的导来辐射系数。当下部炉膛尺寸与上部炉膛相差较大时，可取其平均值，而不必上下计算。其计算过程如下：1. 确定炉膛有关尺寸（1） 炉膛宽度：B=l+2a=12000+2400=12800 mm其中l为加热坯料最长时的长度，a为坯料端头与侧墙之间的距离，因坯料较长，所以a在0.4m0.5m间取值。因炉底较长，考虑到坯料在运行中的跑偏量，炉膛宽度应适当的加大，在此取炉膛宽度为：B12.94m（2） 炉膛高度：预热段 =900mm =0.9 m =2000mm=2.0 m 加热段 =1450mm =1.45 m =2800mm=2.8 m 均热段 =1450mm =1.45 m =2800mm=2.8 m（3） 炉膛内表面积A=2（H+B）L设预热段长度L1，加热段L2，均热段L3预热段： A1=2()L1=2(1.45+12.94)L1=28.78L1 加热段： A2=2（）=2(2.125+12.94)L2=30.13L2均热段： A3=2()= 2(2.125+12.94)L3=30.13L3 (4) 炉膛被炉气充满体积预热段：V1=BL1=1.4512.94L1=18.763L1 加热段：V2=BL2=2.12512.94L2=27.498L2 均热段：V3=BL3=2.12512.94L3=27.498L3 2. 求炉气黑度炉气黑度应根据CO2及H2O的黑度确定： （2-7）炉气黑度与炉气温度tg、CO2及H2O的分压力PCO2 、PH2O，有效射线长度SA有关（1） 求平均有效射线长度预热段：加热段：均热段：（2） 辐射气体分压与平均射线长度之积 由燃烧计算可得：PCO2=0.145 atm PH2O=0.134 atm所求之积：预热段：PCO2S1=0.1452.35=0.341 m atm PH2OS1=0.1342.35=0.315 m atm加热段：PCO2S2=0.1453.28=0.476 m atm PH2OS2=0.1343.28=0.440 m atm均热段：PCO2S3=0.1453.28=0.476 m atm PH2OS3=0.1343.288=0.440 m atm（3） 炉气温度 设加热段炉气温度比金属加热终了时的表面温度高100，则 tsm2=1280+100=1380 设均热段炉气温度比金属加热终了时的表面温度高30，则 tsm3=1280+30=1310 烟气出炉温度按设计依据 ，各段炉气平均温度： 加热段：tsm2 =1380 预热段：tsm1=（tsm2+ ）/2=（1380+850）/2=1115 均热段：tsm3=1280+30=1310 （4） 求炉气黑度按各段炉气的平均温度和辐射气体分压与有效射线长度之积，由资料3查得各段炉气黑度如下：预热段：CO2=0.145 H2O=0.18 =1.08 H2O=H2O =1.080.18=0.194 sm1=CO2+H2O=0.145+0.194=0.339加热段：CO2=0.136 H2O=0.175 =1.07 H2O=H2O=1.070.175=0.187 sm2=CO2+H2O=0.136+0.187=0.323均热段：CO2=0.145 H2O=0.18 =1.07 H2O=H2O=1.070.18=0.193 sm3=CO2+H2O=0.145+0.193=0.3383. 炉壁对金属的角度系数计算公式由资料4： 预热段： 加热段： 均热段： 4. 求导来辐射系数计算公式由资料4：在坯料之间留有间隙时，综合辐射系数 （2-8）式中：角度系数 sm炉气黑度 m金属的黑度，一般取m0.8预热段： kJ/(m2hK4)加热段: kJ/(m2hK4)均热段： kJ/(m2hK4)平均值: kJ/(m2hK4)2.3金属加热计算本计算的目的在于求出金属在三段连续加热炉内各个区段的加热时间，从而最终确定炉子及炉子有效长度。该设计计算中，拟用“平均热流法”按“第二类边界条件”计算加热部分金属的加热时间，（第二类边界条件是指规定了边界上的热流密度值保持恒定值，即qw=常数）；金属在均热床上的加热时间，则按不对称加热的“第三类边界条件”计算之（第三类边界条件是指规定了边界上物体与周围流体的表面传热系数h及周围流体的温度tAl，即tAl为定值）。步进梁式连续加热炉长度方向截面图见图2.2。图2.2 步进梁式连续加热炉长度方向截面图1. 均热段末（界面3）处的各有关参数（1）炉气向金属表面的热流q3 由设计依据：金属表面温度tsu3=1280 断面温差t3=30 金属平均温度 金属中心温度 对于普通低碳钢取钢20，查资料2当t3=1260时， kJ/(mh)于是 kJ/(m2h) （2-9）（2）推算均热段炉气温度tsm3=100 （2-10） 100 1328 与第二部分假设的 tsm3=1310相差不大，认为有效，故不用重新计算。2. 加热段末均热段开始处的各有关参数（界面2）1) 炉气向金属表面的热流q2由资料5，可得： （2-11）其中tsm2=1380，并由炉膛热交换计算求得C2=1.51kcal/(m2hK4)，故只需求得tsu2即可求得q2（1）求tsu2由资料3P315P316可得： （2-12）由资料3P316图8-61知，要想求得，则必须先求出傅立叶准数（Ao）3和毕欧准数（Bi）3 其中：（Ao）3= （Bi）3= 傅立叶准数Ao：非稳态过程的无量纲时间表征过程进行深度。毕欧准数Bi：固体内部导热热值与其界面上换热热阻之比。当tsu3=1280 时，由资料3表3-10，可查a3=0.021 m2/h均热床长度根据经验取L3=6800 mm =6.8 m由资料6P5可得： Ln=Gb/ngk3其中：G炉子产量b料坯宽度 n料坯排数，n=1 g料坯单重 k3填充系数 k3=0.980.429 h于是（Ao）3=1.61又因为)所以（Bi）3=0.625 由（Ao）3 1.61 ，（Bi）30.625可查资料3P316图8-61可得： 将其代入求tsu2的公式中得 1272 （2）求热流q2（加热段终了处） kJ/(m2h) 2）金属断面温差 设金属平均温度t2=1180，对钢20，2106.2 kJ/(mh)39 3）金属平均温度t2及其中心温度tc2 与前面假设相差不大，故不需重新计算。 4）均热段的热含增量i3 查资料3P54表3-7由t31260，可得i3=863.76 kJ/kg由t21246，可得i2=854.09 kJ/kg因此i3= i3 -i2=206.64-204.33=9.67 kJ/kg3. 预热段终了加热段开始处各有关参数（界面1）1）加热段炉子的燃料利用系数 （2-13）湿燃料的低发热量为7500 kJ/Nm3 =977.6+276.6 =1254.2 kJ/ Nm3 因为tsm2=1380, VL =6.3% 查资料7P45图5-4知 ism2=5254.18=2194.5 kJ/ Nm3所以Qsm= VN ism2 =2.692194.5=5903.2 kJ/ Nm3 为加热段向预热段辐射的热量 =100000130000 kcal/(h) A为加热段与预热段交界处炉膛断面积 A=B(2H1-2)=12.94（21.45-20.075）=35.59 所以=12000035.594.18=17851944 kJ/h BQlow为炉子热负荷 BQlow=Gb 按经验取单位热耗b=305 kcal/kg BQlow=Gb=2000003054.18=254980000kJ/kg 所以2） 炉子总燃料利用系数查资料1P3知 （2-14） 出炉烟气带走的热量。由tsm=850 查资料7P45图5-4知ism=3004.18=1254 kJ/kg =Vnism=2.691254=3373.3 kJ/ Nm3所以=（7500+1254.2-3373.3）/7500=71.7%3）炉膛燃料利用系数 （2-15）4）热焓的增量 =（1-/）为金属在加热过程中总的热焓增量=i3-i0=206.64-120.0=86.64 kcal/kg=86.64(1-0.31/0.717)4.18=205.7 kJ/kgi0为坯料750 时的热含量5) 金属的平均温度t1及表面温度tsu1i1=+ i0=205.7+120.04.18=707.3 kJ/kg查资料3P54表3-7，得t1=1023 此时=23.94.18=99.9 kJ/(m2h)t1=q1/2tsu1= t1+2t1/36）求金属表面的热流q1用渐近法求解，得 q1=221572 kJ/(m2h) 7）金属断面温差t1及中心温度tc1平均温度t1 4. 预热段开始处各有关参数（界面0）t0=tsu0=tc0=750 t0=0 金属表面热流 kcal/(m2h) = 29601 kJ/(m2h) 5. 各段平均温度及加热时间1）预热段 平均热流= 29601+ 221572=157582 当 查资料3表3-2可得A=7604 kg/m3 由资料2P46可得公式： h 其中对于板坯K1=1 2）加热段 由资料2P46可得公式： 其中：导出辐射系数对数平均炉温=坯料表面平均温度=金属黑度，一般取0.8；代入数值的=2.42 =1544 K, =1502 K所以q= =69957 当t=(t1+t2)/2=(1023+1246)/2=1135 查资料3表3-2可得A=7460kg/m3 h 其中对于板坯K1=1其中=145.1 kJ/kg3）均热段 =0.429 h 6. 总的加热时间及相对加热时间 h min/cm绘制加热曲线按金属加热计算结果绘制金属在三段连续加热炉中的加热曲线 图2.3 三段连续加热炉中的加热曲线2.4确定炉子尺寸1. 炉子长度计算（1）炉子有效长度 由资料6P5可得： m （2-16）（2）均热段长度 （3）加热段长度 m（4）预热段长度L1=L0-L3-L2=32.6-6.8-16.15=9.3 m（5）炉子总长度 L=L0+2A按经验取A=2800 mmA为炉子装出料辊道中心线与炉子砌砖线的距离：2800 m所以L=L0+2A32600+560038200mm=38.2 m（6）有效炉底强度 kg/(m2h)2. 炉门及炉门升降机构炉子上配备有下列炉门：装料炉门：系左右两套带水冷框的焊接件炉门及炉门框，左右炉门各自带有一套电动炉门升降机构。炉门的开、关由行程控制器检测与控制。出料炉门：炉门为带水冷框架的钢结构焊接件，左右炉门各自带有一套电动炉门升降机构，炉门的开、关由行程控制器检测与控制。检修炉门：在炉子两侧位于均热段和加热段的炉底处各设两个，共为8个检修门，其尺寸为580mm1105mm，供检修时出入炉内和运送材料，平时用砖砌死，以减少散热。3. 炉子各段材质与砌砖尺寸如表2.4.表2.4 炉子各段材质与砌砖尺寸不同部位材质尺寸（mm）预热段炉顶粘土可塑料（RSL-45）230轻质隔热保温浇注料（YLC-80）70炉墙粘土耐火浇注料（QA-40）314硅酸铝纤维绝热板60硅酸铝纤维毡60加热段炉顶粘土可塑料（RSL-60）230轻质隔热保温浇注料（YLC-80）70炉墙高铝耐火浇注料（QA-60）314硅酸铝纤维绝热板60硅酸铝纤维毡60均热段炉顶粘土可塑料（RSL-60）230轻质隔热保温浇注料（YLC-80）70炉墙高铝耐火浇注料（QA-60）314硅酸铝纤维绝热板60硅酸铝纤维毡602.5 炉子热平衡计算1. 热收入项计算(1) 燃料燃烧得的化学热 BkJ/h式中：B燃料总消耗量Nm3/h(2) 预热空气带入的物理热 BkJ/h 式中： Nm3/h 当 时， kJ/Nm3(3) 金属氧化反应放热 式中：56431kg铁氧化放出的热量kJ/kg 金属在炉内的烧损率，一般0.010.03，在此取0.01 钢坯装炉量 kJ kJ/h2. 热支出项计算(1) 加热金属的有效热 kJ/h(2) 烟气带走热量 BkJ/h(3) 经炉体传导的热损失1）求 （2-17） 式中：Tsu金属表面的平均温度 K Tsm-炉气的平均温度 K 与炉气黑度，金属黑度，角度系数有关的参数 式中：sm炉气黑度 m金属表面黑度，一般取m=0.8 -炉壁对金属的角度系数 预热段：Tsu11115+2731388 K K sm1=0.339 将数据代入公式中： 加热段：Tsm21380+2731653 K K sm2=0.323 将数据代入公式中： 均热段：Tsm31328+2731601 K K 将数据代入公式中： 2）炉体的散热损失 式中：炉子砌体的散热损失 kJ/h 炉子砌体内表面温度 外界空气温度 砌体散热面积 m2 砌体厚度 m 砌体的平均温度导热系数 W/（mk） 炉子砌体单位面积散热损失 下面将按炉体的不同部为进行计算：预热段 A、炉顶 计算参数： 10.23 m 2=0.07 m m2 W/（mk） W/（mk） 代入公式得： 所以 kJ/hB、炉墙 计算参数： 10.314 m 2=0.06 m 30.06 m m2 W/（mk） W/（mk） W/（mk） kJ/h其它各部为用同样的方法计算，经计算结果如下：加热段A.炉顶 kJ/h B.炉墙 kJ/h均热段 A.炉顶 kJ/h B.炉墙 kJ/h考虑到经炉底向外散热等未计算的热损失，将所计算的结果增大20所以 kJ/h(4)炉门的热损失为了减少炉门的热损失，在一般情况下炉门都用耐火粘土砖封死。其厚度取130mm=0.13 m1)传导热损失加热段有检修炉门4个 m2取 所以 W/(mK) kJ/h均热段有检修炉门4个 取 W/(m) 于是经炉门传导的热损失为预热段有检修炉门4个 m2取所以 W/(mK) kJ/h kJ/h2）辐射热损失 由资料2P114 得： kJ/h式中：C0黑度辐射系数 C0=5.675W/（m2K4） T炉气温度 K A炉门开启面积 m2 遮蔽系数 均热段2个出料炉门经常开，则按开启度为50，则A92509 m2 T=1328+273=1601K代入公式中可得： kJ/h预热段2个出料炉门经常开，则T=1115+273=1388 K代入公式中可得： kJ/h于是辐射热损失： kJ/h 3) 经炉门的总热损失为： kJ/h(5) 冷却水带走的热量炉子设有七根步进梁（水封槽横向连通），八根固定梁。纵向支承梁用厚壁无缝钢管制作，由于采用大间距立柱，纵向支承梁采用双水管结构。支承梁立柱是用无缝钢管制作的双层套管。这里计算的是纵向支承梁和支承梁立柱汽化冷却时冷却水带走的热量。为了节约燃料和改善炉内的热工过程，按设计方案要求，纵向支承梁全部采用双层绝热包扎，有耐火纤维和浇注料组成。可降低热损失30%以上，在热平衡计算中将按30%进行计算。 （2-18）其中C=4.2 kJ/(kg) =426 m3/h 冷却水压力为0.4Mp0.5Mp，所以取其温度为150 汽包蒸汽温度为194 密度取温度为 时，水的密度与温度的关系见附录A 894.2 kg/m3所以=894.24.2426(194-150)(1-0.3)=4.928107 kJ/h(6) 氧化铁皮带走的热损失 （2-19） 式中：取氧化率为 0.01 装炉量=202020 kg 氧化铁皮比热c=1.254 kJ/kg 加热钢氧化成铁皮m=1.38 kg/kg 代入上式可得 (7) 确定燃料消耗量列出炉膛热平衡方程式：将各项计算结果代入上式中可得则可求得 Nm3/h按以上计算结果编制炉膛热平衡表如下：表2.4 炉膛热平衡热收入项107kJ/h %热支出项107kJ/h % 17.717 83.5 7.2434.1 2.358 11.1 7.96937.5 1.14 5.4 0.3091.4 0.5832.7 4.92823.5 0.1850.8 合计 21.214 10021.214100(8) 炉子的热工特性常数 由资料8得1）炉子的热效率： （2-20）2）单位热耗： kJ/kg （2-21）为给炉子生产率的进一步提高留有余地以及考虑各种额外的热损失，上述燃料消耗量宜再予增加 25%，则B=236241.25=29530 Nm3/h，此燃料消耗量即可作为有关设备能力的计算依据，此时空气需要量和烟气量分别为：BLn295301.88=55516 Nm3/hBVn371942.69=79435 Nm3/h2.6换热器计算1. 烟气温度 2. 烟气量 Nm3/h3. 空气进换热器温度=20 空气出换热器温度=400 煤气进换热器温度=20 煤气出换热器温度=200 4. 预热空气量55516 Nm3/h 预热煤气量23624 Nm3/h设计方案：空气换热器采用带插入件金属管状换热器，在其烟气入口侧设有保护管组。煤气换热器采用金属管状换热器。由于提高了空气预热温度，为了降低预热器管组的最高管壁温度，空气预热器采用带顺流的保护管组。预热器管组的材质在低温段采用渗铝钢管，高温段管组采用渗铝的1Cr18Ni9不锈钢管。煤气预热器的管组采用耐低温腐蚀的低合金钢管并进行渗铝。(1) 预热空气所需热量由资料2P247式（7-6）可得 （2-22） 式中：预热空气量Nm3/h 、预热器空气出口及入口温度 、空气出口及入口温度下空气的平均比热容 kJ/（Nm3） kJ/h 由资料7P268表7 可得其中： kJ/(m3) kJ/(m3)(2) 出预热器烟气温度 （2-23）式中：烟气量 Nm3/h进预热器烟气温度 、烟气出口及入口温度下烟气的平均比热容 kJ/（Nm3） m预热器热损失系数，m=1.051.1. 设=600 与假设相差不大，认为有效。故=576 (3) 求对数平均温差 采用错、逆流方案： 查图2-28c,得 （2-24）(4) 烟气侧传热系数 管子外经d1=70 mm,管子内径d2=64 mm,错列管束，管子间距S1=100 mm, S2=90 mm,烟气流速W=5 Nm/s。1）求雷诺准数R