唐山津西钢铁厂80t／h蓄热式加热炉毕业设计

唐山津西钢铁厂80t/h蓄热式加热炉毕业设计 1 1 2 41.加热炉的初步设计 52.燃料的选择 5 5 52.3.气体燃料 63.炉型的选择 63.1.炉子类型 63.2.钢坯在炉内的放置及加热方式 73.3.钢坯的装炉、出炉方式 74..燃烧装置的形式及其安放位置的确定 75.蓄热装置的形式及其安放位置的确定 6.炉子供风及排烟系统的选择 96.1.鼓风机 96.2.排烟方式 96.3.换向系统 7.汽化冷却系统 8.炉子方案示意图 19.燃料燃烧计算 19.1.燃烧计算的目的及内容 1 9.3.燃料燃烧计算步骤 10.炉膛热交换 10.1.预确定炉膛主要尺寸 10.2.各段平均有效射线行程 21 210.5.各段炉气的黑度 2210.6.各段炉墙和炉顶对钢坯的辐射角度系数 11.钢坯加热时间计算 11.1.均热段钢坯加热有关参数 11.2.加热段钢坯加热有关参数 2711.3.预热段钢坯加热有关参数 2812.炉膛基本尺寸的确定 2912.2.炉门数量和尺寸 12.3.炉子结构及其操作参数 13.燃料消耗量计算 32 13.3.炉膛热平衡与燃料消耗量 13.4.炉膛热效率 14.燃烧装置的布置 40 14.2.烧嘴布置 41 4115.1.炉底的砌筑 41 4215.3.炉顶的砌筑 4215.4.炉子砌体膨胀缝的留设 43 417.炉底水管布置及强度计算 4517.1.炉底水管的规格 45 46 18.1.设计原则 18.2.管道膨胀补偿装置 18.3.流量的确定 18.4.空(煤)气管道阻力计算及鼓风机选择 54 65 参考文献 6河北XX大学毕业设计(论文)摘要1蓄热式燃烧技术是上世纪90年代国际燃烧领域研究开发并大力推广应用的一项全新高效节能环保燃烧技术。随着加热断问世，加热炉的加热技术在近年来得到了飞速发展，其中尤为突出的是蓄热式燃烧技术，备受国内外加热炉行业的关注1。达到1000℃。从课程设计计算的加热炉的热平衡可以知道，高温烟气余热带走的热量占燃料炉供给总热量的30-50%,因此如何利用好这部分热量是加热炉节能降耗的关键。而蓄热式燃烧技术对高温烟气的余热量回收率可达到80%。实现了高预热温度空气、燃气和低氧浓度(2%～5%0₂)条件下的稳定燃烧，具有大幅度降低烟气中NOx排放量(NOx<100ppm)及河北XX大学毕业设计(论文)摘要2internationalcombustionfieldrepopularizeapplicationvigorouTheheatingfurnaceadoptstheheatingfurnacsurplustropicsofhightemperatureoffluheatfallconsumekey.Inaddition,taccumulationofheatfortsubstantiallyandthe3河北XX大学毕业设计(论文)引言4加热炉是钢材加工的重要设备，也是钢铁企业的主要能耗设备。自1973年石油危机以来，燃料费用猛增。随着工业产品市越来越高，在保证产品质量的同时，如何降低燃料消耗优化加热工艺、控制和管理及采用新型保温材料等方面寻求各种节能措施，以从加热炉的热平衡可以知道，高温烟气余热总热量的30-50%,因此如何利用好这部分热量是工业炉节能降耗的关键。高效蓄热式燃烧系统是90年代以来，在发达国家开始普遍推广应用的一种优越性，主要用于冶金、化工、电力、机械、建材等工在查阅相关文献设计资料的基础上，综合考虑本设技术，将助燃空气煤气双预热到1000℃,并采用全架空炉底、不连续滑轨、汽第5页共71页1.加热炉的初步设计技术条件和要求该加热炉为新建炉子，因此要充分保证技术的可靠性，成熟性，并尽可能1.加热炉型式：推钢式加热炉3.加热钢种：普碳钢(含碳量0.2%)5.燃料名称：高炉煤气7.炉底水管冷却方式：汽化冷却8.加热炉进出料方式：端进端出大多数加热炉中，一般都采用燃料作为能源。能源又有固体燃料、液体燃固体燃料虽价格低廉，但是存在一系列缺点，如：能源的利用及热量的利用效率不高、运输量大、燃烧过程不易调节、不如果将固体燃料制成粉煤进行燃烧，可使燃烧效率及燃烧温度大为提高，并为劣质煤在较高温度加热炉上的应用开辟了前景。然而制造粉煤需要一套昂液体燃料主要是重油和渣油。使用液体燃料，(1)燃烧时温度波动小。炉温高，调节范围大，有条件实现自动控制(2)储存运输方便，灰分少，损耗小；(3)燃烧装置可以安装在炉子的各个部位，易于实现不同工艺的要求。缺点是：雾化动力消耗大，噪音大，价格较贵，且调节、控制系统较复杂，设备气体燃料是最理想的加热炉燃料，在加热炉燃是固体燃料和液体燃料所不能比拟的。它除了具有液体燃料的主要优点外，还有以下优点：(1)过剩空气系数低，燃烧完全，容积热负荷高，燃烧过程容易调节，易于实现自动控制。(2)对工艺的适应性好，可满足不同温度要求和火焰长度的要求。(3)煤气可预热，有利于提高炉温，燃烧后无黑烟，无积灰，环境干净，设备简单；但也有缺点：(1)长距离输送和贮存困难，适用范围受限制，煤气供应有赖于气源情况。(2)有些煤气成分波动大较大，一般在同样预热空气的条件下，热效率比油低。(3)按一定比例与空气混合后有爆炸的危因此，综合考虑采用唐山津西铁厂自产的高炉煤气。其具体成分如下：N23.炉型的选择当燃料种类一定后，炉型的选择应综合考虑加热炉的类型、钢坯在炉内的受热和放置情况以及装出料方式等因素。炉型的选择将直接关系到整个车间设计及生产线的安排。适合推钢，因此采用推钢式连续加热炉，推钢式加热炉是轧钢车间历史较长使用最广一种炉型，和其他炉型相比，它产量较高，结构简单，投资省，建造快，维修也较方便。在采用空气和煤气双预热燃烧方式后，整个加热炉的燃烧为加热炉两侧的换向燃烧，炉内气流流动方向为横向流动，没有沿纵向的气流第7页共71页流动。在这种情况下，加热炉采用简单的平顶、平底炉型，并不再设置中间隔墙。加热炉的所以烟气都经由炉墙壁上的蓄热烧嘴排出，加热炉不设另外的烟道，也不设置冷却烟气、加热钢坯的预热段。在确定炉子类型之后，进一步确定钢坯在加热炉内的放置方式和加热方式。由于采用推钢式加热炉，炉底为架空炉底，钢坯采用双排布置。因此钢坯为双面加热。连续加热炉的钢坯大多从炉尾端部进入，而钢坯的出炉方式有侧出料和端出料两种方式。端出料加热炉虽然吸风或冒火较严重，但在车间布置上占有较大又可以沿轧制辊道布置数座加热炉。侧出料时需要专门的出料装置，且只能在辊道端点布置一座加热炉，但炉门位于零压线以上，从加热炉热工角度看，性能优于端出料。合金钢及高速线材加热最好采用侧出料，以减少因炉门吸冷风而造成的氧化。唐山津西铁厂为适应以后的炉子及车间布置，其装、出炉方式采用端进端出料方式。4..燃烧装置的形式及其安放位置的确定燃料燃烧装置的基本作用是组织燃料在炉内的燃烧过程，达到完全燃烧，并形成良好的气体力学条件，从而保证料坯在炉内的良好加热。燃料的燃烧方式及燃烧装置的形式，一方面取决于燃料的种类、性质及工艺要求，另一方面又很大程度上决定着炉型的结构。燃烧装置是任何以燃料燃烧为热源的加热炉必不可少的装置。选择燃烧方法以及相应的选用燃烧装置时，主要考虑的影响因素有：燃料种类、燃料发热量、加热炉的热工制度、加热炉构造和热负荷、空气煤气预热温度及其压力条件等。加热炉装置一般有如下要求：1.在加热炉所需要的热负荷条件下，在尽可能小的空气消耗系数下保证燃料的完全燃烧。第8页共71页2.能根据炉温制度的变化的要求，在规定的供热能力变化范围内，保证稳定的燃烧过程。3.按照炉型和加热工艺的要求，保证火焰有一定的外形尺寸以及必要的气体力学条件。4.注意改善劳动条件，保证安全生产，便于操作和管理。本设计采用外置分立蓄热式烧嘴，炉子每侧外部安装多个空气、煤气蓄热式烧嘴，每个蓄热器里装有蜂窝状蓄热体，在通过烟气的半个周期内蓄热体蓄热，经过换向后，被预热介质流经蓄热体时，被蓄热体释放的热量预热到1000℃的高温，每个空气蓄热器与煤气蓄热器相邻不知，一个空气喷口和一个煤气喷口组成一个烧嘴。烧嘴喷出口就成了各自蓄热器的烟气进口。这种蓄热式燃烧器有如下突出特点：其结构类似一般烧嘴，能直接安装在炉子侧墙上，并保持原炉墙厚度，而不像内置式蓄热炉那样将炉墙加厚至一米多。煤气蓄热体和空气蓄热体在炉外分开布置，但空气与煤气通道截然分开，完全避免了煤气与空气互串的危险。蓄热器中的蓄热体采用陶瓷蜂窝体，它具有比表面积大、耐高温、耐急冷耐热性好、导热性能好、更换容易等优点；此外燃烧器采用合理结构，使得蜂窝体的装入与卸出都很方便。每个燃烧器前的煤气和空气连接管上都按有手动调节阀，从而使得各个燃烧器、特别是上部与下部燃烧器的能力能够按需要进行调节。维修方便，在不影响炉子正常生产的情况下可以更换蓄热体。在排烟口和烟囱之间的烟道上设置换热装置主要用来预热空气和煤气。其目的有二：其一，在使用发热量较低的燃料时有利于燃烧，有利于提高炉温；其二，在使用发热量较高的燃料时，则以节能降耗为主，提高燃烧效率，节约燃料。根据工作原理，空气、煤气换热装置可分为蓄热式和换热式两类。换热式按所使用的材质的不同，又可分为金属换热器和陶瓷换热器。金属换热器由低碳钢、渗铝钢、生铁、耐热钢等材料制成。当烟气温度高于1000℃时，可选用辐射式金属换热器。当烟气温度低于1000℃时，可选用对流式金属换热器。确定换热器的形式应根据烟气温度、换热器材质、热工参数采用蓄热室能使被预热的介质预热温度达1000℃以上，一般预热后介质直陶瓷小球蓄热体表面积较蜂窝体表面积小、阻力大、单位体积传热能力小选用蜂窝体蓄热体。其换向时间根据蓄热体装设量的多少而控制在约20s内。6.炉子供风及排烟系统的选择加热炉的排烟方式分为自然排烟和机械排烟。前在自然排烟方式中，烟囱自然排烟是加热炉采用的一种主要排烟方式。烟囱分为砖烟囱、钢筋混凝土烟囱、金属烟囱三种。目前设在车间外面的烟囱，低于60米的大都用砖烟囱，高于60米的大都用钢筋混凝土烟囱。设在车间里设置在连续式加热炉炉尾的排烟罩，也大都采用自然排烟方式，排烟管可2.机械排烟当炉子排烟系统阻力较大不便于自然排烟或由其他特殊要求时，可采用机械排烟方式。机械排烟分为直接式和间接式两种。直接排烟采用排烟机。一般排烟机使用温度为200℃,最高不超过250℃。排烟温度超过250℃时，可将烟气预先掺冷风降温后再进入排烟机。间接排烟采用喷射器，通常喷射器用的喷射介质为蒸汽或鼓风机送风。采用喷射器排烟可以不受烟气温度和烟气含尘量的限制，但动力消耗比排烟机增加1.5～2倍。本次设计的加热炉为蓄热式加热炉，排烟温度可以降低到200℃以下，根据系统需要采用排烟机排烟的方式。采用分侧分段换向系统，在加热炉每侧每段使用两座两位三通换向阀分别对空气、煤气系统进行换向。解决了双侧集中换向存在的换向时炉内熄火时间长、双蓄热方式下煤气浪费大、炉子两侧工作状态不平衡等问题，另外，采用二位三通阀换向方式，炉子两侧的阀与管道对称，消除了炉子两侧热状态不均的问题。分侧二位三通阀换向的优点：◆减少了换向过程中的煤气损耗；◆加快了换向过程，增加了系统的安全性；◆缩短了换向阀到烧嘴之间的管道长度和体积；◆保证了加热炉两侧工作状态的平衡；◆分担了设备故障风险，更利于安全生产。炉侧和端墙采用立柱支撑。侧墙采用2320mm等柱距，立柱采用组合槽钢结构。炉顶采用圈梁上加吊炉顶横梁组成的箱式结构。炉顶圈梁和吊炉顶横梁分别采用组合槽钢和工字型钢，有用以吊挂炉顶锚固砖的小型工字钢、钢管构成的吊挂机构件，用以吊挂炉顶的锚固砖。炉顶的操作、检修平台、上部以及仪表用的走台均由炉子上部钢结构支撑。7.汽化冷却系统对炉子的某些金属部件进行冷却目的一是提高其强度和使用寿命，如水梁、纵水管等；二是为了改善劳动条件，如：水冷炉门框等。冷却方式有两种：汽化冷却和水冷却。汽化冷却与水冷却相比有如下优点：1.汽化冷却冷却效果好，可节约冷却系统用水；2.可以将冷却部件产生的热损失大部分转化成蒸汽来加以利用；3.汽化冷却采用软化水，所以管道不易有沉淀和结垢，使炉内金属构件的第11页共71页图1分段分侧空煤气双蓄热式烧嘴加热炉示意图寿命比水冷时提高很多。尽管汽化冷却有以上优点，但存在汽化冷却投资高，对水质要求较高，产生的蒸汽量不稳定等缺点。由于炉子产量较高达到80+/h,综合考虑采用汽化冷却。汽化冷却用水参数：1.循环水要求排水温度：+50℃2.汽化冷却用软水要求水质：硬度+0.04mg/L;8.炉子方案示意图炉子方案示意图见图19.燃料燃烧计算燃烧计算包括如下内容：燃料的低位发热量(Q4);河北XX大学毕业设计(论文)引言单位燃料完全燃烧失的空气需要量(L”);单位燃料完全燃烧时的燃烧产物量(a);燃烧产物的成分及其密度(p);理论燃烧温度(L)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。9.2.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：(%)转炉煤气成分：(%)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n=1.053.空气、燃料的预热温度。采用双预热空气煤气都预热到1000℃。9.3.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、河北XX大学毕业设计(论文)引言式中：W为应用基水分的重量百分数；A为应用基灰分的重量百分数。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：8H₂o——相应温度下1m³干气体中所包含的水蒸气的重量，g/m³,具体数值可由附表查的。由此可得高炉煤气的湿成分：总计=100g/m³河北XX大学毕业设计(论文)引言总计=100转炉煤气的湿成分为：H₂⁸=k·H₂⁸总计=1002.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：Q&=127.7=127.7×19.54+107.6×1.56+3转炉煤气的低发热值根据其化学成分计算：第15页共71页河北XX大学毕业设计(论文)引言第16页共71页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：n=1.20～1.50气体燃料：无焰烧嘴n=1.02～1.05;有焰烧嘴n=1.10～1.20液体燃料：低压烧嘴n=1.10～1.15;高压烧嘴n=1.20～1.25蓄热式烧嘴属有焰烧嘴，取n=1.114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(Lo):=0.0476×(0.5×1.6+0.5×20+实际空气需要量(La)L,=n·L实际燃烧产物量(Vn)VHo=(H₂⁵+2CH⁵+HO₂°)×0.01+0.00124·所以得：Yco₂=(19.54+0.47+19.54)VHo=(H₂³+2CH⁵+HO₂⁵)×0.01+0.00124·=(1.56+2×0.47+2.30)×0.01+0.00124×0.河北XX大学毕业设计(论文)引言第17页共71页Vn=0.396+0.063+0.013+5燃烧产物的成分与密度p。燃烧产物的成分：总计=100燃烧产物的密度(p):河北XX大学毕业设计(论文)引言第18页共71页6理论燃烧温度t¹实际燃烧温度s1000℃时空气的平均定压比热Ck=1.4391k.J/m预热空气带入的物理热=1.11×1.4391×1000-1.11×1.1000℃时煤气的平均定压比热=(1.7250×2.3+1.398×56.59+1.415×19.54+1.331×1=(1.6463×19.54+1.2995×56.59+1.5270×2.3+1.30高炉煤气带入物理热量Q,=C,×1000-Cne×20先假设温度为2000℃,可查手册计算得燃烧产物的平均比热河北XX大学毕业设计(论文)引言第19页共71页=(1.9449×4.09+1.4851×69.53+1.5714×0.84+2.3查得2000℃时CO₂和H₂O蒸汽分解度分别为：fco₂=5.5%;fco:=5.55%可得Q=12645·foo,·(Vco₂)+10802·fao·(VHo)未=12645×5.5%×25.72×1.54/100+10802×5.可得理论燃烧温度：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当燃烧温度为2050℃,可查手册计算得燃烧产物的平均比热=(1.9633×4.09+2.4699×69.53+1.5785×0.84+2.3由手册查得2050℃时CO₂和H₂O蒸汽分解度分别为fco₂=7.4%;fco₂=可得Q=12645·fco,·(Vco₂)+10802·fao·(VHo)未=12645×7.4%×25.72×1.54/100+10802×7.0可得理论燃烧温度：第20页共71页于假设温度相同，所以理论燃烧温度取2050℃。实际燃烧温度(s)室状加热炉：IL=0.7均热炉：ηL=0.68～0.73连续加热炉：炉底强度200～300kg/m²·h,nL=0.75～0.8炉底强度400～600kg/m²·h,nL=0.7～0.75本次加热炉炉底强度为570kg/m²·h所以可取7L=0.7210.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。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a——每排料坯之间的间隙，一般去a=0.2～0.3m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。河北XX大学毕业设计(论文)引言第21页共71页因炉内为双排料，a值取0.25,可得加热炉炉宽2炉膛各段高度查表，对燃气中型加热炉，取H上=1500mm,H下=1800mmH3炉膛各段长度：设加热段长度为H加，预热段长度为预。10.2.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：式中：V——充满炉气的炉膛体积，m³;F——包围炉气的炉膛内表面，m²;η——气体辐射有效系数，一般取η=0.85～0.9。1.计算各段充满炉气得炉膛体积，由上式可得；V预=1.500×7.35×L预=11.025L预m³V加=1.500×7.35×L加=11.025L加m³V均=1.500×7.35×L均=11.025L均m³2.计算各段包围炉气的炉膛内表面Fk预=(2×1.5+7.35)L预=10.35L频Fk加=(2×1.5+7.35)L加=1.035L加Fk均⁻(2×1.5+7.35)L均=1.035L均将计算结果分别带入式(2-2),并取η=0.9,得：河北XX大学毕业设计(论文)引言第22页共71页S预=S均=S加=3.83m10.3.炉气中CO₂和HO₂(汽)分压Pco₂=25.72/100=0.2572大气压Pa₂o=4.09/100=0.0409大气压设加热段温度比加热终了时钢坯表面温度高60℃,即：g加=表终+50=1190+60=1250℃设预热段温度g预=950℃:设均热段温度为1250℃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CO₂H以炉气的黑度是CO₂气体黑度与H₂O()黑度H₂0之和，即：由查手册可得：co₂=0.21;由手册查得BEH₂O=1.02×0.1河北XX大学毕业设计(论文)引言所以，预热段炉气黑度：2.均热段炉气黑度由Pco₂S加=0.2572×3.83=0.985米·大气压Pa₂oS加=0.0409×3.83=0.157米·大气压由手册查得BeH₂0=1.02×0.12=0.124由手册查得：△ε=0.044所以，加热段炉气黑度：10.6.各段炉墙和炉顶对钢坯的辐射角度系数对于平顶加热炉：河北XX大学毕业设计(论文)引言由式(2-6a)、10.7.按炉气温度计算导来辐射系数C的计算式：取钢坯的黑度M=0.8,由式(2-7)可得：预热段导来辐射系数加热段导来辐射系数均热段导来辐射系数与加热段辐射导来系数相等：11.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)河北XX大学毕业设计(论文)引言第25页共71页为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：0-1为预热段，1-2为加热段，2-3为均热段。计算顺序为界面3、2、1。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):钢坯表面温度表终=1190℃钢坯最大断面温差△i终=50℃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：…式中：——炉气温度，℃;t表——加热终了时钢坯表面温度，℃;t中——加热终了时钢坯中心温度，℃;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：已知：表=1190℃,△终=50℃由式(3-3)可得：均3=1190—0.7×50=1155℃2.计算钢坯表面热流式中：λ——钢坯在加热终了时平均温度下的导热系数，kJ/(m·h·℃);河北XX大学毕业设计(论文)引言第26页共71页△——钢坯在加热终了时的断面温差，℃;2s——透热深度，m。查表可得钢坯平均温度为1155℃时的导热系数3.计算均热段炉气温度炉气温度可按下式计算：由式(3-5)可得计算结果与假设均热段炉气温度相差很小(1250-1258=-4℃),可以不必重新设定和计算，故取s³=1258℃4.钢坯在均热段加热时间：式中：s——透热深度，m;p钢坯密度，kg/m³△i——钢坯在加热过程中热焓增量，K——钢坯形状系数：圆柱：K=2河北XX大学毕业设计(论文)引言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1085℃时钢坯的比热Cp=0.6879k1155℃时钢坯密度为7497kg/m³由式(3-6)可计算出钢坯在均热段加热时间加热段终了钢坯表面温度为1190℃,A客=150℃由式(3-3)可得1均3=1190—0.7×150=1085℃查表可得钢坯平均温度为1085℃时的导热系数又已知加热段△=150℃,2s=0.18m,故由式(3-5)可得：由式(3-3)可得计算结果与假设加热段炉气温度相差很小(1250-1248=2℃),可以不必重新设定和计算，故取8³=1248℃河北XX大学毕业设计(论文)引言 第28页共71页断面温差为100℃,则其断面平均温度为900-0.7×100=830℃又已知预热段△=90℃,2s=0.09m,故由式(3-5)可得：计算结果与假设加热段炉气温度相差很小(953-950=3℃),可以不必重新设定和计算，故取83=953℃断面温差为100℃,则其断面平均温度为870-0.7×100=800℃河北XX大学毕业设计(论文)引言800℃时钢坯的比热Cp=0.6034kJ/(kg.℃),钢坯热焓增量△i=0.7034×800—0.5903×600=209kJ/kg800℃时钢坯密度为7624kg/m³,600℃时钢坯密度为7857kg/m³所以加热段钢坯平均密度P=(7624+7857)/2=7740.5kg/m³由式(3-6)可计算出钢坯在均热段加热时间12.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。12.1.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式中：L效——炉子的有效长度，mm;T——加热时间，h;河北XX大学毕业设计(论文)引言第30页共71页n——炉内料排数；8——炉内钢坯平均单重，kg/根已计算出加热时间为1.97h,钢坯平均单重为g=7500×0.18×0.18×3.3=801kg/由式(4-1)得：预热段长度加热段长度均热段长度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4044+3066=7110mm炉子有效长度为：8110+9280+7110=24500mm炉子全长L为：L=L效+(500～4000)mm(4-2)本加热炉为侧出料所以尽量取500,由式(4-2)可得炉子全长12.2.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。河北XX大学毕业设计(论文)引言第31页共71页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D进：对采用端进料方式，其宽度等于炉膛内宽B,即等于7350炉门高度H进：是指推钢滑道上表面至炉门上沿下表面之间的距离。为防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2～3倍钢坯厚度。本设计为推钢式炉，进料炉门高度H进取450mm(H进=180×2.52.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B出=7350mm,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2～3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464～580mm(宽)×400～1030mm(高)。本设计设4个操作炉门。两侧各2个。具体尺寸为580mm(宽)×1030mm(高)。操作炉门坎标高一般同钢坯滑轨标高。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100～150mm,其结构一般为180°拱顶，尺寸一般为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)×406mm,结构为方河北XX大学毕业设计(论文)引言 第32页共71页钢压炉底面积：F钢=L×LM=21.07×3.3×2=139.06炉底利用系数：E=F钢/F效=139.06/154.86=0.89有效炉底强度：H=G/F数=80000/154.86=517kg/(m².h)钢压炉底强度：H=G/F钢=80000/139.06=575kg/(m²·h)13.燃料消耗量计算转炉煤气的用量为140m³/t河北XX大学毕业设计(论文)引言 第33页共71页+2.1261×0.6+1.3632×57+1.602空气系数取α=1.11=B×1.11×0.573×(1.3677×1000+1.河北XX大学毕业设计(论文)引言第34页共71页本设计为钢坯冷装，所以Qs=0。5.钢坯氧化反应热量Q6 式中：δ——氧化铁皮的平均厚度，m,一般取1.5mm。C——氧化铁皮的含碳量的质量分数约为75%p——氧化铁皮的密度约为5000kg/m³钢化反应热Q₆=5652×10³ak.J/kg式中5652——每千克钢氧化放热量，a——钢的氧化烧损，kg/kg=2831.75+1572.6B+883.4B+0+1.出炉钢坯带出的物理热量Qi查手册得1190℃时钢坯比热C=0.6890kJ/m³.℃河北XX大学毕业设计(论文)引言第35页共71页20℃时钢坯的比热C=0.4488kJ/m³.℃=1000×(1-0.0146)×(0.6890×1190—02.烟气带出的物理热量Q₂20℃时烟气平均比热：Cye=1.3978k=B×1.54×(1.6719×1250-1.33.炉体表面散热量Q已知环境温度为20℃,F墙=(1.8+1.5)×(8.631+5.247)×2=91m²,S时=0.23m,S耐=0.1m,设耐火浇注料热面温度为壁表=1160℃,耐火浇注料与轻质浇注料交界处河北XX大学毕业设计(论文)引言第36页共71页温度交=680℃,轻质浇注料外表温度外=80则：耐火浇注料的平均温度耐均=(1160+680)/2=920℃轻质浇注料的平均温度轻均=(920+80)/2=490℃那么:耐=5.392kJ/(m·h·℃)轻=3.976kJ/(m·h·℃)验算假设砌体平均温度的正确性：……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：保温层温度在允许使用范围之内(680℃<800℃)。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，计算结河北XX大学毕业设计(论文)引言第37页共71页果列于表1炉壁内表面积(m²)导热损失(kJ/h)炉壁外表面温度(℃)加热段炉底预热段炉顶由表1计算结果可得炉体表面散热量：4.炉门及孔洞辐射的热量Q8t;——炉门及空洞处的温度，℃,进料口温度取800℃,出料口温度取河北XX大学毕业设计(论文)引言第38页共71页△t——1小时内开启门、孔时间，min。5.通过炉门及小孔逸气热损失Q₉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Q按照同类设计取汽化冷却产生蒸汽量为：G₄=11t/h汽包压力：P=0.35汽化冷却的吸热量Q77.氧化铁带出物理热Q₂1100℃时氧化铁的比热Ci₂=0.601kJ/m³.℃20℃时氧化铁的比热C.=0.450kJ/m³.℃=1000×0.0171×(0.601×1100河北XX大学毕业设计(论文)引言第39页共71页其他热损失按经验公式选取3%=3269.66+158.63BkJ/t因此：炉膛热支出为：∑Q=796132.25+1587.67B+110694+363220+11150.91+326913.3.炉膛热平衡与燃料消耗量1.炉膛热平衡式即：108988.8+5287.752.燃料消耗量由炉膛热平衡式可得燃料消耗量B=1257204.58/3541.45=355m³/t由燃料消耗量即可得出炉膛热量的收支，如表2。13.4.炉膛热效率炉膛热效率=40.1%炉子热效率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，炉子实河北XX大学毕业设计(论文)引言际燃料消耗量可按计算值的1.1倍计算，即：B实=1.1B=1.1×355=391m³/t符号热符号热Q出炉钢坯带出的物理热量烟气带出的炉体表面散热量钢坯氧化反应热量炉门、孔洞辐其它热损失59591.743.0热支出总和14.燃烧装置的布置炉子最大燃料消耗量：Bmx=80×391=31280炉子最大湿空气需要量：V空=0.636×31280=313049m³/h;河北XX大学毕业设计(论文)引言第41页共71页高炉煤气预热温度：≥1000℃;空气预热温度：≥1000℃;供热量分配：上加热40%,下加热60%。上下烧嘴的供热量可以通过手动阀门适当改变。15×2+16×2=62个。点火用转炉煤气烧嘴每侧布置4个。烧嘴具体数量可根据炉子实际长度上加热每个煤气烧嘴流量：30080×0.4煤气烧嘴流量：热每个空气烧嘴流量：313049×0.6/(15×2)=383m³/h15.砌体设计不同类型的加热炉以及炉体的不同部位，工作条件各不相同。炉体各部位构造的砌筑材料的选用要充分考虑砌体的工作条件(如炉温、炉气等)、加热炉尺寸和加热炉操作工艺等，进行正确选择，从而使加热炉在生产中能取得高产、优质、低消耗、少污染的效果。加热炉工作层为浇注料整体浇注，与隔热砖、硅酸铝纤维组成负荷炉衬，以提高炉体的整体性、严密性和隔热性。各部位砌筑机构如下：炉底的工作条件式非常恶劣。它不仅要承受钢坯的机械负荷、碰撞与摩擦等作用，有时还要受到氧化铁皮的化学侵蚀及熔体的渗透等炉底的结构型式和所用材料，决定于工艺过程和炉内的工作温度及化学反应的性质。具体砌筑材第42页共71页116mm高铝砖(立砌);加热炉的炉墙是垂直的，其中内层为耐火材料外保证加热炉的气密性良好。具体炉侧墙砌筑为：由超低水泥高强浇注料整体浇注。炉墙上设置炉门以便装入和取出被加热钢坯以及20mm耐火纤维+耐火浇注料230mm+轻质浇注料100mm炉顶是炉膛组成的薄弱环节。炉顶是否牢固可靠，对加热炉工作有重大影响。加热炉跨度大于4米，所以采用悬挂顶，炉顶砌筑为：250mm超低水泥高强浇注料直接浇注+70mm玻璃丝耐火纤维。这种炉顶的优点式使用寿命长，便于机械化施工，能适应结构复杂的形状等。耐火纤维毡30mm现场浇注粘土质和高铝质混凝土，留设膨胀缝的间距和宽度见表3最高工作温度(℃)膨胀缝间距(mm)膨胀缝宽度(mm)河北XX大学毕业设计(论文)引言第43页共71页膨胀缝留设形式为贯通式膨胀缝。在炉墙捣打时，每隔1～2米，留设一条膨胀缝，宽度由表3选取，为防止填满膨胀缝材料吸水而影响炉衬质量，常用塑料波形板，在捣打时放入。2.炉底膨胀缝的留设砌筑高铝砖炉底时，每隔4～5块砖设一条2～3mm的膨胀缝，并填塞纸板。3.炉墙内金属构件的膨胀缝在金属构件周围，用石棉绳或耐火纤维包裹金属构件，,使其热后能自由膨胀。炉底横水管必须在管子上包扎10～20mm的石棉绳或耐火纤维，并在管子下部多留间隙，以补偿炉墙向上膨胀量。15.5.耐火材料温度计算已知环境温度为20℃,F墙=(1.8+1.5)×(8.631+5.247)×2=91m²,S耐=0.23m,S耐=0.1m,=2.900+0.00271耐，轻=0.803+0.000835轻设耐火浇注料热面温度为壁表=1160℃,耐火浇注料与轻质浇注料交界处温度交=680℃,轻质浇注料外表温度外=80则：耐火浇注料的平均温度耐均=(1160+680)/2=920℃轻质浇注料的平均温度轻均=(920+80)/2=490℃那么:耐=2.900+0.00271×920=5.392kJ/(m·h·℃)轻=0.803+0.000835×490=3.976kJ/(m·h·℃)验算假设砌体平均温度的正确性：河北XX大学毕业设计(论文)引言第44页共71页可见，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：查手册可知耐火浇注料的使用温度为1300～1400℃,轻质浇注料使用温度为1000～1200℃,计算结果可见耐火浇注料和轻质浇注料温度都小于其使用温度，所以各浇注料厚度可以采用。同理可计算出炉顶、炉底各保温层厚度选用合适。16.炉子的钢结构加热炉的钢结构的主要作用是维持炉体的外部形状，保持加热炉砌体的严密性，承受吊挂炉顶的荷重及砌体因热膨胀产生的热应力，并承受加热炉砌体的重量和安装炉用部件。由于加热炉钢架结构的特点式紧靠高温炉体，有时甚至受到火焰的直接冲刷，所处环境温度较高，工作温度也常有变化，因此工作条件较为恶劣。在加热炉生产过程中很难检修或更换构件，一般只能和炉体本身的检修配合进行，所以要求金属结构有较长的使用寿命。炉墙和端墙采用立柱支撑。侧墙采用1400mm和1100mm的不等柱距，使用20组立柱，立柱采用组合槽钢结构炉顶采用圈梁上加吊炉顶横梁组成箱式结构。炉顶圈梁和吊炉顶横梁分别采用组合槽钢和工字钢，有用以吊挂炉顶的小型工字钢、钢管构成的吊挂构件，用以吊挂炉顶的锚固砖。河北XX大学毕业设计(论文)引言第45页共71页17.炉底水管布置及强度计算炉底水管是加热炉的重要构件之一，它起着支撑钢坯在路内加热的作用。17.1.炉底水管的规格1.纵水管通常用外径为φ70～140mm的热轧厚壁无缝钢管制作，相邻两根纵水管的最大中心距amax应保证钢坯在高温状态下不产生“塌腰”现象。max可按经验公式计算。min——钢坯最小厚度，m钢坯最小厚度为0.18m,由式(9-1)可得纵水管最大中心距“max=取"实=1800mm每排钢坯纵水管根数n,由下式确定根据式(9-2)可得n=3300/1800=1.8,所以取n=2根。规格Φ×δ:按同类型炉子经验选取，纵水管规格取Φ121×δ20绝热包扎：70mm自流浇注料。耐热垫块：采用Cr25Ni20Si2耐热垫块，分段焊在纵水管上。具体断面尺2.支撑水管中心距b:一般取b=1160～3480mm,为减少水冷热损失，支撑水管b取根数m:根据加热炉有效长度为24500mm,那么支撑水管的根数m=河北XX大学毕业设计(论文)引言24500/2320=10.56根，取m=11根。结构：单根横水管中间加两根立柱结构。规格：按同类型炉子经验选取横水管规格为Φ133×δ22,立柱水管规格为Φ121×δ20绝热包扎：70mm自流浇注料。17.2.炉底水管强度计算炉底水管的支撑水管有单根横水管、双管组合横水管和单根横水管加水管立柱三种结构。当立柱水管采用Φ108~Φ127mm的厚壁无缝钢管制作的可不强度和刚度计算。所以支撑水管的强度计算主要是横水管和纵水管的强度计算。1纵水管的强度计算纵水管在实际使用中可认为是一个多支点受均布负荷的自由连接梁，同时在推钢过程中还受到钢坯移动摩擦力而产生的拉应力。所以受力情况比较复杂。为简便起见，按受均布载荷的间支梁计算，采用这种计算方法计算出所需的钢管断面有一定的富裕量，可弥补一些设计计算中无法估计的因素。纵水管受力简图见图2。图2纵水管受力简图1)纵水管强度计算原则：以两根横水管中心距即跨度L之间的纵水管管段为计算对象，炉内每排钢坯各纵水管受力大小相等。2)纵水管强度计算中各参数数值计算(1)纵水管承受钢坯重量kg…………………(河北XX大学毕业设计(论文)引言第47页共71页g——装炉钢坯最大单重，kg;n——炉内支撑每排钢坯纵水管根数。(2)纵水管自重785——常数，=1000π/4;P——纵水管材质密度，取P钢=7850kg/m³(3)纵水管绝热包扎层重量对单层包扎对双层包扎P耐自流浇注料密度，取P耐=2200kg/m³.P纤硅酸铝纤维毡密度，取P纤=300kg/m³;S——单层绝热包扎厚度，mm;(4)纵水管管内冷却介质重量当采用汽化冷却时，纵水管末端管内为汽水混合物，密度小于水。为简化河北XX大学毕业设计(论文)引言第48页共71页计算，一律以水的密度计算。(5)滑轨重量当采用间断铺设焊接时，为简化计算，一律按连续铺设焊接计算。(6)单位长度纵水管承受总荷重(7)纵水管最大弯矩(8)纵水管断面系数水冷时[o]=120Mpa,汽化冷却时[o]=100Mpa(9)选用钢管断面系数(10)选用钢管惯性矩(11)选用钢管最大挠度河北XX大学毕业设计(论文)引言(12)选用钢管最大挠度与其跨度比2横水管的强度计算为了简化计算：①横水管本身的荷重(包括钢管自重，冷却水重及绝热包扎层重等)折算成纵水管对横水管的荷重；②每根纵水管对横水管负荷相等并呈对称分布；③横水管两支点反力相等。带水管立柱的横水管跨度较大，且负荷也较大，采用水管立柱支撑，这样可以减小横水管规格，这种结构属于超静定梁，在工程设计计算中为了简便起见，可以将一根水管支柱作为一个支点，即按跨度减小了的简支梁计算。图3横水管受力简图由图3可见，一根中间水管支柱把横水管分成对称的两段，按其中一段横水管计算即可。(1)横水管自重G横向=785pmA[Φ²-(Φ-2δ)²]×10⁻¹²ks………………(9-15)A——横水管两支点距离(跨度),mm(2)横水管绝热包扎层重量对单层包扎河北XX大学毕业设计(论文)引言第50页共71页对双层包扎—16b)P耐——自流浇注料密度，取P耐=2200kg/m³;P纤——硅酸铝纤维毡密度，取P纤=300kg/m³;S——单层绝热包扎厚度，mm;S₂——自流浇注料厚度，mm。(3)横水管内冷却水重量(4)一根横水管自身总负荷(5)横水管受力点作用力z——炉内钢坯排数。(6)横水管最大弯矩(7)横水管最大挠度3.加热炉炉底水管强度计算1)纵水管和横水管受力简图，见图2、图32)计算过程及结果见表4、表5表4纵水管强度计算表计(论文)引言河北XX大学计(论文)引言序号计算项目名称符号单位计算公式计算过程及结果12式(9-8)3G纵自式(9-4)4式(9-5)5式(9-6)6式(9-7)7式(9-8)8式(9-9)9W式(9-10)W查手册式(9-12)式(9-13)%式(9-14)管，其断面系数Wx>W,ε=0.16%<0.2%,满足强度要求。序号计算项目名称符号计算公式计算过程及结果第51页共71页 23456789G横自G横绝G横水G顺总PCWWJEN%式(9-8)式(9-15)式(9-16a)式(9-17)式(9-18)式(9-19)图9-2式(9-10)式(9-11)式(9-12)式(9-21)式(9-14)-8×250²×4025+2×250³-250²×125-125由表5计算结果可见，当横水管选用132×22mm的热轧厚壁无缝钢管，其18.管道系统设计河北XX大学毕业设计(论文)引言第53页共71页1.管道系统应满足炉子生产操作的要求，力求线路最短流动阻力最小。每座炉子的管道系统应能单独进行开闭和调节；要求分段控制的炉子，应满足分段操作的要求。2.管道设计应满足炉子设计生产率的操作要求，并考虑炉子增产的需要。3.管道系统应保证在工作压力下的严密性，除与管道附件(如阀门)连接和特殊要求外，一般用焊接连接，尽量避免用法兰连接。4.有蓄热室的管道系统中，应附设有带切断装置的旁路。对蓄热室出口应安装热风放散阀(一般为蝶阀)。5.可能冻结的煤气管道附件及其他容易积聚冷凝水的部位，应安装蒸汽保温装置。6.炉前煤气总管道根据需要应设有以下装置：1)炉前煤气管道入口要串联两个主开闭器；2)煤气放散系统，3)煤气点火试验取样管；4)排水装置；5)参数(流量、压力等)检测装置、调节阀及安全防爆装置。为了保证管道在热状态下稳定和安全地工作，减轻管道受热膨胀时产生的热应力，管道上应设置热膨胀的补偿装置。补偿方式有两种：自然补偿和补偿器补偿。1.自然补偿就是利用管路中的弯头等进行的补偿。这种补偿方式的补偿量很小，仅适合路前冷气体管道由于环境温度变化所引起的管道长度变化的补偿。2.补偿器补偿较长的管外绝热包扎的热气体管道由于其长度变化量较大，自然补偿无法满足补偿要求，必须采用补偿器的补偿。常用补偿器有：波形补偿器、鼓形补偿器和套管补偿器。套管补偿器气密性不好，易产生泄漏现象。波形补偿器与鼓形补偿器结构相似，工作原理相同。它们的区别：一是波形补偿器是冲压成形，焊缝少，而鼓形补偿器是焊接结构，焊缝多。所以耐压不同，波形补偿器可耐高压；二是在相同管道直径下波形补偿器外径小。在补偿器相同长度下，鼓形补偿器补偿量大于波形补偿根据上述分析：车间炉前煤气管道只能选用鼓形补偿器和波形补偿器。通常煤气总管道一般选用鼓形补偿器；烧嘴前煤气分管道通常选用波形补偿器。炉前总空气管道补偿一般选用鼓形补偿器；烧嘴前空气分管道通常用波形河北XX大学毕业设计(论文)引言第54页共71页补偿器。煤气放散系统煤气管道放散系统应符合下列要求：1)放散应按煤气流向进行，放散管按照位置要考虑到管道各处均能受到吹扫，为此放散管从总管道两个主开闭器之间、各段煤气管道的末端及管道最高点引出。为节省放散管，可将各放散管并联后再引到车间厂房外。2)煤气管道直径小于50mm的可不设放散管；管径小于100mm,而且管内充气体积不超过0.3m³的可设放散管，但不可用蒸汽吹扫，直接用煤气放散；管径大于100mm先采用蒸汽吹扫，而后再用煤气放散。蒸汽吹扫接点设在炉前煤气总管道第二个主开闭器和分段管道开闭器后并尽量靠近开闭器。3)当将煤气管内煤气直接放散到大气中时，放散管应高出附近10m内建筑物最高通气口4m,而且不低于地面10m。4)放散管直径一般按表10-1选取。18.3.流量的确定上加热每个煤气烧嘴流量：30080×0.4/(16×2)=376m³/h,下加热每个煤气烧嘴流量：30080×0.6/(15×2)=602m³/h上加热每个空气烧嘴流量：313049×0.4/(16×2)=240m³/h,下加热每个空气烧嘴流量：313049×0.6/(15×2)=383m³/h18.4.空(煤)气管道阻力计算及鼓风机选择1.空(煤)气管道内径内的确定对于蓄热室前总管道、蓄热室后总管道和分支管道，可根据空(煤)气的最大流量和不同气体在流路内的经济流速Wo,按(10—1)式计算：第55页共71页V——最大空(煤)气流量，m³/h;由式(10-1),结合空(煤)气管道规格表，可得空(煤)气管道规格。见表6。表6煤气放散管直径(mm)炉前煤气管道直径(mm)管道长度(m)2—4—682.空气管道阻力计算及鼓风机选择1)计算条件2)绘制空气管道系统图，见图4。3)管路分段根据管路分段原则，将图4所示的空气管路系统分段如下：(1)风机出口到总空气管道分叉岔处；(2)空气总管道分岔处到空气集管末端；(3)空气集管到蓄热室入口；(4)蓄热室；(5)蓄热室出口到侧烧嘴。4)计算各区段空气流量、管道内径、规格及空气流速(1)风机出口到总空气管道分叉岔处按式10-1得：河北XX大学毕业设计(论文)引言格6下煤气烧嘴管道66下空气烧嘴管道6出蓄热室空气总管道6出蓄热室煤气总管道6蓄热室前空气管道蓄热室前煤气管道(2)空气总管道分岔处到空气集管末端按式10-1得：(3)空气集管到蓄热室入口按式10-1得：河北XX大学毕业设计(论文)引言第57页共71页H₁H₂蓄热室鼓风机图4空气管路系统布置示意图(4)蓄热室出口到上侧烧嘴按式10-1得：5)确定计算阻力损失的管路系统根据阻力损失计算原则，确定安到上部侧烧嘴管路系统进行阻力计算(该河北XX大学毕业设计(论文)引言第58页共71页管路系统阻力最大)。则供风管路系统由下列区段组成：I段——风机出口到总管道分叉岔处；Ⅱ段——分岔处到空气集管末端；Ⅲ段——空气集管到蓄热室入口；IV段——蓄热室；V段——蓄热室出口到上侧烧嘴。6)计算阻力损失采用表格化计算方法，填算表10-3。7)鼓风机选择主要是额定压力和额定流量的选择。鼓风机的额定压力主要用来克服下列阻力损失：(1)空气管路压力损失。由表10-3可知h=2243Pa。(2)流量孔板压力损失，取h孔板=1000Pa。(3)流量调节阀压力损失，取h=600Pa。(4)空气烧嘴压力为30Pa。总流量：查表，选用9-19Na12.5D-4号，P=9068Pa,V=28381m³/h,功率3煤气管路阻力损失计算计算方法同空气管路。煤气管路系统布置见图10-2,计算结果见表10-4。流量孔板压力损失。因自动化部分还未计算，在此取孔板=1000Pa流量调节阀门压力损失。因自动化部分还未计算，这里取h烦=630Pa。煤气总管道压力为3300Pa,则可得烧嘴煤气压力：h=h-孔板-h-∑h=3300-1000—630-1639=31Pa烧嘴压力为微正压，符合设计要求，管道设计合理。河北XX大学毕业设计(论文)引言第59页共71页4.烟气管道阻力计算1)进入空气排烟管道的烟气量为V烟=24243.5m³/h2)进入管道烟气温度1250℃,出蓄热室后温度取150℃。3)空气排烟管道各段阻力损失，见表10-5,计算方法和步骤同表10-4寸数摩通道阻通道阻力损失分段名称分段长度L(m)管道规格(mm)管道内径d(m)垂直管高度H(m)平均温度均(℃)摩擦阻力系数λ擦损失擦损失i一来源yj一数值y风机出口到管28冷空气91.205分岔处到空气集管末端0冷空气空气集管到蓄热室入口冷空气室按室按同类设计取值蓄热室出口热空气河北XX大学毕业设计(论文)引言最高温度大气(℃)大气密度Pa=1.293/(1+βt大气)气体密度P₈=Po/(