Проектирование нагревательной двухкамерной печи

Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

1. Расчет горения топлива

2. Определение размеров рабочего пространства печи

3. Расчет параметров внешнего теплообмена

4. Решение сопряженной задачи теплообмена

5. Тепловой баланс рабочего пространства печи

6. Выбор горелок

7. Выбор и расчет рекуператора

Введение

В данном проекте приведен расчет нагревательной двухкамерной печи. Данная печь предназначена для нагрева металла перед пластической обработкой на молоте, штампе или прессе. Печь работает в стационарном режиме, где нагреваются заготовки из стали 35.

В первом разделе приведен расчет горения топлива. Получено теоретическое и действительное количество воздуха на горение, суммарный объем и процентный состав продуктов горения.

Во втором разделе определены размеры рабочего пространства печи: B =1,18 м, L=1,21 м, H = 0,654 м, а также время нагрева и количество заготовок.

В третьем разделе приведен расчет параметров внешнего теплообмена, к которым относятся приведенный коэффициент излучения газов с учетом кладки на металл С_г-к-м , приведенный коэффициент излучения в системе печь - металл С_п-м и принятый в нулевом приближении коэффициент конвективной теплоотдачи б = 50 Вт/(м² К).

В четвертом разделе произведено решение сопряженной задачи теплообмена методом ДУКУ с помощью программы SZT1.exe, получено температурное поле металла (на поверхности и в тепловом центре) и температура печи, которую необходимо поддерживать в рабочем пространстве, чтобы обеспечить заданные параметры качества нагрева металла.

В пятом разделе составлен тепловой баланс рабочего пространства печи (для однной камеры) и получен расход газа на печь, сконструированы ограждения печи и выбраны материалы ограждений.

В шестом разделе произведен выбор горелочного устройства на основе режима теплообмена в рабочем пространстве печи.

В седьмом разделе приведен расчет устройства, использующего ВЭР печи. В качестве теплообменника выбран одноходовой щелевого радиационный рекуператор. Произведен расчет определения габаритных размеров рекуператора и температуры выходящих из него продуктов горения.

Цель проекта: разработка конструкции и расчет ТТУ по исходным данным.

1. Расчет горения топлива

Горение топлива представляет собой процесс взаимодействия топлива с окислителем, сопровождающийся выделением тепла, а иногда и света. Роль окислителя выполняет кислород воздуха. Для горения использовали сухой воздух, состоящий из О₂ 21 % и N₂ 79 %. Коэффициент расхода воздуха (n) для камерных печей 1,05 [1].

Расчет горения топлива выполняется с целью определения:

1) теоретического и действительного количества, необходимого для горения воздуха;

2) количества и процентного состава продуктов сгорания.

1.1 Расчет горения топлива

В качестве топлива применяли природный газ магистрали Ставрополь - Невинномысск - Грозный, в состав которого по таблице 2.8 [3] входят следующие вещества:

СН₄ 98,2%

С₂Н₆ 0,4%

С₃Н₈ 0,1%

С₄Н₁₀ 0,1%

С₅Н₁₂ и более тяжелые углеводороды 0,0%

N₂ 1,0%

СО₂ 0,2%

Q_н^с = 35,65 МДж/м³

В соответствии с этим указали следующие реакции горения [1]

С_mН_n + (m+n/2)О₂ >m СО₂ + nН₂О (1.1)

СН₄ + 2О₂ > СО₂ + 2Н₂О

2С₂Н₆ + 7О₂ > 4СО₂ + 6Н₂О

С₃Н₈ + 5О₂ > 3СО₂ + 4Н₂О

2С₄Н₁₀ + 13О₂ > 8СО₂ + 10Н₂О

Расчет горения топлива представлен в таблице 1.1. Таблица 1.1. Расчет горения топлива

1.2 Суммарный объем продуктов горения

Суммарный объем продуктов горения рассчитывается по формуле [4]

V_пг = , (1.2)

где V_i - объем i-го вещества в продуктах горения, м³.

V_пг = V_СО2 +V _Н2О + V _N2 + V _О2=0,999+1,985+7,486+0,099 = 10,569 (м³(н) п.г./м³(н) газа).

1.3 Процентный состав продуктов горения

Процентный состав продуктов горения определяется по формуле [4]

r_i = (1.3)

Процентный состав углекислого газа в продуктах горения:

r_СО2 = = 9,45%

Процентный состав водяных паров в продуктах горения:

r_Н2О = = 18,78%

Процентный состав азота в продуктах горения:

r_N2 = = 70,83%

Процентный состав кислорода в продуктах горения:

r_О2 = = 0,94%

Проверка: r_СО2 + r_Н2О + r_N2+ r_О2=0,0945+0,1878+0,7083+0,0094= 1

Вывод: Получено теоретическое и действительное количество воздуха на горение, суммарный объем и процентный состав продуктов горения, которые будут использованы при расчете теплового баланса печи и параметров внешнего теплообмена.

2. Определение размеров рабочего пространства печи

Рабочее пространство печи представляет собой камеру, на поду которой размещен нагреваемый металл. Размеры рабочего пространства печи определяются шириной, длиной и высотой.

Расчет выполняется с целью определения:

1) времени нагрева;

2) количества заготовок;

3) размеров рабочего пространства печи.

2.1 Определение количества заготовок

Число заготовок, одновременно находящихся в печи, определяется по формуле [2]

n=, (2.1)

где G - производительность печи, =0,136 кг/с; g - масса одной заготовки, кг; ф₀ - время нагрева металла, принятое в нулевом приближении, с.

Масса заготовки рассчитывается по формуле [5]

g=V·с_ст, (2.2)

где V - объем одной заготовки, м³_; с_ст - плотность стали, кг/м³. Для стали ст35 при средней температуре Т_ср = ?C плотность с_ст = 7850 кг/м³ [1].

Время нагрева рассчитывается по формуле [5]

ф₀=щ·b, (2.3)

где b - высота заготовки, см; щ - скорость нагрева металла, мин/см. Для стали скорость нагрева металла равна 5ч7 мин/см. Приняли скорость нагрева щ = 6 мин/см, тогда

g = 0,14·0,14·0,44·7850= 72,314 (кг);

ф₀ = 6 ·14= 84 мин = 5040 (c).;

n = = 9,5 (шт).

Принимаем n=10.

2.2 Определение размеров рабочего пространства

Ширина рабочего пространства печи рассчитывается по формуле [2]

B=, (2.4)

где к - число рядов заготовок; a = 0,14 м - ширина заготовки; д₃ - расстояние между заготовками в ряду, м; д₁ - расстояние от крайних заготовок до стены печи, м.

L=, (2.5)

где l = 0,47 м - длина заготовки; д₄- расстояние между рядами заготовок, м; д₂ - расстояние от крайних заготовок до стены печи, м.

H_max=, (2.6)

где b = 0,14 м - высота заготовки.

Заготовки располагаем в 2 ряда (к = 2). Принимаем следующие расстояния при расположении заготовок на поду печи [2]:

д₁ = 0,1 м;

д₂ = 0,1 м;

д₃ = 0,07 м;

д₄ = 0,07 м.

Тогда

B = = 1,18 (м);

L = = 1,21 (м);

H_max = = 0,782 (м).

Для определения среднего значения высоты печи необходимо знать высоту боковых стен печи Н_ст, которая находится графически. Построения проводятся в среде AutoCAD 2006.

Отложим горизонтальный отрезок 1-2, равный ширине пода. Из середины отрезка 1-2 (точка 3), перпендикулярно к нему, построим осевую линию. От точки 3 вверх по осевой линии отложим отрезок, равный высоте печи Н_max ,и получим точку 4. От точки 4 вниз отложим отрезок, равный ширине пода и получим точку 5 .

Размещено на http://www.allbest.ru/

Из построения получили высоту стен рабочего пространства печи Н_ст=0,624 м. Находим среднее значение высоты печи Н_ср:

(м). (2.7)

Эскиз рабочего пространства камерной нагревательной печи представлен в Приложении 1.

Вывод: Рассчитали время нагрева и количество заготовок, размеры рабочего пространства печи, которые будут использованы при расчете параметров внешнего теплообмена и теплового баланса печи.

3. Расчет параметров внешнего теплообмена

К параметрам внешнего теплообмена относятся:

1) приведенный коэффициент излучения газов с учетом кладки на металл С_г-к-м;

2) приведенный коэффициент излучения в системе печь-металл С_п-м

3) коэффициент конвективной теплоотдачи от газа к поверхности металла б

Коэффициент конвективной теплоотдачи является функцией расхода топлива на горелки и скорости выхода продуктов горения из туннеля горелки. Так как расход топлива можно найти, рассчитав тепловой баланс рабочего пространства, то принимаем коэффициент конвективной теплоотдачи в нулевом приближении для камерной нагревательной печи со стационарным режимом нагрева б = 50 Вт/(м² К), и корректируем после расчета теплового баланса [2].

Целью расчета параметров внешнего теплообмена является определение приведенного коэффициента излучения газов с учетом кладки на металл С_г-к-м, приведенного коэффициента излучения в системе печь - металл С_п-м .

Приведенный коэффициент излучения газов с учетом кладки на металл рассчитывается по формуле [2]

С_г-к-м=, (3.1)

где С₀ - коэффициент излучения абсолютно черного тела, постоянная Стефана - Больцмана, С₀=5,67 Вт/(м²К⁴); - эффективная степень черноты металла; - эффективная степень развития обмуровки; - степень черноты газа.

Так как заготовки расположены на поду печи в два ряда с зазорами, эффективная степень черноты металла определяется по формуле [2]

=, (3.2)

где F₀, F_з - соответственно поверхности открытых и затененных участков металла, м²; е, е_з - степень черноты открытых и затененных участков металла. Для стали ст.35 принимаем степень черноты открытых участков металла е = 0,8 [1],

е_з = , (3.3)

где ш_з-п - эффективный угловой коэффициент затененных участков металла в печь [2]

ш_з-п = , (3.4)

где F_зб, F_зт - соответственно затененные поверхности боковых и торцевых граней заготовок; ш^б_з-п, ш^т_з-п - эффективные угловые коэффициенты соответственно боковых и торцевых затененных поверхностей металла в печь [2]

ш^б_з-п = ; (3.5)

ш^т_з-п = , (3.6)

где ш^б_п-з, ш^т_п-з - эффективныее угловые коэффициенты печи соответственно на боковые и торцевые затененные поверхности металла [2]

ш^б_п-з = ; (3.7)

ш^т_п-з = , (3.8)

где ц^б_п-з, ц^т_п-з - геометрические угловые коэффициенты печи соответственно на боковые и торцевые затененные поверхности металла [2]

ц^б_п-з=; (3.9)

ц^т_п-з=. (3.10)

Так как, расстояние от крайних заготовок до стены печи и расстояние между рядами заготовок равны д₃ = д₄, то, следовательно, геометрические угловые коэффициенты печи на боковые затененные поверхности металла и торцевые затененные поверхности металла равны ц^б_п-з = ц^т_п-з , следовательно, эффективные угловые коэффициенты печи на боковые затененные поверхности металла и торцевые затененные поверхности металла равны ш^б_п-з = ш^т_п-з , то эффективные угловые коэффициенты боковых затененных участков металла и торцевых затененных участков металла равны ш^б_з-п = ш^т_з-п.

Тогда

ц^б_п-з = =0,764;

ш^б_п-з = = 0,944;

ш^б_з-п = = 0,236;

F_зб= b·l·(2n-2k), (3.11)

F_зб = 0,14·0,47·(2·10-4) = 1,0528 (м²);

F_зт=a·b·n, (3.12)

F_зт = 0,14·0,14·10 = 0,196 (м²).

Отсюда

ш_з-п = = 0,236;

е_з = = 0,944.

F₀=n·a·l+b·l·2·k+a·b·n, (3.13)

F₀ = 10·0,14·0,47+0,14·0,47·2·2+0,14·0,14·10= 1,117 (м²),

F_з=b·l·(2·n-2·k)+a·b·n, (3.14)

F_з = 0,14·0,47·(2·10-2·2)+0,14·0,14·10 = 1,249 (м²).

Тогда = = 0,83.

Эффективная степень развития обмуровки рассчитывается по формуле [2]

=, (3.15)

где , - соответственно эффективная поверхность металла и излучающая поверхность кладки, м².

=, (3.16)

= = 1,412 (м²).

=2·(L·H_ср+B·H_ср)+B·L+2·[д₁·B+д₂·(L-2·д₁)], (3.17)

= 2·(1,21·0,624+1,18·0,624)+1,18·1,21+2·[0,1·1,18+0,1·(1,21-2·0,1)] = 4,853 (м²).

= = 3,437.

Степень черноты газовой среды в рабочем пространстве печи рассчитывается по формуле [2]:

=1-е^-Кг·Р·S, (3.18)

где К_г - коэффициент ослабления лучей в смесях СО₂- Н₂О; Р - суммарное парциальное давление СО₂ и Н₂О, кг/см²; S - эффективная длина луча в газовом слое [2], м,

S=, (3.19)

где V_г -объем пространства печи, заполненный газом [2], м³; F_м, F_кл - соответственно поверхность металла и кладки омываемые газом [2], м²,

V_г=B·L·H_ср-a·b·l·n, (3.20)

V_г = 1,18·1,21·0,624-0,14·0,14·0,47·10 = 0,799 (м³);

F_м=F₀+F_з, (3.21)

F_м = 1,117 + 1,249 = 2,366 (м²);

F_кл=2·B·H_ср+2·L·H_ср+B·L+(B·L-a·l·n), (3.22)

F_кл = 2·1,18·0,624+2·1,21·0,624+1,18·1,21+(1,18·1,21-0,14·0,47·10) = 5,18 (м²).

Тогда

S = = 0,381 (м).

Р=Р_СО2+Р_Н2О, (3.23)

где Р_СО2 , Р_Н2О - парциальные давления соответственно углекислого газа и водяных паров. Значения принимаем как доли содержания этих газов в продуктах сгорания из формулы (1.2)

Р = 0,0945 + 0,1878 = 0,2823 кг/см²

К_г=, (3.24)

Приняли температуру газа в рабочем пространстве из условия

Т_г = Т_м^к +100?C;

Т_г = 1230+100=1330 (К).

К_г = = 1,66.

Отсюда

= 1-е^{-1,66·0,2823·0,381} = 0,164.

Тогда

С_г-к-м = = 2,55 (Вт/(м²К⁴)).

Приведенный коэффициент излучения в системе печь-металл рассчитывается по формуле [2]

С_п-м=, (3.25)

С_п-м = = 4,706 (Вт/(м²К⁴)).

Вывод: Получены параметры внешнего теплообмена, к которым относятся приведенный коэффициент излучения газов с учетом кладки на металл С_г-к-м , приведенный коэффициент излучения в системе печь - металл С_п-м и принятый в нулевом приближении коэффициент конвективной теплоотдачи б = 50 Вт/(м² К). Можно переходить к решению сопряженной задачи теплообмена.

4. Решение сопряженной задачи теплообмена

4.1 Постановка задачи и метод решения

Решение сопряженной задачи теплообмена предусматривает одновременное определение температурных полей газа, кладки и металла. Так как камерная печь работает в стационарном режиме, затраты теплоты на аккумуляцию кладкой отсутствуют. При этом сопряженная задача теплообмена упрощается и сводится к определению температурного поля метала и температуры печи, которую необходимо поддерживать в рабочем пространстве, чтобы обеспечить заданные параметры качества нагрева металла.

При нагреве легированных сталей скорости нагрева ограничены возникающими в металле температурными напряжениями. В этом случае нагрев металла осуществляется в два периода. В первом периоде метал нагревается при пониженной температуре печи до достижения в плоскости контакта металла с подом температуры 500 єC. При температуре металла превышающей 500 єC напряжения не опасны, и во втором периоде нагрев металла осуществляется при номинальной температуре печи (рис. 4.1).

Теплообмен в системе печь-металл описывается уравнением

, (4.1)

где q - тепловой поток на обогреваемой поверхности металла Вт/м²; Т_п - температура печи, К; T(1,Fo) - температура обогреваемой поверхности металла, К; Fo - безразмерное время нагрева.

В качестве метода математического моделирования принимаем метод дискретного удовлетворения краевых условий. В соответствии с методом ДУКУ тепловой поток и температура на обогреваемой поверхности металла соответственно имеют вид,

, , (4.2)

, (4.3)

где - начальная температура металла; - вспомогательные функции производной на поверхности; - коэффициенты, определяемые дискретным удовлетворением граничного условия (4.1).

С учетом (4.2) и (4.3) уравнение (4.1) запишется в виде системы

,

(4.4)

, (4.5)

где - конечная температура на поверхности металла, К; - безразмерное время достижения этой температуры.

Система (4.4), (4.5) содержит g+1 уравнение с неизвестными и Т_п. Для легированных сталей начальный период нагрева осуществляется при пониженной температуре печи . В основном периоде нагрева поддерживается температура печи .

Температуру печи в начальном периоде нагрева можно определить предварительно, до решения системы (4.4), (4.5). Температура является функцией термического сопротивления заготовки и максимально допустимого перепада температур по сечению заготовки в начальном периоде нагрева .

Величина рассчитывается по формулам [8]:

для пластины

,(4.6)

для цилиндра

(4.7)

где - коэффициент линейного расширения, ; E - модуль упругости на растяжение и сжатие, кг/мм²; - допустимое напряжение, кг/мм². За допустимое напряжение обычно принимают истинное сопротивление разрыву.

Продолжительность начального периода рассчитывается по формуле

, (4.8)

где W_д - допустимая скорость нагрева металла в начальном периоде, град/с.

Скорость рассчитывается по формулам [8]:

для пластины

, (4.9)

для цилиндра

, (4.10)

где a - коэффициент температуропроводности металла, м²/с; R - обобщенный размер заготовки, м, зависящий от объема заготовки V_з, м³, и ее обогреваемой поверхности F_з, м²,

,(4.11)

где K - коэффициент формы заготовки.

Температура печи рассчитывается по уравнениям регрессии, полученным на основе двухфакторного рототабельного планирования [9].

Таким образом при расчете нагрева легированных сталей неизвестными в системе (4.4), (4.5) являются коэффициенты и температура печи Т_п=T_п.2.

Система (4.4), (4.5) нелинейна и может быть решена методом простой итерации. С этой целью система приводится к линейному виду. Если принять g=5, то система запишется следующим образом:

;

(4.12)

Для легированных сталей коэффициенты при неизвестном Т_п в уравнениях (4.4) вычисляются по формулам:

если <, то , (4.13)

если ?, то , (4.14)

n=6; .

Свободные члены в уравнениях (4.4) определяются по формулам:

если <, то

, (4.15)

если ?, то (4.16)

Остальные коэффициенты матрицы в системе (4.4), (4.5) имеют вид:

коэффициенты при неизвестных в уравнениях (4.4)

, (4.17)

(4.18)

коэффициент при неизвестном Т_п в уравнении (4.5)

n=6 (4.19)

i=6.

Свободный член в уравнении (4.5)

n=7 (4.20)

i=6.

В выражениях (4.13) - (4.20) i - номер уравнения в системе (4.4), т.е. номер момента времени в который удовлетворяется граничное условие (4.1).

Для решения системы (4.4), (4.5) в нулевом приближении задаются температура Т_п^* и температуры поверхности металла , где . Система считается решенной, когда выполняются условия:

, (4.21)

, (4.22)

где - значения температуры печи и температур поверхности металла на последующем итерационном шаге; - значения этих же параметров на предыдущем итерационном шаге; - погрешность решения системы.

Решением системы (4.4), (4.5) определяются неизвестные и Т_п, после чего рассчитываются температуры обогреваемой и необогреваемой поверхностей металла и перепад температур по сечению металла в конце нагрева:

, (4.23)

, (4.24)

. (4.25)

Полученный расчетом перепад температур сравнивается с допустимым перепадом. Если разность превышает заданную величину , корректируется время нагрева и решение сопряженной задачи теплообмена повторяется. Выполнение условия

(4.26)

означает, что предпринято в нулевом приближении коэффициенте теплоотдачи и найденных расчетом значениях обеспечены заданные параметры качества нагрева металла и .

Найдя решением сопряженной задачи температуру печи и для нагрева легированных сталей, а также температурное поле металла, можно рассчитать температуру газа в рабочем пространстве печи, исходя из равенства тепловых потоков в системе печь-металл и в системе газ-кладка-металл .

, (4.27)

, (4.28)

По известным значениям температуры печи и температуры поверхности металла по формуле (3.27) рассчитываются тепловые потоки для g моментов времени. Затем, исходя из условия , из уравнения (4.28) находится температура газа для g моментов времени. Уравнение (4.28) нелинейно и решается методом простой итерации. Среднее за время нагрева значение температуры газа сравнивается с величиной , принятой в нулевом приближении. Если

>, (4.29)

где - заданная погрешность расчета, то температура газа корректируется, уточняется значения коэффициента по формуле (3.1) и повторяется расчет температуры газа по формуле (4.28).

4.2 Подготовка исходных данных для расчета программы SZT1.exe

Для расчета программы SZT1.exe необходимо подготовить исходные данные. Текст программы SZT1.exe приведен в Приложении 4.1.

Значения ширины, высоты и длины заготовки берем из задания:

a=0,12 м;

b=0,12 м;

l=0,41 м.

Расчетный размер металла равен высоте заготовки

R=b=0,12 м.

Расчетное время нагрева металла определили в пункте 2

=3960 с.

Коэффициент температуропроводности для стали 35 находим по таблице IV-24 [1]

a=(a_20-100+a_1050-1100)/2=(0,0330+0,0212)/2=0,0271 (м²/ч)=0,753•10^-5(м²/с). (4.30)

Допустимая величина напряжения для цилиндра определяется по формуле [7]

, (4.31)

где - коэффициент линейного расширения для стали 30ХНЗ, который находится по

таблице IV-26 [1]

; (4.32)

E - модуль упругости находится по таблице 29 [8] при содержании в стали 30ХНЗ по таблице IV-18 [1] 0,33% C, 3,38% Ni и 0,80% Cr

E=20000 (кг/мм²);

- пуассоново отношение, для сталей это значение [7]: ;

- максимальный перепад температур

.

Тогда

(кг/мм²).

Коэффициент теплопроводности для стали 30ХНЗ определяется по таблице IV-20 [1]

(Вт/(м•град)). (4.33)

Конечную температуру нагрева металла берем из задания

(К).

Начальную температуру металла принимаем равной температуре в цехе

(К).

Приведенный коэффициент излучения в системе печь - металл определили в пункте 3

(Вт/(м²•К⁴)).

Коэффициент конвективной теплоотдачи в нулевом приближении для камерной нагревательной печи со стационарным режимом нагрева [2] принимаем

б = 50 Вт/(м² К).

Коэффициент итерации по температуре на поверхности металла принимаем

K_и1=0,1.

Коэффициент итерации по температуре печи T_п принимаем

K_и2=0,1.

Допустимый перепад температур в конце нагрева определяется из условия, что допустимый перепад температур на 1 м высоты заготовки равен 500 єС

(град).

Приведенный коэффициент излучения в системе газ - кладка - металл определили в пункте 3

(Вт/(м²•К⁴)).

Подготовленные исходные данные сводим в таблицу идентификаторов (Приложение 4.2).

4.3 Обработка результатов

После решения сопряженной задачи теплообмена программой SZT1.exe получены результаты (Приложение 4.3), которые сведены в таблицу 4.1:

Таблица 4.1. Результаты решения сопряженной задачи теплообмена

Время, Fo	Температура металла на поверхности, T(1, Fo), К	Температура металла в тепловом центре, T(0, Fo), К	Температура газа, Tг(Fo), К	Температура печи, Tп(Fo), К
0	293	293	2244,80	1904,12
0,4502	1044,69	583,656	1772,11	1549,32
0,9003	1283,34	957,186	1706,40	1549,32
1,350	1407,09	1210,37	1650,00	1549,32
1,801	1473,16	1361,51	1610,91	1549,32
2,251	1513,00	1453,63	1579,32	1549,32

Вывод: Решив сопряженную задачу теплообмена методом ДУКУ с помощью программы SZT1.exe, получили температурное поле металла (на поверхности и в тепловом центре) и температуру печи, которую необходимо поддерживать в рабочем пространстве, чтобы обеспечить заданные параметры качества нагрева металла. Полученные данные будут использованы при расчете теплового баланса печи.

5. Тепловой баланс рабочего пространства

Тепловой баланс рабочего пространства печи составляется с целью определения расхода топлива на печь.

При нагреве легированных сталей тепловой баланс рабочего пространства печи нужно рассчитывать отдельно для начального и основного периодов нагрева металла.

5.1 Тепловой баланс начального периода нагрева металла

Расход топлива на печь в рабочую смену определяется из уравнения теплового баланса [2]

• (+ + - ) + = + + + + , (5.1)

= [ + + + + -] / [+ + - ], (5.2)

где - расход газа на начальном периоде нагрева, м³(н) газа/с.

5.1.1 Приходные статьи теплового баланса начального периода нагрева металла

1. Низшая теплота сгорания топлива начального периода нагрева металла

= 36550 (кДж/м³(н) газа).

2. Физическая теплота воздуха начального периода нагрева металла определяется по формуле [2], кДж/м³(н) газа,

, (5.3)

где L_д - действительное количество воздуха на горение определили в пункте 1

L_д =10,165 (м³(н) в/м³(н) п.г.);

T_в - температура подогрева воздуха, принимаем

T_в =300 (єС)=573 (К);

C_в - средняя удельная теплоёмкость воздуха в интервале температур от 273 К (0 єС) до T_в =573 К (300 єС) находится по таблице I-4 [1]

, (5.4)

где - удельная теплоемкость, измеренная при постоянном объеме, кДж/м³•К;

C_p - удельная теплоемкость, измеренная при постоянном давлении, кДж/кг•К;

k - показатель адиабаты определяется по таблице I-4 [1].

C_в = 1,047/1,378=0,7598 (кДж/м³•К)

Тогда = 10,165•573•0,7598 = 4425,49 (кДж/м³(н) газа).

3. Физическая теплота топлива начального периода нагрева металла рассчитывается по формуле [2], кДж/м³(н) газа,

, (5.5)

где T_т - температура подогрева топлива. Так как в печи сжигается природный газ, то принимаем T_т=10 ^оС=283 К - среднегодовое значение температуры природного газа с учетом зимнего периода;

С_т == С_СH4·r_СH4 + С_С2H6·r_С2H6 + С_С3H8·r_С3H8 + С_С4H10·r_С4H10 + С_С5H12·r_С5H12 + С_N2·r_N2+ С_CO2·r_CO2,(5.6)

где r_i - доля i-го компонента в смеси природного газа берем из задания;

С_i - средняя удельная теплоёмкость i-го компонента смеси природного газа в интервале температур от 273 К (0 єС) до T_т =283 К (10 єС) определяется по таблицам I-4, I-5, I-6 [1], кДж/м³•К,

,

С_СH4=2,222/1,3048=1,703 кДж/м³•К;

С_С2H6=1,73116/1,1924=1,4518 кДж/м³•К;

С_С3H8=1,64296/1,1308=1,453 кДж/м³•К;

С_С4H10=1,6789/1,0926=1,5366 кДж/м³•К;

С_С5H12=1,67942/1,0736=1,5643 кДж/м³•К;

С_N2=1,0308/1,4016=0,7354 кДж/м³•К;

С_CO2=0,83456/1,2928=0,6455 кДж/м³•К.

С_т =1,703·0,928+1,4518·0,028+1,453·0,009+1,5366·0,004+

1,5643·0,001+0,7354·0,025+0,6455·0,005=1,6634 (кДж/м³•К).

Тогда = 1,6634 •283=470,742 (кДж/м³(н) газа).

4. Теплота экзотермических реакций начального периода нагрева металла определяется по формуле [2], кВт,

= 5652 • F • , (5.7)

где 5652 кДж/кг -тепловой эффект реакции окисления железа [2];

F - обогреваемая поверхность металла определили в пункте 3, м²,

F =F_м = 2,117 (м²);

- средняя величина угара металла в процессе начального нагрева, кг/(м²с).

Величина определяется по известному закону изменения температуры поверхности металла T(1, Fo). Для определения этого значения необходимо найти следующее.

а) Время нагрева определяется

(с).

Делим время нагрева на g=5 интервалов, при этом зависимость T(1, Fo) заменяется кривой (рис. 5.1).

б) Среднее значение температуры поверхности металла на интервале определяется по формуле [2]

Т_ср.i = (5.8)

Температуры на поверхности определяются по формуле (4.3). Принимаем, что число моментов времени, в которых удовлетворяются граничные условия, g=5, т.е.

;

;

;

;

.

Тогда

;

(К);

(К);

(К);

(К) определили в пункте 4.

Т_ср.1 = (К);

Т_ср.2 = (К);

Т_ср.3 = (К);

Т_ср.4 = (К);

Т_ср.5 = (К).

в) Квадрат величины угара за первый час нагрева [10]

, (5.9)

где С₁,С₂ - экспериментальные коэффициенты, зависящие от группы нагреваемой стали.

Для стали ст30ХНЗ экспериментальные коэффициенты равны [11]

С₁ = 0,122•10^-3;

С₂ = 8,431•10^-3;

;

;

;

;

.

г) Квадрат величины угара на отрезке времени рассчитывается по формуле [2]

, (5.10)

где (ф_i - ф_i-1) - продолжительность отрезка времени, ч.

;

;

;

;

.

д) квадрат величины угара за весь период нагрева определяется по формуле [2], кг/м²,

; (5.11)

=

=5,530503•10^-2 (кг/м²).

е) Величина угара за время нагрева рассчитывается по формуле [2], кг/м²,

; (5.12)

( кг/м²).

ж) Среднее значение величина угара в процессе начального нагрева определяется по формуле [2], кг/м²с,

; (5.13)

( кг/м²с).

Данные расчета сводим в таблицу 5.1.

Таблица 5.1. Расчет угара металла

ф, с	ф, ч	Тср i, К				I, кг/м2	, кг/м2с
172,2	0,0478	466,23	0,006217	0,02971•10-2	5,530503•10-2	0,23517	2,73136•10-4
344,4	0,0956	712,773	0,049683	0,23798•10-2
516,6	0,1434	840,178	0,145446	0,695233•10-2
688,8	0,1913	937,615	0,330729	1,580882•10-2
861	0,239	1012,825	0,623528	2,986698•10-2

Тогда = 5652•2,117 •2,73136•10^-2= 3,268 (кВт).

5.1.2.Расходные статьи теплового баланса начального периода нагрева металла

Затраты теплоты на нагрев металла в начальный период нагрева рассчитываются по формуле [2], кВт,

= G•[C_{м к} • - C_{м н} • ] , (5.14)

где G - производительность печи (см. пункт 2), кг/с,

G = 0,139 (кг/с);

- средняя по сечению температуру металла в начале нагрева принимаем равной температуре в цехе

= 20 (^оС) = 293 (К);

- средняя по сечению температура металла в конце начального периода нагрева, К,

; (5.15)

=814,17 (К);

C_{м н} - теплоёмкость металла при температуре = 20 ^оС=293 К для стали 30ХНЗ, который находится по таблице IV-22 [1]

C_{м н} = 0,494 (кДж/кг К)

C_{м к} - теплоёмкость металла при температуре =541,17 ^оС=814,17 К для стали 30ХНЗ, который находится по таблице IV-22 [1]

C_{м к} = 0,720 (кДж/кг К);

= 0,139•[0,720 • 814,17 - 0,494 • 293] = 61,36 (кВт).

6. Потери тепла с уходящими газами в начальный период нагрева металла рассчитываются по формуле [2], кДж/м³,

= V_п.г. • C_п.г. • , (5.16)

где V_п.г.- удельный выход продуктов горения (суммарный объем продуктов горения) определили в пункте 1

V_пг = 11,196 (м³(н) п.г./м³(н) газа);

- температура уходящих из рабочего пространства продуктов горения для начального периода нагрева определяется исходя из данных пункта 4

(К);

C_п.г.- средняя удельная теплоемкость продуктов горения в интервале температур от 273 К (0 єС) до =1735,46єС=2008,46 К, находится как сумма средних удельных теплоёмкостей составляющих продуктов горения, кДж/м³•К,

= С_СO2·r_СO2 + С_H2O·r_H2O + С_N2·r _N2 + С_O2·r _O2, (5.17)

где r_i - доля i-го компонента в смеси продуктов горения определили в пункте 1;

С_i - средняя удельная теплоёмкость i-го компонента смеси продуктов горения в интервале температур от 273 К (0 єС) до=1735,46 єС=2008,46 К определяется по таблицам I-4, I-5 [1]

,

где определяется по формуле (4.5)

С_СO2=1,2900/1,171=1,1016 кДж/м³•К;

С_H2O =2,483/1,23=2,0187 кДж/м³•К;

С_N2= 1,203/1,323=0,9093 кДж/м³•К;

С_O2=1,1229/1,3=0,8638 кДж/м³•К;

C_п.г. =1,1016·0,0926+2,0187·0,1788+0,9093·0,7195+0,8638·0,0091=1,125 (кДж/м³•К).

Тогда = 11,196 •1,125•2008,46=25297,56 (кДж/м³(н) газа).

7. Тепло, уносимое с охлаждающей водой, в начальный период нагрева металла определяется по формуле [2], кДж/м³,

= G_вд• С_вд?Д T_вд, (5.18)

где G_вд- расход воды на охлаждаемые элементы печи, м³/с. Принимаем расход воды из условия, что на 100 кг/ч производительности приходится 300 кг/ч воды

G_вд = =1500 (м³/ч) = 0,417 (м³/с);

T_вк = 60 єC - температура охлаждающей воды на выходе;

T_вн = 10 єC - температура охлаждающей воды на входе;

ДT= T_вк - T_вн=60-10=50 (єC)=323 (К);

С_вд =4,19 (кДж/м³•К) - теплоемкость охлаждающей воды [1];

= 0,417•4,19•323 = 564,355 кВт.

8. Потери тепла теплопроводностью через кладку печи в начальный период нагрева металла

Потери тепла через свод, стены и под определяются по уравнению [2]

= , (5.19)

где - температура в рабочем пространстве печи, =1735,46 єС=2008,46 К;

T_н - температура воздуха в цехе, T_н = 20 ^оС = 293 К;

- условный коэффициент конвективной теплоотдачи внутри рабочего пространства печи, кВт/м²•К;

- толщина i-ого слоя кладки печи, м;

л_i - коэффициент теплопроводности i-ого слоя кладки печи, Вт/м• К;

- коэффициент конвективной теплоотдачи от наружных поверхностей кладки, кВт/м²•К;

- площадь поверхности кладки по внутреннему обмеру, м²;

- площадь поверхности кладки по наружному обмеру, м²;

Определяем отдельно потери тепла через свод, стены и под.

Задаемся значением коэффициента конвективной теплоотдачи от наружной поверхности кладки в цех =15 Вт/м²К.

Условный коэффициент конвективной теплоотдачи начального периода нагрева металла внутри рабочего пространства печи вычисляется по формуле

, (5.20)

где - условный суммарный коэффициент конвективной теплоотдачи в начале начального периода нагрева металла, Вт/м²К, рассчитывается по формуле

, (5.21)

где =50 Вт/м²К (см. пункт 3);

- условный коэффициент конвективной теплоотдачи в начале начального периода нагрева металла, Вт/м²К, который получается приведением радиационной составляющей теплового потока к конвективному виду, определяется по формуле

, (5.22)

(Вт/м²К);

(Вт/м²К).

- условный суммарный коэффициент конвективной теплоотдачи в конце начального периода нагрева металла, Вт/м²К, рассчитывается по формуле

, (5.23)

где - условный коэффициент конвективной теплоотдачи в конце начального периода нагрева металла, Вт/м²К, который получается приведением радиационной составляющей теплового потока к конвективному виду, определяется по формуле

, (5.24)

(Вт/м²К);

(Вт/м²К).

(Вт/м²К).

Принимаем следующую футеровку печи:

свод (двухслойная футеровка): 1 слой шамот ША,

2 слой диатомовая обожженная крошка в засыпке;

под (трехслойная футеровка): 1 слой хромопериклаз,

2 слой шамот ША,

3 слой строительный красный кирпич на теплом растворе;

стены (трехслойная футеровка): 1 слой шамот ША,

2 слой легковесный коалиновый огнеупор КЛ-1,3,

3 слой диатом Д-500.

Эскиз рабочего пространства печи с футеровкой приведен в приложении 5.1.

1. Принимаем для свода двухслойную футеровку. Средние по сечению температуры слоев кладки определяются при двухслойной кладке следующим образом [2]:

; (5.25)

(К);

; (5.26)

(К).

1 слой: шамот ША (по табл. 8.55 [12]), так как максимальная температура деформации под нагрузкой=1673 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина огнеупорного слоя д_св1= 232 мм = 0,232 м;

- теплопроводность огнеупора при средней температуре на слое К

(Вт/м•К);

- плотность огнеупора с_св1=1905 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

2 слой: диатомовая обожженная крошка в засыпке (табл. 8.61 [12]), так как предельная рабочая температура =1173 К, а максимальная температура на слое K.

- толщина изоляционного слоя д_св2 = 232 мм = 0,232 м;

- теплопроводность изоляции при средней температуре на слое K

(Вт/м•К);

- плотность изоляции с_св2=500 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость изоляции при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

Потери тепла через свод определяются по уравнению

= , (5.27)

- внутренняя площадь свода, м²;

- наружная площадь свода, м²

== B·L;

== 1,22•1,08=1,318 (м²).

Принимаем для пода и стен трехслойную футеровку. Средние по сечению температуры слоев кладки определяются при трехслойной кладке следующим образом [2]:

; (5.28)

; (5.29)

(К);

; (5.30)

(К).

3. Для пода принимаем

1 слой: хромопериклаз (по табл. 8.55 [12]), так как максимальная температура деформации под нагрузкой=1803 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина огнеупорного слоя д_под1 = 116 мм = 0,116 м;

- теплопроводность огнеупора при средней температуре на слое K

(Вт/м•К);

- плотность огнеупора с_под1=3025 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

2 слой: шамот ША (по табл. 8.55 [12]), так как максимальная температура деформации под нагрузкой=1673 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина огнеупорного слоя д_под2= 232 мм = 0,232 м;

- теплопроводность огнеупора при средней температуре на слое К

(Вт/м•К);

- плотность огнеупора с_под2=1905 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

3 слой: строительный красный кирпич на теплом растворе (по табл. VI-1[1]), так как максимальная температура на слое K,

- толщина изоляционного слоя д_под3 = 464 мм=0,464 м;

- теплопроводность изоляции л_под3 = 0,67 Вт/м•К;

- плотность изоляции с_под3=1905 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость изоляции при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

Потери тепла теплопроводностью через под отсутствуют, так как печь непереносная

.

3. Для стен принимаем

1 слой: шамот ША (по табл. 8.55 [12]), так как максимальная температура деформации под нагрузкой=1673 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина огнеупорного слоя д₁= 116 мм = 0,116 м;

- теплопроводность огнеупора при средней температуре на слое К

(Вт/м•К);

- плотность огнеупора с₁=1905 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней температуре на слое

(кДж/(кг•К)).

2 слой: легковесный коалиновый огнеупор КЛ-1,3 (по табл. 8.56 [12]), так как предельная рабочая температура=1673 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина огнеупорного слоя д₂= 116 мм = 0,116 м;

- теплопроводность огнеупора при средней температуре на слое К

(Вт/м•К);

- плотность огнеупора с₂=1300 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней температуре на слое

кДж/(кг•К).

3 слой: диатом Д-500 (по табл. 8.61 [12]), так как предельная рабочая температура =1173 К, а максимальная температура на слое K,

- толщина изоляционного слоя д₃= 232 мм = 0,232 м;

- теплопроводность изоляции при средней температуре на слое К

(Вт/м•К);

- плотность изоляции с₃=1905 кг/м³;

- средняя удельная теплоемкость изоляции при средней температуре на слое

кДж/(кг•К).

Потери тепла через боковые и торцевые стен печи определяются по уравнению

= , (5.31)

- внутренняя площадь стен, м²

;

(м²);

- наружная площадь стен, м²

;

(м²);

= (кВт);

= (кВт);

= + =7,382+1,180=8,562 (кВт).

9. Потери тепла излучением через открытые окна печи в начальный период нагрева металла определяются по формуле [2], кВт

= C_o• ()⁴ F_ок? ш ? Ц?10^-3 , (5.32)

где C_o-коэффициент лучеиспускания абсолютно черного тела [1], C_o= 5,67 Вт/(м²•К⁴);

- температура печи в начальный период нагрева определяется исходя из данных пункта 4;

(К);

F_ок = B_ок•H_{ср ок}; (5.33)

B_ок -ширина загрузочного окна, из удобства загрузки-выгрузки B_ок =0,9 м;

H_ок-высота загрузочного окна

H_ок=2•b=2•0,12=0,24 м;

принимаем высоту загрузочного окна из условия кратности кирпичу H_ок=0,26 м.

Для определения среднего значения высоты окна необходимо знать максимальную высоту окна Н_max, которая находится графически.

Отложим горизонтальный отрезок 1-2, равный ширине окна. Из середины отрезка 1-2 (точка 3), перпендикулярно к нему, построим осевую линию. Из точек 1 и 2 проведем линии, перпендикулярные отрезку 1-2 и равные высоте окна H_ок, получим точки 4 и 5. От точки 5 к осевой линии отложим отрезок, равный ширине окна В_ок, получим точку 6. Из точки 6 проведем окружность радиусом, равным ширине окна - В_ок (R=B_ок). Получим точку 7 пересечения окружности и осевой линии (рис. 5.2). Отрезок 3-7 - это максимальная высота окна.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Из построения получили максимальную высоту окна печи Н_max=0,38 м. Находим среднее значение высоты окна печи Н_{ср ок}:

(м).

F_ок = 0,9•0,31=0,98 (м²).

ш - доля времени (часа), в течение которого окно открыто. Принимается исходя из условия, что на обработку одной заготовки за час нужно 2ч4 минуты

ш = n•3=12•3=36мин за час=0,676.

Ц - коэффициент диафрагмирования определяется по таблице 17 [5] при толщине стенки м;

Ц= 0,535;

= 5,67•()⁴ •0,98• 0,676 • 0,535•10^-3 = 178,648 (кВт).

10. Потери тепла на аккумуляцию печи в начальный период нагрева металла определяется по формуле [2]

, (5.34)

где V_огн- объем огнеупорного слоя, м³;

- плотность огнеупора при средней температуре

,

- средняя по сечению температура в начале начального периода нагрева металла, К;

C_н - средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней по сечению температуре в начале начального периода нагрева металла, кДж/(кг·К);

-средняя по сечению температура в конце начального периода нагрева металла, К;

C_к - средняя удельная теплоемкость огнеупора при средней по сечению температуре в конце начального периода нагрева металла, кДж/(кг·К).

Так как для огнеупорного слоя кладки печи используются различные виды огнеупоров, то потери тепла на аккумуляцию печи в начальный период нагрева металла нужно рассчитывать

отдельно для торцевых стенок печи, боковой стенки печи, межкамерной стенки печи, свода и пода.

При однослойной и двухслойной кладке печи, т. е. для межкамерной стенки печи и свода, средние по сечению температуры определяются исходя из данных пункта 4 следующим образом:

; (2.35)

(К);

;

(К);

(К).

Так как межкамерная стенка печи и свод изготовлены из одного и того же материала, шамота ША, то плотность огнеупора и средняя удельная теплоемкость огнеупора определяются по данным статьи 8 теплового баланса печи следующим образом

с_огн = с_{св 1}= с₁=1905 кг/м³;

(кДж/(кг•К));

(кДж/(кг•К)).

Объем огнеупорного слоя свода печи рассчитывается по формуле

; (5.36)

(м³).

Тогда

(кВт).

Объем огнеупорного слоя межкамерной стенки печи рассчитывается по формуле

; (5.37)

Тогда (кВт).

При трехслойной кладке печи, т. е. для пода печи, боковой стенки печи и торцевых стенок печи, средние по сечению температуры определяются исходя из данных пункта 4 следующим образом:

; (2.38)

(К);

; (5.39)

(К);

(К).

Так как боковая стенка печи и торцевые стенки печи изготовлены из одного и того же материала, шамота ША, то плотность огнеупора и средняя удельная теплоемкость огнеупора определяются по данным статьи 8 теплового баланса печи следующим образом

с_огн = с₁=1905 кг/м³;

(кДж/(кг•К));

(кДж/(кг•К)).

Объем огнеупорного слоя боковой стенки печи рассчитывается по формуле

; (5.40)

(м³).

Тогда (кВт).

Объем огнеупорного слоя торцевых стенок печи рассчитывается по формуле

; (5.41)

(м³).

Тогда

(кВт).

Так как под изготовлен из огнеупора хромопериклаз, то плотность огнеупора и средняя удельная теплоемкость огнеупора определяются по данным статьи 8 теплового баланса печи следующим образом

с_огн = с_{под 1} =3025 кг/м³;

(кДж/(кг•К));

(кДж/(кг•К)).

Объем огнеупорного слоя пода печи рассчитывается по формуле

; (5.42)

(м³).

Тогда

(кВт).

Итак,

(кВт).

Сведем результаты расчета теплового баланса начального периода нагрева металла в таблицу 5.2.

Расход газа на начальный период нагрева металла

= [61,36+8,562+178,648+564,355+1248,21-3,268] / [36550+4425,49+470,742-25297,56] = =0,1274 (м³ (н) газа/с).

= · 1,125 = 0,1274 · 1,125 = 0,1434 (м³ (н) газа/с).

5.2 Тепловой баланс основного периода нагрева металла

• (+ + - ) + = + + + + , (5.43)

= [ + + + + - ] / [+ + - ], (5.44)

5.1.1 Приходные статьи теплового баланса основного периода нагрева металла

1. Низшая теплота сгорания топлива основного периода нагрева металла (природного газа Ставропольского месторождения) по таблице 2.8 [3]

= 36550 (кДж/м³(н) газа).

2. Физическая теплота воздуха основного периода нагрева металла определяется по формуле [2], кДж/м³(н) газа,

, (5.45)

где L_д - действительное количество воздуха на горение определили в пункте 1

L_д =10,165 (м³(н) в/м³(н) п.г.);

T_в - температура подогрева воздуха, принимаем

T_в =300 (єС)=573 (К);

C_в - средняя удельная теплоёмкость воздуха в интервале температур от 273 К (0 єС) до T_в =573 К (300 єС) находится по таблице I-4 [1] определяется по формуле (5.4)

C_в = 1,047/1,378=0,7598 (кДж/м³•К)

Тогда = 10,165•573•0,7598 = 4425,49 (кДж/м³(н) газа).

3. Физическая теплота топлива основного периода нагрева металла рассчитывается по формуле [2], кДж/м³(н) газа,

, (5.46)

где T_т - температура подогрева топлива. Так как в печи сжигается природный газ, то принимаем T_т=10 ^оС=283 К - среднегодовое значение температуры природного газа с учетом зимнего периода;

C_т - средняя удельная теплоёмкость топлива в интервале температур от 273 К (0 єС) до T_т =283 К (10 єС), находится как сумма средних удельных теплоёмкостей составляющих топлива), кДж/м³•К,

С_т == С_СH4·r_СH4 + С_С2H6·r_С2H6 + С_С3H8·r_С3H8 + С_С4H10·r_С4H10 + С_С5H12·r_С5H12 + С_N2·r_N2+ С_CO2·r_CO2,(5.47)

где r_i - доля i-го компонента в смеси природного газа берем из задания;

С_i - средняя удельная теплоёмкость i-го компонента смеси природного газа в интервале температур от 273 К (0 єС) до T_т =283 К (10 єС) определяется по таблицам I-4, I-5, I-6 [1], кДж/м³•К,

,

С_СH4=2,222/1,3048=1,703 кДж/м³•К;

С_С2H6=1,73116/1,1924=1,4518 кДж/м³•К;

С_С3H8=1,64296/1,1308=1,453 кДж/м³•К;

С_С4H10=1,6789/1,0926=1,5366 кДж/м³•К;

С_С5H12=1,67942/1,0736=1,5643 кДж/м³•К;

С_N2=1,0308/1,4016=0,7354 кДж/м³•К;

С_CO2=0,83456/1,2928=0,6455 кДж/м³•К.

С_т =1,703·0,928+1,4518·0,028+1,453·0,009+1,5366·0,004+1,5643·0,001+0,7354·0,025+

+0,6455·0,005=1,6634 (кДж/м³•К).

4. Теплота экзотермических реакций основного периода нагрева металла определяется по формуле [2], кВт,

= 5652 • F • , (5.48)

где 5652 кДж/кг -тепловой эффект реакции окисления железа [2];

F - обогреваемая поверхность металла определили в пункте 3, м²,

F =F_м = 2,117 (м²);

- средняя величина угара металла в процессе основного нагрева, кг/(м²с).

Величина определяется по известному закону изменения температуры поверхности металла T(1, Fo). Для определения этого значения необходимо найти следующее.

а) Время нагрева определили по данным пункта 4

= 4304-861=3443 (с).

Делим время нагрева на g=5 интервалов, при этом зависимость T(1, Fo) заменяется кривой (рис. 5.3).

б) Среднее значение температуры поверхности металла основного периода нагрева на интервале определяется по формуле [2]

Т_ср.i = ; (5.49)

...