3.ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ АГРЕГАТОВ С ВРАЩАЮЩИМИСЯ ПЕЧАМИ

Исходные данные для расчета принимаются в соответствии с заданием на проектирование.При необходимости используются данные и зависимости, приведенные в Приложении либо литера­турном источнике, что оговаривается в примере расчета. Зна­чения теплоемкостей материалов и тепловых эффектов превраще­ний принимаются по табл. П10, П11, теплоемкостей газов - по данным [6]. Все остальные данные и зависимости можно прини­мать такими же, как в соответствующем примере расчета.

Все примеры расчета приведены для обжига цементного клинкера.

3.1. Пример теплового расчета печного агрегата

Расчет осуществляется для печного агрегата с теплооб­менной конвейерной решеткой и колосниковым холодильником в соответствии с его схемой (рис.3.1). Особенности при расчете печного агрегата с циклонным теплообменником указаны с по­меткой "ц", работающего по мокрому способу с пометкой "м", для обжига извести, глины на шамот, титанатных спеков, доло­мита (магнезита) - с пометками " и, ш, с, д" соответственно.

Обозначения по схеме:

xт - затраты топлива, м3/кгм (кг/кгм )

Объем, м3/кгм: в

V_охл - охлаждающего воздуха;

V^в_перв - первичного воздуха;

V^в_втор - вторичного воздуха;

V^в_сбр - сбросного воздуха;

V^в_подс - воздуха,подсасываемого в горячем конце печи;

V^в_подс.т - воздуха, подсасываемого в теплообменник;

V^пт-г_г - газов, поступающих из печи в теплообменник; V_о.г - отходящих газов; V^пг_ά·xт - продуктов горения топлива; V^с_СО2 - СО2, образующегося при декарбонизации сырья.

Масса, кг/кгм:

G_вл.с - влажного сырья;

G_м - обоженного материала;

G^п_пу - уноса из печи;

G_пу - безвозвратного уноса(ц:уноса из теплообменника)

G_возвр - уноса, возвращаемого в печь(ц:возврата уноса в в печь нет);

G^т-п_м - материала,поступающего из теплообменника в печь

Исходные данные для расчета:

Производительность агрегата по клинкеру Рч = 110 т/ч.

Состав газообразного топлива и его температура tт = 15 оC

Состав клинкера, мас.доли, %: SiO₂ - 22,90; Al₂O₃ - 5,70; Fe₂O₃ - 4,15; СaO - 65,45; MgO - 1,30; SO₃ - 0,50 (S = 22,90 и т.д.).

Содержание компонентов в сухом сырье (мас.доли), %:

CaO^с = 42,25; MgO^с = 0,75; СО₂^с = 34,00; H₂Oг = 1,20.

Масса сухой сырьевой шихты, дополнительно вводимой для компенсации пылеуноса: ПУ = 1 % от массы сухого сырья.

Начальная влажность сырья W_н = 15 %.

Объемная доля первичного, вторичного воздуха и подсоса

в горячем конце печи: Δ^в_перв= 0,30; Δ^в_втор= 0,65; Δ^в_подс= 0,05

Температура:

сырьевой шихты t_с = 20 ^оС,

возвратного уноса t_возвр = 200 ^оС,

отходящих газов t_о.г = 100 ^оС,

окружающего воздуха t^в = 20 ^оС,

материала, выходящего из печи t^п-х_м = 1200 ^оС,

Максимальная температура материала в печи t ^max _м =1500 ^оС

Насыпная плотность обожженного материала ρ_м = 1500 кг/м3

Эквивалентный диаметр куска материала на теплообменной

решетке и в холодильнике d ^т_э = d_э = 10 мм.

Примечания

1. При расчете тепловых балансов теплосодержание пыли, уносимой газовыми потоками из холодильника, а также матери­ала, компенсирующего унос пыли вторичным воздухом, не рас­сматривается. Считаем, что оно учитывается величиной потерь холодильника в окружающее пространство и неучтенных потерь в печи. Пример расчета с его учетом см. в п.3.4.9.

2. Принято, что пылеунос лишен гидратной влаги. Затра­ты теплоты на дегидратацию безвозвратного уноса в сов­местном тепловом балансе печи и теплообменника, а также теплового агрегата в целом считаем включенными в неучтенные потери (ц: пылеунос из теплообменника не дегидратирован).

3.Принято, что декарбонизация безвозвратного пылеуноса происходит в печи, а bт относится к теоретически необходи­мому количеству сухого сырья (ц: bу = 0, возврата уноса в печь нет).

4. Расчет тепловых эффектов декарбонизации при обжиге клинкера и извести Q^м_о ведется при допущении, что весь СО₂ в сырье связан с СаО.

5. Принято, что G^п_пу = G_возвр + G_пу и степень физико-­химических превращений пылеуноса из печи, возвращаемого в печь, и безвозвратного одинакова (м: Gпу - масса безвозвратного уноса, ц: βу = β^пу = 0,3 - 0,6).


3.1.1. Расчет процесса горения топлива.

Выполняется на ЭВМ "Искра - 1256" по методике, изложенной в [6]. Принят коэффициент избытка воздуха длягорения ά^гор = 1,1 [6]. В результате расчета получено:

V^пг_ά =10,0 м³/мт , V^в_ά = 11,0 м³/мт, Q^р_н = 33300 кДж/мт,

tmin = 47 оС (обозначения согласно [6]).

При обжиге титанатных спеков принимать ά^гор = 1,35-1,40

При использовании пылевидной смеси двух твердых топлив различных составов состав смеси определяется по аддитив­ности.

3.1.2. Расчет затрат сырья и выхода продуктов разложе­ния

1. Теоретические затраты сухого сырья без учета пыле­уноса
(кг/кг_кл)

ПППм - значение потерь при прокаливании обожженного материала, % (может учитываться либо не учитываться).

Для твердого топлива необходимо учитывать присадку зо­лы к материалу. Долю присаживаемой золы Пз принимать в пределах 0,4 - 0,7. Ориентировочное значение затрат топлива хт принимать равным q_уд/Q_н (удельные затраты теплоты на обжиг q_уд - брать по табл. П1, П2 или П3),

значение А^р_с- по ре­зультатам расчета сжигания топлива [6].

ш: СО^с₂ = 0; Н₂Ог = Г * ПППг/100,

где Г - мас.доля глины в сухом сырье, %; ПППг - потери при прокаливании глины.

2. Затраты сухого сырья с учетом пылеуноса


(кг/кг_кл)

3. Выход безвозвратно уносимой пыли (ц: пыли, уносимой из теплообменника, при этом

Gпу = Gсс * ПУ/100; ш: СО^с₂ = 0; в остальных случаях βу = 0,3 - 0,6).

(кг/кг_кл)

4. Выход СО₂ из сырья (ц: βу = 0; СО₂ = 0)

(кг/кг_кл)


(м³/кг_кл)

5. Выход гидратной влаги из сырья (с, д, и: Н2Ог = 0)

(кг/кг_кл)


(ц: )


(м³/кг_кл)

(ш: Н2О = Г * ПППг /104).

6. Затраты влажного сырья


(кг/кг_кл)

7. Выход физической влаги из сырья

(кг/кг_кл)


(м³/кг_кл)

8. Выход СО₂ в теплообменнике (при его отсутствии не расчитывается). Степень декарбонизации сырьевых материалов в теплообменнике βт принимать: ц: 0,05-0,10; д: 0,3-0,5; в остальных случаях 0,15-0,25.


(кг/кг_кл)


(м³/кг_кл)

9. Масса пыли, возвращаемой в печь (возвратного уноса) с,ц: не расчитывается. Массу пыли, уносимой из печи, G^п_пу принимать: м: 0,10-0,15 кг/кгм;

д: 0,35-0,40 кг/кгм; в остальных случаях 0.25-0,30 кг/кгм

Gвозвр = G^п_пу - Gпу = 0,25 - 0,012 = 0,238 (кг/кг_кл)

3.1.3. Расчет минерального состава клинкера и теплового эффекта клинкерообразования при 0 оС

Под минеральным составом клинкера принимается расчет­ное содержание С3S, С₂S, С₃A, С₄AF, определяемое исходя из его заданного химического состава. Содержание в клинкере

СаО, не связанного с SО₃, обозначено С^/ .

С^/ = С - 0,7 * SО₃ = 65,45 - 0.7 * 0.5 = 65,10 %

C₃S = 4,07 * С^/ - 7,6 * S - 6,72 * А - 1,43 * F = 4,07 * 65,10 - 7,6 * 22,90 - 6,72 * *5,70 - 1,43 * 4,15 = 46,68 %

С2S = 8,6 * S - 3,07 * С^/ + 5,1 А + 1,08 * F = 8,6 * 22,90 - 3,07 * 65,10 + 5,1 * 5,70 + 1,08 * 4,15 = 30,64 %

С3А = 2,65 * А - 1,69 * F = 2,65 * 5,70 - 1,69 * 4.15 = 8,091 %

С4АF = 3,04 * F = 3,04 * 4,15 = 12,62 %

Тепловой эффект клинкерообразования равен количеству теплоты, необходимому для того, чтобы из сухого сырья с температурой 0 оС получить без материальных и тепловых потерь 1 кг клинкера с температурой 0 оС.

Расход теплоты

q^р₁ = Gсс * Н₂Ог * q^дег_о/100 = 1,543 * 1,2 * 6870/100 = 127,2 (кДж/кг_кл)

2. На декарбонизацию сырьевых материалов


(кДж/кг_кл)

Если СаО^с , МgО^с не заданы:




где М_СаО, М_СО2 - молярные массы.

ГМ = А/F = 5,70/4,15 = 1,373

Определяем по значению ГМ интерполяцией:

q^р₃ = q_ж.ф = 150 (кДж/кг_кл), (см.табл.П11)

Приход теплоты


q^п₁ = (527 * С₃S + 716 * C₂S + 61 * C₃А + 109 *С₄АF)/100 = (527 * 46,68 + 716 * *30,64 + 61 * 8,09 + 109 * 12,62)/100 = 484 (кДж/кг_кл)

q^п₂= 0,5 * qж.ф = 75 (кДж/кг_кл)

Q^кл_о = ∑q^р_i - ∑q^п_i = 127,22 + 2107 + 150 - 484- 75 =1825,5 (кДж/кг_кл)
3.1.4. Определение размеров печи и потерь теплоты в окружающее пространство

При необходимости расчетного определения размеров печи пользуются данными, приведенными в Приложении (табл.П1 - П4). При дипломном проектировании, если размеры печи не за­даны, подбирают по табл.П1 - П4 или литературе стандартную печь, производительность которой наиболее близка к заданной и превышает ее; аналогичным образом подбирают холодильник [7].

Если задана годовая производительность печного агрега­та, определяют его часовую производительность:

Рч = 1000 * Р/(365 * 24 * Кисп) (кг/ч),

где Рч - годовая производительность, т;

Кисп - коэффициент использования (табл.П1)

По заданному значению Рч =110 т/ч принимаем по опытным данным для печей того же типа и близкой производительности:

q^н_F = 63 кг/(м² * ч); L/Dнар = 16,0 (табл.П3).

Площадь наружной боковой поверхности печи (поверхности по корпусу)

F^н_s.п = Рч / q^н_F = 110000/63 = 1746 (м² )

Диаметр печи по корпусу


(м )

Аналогичным образом можно определить площадь боковой поверхности и диаметр печи по футеровке F^gн_б.п и Dвн , если задаться значениями поверхностного удельного съема (удельной производительности) q^gн_F и отношения L/Dвн.

Можно воспользоваться также значениями объемного удельного съема по корпусу или по футеровке q^н_v., тогда объем печи V = Рч/q^н_v.

Толщину футеровки печей δ принимают равной 0,230 м при Dнар ≥5,2 и 0,200 м - при Dнар < 5,2 м. Можно дополнительно использовать теплоизоляционный слой толщиной до 0,04 м из теплоизоляционных материалов (исключение - зона спекания печей для обжига цементного клинкера). Печи для обжига глины на шамот имеют футеровку из шамота ШЦО толщиной 0,113 м, для мало-габаритных вращающихся печей для обжига титанатных спеков (сырье в виде шлама) толщина футеровки из шамота δ = 0,113 м с наружным теплоизоляцион­ным слоем из асбеста толщиной 0,015 м.

В нашем случае

Dнар = 5,89 > 5,2 м; δ = 0,230 м

Dвн = Dнар - 2 * d = 5,89 - 2 * 0,230 = 5,43 (м)

Длина печи

L = Dнар * (L/Dнар) = 5,89 * 16,0 = 94,3 (м)

Определим размеры зон печи:

а) печи для обжига цементного клинкера (зоны перечис­лены в табл.П5)

Средняя скорость движения материала в печи

Wм = 1,88 * Dвн * i * n/sinb (м/ч),

где i - наклон барабана печи по отношению к горизонтали , %

i = 3-4 % при Dвн > 3,4 м; i = 4-5 % при Dвн < 3,4 м;

n - частота вращения печи 1/ч; n = 0,6-1,2 (принимается тем выше, чем меньше значение i)

β - угол естественного откоса; sin β = 0,78 - 0,87 (зона спекания); sin β = 0,71 - 0,77 (зона охлаждения).

Принимаем i = 3,5 %; n = 0,9.

Длины зон спекания и охлаждения Lз определяем по необ­ходимому времени пребывания в них материала tз: Lз = t_з * Wм (м),

где t_з = 0,50 - 0,65 ч (зона спекания); t_з = 0,20 - 0,25 ч (зона охлаждения).

Для зоны спекания


(м/ч)

Lспек = 0,50 * 41.3 = 20.6 (м)

Для зоны охлаждения


(м/ч)

Lохл = 0,22 * 44,1 = 9,7 (м)

Длины зон декарбонизации и экзотермических реакций

Lэкз = (0,05 - 0,07)L (мокрый способ);

Lэкз = (0,12 - 0,15)L (сухой способ)

Lэкз = 0,14 * 94.3 = 13,2 (м)

Lдек = L - Lохл - Lспек - Lэкз = 94,3 - 9,7 – 20,6 - 13,2 = 50,8 (м)

Для печей с декарбонизатором зоны 1 - 3 отсутствуют; Lэкз = L - Lохл – Lспек

Для печей мокрого способа ориентировочная длина цепной зоны

L^/_ц = 0,07 * L * (0,1 * L/Dнар - 1) (м)

Суммарная длина первых трех зон цепи без учета L^/_ц

L^/_1-3 = L - Lохл - Lспек - Lэкз – L^/_ц

б) печи для обжига извести, магнезита, доломита, глины на шамот, титанатных спеков:

Длины зон определяются по данным табл.П6.

Определение действительной температуры горения топлива

Объемная энтальпия продуктов горения с учетом подог­рева воздуха до температуры на выходе из зоны охлаждения,

в

принимаемой согласно табл.П5 равной (tвтор + 100) оС

i_п.г = [Q^р_н + V^в_α * Δ^в_втор * с^в_t * (t_втор + 100)] / V^п.г_α =

= [33300 + 10 * 0,65 * 1,371 *(600 + 100)]/11= 3594 (кДж/м³)

Энтальпией первичного и подсосанного воздуха при t = 20 оС пренебрегаем.

Объемная энтальпия продуктов горения с учетом пирометрического к.п.д. процесса горения ηпир = 0.75 [6]:

i^/_п.г = 3594* 0,75 = 2696 (кДж/м³)

Действительная температыра горения при α^гор = 1,1 с учетом диссоциации, определенная по i-t диаграмме [8,с.70]

t_гор = 1770 оС

Определение средних температур внутренней поверхности футеровки и площадей поверхности теплопередачи по зо­нам печи

Среднее значение диаметра печи

Dср = (Dвн + Dнар)/2 = (5,43+5,89)/2=5.66 (м)

Средние значения температур внутренней поверхности футеровки по зонам определяются по данным таблицы П5 или П6 (для зоны спекания см. примечание к табл.П5!)

t^ср_вн = (t^нач_м + t^кон_м + t^нач_г + t^кон_г )/4,

при этом температура вторичного воздуха t^в_втор принимается по данным табл.П7.

Зона декарбонизации:

Температура выходящих из печи газов t^п-т_г ориентировочно принята равной 1000 оС.

t^ср­_вн = (800 + 950 + 1000 + 1550)/4 = 1075 (оС)

Fдек = π * Dср * Lдек = 3,14 * 5,66 * 50,8 = 903 (м²)

Зона экзотермических реакций:

t^ср_вн = (950 + 1300 + 1550 + 1770)/4 = 1393 (оС)

Fэкз = 3,14 * 5,66 * 13,2 = 235 (м2)

Зона спекания:

t^ср_вн = (1500 + 1770 + 600 + 1800)/4 = 1417 (оС)

Fспек = 3,14 * 5,66 * 20,6 = 367 (м2)

Зона охлаждения:

t^ср_вн = (1300 + 1200 + 600 + 100 + 600)/4 = 950 (оС)

Fохл = 3,14 * 5,66 *9,7 = 173 (м²)

Материалы футеровки по зонам подбираем по табл.П5 или П6, значение коэффициентов уравнений λ = f(t) - по табл.П8

Для асбеста λ = 0,157 + 0,221 * 10-3 * t, Вт/(м * оС)

В результате расчета потерь теплоты и температур кор­пуса печи на ЭВМ получаем:

Qдек	3380000 Вт	tнар 212 оС
Qэкз	2699000 Вт	tнар 375 оС
Qспек	3290000 Вт	tнар 374 оС
Qохл	753000 Вт	tнар 222 оС

Определим потери теплоты в зоне спекания при исполь­зовании водяного охлаждения. Футеровочный материал - ПШЦ, δ = 230 мм. Температуру внутренней поверхности футеровки вследствие образования обмазки принимаем:

t_вн = t^ср_{вн(спек)} - 100== 1317 оС,

температуру наружной поверхности t_нар = 300 оС.

λ_ср = 3,14 - 0,644 * 10^-3 * (t_вн + t_нар)/2 = 3,14 - 0,644 * 10^-3 * (1317 + 300)/2 = 2,62 Вт/(м * оС)

Q^/_спек = Fспек * (t_вн - t_нар ) * λ_ср/δ = 367* (1317 - 300) * 2.62/0,230 = 4,25 * 10⁶ (Вт)

Потери теплоты печью

Q^/_пот = Qдек + Qэкз + Q^/_спек + Qохл = 1,11 * 10⁷ (Вт) или в расчете на 1 кг клинкера:

q^пот_огр.п= Qпот* 3,6/Рч= 1,11 *10⁷* 3,6/110000 = 363(кДж/кг_кл)

Для печей мокрого способа производства для обжига цементного клинкера к суммарным потерям теплоты на футерованных участках печи добавляем потери в цепной зоне по опытным данным: Qц = 40 кДж/кг


3.1.5Совместный тепловой баланс вращающейся печи и теплообменника (для вариантов с,м: тепловой баланс печи)

Составляется на 1 кг готовой продукции (клинкера) с целью определения затрат топлива хт, м³_т/кг_кл (газообразное топливо) или кг_т/кг_кл (твердое или жидкое). Теплоемкости материалов приняты по данным табл.П10,газов - по данным [6].

Приходные статьи


1.Потенциальная теплота топлива

q^п₁ = Q^р_н * хт = 33300 * хт (кДж/кг_кл)

2. Теплосодержание топлива

q₂ = хт * Ст * tт

Если топливо не подогревается или подогревается до tт < 100 оС, этой статьей пренебрегаем, т.к. она мала по сравнению с другими. В нашем случае tт = 15 оС. Если tт >100 оС,то для угля ст=1,05; для мазута 2,05 Кдж/(кг оС)

3.Теплосодержание поступающего воздуха

q^п₃ = хт * V^в_α*(С^в_перв* t^в_перв * Δ^в_перв + С^в_втор* t^в_втор*Δ^в_втор+С^в_подс*t^в_подс * Δ^в_подс) + V^в_подс.т * С^в_{подс.т *} t^в_подс.т = хт * 10 * (1,298 * 20 * 0,30 + 1,367 * *600 * 0,65 +1,298 * 20 * 0,05) + 0,2 * 1,298 * 20 = 5422 * хт + 5(кДж/кг_кл)

Примечания к статье q^п₃:

1) Значение t^в_втор принимать такое же, как и при расчете по­терь теплоты через ограждения.

2) Объем воздуха, подсасываемого в теплообменник

V^в_подс.т = (0,1 - 0,3) м³/кгм (м,с: Vподс.т нет!)

4.Теплосодержание влажного сырья:

t_c=20 оС ; t_c=40-60 оС в случае ц.

C^ж_H2O=4,19 кДж/кг* оС

q^п₄=(Gсс*Ссс+G^ф_Н2О*C^ж_H2O)*t_c=(1,559*0,837+0,275*4,19)*20=49 (кДж/кг_кл)

Расходные статьи:

1. Затраты теплоты на физико-химические превращния:

q^р₁ = (расчетное значение Q^кл₀ )

Если значение Q^кл₀ не рассчитывается, принимают Qо=(1800 - 2100) кДж/кг_кл; д, и, с: см.табл. П11; ш: q^р₁=Gсс * Г * Аl₂O₃ * q^{дег(Аl2O3)}_о /100, где Аl₂О₃ - мас.доля Аl₂O₃ в глине, %; q^{дег(Аl2O3)}_о- см.табл. П11.

q^р₂ = G^ф_Н2О * r_о = 0,275*2490 = 685(кДж/кг_кл)

rо - удельная теплота парообразования (см.табл.П11)

q^р₃ = Gкл * Скл * t^п-х_кл = 1 * 1,045 * 1200 = 1254(кДж/кг_кл)

4. Теплосодержание отходящих газов

q^р₄ =[xт * V^п.г_α* С^п.г_t +V^с_СО2 * C^СО2_t+ (V^г_Н2О + V^ф_Н2О)*Ct++ Vподс.т * Сt ] * tо.г=

=[хт * 11 * 1,350 + 0,267 * 1,700 +(0,024 + 0,341)* 1,494 +0,2 * 1,30] * 100 =

=1485 xт + 126(кДж/кг_кл)

м,с: V^в_подс.т нет!

Расчет С^п.г_t выполнен по аддитивности: С^п.г_t =∑С_i*u_i(см.[6])

5. Потери теплоты с безвозвратным уносом (ц: с уносом из теплообменника).

Принимаем tпу = tо.г.

q^р₅ = Gпу * с^пу_у * t^без_пу = 0,012 * 0.870 * 100 = 1(кДж/кг_кл)

6. Затраты теплоты на декарбонизацию безвозвратного уноса

(ц; ш: q^р₆ = 0.)

q^р₆= Gсс * ПУ * СО₂^с* βу * (М_СаО/М_СО2 ) * q^{дек(СаО)}_о/100 =

= 1,559* 1 *34*0,6 * (56/44) * 3180/100 = 12,9(кДж/кг_кл)

q^{дек(СаО)}_о - тепловой эффект декарбонизации в расчете на 1 кг СаО (см.табл.П11).

Для с: расчет на 1 кг ВаТiО3; для д – на 1 кг МgО.

7. Потери теплоты в окружающее пространство
q^р₇ = q^пот_0гр.п + q^пот_т = 363 + 90 = 453(кДж/кг_кл)

Потери теплоты теплообменником приняты по опытным данным (табл.П9).

м: q^р₇ = q^пот_0гр.п + q^пот_ц , где потери теплоты в цепной зоне q^пот_ц = 40 кДж/кг_кл

8. Неучтенные потери теплоты


q^р₈ = (0,02 - 0,01) * Q^р_н * хт

q^р₈= 0,085 * Q^р_н * хт = 0,085*33300 = 2830,5 * хт (кДж/кг_кл)

Сумма расходных статей

Q = Σq^р_i = 4357 * хт + 4315 (кДж/кг_кл)

Приравниваем сумму приходных статей к сумме расходных статей и определяем хт:

Qп - Qр = 4303 – 34407*хт

хт = 4303/34407 = 0,125 (м³/кг_кл)

Составляем таблицу теплового баланса, используя найденное значение хт.
Таблица 3.1 Тепловой баланс печи с конвейерной теплообменной решеткой (совместный)

Приход теплоты	кДж/кг	Расход теплоты	кДж/кг
1.Потенциальная теплота топлива	4164	1.На клинкерообразование	1826
2.Теплосодержание топлива	0	2.На испарение физической влаги	685
3.Теплосодержание воздуха	683	3.Теплосодержание клинкера	1254
4.Теплосодержание влажного сырья	49	4.Теплосодержание отходящих газов	312
		5.Потери с уносом	1
		6.Декарбонизация уноса	13
		7.Потери в окружа- ющее пространство	453
		8.Неучтенные потери	354
Итого	4897	Итого	4897

Удельные затраты теплоты (на единицу продукции):

qуд =Q^р_н*хт/Gкл =33300*0,125/1 = 4158 (кДж/кг_кл)

Удельные затраты условного топлива (на единицу продукции):


(кДж/кг_кл)

Найденные значения находятся в пределах, указанных в табл. П3 по данным для действующих тепловых агрегатов.

3.1.6. Тепловой баланс теплообменника

Составляется с целью определения температуры газов, t^п-т_г поступающих из печи. Для нахождения теплоемкостей ориентировочно оцениваем ее в 1000 оС (значение, принятое при расчете потерь теплоты через ограждения). Для варианта

м (при обжиге цементного клинкера) вместо п. 3.1.6, 3.1.10 м. п. 3.2. В остальных случаях при отсутствии теплообмен­ника расчеты по пп. 3.1.6, 3.1.10, 3.2 не выполняются.

Прмход:

1. Теплосодержание влажного сырья

q^п₁ = 49 кДж/кг_кл (см.табл.3.1)

2. Теплосодержание отходящих газов из печи

q^п₂ = [V^п.г_α* хт * С^п.г₁₀₀₀ + (V^с_СО2 – V^т_СО2 ) * С^СО2₁₀₀₀] * t^п-т_г =

= [11 * 0,125 * 1,53 +(0,267 - 0,053) * 2,20] * t^п-т_г = 2,58 * t^п-т_г (кДж/кг_кл)

Значение С^п.г₁₀₀₀ определено по аддитивности.

3. Теплосодержание уноса из печи

q^п₃= G^п_пу * С^п-г₁₀₀₀ * t^п-т_г = 0,250 * 1,04 * t^п-т_г = 0,26 * t^п-т_г (кДж/кг_кл)

4.Теплосодержание воздуха, разбавляющего печные газы.

q^п₄ = V^в_подс.т * С^в_t * t^в_подс = 0,2 * 1,298 * 20 = 5 (кДж/кг_кл)

Qп = ∑q^п_i = 54 + 2,84 * tг i

Расход:

1. Теплосодержание материала, выходящего из теплообменника р г т с т-п

q^р₁=(Gсс–G^г_Н2О - G^г_СО2)*C^с_т*t^т-п_м =

= (1,559 - 0,019 - 0,105)*1,04*800 = 1194 (кДж/кг_кл)

Принимать то же значение t^т-п_м, что и при расчете потерь теплоты через ограждения печи!

2. Теплосодержание отходящих газов

q^р₂ = 312 (кДж/кг_кл) (см.табл.3.1)

3. Затраты теплоты не декарбонизацию


(кДж/кг_кл)

4. Затраты теплоты на дегидратацию (и, д: q4 = 0)

q^р₄ = G^г_Н2О*q^дег₀ = 0,019 * 6870 = 129 (кДж/кг_кл)

5. Теплосодержание безвозвратного уноса (ц: уноса из тепло­обменника)

q^р₅ = 1(кДж/кг_кл) (см.табл.3.1)

6. Затраты теплоты на испарение физической влаги р

q^р₆ = 685 (кДж/кг_кл) (см.табл.3.1)

7. Теплосодержание возвратного уноса (ц: q^р₇= 0)

q^р₇ = G^п_пу * Cпу * t_возвр = 0.238 * 0,91 * 200 = 43 (кДж/кг_кл)

8. Потери теплоты в окружающее пространство р

q^р₈ = 90 (кДж/кг_кл) (см.табл.П 9)

Qп – Qр = 2,84* t^т-п_м - 2823

t^т-п_м = 2823/2,84 = 996 (оС)

Найденное значение t^т-п_м отличается от принятого (1000 оС) менее чем на 100 оС, поэтому оно не уточняется. При необходимости уточнение проводится так же, как для температуры подогрева воздуха [6,с.24].

Значение t^т-п_м находится в пределах рекомендуемых значений (см.примечание к табл. П5).

3.1.7. Тепловой баланс колосникового холодильника

Составляется с целью определения объема сбросного воз­духа (при нормальных условиях), температуру которого можно принимать в пределах 150 - 180 оС. Расчет рекуператорного и барабанного холодильников - см. п. 3.3.

Приход:

q^п₁ = 1254 кДж/кг_кл (см.табл.3.1).

V^в_втор = xт * V^в_α * Δ^в_втор= 0,125 * 10 * 0,65 = 0,813 (м³/кл_кл)

q^п₁ = (V^в_втор + V^в_сбр) * C^в_t* t_в = (0,813 + V^в_сбр) * 1,3 * 20 = 21 + 26*V^в_сбр кДж/кг_кл

Qп = 1275 + 26 * V^в_сбр кДж/кг_кл

Расход:

q^р₁ = V^в_втор * C^в_t * t^в_втор = 0,813 * 1,357 * 600 = 662 кДж/кг_кл

2. Теплосодержание выходящего клинкера (его температуру t^х_м.вых выбрать по табл. П7)

q^р₂ = Gкл * C^кл_t * t^х_м.вых = 1 * 0,79 * 100 = 79 кДж/кг_кл

3. Теплосодержание сбросного воздуха

q^р₃ = V^в_сбр * C^в_t * t^в_сбр = V^в_сбр *1,304 * 150 = 196 * V^в_сбр кДж/кг_кл

4. Потери теплоты в окружающее пространство (см.табл. П7)

q^р₄ = 70 кДж/кг_кл

Qр =811 + 222 * V^в_сбр

Qп – Qр = 464 - 170 * V^в_сбр
V^в_сбр = 2,73 м³/кг_кл

3.1.8. Совместный тепловой баланс печи, теплообменной конвейерной решетки и колосникового холодильника (проверочный)

Составляется по пп.3.1.5 и 3.1.7. Значения статей за­писываются в численном виде. Тепловые потоки, которыми об­мениваются друг с другом печь и холодильник, исключаются. Для агрегатов без внешнего теплообменного устройства сос­тавляется совместный проверочный тепловой баланс печи и

холодильника.

3.1.9. Определение размеров и гидравлического сопро­тивление решетки холодильника

Площадь решетки

Fреш = Рч/q_F = 110000/900 = 122,2 (м²)

Ширина и длина решетки

Шреш = 0.8 * Dвн = 0.8 * 5,43 = 4,35 (м)

Lреш = Fреш/Шреш = 122,2/4,35= 28,1 (м)

Скорость движения материала на решетке

Wреш = Lреш/τ_х = 28,1/0,35 = 80,3 (м/ч),

где τ_х - время пребывания материала на решетке холодильника (tх = 0,25 - 0,5 ч)

Высота слоя материала на решетке

h_сл = g_F * τ_х / ρ_кл = 900 * 0,35/1500 = 0,210 (м)

Средняя температура воздуха в слое материала

оС

где V^в_втор = хт * V^в_α * Δ^в_втор (см. п.3.1.7)

Плотность воздуха при средней температуре

ρ^в_ср=ρ^в₀*Т₀/(Т₀+t_ср) = 1,293*273/(273+137)= 0,862 (кг/м³)

Средняя условная скорость воздуха в слое материала


(м/с)

Гидравлическое сопротивление слоя материала на решетке

(Н/м2)

где x - коэффициент сопротивления.
3.1.10. Определение размеров и гидравлического сопро­тивления теплообменной конвейерной решетки

Ширина решетки

Шк.р = Dвн = 5,4 м

Площадь решетки

Рч* Gсс 110000 * 1,559


(м2)

Значение удельного съема q^р_F принимать в пределах F=350 - 400 кг/(м2* ч)

Длина решетки

Lкр = Fкр/Шкр = 429/5,4 = 78,9 (м)

Средняя высота слоя материалов на решетке g * tкр


(м)

Время пребывания материала на решетке τ_кр принимать в пре­делеах 0,3 - 0,5 ч.

Средний объем СО2 в газах в теплообменнике

V^ср_СО2 = [V^с_СО2 + (V^с_СО2 - V^т_СО2)]/2 = V^с_СО2 - V^т _СО2 /2 =

= 0,267 - 0,053/2 = 0,240 (м³/кг_кл)

Температура газовоздушной смеси в горячем конце теплооб­менника
(оС)

Ориентировочное значение t для определения теплоемкостей

принято равным 950 оС. Поскольку найденное значение t отличается от ориентировочного менее чем на 100 оС, оно не уточняется.

Средняя температура газов в слое материала

t^ср_г =(900\+100)/2 = 500 (оС)

Средняя условная скорость газов в слое материала при дву­кратном прососе газов и приблизительно одинаковой площади обеих зон решетки


(м/с)

Средняя плотность газов в слое материала


(кг/м³)

Гидравлическое сопротивление слоя материала на решетке

(д: d^к_э= 0,04-0,07 м; в остальных случаях d^к_э = 0,005-0,020 м)

(Н/м²)

где x - коэффициент сопротивления

3.2. Расчет цепной зоны печи, работающей по мокрому способу

Исходные данные для расчета:

Влажность материала в конце зоны

Wкон = 8,3 % (можно принимать в пределах 8-10 %)

Масса пыли, вносимой в зону

G^вх_пу = 0,29 кг/кг_кл (можно принимать 0,27-0,32 кг/кг_кл)

Обозначения остальных используемых величин такие же, как в подразделе 3.1

3.2.1. Тепловой баланс зоны

Составляется с целью определения температуры газов, входящих в зону, t^вх_г .

Расчитываем массу физической влаги, сохраняемой материалом в конце зоны:


(кг/кг_кл)

Объем паров воды, входящих в зону

V^ф(вх)_Н2О = G^кон_Н2О/ρ^Н2О₀ = 0,145/0,804 = 0,18 (м³/кг_кл)

Приход

1. Теплосодерждание влажного сырья

q^п₁ = (G_сс* C_сс * G^ф_Н2О * C^ж_Н2О )* t_с =

= (1,559 * 0,837 + 0,275 * 4,187) * 20 = 49 (кДж/кг_кл)

2. Теплосодержание запыленных газов, поступающих в зону

q^п₂=[V^п.г_α*xт*C^п.г +(V^г_Н2О +V^ф(вх)_Н2О )*C^Н2О +V^с_СО2*C^СО2 +G^вх_пу*Cу]*t^вх_г =

=[11,0*0,195*1,51 + (0,022 + 0,193)*1,668 + 0,277*2,131 +0,290*1,010] * t^вх_г = =3,55* t^вх_г

Значение теплоемкостей определены при ориентировочной температуре

t^/вх_г = 800 оС. Значение С^п.г определено по аддитивности.

Qп = ∑q^п_i = 49 + 3,55 * t^вх_г

Расход:

1.Теплосодержание выходящего материала с присаженной пылью р вх п кон ж вых

q^р₁ = [Gсс* Cсс + (G^вх_пу - Gпу) * Cу + G^кон_Н2О* C^ж_Н2О] * t^вых_м =

=[1,559*0,837 + (0,29 - 0,25)*0,870 + 0,145*4,187]*100 =194,5 кДж/кг

2. Теплосодержание запыленных отходящих газов

q^р₂ =[V^п.г_α*xт*Cп.г +(V^г_Н2О + V^ф_Н2О)*C^Н2О +V^с_СО2*C^СО2 + G^п_пу*Cу]*tо.г=

=[11,0*0,125*1,43 + (0,023 + 0,342)*1.5052 + 0,267*1,7 +

+ 0,25*0,87] * 100 =319 кДж/кг

3. Затраты теплоты на испарение физической влаги р ф кон

q^р₃ = rо *(G^ф_Н2О - G^кон_Н2О) = 2490 *(0.275 -0,145) = 325 кДж/кг

rо - удельная теплота парообразования, кДж/кг Н2О

4. Потери теплоты через ограждения

q^р = 40 кДж/кг (по опытным данным)

Qр =881,5 кДж/кг

Qп – Qр = 3,55 * t^вх_г – 829 = 4068 кДж/кг

t^вх_г = 237 оС

3.2.2. Определение размеров цепной зоны

Площадь сечения печи в свету

D_вн = 4,50 м; Fвн = π*D²_вн/ 4 = 23,2 (м²)

Объем газов, входящих и выходящих в зону

V^г(вх)₀ = V^п.г_α*xт +V^г_Н2О + V^ф(вх)_Н2О + V^с_СО2 =11*0,125+0,023+0,18+0,267=1,846

V^о.г₀ = V^п.г_α * xт + V^г_Н2О + V^ф_H2 + V^с_СО2 = 11*0,125+0,023+0,342+0,267=2,008

Средний объем газов по зоне

Vср0 = V^п.г_α * xт + V^г_Н2О + (V^ф(вх)_Н2О + V^ф_H2O)/2 +V^с_СО2 =

=11*0,12+0,023+(0,018+0,342)/2+0,267=1,927 (м³/кг_кл)

Средняя скорость газов при нормальных условиях, отнесенная к полному сечению печи


(м³/(м²* с))

Коэффициент теплоотдачи в цепной зоне по эмпирической зависимости

α_ц = 16,5 * W^0,7_г =16,5*2,54^0,7=31,7 (Вт/(м²* с))

Условная поверхность теплообмена на протяжении одного мет­ра длины цепной зоны

Fц = π*Dвн*(1 + Кц) = 3,14*5,4* (1 + 3) = 68,3 (м²)

Средняя разность температур между газовым потоком и мате­риалом в цепной зоне


(оС)

Количество теплоты, переданное материалу в цепной зоне




(кДж/кг_кл)

Длина цепной зоны


м

Окончательное значение Lц принимать как наибольшее из зна-

чений L^/_/ц , требуемого по условиям теплообмена, и принятого

ранее L^/ц (см. п. 3.1.4).
3.3. Расчет рекуператорного и барабанного холодильников

Расчет выполнен на примере рекуператорного холодиль­ника агрегата для обжига клинкера с указанием особенностей для барабанного холодильника

3.3.1. Тепловой баланс холодильника

Составляется с целью определения температуры вторичного воздуха t^в_втор

Приход:

1. Теплосодержание поступающего воздуха

q^п₁ = V^в_α * х_т * Δ^в_втор * С^в_t * t^в_вх = 10 * 0,22 * 0,65 * 1,3 * 20 = 37 (кДж/кг_кл)

2. Теплосодержание поступающего материала

q^п₂ = G_м * С_м * t^п-х_м = 1 * 1,045 * 1200 = 1254

Q^п = q^п₁ + q^п₂ = 37 + 1254 = 1291

Расход

1. Теплосодержание вторичного воздуха

q^р₁ = V^в_α * х_т * Δ^в_втор * i^в_втор = 10 * 0,22 * 0,65 * i^в_втор = 1,43 * i^в_втор

2. Теплосодержание выходящего материала

q^р₂ = G_м * С_м * t^вых_м = 1 * 1,045 * 300 = 261

Температуру материала t^вых_м принимать по табл.П7.

3. Потери теплоты в окружающее пространство

q^р₃ = 251 (принимается по табл.П7)

Q^р = q^р₁ + q^р₂ + q^р₃ = 512 + 1,43 * i^в_втор

Q^п = Q^р; 1291 = 512 + 1,43 * i^в_втор

i^в_втор = 544,9

t^в_втор = 400 °С ( по i - t диаграмме [8,с.70])

Можно определить значение t^в_втор по i^в_втор так же, как в [6,с.24].

3.3.2. Определение размеров холодильника

Расход воздуха, проходящего через холодильник

V^в_о = G * x_т * V^в_α * Δ^в_втор /3600 = 15000 * 0,22 * 10 * 0,65/3600 = 5,96 (м³/с)

Внутренний диаметр рекуператора (для барабанного холодиль­ника - барабана)



(значение скорости воздуха в холодильнике W^в_о и число реку­ператоров n приняты согласно табл.П7. Для барабанного холо­дильника n = 1).

Длина рекуператора (или холодильника)

L = (L/D_вн) * D_вн = 4,5 * 1,52 = 6,83 (м)

(значение L/D_вн принято согласно табл.П7).

3.4. Пример теплового расчета печного агрегата с цик­лонным теплообменником, декарбонизатором и колоснико­вым холодильником

Расчет осуществляется в соответствии со схемой печного агрегата (рис.3.2). Данные для расчета принимать таким же образом, как указано перед п.3.1.

Исходные данные

Производительность агрегата по клинкеру Р_ч = 125 т/ч

Состав газообразного топлива и его температура

Состав клинкера

Содержание компонентов в сухом сырье, %:

СаО^с = 42,40; МgО^с = 1,14; ППП^с = 34,83

Степень декарбонизации СаСО3:

в печи b_п = 0,15

в декарбонизаторе b_д = 0,45

в смесительной камере b_см = 0,40

Доля подсасываемого воздуха:

в головке печи Δ^п_подс = 0,05

в декарбонизаторе Δ^д_подс = 0,05

Доля первичного воздуха Δ^в_перв = 0,10

Доля сжигаемого топлива:

в печи Δ^п_т = 0,4

в декарбонизаторе Δ^д_т = 0,6, в т.ч. в вихревой горелке D^в.г._т = 0,07

Объем воздуха, подаваемого в холодильник V^в_охл = 3,0 м3/кг_кл

Масса уносимой пыли:

из печи в смесительную камеру G^п-см_пу = 0,0525 кг/кгкл

с воздухом из холодильника в декарбонизатор G^х-д_пу = 0,015 кг/кг_кл

со вторичным воздухом из холодильника в печь G^х-п_пу = 0,085 кг/кг_кл

с воздухом из холодильника в осадительную камеру G^х-ок_пу = 0,06 кг/кг_кл

со сбросным воздухом из холодильника G^х(сбр)_пу = 0,05 кг/кг_кл

Коэффициенты полезного действия циклонов hi, где (i - номер ступени теплообменника):

hI = 0,8; hII = 0,85; hIII = 0,9; hIY = 0,95

Температура:

сырья, поступающего в циклонный теплообменник t_c = 60 С

отходящих газов t_о.г = 350 С;

топлива t_т = 10 С

окружающего воздуха t^в_окр = 20 С;

материала, поступающего из печи в холодильник t^п-х_м = 1350 °С

Потери теплоты в окружающее пространство, кДж/кг_кл:

декарбонизатором (со смесительной камерой) 25; трубопрово­дом горячего воздуха (включая теплосодержание пыли, улов­ленной в осадительной камере) 70; циклонами I, II, III, IY ступеней соответственно 35; 30; 25; 20.

Коэффициенты избытка воздуха:

за печью α_п = 1,1;

за декарбонизатором α^д = α^гор = 1,05;

за циклонами I -IY ступеней: α^I = 1,12; α^II = 1,17; α^III = 1,22; α^IV = 1,27.

Примечания:

1. При расчете не рассматривается теплосодержание без­возвратного пылеуноса и вводимой для его компенсации сырь­евой шихты, т.к. их значения пренебрежимо малы по сравнению с другими статьями тепловых балансов. Принимается, что унос представляет собой сырьевую шихту, не претерпевшую физико­химических превращений.

2. Потери теплоты в осадительной камере, в том числе с осажденной в ней пылью, включены в потери в окружающее про­странство в трубопроводе холодильник-декарбонизатор.

3. По опытным данным температура материала, осаждаемого в циклоне каждой ступени, приблизительно на 10 °С ниже, чем температура отходящих из этого циклона газов, что может быть учтено при расчете. Однако в примере расчета эти температу­ры приняты равными, что не вносит существенной погрешнос­ти в результаты.

4. Принято, что степень протекания экзотермических ре­акций образования С2S, С3А и С4АF в декарбонизаторе состав­ляет 30 %; в циклоне II ступени происходит разложение МgCO3; III ступени - дегидратация (50%), IY ступени - дегидратация (50 %) и испарение.

5. При необходимости учесть теплосодержание топлива если t ≥ 100 °С) его рассчитывают по формуле:

q_т = (x_т * C^т_t * V^соп_Н2О * C^Н2О_t ) * t_т,

где, С^т_t - затраты топлива, кг/кг_кл, и его теплоемкость

(для угля С^т_t = 1,05; для мазута 2,05 кДж/(кг * °С);

V^соп_Н2О, C^Н2О_t - затраты и теплоемкость сопутствующего водяного пара (может использоваться при сжигании мазута в форсунках;

V^соп_Н2О = (0.6 - 0.8) * х_т/ρ^Н2О₀ )

3.4.1. Расчет процесса горения топлива на ЭВМ "Искра – 1256"

или IBM PC AТ.

Выполняется по методике, изложенной в [6]. В результа­те расчета получено:

V^в_α = 10 м³/м³_т ; V^п.г._α = 11 м³/м³_т ; Q^р_н = 33500 кДж/м³_т

Состав продуктов горения (объемные доли u_i):

СО2 - 0,091; H2O - 0,181; N2 - 0,719; О2 - 0,009.

3.4.2. Определение затрат сырья и выхода газообразных

продуктов его разложения

1. Удельные теоретические затраты сухой сырьевой шихты

(кг/кг_кл)

(в случае работы печи на твердом топливе см.п.3.1.2).

2. Выход СО2 из сырья

(кг/кг_кл)

(кг/кг_кл)

(м3/кг_кл)

(м3/кг_кл)

G^c_CO2 = G^c(Ca)_CO2 + G^c(Mg)_CO2 = 0.512 + 0.013 = 0.525 (кг/кг_кл)

V^c_CO2 = V^c(Ca)_CO2 + V^c(Mg)_CO2 = 0.26 + 0.0064 = 0.27 (м3/кг_кл)

3. Выход гидратной влаги

G^г_W = G_сс – G^с_СО2 - 1 = 1,54 - 0,525 - 1 = 0,018 (кг/кг_кл)

V^г_W = G^г_W /ρ^Н2О₀ = 0,018/0,804 = 0,023 (м3/кг_кл)

4. Затраты влажного сырья

(кг/кг_кл)

5. Выход физической влаги из сырья

(кг/кг_кл)

(м3/кг_кл)

6. Выход СО2 из СаСО3 в печи

G^п_СО2 = b_п * G^c(Ca)_CO2 = 0,15 * 0,512 = 0,23 (кг/кг_кл)

V^п_CO2 = G^п_СО2 / ρ^СО2₀ = 0,23/1,977 = 0,12 (м3/кг_кл)

То же в декарбонизаторе

G^д_CO2 = b_д * G^c(Ca)_CO2 = 0,45 * 0,512 = 0,231 (кг/кг_кл);

V^д_CO2 = G^д_СО2 / ρ^СО2₀ = 0,231/1,977 = = 0,117 (м3/кг_кл)

То же в смесительной камере

G^см_CO2 = b_см * G^c(Ca)_CO2 = 0,4 * 0,512 = 0,205 (кг/кг_кл);

V^см_CO2 = G^см_СО2 / ρ^СО2₀ = 0,205/1,977 = = 0,104 (м3/кг_кл)

3.4.3. Расчет минерального состава клинкера и тепло­вого эффекта клинкерообразования при 0 °С.

Пример расчета - см. п. 3.1.3. В результате расчета получено:

C3S = 46,7 %; C2S = 29,6 %; C3А = 8,1 %; C4AF = 12,6 %;

Q^кл₀ = 1849 кДж/кг_кл

3.4.4. Определение объемов воздуха

1. Затраты воздуха на горение топлива в печи

V^в_п = Δ^п_т * x_т * V^в_α = 0,4 * x_т * 10 = 4 * x_т м³/кг_кл

В том числе: подсос через головку в горячем конце печи

V^в_подс.п = V^в_п * Δ^п_подс = 4 * х_т * 0,05 = 0,2 * х_т

первичный воздух V^в_перв = V^в_п * Δ^в_перв = 4 * х_т * 0,10 = 0,4 * х_т

вторичный воздух V^в_втор= V^в_п - V^в_перв - V^в_подс.п = 4 * х_т- 0,4 * х_т - 0,2 * х_т=

= 3,4 * х_т

2. Затраты воздуха на горение топлива в декарбонизаторе

V^в_д = V^в_α * x_т * Δ^д_т = 10 * x_т * 0,6 = 6* x_т

В том числе: подсос в декарбонизатор

V^в_подс.д = V^в_д * Δ^д_подс = 6 * x_т * 0.05 = 0,3 * x_т

воздух, поступающий из холодильника

V^в_х-д = V^в_д - V^в_подс.д = 6 * x_т - 0.3 * x_т = 5,7 * x_т

3. Объем сбрасываемого из холодильника воздуха

V^в_сбр = V^в_охл - V^в_перв - V^в_д = 3,0 - 3,4 * х_т - 5,7 * х_т =

= 3,0 - 9,1 * х_т

3.4.5 Определение потерь теплоты в окружающее прост­ранство

Принимаем толщину футеровки печи d = 0,2 м (см. раздел 4.2). Диаметр внутренней поверхности печи

D_вн = D_н - 2 * δ = 4,5 - 2 * 0,2 = 4,1 (м)

Расчетная площадь боковой поверхности печи

F_расч= L_n * π(D_вн+ D_н)/2 = 80 * 3,14*(2,1 + 2,5)/2 = 578 (м²) При необходимости определения размеров печи по заданной производительности (см.раздел 3.1.4.)

Расчет потерь теплоты в окружающее пространство печью выполняется подобно п.3.1.4. В результате расчета получено:

q^п_пот = 331,3 кДж/кг_кл

3.4.6. Определение масс пыли

Поступающей в печь из циклона I ступени

G^1-п_м = 1 + G^п_СО2 + G^п_пу = 1 + 0,231 + 0,053 = 1,283 (кг/кгкл)

Поступающей в циклон I ступени

G^I_м.вх = G^1-п_м /hI = 1,283/0,8 = 1,604 (кг/кг_кл)

Выходящей из циклона I ступени с газами

G^I-II_м = G^I_м.вх - G^1-п_м = 1.604 - 1,283 = 0,321

Поступающей в декарбонизатор из циклона II ступени

G^I-д_м = G^I_м.вх + G^д_СО2 + G^см_СО2– G^п_пу – G^х-д_пу =

= 0,321 + 0,231 + 0,205 - 0,053 - 0,015 = 1,972

Поступающей в циклон II ступени

G^II_м.вх = G^I-д_м/h2 = 1.972/0.85 = 2,32

Выходящей из циклона II ступени с газами

G^II-III_м = G^II_м.вх – G^II-д = 2,32 – 1,97 = 0,348

Осевшей в циклоне III ступени

G^III-II_м = G^II_м.вх + G^II_CO2 – G^I-II_м = 2,32 + 0,013 - 0,321 = 2,012

G^II_CO2= G^c(Mg)_CO2

Поступившей в циклон III ступени

G^III_м.вх = G^III-II_м.вх/h3 = 2,012/0,9 = 2,235

Выходящей из циклона III ступени с газами

G^III-IV_м = G^III_м.вх – G^III-II_м = 2.235 – 2.012 = 0,224

Осевшей в циклоне IY ступени

G^IV-III_м = G^III_м.вх+ 0,5*G^г_w – G^II-III = 2,235 + 0,5 * 0,018 – 0,348 = 1,896

Поступившей в циклон IY ступени

G^IV_м.вх = G^IV-III_м/h4 = 1,896/0,95 = 1,996

Выходящей из циклона IY ступени с газами

G^IV_м.вых = G^IV_м.вх – G^IV-III_м = 1,996 -1,896 = 0,1

Поступившей в циклон IY ступени из бункера сырьевой шихты

G^б-IV_м = G^IV_м.вх + 0,5*G^г_w + G^ф_w – G^III-IV_м =

= 1,996 + 0,5*0,018 + 0,016 – 0,224 = 1,797 (кг/кг_кл)

Масса клинкера, поступающего из печи в холодильник

G^п-к_кл = G^х-г_пу = 1 + G^х-п_пу = 1+ 0,085 = 1,085 (кг/кг_кл)

Масса клинкера, выходящего из холодильника

G^вых.х_кл = 1 – G^х-г_пу – G^х(сбр)_пу = 1 – 0,06 – 0,05 = 0,89

Проверочный расчет

G_сс + G^IV_м.вх = 1.543 + 0,1 = 1,643 ≈ G^б-IV_м = 1,797

3.4.7. Тепловой баланс печной установки

(печь + холодильник + теплообменник)

Составляется на 1 кг клинкера. Теплоемкости материа­лов приняты по табл.П10, газов - по данным [6]. Цель - оп­ределение затрат топлива хт, м³/кг_кл.

Приход

1.Теплота сгорания топлива

q^п₁ = Q^р_н * х_т = 33300 * х_т кДж/кг_кл

Если температура топлива t_т> 100 °С, см.примечание 5 к исходным данным.

2. Теплосодержание сырья

q^п₂ = (Gсс * Ссс + G^ф_Н2О * С^ж_Н2О) * t_с =

= (1,543 * 0,870 + 0,016 *4,19) * 60 = 84,47

3. Теплосодержание воздуха

q^п₃ = [V^в_охл + V^в_перв + x_т *(a^IV - a^гор) * V^р_а/a^гор ] * C^р_t * t^р =

= [3,0 + 0,4 * х_т + х_т *(1,27 - 1,05) * 10/1,05] * 1,3 * 20 =

= 78 + 64,9 * х_т

Q^п = Σq_i = 33364,9 * х_т + 162,5

Расход

1. Затраты теплоты на клинкерообразование

q^р₁ = G_кл * Q^кл_о = 1 * 1849 = 1849 кДж/кг_кл

2. Затраты теплоты на испарение физической влаги

q^р₂ = G^ф_w * r₀ = 0,016 * 2490 = 39

3. Теплосодержание клинкера, выходящего из холодильника с температурой t^вых.х_кл, выбираемой по табл.П7.

q^р₃ = G_кл * C_кл * t^вых.х_кл = 1 * 0,790 * 100 = 79

4. Теплосодержание газов, выходящих из теплообменника

q^р₄ = х_т * V^п.г_а * i^п.г_t +{[(а^IV - а_гор) * х_t * V^в_а/а_гор] * C^в_t + [V^c_CO2 + (V^ф_w +

+ V^г_w) * C^Н2О_t]} * t_о.г = x_т * 11 * 500 + [x_т *(1,27 - 1,05)* 10/1,05] * 1,323 +

+[0,266*1,895 +(0,023 + 0,019) * 1,554] * 350 = 5502,8 * x_т + 199

Удельная энтальпия продуктов горения определена по i - t диаграмме [8,с.70].

5. Потери теплоты в окружающее пространство (потери холодильником приняты по табл.П7)

q^р₅ = q^п_пот + q^дек_пот + q^цикл_пот + q^труб_пот + q^х_пот =

= 331 + 25 + (35 + 30 + 25 + 20) + 70 + 60 = 596

6. Теплосодержание сбросного воздуха, имеющего темпе­ратуру (150 - 180) °С

q^р₆ = V^в_сбр * C^в_сбр * t^в_сбр= (3,0 - 9,1 x_т) *1,305 * 160 = 627 – 1892 * х_т

7. Теплосодержание пыли в отходящих газах

q^р₇ = G^IV_м.вых * C_сс * t_о.г = 0,1 * 1,020 * 350 = 35,7

8. Теплосодержание пыли в сбросном воздухе

q^р₈ = G^х(сбр)_пу * C_кл * t^в_сбр = 0,05 * 0,815 * 150 = 6,1

Q^р = Σq_i = 3610,7 * x_т + 3351

Q^п = Q^р ; 33364,9 * х_т + 162,5 = 3610,7 * x_т + 3351

Затраты топлива х_т = 0,11 м³/кг_кл

Удельные затраты теплоты на обжиг 1 кг клинкера в тепловом агрегате

кДж/кг_кл

Удельные затраты топлива в печи, в декарбонизаторе и в вихревой горелке

х^п_т = х_т * Δ^п_т = 0,11 * 0,4 = 0,044 (м³/кг_кл)

х^д_т = х_т * Δ^п_т = 0,11 * 0,6 = 0,066 (м3/кгкл)

х^в.г_т = х^д_т * Δ^д_т = 0,066 * 0,07 = 0,0046 (м3/кгкл)

3.4.8. Расчет потоков газов в циклонном теплообмен­нике и декарбонизаторе

1.Теоретические затраты воздуха для сжигания топлива

V^в_а=1 = V^в_а/a^гор = 10,0/1,05 = 9,52 (м³/м³_т)

2.Объем воздуха, подсасываемого в загрузочной головке печи

V^в_{подс.загр} = (a_п - a_гор) * V_а=1 * x^п_т = (1,1 - 1,05) * 9,52 * 0,044 = 0,02 м³/кг_кл

3. Коэффициент избытка воздуха на выходе из смесительной камеры



(при одинаковых значениях a_п и a_д: a_см = a_п = a_д).

4. Объем воздуха, подсасываемого в каждом из циклонов

V^в_подс.I = V^в_а=1 * x_т * (a^I – a_см) = 9,52 * 0,11 * (1.12 - 1,07) = 0,051 (м³/кг_кл)

V^в_{подс.ц(II,III,IY)} = V_а=1 * х_т * (a^m+1 – а^m) = 9,52 * 0,11 * 0,05 =0,052

5. Объем газов, выходящих из печи, декарбонизатора, смеси­тельной камеры и циклонов

V^п-см_г = V^п.г_а * х^п_т + V^п_СО2 + V^в_{подс.загр} = 11 * 0,044 + 0,117 + 0,02 = 0,621 (м³/кг_кл)

V^д-см_г = V^п.г_а * х^д_т + V^д_СО2 = 11 * 0,066 + 0,117= 0,842 (м³/кг_кл)

V^см-I_г = V^д-см_г + V^п-см_г + V^см_СО2 = 0,842 + 0,621 + 0,104 = 1,566 (м³/кг_кл)

V^I-II_г = V^см-I_г + V^в_подс.I = 1,566 + 0,052 = 1,619 (м³/кг_кл)

V^II-III_г = V^I-II_г + V^в_подс.II + V^c(MgO)_CO2 = 1,619 + 0,052 + 0,0064 = 1,677 (м³/кг_кл)

V^III-IV_г = V^II-III_г + V^в_подс.III + 0,5 * V^г_w = 1,677 + 0,052 + 0,5 * 0,023 = 1,741 (м³/кг_кл)

V^IV_о.г = V^III-IV_г + V^в_подс.IY + 0,5 * V^г_w – V^ф_w =

= 1,741 + 0,052 + 0,5 * 0,023 – 0,019 = 1,785 (м3/кгкл)

6. Расчет объемов компонентов продуктов горения на выходе из печи, декарбонизатора и смесительной камеры

V^п.г_i = u^п.г_i * V^п.г_а * x_т * Δ^(п.д)_т

Например:

V^п.г(см)_N2 = 0,719 * 11,0 * 0,11 = 0,869

V^п.г(п)_N2 = 0,719 * 11,0 * 0,11 * 0,4 = 0,348

Результаты расчета газовых потоков сводим в табл.3.2, при этом

V^п_СО2 = V^п.г(п)_СО2 + V^с(п)_СО2 и т.д.

Таблица 3.2

Объем газов на выходе из частей теплового агрегата

Составляющая газовой смеси	Объём, м3/кгкл, на выходе из:
	печи	декар- бониз	смесит. камеры	циклонов ступеней
				I	II	III	IV
N2	0,348	0,521	0,869	0,869	0,869	0,869	0,869
CO2	0,161	0,183	0,214	0,214	0,214	0,214	0,214
O2	0,0044	0,0063	0,011	0,011	0,011	0,011	0,011
H2O	0,087	0,131	0,219	0,219	0,219	0,219	0,219
Всего	0,600	0,841	1,313	1,313	1,313	1,313	1,313

3.4.9. Тепловой баланс холодильника (совместно с байпасным трубопроводом)

Приход

1. Теплосодержание клинкера, поступающего в холодильник

q^п₁ = G^п-х_кл * C_кл* t^п-х_кл = 1 * 1,09 * 1200 = 1308 (кДж/кг_кл)

2. Теплосодержание воздуха

q^п₂ = V^в_охл * C^в * t^в = 3,0 * 1,3 * 20 = 78

Расход

1. Теплосодержание выходящего клинкера

q^р₁ = 79 (по п.3.4.7)

2. Теплосодержание вторичного воздуха

q^р₂ = V^в_втор * C^в * t^в_втор = 3,4 * х_т * С * t^в_втор =

= 3,4 * 0,11 * 1.385 * t^в_втор = 0,517 * t^в_втор

Ориентировочное значение С^в с С_кл для статей 2,3 берем по температуре вторичного воздуха, принятой для расчета потерь теплоты через ограждения печи (п.3.4.5); в нашем примере ее значение t^/_в = 300 °С

3. Пыли вторичного воздуха

q^р₃ = G^х-п_пу * C_кл* t^в_втор= 0,085 * 0,6974 * t_втор = 0,059 * t_втор

4. Сбросного воздуха

q^р₄ = 627 - 1892 * хт = 627 - 1892 * 0,11 = 419 (по п.3.4.7)

5. Пыли сбросного воздуха

q^р₅ = 6,11 (по п.3.4.7)

6. Воздуха из холодильника в декарбонизатор, имеющего температуру (600- 650) °С

q^р₆ = V^в_х-д * C^в_д * t^в_д = 5,7 * 0,11 * 1,357 * 620 = 527

7. Пыли в воздухе на декарбонизатор

q^р₇ = G^х-д_пу * C^в_кл * t^в_д = 0,015 * 0,940 *620 = 9

8. Потери в окружающее пространство

q^р₈ = q^х_пот + q^труб_пот = 60 + 70 = 130

Q^р = Σq^р_i = 0,576 * t^в_втор + 1170

Q^р = Q^п ; 1386 = 0,576 * t^в_втор + 1170

t^в_втор = 375 °С

Значение t^в_втор и t^/_в различаются менее чем на 100 °С, и уточнение t^в_втор не производится (пример уточнения - см.п.3.4.11)

3.4.10. Тепловые балансы циклонов

Составляются начиная с IY ступени с целью определения температур поступающих в них газовых потоков. В качестве примеров рассмотрим тепловой баланс циклона II ступени, а затем - совместный тепловой баланс циклона I ступени, де­карбонизатора и смесительной камеры.

Тепловой баланс циклона II ступени.

Считаем, что температура выходящих из него газов опре­делена из теплового баланса циклона III ступени и составля­ет 740 °С, а температура материала, поступающего из циклона III ступени - 650 °С. Схемы составления тепловых балансов циклонов II, III, и IY ступеней сходны, но учитывается раз­личие протекающих в них физико-химических процессов.

Приход

1. Теплосодержание материала, поступающего из циклона III ступени

q^п₁ = G^III-II_м * C_сс * t^III-II_гм = 1,822 * 1,040 * 650 =

= 1232 (кДж/кг_кл)

2. Теплосодержание газов, поступающих из циклона I ступени

q^п₂= (V_СО2 * C_СО2 + V_N2 * C_N2 + V_O2 * C_O2 + V_H2O * C_H2O + V_в * C_в) *

* t^I-II_г = (0,364 * 2,131 + 0,837 * 1,367 + 0,010 * 1,450 + 0,210 *

* 1,668 + 0,070 * 1,385) * t^I-II_г = 2,382 * t^I-II_г

Ориентировочные значения С_газ и С_сс берем при t^/_г = 800 °С, отвечающей значению t^т-пм, принятому при расчете потерь через ограждения печи.

3. Теплосодержание пыли, поступающей из циклона I ступени

q^п₃ = G^I-II_м * C_сс * t^I-II_г = 0,321 * 1,040 * t^I-II_г = 0,333 * t^I-II_г

4. Теплосодержание присоса воздуха

q^п₄ = V^в_прис.II * C^в * t^в = 0,0503 * 1,3 * 20 = 1,31

Q^п = Σq^п_i = 1233 + 2,715 * t^I-II_г

Расход

1. Затраты теплоты на декарбонизацию



2. Теплосодержание материала, выходящего из циклона в декарбонизатор

q^р₂ = G^II-д_м * C_сс * t^II-III_г = 1,773 * 1,04 * 740 = 1365

3. Теплосодержание отходящих газов

q^р₃ = (V_СО2 * C_СО2 + V_N2 * C_N2 + V_O2 * C_O2 + V_H2O * C_H2O + V_в * C_в) *

* t^II-III_г = (0,373 * 2,11 + 0,873 * 1,36 + 0,01 * 1,441 + 0,21 * 1,652 + 0,12 * 1,378) * 740 = 1815

4. Теплосодержание пыли в отходящих газах

q^р₄ = G^II-III_м * C_сс * t^II-III_г = 0,312 * 1,040 * 740 = 240

5. Потери в окружающее пространство

q^р₅ = 30

Q^р = Σq^р_i = 3500

Q^п = Q^р; 1233 + 2,715 * t^I-II_г = 3500

t^I-II_г = 835 °С

Так как t^I-II_г и t^/_г различаются менее чем на 100 °С, уточнение температуры не производится (пример уточнения - см.п.3.4.11)

3.4.11. Совместный тепловой баланс циклона I ступени, декарбонизатора и смесительной камеры

Приход

1. Теплота сгорания топлива в декарбонизаторе

q^п₁ = x^д_г * Q^р_н = 0,0636 * 33500 = 2131 (кДЖ/кг_кл)

2. Теплосодержание газов, поступающих из печи

q^п₂= (V_СО2 * C_СО2 + V_N2 * C_N2 + V_O2 * C_O2 + V_H2O * C_H2O + V_в * C_в) *

* t^п-см_г = (0,081 * 2,204 + 0,335 * 1,392 + 0,004 * 1,478 + 0,084 * 1,723 +

+ 0,020 * 1,410) * t^п-см_г = 0,824 * t^п-см_г

Ориентировочные значения теплоемкостей берем при t^/_г = 1000 °С, отвечающей значению t^п-см_г, принятому при рас­чете потерь через ограждения печи.

3. Теплосодержание пыли, поступающей из печи с газами

q^п₃ = G^п_пу * C_у * t^п-см_г = 0,0525 * 1,040 * t^п-см_г = 0,0546 * t^п-см_г

4. Теплосодержание воздуха, поступающего из холодильника

q^п₄ = 507 (по п.3.4.9)

5. Теплосодержание пыли в воздухе из холодильника

q^п₅ = 9 (по п.3.4.9)

6. Теплосодержание материала из циклона II ступени

q^п₆ = 1365 (по п.3.4.10)

7. Тепловой эффект экзотермических реакций

q^п₇ = 0,3 * (716 * С2S + 61 * С3A + 109 * C4AF)/100 =

= 0,3 * (716 *29,6 + 61 * 8,1 + 109 * 12,6)/100 = 69,1

Q^п = Σq^п_i = 0,878 * t^п-см_г + 4080

Расход

1. Затраты теплоты на декарбонизацию СаСО3



2. Теплосодержание материала, поступающего в печь

q^р₂ = G^I-п_м * C_сс * t^I-II_г = 1,129 * 1,040 * 835 = 1114

3. Теплосодержание газов и пыли, выходящих из циклона I ступени

q^р₃ = (2,382 + 0,333) * t^I-II_г = 2,715 * 835 = 2267 (из п.3.4.10)

4. Потери в окружающее пространство

q^р₄ = q^I_пот + q^дек_пот = 35 + 25 =60

Q^р = Σq^р_i = 5210

Q^п = Q^р; 0,878 * t^п-см_г + 4080 = 5210

t^п-см_г = 1286 °С

Уточняем значение t^п-см_г :

q^{п-см(1200 °С)}_г,м = (V_СО2 * C_СО2 + V_N2 * C_N2 + V_O2 * C_O2 + V_H2O * C_H2O + V_в * * C_в + G^п-см_пу * С_у) * 1200 = (0,81 * 2,231 + 0,335 * 1,404 + 0,004 * 1,489 +

+ 0,084 * 1,750 + 0,020 * 1,422 + 0,0525 * 1,050) * 1200 = 1065

q^{п-см(1300 °С)}_г,м =(0,081 * 2,264 + 0,335 * 1,414 +0,004 * 1,500 +

+ 0,084 * 1,777 + 0,020 * 1,433 + 0,0525 * 1,050) * 1300 = 1165

Составляем пропорцию:

q^{п-см (1300)}_г,м - q^{п-см(1200)}_г.м - 100 °С

q^{п-см(1200 + х)}_г,м - q^{п-см(1200)}_г,м - х °С



t^п-см_г = 1265 °С

ПРИЛОЖЕНИЕ.

Таблица П1.

	Мокрый способ				Сухой способ (печи с внешними теплообменными устройствами или без них)
Показатель	известь	спёки	известь*	известь		глина*	магнезит	доломит	магнезит*
Удельный объём	13-14	-	12-13	32-36		22-25	29-30	29-30	12-15
gвнf/gнf, кг/(м2*ч)	11,7-12,5	1,8-2,5	10,0-11,5	29,0-32,5		20,0-23,0	26,0-27,0	25,0-27,0	11,0-13,5
L/Dнар	37	15-20	30	15-18		16-17	16-17	16-17	25-28
Удельные затраты теплоты, кДж/кгм	11000	10000-11000	7000-8000	5200-6500		4000-4500	8500-8700	8000	13000-13500
Коэффициент использования	-	-	-	-		-	0,82-0,85	0,82-0,85	0,90-0,95

* - печи без внешних теплообменных устройств

Таблица П2.

Данные о вращающихся печах мокрого способа производства для обжига цементного клинкера.

Показатель	Типоразмер печи (Dнар * L, м)
	4,0 * 150	4,5 * 170	5,0 * 185	7,0 * 230
Производительность, т/ч	35	50	72	175
Удельный объём, gвнf/gнf, кг/(м2*ч)*	20,1/18,2	22,3/20,5	27,4/25,0	37,2/35,0
Количество опор	7	7	7	7

* - В расчёте на влажность шлама W_н = 38%. Значения L/D_нар принимать в пределах 37 – 38. Удельные затраты теплоты на обжиг составляют 6000 – 7000 кДж/кг_кл.

Таблица П3.

Данные о вращающихся печах сухого способа производства для обжига цементного клинкера с внешними теплообменными устройствами.

Показатель	Типоразмер печи (Dнар * L, м)
	3,6 * 40	4,0 * 60	5,0 * 75	6,4 * 95	7,5 * 120
Производительность, т/ч	20	35	65	120	160
Удельный объём, gвнf/gнf, кг/(м2*ч)*	50,0/45,0	53,0/48,0	60,0/55,0	68,5/64,0	65,0/61,0
Количество опор	3	3	3	4	4

Значения L/D_нар принимать в пределах 15 – 16. Удельные затраты теплоты на обжиг составляют 3600 – 4200 кДж/кг_кл. для печей с конвеерной решёткой можно использовать значение g^вн_v = 50 – 60 кг/(м³*ч).

Таблица П4.

Данные фирмы "Онода Цемент" о вращающихся печах с цик­лонным теплообменником и декарбонизатором RSP, работа­ющих на мазуте.

Производительность,т/ч	83	125	166	208	250	290
Диаметр, м: внутренний, Dвн	3,3	3,7	4,0	4,3	4,6	4,8
наружный, Dнар	3,6	4,0	4,4	4,7	5,0	5,2
Длина, L, м	60,0	73,0	82,4	91,0	98,6	105,5
Удельный съем, gv, кг/(м3 * ч): по футеровке	161	160	161	158	153	153
по корпусу	135	136	133	132	129	130
L/Dвн	18,4	19,8	20,6	21,2	21,4	22,0
L/Dнар	16,8	18,3	18,7	19,4	19,7	20,3

Таблица П5.

Данные для расчета потерь теплоты через ограждения вращающихся печей для обжига цементного клинкера.

№	Наименование зоны	Ориентировочное значение температуры, °С*				Футеровочные материалы
		tначм	tконм	tначг	tконг
1-3	Сушки (подогрева), дегидратации, декарбонизации (кальцинирования)	100** (tт-пм)	950	900** (tп-тг)	1550	ШЦО (ШЦУ)
5	Экзотермических реакций	950*** (tт-пм)	1200	1550*** (tп-смг)	tгор	ХПЦ (МЛЦ)
6	Спекания****	1300	1300	tгор	tввтор+100	ПШЦ (ПХЦ)
7	Охлаждения	1300	(tс-хм)	tввтор+100	tввтор	МЛЦ (МКРЦ)

* нач - в начале зоны; кон - в конце зоны;

м - материал; г - газы

** температуры в конце цепной зоны. Для тепловых агрег­атов с внешними теплообменными устройствами без декарбони­затора принимать вместо них значения температур на границе печь - теплообменник в пределах:

t^т-п_м = (700 - 850) °С; t^п-т_г = (1000 -1100) °С

*** для тепловых агрегатов с декарбонизатором RSP зон 1 - 3 нет; принимать значения температур на границе печь - теплообменник или смесительная камера в пределах:

T^т-п_м = (800 - 900) °С; t^п-см_г = (1000 - 1100) °С

**** для зоны спекания принимать

t^ср_вн = (t^мах_м + t_гор + t^в_втор + 1800)/4,

где t^мах_м - максимальная температура материала в печи, °С.

Таблица П6.

Дальше пока нету, смотрите на фотках.