Файл: Волгина, Ю. М. Теплотехническое оборудование стекольных заводов учебник.pdf

вывают распределение температур. Затем составляют тепловые балансы отдельных частей печи и определяют расход топлива.

Определение размеров рабочей камеры ванных печей непрерывного действия для существующих конструкций и режимов работы обычно основывается на практичес­ ких данных, обеспечивающих желательные удельные съемы стекломассы.

Площадь варочной части бассейна FB, м2 определяют по допустимому удельному съему стекломассы с 1 м2 зеркала стекломассы по формуле

где С и ^ ц — заданная суточная производительность в кг/сутки и до­ пустимый удельный съем стекломассы в кг/(м2-сутки).

Значение gB для обычных конструкций печей и тем­ ператур кладки варочной части 1400—1550°С составля­

1200 кг/(м2-сутки) (более высокие значения |тв относят­ ся к содовой шихте, а низкие — к чисто сульфатной). Для ванных печей периодического действия удельный съем стекломассы с 1 м2 зеркала примерно в 3—6 раз ниже.

Допустимый удельный съем стекломассы может быть увеличен при повышении температуры в печи, увеличе­ нии количества загружаемого боя стекла, улучшении ка­

189

чества огнеупорных материалов и способов регулирова­ ния потоков стекломассы.

Площадь зеркала варочной части должна быть до­ статочна для восприятия количества тепла, необходимо­ го для провара стекломассы. Это тепло в основном вос­ принимается верхней поверхностью шихты.

Поверхностная плотность теплового потока ф, Вт/м2, передаваемого в пламенном пространстве варочной час­ ти печи поверхности шихты, в зависимости от темпера­ туры tcp примерно следующее:

Количество тепла; передаваемого от конвекционного потока стекломассы, поступающего из зоны осветления через ее нижнюю поверхность, составляет 10—20% все­ го тепла.

После определения площади варочной части бассей­ на решают вопрос о соотношении ее длины и ширины. Между длиной и шириной бассейна не существует ка­ кой-либо зависимости, и они определяются конструктив­ ными данными, обеспечивающими постоянное поддер­ жание заданного температурного режима по длине печи.

Соотношение длины и ширины варочной части бас­ сейна печей с поперечным направлением пламени колеб­ лется в пределах от 1,5: 1 до 3,5: 1, так как в этой ча­ сти бассейна необходимо располагать большое количе­ ство горелок, в печах с подковообразным направлением пламени от 1,5:1 до 2:1. При большем соотношении требуется длинное помещение, усложняется обслужива­ ние, возрастают потери тепла в окружающую среду и увеличивается поверхность соприкосновения стекло­ массы со стенами бассейна. В печах прямого нагрева от­

обычных конструкций желательно, чтобы длина факела была не меньше 4 м, так как такой факел обеспечивает полноту сгорания и достаточную равномерность распре­ деления температур по его длине.

190

В печах с поперечным направлением пламени ширина варочного бассейна составляет 4—10 м, с подковообраз­ ным 2—7 м, чаще 3—5 м. В печах с продольным на­ правлением пламени ширина обогреваемой части со­ ставляет 2—5 м, а длина 3—7 м. В печах прямого на­ грева ширина обычно не превышает 2,6—3 м.

Глубина варочного бассейна печи зависит от свойств стекломассы и огнеупорных материалов, применяемых для кладки бассейна, а также от технологических усло­ вий работы. При малой глубине бассейна дно сильно изнашивается. Поэтому при высоком качестве огнеупо­ ров дна допустима меньшая глубина бассейна, чем при плохом. Глубина бассейна уменьшается с понижением прозрачности и увеличением вязкости стекломассы.

Варочные бассейны печей для листового стекла име­ ют глубину 1,2—1,5 м, печей с протоком для бесцветно­ го стекла— 0,7—1,2 м. При варке малопрозрачных и вязких сортов стекла глубина бассейна уменьшается до 0,5—0,7 м и более. Глубина бассейна печей периоди­ ческого действия для прозрачного стекла 0,6—0,7 м и меньше.

Размеры пламенного пространства определяются размерами бассейна и расположением факела пламени. Свод и стены должны быть достаточно удалены от фа­ кела во избежание преждевременного износа. В печах с поперечным направлением пламени высота пламенно­ го пространства составляет 1,3—2 м.

Размеры студочной и выработочной частей печи опре­ деляют по практическим данным с учетом конкретных требований к конструктивному оформлению.

В печах с поперечным направлением пламени для механизированной выработки листового стекла с лодка­ ми за студочную часть принимают всю неотапливаемую часть печи за варочным бассейном, включая площадь машинного канала до мостов. Площадь зеркала студоч­ ной части составляет 75—200% площади зеркала вароч­ ного бассейна. Полное разделение газового пространст­ ва между варочным бассейном и студочной частью с помощью плоского подвесного свода или другого уст­ ройства уменьшает количество тепла, передаваемого из варочной части в студочную, что позволяет принимать площадь зеркала студочной части минимальной даже при больших удельных съемах стекломассы.

В проточных печах с разделением пламенного прост­

191

ранства решетчатым экраном площадь зеркала выработочного бассейна, включающего студочную и выработочную части, составляет 15—25% площади варочного. Размеры выработочного бассейна печи определяются преимущественно расстановкой рабочих окон или уст­ ройств для механизированной выработки изделий, что иногда может потребовать увеличения его площади до 100%.

При выборе типа и определении размеров ванной пе­ чи, обогреваемой электрическим током, необходимо учи­ тывать ряд специфических особенностей, которые будут рассмотрены ниже в отдельном параграфе.

§ 43. Определение расхода топлива

Расход топлива х, м3/ч определяется из уравнения теплового баланса, составляемого для варочной части ванной печи. Применение метода теплового баланса позволяет определить не только расход топлива, но и отдельные потери тепла и к. п. д. ванной печи.

В общем случае приходная часть теплового баланса варочной части печи включает статьи: 1) тепловой поток, образующийся при сгорании топлива; 2) поток физиче­ ского тепла, вносимый нагретым топливом; 3) поток фи­ зического тепла, вносимый нагретым воздухом; 4) по­ ток физического тепла, вносимый нагретым воздухом из студочной части.

Расходными статьями являются: 1) расход тепла на процесс стекловарения (расход тепла на процессы стеклообразования, нагрева стекломассы, испарение влаги из шихты, нагрев продуктов дегазации); 2) поток тепла, теряемый с отходящими газами; 3) поток тепла, теряе­ мый излучением (через загрузочный карман, влеты го­ релок и в студочную часть); 4) поток тепла, теряемый с газами, выбивающимися из отверстий; 5) поток тепла, теряемый в окружающую среду; 6) поток тепла, теряе­ мый с конвекционными потоками стекломассы.

При использовании в пламенных ванных печах до­ полнительного электронагрева расход электроэнергии рассчитывают на основании практических данных о ра­ боте аналогичных печей. Этот расход колеблется в пре­ делах 0,25—0,8 кВт-ч на 1 кг стекломассы.

Ниже приведен пример расчета по определению рас­ хода топлива для ванной печи листового стекла. Пред­ варительно задаются тип печи, химический состав стек­

192

ла и вид топлива. Пользуясь этими данными, рассчиты­ вают основные размеры варочной части печи.

Пример. Для варки листового стекла выбрана стек­ ловаренная печь с поперечным направлением пламени производительностью 5,5 млн. м2 условного (толщиной 2 мм) стекла в год, или 18 600 м2/сутки (при 330 рабо­ чих днях в году). Массовый выход годной стекломассы 93 т/сутки (при массе листа стекла площадью 1 м2 5 кг).

шихты в %: песок 56,5; доломит 17,2; сода 12,5; суль­ фат 11,2; каолин 2,2; каменный уголь 0,5.

Топливо — очищенный генераторный газ следующего состава в %: 6,2 С 02; 23 СО; 2,32 СН4; 0,28 С2Н4; 0,19 0 2; 13 Н2; 50 N2; 5 Н20. Низшая теплота сгорания топлива

QP=5685 кДж/м3.

Состав продуктов горения (по результатам расчета горения топлива) в %: 15С 02; 2,1 0 2; 71,9N2; 11Н20.

Выход продуктов горения 2,14 м3 на 1 м3 газа. Расход воздуха (при а= 1,2) 1,32 м3 на 1 м3 газа.

Выход годной продукции принимается равным 75% общего выхода стекломассы, который при данных усло­ виях составит: = 9 3 :0,75== 124 т/сутки (5,1 т/ч, или

1,43 кг/с).

Определяем размеры варочной части. Удельный съем стекломассы с 1 м2 варочной части бассейна при­ нимается 720 кг/м2 в 1 сутки, и необходимая площадь зеркала стекломассы варочной части бассейна составля­ ет FB= 124 000 : 720« 172 м2. Далее принимаем ширину бассейна, равной 6,5 м, в связи с чем длина отапливае­ мой части бассейна печи 172:6,5«26,6 м.

Расстояние между осями горелок принимается 3,5 м, отсюда число пар влетов горелок 26,6:3,5«7 (или

14 шт.).

Для определения расхода топлива составляем тепло­ вой баланс варочной части печи.

Приход тепла

1. Тепловой поток, образующийся при сгорании топ­ лива, Фт: 5685х кВт.

2. Поток физического тепла, вносимый топливом, подогретым до 900° С, Фф.т

cTtTx = 1,49-900 х = 1341 х кВт.

3. Поток физического тепла, вносимый воздухом, по­ догретым в регенераторе до 1100° С, Фф:в:

VBcBtBx = 1,32 • 1,41 • 1100 х = 2046 х кВт.

4. Поток физического тепла подогретого до 1100° С воздуха, поступившего в варочную часть из студочной, при скорости м/с, площади отверстия Fc= l,0 3 м2, коэффициенте сжатия воздушной струи ф= 0,64 и рас­ ходе:

У® = wb Ф = 1• 1,03-0,64 = 0,66 м3,'с.

Тепловой поток, вносимый этим воздухом,

0 1 = 0 ,6 6 - ^ - 1,41-1100 = 220 кВт.

1373

Итого суммарный поток тепла составляет: 9072 х-ф +220 кВт.

Расход тепла

1. Расход тепла на стекловарение qc:

а) удельный расход тепла на реакции стеклообразования, протекающие с поглощением тепла (разложение доломита, соды, сульфата, известняка) на 1 кг шихты Содержание стеклообразующих окислов на 100 кг шихты (из предварительного расчета): СаО = 0,412 кг; Na20 = = 6,9кг (из соды) и Ыа20 = 4,6кг (из сульфата); MgO = = 0,064 кг; CaO-MgO = 8,4 кг.

Удельный расход тепла на получение силиката каль­ ция (CaC0 3+ S i0 2->CaSi03+ C 0 2) :

<7j = 1538GCa0 — 1538-0,00412=6,33 кДж/кг.

Удельный расход тепла на получение силиката нат­ рия из соды (Na2C03+ S i0 2-+ fa 2Si03+ C 0 2):

q2= 950GNa2O = 950-0,069 = 65,5 кДж/кг.

Удельный расход тепла на получение силиката нат­ рия из сульфата (Na2S04+ S i0 2-^Na2Si0 3+ S 0 3) :

<73 = 34700;агО = 3470-0,046 = 159,6 кДж/кг.

1 Для расчета расхода тепла на реакции стеклообразования ис­ пользованы данные приложения 16 книги А. М. Баренбойма, Т. М. Галиевой, Д. Б. Гинзбурга и др. «Тепловые расчеты печей и сушилок силикатной промышленности» (М., Стройиздат, 1964) и данные табл. 11.9 книги X. С. Воробьева, Д. Я- Мазурова и А. А. Со­ колова «Теплотехнологические процессы и аппараты силикатных производств» (М., «Высшая школа», 1965).

194

Удельный расход тепла на получение силиката маг­ ния (MgC03+ S i0 2^>-MgSi03+ C 0 2) :

qi = 3470GMgO = 3470-0,00064 = 2,22 кДж/кг.

Удельный расход тепла на получение силиката каль­ ция и магния из шпинели [CaC03-MgC03+ 2S i02->- -H2aM g-(Si03)2+ 2 C 0 2]:

= 2760GCaMg(COs)2 = 2760-0,084 = 232 кДж/кг.

Итого суммарный удельный расход тепла на 1 кг шихты:

расход боя стекла g6 = 0,25: 1,02^=0,246 кг на 1 кг стек­

ломассы.

Удельная энтальпия стекломассы при 7с=1400°С и удельной теплоемкости сс=1,32 Дж/(кг-°С):

+т = gccctc = 1-1,32-1400 = = 1848 кДж/кг.

Удельная энтальпия продуктов дегазации при tc = = 1400°С и удельной теплоемкости сп.д=2,18 Дж/(м3Х

Удельный тепловой эффект реакций стеклообразо вания:

<7ш£ш = 465,6-0,98 = 461 кДж/кг.

Удельная теплота плавления стекла:

Удельная теплота испарения физической влаги шихты:

<7Нг0 = 25ЮН20 = 2510-0,04-0,98 = 99 кДж кг.

Итого удельный расход тепла на процеср стеклообразования (на 1 кг стекла):

<7стекл= 1848+490+461 +259+99 = = 3158 кДж/кг.

13*