CC BY
21
Н. Н. Норкин.
Моделирование коксовой печи системы Беккера.
I. Введение.
Моделирование коксовой печи системы Беккера, проведенное в лаборатории кафедры аппаратуры Томского индустриального института, имело своей целью: *
1) Изучить на модели гидродинамику коксовой печи как с качественной, так и с количественной стороны.
2) Дать техническую характеристику сопряженной системы отдельных, каналов и регенераторов коксовой печи „Беккера", выявив ее конструк^ тивные особенности. Материалами, положенными в основу проектирования и выполнения модели, послужили данные теплового и гидравлического обследования, проведенного в августе—сентябре 1935 г. на печах4 коксового цеха Кузнецкого металлургического завода под руководством автора.
Работа по моделированию в лаборатории ТИИ проводится впервые-Поэтому неизбежны некоторые упущения, нетдчности; мы были бы чрезвычайно благодарны заинтересованным в этом деле лицам за указания па вопросам моделирования .коксовых печей.
II. Теория модели о¥опительной системы коксовых печей Беккера.
Физические явления, как объекты изучения при моделировании сопряженной системы коксовых печей, суть:
1) Движение газов на восходящем потоке коксовой печи, происходящее под влиянием меняющейся плотности газов и возникающей по направлению движения подъемной силы. Изменение плотности газов и возникновение подъемной силы обусловлены различными температурами в разных точках по высоте восходящего потока.
2) Движение газов на нисходящем потоке сопряженной системы печи, происходящее под влиянием разряжения, создаваемого дымовой трубой.
3), Теплообмен восходящего и нисходящего вынужденного потоков. Здесь сразу же следует указать на возникающие трудности моделирования теплообмена в свободнрм потоке, именно: свободный восходящий поток в регенераторах имеет преимущественно конвективный характер теплообмена, но в отрпительных каналах преимущественное значение имеет теплообмен лучеиспусканием в процессе горения топлива, т. е. преимущественное значение имеет прямая отдача.
Для воспроизводства теплообмена радиацией необходимо моделировать процесс горения-
Гидродинамическое содержание явления, происходящего в отопительной системе печи, может быть описано следующими уравнениями: явление движения газов описывается двумя уравнениями—уравнением движения и уравнением сплошности.
Уравнение движения
д21У . д2(тх , д2<шх
Огох др .
Р -Т- = ёх Р ~ "Г1 + Р ах дх
дх2 ду2 д%2
(_ 1
Ч--Р
-г 3 г
д2 ту , д2 а>2
дх ду дх дх_
д2гох . дх-2
Уравнение сплошности потока
Пр . дтх
В этих уравнениях
(1х
От
дх
О
(2>
и
о9
субстанциональные производные
йх Ах
от скорости по времени и от плотности по времени (по терминологии? проф. А, А. Гухмана).
^В указанных уравнениях введены следующие обозначения:
р—плотность газов (нг.сен/м). х— время (сен). ' яу* —составляющая скррости (м\сек). р. — вязкость (нг.сен/м2).
Уравнение движения показывает; что при движении жидкости устанав^ ливается взаимодействие сил 4-х категорий: силы тяжести & силы внеш^ него давления /?,' силы внутреннего трения, характеризуемой коэфициентом* вязкости у и сил инерционных (скоростных).
В условиях „чистого" вынужденного движения, происходящего под влиянием сил внешних для рассматриваемой системы, можно пренебречь влиянием силы тяжести. Тогда уравнение „чистого" вынужденного движение принимает вид
ОШх
йх
дх ду
(3>
Это уравнение показывает взаимодействие 3 категорий сил: сил внеш-него давления, сил внутреннего трения (вязкости) и сил инерционных (скоростных).
Однако применение (3) уравнения для случая работы коксовой печи невозможно. Пренебречь влиянием силы тяжести^ вернее обратной ей подъемной силой, нельзя. В- самом деле, перепад давлений на нисходящем потоке при общей высоте отопительной системы, считая от перекидного канала до вольвера 8 м и при очень большой разности температур в этих точках: 1300° и 300° С соответственно, обусловлен не только чисто механическими сопротивлениями (сопротивление каналов, регенераторов), но и преодолением подъемной силы, направленной противоположно направлению* движения потока. Движение врсходящего потока обусловлено исключительно влиянием подъемной силы.
Обследование работы коксовых печей, проведенное автором на Кузнецком металлургическом заводе, показало, что перепад давлений;на нисходящем потоке, равный 16—18 мм водост., распределяется почти поровну на? преодоление сопротивлений и преодоление обратного действия подъемной силы. На вольверах восходящего потока, несмотря на то, что газ и воздух, подаются с большими давлениями, существует разрежение, т. к. весь напор» газов расходуется на преодоление сопротивлений в клапанах и дальнейшее движение восходящего потока происходит под влиянием только подъемной силы.
Следовательно, моделируемое явление должно описываться уравнением (1), но не (3).
Субстанциональная производная от любой величины
Ои
дх
характери-
зует изменение этой величины во времени для тела, находящегося в движении.
В нашем случае субстанциональная производная
Отх
характеризует из-
менение компонента скорости во времени для жидкости, имеющей движение в пространстве, поэтому значение ее может быть представлено в вида
Отх дтх
йх
дх
дтх дх
Рассматривая стационарный во времени поток, что имеет место в условиях работы отопительной системы коксовой печи в течение эремени между «антовками, имеем
От,х дтх
— т2
йх
дх
-так как
дтх дх
0.
Тогда уравнение вынужденного движения стационарного во времени потока •будет иметь вид
тх
дтх дх
1 7
р дх р Ля2 1 буг . дгту , д%тг
д2тю . д2 тх
дг2
1 +
1 /д2гол
дх2
дхду дхд£/_
Х4)
В уравнении (4) выразим ускорение силы тяжести через подъемную силу, возникающую вследствие разности удельных весов остывших и более горячих струй потока продуктов горения: подъемная сила §*р0—¿гр, ее ускорение
а^/Ро-Р\_ Ат
р I р
Тогда уравнение (4) перепишется в виде
дгох тх—- = дх
Цы
Р V ох } , 1 ( д2тх
~ГГ
д2тх , д2тх , д2тх
Р
д2щ
дх2 ду2 , д2тг
дх2
+
(5)
3 \ дх2 дх ду дх д%)\
Таким образом, гидродинамическое содержание явлений, происходящих « отопительной системе, описывается уравнением движения в виде формулы (5).
В уравнении сплошности потока субстанциональная производная
О?
йх
При стационарном режиме
1ЮХ
■тх
дР
д? дх д? дх
дх' "дх
*
= 0 уравнение сплошности принимает
6тх
+ Р-
дх
0.
• 3
Хотя в отопительной системе больших перепадов давлений нет, однако,, нельзя пренебречь изменением плотности вследствие изменения температуры^ потоков. *
Уравнение сплошности выражает принцип сохранения массы для потока*
Тепловое содержание явлений, происходящих в отопительной системе коксовой печи, состоит в том, что
1) доменный газ и воздух нагреваются от насадки регенераторов на восходящем потоке. При отоплении коксовым газом нагревается только воздух;.
2) в вертикалах на восхфящем потоке совершается процесс горения, в течение которого посредством радиации передается тепло стенам печц (прямая отдача);
3) продукты горения остывают, отдавая свое тепло в вертикалах и регенераторах на нисходящем потоке.
Эти явления могут быть описаны диференциальными уравнениями температурного поля, теплоотдачи на поверхностях нагрева и процесс горения может быть приближенно описан уравнениями диффузии газов (газа № воздуха).
Уравнение температурного поля
Ы . дЬ /дЧ . дЧ , дЧ\ --— _ а -------- (6>
дх ^ дх \дх2 ду* д%4
Это уравнение характеризует связь изменения температуры по времени с изменением температуры в пространстве для движущейся среды.
Коэфициент пропорциональности а =-называемый температуро-
С. т
проводностью, характеризует интенсивность распространения температуры: с увеличением теплопроводности увеличивается температуропроводность; с увеличением теплоемкости и удельного веса температуропроводность уменьшается.
Для стационарного процесса, что с известным приближением может быть принято для системы отопления коксовых печей
т =0
л *
и уравнение температурного поля приобретает смысл связи изменения температуры в пространстве со скоростью движения.
Уравнение теплопередачи на границах между газом и поверхностями* нагрева (внутренние поверхности стен печи, поверхности нагрева регенераторов)
= (7>
дх
Это уравнение характеризует связь между удельным потоком тепла и температурным градиентом у поверхности теплообмена. Коэфициент теплоотдачи ос получает смысл суммарного коэфнциента теплоотдачи как посред- . ством радиации, так и посредством конвекции.
Процесс горения протекает в две стадии: во-первых, взаимная диффузия горючего и воздуха и, во-вторых,—воспламенение, сопровождающееся экзотермическими реакциями.
Первая стадия—диффузия может быть с известным приближением описана уравнением
дс , дс п д2с --[_ ну-= и--(8>
дг дх дх2
Рассматривая процесс диффузии установившимся во времени, имеем
дс
л
W
дх
дс
О ~
D
дч
дх дх2
Это уравнение дает зависимость изменения§концёнтрации С в простран* стве движущихся газов.
Коэфициент D есть коэфициент диффузии, аналогичный коэфициенту' температуропроводности.
Для воспроизводства на модели явлений, подобных происходящим" в-действительной тепловой установке (образце), необходимо соблюдение услс$-, вий подобия, разработанных теорией подобия/Для модели, отражающей' действительные явления в образце, необходимо соблюдение следующих, условий:
1) Геометрическое подобие. Размеры отдельных элементов модели должны-быть подобны сходственным элементам образца. Это значит, что модель ^геометрически отличается от образца масштабом.
Если для образца линейные размеры
/2......* * ' 4* тогда для модели
«соответственно Cilu Cil%...,. .С/4, причем множитель преобразования ли-нейных размеров С/ остается постоянным для всех элементов модели
Ct= const
2) Временное подобие—гомохронность. Это значит, что отдельные стадии »процессов в модели однородны во времёни с соответственными стадиями в образце. Модель отличается от образца масштабом времени. Если для -образца продолжительность стадий процессов ть т2____;_ .т^, тогда для модели продолжительность соответственно СххХ9 С^т2.......Сххп, причем множитель преобразования времени Сх остается постоянным для всех стадий ¿процессов в модели
Сх — const
Очевидно, что в случае, если Ст=1, тогда будем иметь случай синхронности, тождества во времени. При Моделировании синхронность вследствие дополнительных условий исключена.
Также очевидно, что при моделировании процессов, установившихся во времени (стационарность процессов), требование гомохронности совершений -отпадает.
3) Подобие полей физических констант. '
Явления, происходящие в отопительной системе коксовой печи, характеризуются физическими константами, причем абсолютное значение этих констант в развивающихся процессах не остается постоянным, изменяется. „Для воспроизводства подобных явлений в модели необходимо, чтобы иа-менение физических констант вещества, примененного в модели, было по-добным в сходственных частях модели.
Если для образца константы имеют значения £/ь .... .£4, тогда в ■сходственных пунктах модели CUUU Си причем множитель
преобразования поля физических констант Си остается постоянным. , Подобие полей физических констант включает в себя также требование подобного изменения векториальных величин, например, скорости потоков в сходственных пунктах.
Приведенные три условия подобия объединяются в одно общее поня-. тие—условия однозначности, характеризующие индивидуальность, конкрет-.
«ость явлений. Следовательно, первое требование теории подобия сводится к соблюдению условий: в модели должно быть подобное преобразование условий однозначности.
Второе требование теории подобия заключается в том, что выбор множителей подобных преобразований ограничен условием: для явлений, происходящих в образе и модели, основные диференциальные уравнения должны быть тождественны, а критерии подобия в сходственных пунктах одни и те же, т. е.
К—idem
Укажем общий метод составления критериев подобия, применяя правило „резинки". По этому правилу множители преобразования величин в виде диференциальных выражений составляются путем вычеркивания, «стирания0, диференциальных индексов. В результате такого вычёркивания, „стирания" диференциальных операторов диференциальные уравнения принимают вид приведенных^ комплексов. Путем почленного деления всего выражения алгебраической суммы приведенных комплексов на одно из слагаемых получаем алгебраическую сумму безразмерных приведенных комплексов, называемых критериями (инвариантами) подобия. Число критериев (инвариантов) подобия будет на единицу меньше числа степенных комплексов диференциального уравнения.
Для моделируемых явлений критерии подобия будут следующие (см. таблицу № 1).
Таблица I.
Критериев инвариантов подобия для модели отопительной системы
коксовой печи.
Название класса явлении Математическая модель этого класса—диферен-циальное уравнение Применяя правило „резинки" получим приведенные комплексы Разделив один приведенный комплекс на другой, получим безразмерный приведенный комплекс -критерий (инвариант) подобия. Размерность уравнения
Стационарное вынужденное dwx Ay dp Л Wx А * + дх р дх р т2 Iх т тр1 п })-—:---- —- 1 р I1 [А
.движение вязкой жидкости р до2 Дт хзРо 2) —: —- =— 1 9 Ду/ ж
(газов) ^ з \ а* &с / J р —^ ^--12 Р 12 Дя Др р1 1 да2 р р р* сек2
Стационарное dt ( дЧ 11)1 л=т Ро = а — 2 Р — : а — — — = Ре 1 /* а °С
температурное поле в газах Wx дх~а\д# + <32/ дР \ сек
Теплоотдача на поверхность теплообмена А. — = аМ дх Ь /\ = Ху Р2 — аЬ 'Ь а1 1 А Кал " -Г- мНас
Примечание: Название критериев
критерий Рейнольдса == Не критерий Ньютона =
» Фруда — Л* я Пекле— Ре
9 Эйлера = Еи 9 Нуссельта = Ш
III. Расчет гидравлической модели отопительной системы
коксовой печи.
Для расчета гидравлической модели коксовой печи приняты в качестве исходных материалов средние показатели работы коксовых печей системы Бек-кера на Кузнецком металлургическом заводе при отоплении их доменным газом.
Средние показатели, принятые для расчета модели:
1. Производительность печи по шихте \7 тн/\3 час.
2. Расход тепла на коксование 650 кал\кг.
3. Теплотворная способность доменного газа- 860 кал\мг.
4. Секундный объем доменного газа на половину отопительного про-стенка с машинной стороны 0,167 мЦсек.
5. Секундный объем воздуха для горения 0,139 мь1сек.
Модель выполнена в масштабе 1/10. Критерии гидродинамического подобия для водяной и воздушной модели определены из средних данных температур в наиболее характерных точках образца отопительной системы коксовой печи и для рабочих жидкостей в модели при постоянной температуре в 20° С.
В прилагаемой таблице II сведены геометрические размеры образца и модели, а также расчетные величины и критерии подобия для*воздушной и водяной моделей при условии постоянного расхода воды и воздуха в моделях.
Таблица И.
Наименование величин Места Вольвер воздушный Вольвер газовый
и размерность Восх. Нисх. Восх. Нисх.
Площадь сечения м2 Образец........... Воздушная модель...... Водяная модель ........ -0,1222 0,001 ¡222 0,001222 0,1222 0,001222 0,001222
Секундный объем V мЧек В образце ......... 0,139 0,2814 0,167 0,1407
Температура °С Образец........... Воздушная модель....... Водяная модель ........ 30 15 15 270 15 15 30 15 15 290 15 15
Секундный объем при Re—idem t=const Воздушная мадель...... 0,0144 0,00093 0,018 0,0012
Действительная скорость w м/сек. Образец........... Воздушная модель...... Водяная модель ........ 1,24 12,0 0,78 1,48 15,2 0,98
Приведенный диаметр Образец........... 0,282 0,282 0,0282 - 0,282 0,282 0,0282
Кинемат. вязкость ._g 2 10 Ь м ¡сек. Образец........... Воздушная модель...... 15,9 1,0 15,5 41Д 1,0 15,5 15,0 1,0 15,5 42,6 1,0 15,5
Рейнольде wd Re= -5- В моделях при | возд. . . '. . пост, расходе | вод..... 22000 11400 16200 27560 22400 16200
Среднее для возд. насадки Среднее для газовой насадки Вход в косой ход воздушн. регенерат. Вход в косой ход газового регенерат.
Восх. Нисх. Восх. Нисх. Восх. Нисх. Восх. Нисх.
0,535 0,00535
0,139 0,139 600 15 15 0,007 0,00045 0,805 1,3 0,085
0,222
0,022 95,0
0,1407 0,1407 710 15 15
1,0 15,1 1880 4000 2900
113,0 1,0
15,5
0,167 0,167 582 15 15 0,0088 0,00056 0,72 1,25 0,081
0,700 0,007 0,1407 0,1407 700
15 15
87,0 1,0 15,5 2140 3620 2640
0,274 0,0264 111,0 1,0 15,5
0,0686 0,000686 0,00995 0,00995 1100 15 15 0,00535 0,00035 0,71
0,56 . 0,036 0,259 0,0259 197,0 1,0 15,5 935 3620 2640
0,0078 0,000078 0,01 0,01 1250, 15 15
0,0864 0,00864 215,5 1,0 15,5
0,0686 0,000686 0,0119 0,0119 1065 15 15 0,0068 0,00043 0,83 0,71 0,045 0,259 0,0259 182,5 1,0 15,5 1180 3620 2640
0,0078 0,000078 0,02 0,01 1250 15 15
0,0864 0,00864 415,5 1,0 15,5
Отопительный канал среднее Р е г и с т р Сборный горизонтальный канал Перекидной канал
Восх. Нисх. Восх. Нисх. Восх. Нисх. Восх. Нисх.
0,1173 0,1173 0,03 0,03 0,43. 6,387 = 2,72 0,22. 0,33 =0,0726
0,001173 0,001173 0,0003 0,0003 0,043. 0,6387=0,027 0,022. 0,033=0,0007
0,02 0,02 0,2 0,02 0,2814 0,2814 0,0938 0,0938
15,0 1300 1386 1350 1386 1350 1386 1350
15 15 15 15 15 15 15 15
15 15 15 15 15 15 15 15
0,01 0,0123 0,022 , 0,0118 0,0113 0,0113 0,011 0,01
0,00066 0,0079 0,00078 0,00074 0,00073 0,00073 0,0007 0,00068
1,285 0,965 4,44 4,18 0,617 0,60 7,85 7,7
0,61 0,75 2,9 2,82 0,42 0,4 5,25 5,0
0,04 0,048 0,185 0,18 0,027 0,025 0,33 0,32
0,340 0,340 0,15 0,15 0,804 0,264
0,034 0,0340 0,015 0,015 0,084 0,0264
336,0 227,0 238,9 230,0 238,9 230,0 238,9 230,0
1.0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
15.5 15,5 15,5 15,5 15,5 15,5 15,5 15,5
1335 1650 2800 2720 2100 2080 8923 8500
2780 2780 4800 4800 3000 3000 3500 3500
1750 1750 3500 3500 2180 2180 2550 2550
Пояснения к сводной таблице II расчетных величин для водяной
и воздушной модели.
Обозначения, принятые в таблице: Рмг — площадь сечедия.
У0м*1сек— объем протекающих через сечение газов, приведенный кЫТР. ее — температура протекающих газов.
<ог —Ъь (1+<*0 м31сек — объем протекающих газов при действительной температуре их.
Известия ТИИ т. 57. вып, II.
w Mj сек—действительная скорость газов
F F
Re—критерий Рейнольдса
n wd
Re =
8
где: ¿.—^приведенный диаметр, рассчитанный из условия
d =■ 4 ггидр = 4 —
где: П — периметр сечения.
8 мг\сек—коэфициент кинематической вязкости, значения взяты из книги М. В. Кирпичева и М. А. Михеева, „Моделирование тепловых устройств*.
Расход воды для модели определялся из следующих соотношений: для образца и модели критерий Рейнольдса должен быть одним и тем же
Re — idem.
Следовательно:
w'd9 wrfd"
Re =-=-= idem.
8' 8"
-Отсюда средняя расходная скорость воды или воздуха в модели
„ D 8" м
wf = Re--
d" сек
Средний расход воды или воздуха в модели
J d,J
Подсчитанный таким образом расход , должен был бы выразиться для водяной модели от 0,00035 до 0,0012 мъ\сек воды, и для воздушной модели от 0,00535 до 0,018 мъ!сек воздуха. Непостоянство расхода воды и воздуха в различных сечениях моделей объясняется 3 причинами:
1) Полное подобие явлений в образце и моделях может быть только тогда, когда кроме тождества критериев, наприм. Re = idem, необходимо соблюдение постоянства полей физических констант. В данном случае было бы необходимо соблюсти
— = const ■
во всех сходственных сечениях образца и моделей.
Постоянство полей физических констант вызвало бы практически необходимость иметь рабочие жидкости (воду, воздух) в разных сечениях при различных температурах. При соблюдении этого условия расход жидкости был бы постоянным. Но для моделей применялась рабочая жидкость постоянной температуры, а следовательно и постоянной кинематической вязкости, следовательно, равенство критериев не могло быть соблюдено.
Величина отклонений критериев Рейнольдса от ^равенства их приведена в таблице И. Таким образом, воспроизведено не полное, а приближенное подобие.
2) Точный расчет критериев для образца затруднителен, вследствие ;того, что точное установление температур в образце путем замеров и расчетов не могло быть выполнено. Так, например, замеры температур в ре-, генераторах печи производились всего лишь в 2-х точках: в подовом канале и подсводовом пространстве регенераторов на расстоянии 1—1,5 м . от наружной стены регенераторов. Замеры температуры факела пламени не , могли быть также произведены, а могли быть лишь расчитанными. Если им$ть л ввиду приближенность и даже условность расчета температуры факела пламени, то станет ясным, что точный расчет критериев Рейнольдса для
• отопительной системы печей не мог быть произведен; это могло также отразиться на значительном расхождении объемных расходов моделирующей жидкости в различных сечениях модели. *
* 3) В результате горения доменного газа объем продуктов горения не равен арифметической сумме объемов доменного газа и воздуха, а равен
Г стехиометрической сумме реагирующих газов.4 Поэтому, не воспроизводя ;1 моделирование процесса горения, получить тождество критериев подобия
* также нельзя.
[ Однако, отсутствие тождества критериев и несоблюдение постоянства полей кинематической вязкости не является препятствием к достижению ^известной степени приближения моделируемых явлений к действительным,
• вследствие стабильности и автомодельности потоков вязких жидкостей, о ; чем более подробно см. главу 3 книги М. В. Кирпичева и М. А. Михеева
I „Приближенное моделирование".
Учтя все ранее указанное, расход воды в водяной модели был принят
V воды = 0,0007 м3[сек или 2,52 м31чае, при температуре 10° С и с коэфициентом кинематической вязкости [. 8 воды = 1,10~6м21сек.
Й. Расход воздуха был принят в воздушной модели 6 V возд= 0,015 м3/сек или 54 мг\час
I
при температуре 15° С с коэфициентом кинематической вязкости - 8 в(?зд=15,5. 10~6м?1сек.,
: Модель выполнена в 1/10 натуральной величины. Остов модели выполнен из дерева, а внутри обшит белой жестью. Наружные покровные поверхности выполнены из толстого зеркального стекла.' Поэтому через ! стекло видно все внутреннее устройство отопительной системы модели. Насадка регенератора сделана из деревянных „кирпичиков", также размерами в 1/10 н. в. На наружных стеклянных поверхностях поставлены 16 нипелей с отводами для замеров перепадов давлений. Уплотнение ни-пелей в стекле осуществлено при помощи резиновых прокладок. Для ввода воздуха (или воды) в модель устроены пластинчатые стабилизаторы. При / выполнении модели в основу были положены соответствующие указания ; о построении моделей, изложенные в книге М. В. Кирпичева и М. А. Михеева „Моделирование тепловых устройств".
Схема конструкции модели изображена на прилагаемом чертеже (фиг. 1). Общая установка модели при испытании приведена на фиг. 2.
Воздух в модель подавался центробежным вентилятором через уравнитель давчения (воздушный баллон).
Замеры перепадов давлений производились микроманометром КС—08 . Ха 1309.
Для наглядных качественных наблюдений воздух, прогоняемый через .. модель, насыщался парами НС1 и МНЮН. В результате образовавшийся
N«.01 в виде тумана хорошо был виден через наружные стеклянные поверхности, что дало возможность судить о характере распределения газовых потоков.
IV. Результаты испытания модели и выводы.
Пои испытании воздушной модели была поставлена основная определить перелады давлений на отдельных участках отопительной сиС; Пы модели коксовой печи и характер распределения газовых потоков в. различных пунктах по длине регенераторов в вертикалях.
J s
Фиг. 1.
В таблице III приведены полученные при испытании воздушной модел перепады давлений при продувании через модель воздуха. По получении перепадам давлений вычислены для соответственных участков критер~ динамического подобия, критерии Эйлера.
Д Р
Ей
pw2
При наличии полного подобия должно быть соблюдено условие
En = idem
-тогда можно вычислить гидравлические сопротивления сходственных участков образца (действительной печи)
^Робразца — Ellpo6p.W2o6p. ММ. ВОД. СТ.
Вычисленные сопротивления для образца, приведенные в таблице III, показывают при сравнении с литературными данными их близкую сходимость с действительными сопротивлениями в отопительной системе коксовой печи. При анализе вычисленных сопротивлений следует относиться с осторожностью к абсолютному йначению их, ввиду того, что выполнено приближенное, но неполное подобие; однако сравнение сопротивлений на отдельных участках отопительной системы указывает, что наибольшими сопротивлениями являются: сопротивления косых ходов и перекидных каналов.
Таблица III
перепадов давлений-сопротивлений АР мм вод. ст. отдельных участкрв
отопительной системы модели.
Название участка модели Замерено АР мм вод. ст. Критерий Эейлера Ей —- Wp2 Вычислено для образа. АР мм вод. ст.
1 Сопротивление подового канала ........ 0,25 2,4 -1— ±1 0,3
2 Сопротивление регенераторов ......... 0,15 0,25 0,015
3 Сопротивление косых ходов по восходящему по- 3,2
току .......... ........ 2,4 4,00
4 Сопротивление косых ходов по нисходящему 1,28
потоку ... ............... 1,0 1,6
5 Сопротивление вертикала ....... .... 0,05 1,0 0,0027
6 0,55 0,085 0,12
Суммарное сопротивление отопительной системы 4,80 i ' 4,8577
Замеры перепадов давлений в различных точках, расположенных на разных расстояниях от входного конца модели, но в одних и тех же горизонтальных плоскостях, дают возможность составить представление о распределении газовых потоков по горизонтали в отопительной системе печи.
Замеры перепадов давлений по горизонтали производились против 3 и 11 вертикалов. Результаты приведены в таблице IV.
Таблица IV перепадов давлений между двумя точками в одной горизонтальной плоскости (против 3 и 11 вертикалов) в воздушной мо-- дели
Название участка модели мм вод, ст.
1 Верх регенераторов........ +0,45 +0,1 +0,03 +0,02
Анализируя приведенные результаты, можно сделать выводы: во-первых»' распределение потоков по горизонтали неравномерное. Более мрщные потоки проходят в сечениях более удаленных от входного конца (от воль- • вера) к середине печи; во-вторых, неравномерность потоков в регенерато- -pax по выходе воздуха в косые хода выравнивается, но полностью не уничтожается. И лишь на нисходящем потоке можно практически считать отсутствие перепадов давлений в горизонтальных плоскостях; а следова*. тельно—полное выравнивание потоков. Эти выводы могут служить некото- * рым фактическим материалом к установлению режима регулирования регистровых отверстий и при проектировании подовых каналов. Как / известно, сечение подовых каналов в работающих печах одинаковое по всей длине регенератора. Полученные результаты указывают на необ- . ходимость проектировать подовые каналы съуженными к середине печи.
Наглядным подтверждением к сказанному о неравномерности воздушных потоков может служить осаждение хлористого аммония на стекле против косых ходов из регенераторов в косые хода. Опыт проводился следующим ~ образом: в стабилизатор на входном конце модели были сделаны три ввода: через главный продувался воздух, через один боковой пары кон- < центрированной соляной кислоты, через другой боковой ввод пары аммиака. В подовом канале модели происходило образование хлористого аммония. Последний в виде белого густого тумана струей воздуха про- ? гонялся через модель. По густоте тумана хлористого аммбния можно было , судить об интенсивности и равномерности потоков в горизонтальных • Ф плоскостях модели. Наибольшая густота тумана наблюдалась к середине печи и прерывистость возле перегородки регенератора» ^
На рис. № 3 воспроизведено отложение хлористогр аммония на стекле против косых ходов нисходящего потока. По характеру отложения можно; судить о выравнивании нисходящих потоков.
Существенное влияние на работу регенераторов восходящего тока ока- .
Фиг. 2.
Зывает конструкция подового распределительного канала. Равномерность» поступления газа и воздуха по длине регенераторов зависит от распределения подовых отверстий в канале. ,
Для выявления гидродинамических условий работы подового канала воспользуемся уравнением эпюры давлений для канала постоянного сечения с равномерным распределением газа по длине:
При помощи этого уравнения для различных значений х,т.-е. для разных точек в подовом канале можно построить кривую изменения давлений по длине канала.
В соответствии с рассчитанной по ур-нию (9) кривой давлений можно определить размеры живого сечения отверстий в подовой решетке для осуществления равномерной раздачи газа и воздуха в регенераторы по длине подового канала.
Определение площади сечений для различных значений х с известным приближением можно произвести при помощи уравнения
Значения отдельных величин в уравнениях (9) и (10) следующие: Р0 — мм вод. ст. давление в начале подового канала; 7 —кг\мъ удельный вес газа (или воздуха),
т0—м}сек—скорость входа газа (или воздуха) из вольвера в подовый канал; I —м—длина подового канала; сI —м — гидравлический диаметр подового канала; X — коэфициент трения; ,
х —м — расстояние от начала подового канала до любого отверстия в подовом канале;
V —мь!сек — секундный объем газа (или воздуха), поступающего в подовый канал;
ц. —коэфициент расхода;
/ —м2/м площадь сечения подовых отверстий на один погонный метр подового канала, определяемая для различных расстояний от начала подового канала.
Результаты расчетов эпюры давлений и сечения отверстий приведены в таблице V, причем в качестве исходных величин для расчетов принято: Р0 — \мм вод. ст., что соответствует обычному режиму печей на доменном "газе;
^ = 1,12 яг|ж3 длядоменного газа при ¿ = 40°С;
секундный объем доменного газа 0,167 (273 + 40)
^^____ ГГГ -—---------—'
* сечение подового канала 0,355. 0,216 273
— %Ъм ¡сек.
При этом—секундный объем доменного газа принят из расчета на половину простенка с машинной стороны. /=6454мм —длина подового канала;
0,355.0,216
а=4 щмцгот=0,268
Т по Тринксу = 0,038;
/ 273 + 40 \ <0 = 0,167 (-2Тз—) =0,191 мЧсек;
и= 0,62 (для отверстий с острой кромкой);
XI = 0,45 м; ] Различные значения х в связи с типом и
л;2 = 2,417 м; г размерами сечений отверстий в подовой
х3 = 5,23 м; ( решетке.
х±-= 6,454 ж. ' (См. фиг. № 4).
Таблица V
расчитанных величин разрешения и площадей сечения подовой решетки при условии равномерной раздачи доменного газа
по длине подового канала
Существующие отверстия в подовой решетке Расчитано
№ Расстояние от начала под. канала х м X ~Т / м^м Разрежение в подовом канале против отверстия Р мм вод. ст. / м*/м
1— 2 3— 7 8—15 16-18 0,0 0,450 2,417 5,230 6,454 . 0,07 0,375 0,81 1,0 0,04 0,0175 0,0255 0,04 -1,0 -1,0018 —1,057 —1,2848 —1,3670 0,0118 0,0113 0,0105 0,0101
ПРИМЕЧАНИЕ: В подовых каналах печей существует три типа подовых отверстий в количестве 18 отверстий, из них: 5 отверстий, каждое сечением 0,076.0,14=0,0106 м2. 5 „ . 0,050.0,14=0,007 м* .
8 „ , 0,064.0,14=0,00895 л*2.
Распределение сечений изображено на фиг. № 4.
Сравнивая /, рассчитанное'с / из практических данных, можно сделать выводы:
а) По теории распределительных каналов к концу подового канала сечения отверстий в подовой решетке на 1 м длины канала должны уменьшаться, вследствие изменения статического давления в канале.
Нри$ые разрежений и сечений лодо8ой решети.
Я5 Н7 Х9 //12 Лз № т т.
ю № 1/6 нв № мц Мй №
^ «Д 363
, 363 и- 394 >
7; и. -¿и* у -*4С8 К —; 4>4 '
<*02
Ш «-430 ^-
А
Ъейстбит-
' 248 - - ~ — /оё — 6464
0,0/7?
Фиг. 4.
б) В действительности сечения подовой решетки на 1 л« к концу канала увеличиваются*
в) В действительности равномерное распределение газов по длине подового канала не достигается, более мощные потоки газа идут к концу подового канала (к середине печи), что обусловлено увеличением сечений решетки на 1 ж к концу канала; подтверждением этого являются качественные характеристики, полученные при испытании воздушной модели.
V. Заключение.
1) На основе теории механического подобия выполнено и исследовано приближенное моделирование аэродинамики отопительной системы коксовой печи.
2) Установлено, что восходящий газовый поток неравномерно распределяется *по длине регенераторов и вертикалах. Движение более мощных газовых потоков устанавливается в средних ячейках регенераторов и средних вертикалах.
3) Нисходящий поток, благодаря сплошному горизонтальному сборному каналу, выравнивается.
4) Подовый канал, существенно влияющий на равномерность газовых ^потоков, необходимо конструировать неравного сечения. ^
Работа проводилась в лаборатории кафедры Аппаратуры Томского Индустриального Института по теме, утвержденной ГУУЗ НКТП. В работе принимали участие при проектировании и изготовлении модели студенты V курса Химического фак-тат.т. Антонов, Синяков, Козьмина. Изготовление модели выполнено механиком Н. Д. Великжаниным. При испытании участвовал лаборант Н. М. Невзоров. Модель является в настоящее время учебным наглядным пособием при изучении конструкции печей. Предварительные результаты испытаний долржены автором коллективу ИТР коксового цеха Кузнецкого Металлургического завода в феврале 1937 г.
Список руководящей литературы по теории и практике моделирования.
1.A. А. Гухмаи. „Физические основы теплопередачи*.
2. М. В. Кирпиче в, И. А. Михеев. „Моделирование тепловых устройств".
3. П. М. Волков. „Исследование на водяной модели характера движения газов нагревательной камеры коксовальных печей".
4. П. М. Волков. „Изучение работы вращающихся печей на моделях".
5. М. А. К у з ь м и н. „О методике исследования движения газов в печах".
6. Вопросы движения газое в печах. Работы Стальпроекта, под редакцией Г. П. Иванцова.
