Сложность получения решения задачи переноса тепла в регенеративном теплообменном аппарате, описываемой системой уравнений (6.18), (6.19), (6.24), обусловила разработ­ку интегральных моделей.

Простейшая интегральная модель базируется на ряде допу­щении. Реальные процессы теплового взаимодействия потоков с насадкой, сдвинутые во времени, представляются как совме­щенные. Средние температуры газа и насадки за газовый период, воздуха и насадки за дутьевой период остаются постоянными.

Термическим сопротивлением насадки и ее аккумулирующей способностью пренебрегают или учитывают их по одной из формул [61] через сопротивление переносу тепла и коэффициен­ты массивности.

Тепловая производительность аппарата (? = кРЫ (6.29). Коэффициент теплопередачи регенеративного теплообменника к |Вт/(м2-К)] вычисляется по одной из формул: для «действитель­ного» регенеративного теплообменника с учетом термического соп­ротивления насадки

Для «идеального» регенеративного теплообменника, когда средняя температура стенки в период нагрева и охлаждения одинакова

К =

^г + ^г)(Ті+Т2)

Термическое сопротивление насадки определяется с помощью ряда формул, например приведенных в работах [75—76]:

£ = 0,67 * ),

стй? т 3МцГ

Где ст — удельная теплоемкость насадки, кДж/(кг-К); б — экви­валентная толщина стенки насадки, м.

Так как регенеративные теплообменные аппараты всегда противоточны по горячему и холодному теплоносителям, для расчета среднелогарифмического температурного напора пс - пользуется формула (1.44). При различно» продолжительно­сти газового и дутьевого периодов предлагается формула [61]

Т, ДҐг. нт1 + Л*и. пт2

М = ----------- 1-------- ,

Т1 + т2

Где Д/Г. м — среднелогарифмическая разность температур дымовых газов и насадки; Д/н. в — среднелогарифмическая разность темпе­ратур насадки и нагреваемого воздуха.

Оптимальное время между перекидками клапанов [79]

_ | / / Фпот /г - от

^'опт “ |, 36001^,*/« 3600(?тах ) Х°‘

Здесь Спот — потери тепла при перекидке клапанов (с нагретым воздухом или газом, выбрасываемым при перекидке в дымовую трубу, от снижения теплоусвоения металла и химическим недо - жегом для мартеновских печей), МДж; Стах—максимальная теп­ловая мощность, усвоенная насадкой (в начале периода нагрева), МВт; С,,—теплоемкость всей насадки, кДж/К; УР = У{1 —

— Л) (Л—Л)—водяной эквивалент потока продуктов сгорания, кВт/К; 1Л—расход продуктов сгорания, м3/с; х0— время собст­венно перекидки, ч; к = а/(а -- 5)— поправочный коэффициент для кауперовской насадки (для остальных типов насадок /г = 1); а—размер ячейки, мм; 5 — полутолщина кирпича, мм; т = = //и?, х 1/(^2 - сг); ^/(117,1,) находим по рис. 6.3; 172 = У2 (/г—

—/2)/(б—^2) — водяной эквивалент воздуха, кВт/К; Уг — рас­ход воздуха, м3/с.

Для насадок доменных воздухонагревателей, у которых <2ПОт< ССтах И /И =5:1, МОЖНО рекОМенДОВЭТЬ упрощенную формулу

Для мартеновских м нагревательных печей, у которых значе­ние Т1 сравнительно мало н температура продуктов сгорания на выходе из насалки изменяется незначительно в период нагрева, можно принимать (д,,,.,,. = (?■ Здесь Ц — усвоенная насадкой теп­лимая мощность по средней за дымовой период температуре уходя­щего дыма, кВт:

(6.32)

О-=о,95у;»; — к;*;

Рис. 0.3. Нлвисимость коэф­фициента т (тъ) от отноше-

(0,95 — коэффициент, учитывающий по­тери тепла в насадке).

Далее находим потери тепла ((2„от МДж) с нагретым воздухом (газом) при перекидке

Спот = Спот. ф Н - 0.пю. х 1

V (1 — и) р/3103

0,1013(1 +р<2)

(6.33)

Где (Зпот. ф, 0.тг — потери фИЗИЧеСКОГО и химического тепла, МДж; V — объем насадки, м3; V — удельный обтаем кир­пича насадки, ма/м3; /г— средняя энта­льпия воздуха н насадке, кДж/м' (при средней температуре (•>, °С); р2— абсо­лютное давление (воздуха) газа, Па.

Потери химического тепла добавляют к потерям физического тепла в случае нагрева горючего газа.

Для промышленных регене­ратор он

Однако из-за низкой точности по­лучаемых решений применение упро­щенных интегральных моделей не позволяет обоснованно ре­шать важные для проектирования и эксплуатации регенератив­ных аппаратов вопросы. Кроме этого, с помощью интегральных моделей невозможно осуществить выбор материалов насадки, т. е. решить задачу повышения надежности, срока эксплуата­ции аппаратов с неподвижной насадкой, провести анализ ре­жимов работы воздухонагревателей, связанных с различными способами стабилизации температуры горячего дутья, и т. д.

В работе X. Хаузена [98], И. Д. Семикина, Э. М. Гольд- фарба [16, 76] предложены более точные и гибкие интегральные модели переноса тепла в аппаратах с неподвижной насадкой. Наиболее всесторонние исследования по разработке моделей теплопереноса в регенеративных аппаратах, выполненные во ВНИИМТ [69, 83, 84, 102]', дают возможность рекомендовать методику расчета аппаратов с неподвижной насадкой, предло­
женную Ф. Р. Шкляром, В. М. Малкиным, В. Н. Тимо­феевым [101, 102]. В модели теплопереноса, положенной в основу этой методики, учтена массивность насадки, однако принято, что коэффициенты теплоотдачи теплоносителей ПОСТОЯННЫ по длине канала, а также постоянны теплофизические характери­стики насадки.

В процессе расчета определяются такие параметры по высо­те насадки Н: Т(Н) — распределение средней за период тем­пературы греющего теплоносителя (дыма); Т2(Н)—распреде­ление средней за период температуры нагреваемой среды (воз­духа); Тк — температура греющего теплоносителя в конце пе­риода (газового); Т2к(Н)—температура нагреваемой среды в конце периода (дутьевого); ®К(Н), 02к(Н)—температуры на­садки в конце периодов нагрева и охлаждения.

Для удобства вычислений расчетные температуры могут быть представлены и в относительных величинах от максимальной разности между температурами греющего и нагреваемого тепло­носителей: Р = (Тц—Т)/(Тп — Т21). Температуры продуктов сго­рания и воздуха, средние за период по высоте насадки, получим из уравнений

—1

(6.34)

. (6.35)

Здесь Ц72 — водяные эквиваленты продуктов сгорания и дутья (с учетом работы смесителя), кВт/К; Н0 — полная поверхность насадки, м2; £ц = ££„д— коэффициент теплопередачи регенера­тора, кДж/(м2-К), где 5 — коэффициент использования поверхно­сти нагрева в зависимости от определяющих критериев т0 и Н0, вычисленных по соотношениям

Для которых

Здесь 1, (*2) — коэффициенты теплоотдачи в газовый (воздушный) пернул (средние по поверхности), определяемые из уравнений теплообмена (2.6); ть (т2)— продолжительность газового (воздуш­ного) периода, ч; с„ — средняя теплоемкость насадки, кДж/(м3-К);

= ^---- эквивалентная полутолщина кирпича, равная отноше­

Нию объема кирпича V' к поверхности теплообмена Н' в еди­нице объема насадки; т, т2— коэффициенты массивности на-

В! а I

Садки, т. Ц2) = 1 ---- тр - = 1 Н---- (>-„ — средний коэффициент

Теплопроводности материала насадки; I — определяющий размер, равный в случае сложных каналов).

Температуры продуктов сгорания в конце газового и воздуха в конце дутьевого периодов в любой точке по высоте насадки определим из соотношений

— Ь, (Я)

(6.36)

Ри(/У)==Л(/У) + -4-^;

6, (Я)

(6.37)

Р2к (Я) = Р2 (Я) Н—

Здесь

*К2) (Я) =/?к2)-СЦ2) (Я);

£4- (6.39); Р2 =

(6.38)

£, (Я) = ехр (КН) {1 - ехр [—Я (Я, Я(т,) +*]}; (6.41) Е2 (Я) = ехр (КН) {1 - ехр [К - Н20 Ы (1 - Я)]); (6.42)

Где

Температуры насадки в конце газового и дутьевого периодов определим по формулам

РХ (Я)51(.,) +

В1 (Т1 + ’'г)

+ 6, (Я) В2 (т,) + Р2 (Я) В3 (т,) В (х2) + Ь2 (Я) В3 (-,) В2 (т2)}; (6.44)

В и - (Я) = Гп — (Гп — Т21)

+ Ь2 (Н) в2{~2) +~Рі {Н) Вз (т2) в і (ті) + Ь{ (Я) В3 (т2) В2 (7,)}. (6.45)

Где

В, (т) = 1 — ехр (— т); В2(т) = ' — 4- + (у + Ц ехр (— т);

2

В3 (т) = ехр ( т).

Пример. Выполнить тепловой расчет воздухонагревателя доменной печи

Объемом 2000 м* (см. рнс. 7..1). Блок воздухонагревателей состоит из четырех аппаратов, работающих последовательно. Исходные данные: расход топлива

5 = 65,5 тыс. м3/ч, расход лутья Уг = 219,4 тыс. м3/'ч; температура холодного дутья Г,, = 150 “С: поверхность нагрева воздухонагревателя Н„ = 316?0м*; тип насадки 45 x 45 мм: длительность газового периода х, = 2,9 ч; длитель­ность дутьерг-го перкода т; = 1,0 ч; коэффициент теплоотдачи в газовый период

А, =г- 24,7 Вт (м2 ■- К): коэффициент теплоотдачи п дутьевой период аг =

= 29,1 Вт / (м2 К). Для отопления принят смешанный (природно-доменный)

Газ следующего ссстяы, %■ СО = 24,5, Нг=2,35, СН4 = 12,55, С02 = 9,2 = 51,32, СгН, = 0,0Я. Теплота сгорания газа ОЦ = 7250 кДж'мя, температура газа <Г = 30°С, темпер 1гура воздуха горения <В=20С|С. Потери тепла во внешнюю среду до поступления дымовых газов в насадку принимаем равны­ми 3,5 %.

При расчете горения определяем для принятого топлива при коэффици­

Енте избытка вочдуха а = 1,1 расход воздуха и выход продуктов сгорания. Теоретический расход ноэлуха

V« = -^[о,5 (СО + Н.) + (т + V Стн„] =

0.

]=.,е

21

5 (24,5 + ?,35) + 2 12,55 + 3,5 ■ 0,08 = 1,67

Действительный расход воздчха Ув — а]/0 = 1,837. В продуктах сгорания содержится

VЧOш = 0,01 (С02 + СО + СН4 + 2С2Н„ + ЗС„Нв) =

= 0,01 (9,2 + 24,5 + 12,55 + 2 • 0,8) = 0,452;

Чо = °-01 + Н30 + п/2ЕСтН„) =

= 0,01(2,35 + 2 • 12,55 + 3 0,08) = 0,275;

2 =-- 0,01 Кг + 0,79а 1/„ = 0,01 . 51,32 + 0,79- 1,1 1,67 = 1,918;

УО|> = 0,21 (а — 1)1У0= 0,035.

Объем продуктов сгорания Уп с = + ^н, о + IV + У0 = 0,452 +

+0,275 + 1,98 + 0,035 = 2,742.

Состав продуктов сгорания: С02 = —£2?100 = 16,5 %; Н20 = 10 1а =

П. С

= 72,2%; 02 = 1,3%. Плотность продуктов сгорания (дыма)

Рп. С =

44 СОг + 28 Ы2 + 18 НаО + 32 О,

22,4-100 -

44 • 16.5 + 28 - 72,2 +18-10 + 32-1,3 =----------- 22А—100- = 1,326 кг/м3.

По составу и температуре продуктов сгорания определяют их теплоем кость. Температура продуктов сгорания на входе в насадку (под куполом)

(<?5 + 'в + 1г) о - °>035) ^ (7250 + 37 + 45) 0,965 _ , ччп уг' ~ 2,742 - 1,66

П. С П. С

Количество продуктов сгорания на один воздухонагреватель

51/п. стц 65,5 • 108 . 2,742 - 4 ^,=-^- = 5^74 61,93. 10» м«Л

(п — количество аппаратов в блоке).

Водяной эквивалент продуктов сгорания №} = /1Сп с - Исходный эквивалент дм м1 и-/2 рассчитан по полному расходу воздуха 117 а = В табл. 6.1—6.6 пред-

Ст. ш IсчIы результаты теплового расчета.