年产240万吨圆筒管式加热炉设计毕业设计(编辑修改稿)

年产240万吨圆筒管式加热炉设计毕业设计(编辑修改稿)内容摘要：

毕业设计 (论文 ) 7 是热流体进入炉体，为了保证对流室的换热效果，烟气的出炉温度应高于被加热介质进炉温度 120℃ 以上。 取： ts = 280+120=400℃。 加热炉本身的设计热效率 1 2 3100 % q q q     式中： η—— 加热炉的设计热效率， %； q1—— 烟气离开加热炉带走的热量损失， %； q2—— 加热炉表面散热损失， %； q3—— 机械和化学不完全燃烧损失， %。 根据烟气的出炉温度，查“烟气热量损失图”，得 q1=18%， q2 与 q3 根据经验取 q2+q3= 3%。 (也可看作 q2+q3 为辐射段加对流段总热损失 ) 1 0 0 % 1 8 % 3 % 7 9 %     燃料油用量 在热平衡计算时，燃料，空气，雾化蒸汽带入的显热与燃料燃烧放出的热量 lQ 相比，数值很小，仅 1%误差，可忽略不计。 工程上为简便起见，往往把这三项带入显热忽略。 计算公式： QB Ql   33 10 98 1 10     3584 / /kg hkg s 烟气流量 计算公式： ggW G B 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 8 gsG 1 L W   式中： Wg—— 烟气流量， kg 烟气 /h； B—— 燃料用量， kg 燃料 /h； Gg—— 烟气量， kg 烟气 /kg 燃料； Ws—— 雾化蒸汽量， kg 蒸汽 /kg 燃料。 加热炉的燃烧器采用内混式蒸汽雾化，雾化蒸汽量可取 0 .4 /sW k g k g 蒸 汽 燃 料。 实际空气量： 0LL1 . 2 1 4 . 4 4 1 7 . 3 2 8 k g / k g   空 气 燃 料 烟气量： gG 1 1 7 . 3 2 8 0 . 4 1 8 . 7 2 8 k g / k g     烟 气 燃 料 烟气流量： 3gW 1 8 . 7 2 8 3 5 8 4 6 7 . 1 2 1 0 k g / h = 18 .64 k g     烟 气烟 气 /s 辐射段计算 辐射段基础数据 辐射段热负荷 辐射段的热负荷取加热炉总热负荷的 70%， 4R3Q 7 0 % Q = 7 0 % 3 3 . 1 9 8 = M W = 1 9 9 9 1 0= 2 3 . 2 4 1 0 /K J S           千 卡 / 时 辐射炉管管壁平均温度 炉管介质的平均温度： wT 1 4 2 4 2 0 / 2 2 8 1    （ ） ℃， 辐射管的平均温度可取比炉管介质平均温度高 42 ℃ ， 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 9 即： wwT T 42 28 1 42 32 3     ℃。 辐射管平均表面热流密度 被加热介质为原油，采取单面辐射，取辐射管表面的平均热流密度为 25 kw/m2。 辐射管表面强度 参阅考“辐射炉管表面强度和管内质量流速经验数据”取辐射炉管表面强度2Rq 2 8 7 0 0 / 千 卡 米 时。 辐射管加热面积 计算公式： 4RR RQ 1 9 9 9 1 0A 6 9 6 . 6 mq 2 8 7 0 0     式中： AR—— 辐射管加热表面积， m2 ； QR—— 辐射段的热 负荷，千卡 /时； qR—— 辐射炉管的表面强度， 2 千 卡 /米 时。 辐射段炉体尺寸确定 辐射管管径 参阅考“辐射炉管表面强度和管内质量流速经验数据”取辐射炉管管内质量流速GF = 1200 kg/(m2 s)。 [1] 3FW 2 7 3 . 9 7 1 0 k g / h k g s      选用管程数 N = 4， FiF3W1d30 N G1 273 .97 1030 4 120 0 2 m    齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 10 式中： di—— 辐射炉管内径， m； GF—— 管内流体质量流速， kg/m2 s； WF— — 管内流体流量， kg/h； N—— 管程数。 选用公称直径 Φ127 的炉管，管间距为 250mm。 辐射段炉管长度和节圆直径 辐射管长度和炉膛高度满足下式关系 RA D LC   式中： AR—— 辐射管加热表面积， m2； C—— 管心距与辐射管外径之比； L—— 辐射管长度， m； D —— 辐射室节圆直径， m； 根据要求，试确定高径比 L/D  ， 可以得到： D L   解得： D＇ = m， L＝ m。 根据相关标准选用炉管的长度为 15000 mm， 222D 69 6. 6L269 6. 6159. 41 m   炉膛高度 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 11 H=L+上下弯头高度 +膨胀长度 +上部间隙 上下弯头高度为 : 03d 3 0 . 1 2 72 2 0 . 3 8 m22      炉管每米的膨胀长度为 10mm，则膨胀长度为： 15 = m。 上部间隙为。 则炉膛高度为： H=15+++= m 炉管数 RA 6 9 6 . 6n 1 1 6 . 4d L 3 . 1 4 0 . 1 2 7 1 5   取炉管的根数为 n=117 根 炉膛直径 D D 2d 实际节圆直径： n S 1 1 7 0 .2 5 0D 9 .3 1 m    炉膛直径： D 8 .2 8 2 0 .1 2 7 9 .5 6 m     辐射段热平衡计算 当量平面面积 c p a2A n L S1 1 7 1 5 0 . 2 5 0 4 3 8 . 7 5 m     式中： Acp—— 当量平面， m2； n—— 辐射管根 数； La—— 辐射管有效长度， m； S—— 辐射管管心距， m。 气体的交换因数 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 12 a）、烟气中二氧化碳 (CO2)和水蒸气 (H2O)的分压值 p： 根据加热炉的过剩空气系数，由“烟气中 CO2 和 H2O 的分压”图查得 : [2] P = atm； b）、平均气体的辐射长度 L： 所采用的是圆筒型加热炉，高径比为 2，根据要求确定平均气体的辐射长度为一倍的炉体直径。 即： L = D = m； c）、烟气辐射率 εg： P L 0 .2 4 9 .4 1 2 .2 6 a tm m    ； 试确定炉膛烟气平 均温度 Tg = 825 ℃ = 1098 K； 根据 PL 值和 Tg 查“烟气辐射率”图得： εg =。 [12] d）、炉膛总内表面积 ΣF： 222F DL D4 1 15 1451 8 m          式中 : ΣF—— 炉膛总内表面积， m2。 e）、炉膛有效辐射率 εs: gsga c p g a c pFF[ 1 ( 1 ) / ( 1 ) ]F A 1 F A5 1 2 .9 8 0 .6 4 5 5 1 2 .9 80 .6 4 5 [ 1 ( 1 ) / ( 1 ) ]0 .8 8 4 3 8 .7 5 1 0 .6 4 5 0 .8 8 4 3 8 .7 50 .6 9 6                  式中： Fa—— 有效吸收因数（对于管心距 S = 2D，取 Fa = ）。 f）、气体交换因数 F： 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 13 fs1F 111  式中： εs—— 炉膛有效辐 射率； εf—— 炉膛表面辐射率； 对于炉管材料是碳钢、铬钼钢，取炉膛表面辐射率 εf=。 1F11 1 96 5 辐射段热平衡 辐射段传热速率方程式： 8 4 4 3a c p g w a c p g wR 1Q [ 4 . 9 3 1 0 F A F ( T T ) C F A F ( T T ] 1 . 1 6 3 1 0      ） 辐射段热平衡方程式： 3R e a f s R gBQ 7 0 % Q Q Q Q 1 q q 1 03 . 6         （ ） () 式中： QR—— 辐射段热负荷， kW； Acp—— 当量平面， m2； F—— 气体交换因数； Fa—— 有效吸收因数； qR—— 辐射段表面散热损失， %； qg—— 离开辐射段炉膛烟气带走的热量损失 ， %； C1—— 系数。 a）、试确定 Tg = 825℃ = 1095 K，辐射段采用的圆筒型，系数 C1 =。 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 14 8 4 4R30 . 8 8 4 3 8 . 7 54 0 . 6 0 0 . 8 8 4 3 8 . 7 5 0 . 6 5KWQ [ 4 . 9 3 1 0 0 . 6 5 ( 8 2 5 3 2 3 )( 8 2 5 3 2 3 ] 1 . 1 6 3 1 0                 ） b）、有效吸收因素： Fa = ； 辐射段表面损失： qR = 3%； 烟气带走的损失： qg = 18%。 33R33584Q 70 % 42 .3 4 10 20 2. 4 1 18 % 3% 103. 623 .4 2 10 kW           （ ） () 热负荷平衡，确定的 Tg = 825℃符合条件。 对流段计算 核算对流段热负荷 管内介质流动的雷诺数 计算公式： iFdGRe μ Re—— 雷诺数； di—— 炉管内径， m； GF—— 管内介质质量流速， kg/m2 s； μ—— 管内介质平均温度下的动力粘度， Pa s； a）、炉管内径 di: 壁厚按照标准试选用 6 mm。 icd d m   b）、管内介质的质量流速 GF： 对流段和辐射段一样采用 4 管程。 齐齐哈尔大学毕业设计 (论文 ) 15 F2322441G36004d1 9 1 .7 8 1 0 136004 0 .1 2 11 1 5 8 .2 k g / m sniW       （ ） 式中： qn—— 管内介质质量流速， kg/h； di—— 炉管内径， m。 c）、管内介质的平均温度 m 2 8 0 3 7 0t 3 2 5 5 9 8 K2  ℃ = d）、管内介质平均温度下的粘度 υ： 已知任意两温度下的粘度，石油液体在其它温度下的粘度安下式计算： υ e x p [ e x p (a + b ln T ] 0 .6) 11a ln[ ln( υ 0. 6) ] b ln T   1212l n [ l n ( υ 0 . 6 ) ] l n [ l n ( υ 0 . 6 ) ]b l n T l n T    式中： T T2—— 热学温度， K； υ υ2—— 液体分别在 T T2 温度下的运动粘度。 根据给定参数得在基准温度下的粘度： T1 = 80℃ = 353 K υ1 = cst T2 = 100℃ = 373 K υ2 = cst l n [ l n ( 5 8 . 4 0 . 6 ) ] l n [ l n ( 2 9 . 2 0 . 6 ) ]b 3 . 3 3l n 3 5 3 l n 3 7 3     a l n [ l n ( 5 8 . 4 0 . 6 ) ]。