Автор: Безгрешное А.Н.
Теги: тепловые двигатели в целом получение, распределение и использование пара паровые машины паровые котлы теплоэнергетика теплотехника теплопередача котельные установки
ISBN: 5-283-00200-4
Год: 1991
Текст
АН. Безгрешное
Ю.МЛипоб
Б.М.Шлейфер
РАСЧЕТ ПАРОВЫХ
КОТЛОВ
6 примерах
и задачах
Для студентов вузов
АН. Безгрешноб
ЮМЛипоб
Б.М.Шлейфер
РАСЧЕТ ПАРОВЫХ
КОТЛОВ
6 примерах
и задачах
Под общей редакцией
Ю.М. ЛИПОВА
Допущено Государственным комитетом СССР по
народному образованию в качестве учебного по-
собия для студентов вузов, обучающихся по специ-
альности «Тепловые электрические станции»
МОСКВА
ЭНЕРГО АТОМ ИЗ ДАТ
1991
ББК 31.361
Б39
УДК 621.11/001.24(07$.8)
Рецензенты: Киевский политехнический институт
и Б. П. Афанасьев
Безгрешное А. Н. и др.
Б39 Расчет паровых котлов в примерах и задачах:
Учеб. пособие для вузов/А. Н. Безгрешное,
Ю. М. Липов, Б. М. Шлейфер; Под общ. ред.
Ю. М. Липова.— М.: Энергоатомиздат, 1991.— 240
с.: ил.
ISBN 5-283-00200-4
На основе примеров, взятых из практики проектирования
паровых котлов ПО «Красный котельщик», рассмотрено вли-
яние различных факторов на процессы теплообмена в топке
и поверхностях нагрева. Приведены алгоритмы расчета харак-
теристик топлива и др.
Для студентов теплотехнических и энергомашиностроитель-
ных специальностей вузов.
2203050000-007 , _ _
Б-------------146-91
051(01)-91
ББК 31.361
Учебное издание
БЕЗГРЕШНОВ Александр Николаевич,
ЛИПОВ Юрий Михайлович,
ШЛЕЙФЕР Бенчик Майорович
РАСЧЕТ ПАРОВЫХ КОТЛОВ В ПРИМЕРАХ И ЗАДАЧАХ
Заведующая редакцией И. В. Волобуева
Редактор издательства Т. И. Мушинска
Художественные редакторы: В. А. Гозак-Хозак, Г. И. Пан-
филова
Технический редактор Н. В. Чиранова
Корректор Г. А. Полонская
ИБ № 2729
Сдано в набор 31.01.91. Подписано в печать 29.04.91. Формат 60х88'/1б-
Бумага офсетная № 2. Гарнитура Таймс. Печать офсетная. Усл.
печ. л. 14,7. Усл. кр.-отт. 15,06. Уч.-изд. л. 15,46. Тираж 10 000 экз.
Заказ 2065. Цена 60 к.
Энергоатомиздат. 113114 Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени
МПО «Первая Образцовая типография» Государственного комитета
СССР по печати. 113054, Москва, М-54, Валовая, 28
ISBN 5-283-00200-4
© Авторы, 1991
2
ПРЕДИСЛОВИЕ
В соответствии с квалификационными характеристиками
выпускники энергетических специальностей должны не только
понимать физику процессов, происходящих при работе обо-
рудования ТЭС и АЭС, но и уметь применять теоретические
знания для решения практических задач как при констру-
ировании, так и при наладке теплотехнического оборудования.
Существующие в настоящее время учебники и учебные
пособия по паровым котлам содержат в основном теоретиче-
ский и описательный материал и слабо способствуют привитию
практических навыков выполнения расчетов. При выполнении
курсового проекта тоже, как правило, не ставится задача
детально проанализировать влияние различных факторов на
результат расчета, проследить степень изменения конструкции
в зависимости от особенностей характеристик сжигаемых
топлив.
Известно, что наиболее глубокое понимание любого явления
достигается изучением влияния на него различных факторов
путем разбора конкретных примеров. В предлагаемом учебном
пособии использован именно этот метод обучения. Примеры
и задачи подобраны таким образом, чтобы на конкретных
расчетах проследить влияние различных факторов на рассмат-
риваемый показатель. При этом учтены часто встречающиеся
при реальном проектировании ситуации на основе опыта ПО
«Красный котельщик».
В учебное пособие включены примеры и задачи по разделам:
характеристики топлива и объемы продуктов сгорания, теп-
ловые и конструктивные расчеты топочных камер, полуради-
ационных и конвективных змеевиковых поверхностей, регене-
ративных и трубчатых воздухоподогревателей, расчеты воз-
можных размеров выброса вредных газовых компонентов
в разных условиях эксплуатации.
В учебном пособии «отсутствуют материалы по расчету
гидродинамики, тепловых схем котлов, аэродинамики топок
и газоходов, прочности металла. Причиной этого является
ограниченный объем пособия. Авторы располагают такими
3
материалами и при положительной оценке данной книги
готовы издать в последующем вторую часть пособия в виде
примеров и задач по внутрикотловым процессам.
Материал учебного пособия построен таким образом, что
в начале каждого раздела в сжатом виде приводится нор-
мативная методика расчета. Далее следует несколько примеров,
конкретно раскрывающих влияние различных факторов на
результат или содержащих вариантные тепловые и конструк-
тивные расчеты. Кроме усвоения приведенных зависимостей
читатель имеет возможность на данных примерах ознакомиться
с самой методикой расчета, приобрести навыки самостоятель-
ного расчета. Это особенно важно при расчете сложных
в тепловом отношении видов конструкций, например раз-
реженных ширм, находящихся в топочном объеме, или зме-
евиковых частично оребренных (мембранных) поверхностей.
При решении задач принята следующая точность расчета
величин: величины, имеющие большие численные значения
(энтальпии, температуры газов и рабочей среды, объемы
и поверхность стен топки и др.), ограничиваются одним
знаком после запятой, удельные объемы — двумя знаками
после запятой, величины, имеющие малые значения,— тремя
значащими цифрами.
Издание книги подобного типа с несколько другим по-
строением и содержанием было осуществлено в 1951 г. При
составлении пособия авторами использован опыт длительного
преподавания в Новочеркасском политехническом и Москов-
ском энергетическом институтах, а также опыт проектирования
паровых котлов в ПО «Красный котельщик».
Замечания и пожелания просьба направлять по адресу:
113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10, Энергоатомиздат.
Авторы
Глава первая
РАСЧЕТ ХАРАКТЕРИСТИК ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
ТОПЛИВ
1.1. СОСТАВ ТОПЛИВА
Основные зависимости и расчетные формулы. Пересчет
элементного состава одной массы топлива на другую произ-
водится при помощи коэффициентов, приведенных в табл. 1.1.
Таблица 1.1
Заданная масса топлива Искомая масса топлива
рабочая сухая горючая
Рабочая 1 100 100
100- wp 100- Wp-Ap
Сухая 100- wp 1 100
100 100 —Лс
Г орючая 100- И/Г Л'’ 100-Ас 1
100 100
Если топливо (сланцы) содержит большое количество кар-
бонатов (более 2%), то коэффициент пересчета принимается
с учетом разложения карбонатов. В этом случае за горючую
массу принимают
Г=100-1Рр~ЛИсПр-(СО2)к, (1.1)
где (СОД—содержание углекислоты карбонатов, %; Лиспр—
зольность топлива за вычетом сульфатов, образовавшихся
при разложении карбонатов с поправкой на сгорание кол-
чеданной серы:
/ и^р
Аи..„т. — Ар— А.\ 1----------
испр С | | лл
(1.2)
Поправку Ас принимают равной для эстонских и гдовских
сланцев 2,0; кашпирских 4,1.
5
Пересчет элементного состава рабочей массы топлива
с влажностью И™ на массу с влажностью Ир производится
умножением исходных составляющих на множитель
100- Wp
То же самое имеет место при изменении зольности
100-Л2
топлива Ах до А2: —-——.
100 л 1
ПРИМЕРЫ
Пример 1.1. При лабораторных' исследованиях был получен
элементный состав кузнецкого угля марки СС на горючую
массу: Сг = 84,0%; Н*=4,5%; Nr = 2,0%; Ог = 9%; Sr = 0,5%.
Влажность и зольность на рабочую массу равны И/р=12,0%
и Лр=11,4%. Определить элементный состав на рабочую
массу топлива.
Решение. Для пересчета с горючей массы на рабочую
используем коэффициент пересчета
„ 100-Жр-Ар 100-12,0-11,4
к=.................... = 0,766.
100 100
Тогда:
Ср=СГХ=84,0 • 0,766 = 64,34%;
НР = НГК=4,5 -0,766 = 3,45%;
Np = NrK=2,0-0,766= 1,53%;
ор = ОГК = 9,0 • 0,766 = 6,90%;
Sp = SrK=0,5 -0,766 = 0,38%.
Проверка: Суммарный элементный состав топлива на
рабочую массу
64,34 + 3,45+1,53 + 6,90 + 0,38+12,0+ 11,40= 100%.
Пример 1.2. Задан следующий элементный состав на го-
рючую массу кузнецкого угля марки СС ухудшенного состава:
Сг = 80,2%; Нг = 3,3%; Nr = 2,l%; Or=14%; Sr = 0,4%. Известно,
что зольность сухой массы Ас = 22,12%. Определить элемент-
ный состав топлива на рабочую массу при HZP = 15,0%.
Решение. В соответствии с табл. 1.1 коэффициент пересчета
100-Wp-Ap „
масс имеет вид —— ——. Для
ем зольность с сухой массы на
,о . 100— Wp _
+ Р = /Г---------------= 22,12
100
его использования пересчита-
рабочую:
10°-15,0 = 18,80%.
100
Тогда
ЮО-И^-ЛР 100-15,0-18,8 Л
--------——=---------------~ = 0,662.
100 100
6
Определяем элементный состав на рабочую массу:
Ср = С'Х=80,2 • 0,662 = 53,09%;
Ор = О 'К= 14,0 • 0,662=9,27%;
НР = Я*Х=3,3-0,662 = 2,18%;
Np = NrA"=2,l -0,662=1,39%;
№ = S'K- 0,4 • 0,662 = 0,27%.
Проверяем полный элементный состав рабочей массы
Cp + Hp + Op + Np + Sp + >4p+n'p = 53,09 + 2,18 + 9,27 + l,39 +
+0,27 +18,8 +15,0 = 100%.
ЗАДАЧИ
Задача 1.1. Сушка березовского угля с составом рабочей массы: И/р= 33%;
Л*=4,7%; 5р==0,2%; Ср=44,3%; Нр=3,0%; Np=0,4%; Ор= 14,4% производится
при разомкнутой схеме. Определить состав рабочей массы подсушенного до
Wlp= 10,0% топлива.
Задача 1.2. Содержание углерода в рабочей массе экибастузского угля
составляет Ср=43,4% при И/р=7% и Ар~38,1%. Определить содержание
углерода в сухой массе при увеличении рабочей зольности топлива до Лр=45,0%.
Задача 1.3. Определить состав горючей массы нерюнгринского угля, если
известен состав рабочей массы: И/р=9,5%; Лр= 12,7%; »S'p~0,2%; Ср=66,1%;
Нр=3,3%; №=0,7%; Ор=7,5%.
Задача 1.4. Определить рабочий состав эстонских сланцев, если известен
элементный состав горючей массы: Sr=5,25%; Сг=72,13%; Нг= 10,16%; Nr=0,33%;
О'=12,13%. Рабочая масса имеет: Ир= 13,0%; (СО2)РК= 16,5%; Лр40,0%. •
1.2. ТЕПЛОТА СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
Низшая и высшая теплота сгорания, кДж/кг, связаны
зависимостью
е. = е.-25,1(9Н + И'). (1.3)
Пересчет теплот сгорания топлива:
е:=ер - 25, i (9нр+w р); а .4)
енс=е:-22б нс; (1.5)
еиг = С1-226 Нг; (1.6)
100- wp
Ql-Ql—---------25,1 РИР; (1.7)
100—Шр—лр
= ----100---—25,1И/Р. (1.8)
Здесь индексы «р», «с», «г» относятся к рабочей, сухой
и горючей массам топлива.
7
При изменении влажности от IV р до Wp2 и зольности от
Ар до Ар топлива для определения теплоты сгорания ис-
пользуются зависимости:
100— И'р
Q£=(e.°i + 25,1 (1.9)
е.’2=е.-1]^. ало)
1W Л j
При одновременном изменении влажности и зольности
100— А р
Q^2=(Q^+25,lfVp)------г---1-25,1 Гр. (1.11)
v^hi 1 5 1/100— fVp — Ар 1 v 1
Для приближенных расчетов, а также для проверки элементного
состава топлива (если задана бр) низшую теплоту сгорания,
кДж/кг, определяют по формуле Менделеева:
QP = 339CP + 1O3OHP —109(0 P — SP)—25,11FP; (1.12)
= 339Сг + 1030Нг —109 (Ог — S г). (1.13)
Расхождение полученной с величиной, полученной в ка-
лориметрической бомбе, не должно превышать +628 кДж/кг
для топлив с зольностью менее 25% и +837 кДж/кг—для
других топлив.
Теплота сгорания газообразного топлива принимается по
данным калориметрического анализа. При отсутствии таких
данных теплота сгорания 1 м3 газа при нормальных условиях
подсчитывается по формуле
£Hc=o,oi [сН28н28+есоСо+еН2н2+£(ес„нСини)], (1.14)
где (2h,s> Ссо и т. д.—теплота сгорания отдельных составля-
ющих, J входящих в состав газообразного топлива, кДж/м3;
последние должны приниматься по [1 j либо по теплотехниче-
ским справочникам.
При сжигании смеси двух твердых или жидких топлив,
заданных массовыми долями (q'—массовая доля одного из топлив
в смеси), теплота сгорания 1 кг смеси подсчитывается по формуле
QS-Q^'+QS"(i-gy (1.15)
Если же смесь задана в долях по тепловыделению каждого
топлива (q'—доля одного из топлив), то для перехода
к массовым долям используется зависимость
При сжигании смеси твердого или жидкого топлива с га-
зообразным расчет ведется на 1 кг твердого или жидкого
8
3
топлива с учетом количества газа х м , приходящегося на
1 кг твердого или жидкого топлива:
Снр = енр'+^нр"- (1.17)
Если смесь задана в долях тепловыделения </, то количество
газа, мэ, приходящегося на 1 кг твердого или жидкого топлива,
может быть найдено по зависимости
На основе (1.17) и (1.18) теплоту сгорания смеси можно
получить, зная исходные данные ио основному топливу £нр и q':
q;=qs' (i.i9)
q
ПРИМЕРЫ
Пример 1.3. Для кузнецкого угля (элементный состав—см.
пример 1.1) определить , если низшая теплота
сгорания рабочей массы равна £„=23 990 кДж/кг.
Решение.
£,Г = £нг+ 25,1 (И/Р + 9Н р) = 23 990+25,1(12,0 + 9-3,45) =
= 25071 кДж/кг;
е.с = (е.р + 25,1»'р) |001”°></--226 Нс=(23990 +
+ 25,1 -12,226-3,92 = 27604 - 886 = 26718 кДж/кг;
е«' = (е«р + 25,1 W) —-226 Н г=(23 990+
+25,1 -12,°) ]00 -'^-г——-226-4,5== ЗОб’З кДж/кг.
Пример 1.4. Насколько увеличивается высшая и низшая
теплота сгорания рабочей массы угольной пыли назаровского
угля (приложение, табл. П.1, топливо № 15) при переходе от
замкнутой схемы сушки к разомкнутой с окончательной
влажностью пыли И'пл=10,0%. Исходная низшая теплота
сгорания рабочей массы топлива равна 13020 кДж/кг.
Определяем низшую теплоту сгорания пыли:
то — и/пл
б»" = (С.’+25Д1Г’) -——-25,11+“ =
=(13020+25,1 -39,0) ~-“-25,1 • 10,0 = 20403 кДж/кг.
9
Находим высшую теплоту сгорания исходного топлива
и пыли:
<2вр = Си + 25,1 (9Н р + W ”) = 13 020+25,1 (9 • 2,6£39?0) =
= 14 586 кДж/кг;
-Ю0-1+пл 160-10,0 ,
Св = Св--------г- = 14 586 -------=21 520 кДж/кг.
Vb 100- Wp 100-39,0 '
Другой вариант определения высшей теплоты сгорания пыли
Свил = Снпл + 25,1 (9Н пл + W пл) = 20 403 + 25,1 (9-3,84+10,0) =
= 21 520 кДж/кг,
где
отдельных газовых составляющих
с соответствующим пересчетом
Н11Л = Н р 100 --ПЛ=2,6 •
100-Wp 100-39,0
Пример 1.5. Определить теплоту сгорания газообразного
топлива, имеющего следующий состав: СН4 = 94,0%; С2Н6 = 2,8%;
С3Н8 = 0,4%; С4Н1О = 0,3%; C5HI2=0,l%; N2 = 2,0%; СО2 = 0,4%.
Решение. Определим теплоту сгорания газа по (1.14):
бнс=0,01 (0+0+0 + 35818-94,0+63 248-2,8 + 91 251 -0,4+
+ 118646-0,3 + 146077-0,1)=36321 кДж/м3 = 36,321 МДж/м3.
Низшая теплота сгорания
принята по табл. 2.5 [1 ]
значений в систему единиц (СИ).
Пример 1.6. При работе на сниженных нагрузках в топке
котла сжигается 25 т/ч твердого топлива с £>/ = 20934 кДж/кг
и 15 103 м3/ч газа с Си = 40• 103 кДж/кг. Определить условную
теплоту сгорания смеси топлив.
Решение. При сжигании твердого или жидкого топлива
в смеси с газообразным расчет ведется по условной теплоте
сгорания, отнесенной к 1 кг твердого или жидкого топлива:
Снр = СнР+хСн, где х—количество газа, м3, приходящегося
на 1 кг твердого или жидкого топлива,
15-103 л ,
х =—----=•= 0,6.
25-103 ’
Тогда С р = 20934+0,6• 40-103 =44934 кДж/кг.
ЗАДАЧИ
Задача 1.5. Проверить правильность определения элементного состава
топлива, если известны данные лабораторных исследований: С с=62,17%;
Н' = 4,10%; Oc=5,17%; №=1,29%; S' = 3,27%, а также +р=22,10%;
И/г= 7,90%; qp= 22716 кДж/кг.
Задача 1.6. При открытом способе добычи экибастузского угля произошло
увеличение его зольности с 38,1 до 48,0% в рабочей массе и влажности
10
с 7,0 до 11,0%. Определить, насколько изменится низшая теплота сгорания
угля, если ее исходное значение составляло Q^ — 16747 кДж/кг.
Задача 1.7. Определить теплоту сгорания смеси твердого топлива с низшей
теплотой сгорания QS\~ 13020 кДж/кг и мазута с -38 800 кДж/кг при
тепловой доле твердого топлива в смеси д' —0,30.
Задача 1.8. На ТЭЦ сжигается доменный газ и мазут. Доля тепловыделения
доменного газа </'-0,6. Определить количество газа на 1 кг мазута и теплоту
сгорания смеси на 1 кг мазута. Мазут имеет QI = 38 870 кДж/кг, а доменный
газ QS =3710 кДж/м3.
Глава вторая
РАСЧЕТЫ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
2.1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ РАСХОД ВОЗДУХА
Для твердых и жидких топлив:
объемный расход воздуха, м3/кг,
V 0 = 0,0889 (Ср + 0,375S р)+0,265Н р - 0,03330 р; (2.1а)
массовый расход воздуха, кг/кг,
L 0 = 0,115 (С р + 0,375S р)+0,342Н р - 0,04310 р. (2.16)
При сжигании природного газа объемный расход, м3/м3
Г °--0,0476 X
т+" )CmH.+0,5(CO+H2)+1,5H2S-О2
Т* 1 /
(2.2)
Значения объема воздуха, м3, рассчитываются при нор-
мальных условиях, т. е. при 0° С и 760 мм рт. ст.
Для смеси двух однородных топлив (твердых, жидких или
газообразных) объемы воздуха определяются по формуле
F0=g'r°'+(l-g')H0",
(2.3а)
где g' — массовая доля первого топлива в смеси.
Для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
Г°=Г°' + хГ0'',
(2.36)
где а - количество газа на 1 кг твердого или жидкого топлива.
ПРИМЕРЫ
Пример 2.1. Определить объемный и массовый расход
воздуха для топлива, приведенного в примере 1.1.
11
Решение. Определяем теоретическое количество сухого воз-
духа, необходимого для полного сжигания топлива (а «1,0).
По (2.1а) и (2.16) находим
= 0,0889(64,34+0,375 • 0,38)+0,265 • 3,45-0,0333 • 6,9 =
= 6,42 м3/кг;
L 0=0,115(64,34+0,375 • 0,38)+0,342 • 3,45-0,0431 • 6,9 =
= 8,30 кг/кг.
Пример 2.2. Определить объемный расход воздуха для
сжигания природного газа Бухарского месторождения (прило-
жение, табл. П2, топливо № 7).
Решение. На основании элементного состава топлива
(табл. П2) по (2.2)
Г °=0,0476
3+—]0,4+ | 4+—JO,1 +
4 / \ 4 у
м3/м3.
Пример 2.3. Определить теоретически необходимое количест-
во воздуха при сжигании смеси твердого и газообразного
топлива (кузнецкого угля марки СС и бухарского природного
газа), элементный состав которых приведен в примерах 2.1
и 2.2. Доля природного газа в общем тепловыделении q"—0,4,
их низшие теплоты сгорания соответственно равны
Q р' = 27420 кДж/кг и Снр" = 36 720 кДж/м3.
Решение. Для смеси твердого (или жидкого) и газообразного
топлива теоретически необходимое для горения объемное
количество воздуха определяется соотношением (2.36), а ко-
личество газа, приходящееся на 1 кг твердого топлива, находит-
ся по (1.18). Доля твердого топлива в тепловыделении смеси
топлив
#'=1-</"=!-0,4 = 0,6;
0,6 36 720
V0 = 6,417+0,498 • 9,73 = 11,26
м3/кг.
ЗАДАЧИ
Задача 2.1. Определить, насколько изменится теоретически необходимый
объем воздуха при переходе на сжигание сушонки (Шпл = 10%). Исходное
топливо — назаровский бурый уголь (приложение, табл. Ш, топливо № 15).
Задача 2.2. Определить, насколько изменится теоретически необходимый
объем воздуха, если зольность угля марки АШ (приложение, табл. Ш,
топливо № 5) увеличится до 35,0%.
12
Задача 2,3. Определить, как изменится теоретически необходимый объем
воздуха, если для условий примера 2.3 доля природного газа в общем
тепловыделении увеличится до ^" = 0,6.
2.2. СОСТАВ И ОБЪЕМ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
При сжигании твердого и жидкого топлива образуются
следующие объемы продуктов сгорания, м3/кг:
Ико=0,01866 (С р 4- 0,375S р); (2.4)
V ;=0,79 V 0 + 0,008N р; (2.5)
И£20 = 0,11 I Н₽ + 0,0124Ир+0,0161 У° + 1,24СФ, (2.6)
где Сф — расход пара на распыл 1 кг мазута, кг/кг;
= (2.7)
При сжигании сланцев объем трехатомных газов за счет
карбонатной углекислоты составит
Г',о,= (2.8)
где Ик(у,— расчетный объем трехатомных газов в продуктах
сгорания по (2.4).
Тогда полный объем газов при а—I
Г»«=Г?+0,509^^, (2.9)
где Г °
При
м3/м .
определяется по (2.7).
сжигании природного газа объем продуктов сгорания,
rX2=0,79ro+0,01N2;
(2.10)
Pro, = 0,01 ( 2 т СтНп + СО2 + СО + H2S); (2.11)
^що=0,01 (S”cmH„ + H2S-bH2 + 0,124< + 0,0161P°), (2.12)
где dr — влагосодержание газообразного топлива, которое в за-
висимости от температуры газа принимают:
t, ° С .............0 10 20
4, г/м3 ............5,0 10,1 19,4
Действительные объемы воздуха и продуктов сгорания,
м3/кг, при коэффициенте избытка воздуха а:
Ив-аР°; (2.13)
’zH,o=^Jo+0-0161(«-0fz0; (2-14)
Гг = К?+1,0161(а-1)Г“. (2.15)
13
Масса продуктов сгорания, кг/кг, при сжигании твердого
и жидкого топлива
С, = 1-,^.-И,306аГ°. (2.16)
Плотность и масса продуктов сгорания при сжигании
газообразного топлива, кг/м3:
Рг.тл=0,01 [1,96СО2 +1,52 H2S +1,25 N2 + l,43O2 +
+1,25СО+0,0899Н2+£(0?536т+0,045н)СтНи]; (2.17)
Gr = Pr.™+< • Ю 3 + 1,306аГ°. (2.18)
Объемные доли трехатомных газов и безразмерная кон-
центрация золы в продуктах сгорания:
''Ro,= Wrr; (2.19)
гн2о = ^н2о / г j (2.20)
14.=^P«y./(Gr100), (2.21)
где сун—доля золы, уносимой продуктами сгорания, определя-
ется по табл. П7.
Объем продуктов сгорания при рециркуляции газов, м3/кг,
П.РЦ=^г+^г.от6, (2.22)
где Кг отб—объем продуктов сгорания в сечении за местом
отбора; г—доля отбираемых газов на рециркуляцию.
Избытки воздуха в газовом тракте при известном значении
избытка на выходе из топки ост составляют: в объеме топки
в зоне горелок а =аг—Аост; в газоходе за топкой
ат+£Ааг, где Аат, А а,—присосы воздуха в топке и в повер-
хностях за топкой.
Относительный избыток горячего воздуха в горелке при
сжигании твердого топлива составляет
Prop С^гор А ^пл»
где Аапл — присосы воздуха в пылеприготовительной установке.
ПРИМЕРЫ
Пример 2.4. Определить объемы продуктов сгорания для
кузнецкого угля марки СС, приведенного в примере 1.1.
Решение. Определяем составляющие продуктов сгорания по
(2.4)—(2.6):
pRO2 = 0,01866 (64,34 + 0,375 - 0,38) -1,20 м3/кг;
И^о = 0,Ш -3,45+0,0124-12,0+0,0161 -6,417 = 0,64 м3/кг;
^ =0,79-6,417+0,008-1,53 = 5,08 м3/кг.
14
Суммарный объем; продуктов сгорания по (2.7)
К? = 1,204-0,64+5,08 = 6,92 м3/кг.
Пример 2.5. Как изменится объем и объемные доли
трехатомных продуктов сгорания и водяных паров при сжига-
нии подмосковного бурого угля (приложение, табл. П1, топливо
№ 10) при избытке воздуха а =1,20, если его влажность
увеличилась до 40,0%?
Решение. Элементный состав подмосковного бурого угля
следующий: 1+р = 32,0%; + р = 28,6%; Sp = 2,7%; Ср=26,0%;
Нр = 2,1%; Np=0,4%; Ор = 8,2%.
Коэффициент пересчета на новую рабочую влажность
г 100-ЩР 100-40,0
К=——s------' -—-—-—=0,882.
юо и ;’ юо-32,о
В соответствии с этим Л £ = 28,6-0,882 = 25,24%; S£ = 2,7-0,882 =
= 2,38%; С£ = 26,0-0,882 = 22,94%; Н£ = 2,1-0,882= 1,85%; N£ =
= 0,4 0,882 = 0,35%; О£ = 8,2 • 0,882 = 7,24%.
Проверка полученного элементного состава:
25,24+2,38 + 22,94+1,85+0,35 + 7,24+40,0= 100,0%.
Объемы воздуха и продуктов сгорания для исходного
топлива:
1° = 2,68 м3/кг; KRO2=0,50 м3/кг; К®2 = 2,12 м3/кг;
+<> о=0,69 м 3/кг; К®=3,31 м 3/кг.
При избытке воздуха ос =1,2 объем газов в соответствии
с (2.15)
Кг = 3,31 +1,0161 (1,20-1,0)2,68 = 3,85 м3/кг.
Объем водяных паров по (2.14)
+н о = 0,69 + 0,0161 (1,20-1,0)2,68 = 0,70 м3/кг.
Доли трехатомных газов в соответствии с (2.19) и (2.20):
/ КОз = 0,50/3,85=0,130; rIlzO = 0,70/3,85 = 0,182.
Определяем объемы воздуха и продуктов сгорания для
угля с влажностью 1+5=40,0%.
Теоретическое количество сухого воздуха находим по (2.1):
К® = 0,0889 (22,94+0,375 • 2,38)+0,265 -1,85 -
-0,0333-7,24=2,37 м3/кг.
Теоретические объемы продуктов сгорания для нового
состава топлива по (2.4)—(2.7):
FRG?=0,01866 (22,94 + 0,375 • 2,38) = 0,44 м3/кг;
+8,0=0,111 • 1,85+0,0124-40,0+0,0161 -2,37=0,74 м3/кг;
Р“= 0,79-2,37 +0,008 -0,35 = 1,88 м3/кг;
15
Р°=0,44+0,74+1,88 = 3,06 м3/кг.
При избытке воздуха а =1,2 находим объемы газов по (2.15):
Г = 3,06 +1,0161 (1,2 -1,0) 2,37 = 3,54 м 3/кг
и водяных паров по (2.14):
КН2о=0,74+0,0161 (1,2-1,0) 237 = 0,75 м3/кг.
Определяем доли трехатомных газов и водяных паров:
rRO2=0,44/3,54 = 0,124; rHiO = 0,75/3,54 = 0,212.
Таким образом, за счет снижения теплоты сгорания полный
объем газов при возрастании влажности топлива несколько
снизился, объем и доля трехатомных газов сократились,
а водяных паров увеличились.
Пример 2.6. Определить коэффициент избытка воздуха
в продуктах сгорания при сжигании экибастузского угля
(приложение, табл. П1, топливо № 9), если известно, что
содержание кислорода в газоходе равно 3,5%; содержание
трехатомных газов 14,17%.
Решение. Избыток воздуха в газоходе при известной
концентрации кислорода определяется по формуле
ос=21/(21 —О2),
где О2—содержание кислорода в продуктах сгорания, %.
При известном содержании RO2 в газовом потоке значение
а находят по формуле
ак RO^aKC/RO2,
где RO™8"—максимальное содержание трехатомных газов
в продуктах сгорания топлива при ос =1,0.
1. Определяем избыток воздуха по кислороду:
ос=21/(21—3,5)= 1.20.
2. Определяем избыток воздуха по RO2. В соответствии
с табл. ПЗ приложения для экибастузского угля (№ 9) максималь-
ное содержание %о?=0,84 м3/кг, теоретический объем газов К° =
=4,94 м3/кг. В процентном отношении RC>2aKC = X
х 100=(0,84/4,94)-100= 17,00%, тогда ос= 17,0/14,17 = 1,20?
Пример 2.7. Для кузнецкого угля марки СС (пример 2.4)
определить плотность продуктов сгорания при температуре
0Г = 850°С и избытке воздуха а =1,2, а также концентрацию
золовых частиц р.,л при доле уноса яун = 0,95.
Решение. Суммарный объем продуктов сгорания при нор-
мальных условиях Кр = 6,92 м3/кг.
Для избытка воздуха а =1,2
Гг = 6,92 + 1,0161 (1,2—1,0)-6,42 = 8,2 м3/кг,
где V0 = 6,42 м3 /кг (см. пример 2.1).
16
Масса продуктов сгорания на ( .кт топлива по (2.16)
Gr = i -~~ +1306 -1,2 • 6,42= 10,94 кг/кг.
Плотность газов при нормальных условиях (0° С и 760 мм
рт. ст.) составляет
Рг =»Gr/Vr = 10,94/8,2= 1,33 кг/м3.
Плотность газов в реальных условиях
773 771
Р^^^з’1’33™^0’324 ^3-
Расчетная концентрация золовых частиц в потоке газов
составляет по (2.21)
11,4 -0,95 ,
^=ТО(ИО,94 = 4 * * * * 9’Ю'10
Пример 2.8. Определить размеры коробов уходящих газов
после парового котла, сжигающего сернистый мазут (приложе-
ние, табл. П1, топливо №19). Расход мазута Вы = 8,3 кг/с,
температура уходящих газов 9ух = 15О°С при избытке воздуха
аух = 1,18. Принять скорость уходящих газов 10 м/с, соот-
ношение сторон газохода 1:4, количество коробов 2.
Решение. 1. Определяем в соответствии с (2.15) объем
продуктов сгорания на 1 кг топлива:
+ = 11,27 + 1,0161 (1,18-1) 10,45 = 13,18 м3/кг.
2. Секундный расход уходящих газов:.
г г п 1L. + 273 i . .150+273 . 3
-=13,18-8,3-——=169,5 м’/с.
; " £ f з L / з
3. Необходимое сечение одного газохода
_ К/ 169,5 ,
4. Линейные размеры газохода в соответствии с соотноше-
нием сторон 1:4. Принимаем ширину газохода b—^h. Тогда
сечение__газохода Fv—hb—4h2. При этом /z?=x/jFr/4 =
=78.475/4= 1,45 м; 6=4-1,45 = 5,80 м.
ЗАДАЧИ
Задача 2.4. Определить, насколько объем газов за пароперегревателем
превосходит объем воздуха, поступающего через горелки в паровом котле
с избытком воздуха за топочной камерой 1.20, присосами воздуха в ней 0,05,
в пылесистеме 0,04 и присосами воздуха в пароперегревателе 0,03. Топливо—
промпродукт каменных углей марки Г (приложение, табл. П1, топливо № 7).
17
Задача 2.5. Определить состав продуктов сгорания в уходящих газах
Г'нлъ К) Фи сжигании донецкого угля марки Д (приложение,
табл. П-1, топливо № 1) прт а= I и избытке воздуха в уходящих газах аух= 1,35.
Задача 2.6. Как изменится состав продуктов сгорания в уходящих газах
(данные—см. задачу 2.5) при изменении Wp с 13 до 18 и 23%?
Задача 2.7. Как измештся соотношение объемов воздуха через горелку
и продуктов сгорания зг пароперегревателем для условий задачи 2.4 при
работе котла под < наддувом?
Задача 2.8. Определггь теоретические объемы воздуха и продуктов
сгорания при разомкнутой схеме сушки назаровского бурого угля (приложение,
табл. П1, топливо № 15). Принять влажность пыли 15,0%.
Задача 2.9. Определить необходимое сечение канала горячего воздуха
при температуре 300'' С, сбыточном давлении в газоходе 3000 Па для котла,
сжигающего нерюнгринский уголь (приложение, . табл. Ш, топливо № 16)
в количестве 23,8 кг/с. Прт решении задачи принять скорость воздуха 15 м/с,
количество газоходов 2, форма—круглая (1-й вариант) и прямоугольная
с соотношением сторон 2 1 (2-й вариант); принять отношение объема воздуха
к теоретически необходимому 0= 1,16 и барометрическое давление 750 мм
рт. ст. (99 990 Па).
Задача 2.10. Определггь объем воздуха для горения и объем продуктов
сгорания в топке при схигании эстонских сланцев (приложение, табл. Ш,
топливо № 17). Избыток юздуха в топке принять а =1,3; сжигание—камерное.
Задача 2.11. Как изм<нится объем и объемные доли трехатомных газов
и водяных паров, если прт сжигании челябинского бурого угля (приложение,
табл. П1, топливо № 12) избыток воздуха увеличить с 1,2 до 1,3?
2.3. ЭНТАЛЬПИИ ВОЗДУХА И ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
Энтальпия теоретически необходимых объемов воздуха
и продуктов сгорания, кДж/кг, при расчетной температуре 9:
= V0 (с$)в; (2.23)
Н? = rROi ^)СО2 + V ° г (c3)Nl + F£,o (c9)HiO, (2.24)
где (cS)B, (с$)СО2, (гЗ),2, (с^)НгО—энтальпия 1 м3 влажного воз-
духа, диоксида углерода, азота, водяных паров при температуре
3, ° С, кДж/м , определяется по табл. П5 приложения.
Энтальпия продуктов сгорания при избытке воздуха ос> 1:
^=Н?+(а-1)Я?+Я,„. (2.25)
—энтальпия золы, кДж/кг:
где. йун—«доля зрды топлива, уносимая продуктами сгорания;
18
(с$)зл—энтальпия 1 кг золы при температуре S, кДж/кг,
определяется по табл. П5 приложения.
При приведенном значении уноса золы из топки пунЛп<1,4
значением //зл можно пренебречь.
Энтальпия газов при наличии рециркуляции
Нг.р^Нг+гНг^ (2.26)
где Нг и /7Г отб—энтальпии газов основного потока и рецир-
кулируемых газов, определенные при температурах в рас-
считываемом сечении газохода.
ПРИМЕРЫ
Пример 2.9. Определить энтальпии продуктов сгорания
в точках смешения: в топке (при S=1700° С, а =1,1) и перед
промежуточным перегревателем ($ лп=850° С, а — 1,16) при
рециркуляции газов. Принять температуру в месте отбора
газов на рециркуляцию $от6 = 390° С; аотб=1,2; г =0,15; топ-
ливо—мазут (приложение, табл. П1, топливо № 19).
Решение. По табл. ПЗ приложения находим теоретические
энтальпии газов и воздуха для данного топлива при тем-
пературах газов 1700, 850 и 390° С.
По формуле (2.25) энтальпия газов при избытке воздуха
а> 1 составит:
при а=1,1 и 0=1700° С
Нг = 31 522,5 + (1,1 -1) 26 814=34 204 кДж/кг;
при а=1,16 и $ = 850° С
Hr = 14595+(1,16-1) 12609,5 = 16613 кДж/кг;
при а=1,20 и 9=390° С
Яг = 6303+(1,20-1) 5512,2 = 7405 кДж/кг.
Энтальпии газов в точках смешения находим по формуле
(2.26):
в топке
Яг.рц=34204+ 0,15 • 7405 = 35 315 кДж/кг;
в газоходе перед промежуточным нагревателем
Нг рц = 16 613+0,15 • 7405 = 17 724 кДж/кг.
Пример 2.10. Насколько изменится энтальпия продуктов
сгорания экибастузского угля (приложение, табл. П1, топливо
№ 9) на 1 кг топлива и в единицу времени при температуре
1250° С, а =1,20, если влажность его увеличится с 6,5 до
14,0%, а зольность с 36,9 до 45,0%?
При решении принять аун по табл. П7, исходный расход
топлива 25 кг/с, КПД котла снизится при увеличении влажности
19
и зольности на 0,5% (с 92 до 91,5%), расход топлива обратно
пропорционален изменению низшей теплоты сгорания.
Решение. Элементный состав экибастузского угля (приложе-
ние, табл. П1, топливо № 9) следующий: И/р = 6,5%,
+ р = 36,9%, №=0,7%, Ср = 44,8%, Яр = 3,0%, №*=0,8%,
Ор = 7,3%. Низшая теплота сгорания 17 380 кДж/кг.
Пересчет элементного состава на новую рабочую влажность
Hzf = 14,0% и новую рабочую зольность + 5 = 45,0% произ-
водится с помощью множителя
3 = \^.“’° ^=0,724.
100-6,5-36,9
элементный состав следующий: S$ = 0,50°/o,
#5 = 2,15%, #5=0,60%, Ор = 5,3%, +5=45,0%,
Новый
Cf = 32,45%,
Й^=14,0%.
Новая низшая теплота сгорания
2 р = (17 380+25,1 -6,5)0,724-25,1 • 14,0=12350 кДж/кг.
1. Определяем энтальпию для исходного топлива. По
табл. ПЗ и П5 приложения находим для исходного топлива
теоретическую энтальпию газов и воздуха при 0=1250° С
и энтальпию золы. Они равны: Н° = 9888 кДж/кг;
Я° = 8360 кДж/кг; Нзл= 1283 кДж/кг.
При избытке воздуха а =1,20 по (2.25)
Яг=9888+(1,20-1)8360+1283 ^0,95= 12 010 кДж/кг.
2. Определяем энтальпию продуктов сгорания для экиба-
стузского угля с W5 = 14,0% и +5 = 45,0%. В соответствии
с новым элементным составом определяем теоретические
объемы воздуха и газов (см. § 2.1): И°=.3?32 м3/кг;
*ro2=0>61 м3/кг; Г^о = 0,47 м3/кг; К^ = 2,63 м3/кг.
Теоретические энтальпии газов и воздуха по (2.23) и (2.24)
при 0=1250° С:
Я® = 1833,8 • 3,32 = 6088,0 кДж/кг;
= 2846,7 -0,61 + 1774,95 • 2,63 + 2238,0 • 0,47 = 7456 кДж/кг.
Значения (с0)в, (с8)СОг, (<”0)n2, (с0)НгО приняты по табл. П5
приложения.
При избытке воздуха а =1,20 энтальпия газов по (2.25)
45,0
Нт = 7456+(1,20 -1) 6088,0 +1283 • 0,95 = 9222 кДж/кг.
3. Определяем новый расход топлива при сохранении те-
пловой мощности котла:
В 2
^1Пж1„25 17 380 0,92 ^
Снр2Цк2 12 350-0,915
35,37 кг/с.
20
Изменение энтальпии газов на 1 кг сожженного топлива
^г1/ЯгЗ«'12 010/9222 = 1,30.
Изменение энтальпии потока газов в единицу времени
В.Н. 25,0-12 010
1---=—----------=0,92.
В2Нт2 35,37-9222
Пример 2.11. Назаровский бурый уголь (приложение,
табл. Ш, топливо № 15) сжигается с твердым шлакоудалением
при ат = 1,2, 0"=1200° С. Как изменится температура продуктов
сгорания на выходе из топки, если в верхнюю часть топки
введены газы рециркуляции? Коэффициент рециркуляции
г=0,15, температура газов рециркуляции Огрц=39О°С;
«отб 1,25.
Ре шение. 1. Определяем по табл. ПЗ приложения энтальпии
газов и воздуха при температурах 1200 и 390° С:
при 3, = 1200° С
Я® = 8546 кДж/кг; Я® =6351 кДж/кг;
при 3r = 390° С
Я® = 2506 кДж/кг; Я® = 1910 кДж/кг.
2. Определяем энтальпию газов при 0=1200° С и 390° С
по (2.25):
при 0=1200° С и а=1,2
Яг=9816 кДж/кг;
при 0 = 390° С и а=1,25
Яг = 2983 кДж/кг.
3. Определяем энтальпию газов в точке смешения по (2.26):
Яг рц = 9816+0,15-2983 = 10 263 кДж/кг.
Избыток воздуха в газовом потоке после смешения
«см = «т+(«РИ - «т)r = 1,2+(1,25 -1,2) 0,15 = 1,207.
4. Определяем температуру газов после ввода рециркуляции
газов. Для этого находим энтальпию смеси при асм = 1,207
в интервале температур 1200—1000° С по формуле
^г.см = Рг +(асм-1)^О]0 +4
При 1200° С
Ягсм = [8546+(1,207—1)6351] (1+0,15) = 11 343 кДж/кг;
при 1000° С
[6970+(1,207-—1) 5206] (1 +0,15) = 9258 кДж/кг.
21
Интерполируя,, получаем температуру газов на выходе из
топки после рециркуляции газов
1200-1000
§" = 1200----------(И 343-10263)= 1096,4° С.
11343-9258
Таким образом, температура газов за топкой снизилась на
Д§" = 1200-1096,4= 103,6° С.
Пример 2.12. Насколько изменится энтальпия уходящих
газов при сжигании природного газа (приложение, табл. П2,
топливо № 5), если избыток воздуха за топочной камерой
снизить с 1,10 до 1,05? Принять присосы воздуха в газовом
тракте (от выхода из топки до выхода из воздухоподогревателя)
Дапрс = 0,15, температуру уходящих газов 120° С.
Решение. В соответствии с заданием, избыток воздуха
в уходящих газах снизится с а'х = ат + Дапрс = 1,10+0,15 = 1,25
до аух=1,20.
По табл. П4 при 0 = 200° С энтальпия теоретического рас-
хода воздуха и продуктов сгорания равна для данного топлива
Я°2ОО=2566 кДж/м3, Я?2ОО = 3010 кДж/м3.
1. Определим энтальпию газов при а =1,25 и температуре
200° С:
^2oo=^r2oo+(a-1) Н°200 = 3010+(1,25-1)2566 =
= 3651,5 кДж/м3.
При температуре уходящих газов 120° С
120 120
Нг120=Яг200—=3651,5—=2190,9 кДж/м3.
2. Энтальпия газов при аух = 1,20 и температуре 200° С
Нг2оо = 3010+(1,20—1)2566 = 3523,2 кДж/м3.
При температуре уходящих газов 120° С
ЯГ12О = 3523,2^=2113,9 кДж/м3.
Таким образом, понижение избытка воздуха за топкой на
Да = 0,05 уменьшает энтальпию уходящих газов на 77 кДж/м3
(примерно на 3,5%).
ЗАДАЧИ
Задача 2.12. Определить энтальпию теоретически необходимого объема воздуха
при сжигании 1 кг АШ (приложение, табл. П1, топливо № 5) и 1 кг назаровского
бурого угля (приложение, табл. Ш, топливо № 15) при температуре 350° С
и сопоставить их одновременно с соотношением теплот сгорания этих топлив.
22
Задача -2.f3.‘ Как измнится энтальпия продуктов сгорания уходящих
газов при сжигании ангренкого угля (приложение, табл. П1, топливо № 13),
если его влажность увеличить с 34,5 до 45%? Температуру уходяших газов
Принять 160' С, аух=1,4.
Задача 2.14. Как измсштся энтальпия продуктов сгорания на выходе из
Гопки при. сжигании назароюкого бурого угля (приложение, табл. П1, топливо
№ 15), если замкнутую cxeiy сушки заменить на разомкнутую с влажностью
|ГПЛ=13%? Принять ЛОО" С, а, = 1,20.
Задача 2.15. Насколько изменит удельную энтальпию и температуру газов
в Поворотной камере котла присос холодного воздуха в количестве Д.а|1рс=0,1
при /х в=20° С? .Принять вбыток воздуха в газовом потоке до поворотной
камеры а', к= 1,13, температуру газов 850° С, топливо—экибастузский уголь
(приложение, табл. П1, тошиво № 9).
Глава третья
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС И КПД ПАРОВОГО
КОТЛА
3.1. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПАРОВОГО КОТЛА
Тепловой баланс тарового котла; определяется равенством
Си + О*. ВН1п + Стл + Сф “ Ск + Qx. в —
~ Сшп + Сз + Сд + Сз + Сб + ^ух» (3.1)
где Си—низшая теглота сгорания рабочей массы, кДж/кг;
Св.внш—теплота воздуха, подогретого вне котла, кДж/кг,
равная 0в.внш = ₽ (^^—#°.в); ₽'—отношение количества воз-
духа на входе в котел к теоретически необходимому; Яв',
Н ° в—энтальпии теоретически необходимого объема воздуха
при температурах вэздуха на входе в котел и холодного
воздуха, кДж/кг; QTi~-физическая теплота топлива, кДж/кг,
равная произведению его теплоемкости стл на температуру
топлива tTn (стл тринимается по табл. П6 приложения);
Сф—теплота, вносимая в котел при сжигании мазута с па-
ровым дутьем, кДж'кг, СФ = С4 (йф-2512); 6ф и h.—расход
и энтальпия пара, идущего на распыл мазута в форсунках,
кг/кг и кДж/кг; Q,—теплота, затраченная на разложение
карбонатов сланцев, кДж/кг, Ск=40,6(СО2)£; Сх.в—теплота
холодного воздуха, соответствующая объему уходящих газов,
кДж/кг, ' Сх.в = аух^хв; аух—избыток воздуха в уходящих
газах; (?пол—удельнгя теплота, полезно воспринятая рабочей
средой в котле, кЦж/кг; (?3 ——потери теплоты соот-
ветственно с химическим и механическим недожогом, на
23
наружное охлаждение и с теплотой шлака (золы), кДж/кг;
Нук—энтальпия уходящих газов, кДж/кг.
В тепловом балансе парового котла выделяют располага-
емую теплоту поступающего в топку топлива, включая теплоту
его сгорания со всеми сопутствующими дополнительными
источниками теплоты:
е^еЕ+е...«ш+е„+еФ-еж- (з.2>
При сжигании газа составляющие теплового баланса относятся
к 1 м3 газового топлива.
Удельное полезное тепловосприятие котла, кДж/кг,
Спсл = Сп.к/Л (33)
где Б—расход топлива, кг/с; (?11К—теплота, воспринятая
рабочей средой в паровом котле, кДж/с,
е...=А„ .,)+/>„„ (/>'-*„.„)+
+ (3.3а)
Dne—паропроизводительность котла, кг/с; /?пе, hn в, hr, h"—энталь-
пии соответственно перегретого пара, питательной и продувочной
(кипящей) воды и насыщенного пара, кДж/кг; £\IIie—расход пара
через промежуточный перегреватель, кг/с; h'nne, А"пс—энтальпия
пара до и после промперегревателя, кДж/кг; />пр—расход воды
на продувку, кг/с; DB n—расход насыщенного пара, кг/с.
При наличии впрыска воды в промежуточный перегреватель
для регулирования перегрева пара формула (3.3а) принимает вид
Си.« = (С„.) С1 п.™-hп.пе) +
(3.36)
где £>рпр и /?впр—расход воды на впрыск в промежуточный
перегреватель, кг/с, и ее энтальпия, кДж/кг.
ПРИМЕРЫ
Пример 3.1. Составить тепловой баланс барабанного па-
рового котла производительностью 186,11 кг/с» имеющего сле-
дующие параметры пара:
Температура перегретого пара.............................. 545/545° С
Температура питательной воды ............................. 250° С
Давление свежего пара на выходе........................... 13,7 МПа
Давление питательной воды................................. 16,2 МПа
Расход пара через промежуточный перегреватель............. 163,89 кг/с
Температура пара на входе в промежуточный перегреватель.. 333° С
Давление пара после Промежуточного перегревателя..........2,44 МПа
Давление пара на входе в промежуточный перегреватель......2,66 МПа
Топливо— сушонка березовского угля: (?нУШ=21 298 кДж/кг
И влажность lTcynI —13,0%.
24
При проведении расчетов принять: температуры воздуха
перед котлом и после калориферов tXE = 30°C
(Ях в=223,6 кДж/кг) и /'ф —55° С (Я°ф=409,9 кДж/кг); избыток
воздуха на входе в калориферы Р'= 1,198; температуру топлива
после сушки 85° С; температуру уходящих газов 120° С
(И —1256,0 кДж/кг); температуру газов при отборе на сушку
386е С (Нотб = 4001,3 кДж/кг); долю отбора газов на сушку
0,34; долю уноса золы а =0,5 при зольности Яр = 4,8%;
температуру шлаков 7ШЛ = 143О°С (с0)шл = 1637,0 кДж/кг); из-
быток воздуха в уходящих газах 1,231; впрыск в промежуточ-
ный перегреватель отсутствует.
Решение. 1. Определяем удельное количество теплоты, вос-
принятой рабочей средой в котле. Энтальпия перегретого
пара и питательной воды при заданных температурах и дав-
лениях принимается по термодинамическим таблицам воды
и водяного пара: йпе = 3449,1 кДж/кг; haB = 1086,5 кДж/кг.
Энтальпия пара до и после промежуточного перегревателя:
h= 3083,6 кДж/кг; h" пе = 3563,0 кДж/кг. Тогда Сп.к =
= 186,11 (3449,1 -1086,5)+163,89 (3563,0-3083,6) = 518 270 кДж/с.
Продувка воды из барабана незначительна (менее 0,5%), и ее
теплотой можно пренебречь.
2. Определяем располагаемую теплоту топлива по (3.2).
Дополнительные источники теплоты
Св.вни1 = 1,198 (409,9-223,6) = 223,2 кДж/кг.
Теплоемкость топлива находится по зависимости
jyp
с =4,1868—+е£
тл 100
100- И ”
100 ’
где схл—теплоемкость сухого топлива, определяемая по
табл. П6 приложения,
13 100-13
с=4,1868 —+1,2309--------
тл 100 100
1,615 кДж/(кг-К).
В итоге
Q р = 21298+223,2 +1,615 • 85 = 21658 кДж/кг.
3. В соответствии с табл. П7 и опытом сжигания углей
определяем тепловые потери С3 —С5: <?3=0,0; 04 = О,3%;
25 = 0,3%. Тогда: £3=0; С4 = С^4/Ю0 = 21658-0,3/100 =
= 65,0 кДж/кг; С5 = Ср05/1ОО=21 658-0,3/100 = 65,0 кДж/кг.
4. Определяем потери теплоты с уходящими газами. Так
как применяется разомкнутая схема сушки топлива, то эти
потери складываются из теплоты газов, покидающих котел,
и теплоты доли газов в месте отбора на сушку:
Qi ух (1 *"отб) + -^отб Ротб»
25
02 = 1256,0(1 -0,34)4-4001,3 -0,34 = 2189,4 кДж/кг.
5. Потери теплоты с физической теплотой шлаков (см. § 3.2)
0,5 1637,0 -4,8 _ „ ,
&шл=-------—------=78,6 кДж/кг.
6. Теплота холодного воздуха
2Х.В = 1,231 -223,6 = 275,0 кДж/кг.
Таким образом, в соответствии с равенством (3.1) тепловой
баланс имеет вид
518 270
21658 4- 275,0=-----+0 4- 65,0 4- 65,0 4- 78,6 4- 2189,4.
7. Расход топлива В = 518 270/(21933 — 2398) = 26,5 кг/с.
Пример 3.2. Определить, насколько изменится располагаемая
теплота жидкого топлива при увеличении предварительного
подогрева воздуха в калорифере с 40 до 100° С. Отношение
количества воздуха на входе в котел к теоретическому р'=1,18;
энтальпия теоретически необходимого объема воздуха при
100° С Я°'в= 1390 кДж/кг.
Решение. Из (3.2) следует, что
С р 2 Ср 1 Св.внш 2 Qb. внщ 1 А0В внш'
В то же время
Энтальпия теоретически необходимого воздуха при 40° С равна
= 1390 0,4 = 556 кДж/кг.
В соответствии с этим изменение располагаемой теплоты
топлива составит
<2^2 -0’1 = 1,18 (1390 556) = 984 кДж/кг.
Пример 3.3. Определить, насколько изменится располагаемая
теплота мазута при увеличении его подогрева с гтл1=8О°С
до /тл2 = 150"С.
Решение. Аналогично примеру 3.2 А0? = 0тл2 —Сгл1. Теплота
поступающего в горелку мазута
С1Л“ £, ! ^гл,
где теплоемкость мазута по табл. П6 определяется по формуле
стл=1,737 + 0,00251 гтл.
Тогда Л0р= 1.737(150 —80)4-0,00251 (1502—802)= 162,1 кДж/кг.
При значении 0£ = 39 103 кДж/кг доля составит 0,00415,
И!Ш 0,415%.
26
Пример 3.4. Определить, насколько изменится располагаемая
теплота мазута при использовании для распыла мазута пара
в количестве 0,15 кг пара на 1 кг мазута. Принять давление
пара 1,6 МПа, температуру пара 300° С.
Решение. Изменение располагаемой теплоты мазута
Ле^ = Сф = Сф(Лф-2512).
При р —1,6 МПа и / = 300° С /?ф = 3036 кДж/кг. При этом
А(2£ = О,15 (3036—2512) = 78,6 кДж/кг.
Пример 3.5. Определить, насколько изменится расход топ-
лива на барабанном котле при включении продувки воды из
барабана в количестве 2,5% и сохранении полезной теплопро-
изводительности котла. Параметры пара и воды и их расходы
принять по примеру 3.1.
Решение. При отсутствии продувки Qaolt = Qn.Ki/Bi ~
= 518 270/26,5 = 19557 кДж/кг при расходе топлива /?х=26,5 кг/с.
При наличии продувки потери теплоты с продуваемой
водой равны £>=£> (Л' — hn в). При давлении в барабане
15,4 МПа h' = 1627,6 кДж/кг.
В соответствии с формулой (3.3а) при продувке 2,5%
еп.к2 = 186,11 (3449,1 -1086,5)+ 163,89 (3563,0-3086,6)+
2,5
+186,11 (1627,6 -1086,5) = 520 790 кДж/с.
Расход топлива В2 = 520790/19557,4 = 26,63 кг/с.
Увеличение расхода топлива Л.В/В1 =(26,63—26,5)/26,5 =
= 0,00486, или 0,486%.
Пример 3.6. Определить располагаемую теплоту эстонских
сланцев (приложение, табл. П1, топливо № 17) при температуре
топлива 20° С, холодного воздуха 30° С, температуре пред-
варительного подогрева воздуха /в = 50° С, отношении количест-
ва воздуха на входе в воздухоподогреватель к теоретически
необходимому Р' = 1,35 и замкнутой сушке топлива.
Решение. В соответствии с табл. П1 приложения низшая
теплота сгорания эстонских сланцев 9000 кДж/кг. По табл. ПЗ
приложения
в = 96,15 кДж/кг, Н°'= 160.25 кДж/кг.
1. Определяем теплоту подогрева воздуха
2». внш = 1,35 (160,25 - 96,15) = 86,5 кДж/кг.
2. Определяем физическую теплоту топлива. По табл. П6
приложения:
стЛ = 1,0636 кДж/(кг • <JC);
27
12,0 100-12,0
е=—4,1868 +1,0636--------------= 1,438 кДж/(кг • °C);
тл 100 100
<2ТЛ = 1,438 20 — 28,8 кДж/кг.
3. Определяем потери тепло™ от разложения карбонатов:
Ск=40,6(СО2)₽.
По табл. П1 приложения для эстонских сланцев (СО2)« —16,7%.
Тогда
Ск = 40,6 • 16,7 = 678 кДж/кг.
4. Определяем £2р по (3.2):
Q р = 9000 + 86,5 + 28,8 - 678 = 8437 кДж/кг.
ЗАДАЧИ
Задача 3.1. Определить располагаемую теплоту донецкого угля марки
Г (отсевы) (приложение, табл. Ш, топливо № 2) при температуре холодного
воздуха 30° С, температуре предварительного подогрева воздуха 50° С. От-
ношение количества воздуха на входе в котел к теоретически необходимому
Р'=1,35, сушка топлива — замкнутая, физической теплотой топлива пренебречь.
Задача 3.2. Насколько меняется Q? бурого угля Челябинского месторождения
(приложение, табл. П1, топливо № 12) при изменении температуры предвари-
тельного подогрева воздуха с 40 до 80 С? При решении задачи принять 0' = 1,22.
Задача 3.3. Определить тепловосприятие котла <2ПОЛ при наличии отбора
пара на собственные нужды. Расход пара на собственные нужды принять
из промежуточного пароперегревателя в количестве 40 кг/с с параметрами
/пе —450' С, />=2,55 МПа. Принять параметры и расходы свежего пара по
примеру 3.1, при этом расход пара на входе в промежуточный перегреватель
увеличить с 163,9 до 203,9 кг/с.
Задаче 3.4. Определить располагаемую теплоту фрезерного торфа (приложе-
ние, табл. П1, топливо № 18), а также энтальпию уходящих газов при
изменении влажности Wp с 50 до 40%. Принять: температуру холодного
воздуха 30° С, предварительного подогрева воздуха на входе в воздухоподо-
греватель 50° С; отношение расхода воздуха на входе в воздухоподогреватель
к теоретически необходимому 0'= 1,25; избыток воздуха за котлом аух=1,40;
температуру уходящих газов 8ух=]50° С; температуру топлива принять 2С) : С.
3.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КПД ПАРОВОГО КОТЛА
Коэффициент полезного действия парового котла определя-
ется по формуле
т)к= 100-я2(3-4)
где q2 — потеря теплоты с уходящими газами, %,
=(^Ух-^х^х0в)(100-д4)
28
При разомкнутой схеме сушки (3.5а) принимает вид
„ _[(1-^)«Ух + ^оТб-аух//х°в](Ю0-^)
У2— ’ {XDOJ
где г и Нот6—доля отбора газов на сушку топлива и их
энтальпия в месте отбора, кДж/кг.
При разомкнутой схеме сушки все данные о топливе относят
к подсушенному топливу (сушонке), в том числе и Потери
теплоты с химическим д3, механическим д^ недожогом и на
наружное охлаждение д5, %, принимаются по табл. П7 приложения.
Потеря теплоты со шлаком, %, определяется по формуле
?6шл 0Р 5
V р
(3.6)
где яшл = 1— «ун, аув—доля уноса золы с продуктами сгорания,
определяемая по табл. П8; (с§)шл—энтальпия шлака, кДж/кг,
принимаемая по табл. П5 приложения.
Температура шлака 9ШЛ при твердом шлакоудалении прини-
мается равной 600° С; при жидком шлакоудалении—ZH ж либо
при отсутствии данных—f3 4-100° С, последние принимаются
по [1].
Полный расход топлива определяется зависимостью
Q -100
В=^--------. (3.7)
Расчетный расход топлива определяется с учетом механичес-
кой неполноты горения
Бр = Б(1- 0,01 gj. (3.8)
При разомкнутой схеме сушки расход топлива определяется
по подсушенному топливу БсуП1. Для определения расхода
сырого топлива производится пересчет по формуле
100- Исуш
- В-------------,
у 100- wv
(3-9)
где РКсуш—влажность подсушенного топлива на рабочую массу, %.
Коэффициент полезного действия т)хуш находится по (3.4)
с увеличением значения д^ на потерю теплоты с уносом пыли
после золоуловителей.
ПРИМЕРЫ
Пример 3.7. Для условий примера 3.1 определить КПД
котла и расход топлива.
Решение. 1. Определяем КПД котла. Потери #3 = 0; #4=0,3%;
<7, = 0,3% принимаем из примера 3.1.
29
По формуле (3.56) потеря теплоты с уходящими газами
составит
[(1 - 0,34) 1256,0 + 0,34 4001,3 - 1,2306 • 223,6 ] (100 - 0,3)
q2 =--------------------_ --------------------= 8,81%.
21658
По формуле (3.6) потери теплоты со шлаками составят
0,5-1637,0-4,8
21 658
Коэффициент полезного действия парового котла
Пк = 100 - (8,81+ 0,0+0,3 + 0,3 + 0,18)=90,41 %.
2. Определяем расход подсушенного топлива (по примеру
3.1 Сп к = 518270 кДж/с):
518 270-100
^суш =----------=26,5 кг/с.
суш 21658-90,41
3. Расход сырого топлива на котел (при Wv = 33,0%)
100-13,0 „
В = 26,5------ = 34,41 кг/с.
100-33,0
Пример 3.8. Сопоставить расходы топлива при сжигании
его в котле с разомкнутой схемой сушки и без нее. Расход
топлива при разомкнутой схеме сушки топлива принять по
примеру 3.7. Исходные данные рабочей массы влажного
топлива и условия его сжигания принять следующими: влаж-
ность топлива И7Г = 33,0%; избыток воздуха и его температуру
на входе в калорифер Р' = 1,22 и *х.в = 30° С; /в = 55° С; избыток
воздуха в уходящих газах аук = 1,26; температуру уходящих
газов 0=150° С; теплоту сгорания Q% = 15 825 кДж/кг;
И„о, = 0,Мм3/кг; Г°=4,34м3/кг; Г£1 = 3,43 м3/кг; 3'8,о =
= 0,82 м3/кг.
Решение. Ниже приводится определение расхода топлива
при замкнутой схеме сушки.
1. Определяем энтальпию газов при температурах 100
и 200° С. В соответствии с (2.23) и (2.24) находим теоретические
энтальпии газов и воздуха при 0=100 и 200° С и по (2.25)
определяем энтальпии газов для этих температур при аух=1,26
(табл. 3.1).
Таблица 3.1
Темпе- ратура, °C ^ro2(cS)ro2* кДж/кг Ин2(с8)к2. кДж/кг Ь<2о(сЭ)н2о, кДж/кг я?, кДж/кг я.°, кДж/кг Нг при а = 1,26 кДж/кг
100 142,8 445,2 124,0 712,0 573,8 861,2
200 300,3 851,8 250,5 1442,6 1154,9 1742,9
зо
При температуре Эух=150‘С 77ух = 0,5(77^°° -\-Н ,2°0) =
= 1302,1 кДж/кг.
2. Определяем располагаемую теплоту топлива. Теплота
подогрева воздуха вне котла (по § 3.1)
Св.ваш = 1,22(315,6-172,1)= 175,1 кДж/кг.
Принимаем расчетную температуру сырого топлива zTJI = 0° С,
поэтому (?тл=0. Тогда Q£ = 15 825 + 0+175,1 = 16 000 кДж/кг.
3. Определяем потери теплоты и КПД* котла. Находим
потери с уходящими газами по (3.5а):
(1302,1 — 1,26 -172,1)(100 —0,5)
#2 ------------ —-----------=6,75%.
16 000
Другие потери находим с использованием табл. П7 приложения:
#з = 0; #4=0,5%; #5 = 0,26%. При аун = 0,95
пшл=0,05 и #6 = 0,05 • 560-4,8/16000,1 = 8 • 10-3%.
тк = 100 - (6,75+0,0+0,5+0,26+0,008) = 92,48%.
4. Полный расход топлива на котле при замкнутой схеме
сушки по (3.7)
518 272 -100
16 000 92,48
35,03 кг/с.
При разомкнутой схеме сушки топлива (пример 3.7) расход
топлива 7?=34,41 кг/с.
Пример 3.9. Определить, как будут различаться КПД (при-
ложение, табл. Ш, топливо № 4) и расходы топлива при
сжигании тощего угля в паровых котлах при газоплотном
исполнении и с обычными экранами топки и газоходов при
уравновешенной тяге. Принять для обоих вариантов одина-
ковыми: Эух = 130° С; zX B = 30° С; z'B=40° С; присосы в пыле-
системе Доспл = О,1, то же в воздухоподогревателе Давп = 0,06;
шлакоудаление—жидкое; параметры и расход пара—из при-
мера 3.1. Избытки воздуха в уходящих газах: аух = 1,26—при
газоплотном исполнении; аух=1,34—при уравновешенной тяге.
Решение. Котел в газоплотном исполнении. 1. Определяем
располагаемую теплоту топлива. Принимаем расчетную тем-
пературу сырого топлива zTJ1=0° С, поэтому QTJ1=0. Отношение
количества воздуха на входе в котел к теоретическому
определяется зависимостью [У =1,20—0,0—0,1+0,06=1,16. Эн-
тальпии воздуха принимаем по табл. ПЗ приложения при
температурах 30 и 40° С. Они равны /7° в = 249,3 и 77° =
= 332,4 кДж/кг. При этом Св.внш = 1,16(332,4 —249,3) =
= 96,4 кДж/кг. Тогда Q £ = 23 400+0+96,4 = 23 496 кДж/кг.
2. Определяем потери теплоты в котле. В соответствии
с приложением (табл. П8) потери теплоты #3 = 0, #4 = 1,5%,
#5 = 0,26%, «шл = 0,2. Доля уноса золы яун = 0,8. Температура
31
шлаков по [1 ] ?шл = 1400° С, тогда их энтальпия (с0)шл =
= 1583 кДж/кг (см. табл. П5 приложения)
(7бшл
0,2-1583-25,4
23 496
= 0,34%.
В соответствии с табл. ПЗ приложения для данного топлива
при 0УХ=130°С Яг° = 1201 кДж/кг; Н° = 1080 кДж/кг.
При избытке воздуха аух = 1,26 по (2.25)
Нух= 1201 +(1,26— 1) 1080= 1482 кДж/кг.
По (3.5а)
(1482- 1,26 -249,3)(100- 1,5) л _ло/
</2 =-------------------------=4,90%.
23 496
4. Коэффициент полезного действия по (3.3)
Л ' = 100 - (4,90+0+1,5+0,26+0,34) = 93,0%.
Полный расход топлива по (3.7)
518 270 100 ,
В•=----------=23,72 кг/с.
23 496-93,0 '
Значение 2П.К принято по примеру 3.1.
Котел с уравновешенной тягой. 1. Потери теплоты: #3 = 0,0%;
<74=1,5%; <75=0,26%; 9ьн1Л = 0,34%.
2. Энтальпия //ух = 1201 + (1,34— 1,0) 1080 = 1568 кДж/кг.
3. Потеря с уходящими газами
(1568- 1,34-249,3) (100— 1,5)
q i=---------------------------= 5,17%.
23 496
4. т)'' = 100—(5,17 + 0,0+1,5+0,26+0,34) = 92,73%.
5.
518 270-100
23 496 92,73
= 23,8 кг/с.
В
н
При выполнении расчета следует иметь в виду, что
в газоплотных котлах, в том числе при работе под наддувом,
присосы в воздухоподогревателях остаются такими же, как
и в котлах с уравновешенной тягой.
Таким образом, в газоплотном котле КПД выше на 0.27%
и соответственно меньше расход топлива.
Пример 3.10. Насколько уменьшится расход условного топли-
ва при сжигании в газоплотном котле по примеру 3.9
газообразного топлива (приложение, табл. П2 топливо № 8)?
Принять избыток воздуха за топкой ат = 1,05, присос воздуха
в воздухоподогреватель 0,06, температуру холодного воздуха и на
•входе в котел — — С, температуру уходящих газов 120° С.
32
Решение. В соответствии с табл. П7 для газообразного
топлива = 0,5%; ^4~0; #5=0,26%. Топливо беззольное,
потери с физическим теплом шлаков отсутствуют.
1. Определяем располагаемую теплоту топлива. Принимаем
расчетную температуру топлива гтл = 0. В связи с отсутствием
предварительного подогрева воздуха Св.Внш = 0. По табл. П2
приложения Он = 37 560 кДж/м3.
Располагаемая теплота топлива (см. 3.2):
О₽ = 37 560+0+0 = 37 560 кДж/м3.
2. Определяем потерю теплоты с уходящими газами. По
табл. П4 приложения для данного природного газа при
Зух = 120° С теоретические энтальпии воздуха и продуктов
сгорания равны Нв = 1583 кДж/м3 и = 1854 кДж/м3, те-
оретическая энтальпия воздуха при температуре 30° С Ях.в =
= 395,7 кДж/м3.
Избыток воздуха в уходящих газах аух = ат + Аавп = 1,05 +
+0,06=1,11.
При избытке воздуха аух = 1,11
Яух = 1854+(1,11 -1,0) 1583 = 2028 кДж/м3.
По (3.5а)
(2028 1.11- 395.7) (100 0)
<h. “
37 560
3. Определяем коэффициент полезного действия
Пк = 100 - (4,23 + 0,5 + 0,0 + 0,26 + 0,0) = 95,0%.
4. Определяем по (3.7) полный расход топлива
„ 518 270 100
В =----------=14,52 м3 /с.
37 560-95,0 ’ '
Значение 0П К принято по примеру 3.1.
5. Определяем условный расход топлива. Условным называ-
ется топливо с низшей теплотворной способностью Qy.I =
= 29 308 кДж/кг:
„ в 2» 1/1 со 37 560 /
Вут = В ——= 14,52 = 18,62 кг/с условного топлива.
Vy.T 29 3(Jo
Для сравнения: при сжигании в таком же котле тощего угля
по примеру 3.9:
23 400
Вуг — 23,8 ^c) 3os 19,0 кг/с условного топлива, т. е. на 5,48%
больше.
2-2065
33
ЗАДАЧИ
Задача 3.5. Насколько изменятся потери с уходящими газами для бурого
угля Назаровского месторождения (приложение, табл. П1, топливо № 15) при
изменении 9ух со 160 до 140 С (за счет очистки поверхностей газового
тракта)? Принять избыток воздуха в уходящих газах 1,26, температуру
холодного воздуха 30" С, температуру воздуха на входе в паровой котел
50 С, относительный избыток воздуха на входе в паровой котел £'= 1,22.
потери теплоты с механическим недожогом <74 = 0,5%.
Задача 3.6. Определить расход топлива для газоплотного козла произ-
водительностью 736,11 кг/с на следующие параметры пара:
Температура перегретого пара .................—............ 545/545' С
Температура питательной воды .............................. 270' С
Давление свежего пара на выходе ........................... 25,02 МПа
Давление питательной воды ................................. 30.41 МПа
Расход пара через промежуточный перегреватель ............. 605,56 кг/с
Температура пара на входе в промежуточный перегреватель.... 295 С
Давление пара после промежуточного перегревателя .......... 3,92 МПа
Давление пара на входе в промежуточный перегреватель ...... 4,17 МПа
Топливо— природный газ (приложение, табл. П2, топливо № 7)
При проведении расчетов:
Температура воздуха перед паровым котлом .................. 30 С
Предварительный подогрев воздуха .......................... Отсутству-
ет
Избыток воздуха на выходе из парового котла ..............— 1.30
Температура уходящих газов ................................ 120 С
Впрыск в промежуточный пароперегреватель .................. Отсутству-
ет
Задача 3.7. Определить потери д2 для топлив с различной влажностью
при одинаковой температуре уходящих газов 9ух = 140° С и аух = 1,45; гх.„=30 С;
/'„=30C; /тл=0с С. Принять следующие топлива по табл. Пк А1И(№ 3).
кузнецкий СС (№ 6), назаровский уголь (№ 15) и соответственно </4, равное
4; 1; 0,5%, ауи = 0,95.
Задача 3.8. Определить потери д2 при сжигании в паровом котле
экибастузского угля (приложение, табл. П1, № 9) при 9ух=140сС и избытке
воздуха на выходе из парового котла соответственно 1.20: 1.30; 1.40; 1,50.
Принять ZX B = 30 С, г'„=30° С, ^4 = 2%, =0. Сопоставить изменение объемов
газов (см. гл. 2) и потерь д2.
Глава четвертая
РАСЧЕТЫ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ И
РАДИАЦИОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
4.1. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ И ОПТИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
4.1.1. За границы объема топки принимаются: за нижнюю
границу—ее под в газомазутных топках и топках с жидким
шлакоудалением или условную плоскость, проходящую через
середину высоты холодной воронки для топок с твердым
шлакоудалением. Границами верхней части топки являются
плоскости, проходящие по осям потолочного экрана и по
осям первого ряда труб ширм или фестона, находящихся на
выходе из топки. Вертикальными границами объема топки
являются плоскости, проходящие по осям экранных труб либо
по внутренней поверхности обмуровки (при отсутствии экранов)
или слоя натрубной футеровки. Примеры определения объема
топки приведены на рис. 6.1 II] и рис. 4.1 [2].
Объем призматической топки находится по формуле
(4-1)
где FPT—поверхность боковой стены топки, м2: —ширина
топки, м.
4.1.2. Поверхность стен открытой призматической топки
FCI представляет собой сумму плоскостей ограничива-
ющих объем топки. Если топка имеет разреженные ширмы
(с шагом более 700 мм) и двусветные экраны, то поверхность
стен тонки определяется как
FCT = FCB + Е ^дв. э + Z Z>“-‘ + Fnp Znp, (4.2)
где ^Гдв з — поверхность двусветных экранов, определяемая
по зависимости
2^, Едв#з 2ддв ээ ндв э, (4.3)
адВ.э, ^дв.э, 11 дв.э глубина, высота и количество двусветных
экранов в топке; ^FmT поверхность ширм, установленных
в топке (кроме ширм в выходном окне),
^ЕЩ1 = 2йП1.т/1и.1иш.т, (4.4)
"ш т, Ivi.T, пш.т—глубина, высота и количество ширм; FCB
поверхность стен части топки, свободной от ширм; Frip—
поверхность стен тонки в зоне ширм (прилегающих к ширмам);
Zm г, Znp— коэффициенты, характеризующие неравномерность
освещенности ширм и прилегающих к ним стен.
35
4.1.3. Расчетная лучевоспринимающая поверхность настен-
ных и двусветных экранов топки в соответствии с ее определе-
нием по [1]
^Л.т У пд Хц 3 У -^ДВ. Э ^ЛВ. Э> (4.5а)
где F^n—поверхность стен, занятая экраном, м2; хн э, аД11 э —
угловые коэффициенты настенных и двусветных экранов
(рис. Ш приложения).
Для газоплотных и ошипованных частей экранов, а также
выходного окна и условной горизонтальной плоскости холод-
ной воронки угловой коэффициент х принимается равным
единице. Тогда
^пЛ = ^ст-А^>
где AF- площадь горелок, лазов и других не занятых
экранными трубами участков.
При наличии ширм, включаемых в объем топки, ее
лучевоспринимающая поверхность рассчитывается по формуле
Л.Т F СВ -^"Н.Э “Ь ^Ш.Т ^П1.Т ТТдр -^пр -^н э. (4.56)
4.1.4. Поперечное сечение топки
fT — aTb^. (4.6)
Здесь «т, Ьт—ширина и глубина топки, м.
4.1.5. Высота топки при определении геометрических раз-
меров и проведении позонных тепловых расчетов принимается
от середины холодной воронки или пода до потолка топочной
камеры. При определении относительной высоты положения
максимума температуры в топке ее высота принимается до
середины выходного газового окна.
4.1.6. Относительный уровень положения горелок Хг
ХГ = НГ/НТ, (4.7)
где Нт—расстояние (высота) от середины холодной воронки
(или уровня пода) до оси яруса горелок. При расположении
горелок в несколько ярусов Нг определяется как средневзвешен-
ная величина:
нт1 В} + нт2 в2+ ... + нгпв„
н1=-----в1 + в2+...+в„----’ <4-8)
где В2, В2, Вп—расход топлива через каждый ярус горелок,
соответственно первый, второй и и-й ярусы, кг/с; Нг1, Нг2,
Нтп—высоты каждого яруса, м.
4.1.7. Эффективная толщина излучающего слоя, м,
5 = 3,6ГТ/ГСТ. (4.9а)
36
При наличии ширм, включаемых в объем топки,
где Ксв—часть объема топки, свободная от ширм.
4.1.8. Коэффициент излучения топочной камеры для камер-
ных топок
е £ф
Еф + (1-£ф)ФсР>
где £ф коэффициент излучения факела,
£ф=1-е ~kps,
(4.Ю)
(4.И)
где е—основание натурального логарифма; к—коэффициент
ослабления лучей топочной средой; s эффективная толщина
излучающего слоя для топки, м (см. п. 4.1.7); р—давление
газовой среды в топке.
При сжигании газообразного и жидкого топлива коэф-
фициент излучения факела определяется по формуле
Еф = шЕсв+(1-т)Ег. (4.12)
Здесь есв и ег—соответствующие коэффициенты излучения,
которые имел бы объем топки при заполнении ее светящимся или
несветящимся факелом; т—коэффициент усреднения, определяе-
мый долей топочного объема, занятого светящимся факелом.
BQI
Для открытых и полуоткрытых ТОПОК при Qv = —^—^
^407 кВт/м3 независимо от нагрузки для природного газа
ш = 0,1, а для жидкого топлива ш=0,55. При qv^1160 кВт/м3
для газа nz = 0,6, для мазута nz=l,0. При значениях
qv в интервале между этими значениями т определяется
линейной интерполяцией.
Значения есв и ег определяются по формулам
" есв= 1—e~(krr,,+*c)₽s; £r = l-e“krr"₽s. (4.13)
Коэффициент кТ определяется по состоянию газов на выходе
из топки и рассчитывается по формуле
(4-14)
где рп—суммарное парциальное давление газов, МПа,
Рп=^п=Нгяо2+гн2о); (415)
гко И гно—объемные доли трехатомных газов и водяных
паров.
37
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами
Лс = 0,3(2-а,)6,6^-0,5^, (4.16)
где Ср, Нр—соответственно содержание углерода и водорода-
в рабочей массе топлива; при сжигании природного газа
Ср/Нр=0,12Х—СтН„. При а, 2? 2 кс принимается равным 0.
п
При сжигании твердых топлив коэффициент ослабления
лучей топочной средой определяется по формуле
к — кгга -4~ЛЗЛ цзл -f- ^kokc^i ^2- (4.17)
Величина кгга определяется так же, как и при сжигании газа
и мазута.
Безразмерная концентрация золы, в продуктах сгорания
определяется по (2.21):
Цзл 100G',
Коэффициент кзл определяется по формуле
43 000рг
(4.17а)
где рг—плотность дымовых газов, принимаемая равной 1,3
кг/м3; d3n—средний по удельной поверхности диаметр золовых
частиц,, мкм, принимается по табл. 4.1; кЫКС—коэффициент,
принимаемый равным 10,0, 1/(м-МПа); х15 и2— безразмерные
коэффициенты, учитывающие влияние концентрации коксовых
частиц в факеле, для низкореакционных топлив (АШ, Т) ^ = 1,
для высокореакционных (каменные и бурые угли, торф, сланцы,
древесина) И1=0,5, при камерном сжигании и2=0,1, при
слоевом и2=0,03.
Таблица 4.1
Топочное устройство, углеразмольные мельницы Топливо или его состояние Эффективный диаметр частиц золы dJj|S мкм
Камерные толки, шаровые барабанные мель- Все топлива 13
ницы
Камерные топки, среднеходные и молотко- Все топлива^ 16
вые мельницы кроме торфа
Камерные топки, молотковые мельницы Торф 24
Циклоные топки Пыль 10
Дробленка 20
Слоевые топки Все топлива 20
38
4.1.9^ Средний коэффициент тепловой эффективности топки
ФсР=ХГ11Л1-ф4/ЕГпл<, (4.18)
где Fnjri—поверхность /-го участка топки; ф,—коэффициент
тепловой эффективности i-го участка топки,
(4.19)
xt—угловой коэффициент участка; ^ коэффициент загрязне-
ния i-го участка, определяется по табл. 4.2.
Таблица 4.2
' - / 1 Тип экрана Род топлива Коэффициент £
.Открытые гладкотрубные Газообразное топливо 0,65
и плавниковые (мембран- Мазут 0,55
ные) настенные экраны АШ и ~ПА при /^>12%, тощий уголь при >8%, каменные и бурые угли, фрезторф 0,45
Экибастузский уголь при 1?9о^15% 0,35—0,40*
Бурые угли с Щ”>3,3% при газовой сушке и прямом вду- вании ' 0,55
Сланцы северо-западных ме- сторождений без применения водяной обмывки 0,25
То же с учетом водяной об- мывки 0,30
Ошипованные экраны, по- крытые хромитовой массой, в топках с твердым тпла- коудалением * Все топлива 0,20
Экраны, покрытые ша- мотным кирпичом Все топлива 0,10
Меньшие значения при тепловом напряжении сечения топки
Примечания: 1.
B0v
— <3,49 МВт/м2, большие при ^>5,815 МВт/м2.
т / /10л\
2. При жидком шлакоудалении ^=( 0,53 —0,25 j^J/>, где />=1,0 для однокамерных
и двукамерных топок, />=1,2 для полуоткрытых топок с пережимом; /з"=г3—50°С.
Для гладкотрубных двусветных экранов и топочных ширм
коэффициент загрязнения уменьшается по сравнению с настен-
ными гладкотрубными экранами на 0,1, для цельносварных
двусветных экранов и ширм на 0,05.
При расположении в выходном газовом окне топочных
ширм для плоскости, отделяющей топку от ширм,
Фокн = ФогкР, (4-20)
39
где Р—коэффициент, учитывающий взаимный теплообмен
между топкой и ширмами, определяется по рис. П2 приложения
в зависимости от температуры газов на выходе из топки;
Фотк — коэффициент тепловой эффективности открытых экранов.
При сжигании газа после угольной пыли без очистки
экранов коэффициенты загрязнения принимаются, как для
твердого топлива.
ПРИМЕРЫ
Пример 4.1. Определить геометрические характеристики
топочной камеры котла Е-670-13,8 ГМ, /,,с = 545/545' С в соот-
ветствии с рис. 4.1. Котел имеет газоплотные экраны, сжигается
мазут через 12 горелок с диаметром амбразуры 1,0 м, имеется
шесть лазов диаметром 0,5 м. Ширмы на выходе из топки
имеют шаг 720 мм.
Решение. 1. Определяем поверхность стен топки (см. п. 4.1.2):
фронтовой стены Гф = 21,472 • 18,0 = 386,5 м* 2;
задней стены +, = (15,57+2,19+0,61+0,37)-18,0=337,3 м2;
боковой стены гБ = 2,49-8,0+0,37-0,87+(0,87+1,30)-0,5 х
х 0,43 + (1,30 + 5,37) • 0,5 • 0,764 + -13,472 • 7,68 + 2,06 • 0,5 • 7,68 =
= 133,9 м2;
пода Гпод = 7,95 • 18,0 = 143,1 м2;
потолка Гпот = 2,49 • 18,0 = 44,8 м2;
газового окна Гокн=(8,0+
+ ^82+1,5 +0,87)-18,0 = 219,4 м2;
ограждающих стен топки
2. Определяем объем топ-
ки. Объем топки без зоны
ширм для определения эффе-
ктивной толщины излучающе-
го слоя
Кт = ГБат= 133,9 18,0 = 2410 м3.
Объем топки с учетом зоны
ширм для определения тепло-
вого напряжения qv. Так как
шаг ширм превышает 700 мм,
то в объем топки включается
также объем газохода ширм
до входа в последующую по-
Рис. 4.1. Топочная камера газомазут-
ного котла Е-670-13,8 ГМ
40
верхность^ К™=Гбот+Ьшйшат+^0/0А0 = 133,9-18,0+1,82-8,0 х
х 18,0+0,7-6,446-18,0=2753 м3.
3. Определяем лу ^воспринимающую поверхность FaT по
(4.5а):
^гор=«гор 0,785«?гОр+пл -0,785t/2 = 10,6 м2;
^лт=(^сТ-^горКэ=(1398,9-10,6)-1,0=1388,3 м2.
В отличие от обычных гладкотрубных экранов угловой ко-
эффициент хн э для газоплотных экранов, а также пода
и газового окна равен единице.
4. Определяем относительный уровень расположения горе-
лок по (4.7). Расстояние от пода до оси горелок в соответствии
с рис. 4.1 //,=4,05 м, тогда
Хг=4,05/( 14,5+4,05)=0,219.
5. Определяем эффективную толщину излучающего слоя
(по 4.9а)
5 = 3,6
2410
1398,9
= 6,2 м.
Пример 4.2. Как изменится коэффициент тепловой эффек-
тивности ф фронтовой стены топки, если:
а) негазоплотный экран из гладких труб наружным диамет-
ром 60 мм с шагом 64 мм заменить на цельносварной;
б) ввести зажигательный пояс по всей ширине фронтовой
стены высотой 2,0 м?
Условия: топливо — бурый уголь, ширина фронтовой стены
18,0 м, высота 25 м, горелки на стене отсутствуют, имеется 2 лаза
0 0,5 м, расстояние от оси экранных труб до обмуровки 30 мм.
Решение. 1. Определяем коэффициент тепловой эффектив-
ности экрана из гладких труб. Угловой коэффициент хн э = 0,98.
В соответствии с табл. 4.2 коэффициент £,=0,45. Коэффициент
тепловой эффективности ф=0,45-0,98 = 0,441. Поверхность фрон-
товой стены топки Гст = 25,0-18,0 = 450 м2.
Поверхность фронтовой стены топки, занятая экраном,
^пл=^ст-«^лЛ/4 = 25,0-18,0-2-0,52 -0,785 = 449,6 м2.
Средний коэффициент тепловой эффективности экрана по
(4.18)
0,441-449,6
фсг=----------=0,4406.
Vcp 450,0
2. Определяем коэффициент тепловой эффективности цель-
носварного экрана. Угловой коэффициент хн э = 1,0. Величины
FCT, сохраняют прежние значения. Коэффициент £, = 0,45,
при этом фэ = 1,0 • 0,45 = 0,45 и фср=0,45 • 449,6/450,0 = 0,4496.
41
3. Определяем коэффициент тепловой эффективности цель-
носварного экрана с зажигательным поясом высотой 2,0 м.
Угловой коэффициент -*3.Г1 = 1,0. Величины FCT и экранных
труб сохраняют прежние значения. Поверхность фронтовой
стены делится, на две части:
открытая часть экранных труб
F*n 1 = 18,0 (25,0 - 2,0) - 2 • 0,52 • 0,785=413,6 м2 :
зажигательный пояс
Гпл2 = 18,0-2,0 = 36 м2.
Коэффициент тепловой эффективности:
открытой части
фэ=0,98-0,45=0,441;
зажигательного пояса ф3. п = 1,0 • 0,2 — 0,2,
где ^=0,2, по табл. 4.2.
Средний коэффициент эффективного экрана
К=(0.441-4,3^0,2.36.0) = ОЛ21
450,-0
Пример 4.3. Определить лучевоспринимающую поверхность камеры охла-
ждения топки с ширмами, включёнными в объем топки. Геометрические
Ж,
1060
3805
1235
350
2676 \
¥26,5
29¥5 2945
5890*20^28
размеры камеры охлаждения приве-
дены на рис. 4.2. Коэффициенты не-
равномерности освещенности ширм
Z1UT и прилегающих к ним стен
экранов тойки Zhp принять соответ-
ственно 0,702 и 0,700. Топка имеет
три двусветных экрана и 24 ширмы.
Экраны и Ширмы в топке выполнены
цельносварными.
Решение. 1. В соответствии
с п. 4.1.2 и рис. 4.2 определяем геомет-
рические характеристики камеры охла-
ждения (решения аналогично примеру
4.1). Поверхность стен камеры охлаж-
дения: фронтовой стены 7^ = 356,6 м2;
задней стены 241.5 м2; боко-
вой стены F6=96,8 м2; двусветного
экрана Рдв = 2F6= 2 96,8 =193,6 м2;
выходного окна камеры охлаждения
FOKH= 5,985 -20,428= 122,3 м2; боковой
стены переходного газохода F6,n =
Рис. 4.2. Топочная камера с ширмами
в объеме топки
42
= 6,9 м2; -потолка FnoT= 142,0 м2; топочных ширм X FnII =0,5 (16,434 14.903) х
х (1,235 + 0,032)-2-24 = 952,8 м2. В итоге полная поверхность стен и ширм
F„ = 356,6 + 241,5 4 96,8 2 +193,6' 3 +122,3 + 6,9 2 + 142,0+952,8=2610,3 м2.
2. Находим лучевоспринимающую поверхность камеры охлаждения.
, Так как в рассматриваемом примере в камере охлаждения отсутству-
ют разводки под горелки, лазы, а другие участки, не закрытые экран-
ными трубами, например отверстия гляделок, пренебрежимо малы, то при-
нимаем
F?U1 = FCT.
В Соответствии с рис. 4.2 прилегающая к ширмам поверхность экранов
состоит из поверхности задней стены, части поверхности боковых стен,
потолка и двусветного экрана:
Fnp. 3=(1,993+0,4265 + 0,118 + 6,878+0,145 + 1,354) х
х 20,428 = 228,9 м2;
Fnp.6=(16,43 +14,186) 0,5 (1,2354 0.35)=24,3 м2;
Fnr.aB=24,3-2 = 48,6 м2;
Fap.™т =.( 1,585 + 1,060) 20.428 = 54,0 м2;
Fnp.=F„KH = 122,3 м2;
^пр. пер =^ = 6,9 м2.
В соответствии с этим
X Fnp = 228,9 + 24,32 + 48,6 + 54,0 +122,3+6,92 = 613,4 м2.
Угловые коэффициенты настенных и двусветных экранов и топочных
ширм хэ=1,0 ввиду их выполнения цельносварными.
Тогда в со/пветствии с п.4.1.3
Fn.T=(F„-X Fm.T-X Fnp)x+XFDI.IZul.Tx+IFnpZnpx=(2610,3-952,8-
—613,4) 1,0+952,8-0,702 1,0 + 613,4-0,700 1,0 = 2142,3 м2.
В результате отношение Fnr/F„ = 0,82, что меньше углового коэф-
фициента экрана (хэ = 1,0) за счет снижения интенсивности излучения
в зоне ширм и прилегающих стен (Zw.T=0,702 и Znp = 0,700). Вместе с
тем за счет ширм поверхность топки, увеличилась в 2610,3/(2610,3 — 952,8)=
= 1,575 раза.
Пример 4.4. Для одинаковых конструкций топок сопоставить оптические
свойства факела еф при сжигании экибастузского, кузнецкого марки СС
и назаровского углей (приложение, табл. П1, соответственно топлива № 9,
6 и 15). Типы мельниц принять: для экибастузского угля—молотковые
мельницы (ММ) и шаровые барабанные мельницы (ШБМ); для кузнецкого
угля—ШБМ; для назаровского угля—ММ. Эффективная толщина излуча-
ющего слоя топки 5=6,0 м, температура газов за ней 1100° С, аун = 0,95.
Как изменится еф при сжигании природного газа (приложение, табл. П2,
топливо № 8) в газоплотном котле при избыточном давлении в топке
рт=0,103 МПа?
43
Определяемая величина Расчетная формула
Теоретический объем дымовых
газов (по 2.7), м3/кг(м3)
Объем газов и водяных паров кг= К?+1,0161 (а-1) F®
при а=1,2, м3/кг(м3) Г„2о= rfi2O+0,0161 (а-1)
Объемные доли трехатомных газов и водяных паров Гког— Рао2/Кг; гн2о= KHzo/Kr
Суммарная объемная доля г„=Гйо2+гн2о
Масса дымовых газов, кг/кг Ар Сг=1~—+ 1,306а F® г 100
Безразмерная концентрация II — '^Р°УД
золы в потоке газов м 100G, -
Произведение pas, МПа*м Коэффициенты ослабления лучей, 1/(МПа-м): pns=0,lroJ
газовой средой в топке =W8+1.6W_ W Л) г \0,316(pns)°-s Д ’ 1000/
золовыми частицами 43 000рг
сажистыми частицами Лс=0,3(2-а)(1,6-~-0,5) у lUvU . /
топочной средой Л=^,Ги+ЛзлЦзл+/с1£Х1Х2
то же для природного газа ^raS = Vn
Коэффициент излучения факела £ф=1-е-*₽«
То же для природного газа еф=т£ф+(1— ж)ег
Таблица 4.3
Топливо и способ размола
Экибастузский СС (размол в ММ) Кузнецкий СС (размол в ШБМ) Назаровский Б (размол в ММ) Природный газ
F®=0,84+ 3,61+0,49=4,94 7,72 4,39 11,12
Fr=4,94+1,0161 • (1,2-1) х 9,206 5,13 13,13
х 4,56=5,867 ГНгО=0,49+0,0161 (1,2— 1) х 0,594 0,84 2,24
х4,56 =0,505 4 0,84 rRQ=——=0,143; 5,867 0,148; 0,065 0,136; 0,164 0,081; 0,171
0,505 Н2° 5,867 : гп=0,143 +0,086 =0,229 0,213 0,30 0,252
36,9 Gr=l~^+1’306 1’2х 12,315 6,60 —
х 4,56 =7,777 36,9-0,95 И1л 100-7,777 0,0451 pns=0,1 0,229-6,0=0,1374 0,0109 0,1278 0,0105 0,18 0,1557
, /0,78+1,6 0,086 \ кг=| т—: 1 х 3,358 3,333 3,665
г \О,316-(О,1374)05 J / 1100 + 273\ х( 1—0,37 — 1=3,362 - \ 1000 ) 43 000-1,3 = -- -= 71,3 81,8 71,3
л/(1373-16)2 1,229
k= 3,362 • 0,229 + 71,3 0,0451 + 2,107 2,249 —
+ 10-0,5-0,1=4,486 -—- 2,1526; 0,9236
Еф= 1 _с-4Л86 од-б.о=о,932 0,7175 0,741 0,7356; 0,4349
— — — 0,465
45
Решение. L. Для указанных топлив необходимые теоретические объемы
трехатомных газов, водяных паров, азота и воздуха для горения следующие значения: - имеют
Объем газов, м3/кг(м3) Экибастуз- Кузнец- Назаров- Природ- ский СС кий СС ский Б ный га^
PRO2 0,84 1,36 0,70 1,07
Р^о 0,49 0,57 0,83 2,21
Pg2 3,61 5,79 2,86 7,84
4,56 7,31 3,62 9,91
; 2. Расчет оптических свойств факела при сжигании твердых и природного газа сведены в табл. 4.3, топлив
3. Определяем коэффициент излучения факела при размоле угля экибастузс-
кого СС в ШБМ:
коэффициент ослабления лучей
43 000 • 1,3
к=......-—..- ---г-^7=81,8 1/(МПам);
зл (ПОО+273)0-67 130’67
коэффициент ослабления лучей топочной средой
^=3,362 - 0,229 + 81,8 • 0^0451 +10 - 0,5 • 0,1 = 4,959 1/(МПа • м);
коэффициент излучения факела
еф= 1 — е-4,9590,1’6’0 —0,949.
4. Основные выводы из проведен-
ных расчетов: более тонкий размол
экибастузского СС в ШБМ вместо
ММ повышает интенсивность излуче-
ния топочной среды; заметное Увели-
чение массы газов на 1 кг топлива при
сжигании кузнецкого СС связано с су-
щественным уменьшением зольности
топлива и увеличением горючей мас-
сы; высокая зольность топлива экиба-
стузского СС обеспечивает повышен-
ный коэффициент излучения факела по
сравнению с другими видами топлива;
при сжигании природного газа в связи
с отсутствием золы коэффициент излу-
чения факела значительно меньше,
чем для твердого топлива.
Пример 4.5. Как изменится
коэффициент излучения приз-
Рис. 4.3. Топочная камера котла
Е-670-13,8 К с твердым шлакоудале-
нием и установкой ширм в верхней
части топки
46
магической топки (рис. 4.3) при введении в объем топки одного
двусветного экрана, если: а) сжигается твердое топливо—
кузнецкий уголь марки СС (данные по примеру 4.4), а =1,20,
мельницы—ШБМ, О" = 1100° С, аун-=0,95; б) сжигается природ-
ный газ (данные по примеру 4.4), ат= 1,20, наддув рт — 0,103 МПа.
Решение. Исходный вариант. 1. В соответствии с п. 4.1.2
определяем геометрические характеристики топочной камеры.
Поверхность стен заднего экрана F3 = 293,9 м2; фронтового
экрана /фр = 355,9 м2; бокового экрана F. —198,0 м, потолка
FnoTs=72,0 м2; выходного окна +окв = 120,4 м , пода Fп =63,4 м2;
поверхность стен топки Гст = 293,9 + 355,0+198,02+ 72,(1+120,4+
+63,4= 1301,6 м2.
Объем топки Ит = 198,0 12,88=2550 м3.
Эффективная толщина излучающего слоя
*=3,6 ^——=7,05 м.
1J U1,0
2. Оптические свойства факела при сжигании твердого
топлива в соответствий с примером 4.4:
объемная доля водяных паров гв2о = 0,065, суммарная
объемная доля трехатомных газов и водяных паров гп=0,213,
безразмерная концентрация золы цзл = 0,0109;
произведение p„s=0,1 • 0,213 • 7,05=0,1502 МПа • м;
коэффициент [формула (4.14)]
/0,78+1,6 0,065 \/ 1100+273\
г \0,316 •О,15О20,5 Д °’ 1000 /
= 3,059 1/(МПа-м);
Коэффициент /с3 ===^-^? ==81,8 1/(МПам);
^/(ИОО + 273)2 • 132
коэффициент ослабления лучей топочной средой
& = 3,059 -0,213+81,8 -0,0109+10,0-0,5-0,1 =2,043 1/(МПа -м);
коэффициент излучения факела [формула (4.11)]
еф = 1—<?~2,043 0Д'7,С)5 =0,763.
3. Оптические свойства факела при сжигании природного
газа по данным примера 4.4: гН2о = 0,171; гп = 0,252; отношение
Ср/Нр = 3,019; т=0,-1.
В соответствии с приведенными в примере 4.4 формулами
. . /о,78+ 1,6-0,171 \/ л 1100 + 273\
кг = ------\ . .— 1 j 1 -0,37 —------I =
\ 0,316^/0,1830 Д 1000 /
=3,343 1/(МПам);
47
кс = 03 (2 - 1,2) 1,6 - 0,5 ) 3,019 = 1,229 1 /(МПа - м);
£св = 1 — e '<3.343-0,252+ 1,229) 7,05-0,103 =
£ _ | __£ -3,343-0,252-7,05-0,103 q 45g.
£ф = 0,1 0,778+(1 - 0,1) 0,458 = 0,490.
Вариант с двусветным экраном. 4. Геометрические харак-
теристики топки:
в соответствии с (4.2) поверхность стен топки равна сумме
ограждающих поверхностей стен и поверхности двусветного
экрана. Так как Гдв э = Гб • 2= 198,0 2 = 396,0 м2, то FCT = 1301,6 +
+ 396,0= 1697,6 м2; '
объем топки остается без изменений: Vt =2550 м3, при
этом j = 3,6 (2550/1697,6) = 5,41 м.
5. Оптические свойства факела при сжигании твердого
топлива:
Рп5 ^гп5 = 0,1 -0,213-5,41=0,115 МПа-м;
коэффициент [по формуле (4.14)]
/0,78+1.6-0,065 X / 11ОО + 273Х
= -------—= 1 1 - 0,37------ =
\ 0,316 v/otT5 /\ 1000 }
= 3,563 1/(МПа-м);
значения кзл, ккокс, и и2 сохраняются такими же, как
и в исходном расчете топки;
коэффициент ослабления лучей топочной средой
к = 3,563 - 0,213 + 81,8 • 0,019 + 10,0 • 0,5 0,1 = 2,150 1 /(МПа • м);
коэффициент излучения факела
Еф= 1—е “2’150 0,1'5’41 =0,688.
Таким образом, введение двусветного экрана в топку
уменьшает среднюю эффективную толщину излучающего слоя
с 7,05 до 5,41 м и коэффициента излучения факела на экраны
с 0,763 до 0,688 (в данном случае на 9,8%), при этом размер
тепловоспринимающих экранов топки увеличивается
в 1697,6/1301,6=1,304 раза.
6. Оптические свойства факела при сжигании природного
газа:
произведение pns = 0,103-0,252 5,41 =0,1404 МПа м;
коэффициент [по формуле (4.14)]
/0,78+ 1,6 0,171 Л/, 1100 + 273Х
% = ——~7-=— 1 1 — 0,37-------- =
\ 0,316^/0/1404 /\ 1000 J
= 3,886 1/(МПа-м);
коэффициент кс сохраняет свое значение 1,229 1/(МПа м).
48
В соответствии с полученными величинами определяем но
(4.13):
g -(3,88 6-0,252 + 1,229) 5,410,103 _q JQg-
СВ е == 1 —^-з.авб-о.252-5.41 о,1оз_0,4206-
коэффициент излучения факела в топке
£ф = 0,1 ’ 0,708 + (1—0,1)- 0,4206 = 0,449.
Таким образом, при введении двусветного экрана коэф-
фициент излучения уменьшился с 0,490 до 0,449, Это на 8,4%
меньше исходного, т. е. имеет место примерно такое же
уменьшение излучения, как при сжигании твердого топлива.
Пример 4.6. Определить коэффициент излучения газовой среды
в свободном объеме гонки и в объеме, заключенном между
ширмами при сжигании воркутинского угля марки ЖР, отсев
(приложение, табл. П1, топливо № 11). Геометрические размеры
топки соответствуют примеру 4.5 и приведены на рис. 4.3;
37 = 1100 С, cz, = 1,20, «уи=0,95, количество топочных ширм 12 шт.,
котел работает с уравновешенной тягой, тип мельниц ШБМ.
Решение. 1. Определяем геометрические характеристики то-
почной камеры, необходимые для расчета коэффициентов
излучения свободного газового объема и объема газов, за-
ключенного между ширмами (на рис. 4.3 показаны штриховой
линией). Они находятся по п. 4.1.8 соответственно дла каждого
из этих объемов. Причем в поверхность ограждающих стен
объема включаются также площади разделяющих их сечений.
Поверхность стен примыкающего объема зоны ширм:
фронтового экрана Гфр 11р = 17,0 • 12,88 = 219 м2;
бокового экрана 7^ = 1,435 -17,0 = 24,4 м2;
потолка ГПО1 = 1,435 • 12,88 = 18,5 м2;
топочные ширмы F = (1,235 • 17,0+0,2 • 1,235) 12 • 2 =
= 509,8 м2;
суммарная поверхность примыкающего объема Г =219.0 +
+ 24,4 -2 + 18,5 + 509,8 = 796,1 м2.
Площадь разделительной поверхности ширм и свободного
объема
^ = (1,435 + 17,0)12,88 = 237,4 м2.
Суммарная ограничивающая поверхность зоны ширм
Р = + FP = 796,1 + 237,4 = 1033,5 м2.
Примыкающий объем
Инр = +б/1 = 24,4-12,88 = 314,3 м2.
Эффективная толщина излучающего слоя примыкающего
объема
\1р = 3,6(314,3/1033,5)= 1,095 м.
49
3-2065
Определяем поверхность стен свободного объема гонки:
заднего экрана F, CD = F^ — 293,9 м2;
фронтового экрана Сфрсв = С-Сф =355,9-219.0- 136.,9 м2;
бокового экрана F6 св = F6 — F6 — 198,0 — 24,4 = 173,6 м ;
потолка FnoT св = FliOT -FIlor jip =72,0 - 18,5 53,5 м2;
выходного окна FOKH св = f окн = 120.4 м ';
пода ^.cB = F„o^63,4 м2;
суммарная поверхность свободного объема Fei = 293?;
+ 136,9 +173,6 -2 + 53,5+120,4+63.4 = 1015,3 м2.
Суммарная ограничивающая поверхность
Forp = 1015,3 + 237,4 =1252,7 м2.
Свободный объем
Гсв= 173,6-12,88 = 2236,0 мЛ.
Эффективная толщина излучающего слоя свободного объема
^св = 3,6(2236,0/1252,7) = 6,43 м.
2. Определяем состав продуктов сгорания. В соответствии
с табл. ПЗ приложения, топливо № 11:
rRO2= 1,04 м3/кг, F£2 = 4,57 м3/кг. Г”,о .ого м ' м ,
Г0 = 5,77 м3/кг, 1',° = 6.17 м3/К1.
При избытке воздуха ^ = 1,20 объем нрлчукгов сгорания
и водяных паров соответственно по (2.15) и (2.14) равны;
Гг = 6,17 +1,0161 (1,2 - 1) 5.77 = 7.34 м3 кг;
УИгО = 0,56 + 0,0161(1,2—!) 5,77 = 0,58 м’/кг.
Объемные доли трехатомных газов и водяных паров соот-
ветственно равны: rRO2= 1.04/7,34=0.142; гНгО = 0,58/7,34=0,079.
Суммарная объемная доля трехатомных 1азов и водяных
паров
г„=0,142 + 0,079=0,221.
Масса дымовых газов [по (2.16)] при Д'* = 28,4 % (ио
табл. П1)
<7, = 1—(28,4/100)+1,306 • 1,2 • 5,77 = 9,76 кг/кг.
Безразмерная концентрация золы [по (2.21)]
28,4-0,95
и =-----------=0,0276.
^‘л 100-9,76
3. Оптические свойства факела для свободного объема:
произведение pns =ргпд-св = 0,1- 0,221 • 6,43 = 0,142 МПа • м;
коэффициент [по (4.14) ]
0,78+ 1.6 -0,079
0.316 yOJ421”
0.37
1000 J
3.252 1/(МПа-м);
коэффициент k ~ - = 81,8 I /(МПа м);
у (1IOO + 273)2 • l.v
ко >ффициен1 ослабления лучей топочной средой [по (4.17)]
А = 3.252 • 0,221 + 81,8 0,0276 + 10,0 • 0,5 -0,1= 3,476 1 /(МПа м);
коэффициент излучения факела [по (4.11)]
£Ф. с» = 1 “3’4760,1 6,43 = 0Л93.
4. Определяем оптические свойства факела для примыка-
вшего объема:
произведение рпл = 0,1 -0,221 • 1,095 = 0,0242 МПа -м;
, ' , Л),78+1,6-0,079 \/ 1100 + 273\
коэффициент к г = [---
\ 0,316
= 8.58 1/(МПа-м);
коэффициент ослабления лучей топочной средой
70/0242 / \ 1000
А' -8,58 -0,221 +81,8-0,0276+10,0-0,5-0,1 =4,654 1 /(МПа-м);
коэффициент излучения факела [по (4.11)]
1 4-654 0 1‘lj095 = 0,399.
В межширмовом объеме интенсивность излучения газовой
среды в данном примере в 2,24 раза слабее, чем в свободном
объеме топки.
Пример 4.7. Сопоставит!,, насколько измелится коэффициент
излучения факела ьф при сжигании природного газа (приложе-
ние, табл. П2, топливо №8) в топке обычного (р — 0,1 МПа)
и высоконапорпого парового котла при р = 1 МПа, имеющего
одинаковую эффективную толщину излучающего слоя в топке
< = 2,1 м. Принять температуру продуктов сгорания за топкой
1350е С, избыток воздуха 1,03.
Решение. 1. Определяем доли греха томных газов и водяных
паров. Состав топлива и теоретические объемы соответствуют
примеру 4.5.
При избытке воздуха а, = 1,03:
Гг = 11,12 + 1.0161 (1,03 1)9,91 = 11,42 м3/м3;
ГИ2О = 2,21 +0,0161 (1,03-1)9,91 =2,215 м3/м3.
Объемные доли грехатомных газов:
rRO,= 1,07/11,42 = 0,094;
гн2о-2,215/11,42 = 0,194.
51
Суммарная объемная доля трехатомных газов и водяных паров
гп = 0,094+0,194 = 0,288.
2. Определяем оптические свойства факела топки обычного
парового котла:
произведение рп з=0,06048 МПа -м;
коэффициент кг = 5,206 1/МПа-м;
коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами при
значении Ср/Нр=3,019 (по примеру 4.4) кс = 1,842 1/(МПа-м);
коэффициенты излучения светящегося и несветящегося
факела:
есв=0,504;
ег=0,270.
Коэффициент излучения факела в топке обычного котла
Еф=0,1 -0,504+(1 —0,1)0,270=0,293.
3. Определяем оптические свойства факела в топке высо-
конапорного котла:
произведение рпх —prns = 1,0 • 0,288 -2,1= 0,6048 МПа - м;
,, , /0,78+1,6-0,194 \/ 1350 + 273\
коэффициент Лг = 1--------- — 1 11 1 -0,37 -——— =
\ 0,316^/0,6048 /\ 273 /
= 1,373 МПа-м;
коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами при-
нимаем таким же: fcc = 1,842 1/(МПа*м);
коэффициенты излучения светящегося и несветящегося
факела:
£ = 1—£-(1.373-0,288+ 1,842) 1,0 2,1 _q 99J.
СВ ^г=1_£-1.373 0,288-1,0-2,1=0 ^;
коэффициент излучений факела в топке высоконапорного
котла
Еф=0,1 0,991 +(1-0,1)0,564 = 0,607.
Интенсивность газового излучения в топке высоконапорного
котла в данном примере в 2,054 раза выше, чем в обычной
топке.
ЗАДАЧИ
Задача 4.1. Определить геометрические характеристики топочной- ка-
меры котла Е-500-13,8 ГМ с 1пе=545°С, имеющего такой же профиль
топочной камеры, как в примере 4.1, и отличающийся только шириной
топки, составляющей по осям труб 13 520 мм. Количество горелок 8,
лазов 4.
Задача 4.2. Определить лучевоспринимающую поверхность экрана стены
топки, имеющей ширину 13 и высоту. 21 м. Экран выполнен из гладких
52'
труб наружным диаметром 42 мм с шагом 46 мм; в нижней части экрана
имеется четыре амбразуры горелок диаметром устья 1,2 м и два лаза
диаметром 0,45 м, в верхней части экрана—восемь сопл для рециркуляции
газов размером каждое 0,2 х 0,45 м. В нижней части экран ошипован на
высоту 2 м по всей ширине.
Задача 4.3. Определить коэффициент излучения факела при сжигании
березовского бурого угля (приложение, табл. П1, топливо № 14). Избыток
воздуха за топкой Принять а, = 1,2, температуру продуктов сгорания за ней
1050° С, эффективную толщину излучающего слоя топки 5 м, мельницы —
молотковые, «ун=0,75.
Задача 4.4. Определить коэффициент излучения топочной камеры при
сжигании нерюнгринского угля (приложение, табл. Ш, топливо № 16). Принять
избыток воздуха за топкой а,= 1,2, температуру газов за топкой 1200° С,
эффективную толщину излучающего слоя топки х=7,0м, мельницы—сред-
неходные, средний коэффициент эффективности экранов фср=0,41, пуи—0,95,
топка—с уравновешенной тягой, т. е. рт=0,1 МПа.
4.2. ТЕПЛООБМЕН ИЗЛУЧЕНИЕМ В ТОПОЧНОЙ
КАМЕРЕ
Адиабатная температура горения определяется при избытке
воздуха за топкой ат и энтальпии, равной полезному тепло-
выделению в топке. Полезное тепловыделение находится по
зависимости
ет=с;(кю-вз-в4-^)/(юо-в4)+
+е В Св.ВШП 4“ ^г-отб^*! (4.21)
где бв—теплота, вносимая воздухом в топку,
Св=(ат—Дат—Даил) в+(Дат+Дапл) (4.22)
Дат и Дапл—присосы воздуха в топке и в пылесистеме (см.
гл. 3); Я?, в, ^2. в—энтальпия теоретически необходимого объ-
ема воздуха при температурах горячего и присосанного
холодного воздуха, кДж/кг (см. гл. 2 и приложение); (2ВВНШ—
теплота воздуха, подогретого вне парового котла, кДж/кг
(см. гл. 3); #г.ОТб, г—энтальпия и доля газов, отбираемых
на рециркуляцию (см. гл. 3).
Параметр распределения температур по высоте топки
М=А-ВХТ, (4.23)
где Хт—относительное положение максимума температур газов
в топке. Для однокамерных топок с горизонтальным рас-
положением осей вихревых горелок и верхним выводом из
топки продуктов сгорания Хт, как правило, совпадает с от-
носительным уровнем расположения горелок Хг.
Значение коэффициентов Я и В в уравнении (4.23) определя-
ется по табл. 4.4.
53
Таблица 4.4
Сжигаемое топливр, топочное устройство Коэффициент
А в
Газ и мазут 0,54 0,20
Высокореакционное твердое в камерной топке и все твердые топлива в слоевой топке -О;59 0,50
Малореакционные твердые топлива, каменные угли с повышенной зольностью в камерной
топке 0,56 0,50
При отклонении положения максимальной температуры от
среднего уровня горелок
УТ=ХГ+АУ, (4.24)
где ДУ—относительное превышение максимума температур
над уровнем горелок, определяется по табл. 4.5.
Т аблица 4.5
Условия сжигания топлива
Сжигание угольной пыли в прямоточных горел-
ках (кроме горелок с плоскими струями) и в вих-
ревых горелках (при двух и более, ярусах, с фрон-
товым или встречным расположением) в котлах
производительностью 116,67 кг/С (420 т/ч)
То же при производительности котла
7)^116,67 кг/с (420 т/ч)
При сжигании мазута и газа в топках с
7X9,72 кг/с (35 т/ч)
При сжигании мазута и газа с" избытками возду-
ха в горелках аг<1
Поворотные горелки с поворотом вниз
То же вверх
Поправка АЛ"
0,05
о,.ю
0,15
2(1 —аг)
— 0,1 на поворот 20г
+ 0,1 на поворот 20°
В остальных случаях, не оговоренных в табл. 4.5, ХТ=ХГ.
В инвертных топках при размещении пылеугольных горелок
на потолке топки и нижнем отводе газов принимают
Хт = 0,25 4-0,30.
Независимо от полученного значения М по формуле (4.23)
параметр М в призматических топках, кроме инвертных, не
должен для твердых топлив превышать 0,5. Для полуоткрытых
топок параметр М‘ принимают равным 0,48 при сжигании
газа, мазута и высокореакционных топлив и 0,46 при сжигании
антрацита, полуантрацита и тощего угля. В топках с подовым
расположением горелок рекомендуется принимать- М =
=0,39-+0,40.
54
Число Больцмана
Во = ФВрГсср- 10\\(5,67фсрГстТа3)- (4-25)
Средняя теплоемкость продуктов сгорания Кс 1 кг топлива,
тсДж/(кг-К), при избытке воздуха за топкой и в интервале
температур газов Яа—3" определяется по формуле
(4.26)
При сжигании смеси твердого и жидкого топлива при
определении числа Больцмана Во объем продуктов сгорания
принимается на 1 кг смеси, а расход топлива равным сум-
марному расходу составляющих смеси топлив.
При сжигании природного газа в смеси с твердым или
жидким топливом, как отмечалось ранее в гл. 2, расчет ведется,
по расходу твердого (или жидкого) топлива и поэтому при
определении числа Больцмана объем продуктов сгорания
принимается по объему, смеси, приходящемуся на 1 кг твердого
или жидкого топйива = Кт т+хИг т), в Вр—по расходу
твердого (или жидкого) топлива. 1десь индексы «т. т»—твердое
топливо, «г. т»—газообразное топливо; х—количество куби-
ческих метров горючего газа, приходящегося на 1 кг твердого
(или жидкого) топлива.
Относительная температура продуктов сгорания, за топкой
е: = П/Га;-е: = Во0’6/(Во°’6+МЕ?’6). ' <4.27)
Абсолютная температура продуктов сгорания за топкой
Т" = Тй / [ 1 + М(ет/Во)0’6]. ' (4.28)
Поверхность стен топки, необходимая для охлаждения продук-
тов сгорания до заданной температуры на выходе из топки,
^ст=врел[(га/г;-
- 1)2/Л/2]”’33/(5,67 • 10“11 Етфтмг; Г3), (4.29)
где удельное тепловосприятие экранов топки по балансу,
кДж/кг,
ел=(ет-^;)ч>; (4.зо>
ф—коэффициент сохранения теплоты, учитывающий долю
Теплоты газов, воспринятой поверхностью нагрева, ф— 1 —
ПРИМЕРЫ
Пример 4.8. Определить адиабатную температуру горения
Кузнецкого угля марки СС (приложение, табл. Ill, топливо
hfc 6). Условия сжигания топлива: топка с жидким шлакоудале-
Лием, температура горячего воздуха zr B —370е С, Дост=О,
55
Дапл = 0; котел работает под наддувом, рециркуляция газов
отсутствует, избыток воздуха за топкой ост=1,15, ауй=0,5.
Решение. 1. Определяем энтальпию газов для ожидаемого
диапазона адиабатной температур!.! продуктов сгорания (2200—
2000° С). Для этого используем теоретические энтальпий
Я® и Н® для данного топлива (приложение, табл. ПЗ). Они
равны соответственно: при 0 = 2200° С Н* = 24 865 кДж/кг,
Я® = 28 855 кДж/кг; при 3=2000° С Я® = 22 408 кДж/кг, Я® =
= 25 971 кДж/кг.
При избытке ат=1,15 энтальпия газов равна: при 0=2200° С
Яг = 28 855 + (1,15—1) 24 865 = 32 585 кДж/кг; при 3=2000° С
Яг = 25 971+(1,15-1) 22 408 = 29 332 кДж/кг.
Так как отсутствует предварительный подогрев воздуха
Сввн^О, физической теплотой топлива пренебрегаем; тогда
С£=С2=27 420 кДж/кг.
2. Определяем потери теплоты q3 и q4 по табл. П7:
с химическим недожогом #3 = 0; с механическим недожогом
3. Потери с физической теплотой шлаков [по (3.6)]
<2б
0,5-2064,1-14,1
27 420
0,531%.
Температура шлаков принята !н ж = 1700° С, при этом (с0)3*=
= 2064 кДж/кг.
4. Определяем полезное тепловыделение в топке [по (4.21)].
Теоретическая энтальпия горячего воздуха определяется по
табл. ПЗ приложения для данного топлива: при tT в=400° С
Я® = 3960 кДж/кг, при ZVIj—200° С Я® = 1947 кДж/кг. Для тем-
30
пёратуры Ггв = 370°С: № = 3960-(3960-1947)
^Tvv ZAJ\J
= 3658 кДж/кг. Теплота, вносимая воздухом [по (4.22)],
£в = (1,15-0-0) 3658,0+0 = 4207 кДж/кг.
Полезное тепловыделение в топке
£т = 27 420 0l0_0’531 + 4207-0+0 = 31 480 кДж/кг.
т 100-1,0
Для Ст = 31 480 кДж/кг адиабатная температура
31 4ЯЛ_70 337
0а = 2000 + (2200-2000) ^^-^|=2132° С.
Пример 4.9. В соответствии с данными решения примера
4.8 найти изменение адиабатной температуры горения при
повышении температуры горячего воздуха на 50° С.
Решение. 1. Определяем теоретическую энтальпию горячего
воздуха при температуре 420° С. По табл. ПЗ приложения
56
для данного топлива при /в=400° С Я ° = 3960 кДж/кг; при
/в = 600° С Я° = 6065 кДж/кг. При температуре 420° С
Я^-3960+^2^0 (420 —400)=4170,5 кДж/кг.
2. Полезное тепловыделение в топке при температуре
горячего воздуха 420° С:
С?в=4170,5(1,15 0-0)4 0 = 4796 кДж/кг;
100—1,0 — 0,0 — 0,531
= 27420-------—-—+4796 = 32069 кДж/кг.
1 ПП 1 П ‘
100-1,0
3. Определяем адиабатную температуру горения:
Эа = 2000+(2200 - 2000)^2°69^^2 = 2168° С.
а ' '32 595-29 332
Таким образом, увеличение температуры горячего воздуха на
50° С повысило адиабатную температуру на 2168 — 2132 = 36° С.
Существует приближенный способ определения разницы
адиабатных температур:
определяем изменение энтальпии продуктов сгорания в ин-
тервале температур 200° С при ее изменении от 2000 до
2200° С. В соответствии с примером 4.9
ДЯ =32 585-29 332 = 3253 кДж/кг;
изменение энтальпии горячего воздуха тоже в интервале
температур 200° С при ее изменении от 400 до 600° С
ДЯГ в=(6065 - 3960) (1,15 -0)=2420 кДж/кг;
изменение адиабатной температуры продуктов сгорания
ДЗа=Дгг в^^=50—=37° С.
а г в ДЯГ 3253
11о этому способу можно определять изменения адиабатной
температуры без повторного расчета QT.
Пример 4.10. Определить, насколько повысится адиабатная
температура горения при переходе от замкнутой схемы сушки
при сжигании кузнецкого угля марки СС (см. пример 4.8)
к разомкнутой схеме сушки дымовыми газами. Принять
влажность пыли И/Пл=2%, при разомкнутой схеме =-подачу
пыли в горелки воздухом от компрессора, долю транспор-
тирующего воздуха Даг в = 0,012, температуру транспортиру-
ющего воздуха 60° С, температуру пыли после пылевого
бункера 85° С, рециркуляция газов отсутствует, шлакоудале-
ние—жидкое, доля уноса золы 0,5.
Решение. В соответствии с табл. П1 приложения элементный
состав сырого топлива 1FP = 6,O%; Лр = 14,1%; Sp=0,6%;
Ср=72,5%; Нр=3,4%; Яр=1,7%; Ор = 1,7%, низшая теплота
57
ci орания 27 420 кДж/кг. Элементный состав пыли при И " =2%
в соответствии с формулами пересчета (гл. 1. lao.i. 1.1):
В’пл = 2,0%; Л1''1-14,7%; S‘,J| - 0.63%; Спл = 75,59%: Н -3.54%:
№‘-'-1,77%; О"л = 1,77%; Q д = 28 694 кДж/кг. В сосивеилвии
с (2.1), (2.4) (2.7) теоретические объемы воздуха и состав-
ляющих продуктов сгорания будут равны:
Г° = 7,58 м3/кг; %<>,—К-41 м'/'кг: -6.00 м’ кг:
Hi,о 0,57 m3/ki.
1. Определяем по (2.23) (2.25) энтальпии газов при избыт-
ках сх=-1 и а =1,15 и ожидаемой температуре равной
2'00 -2200 С. В результате получаем следующие значения:
Тн 1 а.>1.1.ия. кДж i'i Темпера г ура. (
210(1 220(1
H'J 24512 25 784
/с 28 351) 29 839
/7, при а — 1,15 12 027 33 707
2. Определяем теоретические энтальпии воздуха при тем-
пературах 60 и 370 С по (2.23): при г —60 С /У в = 602,2 кДж/кг;
при / - 370 С Н « = 3791 кДж/кг.
3. Определяем располагаемую теплоту топлива. В связи
с отсутствием подогрева воздуха в калориферах 2„.llHlll~0-
В соответствии с табл. П6 приложения теплоемкость сухой
массы кузнецкого угля марки СС при 85 С составляет
1,070 кДж/(кг С), а теплоемкость пыли
2,0 100-2
с. =4,1868- - + 1,07 - =1,132 кДжДкг • С).
" 100 100
При этом по (3.2)
(? £ = 28 694 + 0+1,132-85 = 28 790 кДж/кг.
4. Определяем потери теплоты. Топочные потери, как при
замкнутом схеме сушки в примере 4.8:
43 = 0; </4-1.0%.
Потери с физической тепло гой шлаков (но 3.6)
0,5-2064.1 14.7
qb —---- - ------—(),5л%.
28790
5. Определяем теплоту воздуха (по 4.22):
Св=( 1,15 - 0,012) 3791 + (0,012 + 0) 602,2 = 4321 кДж/кг.
Полезное тепловыделение в гопке (по 4.21)
100- 1,0-0-0,53
О =28 790-------------—+4321 -0 + 0 = 32 958 кДж м .
100-1,0
58
Этому значению по табл. Н — У соответствует темпера гура
Л 32 958- 32 027,
$>2100+------------- (2200 - 2100)—2155' С.
33 707-32 0271 >
Дтя замкну i ой схемы сушки в соответствии с примером
4.9 S)a = 2132 С.
Таким образом, переход на разомкнутую схему сушки
соплива для кузнецкого угля марки СС с И” —6% повысил
адиабатную температуру горения на 23 С. Для более влажных
топлив это значение намного больше: например, для влажных
бурых углей 150 200 С.
Пример 4.11. Определит ь изменение адиабатной температу-
ры при введении рециркуляции газов в ядро горения в количест-
ве 5 20% с интервалом 5%. Топливо березовский бурый
уголь (приложение, табл. П1, топливо № 14), размол топлива -
в индивидуальной замкнутой схеме пылеприготовления с ме-
лющими вентиляторами, забор газов на рециркуляцию зге
воздухоподогревателем при 0 =130'С и избытке воздуха
аух=1,26.
При этом следует приняты температуру горячего воздуха
2501 С; отбор газов на сушку го.гб = 0,20; температуру газов
в отборе на сушку 400"С при асущ = ат; избыток воздухгт
в топке осг --1,20; присос в гонке Асхт = 0; то же в пылесистеме
AakI = 0,2; предварительный подогрев воздуха в калориферах
отсутствует, физической теплотой топлива пренебрегаем.
Решение. Поскольку система пылеприготовления замкнутая,
то газы, отбираемые на сушку топлива, также возвращаются
в топку.
1. Определяем теоретические объемы воздуха и составля-
ющих продуктов сгорания по табл. П1 приложения:
V ° - 4,28 м3/кг; PRO> = 0,82 м3/кг;
Г £, = 3,38 м3/кг; Г-0,82 м3/кг.
Теоретические энтальпии воздуха и газов Н ® определяем
в соответствии с (2.23) и (2.24).
2. Определяем располагаемую теплоту топлива (по 3.22).
В связи с отсутствием предварительного внешнего подогрева
воздуха и физической теплоты топлива
0 >£>};= 16 200 кДж/кг.
3. Определяем теплоту, вносимую в топку воздухом. Те-
оретические энтальпии воздухе! Н 2 при температурах
tf Е — 25(Г С и /х.п = 30° С по (2.23) соответственно равны: 1434,8
и 171,0 кДж/кг. Тогда по (4.22)
<2U = (1,20 — 0—0,20) 1434,8 + (0+0,20) 171,0=1469,0 кДж/кг.
59
Потери теплоты с химическим и механическим 'недожогом
в соответствии с табл. П8 приложения: #3=0; б/4 = 1,0%.
4. Определяем энтальпию газов в отборе на рециркуляцию
и сушку. В соответствии с (2.23) и (2.24) теоретические
энтальпии воздуха и продуктов сгорания при Зух = !ЗО°С:
Я ° = 741,0 кДж/кг; Я °=923,7 кДж/кг. При избытке воздуха
аух = 1,26 энтальпия продуктов сгорания по (2.25) (энталь-
пией золы пренебрегаем): Яготб = 923,7+ (1,26—1,0)-741,0 =
= 1116,4 кДж/кг.
Определяем энтальпию продуктов сгорания в отборе на
сушку при 0=400° С: Я° = 2319 кДж/кг; Я; = 2926 кДж/кг. При
избытке воздуха оссуш = 1,2О
Яг суш == 2926+(1,20 -1) 2319 = 3390 кДж/кг.
5. Определяем полезное тепловыделение в топке (по 4.29).
Так как топливо малозольное, потерями с теплотой шлаков
пренебрегаем (<?6 = 0). При грц = 5%
бт = 16 200100 ~0~1’0~° +1469 о_о +1116,4 0,05 + 3390 • 0,2 =
= 18347,2 +111-6,4 • 0,05 = 18 403 кДж/кг;
при грц=10%
QT= 18347,2+1116,4-0,1 = 18458 кДж/кг;
при грц = 15%
QT= 18347,2+1116,4• 0,15 = 18514 кДж/кг;
при rpu=20%
QT= 18347,2+ И 16,4• 0,20= 18 570 кДж/кг.
Для определения адиабатных температур горения, соответст-
вующих полученным тепловыделениям, необходимо построение
Я, 0-таблицы при температурах, близких к ожидаемым значе-
ниям 0а.
6. Находим избыток воздуха после смешения основного
потока с рециркуляцией газов и отбором на сушку (см.
пример 2.11):
«см = «т+(аРЦ - +(асУш - «т) ГОТ6 •
При грм = 5%
асм = 1,26+(1,26—1,20)0,05+0= 1,203;
при rpu = 10%
асм = 1,20+(1,26—1,20)0,10+0= 1,206;
при гри = 15%
асм = 1,20+(1,26—1,20)0,15+0= 1,209;
60
при ^Рц = 2р%
асм = 1,20+(1,26-1,20) 0,20+0 = 1,212.
7. Находим энтальпию продуктов сгорания при избытках
воздуха асм (см. пример 2.11):
Нг.см = [Я « +(асм -1) н °] / (1 + грц+готб).
Для этого по (2.23) и (2.24) находим и //® при температурах
1200, 1400 и 1600° С и значения Нс при асм. Результаты
сведены в табл. 4.6.
Таблица 4.6. Значения Ня и Нг
Температура, °C
Энтальпия, кДж/кг
1200 1400 1600
Н°в 7505 8886 10 284
Н? 9713 11 544 13 409
Нт при а =1,203 11 237 13 348 15 497
//, при а =1,203 с учетом готб=0,2 и г =5% 14 047 16 685 19 371
//, при а =1,206 11 259 13 375 15 528
Нг при а =1,206 с учетом гот6=0,2 и г = 10% 14 637 17 388 20 186
Hf при а= 1,209 11 282 13 401 15 558
Нт при а =1,209 с учетом г„тб=0,2 и г =15% 15 231 18 091 21 003
Нт при а= 1,212 11 304 13 428 15 589
Нг при а =1,212 с учетом готб = 0,2 и грц=20% 15 826 18 299 21 825
8. Определяем адиабатные температуры горения в соот-
ветствии с данными табл. 4.6:
при грц = 5%
Л 18403-16685
0а = 1400 +—----------
а 19371-16685
(1600-1400)= 1528° С.
По аналогии получаем:
при грц=10%
0а = 1476° С;
при гри = 15%
0а=1429° С;
при грц = 20%
3а = 1385° С.
Таким образом, увеличение рециркуляции на 1% снижает
адиабатную температуру горения в среднем на 9,5° С.
Пример 4.12. Определить температуру газов, покидающих
топочную камеру котла Ё-670-13,8 ГМ с tae = 545/545° С, паро-
производительностью 186,11 кг/с для энергоблока мощностью
61
200 МВт при сжигании природного газа (приложение, табл. П2,
топливо № 2).
Конструктивные данные топочной камеры принять по
примеру 4.1. Параметры пара и воды следующие:
Температура перегретого пара.................. 545/545° С
Температура питательной воды ................. 243° С
Давление свежего пара на выходе............... 13,7 МПа
Давление питательной воды .................... 16,19 МПа
Расход вторичного пара........................ 163,89 кг/с
Температура .пара на входе в
промперсгреватель............................. 328° С
Давление пара после промперегревателя.........2,40 МПа
Давление пара на входе в промперегреватель ... 2,70 МПа
Избыток воздуха за топкой ат=1,05, котел—газоплотный,
температура холодного воздуха 30 С, предварительный по-
догрев воздуха ‘ отсутствует. Принять рециркуляцию газов
в топку в количестве 6,8% (в воздушный короб на входе
в горелки), отбор газов рециркуляции—за экономайзером при
температуре 322' С и избытке воздуха 1,05. Температура
горячего воздуха 247 С, КПД котла т|к=94,34%.
Решение. В соответствии с табл. П4 приложения объем
трехатомных газов Ико = 1,00 м3/м3, теоретические объемы
водяных паров, азота и воздуха соответственно равны:
^н2о = 2,15 м3/м3; У£2 = 7,52 м3/м3; И° = 9,52 м3/м3.
Теоретический объем дымовых газов по (2.7)
У? = 1,00 + 7,52+2.15 = 10,67 м3/м3.
При избытке а=1,05 объемы дымовых газов и водяных паров
по (2.15 и. 2.14):
Г, = 10,67 + 1,0161 (1,05-1,0) 9,52 =11.15 м3/м3;
1 н2о = 2,15+0,0161 (1,05 -1,0) 9,52 = 2,16 м3/м3.
Объемные доли трехатомиых газов и водяных паров по (2.19)
и (2.20):
^ = 1,0/11,15 = 0,09;
^ = 2,16/11,15=0,194.
Суммарная объемная доля трехатомных газов и водяных паров
гп = 0,09 + 0,194 = 0,284.
Отношение Ср/Нр
составом топлива
Ср
—=0,12
Я”
определяем в соответствии с элементным
по табл. 2 приложения и п. 4.1.8:
198,9+10,3+10,1+^0,1
= 2,988.
62
1. Определяем располагаемую теплоту топлива. В связи
с отсутствием предварительного подогрева воздуха в кало-
риферах и отсутствием заметной физической теплоты топлива
Q р = Q н при 2 £ = 35 880 кДж/кг.
2. Определяем количество теплоты, воспринятой рабочей
средой в котле (по 3.3а):
2„.к = 186,11(3448,7-1053,1)4-163,89 (3561,7-3071,0)4-0=
= 526 266 кДж/с.
3. Полный расход топлива (по 3.7)
526 266 -100
35 880-94,34
15,55лт3/с.
4. Определяем адиабатную температуру горения. Полезное
тепловыделение в попке—по (4.21). Для ее нахождения по
табл. П4 приложения определяем теоретические энтальпии
горячего воздуха при t, ,п = 247 С. Она соответственно равна
3150 кДж/кг. При этом по (4.22) теплота, вносимая воздухом
в топку,
С?в = (1,05-0-0)31504-0 = 3307,5 кДж/м3.
При температуре рециркуляции газов 0 = 322 С по этой же
таблице находим теоретические энтальпии воздуха и газов:
Н ° = 4152,6 кДж/м3; Н? = 4868.2 кДж/м3.
При избытке воздуха в месте отбора аотб = 1,05 энтальпия
газов по (2.25)
//,.О1б = 4868.24-(1,05 - 1) 4152,6 = 5076 кДж/м3.
В соответствии с табл. П7 приложения <73 = 0,3%, ^4-=0; потери
с физической теплотой шлаков отсутствуют.
При полученных QB и Нт О1б определяем QT [см. (4.21)]:
Q, = 35880 l()(L°±__-° + 3307,5 - 0 4- 0.068 • 5076 = 39452 кДж/м3.
1.00-0 ' '
Для определения адиабатной температуры горения необ-
ходимо построение Н, 0-габлицы при температурах газов
близким к За. С учетом рециркуляции газов теоретические
энтальпии воздуха и газов принимаем при температурах 1800
и 2000° С по табл. П4 приложения. В связи с тем что
избыток воздуха в месте забора рециркуляции равен избытку
воздуха за топкой (асм = ат = 1,05), энтальпию газов при
а =1,05 находим по (2.25). В результате получаем следующие
значения:
63
Энтальпия, кДж/м3 Температура, 'С
1800 2000
Н° ........................ 25 987 29.178
Я® ...................... 31 635 35 609
Нт при а= 1,05 ............ 32 934 37 068
Энтальпия газов с учетом рециркуляции определяется по
(2.26):
при 9= 1800° С
Яг.р« = 35 174 кДж/м3;
при 9=2000° С
Яг.рц = 39 589 кДж/м3.
В соответствии со значениями Нг рц и QT находим
9а= 1800 +-----------(2000-1800) = 1994° С;
а 39 589-35 174 4 7
Та = 1994+273 = 2267 К.
5. Определяем среднюю суммарную теплоемкость продук-
тов сгорания по (4.26):
Принимаем температуру газов за топкой 9"=1265°С.
Аналогично строим Н, 9-таблицу при температурах газов
1200 и 1400е С с учетом рециркуляции газов г = 0,068:
Энтальпия, кДж/м3 Температура, ’С
1200 1400
Я® ... 16 701 19 770
я° ... 20 067 23 873
Нг при ос= 1,05 ... 20 902 24861,5
Нг при а= 1,05 и грц=0,068 ... ... 22 323 26 552
В соответствии с таблицей температуре газов 1265° С соот-
ветствует Нг = 23 697 кДж/м3.
Ус
Ср
39 452-23 697
1994-1265
21,61 кДж/(м3К).
Параметр температурного поля по (4.23) и табл. 4.3:
0,54 - 0,2-0,219 = 0,496,
где А"т = А"г = 0,219 — по данным примера 4.1.
6. Определяем средний коэффициент эффективности экранов
(по 4.18).
По данным примера 4.1 принимаем _
, [386,5 • 1,0 + (337,3—10,6) 1,0+133,9 2 -1,0 + 44.8 • 1,0)0,65 +
Фер
1398,9
64
+ 143,1 0,1 + 219,4 1,0 0,65 л о
---------------------------— = 0,538.
1265 + 273
1000
кг =
= 3,061 1/(МПа-м);
Коэффициент эффективности газового окна принят с учетом
коэффициента Р = 0,5 по рис. П2 приложения.
7. Определяем коэффициент излучения топочной среды:
произведение pns=0,103-0,284-6,2 =0,181 МПа м;
коэффициент кг по (4.14):
0,78 + 1,6-0,194
k 0,316^/0,181
коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами по (4.16):
К=0,3(2-1,05)0,6 '^ооо273-0’5) 2,988 = 1,67 1/(МПа ’м):
по (4.13) находим есв й ег:
Есв = 1 - е - <3’06 • °’284+1 ’б7) 0’103 ’6-2 = 0,802;
£, = 1—е-3*061 0.284-0,103-6.2 = 0,426;
коэффициент усреднения т для газа равен 0,1;
коэффициент излучения факела по (4.12)
сф = 0,1 -0,802+(1 -0,1)0,426 = 0,464.
Затем по (4-Ю) находим
0,464
е=----------'---------=0,616.
0,464+(1 - 0,464) 0,538
8. Определяем температуру газов на выходе из топки (по
4.28), число Больцмана Во по (4.25):
Во=0,9968 • 15,55 • 21,61 • 10*7(5,67 -0,538 • 1398,9 -22673)=0,67;
г;=22б7/[1 +0,496(0,616/0,67)°’6]= 1540 К;
$" = 1540-273 = 1267° С.
В соответствии с Н, 9-таблицей при этой температуре
Н" = 23 740 кДж/кг. При этом лучистое тепловосприятие топки
по (4.30)
дл=(39 452 - 23 740) - 0,9968 = 15 662 кДж/кг.
Пример 4.13. Определить изменение температуры газов на
выходе из топки при увеличении загрязнений экранов выше
расчетного на Дфэ = 0,1 для котла Е-500-13,8 производитель-
ностью 138,9 кг/с. .Топливо—отсевы газовых углей (приложе-
ние, табл. Ш, топливо № 2). Конструктивные данные по
топочной камере принять по примеру 4.5 (рис. 4.3).
4-2065
65
Параметры пара и воды следующие:
Температура перегретого пара ... 560 С
Давление пара та котлом .... 13,73 МПа
Температура питательной воды ... 230 С
Давление питательной воды .. 16,33 МПа
При проведении расчетов принять: избыток воздуха за
топкой 1,20; котел — газоплотный, мельницы среднеходные.
под наддувом; температура холодного воздуха 30 С; тем-
пература воздуха после калориферов 66 С; избыток воздуха
за ними 1,314; температура горячего воздуха 340 С; рецир-
куляция газов и их отбор на сушку отсутствую]': давление
в топке /д = 0,100 МПа; расчетный КПД принять 91,618%;
коэффициент сохранения теплоты ср = 0,9965; ш. такоудаление
твердое; температура поступающего топлива 20' С.
Решение. В соответствии с табл. ПЗ приложения объем
трехатомных газов %О2 = 0,91 м3/кг, теоретические объемы
водяных паров, азота и воздуха:
И°гО = 0,58 м3/кг; И°2 = 3,96 м3/кг;
К0 = 5,00 м3/кг.
Теоретический объем дымовых газов по (2.7)
К? = 0,91+ 3,96+0,58 = 5,45 м3/кг.
При избытке ат=1,20 объемы дымовых газов и водяных
паров по (2.15) и (2.14):
Гг = 5,45 + 1,0161 (1,20 - 1 ,0) 5.00 = 6,47 м ' к::
Гнл = 0,58 + 0,0161 (1.20 - 1,0) 5,00 = 0.60 м3 к г.
Объемные доли трехатомных газов и водяных паров по 02.191
и (2.20):
rRO, = 0,91/6,47 = 0,141:
'н2о= 0,60/6,47 = 0,093.
Суммарная объемная доля трехатомных газов и водяных паров
гп = 0,141+0.093 = 0,234.
Масса дымовых газов по (2.16)
28 5
Gr = 1----+ 1,306 -1,20- 5,00 = 8.55 кг/кг.
100
Ар = 28,5% по табл. Ш приложения. По табл. П7 приложения
аун = 0,95, при этом
28,5-0,95
цзл =-------= 0,0317 кг/кг.
г 100-8,55 '
66
Исходный вариант с расчетным загрязнением экранов
1. Определяем располагаемую теплоту и полный расход
топлива. По табл. ПЗ приложения в соответствии с тем-
пературами /,_Б, /д определяем теоретические энтальпии воздух а
Я х.в = 199,8 кДж/Ki и Н 2 = 439,7 кДж/кг.
По н. 3.1 теплота внешнего подогрева воздуха
Qv виш - 1,314 (439,7 - 199,8) - 315,2 кДж/кг.
Теплоемкость сухой массы топлива при 20' С по табл. П6
приложения с' = 0,988 кДж/(кг• С), а с влажностью И/р=11%;
е, = 4.1868 + 0,988 '= 1,34 кДж/(кг • С). При этом фи-
зическая теплота топлива (%, — 1,34 • 20 = 26,8 кДж/кг. По (3.2)
с учетом полученных (?в.впш и 6%, а также = 18 880 кДжчп
получаем Q р:
Q р = 18 880 4 315.2 + 26.8 = 19 222 кДж/кг.
Определяем количество теплоты, воспринятой рабочей сре-
д.,.п в котте чо (3.3а):
£„ к= i 38,9 (3488,4 —993,4) + 0+0 = 346 531 кДж/кг.
Определяем полный расход топлива по (3.7):
34b 531 • 100
'19 222,"-~9К61”8
= 19,68 кг 'с.
2. Определяем адиабатную температуру горения. Полечи» т-
тепловыделение в топке получаем [по (4.21)]. В соответствии
с темпера турой юрячего воздуха +.в~340 С по табл. ПЗ
приложения теоретическая энтальпия горячего воздуха //' .
= 2295,9 кДж/Ki.
Теплота, вносимая в топку с воздухом, по (4.22)
. QB = (1,20 - 0 -0) 2295,9 + 0 = 2755 кДж/кг.
В соответствии с табл. П7 приложения </3 = 0, i/4 = 2%, пун = 0,95.
По (3.6) определяем потери теплоты со шлаками:
0,05-560,2 -28.5 ,
а6 =---------------- П 042%.
19 222
При этом (еЗ)„ принято по табл. П5 приложения при
температуре 600 С.
При полученных значениях QB и тепловых потерь по (4. Ч )
100 — 0 2 — 0 042
Qr— 19 222 —----—-—+2755-315,2+0 = 21 654 кДж/кг.
V1 100-2 1
67
Для определения адиабатой температуры эрс-гия получаем
энтальпии при значениях темпера пр га» • е к (при
1800 и 2000 С):
Энтальпия, кДж кг Темпер:. А
2000 1 **•
Н(' 1 1 В 15 330 13 661
Н“ 18 410 16 3^’
н,, 680 646
И, при а = 1,20 .... 22 156 19 755
Так как Дпр>1.4, учитываем энтальпию золы.
В соответствии со значениями и О,
9"=1та)+э' .<1 !о-^1<2000~ 18о°> 1958 с-
22 1 эо — 19 /ээ
Та=2231 К.
3. Определяем среднюю теплоемкость продуктов .сгорания
по (4.26).
В исходном варианте принимаем температуру за тонкой
О? = 1100 С.
Аналогично п. 4 получаем энтальпии при температурах
газов 1000 и 1200 С:
Эшальпия, кДж ki Темпера । ура. С
(000 1200
Яа 7188 8769
Я? 8508 10 420
я,, э66 326
Н, при а= 1,20 .... 10 212 12 500
В соответствии с таблицей температуре газов 1100е С соот-
ветствует энтальпия газов Нг~11 356 кДж/кг, при этом
„ 21 654- 11 356 Л _
195Г-Т^^кДж/Осг-К).
4. Определяем средний коэффициент эффективности экранов
по (4.18).
По данным примера 4.5 и условным коэффициентам
загрязнения экранов
1170 0,45+120,4 0,427
Фер
1301,6
0,444.
Здесь: £,= 0,45 — по табл. 4.2; £,О|(Н —Е,., Р = 0,45-0,95 = 0,427.
5. Определяем коэффициент излучения топочной среды:
произведение ря &' = 0,1 • 0,234 • 7,05 = 0,165 МПа • м:
коэффициент А, =3,068 1/(МПа-м) [см, (4.14)];
68
коэффициент ослабления лучей эоловыми частицами
А,., = 73.3 1/(МПа -м):
коэффициент ослабления лучей топочной средой по (4.17):
в coo i вето вии с п. 4.1.6
Ак..ке = Ю,0; И! =0,5; х2=0,1;
А = 3,068 • 0,234 4- 71,3 • 0,0317 + 10,0 • 0,5 -0,1= 3,48 1/(МПа • м);
коэффициент излучения факела: вф= 1 —е'3'48 0 1' ’°5 =0,914;
по (4.10) находим £,=0,960.
Для топки (рис. 4.3) параметр температурного поля XT = yt =
= 0.22:
Л/- 0.59 -0,5-0,22-0,48.
Число Больцмана по (4.25): Во = 0,622.
6. Температура газов на выходе из топки по (4.28):
Г','= 2231 [1 +0.48(0,960 0.622)0 6]= 1374 К;
а; = 1374-273 = 1101 С.
В соответствии с п. 3 при этой температуре Н" =
= 11 367 кДж ki. при этом лучистое тепловосприятие топки
по (4.30)
Q..,=(21 654-11 367)0,996=10 251 кДж/кг.
Вариант с увеличением за1рязнепии экранов
В этом варианте связи с меньшей эффективностью экранов температура
газов за топкой должна бын> выше. Принимаем 9" = 1170 С. При этой
темперапре в соотвсюгвии с табл. П6 //,= 12 157 кДж,кг. Средняя суммарная
теплоемкое и» продуктов ci орания в >гом случае по (4.26) равна
21 654 12 157
195S I 170 "
12,05 кДж (кг К).
ере шин ко |ффиш1сн 1 1ффсктивнос1 и экранов по (4.18) при
у, - О 45 0,1-0.35 и 2оКИ= 0.35 • 0,94 = 0,329 составляет
1170 0.35 + 120.4 -0.329
ы -----------------------= 0,345.
" 1301.6
Определяем коэффициент излучения топочной среды к, при 9" =1170 С:
рпл = 0,165 МПа м;
А, =2.907 I (МПа м);
А, , = 68.94 1,(МПам);
А = 2,97 0.234 - 68.04 0,0317 + 10,0 • 0,5 0,1 = 3,366 I /(МПа • м).
69
В соответствии с новым значением к определяем коэффициент излучения-факела:
1-е
-3,366-0,1 -7,05
0,907.
Находим по (4.10) ет=0,966.
При новых значениях фср и ет число Во = 0,802.
Температура газов на выходе из топки:
Т” = 2231 / [1 + 0,48 (О,966/О,8О2)0’6] = 1452 К:
8?= 1452-273= 1179' С;
Сл = (21 654-12 260)0,996=9361 кДж/кг.
Таким образом, увеличение загрязнения экранов на А£=0,1 привело к повыше-
нию температуры газов за топочной камерой на 78е С и уменьшению- ее
тепловосприятия на 877 кДж/кг, или на 8,7%.
ЗАДАЧИ
Задача 4.5. Решить такую же задачу, как в примере 4.10 при сжигании
промпродукта карагандинского угля (приложение, табл. П1, топливо № 8).
Сопоставить значения температур адиабатного горения. При решении задачи
при построении Н, 3-таблицы к значению энтальпии Нг добавить
Задача 4.6. Определить адиабатные температуры горения при сжигании
печорского угля (приложение, табл. П1, топливо № 11) с рециркуляцией 5Ь
10, 15 и 20%. Избыток воздуха за топкой и в месте отбора на рециркуляцию
аг = 1,20; температура газов рециркуляции 360 ' С; температура горячего воздуха
300° С; температура предварительного подогрева воздуха 50е С; избыток
воздуха на входе в котел Р’= 1,31; топливо сжигается с твердым шлакоудале-
нием при пун=0,95; </3 = (),(); г/4= 1,0%; размол в среднеходных мельницах
под разряжением с присосом в системе пылеприготовления Аапл=0,04;
температура топлива /Т=2(Г С. При решении задачи учесть энтальпию золы.
Задача 4.7. Определить по приближенной зависимости как изменится
адиабатная температура горения Эа при повышении температуры горячего
воздуха на 50 С (начальная температура'горячего воздуха 250 ’ С). Результат
сопоставить с примером 4.10. Условия принять по задаче 4.5.
Задача 4.8. При сжигании мазута в топочных камерах с однофронтальным
или встречным расположением горелок в ряде случаев относительное положение
максимума температур пламени не совпадает с относительным расположением
горелок. Определить влияние положения максимума температур на температуру
газов за топкой, приняв АУ=0,05; 0,10; 0,15. Принять конструктивные данные
по примеру 4.1, параметры и расходы газа—по примеру 4.13. Топливо—
сернистый мазут (приложение, табл. П1, топливо № 19); температура пред-
варительного подогрева воздуха 70е С, холодного воздуха 30° С; избыток
воздуха перед калорифером Р'=1,18, температура мазута 120" С; избыток
воздуха в продуктах сгорания за топкой 1,03; потери принять: ^3 = 0,3%;
<?4=0; tr.в =300° С; КПД котла 94%; давление в топке рт= 0,103 МПа; тепловые
напряжения объема топки «?г<407 кВт/м3; коэффициент сохранения теплоты
9 = 0,9968.
70
Задача 4.9, Определить для данных примера 4.13, как изменяется повер-
хность стен FCT и высота топки Нт при увеличении температуры газов на
выходе из топки на 50° С. Указание—при решении задачи пренебречь
изменениями а; Хг; е„ фср н Исср.
Задача 4.10. Определить температуру газов за топкой при' сжигании
природного газа непосредственно после мазута без очистки экранов. Исходные
данные принять по примеру 4.13. Сопоставить результаты с решением данного
примера.
Задача 4.11. Насколько изменится температура газов за топкой при
сжигании природного газа в котле Е-500-140 производительностью 138,89 кг/с
после сжигания отсевов газовых углей (по примеру 4.13). Принять конст-
руктивные данные и параметры пара и воды по примеру 4.13; данные по
топливу (приложение, табл. П2, топливо № 8). Принять, что предварительный
подогрев воздуха и рециркуляция газов отсутствуют, темнература горячего
воздуха 250е С, КПД котла 94,2%, потери теплоты </3 = 0,3%, <74=0, физической
теплотой топлива пренебречь, избыток воздуха за топкой at= 1,05, топка—
газоплотная, рт=0,103 МПа.
Задача 4.12. Определить -температуру газов, покидающих топочную камеру
котла Е-670-13,8 ГМ, /пс= 545^545° С, паропроизводительностью 186,11 кг/с для
энергоблока мощностью 200 МВт при сжигании высокбсернистого мазута
(приложение, табл. П1, топливо № 20).
Конструктивные данные и параметры пара — по примеру 4.13. При
выполнении расчета принять следующее: избыток воздуха за топкой ат= 1,03;
температура холодного воздуха 30° С, подогретого воздуха в калориферах
70° С; избыток воздуха за калориферами Р'=1,18; температура горячего
воздуха 260° С; рециркуляция газов в нижнюю часть топки 6,8%; температура
газов рециркуляции 340° С; отбор газов рециркуляции за экономайзером при
а=1,03; котел—газоплотный; наддув в топке 0,103 МПа, потери теплоты
с химическим и механическим недожогом принять: ^3 = 0,3%, ^4 = 0,0; тем-
пература подогрева мазута 125° С; КПД котла 93,97%; принять ли=0,35.
4.3. СПОСОБЫ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛООБМЕНА
В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ И СНИЖЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ
ГАЗОВ НА ВЫХОДЕ
Основные положения. Геометрические размеры топочной
камеры выбираются из условия выгорания топлива до рекомен-
дуемых значений механического недожога </4 и охлаждения
продуктов сгорания до температуры на выходе из топки 3".
Минимальный объем топки К“ин, обеспечивающий выгора-
ние топлива до заданного уровня, равен
ОРВ
Гмин = ^н р (4.31)
где —допустимое теплонапряжение объема топки, кВт/м3;
его значение находится из выражения
71
273 .
Здесь тгор—физическое время горения частиц топлива, , с;
Т—средняя температура продуктов сгорания в топке, К;'р"—
удельный приведенный объем газов, образующийся на единицу,
тепловыделения в топке, м3/МДж.
Однако объем топки, рассчитанный по (4.31), не гарантирует
охлаждение продуктов сгорания до температуры 9". Для
обеспечения этой температуры необходимо, чтобы теплонап-
ряжение объема топки удовлетворяло условию
охл
ч V
Q„
(4.32)
где q„—средняя интенсивность теплового потока в топке,
кВт/м2; FnT—площадь лучевоспринимающих экранов топки,
м2.
В обычной призматической топке с ростом ее мощности
уменьшается коэффициент формы топки (F^V^), что приводит,
как это видно из (4.32), к снижению Поэтому в паровых
котлах большой мощности теплонапряжение объема получается
значительно меньше допустимого по условию горения (</™р).
Создать топочные устройства с qv, близкими к q™p, можно,-
если предусмотреть мероприятия по повышению интенсивности
лучистого теплообмена в объеме топки. Для этой цели
применяют установку в объеме топки двусветных экранов
или низкоопущенных ширм. Другой путь — снижение высоких
значений температур газов за счет рециркуляции продуктов
сгорания в верхнюю часть топки. При этом место ввода
рециркуляции выбирается так, чтобы в части топки • до
рециркуляции обеспечилось выгорание топлива, а объем рецир-
кулируемых газов должен быть достаточным для снижения
9" до заданного значения. Как в первом, так и во втором
случае удается выполнить топку с объемом, близким к ми-
нимальному, необходимому для выгорания топлива, и снизить
металлоемкость котла.
ПРИМЕРЫ
Пример 4.14. Определить коэффициент формы топки для
топок с одинаковыми объемами Кт и площадями поперечного
сечения /т, у которых:
а) ат /Ьт = 4; б) «т /Ьх = 2; в) ах]Ьх = 1.
За основу принять реальный профиль котла по рис. 4.3
с сохранением сечения fT—al bx — 111,3 м3, размера скатов
72
холодной воронки, высоты выходного окна. Прпнять*
Г'1=2550 м3; фср = 0,444; угловой коэффициент экранов х=0,96.-
Определить температуру газов на .выходе из топки для
каждого из этих вариантов при сжигании отсевов газовых
углей (приложение, табл. П1, топливо № 4).
При проведении расчетов принять: М = 0,48: е=0,960;
Эа = 2013° С; а, = 1,2; Вр = 19,677 кг/с; <р = 0,9965.
Решение. 1. Определение коэффициентов формы топки.
При отношении сторон площадь сечения топки
при заданном отношении сторон равна ./, 4/?,/>,=4/?/, откуда
Л, = ч/|11 ,3/4 = 5,275 м;
йт=4-5,275 = 21,1 м.
Для этого случая согласно рис. 4.3 основные размеры топочной
камеры примут следующие значения: ширина 21100 мм, глу-
бина 5275 мм, высота холодной воронки 3240 мм, высота
ширмового окна 7250 мм, высота от начала выступа до ширм
4900 мм.
1.1. Определяем объем топки. Объем холодной воронки
А Кх.в = /6х ат, где 7/,х — площадь боковой стены холодной
воронки, которая считается до середины холодной воронки.
При этом половина высоты холодной воронки 1,62 м, ширина
в средней части холодной воронки 2.64 м. При этих размерах
получаем площадь боковой степы F6x = (5,275 + 2,64) -0,5 1,62
= 6,41 м2. Объем холодной воронки А1’хв = 6,41 -21,1 = 135,4 м3.
Объем верхней части топки в районе ширм AlzB = F6.B«r.
В соответствии с рис. 4.3 при уменьшении ширины топки
с 8,64 до 5,275 м глубина газового объема от фронтовой
степы до ширм уменьшается с 5,6 до 2,235 м. При сохранении
высоты ширм получаем F6„ = 2,235 • 7,25= 16,20 м . Объем верх-
ней части топки AIZB = 16,20 • 21,1 = 341,8 м3.
Объем в районе аэродинамического выступа (пережима) под
ширмами. Площадь боковой стены этого объема состоит из
двух трапеций (аналогично приведенным выше выводам): F6h =
= (4,335 + 2,275) • 0,5 • 2,815 + (2,275 + 5,275) 0,5 • 2,085 = 7,9 м2.
Объем Топки в районе пережима АИП = 7,9-21,1 = 166,7 м2.
- Объем призматической части топки Fnp = I т — A l7K в — А—
- А Гп = 2550 - 135,3 - 341,8 - 166,7 = 1906 м3.
Высота призматической части топки
- йпр = 1906/(5,275-21,1)= 17,1 м.
Общая высота топки. hT = 0,5 /г х в + hB+ha + Лпр =1,62 + 7,25 +
+ (2.815 + 2,085) + 17,1 = 30,6 м.
1.2. Определяем размеры поверхности стен:
фронтовой стены /фр = 31,34 - 21,1 = 661,3 м2;
задней стены F3=26,33 -21,1= 555,6 м2;
73
боковой стены F6 = 30,51 + 5,275 17,1 = 120,7 м2;
выходного газового окна FOKH = (7,25+2,1) • 21, 1 = 197,3 м2;
расчетное горизонтальное сечение холодной воронки (нс
середине высоты холодной воронки) FXB = 2,64-21,1 = 55,7 м2;
суммарная поверхность стен FCT = 661,3+ 555,6+120,7 х
х2+197,3+ 55,7= 1711,3 м2.
1.3. Коэффициент формы топки
Гл.т/Кт = 1642,8/2550=0,644,
где лучевоспринимающая поверхность экранов
' X:i=FCTx=1711,3 0,96=1642,8 м2.
Для других вариантов >. отношений расчет сведен
в табд. 4.7.
Таблица 4.7
Величина' Отношение сторон топки
и^1Ь^—2 Г,0
Ширина топки,’ м 14,92 10,55
Глубина топки, м 7,46 10,55
Поверхность боковой стены в холодной во- ронке, м2 12,9 25,90
Объем холодной воронки, м3 192,1 273,3
Поверхность боковой стены верхней части топки (до пережима), м2 » Объем верхней части топки (до пережима), м3 32,05 54,45
478,1 574,4
Поверхность боковои летены топки в зоне пере- жима, м2 ) 27,88 43,02
Объем топки в зоне пережима, м3 216,0 453,9
Высота призматической части топки, м 14,95 . 11,22
Общая высота топки, м 29,31 26,5
Суммарная поверхность стен топки, м2 1396 '1170,5
Лучевоспринимающая поверхность экранов топки, м2 Л 340 1123,7
Коэффициент формы топки Fn.T/FT 0,525 0,441
Таким рбразом, с уменьшением отношения сторон топки
с 4 до 1, т. е. приближением формы Течения топки к квадратной,
коэффициент формы топки уменьшается.
2. Определение температуры газов за /топкой.
2.1. При отношении сторон a^fb^—4 в соответствии с дан-
ными (приложение, табд. ПЗ, топливо № 2) определяем эн-
тальпии газов Нг, кДж/кг, при а =1,20 по (2.25):
.Температура, °C ............. 800 1000
Нт при а=1,20 ............... 7779 9946
1200 -1400 2000 2200
12174 14452 21476 24115
74
Определяем энтальпию газов при адиабатной температуре
Эа = 2013° С:
6-,^21476+2^2^6 (2013 - 2000) = 21 648 кДж/кг.
Определяем среднюю теплоемкость продуктов сгорания. При-
нимаем температуру газов за топкой 1000° С. Тогда по (4.26)
Fc =21 648~"46 = 11,55 кДж/(кГ-К).
ср 2013-1000 7
Число Больцмана по (4.25)
Во = 0?9965 19,677 -11,55 1017(5,7 • 0,444 • 1711,3 • 22863)=0,438.
Температура газов на’ выходе из топки по (4.28):
77 = 2286/ [1+0,48(0,960/0,438)°’6]= 1292 К;
= 1'292-273 = 1019° С.
Значение Ксср можно не уточнять, так как расхождение
составляет менее 50° С.
2.2, Для других вариантов отношений ят/\ расчет сведен
в табл. 4.8.
Таблица 4.8
Величина Отношение сторон
вт/6ж=2
Энтальпия газов при температуре Эя=2013° С, кДж/кг 21648 21648
Температура газов на выходе из топки (принимается предварительно), °C 1090 • ИЗО
Энтальпия газов на выходе из топки, кДж/кг 10949 11394
Средняя . теплоемкость продуктов сгорания, кДж/(кг • К) 11,59 11,61
Чидло Больцмана 0,538 0,643
Расчетная температура газов на выходе из топки, °C 1088 1147
Таким образом, при уменьшении коэффициента * формы
топки Fn,T/VT с 0,644 до 0,441 при сохранений излучательной
способности топочной среды 8Т температура продуктов сгора-
ния повышается с 1019 до 1147° С.
Пример 4.15. В паровом котле энергоблока 800 МВт сжига-
ется березовский бурый уголь (приложение, табл. Ш, топливо
№ 14). Основные размеры топочной камеры согласно рис. 4.4:
Ft = 34760m3; Fct = 7092m2; йт = 61,9 м; \ = 18,0м; ат = 31,96м.
Как изменится температура газов за топкой 3" при
установке двусветного экрана по всей высоте топочной камеры?
75
chi эффективное! н экранов фср
। оплоты <р = 0,998.
Решение. I. Определяем
Рис. 4.4. Габаритные размеры топоч-
н<М! камеры котта Пп-2650-25.0 Б
При проведении расчеши
принять: /ф 126.6 кг с: избы-
ток воздуха за гонкой 7 = 1,20:
;1 дпаорл ну ю i емпера < у ру горе-
ния 1850 С: рспнпкуляция га-
зов отсутствует: параметр рас-
пределения темпера др по вы-
соте гонки Л/=0,486: коэффи-
циент излучения юпочной ка-
меры в исходном варианте
= 0.960: средний коэффици-
0,446: коэффиннен 1 сохранения
температуру газов за топкой
в исходном варианте.
1.1. Средняя теплоемкость продуктов сгорания в топке.
Из приложения (табл. ПЗ) находим энтальпии газов Ht,
кДж/кг. при 7=1,20 для ожидаемых температур в топке:
3,, С ............... 1000 1200 1400 1600 1800 2000
И, при nt = 1.20 .... 9154 11214 13321 15466 17641 19837
Энтальпия продуктов сгорания (при адиабатной температуре
Эа= 1850 С) На - 18 190 кДж,кг. Принимаем температуру газов
за топкой 1080 С, при этой темпера гуре подучаем
//'>9978 кДж/кг. тогда
18 190 -9978
Iх е =------------= 10.665 кДж (кг • К1
р 1850 -1080
1.2. Температура газов на выходе из н1-- в исходном
варианте. Чш го Больцмана
Во = 0.998 • 126.6 • 10.665 • 101 7(5. ’> 0.446 7092 - 2123 3) = 0.781.
При пом значении Во получаем
Г :2123 / [1,4- -0,486 (0,‘9.<»/0,781 )0’6 ] = ! 370 К;
9; = 1370- 273 = 1097 С и Н= 10 135 кДж/кг.
2. Определяем температуру газов за тонкой в варианте
с установкой двусветного экрана.
2.1. Поверхность стен топки увеличивается на поверхность
двусветного экрана:
> = [18,0 56,0 + (18,0 + 9.0) • 0,5 5,9) | • 2 = 2175 м2;
V £ст= 7092 + 2175,0 = 9262 м2
2.2. Эффективная толщина излучающею слоя топки
Л. = 3,6 34 760/9267 = 13,5 м.
2.3. Средний коэффициент эффективности стен
К -» = Ф, - 0,05 = 0,45 - 0,05 = 0.40:
, 0,446 -7092 +-0,40-2175
ф _---------------------= 0,435.
г 9267
2.4. Коэффициент излучения топочной камеры. В соответ-
ствии с 4.1 при температуре газов за топкой 1000 С 0,942.
2.5. Средняя теплоемкость продуктов сгорания. Принимаем
.9" = 1000 С, при этом Н'' = 9154 кДж /кг,
18 190 — 9 ] 54
' Vc=-------------= 10,63 кДж/(кг • К).
ср 1850—1000 '
2.6. Температура газов за топкой при наличии двусветного
экрана. Число Больцмана Во—0,611;
Т'/ = 2123/ [1 + 0,486 (0,942/0,611 )°-6 ] = 1302 К;
9> 1302-273= 1029 С и Я >9419,5 кДж/кг.
Таким образом, установка в топочной камере одного
двусветного экрана снизила температуру продуктов сгорания
тепловосприятие возросло
а ее
за топкой на 68 С,
21 648-9419,5
в ----------—=1,06 раза.
21 648-10 135 и
Пример 4.16. Какой должна
сгорания в сечении топки до
быть температура продуктов
места ввода рециркуляции
в верхнюю ее часть, чтобы при г = 0,2 обеспечить на выходе
из топки заданную температуру 9"?
При расчетах принять: топливо—промежуточный продукт
газовых углей Донецкого бассейна, расчетную температуру
продуктов сгорания на середине выходного газового окна
1100° С, избыток воздуха на выходе из топки до ввода
рециркуляции ат = 1,20, продукты сгорания отбираются на
рециркуляции за экономайзером при избытке воздуха аотб = 1,20
и температуре 9PH = 400J С.
Для решения задачи принять энтальпии газов Нг, кДж/кг,
при температурах, близких к 9" и 9рц:
1000 Я, 1200 С: 1400 400
//, при а= 1,20 и отсутствии рециркуляции .. .. 8855 10472 12434 3174
Н, при а = 1,20 и рециркуляции г = 0,20 .. 10 266 12 566 14920 -
Решение. 1. Определим энтальпию продуктов сгорания до
смешения с газами рециркуляции. По закону смешения
Н г.рц — Н г.см-
77
Из этой зависимости получаем
Н^Н^-гН,^.
Используя табличные значения энтальпий при 1 ИЮ С и
ост== 1,20 с учетом рециркуляции 0,2 Нг см = 0,5 (10 266+ 1 2 566) =
= 11 416 кДж/кг, энтальпия газов рециркуляции
==3174 кДж/кг. По полученным значениям /7,.см и //г.р|1 на-
ходим энтальпию продуктов сгорания до смешения:
Яг = 11 416 - 0,20 • 3174 = 10 781 кДж/кг.
2. Определяем температуру продуктов сгорания до смешения
с газами рециркуляции:
10781 -10472
0, = 1200+---------(1400-1200)== 1231 С.
12 434 10472
Таким образом, ввод газов рециркуляции в количестве 20%
позволяет снизить общую температуру газов на 131 С. Следует,
однако, добавить, что конструктивно выполнить полное смеше-
ние продуктов сгорания сложно и поэтому газы рециркуляции
вводятся перед выходным сечением у нижнего обреза ширм.
При этом несколько ухудшится эффективность работы экранов
верхней части топки и в связи с этим реальное изменение
температуры продуктов сгорания будет несколько меньше.
Пример 4.17. Насколько можно уменьшить высоту и объем
топки, если в верхнюю ее часть ввести рециркуляцию газов
г = 0,15 при температуре газов в отборе = 380‘ С и избытке
воздуха аотб = 1,20. Для расчета принять гопку паропог о котла
Е-500-13,8 (Р= 138,9 кг/с, /Г!С — 560 С)* при сжигании отсевов
газовых углей (приложение, табл. П1, топливо № 2), которая
имеет следующие характеристики: плошать степ +сл = 1301.6 м2:
коэффициент сохранения теплоты гр = 0,9965; средняя тепловая
эффективность экранов фср = 0.444; коэффициент излучения
топки с, =0,960; параметр распределения температур по высоте
топки Л/=0,48; расход топлива 19,677 кг/с; адиабатная темпера-
тура горения (при избытке э, = 1,20) = 1958 С; температура
газов за топкой Э" = 1102е С при средней теплоемкости продук-
тов сгорания Исср = 11.604 кДж/(кг-К); объем топки Jzr = 2550 м3
при глубине топки /эт = 8,64 м и ширине по фронту ат= 16,08 м.
Решение. Используя данные табл. ПЗ для данного топлива, по-
лучаем следующие исходные значения энтальпий газов //, . кДж/кг:
+ с /7Г при а= 1.20 .. 200 400 1000 1200 1400 1600 1800 2000
и г=0 .. 1796 3690 9946 12 174 14452 16 7(>5 19 109 21 426
То же при а =1,20 и г=0,15 11437 14000 16619
78
1. Определяем темпера iypy изов за гоночной камерой
в исходном варианте. Число Больцмана Во = 0.9965 • 19,677 х
х 11,604 • 10'1, (5.7 • 0,444 • 1301,6 • 223131 - 0.622; температура га-
зов на выходе из гонки
7'7 - 2231/(1 р 0,48 (0.960.0.622)" 6 J - 1375 К (1102 С).
2. Определяем энтальпию продуктов сгорания за топкой при
д, -1,2 и рециркуляции газов 0,15 при сохранении 1I02C:
14000- 1 I 437
Нг см = 11 437+-----------(1102-1000) - 12 744 кДж/кг.
1200-1000 '
3. Определяем энтальпию газов рециркуляции:
?O7V— 1 /
//;. рц —" 1796 + -- - ----- (380 - 200) = 3501 кДж/кг.
4. Определяем энтальпию продуктов сгорания до смешения
с потоком рециркулируемых газов:
//.=//,.см - гН, рц = 12 744 -0,15 • 3501 = 12 219 кДж кг.
При а—1,20 значению Н, соогвегст вуст температура продуктов
сгорания за топкой
12 219 — 12174
37 = 1200 +---------- {1400 -1200) - 1204 С.
1 ! Л '1 . _ 1 Э 1 7.4 7
14452 - 12 174
5. Определяем необходимую поверхность стен топки для
обеспечения температуры 37 = 1204 С. Предварительно нахо-
дим полезное тепловыдетемне в гонке Q,. соответствующее
адиабатной температуре горения За~-1958 С и а, = 1,2:
! 09 л 2 L+ln 1 ъ (1958 - I М)0) - 20 979 кДж/кг.
2000-1x00
Лучистое тепловоснрия»не экранов топки
СЛ. - (Q. - Н7) <Р = (20 979 -12 219) 0,9965 = 8729 кДж/кг.
По (4.29)
Fcr = 19.677 8729 [5.7 • 1011 • 0,960 • 0,444 • 0,48 (1204 + 273) х
Проверяем полученные значения:
Во = 0.9965 19,677 • 11,604 • 1 О’1 /(5,7 • 0,444 - 936 2231 ’)=0,865;
Т= 2231 / [1 + 0.48 (O.96O/O.865)0-6 ] = 1477 К;
37 ^-1477-273=1204: С.
79
6. Определяем изменение высоты и объема гонки:
4f ДГСТ 1301,6-936
Длт — —-------=-------------
2(от + £т) 2(16,08 + 8,64)
= 7,1 м.
Изменение объема топки ДГт=атЬтДЛт= 16,08 • 8,64 -7,1 =986 м3.
ЗАДАЧИ
Задача 4.13. Определить, как изменяется- коэффициент формы топки
Fn J с увеличением мощности паровых котлов. В качестве примеров
принять топочные камеры котлов для сжигания мазута и газа ПО «Красный
котельщик» Е-500-13,8 ГМ (Р= 138,9 кг/с, гне=560° С), Е-670-13,8 ГМ
(Р= 186,1 кг/с, fne= 545/545° С), Пп-1000-25 ГМ (Р= 277,8 кг/с, tne = 545/545° С).
При решении задачи принять следующие исходные данные:' для котла Е-
500-13,8 ГМ—конфигурацию топки по рис. 4.5, для котла Е-670-13,8 ГМ Ио
рис. 4.1, для котла Пп-1000-25 ГМ по рис. 4.6.
Задача 4Л4. Как изменится поверхность стен призматической топочной
камеры при установке в ней шести низкоопущенных ширм высотой 15,0
и шириной 2,0 м из труб 032 мм, шагом 45 мм? В исходном варианте
^25900
17900
20*М*800
^428
7680к 18520
S'1 №65
Рис. 4.6. Схема топочной камеры кот-
ла Пп-1000-25,0 ГМ с ширмами на
выходе из гопки
Гис. 4.5. Топочная каМера котла
Е-500-13,8 ГМ
80
топка имеет* объем 2750 м3, лучевоспринимающую поверхность экранов
F = 1388 м2. Как изменится отношение 1 (V 2
Задача 4.15. Как изменится высота топки по сравнению с примером
4.16, если в ней по всей высоте установить один (вариант 1) и два (вариант
2) двусветных экрана при условии сохранения температуры продуктов сгорания
за топкой, равной 3" = 1097° С? Основные данные для расчета принять по
примеру 4.16. Как увеличится при этом коэффициент формы топки?
Задача 4.16. Как изменится температура продуктов сгорания за топкой
при верхнем вводе рециркуляции газов? Топливо—кузнецкий уголь СС
(приложение, табл. П1, топливо № 6), исходная температура газов за топкой
0''= 1200 С, избыток воздуха за топкой ат=1,20, газы отбираются при том
же избытке воздуха и температуре 350е С. Получить снижение температуры
газов при рециркуляции 5; 10 и 15% и вывести примерную зависимость
снижения температуры на 1% рециркуляции.
Задача 4.17. Температурное поле сечения выходного окна топки имеет
Значительную неравномерность. Условно можно выделить шесть зон по ширине
фронта топки с температурами в каждой соответственно 1150, 1200, 1250, 1250,
1200, 1150° С при равномерном распределении массы газов по зонам. Какие
доли рециркуляции надо ввести в каждую зону для выравнивания температур
газов на уровне 1150'’С? Принять топливо—нерюнгринский уголь СС
(приложение, табл. П1, топливо № 16), избыток воздуха за топкой и в месте^
отбора аот6=ат= 1.20, температура газов рециркуляции 400' С. Определить
усредненную долю рециркуляции продуктов сгорания в верхнюю часть топки.
Задача 4.18. Получить габаритные размеры топки при разных вариантах
конструкции и использовании рециркуляции газов при сохранении температуры
продуктов сгорания за топкой 1088" С. Расчетные варианты: 1) в топке
только настенные экраны;- 2) в топке настенные экраны и один двусветный
экран по всей высоте; 3) в топке настенные экраны и рециркуляция газов
в верхнюю часть в количестве 10%. Конструкцию топки принять по примеру
4.15 по варианту с отношением сторон ат/Ьг=2, данные для расчетов принять
по этому же примеру, принять отбор газов на рециркуляцию при аотб= 1,20
и температуре 400‘ С.
Задача 4.19. Для котла паропроизводительностью 138,9 кг/с определить
превышение необходимого объема топки над минимально необходимым по
условиям выгорания при выполнении экранов настенными (вариант 1)
и выполнении экранов настенными с одним двусветным экраном по всей высоте
топки (вариант 2). Условия задачи принять по примеру 4.14, ширина топки
16,08 м, глубина 8,64 м, поверхность боковой стены 198 м2, FCT= 1301,6 м2.
Допустимое тепловое напряжение топочного объема qv= 162,8 МВт/м2.
4.4. РАСЧЕТ ТЕПЛОВОСПРИЯТИЯ РАДИАЦИОННЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ В ТОПКЕ
Теплота, воспринятая радиационными поверхностями на-
грева в топке, определяется лиоо на основе позонного расчета
топки, либо теплового расчета топочной камеры в целом.
81
При использовании результатов позонного расчета для
определения тепловосприятия радиационной поверхности (2Р„,
кДж/кг, используется формула
CP.n = ^.P.n/V (4.33)
Если радиационная поверхность нагрева располагается не
в одной, а в нескольких зонах, то (4.33) принимает вид
(4.34)
где индексы ' и " и др. относятся к зонам, в которых
находится радиационная поверхность.
Удельный воспринятый тепловой поток </л, кВт/м2, опре-
деляется для зоны с учетом коэффициента тепловой эффек-
тивности радиационной поверхности в зоне ф, коэффициента
излучения газовой среды в зоне е и средней температуры
газов в зоне Гср, К, по формуле
= (4.35)
Если известно тепловосприятие зоны Q3, кДж/кт , то тепловос-
приятие отдельной радиационной поверхности нагрева в пре-
делах зоны можно найти из выражения
еР.п=езплЖп/1/'1', (4.зб)
где rjCT—коэффициент распределения тепловосприятия между
стенами топки по ее периметру; принимается при однофрон-
товом размещении горелок для задней стены топки Т1С1.3=1,1,
для фронтовой 'Пст.ф.=0,9; для боковых стен и в других
случаях размещения горелок цст = 1,0.
При использовании данных общего теплового расчета топки
в целом известными тепловыми характеристиками являются
средний воспринятый тепловой поток qn, кВт/м2, и удельное
тепловосприятие экранов топки <?л, кДж/кг топлива.
Тогда для интересующей нас радиационной поверхности
нагрева ее удельное тепловосприятие можно получить из
выражения
6Р.П Qn "Пв”ПстФР.П'^*Р.п/ФсР^;СТ^ (4.37)
где ц „—коэффициент неравномерности тепловосприятия
по высоте топки (рис. ПЗ); Д.г поверхность стен топки
в целом, м2.
При выполнении расчета для всех отдельных радиационных
поверхностей топки должно соблюдаться условие
ЕеР.п=е1.
82
ПРИМЕРЫ
Пример 4.18. В топке котла Е-500-13,8 ГМ (р = 13,8 МПа,
/пп = 560° С) имеется радиационный пароперегреватель (РПП),
выполненный из шести горизонтальных U-образных панелей
(по одной на боковых стенах при = 7,68 м и по две на
фронтовой и задней стенах при «т —13,52 м), расположенных
сверху испарительных вертикальных экранов. Панели имеют
по 30 труб 036x5мм и с шагом 5=40 мм (ширина ленты
1160 мм). Интенсивность ’ теплового потока в этой зоне
qn— 157,6 кВт/м2. Нижняя отметка расположения панелей от
пода топки 11,5 м.
Определить, насколько увеличится тепловосприятие ради-
ационного пароперегревателя, если его сместить вниз на 4,0 м
в зону с тепловым потоком q'n = 235,7 кВт/м2. Вр = 9,25 кг/с.
Решение. 1. Определяем лучистую поверхность радиацион-
ного пароперегревателя:
ГЛ.Р.П = 1,160-2-7,68 0,98 + 1,160-2-13,52-0,98-2 = 96,4 м2.
2. Определяем лучистое тепловосприятие радиационного па-
роперегревателя в исходном варианте:
157,6-96,4 Т1 .
Q р.п =———= 1642 кДж/кг.
3. То же при смещении РПП вниз на 4,0 м. В этом
случае РПП располагается в зоне, в которой q„.3 = 235,7 кВт/м2,
тогда
£"и = 235,7-96,4/9,25 = 2456 кДж/кг.
Таким образом, со смещением РПП вниз резко возрастает
его тепловосприятие.
Пример 4.19. Как изменится тепловосприятие радиационного
перегревателя по примеру 4.18 при сжигании природного газа
вместо мазута. Из аналогичного позонного теплового расчета
котла на природном газе получено: температура газов на
входе в зону 1371, на выходе из нее 1238° С, коэффициент
излучения топочной среды ет=0,7587, Вр=9,7б4 м3/с.
Решение. 1. Определяем средний тепловой поток в зоне
по (4.35):
Тср=0,5 (8' + 8")+273=0,5 (1371 +1238)+273 = 1577,5 К;
?л.3 = 5,67 10’110,65 • 0,7587 1577,54 = 174,1 кВт/м2.
2. Определяем тепловосприятие РПП при сжигании природ-
ного газа по (433):
Ср.п = 174,1 -96,4/9,764= 1719 кДж/м3.
83
В связи с разной теплотой сгорания топлив (мазута и природ-
ного газа) сопоставим полное тепловосприятие РПП С р.п, кДж/с,
в единицу времени исходя из соотношения Qp.D = QP.nSP- При
сжигании мазута Q" п = 1642-9,25 = 15 189 кДж/с; при сжигании
газа 0р.п= 1719 -9,764= 16784 кДж/с. Таким образом, при сжига-
нии природного газа тепловосприятие РПП будет больше, что
в основном объясняется повышенным коэффициентом тепловой
эффективности экранов.
Пример 4.20. В последней зоне топочной камеры (см.
пример 4.15) расположены 12 топочных ширм высотой 8 и ши-
риной 3,8 м. Определить тепловосприятие ширм, если омывание
их продуктами сгорания продольное, температура газов на
входе в ширмы 1152 и на выходе из нее 1048° С. Экраны
в зоне топочных ширм и сами ширмы-выполнены цельносвар-
ными из труб 0 32 с шагом 48 мм. Коэффициент теплоотдачи
конвекцией в зоне ширм ак = 7,15 10 5 кВт/(м2 • К); коэф-
фициенты ' излучения £ = 0,811 и тепловой эффективности
ф=0,40.
Решение. 1. Определяем воспринятый тепловой поток в то-
почных ширмах за счет радиации:
Тср = 0,5(1152+ 1048) + 273 = 1373 К.
По (4.35) получаем
?л = 5,67-10”1 *0,40-0,811 • 1373^ = 65,71 кВт/м2.
2. Определяем тепловосприятие топочных ширм радиацией:
77л.т.ш = 3,8-8,0-2-12 = 729,6 м2;
Сл.т.ш = 65,71 -729,6/126,6 = 378,5 кДж/кг.
3. Определяем тепловосприятие топочных ширм конвекцией.
Для условий расчета средняя температура газов 0ср = 1100°> С,
температуру пара в ширмах принимаем rcp = 400° С:
FK= [3,14-0,032 +(0,048-0,032) 2] 8 (3800/48+1)12= 1017,8 м2;
GK.T.in = aK(0cp-zcp)(FK-F,.Tni)/£p =
7,15 10“ 3 (1100 — 400) (1017,8 — 729,6)
=-------------------------------=11,4 кДж/кг.
126,6 ’ м 1
Таким образом, суммарное тепловосприятие ширм
Ст.ш = 378,5 + 11,4 = 389,9 кДж/кг.
Возможно приближенное определение тепловосприятия то-
почных ширм другим путем.
Охлаждение продуктов сгорания в. зоне расположения ширм
е5=(я--я")ч>.
84
При температурах газов 1152 и 1048° С энтальпии продуктов
сгорания составляют 12864 и 11578 кДж/кг, тогда
С3 = (12864- 11 578) 0,998 = 1283 кДж/кг.
Тепловосприятие топочных ширм в связи с преобладанием
радиационного тепловосприятия
~ Л 1ОС, 0,40-729,6
От IU = 0,z----= 1283----------------------=399 кДж/кг.
3 фср/ср 0,446(799,2+729,64-575,3) 1
Пример 4.21. Насколько изменится тепловосприятие ради-
ационной поверхности нагрева в зоне максимального тепло-
выделения при переходе с твердого на жидкое шлакоудаление.
При решении задачи принять для жидкого шлакоудаления:
углы ската холодной воронки 15°, стены зоны максимального
тепловыделения зафутерованы. Исходные данные принять по
примеру 4.13, повысив температуру горячего воздуха при
жидком шлакоудалении до 400° С, принять как при твердом,
так и жидком шлакоудалении рсг = 0,94. Размеры зоны: высота
4,6; глубина 8,64; ширина фронта 16,08 м.
Решение. 1. Твердое шлакоудаление.
1.1. Определяем поверхность стен зоны максимального
тепловыделения:
вертикальные стены
Гст = (8,64 +16,08) 2 - (2,1 + 2,5) = 227,4 м2;
поверхности верхнего и нижнего сечений
F'c = F” = 8,64 • 16,08 = 138,9 м2.
1.2. Определяем произведение ф/' и средний коэффициент
тепловой эффективности: для экранных труб фэ = 0,45 -1,1 =
=0,495; для верхнего сечения ф" 0,1; для нижнего сечения
ф' = 0,495; ф+=0,495-227,4+138,9-0,495+ 138,9-0,1 = 195,2 м2;
Фер=-------~~—= 0,386.
Ycp 227,4+138,9-2
1.3. Определяем температуру продуктов сгорания за зоной.
Принимаем $"=1471 С, при этом Vc" = 15691/1471 =
= 10,67 кДжДкг К);
Т“ = 1471 +273 = 1744 К.
Расчет теплового излучения топочной среды:
рпл- = 0,1 -0,234-7,05 = 0,165 МПа-м;
0,78+1,6-0,093
. 0,316^0,165
-0,37
1744
1000
= 2,21
1 /(МПа м);
85
кзл=- 4Д^-°-^==60,76 1/(МПам);
3717442-1б2
/с=2,21 0,234 + 60,76-0,0317+10,0-0,5 0,4 = 4,44 1/(МПа-м);
еф= 1 —е ~’4’44 0,1’7’05 = 0,956;
0,956
£ т=--------------------=0,983;
0,956+(1-0,956) 0,386
1.02-0,94-18 880+2755,1+0-8 5,67 10"''0,983 -17444 _
т~ 10,67 19.677 10,67 1 5,2 ”
=1472° С.
1.4. Тепловой поток в зоне по (4.35)
qsl = 5,67 10-11 0,983 • 0,386 (1472+273)4 = 200,54 кВт/м2.
1.5. Тепловосприятие поверхности нагрева по (4.33)
200,54(227,4+138,9)
Ор.пп=--------rx-Tzz----=3233 кДж/кг.
19,0//
2. Жидкое шлакоудаление
2.1. Определяем поверхность нагрева при жидком шлако-
удалении:
вертикальные стены
FCT=(8,64 +16,08) 2 (2,1 + 2,5) = 227,4 м2;
поверхность подового экрана
= 8,64 16,08 = 160,4 м2;
ооо
поверхность верхнего сечения
F" = 8,64 -16,08 =138,9 м2.
2.2. Определяем произведение \j/F и средний коэффициент
тепловой эффективности:
для экранных труб
5=Z>fo,53-0,25^); 6=1,0; /„,=/3—50=1280— 50=1230° С;
5= 1,0| 0,53-0,25 )=0,222;
\ 1000/
фэ=^=0,222-1,0 = 0,222;
86
для пддового экрана
Фпод = Фэ = 0,222;
для выходного сечения топки
Фс = 0,20;
произведение 0,222 -227,4+160,4-0,222+138,9 0,20= 114,1 м2;
фср = 114,1 /(227,4+ 160,4+138,9)=0,217.
2.3. Уточняем тепловые потери и расход топлива:
потери теплоты со шлаком
^шл = /з —100=1280—100=1180° С,_ при этом (сЭ)шл =
= 1184,0 кДж/(кг • К); яшл=0,2;
11840=0351o/o;
19222
„ 0,2-28,5 • 1184,0 с „ ,
=------ioo----67,5 кДж/кг-
Потери теплоты с механическим недожогом в соответствии
с табл. П7 и П8 приложения принимаем:
потери с механическим недожогом на 1% меньше, чем
в исходном варианте, т. е. г/4=1%. В соответствии с этим
КПД котла увеличится на
Ar]K =(2,0 + 0,042) —(1,0 + 0,351) = 0,691%
и составит г] * = 91,618+0,691 = 92,309%;
расход топлива В„ = 19,677 = 19,53 кг/с.
F р 92,309 '
2.4. Определяем температуру продуктов сгорания за зоной.
Принимаем Э"=1584°С и Т” = 1594 + 273 = 1867 К. С учетом
0 8
изменения доли уноса золы с газами p3JI = 0,0317^^ = 0,0267,
энтальпия газов при температуре 0"=1594°С составит:
Я" = 17 122 кДж/кг и Vc" = 17 122/1594= 10,74 кДж/(кг-К). Расчет
теплового излучения топочной среды:
/V = 0,165 МПа-м;
кг= 1,928 1/(МПа-м);
fc3JI = 58,07 (/(МПа-м);
fc= 1,9284 • 0,234+58,07 - 0,0267 +10,0 • 0,5 • 0,4 = 4,00 1/(МПа - м);
87
еф = 0,940;
£,=0,986;
энтальпия горячего воздуха при Л.„ = 400 С Я”в =
= 2709 кДж/ki и теплота Ов = 3251 кДж/кг. Температура газов
на выходе из зоны по [ 1 ] определяется по формуле
8"
100
-------рс1 Q р+ Ов+ Q, _ + , Н, ,птб-
00 —</4
Кс"
5.67 10 7
Тогда
1,01 0.94- 18 880 + 3251 -67.5
10,74
5.67-10 1 [0.986 • 18674
19,530 - 10,74
114,1 = 1593
2.5. Тепловой поток и тепловосприятие поверхности экранов
в зоне:
дл = 5,67 10 “110,986 • 0,2166 (1593 + 273)4 = 147,66 кВт<'м2;
147,66(227,4+ 160,4) ,
ер п -------------------= 2932 кДж/кг.
Таким образом, в зоне максимального тепловыделения
поверхность нагрева при жидком шлакоудалении имеет меньше
тепловосприягия примерно на 10%, хотя все экранные повер-
хности зафутерованы и их тепловая эффективность заметно
ниже. Существенное влияние оказываез повышение темпера-
туры излучающих газов в зоне. При этом значительно выше
будет тепловосприятие расположенных выше открытых экранов
вследствие того, что температура продуктов сгорания за зоной
максимального тепловыделения повысилась и тепловой поток
возрос в (1573/1472)4-1,37 раза.
ЗАДАЧИ
Задача 4.20. Как изменится тепловосприятие радиационного перегревателя
в примере 4.19, если его конструкцию выполнить из сдвоенных U-образных
труб 042 мм, с шагом 45 мм, радиусом внутренней петли 105 мм. в ленте
принять 20 труб. Принять расположение одной петли в зоне 11, второй
в зоне 111 по всему периметру топки; тепловые потоки в зонах принять по
примеру 4.19: t/jl2= 235,7 и </J13= 157,6 кВт/'м2.
Задача 4.21. Для условий примера 4.21 определить тепловосприятие
топочных ширм при сжигании природного газа (приложение, табл. П2,
топливо № 8).
S8
Глава пятая
РАСЧЕТЫ ВРЕДНЫХ ВЫБРОСОВ
С ПРОДУКТАМИ СГОРАНИЯ
5.1. РАСЧЕТЫ ОБРАЗОВАНИЯ ОКСИДОВ АЗОТА
В i опках паровых котлов при горении топлива образуются
оксиды азот чвух типов оксид NO и диоксид NO2, причем
на выходе из дымовых труб оксид NO составляет до 95%
суммы оксидов NOx = NO + NO2. Доокисление NO до NO2
происходит в атмосфере в процессе распространения дымового
факела свободным кислородом (озоном) воздуха. Поэтому
массовый выброс оксидов азота из котлов рассчитывается по
N(X. В газовых выбросах ТЭС их концентрация составляет
0,2-1,2 г/м3.
Оксиды азота образуются при сгорании топлива в ядре
факела гремя возможными путями:
топливные—образуются при температуре газовой среды
800 - 2100 К за счет азота, входящего в топливо (Np);
термические — образуются при высоких температурах фа-
кела (более 1600 К) за счет окисления азота воздуха;
быстрые — образую 1ся при контакте промежуточных угле-
водородных соединений топлива (при сжигании газа и мазута)
с азотом поступающего в горелки воздуха в начальной зоне
горения факела при температурах выше 1000 К.
По указаниям п. 5.1.1 и 5.1.2 определяют оксиды азота
при сжигании твердого топлива и мазута, особенности расчета
оксидов азота из природного газа изложены в п. 5.1.3.
5.1.1. Образование термических оксидов азота
Определяющими характеристиками при образовании тер-
мических оксидов являются максимальная температура факела
Тм и температурный интервал реакции АГР. Расчетное значение
7М зависит от условной адиабатной температуры в зоне
горения Т'а:
Т'а=-~.--------------^- + 273, (5.1)
Г?сг+1,016(агор- 1) У°св
где Q'r = Q^ • 103 + 2г.в+С; г тепловыделение в зоне горения,
кДж/кг; Q?— теплота сгорания, МДж/кг; сг и св — теплоемкости
газа и воздуха, полученные при ожидаемой адиабатной тем-
пературе, кДж/(м3К); агор—избыток воздуха в зоне горения;
принимается при наличии присосов воздуха в топку Аат
следующим: агор = ат — 0,5Аат, для газоплотных котлов агор — ат.
89
Эффект рециркуляции газов на температурный уровень учи-
тывается при расчете максимальной температуры факела Тм.
Средняя теплоемкость продуктов сгорания и воздуха опре-
деляется по формулам:
при сжигании твердого топлива
с, - (1,59 + 0,004 И'") + 0,14А,; (5.2а)
при сжигании природного газа
г, = 1,57 + 0,134А(; (5.26)
при сжигании мазута
с, = l,58 + O,122Af, (5.2в)
где И'П=ИЛР/^Р—приведенная влажность топлива. % кг'МДж;
Ay = (/а — 1200)/1 000 — температурный коэффициент изменения те-
плоемкое! и; 1Л ожидаемая адиабатная температура, С.
Теплоемкость воздуха при высоких температурах
св= l,46 + 0,092At. (5.3)
Ожидаемую адиабатную температуру для расчета теплоем-
костей находят по формулам:
для твердого топлива
1800, . _ , ч
». =---1 + Ю-5(?,; (5.4а)
з,.».
для мазута и природного газа
-(I +0-36- 10 (5.46)
г ор
Допустимое расхождение между предварительно принятой
га и полученным по (5.1) значением (7/-273) не должно
превышать 50 С, иначе необходимо принять новое г, = 7’', — 273
и уточнить значения с, и са.
Максимальную температуру зоны горения находя) по
формуле с учетом отвода теплоты к экранам, степени выгора-
ния топлива и влияния рециркуляции газов:
= ^а(1 -К. )°’25(! (5.5)
где ре1 доля сгоревшего топлива на участке от выхода из
горелки до завершения интенсивного высокотемпературного
горения; значения Ре1 принимать: для твердых топлив 0,95
0,97 (большие значения для реакционных топлив), для природ-
ного газа и мазута 0,97 - 0,99; ф31 -коэффициент тепловой
эффективности экранов в зоне ядра факела (см. § 4.1), при
необходимости усреднения тепловосприятия экранов принимать
верхнюю границу зоны горения па 1,5 м выше верхнего яруса
90
горелок; г доля рециркуляции газов в зону горения; п
коэффициент, учитывающий способ ввода рециркулирующих
газов в топку: w = 6,5 при вводе через сопла под горелками;
п — 5,0 при вводе через кольцевой канал вокруг горелки,
л —3,0 при смешении газов с горячим воздухом до горелки
либо вводе между центральным и периферийным каналами
горелки; иц коэффициент, учитывающий тип горелки:
ли, = 1 - для вихревых настенных горелок, ш, =0,95 (25/н’в)0,2 —
для прямоточных настенных горелок, ще irB— скорость воздуха
на выходе из горелки, м/с; ш, =0,985 для подовых горелок
с прямоточно-вихревой подачей воздуха.
Теоретическое время достижения равновесной концентрации
оксида азота NO при температуре реакции Гм
т0 = 0,024 ехр (54 290/ Гм - 23). (5.6)
Расчетное время реакции образования оксидов азота в топке
где А Гр температурный интервал акт ивной реакции образова-
ния оксидов азота, К, зависит от значения Гм и определяется
из выражения
\ о. 5
) +ipe6, (5.7)
BQ ’’
(?/ = —среднее гепловое напряжение сечения топочной каме-
ры, МВт/м2; 11 --2а, + 2Л,— расчетный периметр степ призмати-
ческой топочной камеры, м (при наличии двусветного экрана
добавляется его удвоенная ширина): Г'' абсолютная темпера-
тура газов на выходе из гонки, К, берегся из теплового расчета
котла; т11рс6 время пребывания газов в топочной камере, с:
т
v пр со
(5-9)
где ---------тепловое напряжение топочного объема, МВт/м ;
Г, =0,84 [( 7 м )4 -г (Г" )4 |° 25 средняя расчетная температура га-
зов в топочном ооьеме. К; г" удельный приведенный
объем газов при <у.= 1, м '/МДж; в расчетах следует принимать
для антрацита и полуантрацита г" = 0,273 м3/МДж, для оста-
льных твердых топлив г ]’ = 0,278+ 0,001 И7", для мазута
0,281 м3/МДж, для природного газа 0,3 м3/МДж; £,— ко-
эффициент заполнения сечения топки восходящим потоком
газов, при встречных вихревых грелках £, = 0,8, то же для
91
однофронтального расположения 0,75, для тангенциального
расположения прямоточных горелок 0,70, для подовых горелок 0,90.
Концентрация оксидов азота, образующихся за счет тер-
мической реакции в зоне ядра факела, в пересчете на диоксид
азота NOt2p, г/м3, определяется по формуле
NO эр = 7,03 • 103С g;5 exp (-10 860 / 7 м)-р,
То
где СОз -концентрация остаточного (избыточного)
в зоне реакции, кг/м3, определяется по формуле
С - °'21 V “ ^агор 1 ь г ~ а-ор)] Ро2
°2” [А°+(а1ОР- ~ ’
(5.Ю)
кислорода
(5.11)
1де арц -избыток воздуха в газах рециркуляции;
ро =1,428 кг/м3 — плотность кислорода при атмосферном дав-
лении. В случаях, когда значение arop — 1 окажется меньше
0,02, условно принимать его постоянным и равным 0,02.
5.1.2. Концентрации топливных и быстрых оксидов
азота. Суммарная концентрация оксидов в газах
Образование этого вида оксидов происходит в диапазоне
температур 800—2100 К и наибольшую интенсивность-имеет
в области 1850 К. Выход топливных оксидов NO-/ в этой
зоне сильно зависит от избытка воздуха (в степени 2), слабо
от (смпературы (степень 0,33) и содержания азота в топливе Np.
Расчетные формулы для двух температурных зон имеют
следующий вид:
при значениях температуры 2100> Ты^ 1850 К
/а т Л2 /2100-Т \°-33
N0r = (0,40-0,1NP)NP I--------- ; (5.12)
\ 1 + г I \ 125 /
при значениях температуры 1850 > Гм > 800 К
(I \ 2 / ГГ* Q \
(_MZ-----) . (5.
1 +г ) \ юоо )
Формулы (5.12) и (5.13) учитывают одновременно и образова-
ние быстрых оксидов азота.
В итоге максимальная суммарная концентрация оксидов
азота при номинальной нагрузке котла составляет
NO^ = NOt2p4 NO А (5.14)
При любой сниженной нагрузке парового котла суммарный
выход оксидов азота определяется по формуле
NO2=NO^/D„„J+NO^C/PH.M)05. (5.15)
92
Здесь D/DHCM—отношение расчетной нагрузки котла к номи
нальной.
При переходе на двухступенчатое (нестехиомегрическое)
сжигание топлива расчет максимальной температуры факела
Ти производится по формуле (5.5) для первой (нижней) зоны
горения топлива. Избыток воздуха в горелках первой зоны
определяется заданным распределением поступления -воздуха
по зонам и аналогичным распределением топлива и определя-
ется по формуле
(5.16)
где ри—доля воздуха, поступающего во вторую ступень
горения: = — доля топлива, поступающего в первую
зону. При наличии сбросных горелок с учетом КПД циклона
#1 = 0,88 4-0,94. Расчетный избыток воздуха в горелках второй
зоны горения
а1пор = р11+0,5Аат. (5.17)
Доля топлива, сгоревшего в первой (нижней) зоне горения,
определяется относительным количеством воздуха в первой
зоне с учетом неизбежной неполноты сгорания:
P'cr =0.95ot!op. (5.18)
Расчет температуры 7\, осуществляют по (5.5) для значения
Ре,. Адиабатная температура горения определяется по (5.1)
для полного избытка воздуха на выходе из верхней области
горения, т. е. по а1Ор = а1 — О,5Аосэ независимо от ступенчатой
организации сжигания. В остальном расчет совпадает с из-
ложенным ранее.
5.1.3. Особенности расчета оксидов азота
при сжигании природного газа
Сжигание природного газа характеризуется более быстрым
протеканием реакций горения. В результате сокращается зона
активного горения и растет максимальная температура. По-
этому в большинстве случаев (при других равных условиях)
концентрация оксидов азота получается несколько выше, чем
при сжигании мазута (приближенно NOV” = 1,3 NOY33). Ввиду
отсутствия в природном газе топливного азота, входящего
в радикалы, но при наличии углеводородных соединений при
сгорании газа могут образовываться только быстрые оксиды
азота NO2.
При расчете термических оксидов азота следует исходить
из методики, изложенной в п. 5.1.1. Расчет максимальной
температуры производится по (5.5), но для учета повышенной
скорости реакций горения вводится поправка и расчетная
температура принимается
Г;,= 1,017м, (5.19)
где Гм максимальная температура по (5.5), К.
Расчет быстрых оксидов азота осуществляется по формуле
NO® =0,1 (5.20)
Ввиду высокой реакционной способности газового топлива
рециркуляция газов г не учитывается в формуле (5.5) при
вводе газов через шлицы. Суммарная концентрация оксидов
азота составит
NO^-NOF+NOL
(5.21)
ПРИМЕРЫ
Пример 5.1. Определить ожидаемый выход оксидов азота
из котла Пп-1000-25-545 К (ТПП-312А) при сжигании донецкого
ГСШ с жидким шлакоудалением и природного газа. При
расчете принять следующие исходные данные:
Теплота сгорания .................
Температура юрячего воздуха ......
Доля рециркуляции газов ..........
Избыток воздуха на выходе из топки ...
То же в газах рециркуляции .......
Температура газов иа выходе из топки ...
Тепловое напряжение сечения ......
Периметр топочной камеры .........
Присос холодного воздуха в топку
Донецкий ГСШ
Q S=20.4? МДж.’кг
384 С
1,15
1190 С
Природный 1аз
СЕ=37.3 МДж.м'
370 С
0,1
1,10
1,17
1210 С
</,=4,86 МВт м2
//=51,9 м
Лас г —0.1
Решение. По исходным данным из табл. ГН и П2 приложе-
ния находим: для твердого топлива KJ’ = 6,28 м'кг.
И0 = 5,83 м3/кг; для природного газа Г“ = 11,16 м3/м3.
Г0 = 9,96 м3/м3;
1. Энтальпия горячего воздуха — по (4.22):
для твердого топлива —0,95-.3030.7 = 2879 кДж/кг, при
этом принят присос холодного воздуха в пылесистеме
Аапл=0,1, тогда избыток горячего воздуха составит
агв= 1,15 —0,1—0,1 =0,95;
для природного газа Qr.B= 1.0-4992=4992 кДж/м3; физичес-
кую теплоту топлива не учитываем из-за ее незначительности.
2. Расчет оксидов азота при сжигании донецкого ГСШ:
ожидаемая адиабатная температура горения топлива по
(5.4а)
Q ; = 20,47 • 1О3 + 2879 = 23 349 кДж/кг;
/а = 1^2£(]+0,2335) = 2018 С;
теплоемкости газов и воздуха при
кг = (2018—1200) /1000 = 0,818; влажности топлива W р = 8 %
и приведенной Wn = 8/20,47 = 0,39; тогда
ст = (1,59 + 0,004 0,39) + 0,14 0,818 = 1,706 кДж/(м 3 • К);
св = 1,46 + 0,092 -0,818 = 1,535 кДж/(м3 - К);
расчетная адиабатная температура
23 349
6,28 1,706+ 1,01607^051+7335
+ 273 = 2010 + 273 = 2283 К.
Максимальная температура в зоне горения принимается
при Рсг = 0,965, поскольку топка с жидким шлакоудалением,
экраны гонки в зоне горения на высоту 5,5 м футерованы
карборундовой массой. Средняя тепловая эффективность зоны
определяется по п. 4.1.9. Условный коэффициент загрязнения
футерованной части экранов:
1230
= 0,53 —0,25---= 0,22:
1 1ЛЛЛ
0.22-’285,5 + 149,6 (0,2 + 0,45) Л _
Y 285,5 + 2-149,6
Тм = 0,965 2283 (1 —0,273)0 25 = 2030 К;
температурный интервал реакции образования оксидов азота
Л 20302 • 10 5
ЛТ —--------------— 64,9 с;
р 0,614 + 0,0203
расчетное время реакции в топке
_ 273-0,8
преб - ojJ5
— 2,3 с;
средняя температура газов в топке
Т, = 0,84 (20304 + 14634) °’2 5 = 1810 К.
тогда
_ 64,9
р~ 2283 -1463
/4,86-51,9
300
2,3 = 0,164 с;
теоретическое время достижения равновесия
т0 = 0,024 ехр (54 290/2030 - 23) = 1,01 с;
95
концентрация термических оксидов азота
о.
0,21 - 5.83 0,1 • 1,428
~~6?28 + оТ;5?83~—
0.025 кг/м3;
NO Г = 7030 O.O250,5 ехр (- 10 860/2030) - 0,84 г/м 3;
топливные и быстрые оксиды азота; содержание азота
в топливе Np = l%;
, /2100 —2ОЗО\0,33 .
NOr = (0,40 - 0,1 • 1) 1 (1,1)2 (-—-) = 0,30 г/м ;
суммарный выход оксидов азота при жидком шлако-
удалении
NO° = 0,84 + 0,30— 1,14 г/м3.
3. Расчет выхода оксидов азота при сжигании природного
газа:
Ожидаемая адиабатная температура горения (без учета
рециркуляции газов: Q' = 37,3 • 103 +4992 = 42292 кДж/м3;
агор = 1,1 -0,5-0.1 — 1,05;
= Пй (1 + °’36 °-423)=2135 С;
теплоемкости газов и воздуха:
7 1 35- 1 ДЮ
-—^—=0,935; с, = 1,57 + 0,134-0,935= 1,695 кДж/(м3-К);
<в = 1,46 + 0,092-0,935= 1,546 кДж,(м3 К);
расчетная адиабатная температура
42 292
а- +273 = 2147 + 273 = 2420 К.
d 11,16 -1,695 + 1,016(1,05 - 1)9.96-1,546
Максимальная земнерагура в зоне горения — но (5.5). При
сжигании природного газа происходит некоторое выгорание
футеровки стен. Принимается тепловая эффективность стен
в зоне футерования фС1 = 0.3, тогда расчетная эффективность
зоны горения
0.3 • 285,5 + (0,2 + 0,45) 149,6
7 м = 0,97 - 2420 (1 - 0,313)°’2 Д1 - 0,11 + 3 0 °-1) = 2030 К;
7\, = 1,01 -2030 = 2050 К;
96
температурный интервал реакции образования оксидов азота
20502•10'5
ДГ=----------------=66,3 К; Т, = 0,84 (20 504 + 14834)0 25 = 1814 К;
р 0,614 + 0,0205 v
расчетное время реакции в топке:
273-0,8
•Тппеб —-------------------------— 2,15 с,
р 0,155-1814-0,31,1(1+0,1)
0,5
2,15 = 0,138 с;
66,3
Тр~ 242^1483
4,86-51,9
300
теоретическое время достижения равновесия
То = 0,024ехр (54 290/2050 - 23)=0,78 с;
концентрация термических оксидов азота при
0,21 -9.96(0,05 + 0,1 0,12) 1,428 . 3
о, =-----------------------------=0,0144 кг/м3;
(11,16 + 0,05 -9,36)-1,1
0 138
ТЧОт2р = 7030 • О,О1440,5 ехр (- 10 860/2050)-2-—=0,735 г/м3;
0,/о
быстрые оксиды азота
1902 = 0,1
1,05 + 0.1
П
2050-800
1000
= 0,118 г/м3;
суммарный выход оксидов азота при сжигании природного
газа с рециркуляцией
NO^ = 0,735 + 0,118 = 0,853 г/м3.
Пример 5.2. На том же котле (см. пример 5.1) сжигание
донецкого ГСШ произвести с подачей пыли в горелки горячим
воздухом, а сушильный агент в количестве гс а = 0,2 поступает
в сбросные горелки на боковых стенах топки, что обеспечивает
условно ступенчатую схему сжигания топлива. Определить
образование оксидов азота для этой схемы, приняв для
сравнения все другие параметры одинаковыми.
Решение. Избыток воздуха в зоне горения до смешения
с потоком из сбросных горелок (условно I ступень сжигания)
составит
1,15-0.05-0,2
ос*
_,ор 0,9
= 0,9;
0,994; принять КПД циклона 0,9, тогда
Pir = 0,95-0,994 = 0,944.
6-2065
97
Значение 7^ = 2283 К. Расчетная максимальная темпера гурл
Тм = 0,944-2283(1-0,273)О,25= 1990 К.
Температурный интервал реакции
1990210'5
АТ =-----------
\ р 0,614 + 0,02
62,5 с.
Расчетное время реакции в топке
_ 62,5 /4,86-51,9
р ~ 2283 —1463 \ 300
0.5
2,3 = 0.158 с.
Теоретическое время достижения равновесия
т0 = 0,024ехр (54 290/1990 -23)= 1,73 с.
Концентрация остаточного кислорода в первой зоне
о
0,21 -5,83-0,02-1,428
6,28 + 0.02-5,83
0,0055 кг/м3.
Расчетная концентрация термических оксидов азота
NO2P = 7030 - О,ОО550’5 ехр(-10 860/1990) = 0,203 г/м3.
Топливные и быстрые оксиды азота
(2Ю0— 1990\ 0,33
—~------I = 0,278 г/м3.
Суммарный выход оксидов азота
NO° = 0,203+0,278 = 0,481 г/м3.
Выход NO2 по сравнению с исходным вариантом (одноступен-
чатое сжигание) составляет 0,481/1,14 = 0,422, или снизился
в 2,37 раза.
Пример 5.3. Сравнить ожидаемый выход оксидов азота из
газомазутного котла Пп-1000-25-545ГМ (ТГМП-314А) при
сжигании мазута с рециркуляцией газов 5 и 15% через шлицы
под горелки и в кольцевой канал горелки. При расчете
принять следующие исходные данные:
Теплота сгорания мазута................................. 39,08 МДж кг
Температура горячего воздуха............................ 325 С
Избыток воздуха на выходе из топки...................... 1,03
Присосы в топке.........................................0,05
Температура газов на выходе из топки.................... 1180 С
Тепловое напряжение сечения.............................5,12 МВт.м2
Сечение топочной камеры................................. 17,3x8,77 м;
периметр
/7=52,14 м
Тепловое напряжение топочного объема.................... 194 кВт/м3
98
Решение. 1. По исходным данным из приложения, находим
И г = 10,98 м3 кг, 1В = 10,28 м ’/кт; теплота горячего воздуха
Qr в = ( 1,03-0.05)-4502 = 4411.8 кДж/кг; £>>39,08 103 +4411,8 =
= 43491,8 кДж/кг; а, ср = 1,03 - 0,5 0,05 = 1,005;
1950 ,
/а = +0,36 -0.435) = 2244 С: А( = (2244-1200) 1000 =
= 1,044;’ с, = 1,58 + 0,122 • 1.044= 1.707 кДж'(м3 К):
св = 1,46 + 1,044 • 0,092 = 1,556 кДж/(м3 • К >.
2. Расчетная адиабатная температура
43 492
г =------------=-----------------------+
10,98 - 1.707+1,016(1.005- 1)10,28- 1.556
3. Тепловая
выше верхнего
+ 273 = 2221 +273 = 2494 К.
эффективность стен зоны горения (на 1,5 м
яруса горелок)
357.2-0.55+ 151,7(0,1 +0.55) ,
357,2 + 2 • 151.7
4. Максимальная 1емпература горения:
при рециркуляции 5% через шлицы
ТЫ1 =0,98-2494(1—0,447)0,25(1—0,051 + 6’5 О О5) = 2070 К;
при рециркуляции 15%
Тм2 = 2110(1 -0.15’J 6’5 °-’5) = 2060 К;
разность Гм] — Тм2 = 10 К;
при вводе 5% рециркуляции газов в горелку
Тм3 = 2110(1 -0.051 + 3 0 °5) = 2043 К;
при рециркуляции 15%
Гм4 = 2ПО (1 -0,151 + 3 °-15) = 1975 К.
Разность Тм з — Тм4 = 68 К.
Как видно, ввод газов рециркуляции непосредственно в го-
релки более заметно снижает расчетную максимальную тем-
пературу факела и более заметно проявляется влияние степени
рециркуляции на изменение оксидов азота.
5. Температурный интервал реакции
в остальных случаях: АГр,=66.8 С; АТр3 = 63,2 С;
АГр4 = 61,5 С.
6. Средняя температура газов в топке:
7rl =0.84(20704+ 14534)0,25 = 1836 К; 7% = 1825 К: > = 1800 К;
>=1769 К.
7.
Расчетное время реакции в топке тр:
273-0,8
8.
9.
по (5.11):
Тппеб 1 =--------------------= 1,89 с; тп„сб -, = 1,87 с;
преб1 0,194-1836-0,3 1,05 -1,05 пр
Тпребз = 1,83 с; тпреб4= 1,79 с;
_ 67’5
Тр1 ~ 2494 ^1453
тР2=0,118 с; тр3=0,125с; тр4 = 0.133с.
Теоретическое время достижения равновесия:
т01 = 0,024 ехр (54 290/2070 —23) = 0,605 с; тП2=0,69 с:
Хоз = 0,86 с; тО4:^2,13с.
Концентрация избыточного кислорода в зоне горения
5 12-52 14\ °’5
-------— ) 1,89 = 0.115 с;
300 /
(Coji,2=0,0061 кг/м3;
(Со2)3.4 = 0,0058 кг/м3.
10. Концентрация термических оксидов азота
(N0?)1=7030-0,00610’5exp(-l0860/2070)^~ = 0.55 г/м3;
(NOt2p)2 =0,478 г/м3; (МО^з = 0,382 г/м3; (NO;p)4 = 0,137 г/м3.
11. Топливные, и быстрые оксиды азота. Содержание азота
в топливе Np = 0,3%;
, _ х Л Л /1,005 + 0,05 V /2100-2070\033 _ ,
(NOr)i = (0,40 - 0,03) • 0,3 (-I (---—-----1 = 0.07 г/м3;
'NOr)2=0,08 г/м3; (Ь1От2л)з = 0,088 г/м3; (NOTJ1)4 = 0,i 12 г/м3.
12. Суммарный выход оксидов азота:
(NO2)i = 0,554-0,07 = 0,62 г/м3; (NO^)2 =0,478 + 0,08 = 0,558 г/м3;
(NO^)3 =0,382+0,088=0,47 г/м3; (NO^)4 = 0,137+0,112=0,249 г/м3.
В результате: снижение выхода NO2 с увеличением рецир-
куляции от 5 до 15% при вводе газов через шлицы происходит
в 0,62/0,558 = 1,11 раза, г. е. всего на 11,0%, а в случае ввода
в горелки — в 0,47/0,249= 1,887 раза.
Пример 5.4. Сравнить ожидаемый выход оксидов азота из
прямоточного котла Пп-1000-25-545ГМ (ТГМП-314) и барабан-
ного котла Е-160-9,8-560 ГМ (БКЗ-160-100 ГМ) при сжигании
мазута с рециркуляцией газов 5% через шлицы под горелками.
Принять исходные данные топлива, избытки воздуха на обоих
котлах одинаковыми и соответствующими условиям примера
5.3. Дополнительные данные по барабанному котлу Е-160-
9,8-560 ГМ (БКЗ-160-100 ГМ) (0 = 160 т/ч):
100
Температура газов на выходе из топки................ 1150е С
Сечение топочной камеры...............................7,1 х 4,4 м;
периметр
/7=23 м
Тепловое напряжение сечения...........................3,36 МВт/м2
Тепловое напряжение топочного объема.................. 250 кВт/м3
Решение. На основании исходных данных:
Адиабатная температура ..............................
Максимальная температура горения.....................
Температурный интервал реакции.......................
Средняя температура газов в топке:
прямоточного котла...............................
барабанного котла ...............................
Расчетное время пребывания тпреб:
прямоточный котел ...................................
барабанный котел.................................
Расчетное время реакции в топке тр:
прямоточный котел ...................................
67,5 /3,36-23\ °’5
барабанный котел------------------1 1,47 = 0,047 с
2494—1423? 300 J
Теоретическое' время достижения равновесия...........
Концентрация избыточного кислорода...................
Концентрация термических оксидов азота:
прямоточный котел....................................
Тд = 2494 К
Тм = 2070 К
ДТР = 67,5 С
1836 К
1829 К
1,89 с
1,47 с
0,115 с
т0 = 0,605 с
Со2 = 0,0061 кг/м3
NO^P =
= 2,893
0,115
0605
барабанный котел.................................
= 0,55 г/м3
NO?’ =
= 2,893
0,047
0,605
= 0,225 г/м3
Концентрация топливных оксидов азота ...............
Суммарный выход оксидов азота:
прямоточный котел................................
барабанный котел.................................
NO?1 = 0,07 г/м3
NO® = 0,62 г/м3
NO® = 0,295 г/м3
На котле БКЗ-160 значительно меньшей производитель-
ности, чем ТГМП-314, в равных условиях организации сжига-
ния топлива выход ЫО2 снижается примерно в 2 раза,
главным образом за счет сокращения времени реакции об-
разования NO2 в силу более интенсивного охлаждения газов,
так как на БКЗ-160 отношение периметра топки П, м,
к сечению топочной камеры fT — aTb^ в 2,14 раза больше, чем
на ТГМП-314.
ЗАДАЧИ
Задача 5.1. Для котла Е-160-9,8-560-ГМ (БКЗ-160-100 ГМ) при сжигании
мазута определить выход оксидов азота при замене вихревых на прямоточные
горелки с тангенциальным направлением горелочных струй в сечении топки.
Принять избытки воздуха в топке и присосы, температуру горячего воздуха
по условиям примера 5.3 и расчетные данные топки котла из примера 5.4.
Расчет произвести без учета рециркуляции газов в топку, скорость воздуха
на выходе из горелок 45 м/с.
101
Задача 5.2. Для кома Пп-1О()О-25-545-ГМ (ТГМП-314 А) в соогвезствии
с условиями примера 5.3 определить выход NO2 при сжигании природною газа
с Qk = 36,3 МДж м3 и вводе газов рециркуляции в горячий воздух в количестве
5%. Тепловую эффективность стен зоны горения принять по мазуту. Избыток
воздуха на выходе из топки принять а, = 1,05, юмпсратура газов на выходе из
топки 0' = 1230 С. остальные данные по котлу принимаются без изменений.
Задача 5.3. Для котла Пп-1000-25-545 К (ТПП-312 А) (пример 5.1)
определить концентрацию оксидов азота при сжигании донецкого ГСШ, но
с твердым шлакохдаленисм. Принять те же исходные данные, кроме , = (),45
и о; го с.
5.2. РАСЧЕТ ОБРАЗОВАНИЯ ОКСИДОВ СЕРЫ
И ТЕМПЕРАТУРЫ ТОЧКИ РОСЫ ПРОДУКТОВ
СГОРАНИЯ ПРИ СЖИГАНИИ МАЗУТА И ТВЕРДЫХ
ТОПЛИВ
Оксиды серы в форме диоксида SO2 и триоксида SO3
образуются в зоне горения мазута и твердых топлив, содер-
жащих связанную серу Sp. При сжигании природного газа
образование оксидов серы может иметь место в незначительном
количестве при наличии в топливе сероводорода H2S.
5.2.1. Образование оксидов серы и расчет
температуры точки росы при сжигании мазута
I. Объемная доля диоксида серы в продуктах сгорания
Pso2 = KSO2/ Fr = 2Sp/lOOpso/, = 0,007Sp/ (5.22)
где Sp содержание серы в рабочей массе топлива, %;
Pso2 = 2,86 кг/м3 удельная плотность диоксида серы;
Vs = Г\° +(а1 — 1) И ° — объем газов при нормальных условиях,
м3/кг.
2. Содержание избыточного (остаточного) кислорода после
сгорания топлива
3. Процентное содержание SO3 в продуктах сгорания опре-
деляется по формуле
SO3 - 100/<рА-нд8о2ОФ5, (5.24)
где кр— константа равновесия при образовании SO3 в топках,
принимается по значению температуры газов на выходе из
топки. В области температур 1200 -1500 К или 927—1227 С
константа равновесия практически постоянна и составляет
/<р = 0,053; ки коэффициент неравновесности процесса ввиду
неравномерности концентрации газовых компонент в сечении
топки и кратковременности пребывания газов в топочном
102
объеме; значение /<н зависит от теплонапряженности сечения
топки и* находится по выражению
кн = 0,08^, (5.25)
где 4/==#(?£/(</,-/\) номинальное тепловое напряжение сече-
ния топки, МВт/м2,
В итоге формула (5.24) приводится к следующему расчет-
ному виду:
SO, = OA24psopr4f[N/N0)2, (5.26)
где N/Nn относительная нагрузка парового котла.
Температура точки росы tp газов в зависимости от
концентрации SO3, %, определяется по формулам
/p-504-lUs°d; (при SO3^2-10 3%); (5.27)
/р = 5О + 5ОЛso2, (при SO3>2 • 10 3%), (5.28)
где = SO3 • 104 коэффициент.
Рециркуляция газов в топочную камеру не оказывает
заметного влияния на уровень выхода SO3.
Массовая концентрация диоксида SO2 в уходящих газах,
г/кг топлива, сосз авляет
gso2= Ю3 (pSo2 - 0,01SO3) Р, Pso/XtMx, (5.29)
где аух— коэффициент избытка воздуха в уходящих газах.
Массовый выброс диоксида серы из котла в окружающую
среду, г/с,
A/so2 = ^so2, (5.30)
где В—расход топлива в котле, кг/с.
5.2.2. Расчет температуры точки росы при сжигании
твердых топлив
В минеральном составе твердых топлив содержатся щелочные
соединения, которые в значительной мере нейтрализуют образую-
щиеся оксиды серы SO3, поэтому окончательное содержание SO3
в уходящих газах и температура точки росы зависят от зольности
топлива А р. Обычно в этом случае определяют сразу температуру
I + 2<I2(S"),"'’/I.23".'1", (5.31)
где S" и А" приведенные к 1 МДж теплоты значения серы
и золы в рабочей массе топлива, %:
Sn = Sp/e£ A" = Ap!Qp, (5.32)
/Юн температура конденсации водяных паров, °C; определя-
ется по парциальному давлению /?н о = гн ор, МПа. Поскольку
твердые топлива сжигаются при "избытках воздуха ат>1,1,
то избыток воздуха не влияет на изменение образования SO3.
103
ПРИМЕРЫ
Пример 5.5. Определить концентрацию SO3, температуру
точки росы и массовый выброс SO2 при сжигании мазута
в котле Пп-2650-25-545 ГМ (ТГМП-204) (No = 800 МВт) и от-
носительных нагрузках 1; 0,8; 0,7 и 0,5 No. В топке котла
сжигается высокосернистый мазут с Q £ = 38,77 МДж/кг при
сернистости топлива Sp = 2,6% и избытке воздуха ат=1,02.
Тепловое напряжение сечения топки gj = 8,92 МДж/м2.
Решение. Для данного топлива И2 = 1О,2 и 1, — 10,99 м3/кг;
Гг = 10,99 + (1,02 — 1) 10,2 = 11,194 м3/кг.
Объемная доля диоксида серы по (5.22)
pSo2 = 0,007 • 2,6 /11,194 = 1,626 10 '3.
Содержание избыточного кислорода в топке по (5.23)
О2 = 21 • 0,02 -10,2/11,194 = 0,383%.
Содержание SO3 при номинальной нагрузке [по (5.26)]
SO3 = 0,424 • 1,626 10“ 3 • 0,38З0’5 - 8,92 • 1 = 3,8 • 10" 3%.
То же при пониженных нагрузках котла:
при 0,8 Лг0
SO3 = 3,8 • 10“3 • 0,82 = 2,435 • 10'3%;
при 0,77/о
SO3 = 3,8 • 10“ 3 -0,72 = 1,865 • 10" 3%;
при 0,5Л%
SO3 = 3,8 • 10"3 -0,52 = 0,951 • 10'3%.
Значения температуры точки росы:
при номинальной нагрузке по (5.28)
гр = 50+50-38°’2 = 153,5° С;
при нагрузке 0,8jVo по (5.28)
/р = 50 + 50 -24,35°’2 = 144,7° С;
при нагрузке 0,7Ло по (5.27)
/р = 50+ 11 -18,65О>7 = 135,3° С;
при нагрузке 0,5Л?о по (5.27)
rp = 50+11 -9,51°’7 = 103,2° С.
Массовая концентрация SO2 в уходящих газах при номинальной
нагрузке #so2 = Ю3 (1,626 • 10“ 3 — 3,8 • 10'5) 11,194 • 2,861^| =
= 42,5 г/кг. Массовый выброс SO2 в окружающую среду по
(5.30)
MSo2 = 57,7 - 42,5 = 2452,5 г/с.
Здесь В = 57,7 кг/с—расход мазута при номинальной нагрузке.
104
Пример 5.6. Сравнить значения SO3 и температуру точки
росы при сжигании мазута в котле Пп-2650-25-545 ГМ
(ТГМП-204) (см. пример 5.5) при номинальной нагрузке
с аналогичными условиями сжигания этого вида мазута
в котлах Пп-950-25-565 ГМ (ПК-41) (^ = 6,2 МВт/м2), Пп-
1000-25-545 ГМ (ТГМП-314) (q,=4,85 МВт/м2) и Е-420-13,8-
560 ГМ (ТГМ-84) (^ = 3,6 МВз \Г).
Решение. В примере 5.5 для когда (ТГМП-204) получены
значения:
SO3 = 3.8 • 10~ 3% и /„ = 153,5° С.
Содержание SO3 в других котлах [по (5.26)] при одинаковых
значениях pso и О?, но разных значениях qf составляет:
для ПК-412
SO3=3,8-10~3 —= 2,64-10“3%;
8,92
для ТГМП-314
SO3 = 3,8 -ю3 — = 2,07-10 3%;
8,92
для ТГМ-84
SO3 = 3.8 • 103?6= 1.53 • 10"3%.
8,92
Значения температуры точки росы по (5.27) и (5.28):
для ПК-41
/р = 50 + 50:26,4°’2 = 146,2° С;
для ТГМП-314
/р = 50 + 50 -20,7°-2= 141,6 С;
для ТГМ-84
/р = 50Т 11 • 15,3О,7 = 125,6' С.
Уменьшение тепловых напряжений в топке снижает уровень
образования SO3.
Пример 5.7. В котле Пп-1000-25-545 ГМ (ТГМП-314) сжига-
ется сернистый мазут с Q £ = 39,73 МДж/кг при’ сернистости
топлива .S’p = 1,4% и избытке воздуха в топке о, = 1,02 и 1,05.
Определить содержание SO3 в дымовых газах, температуру
точки росы и сравнить с результатами расчета в примере 5.6.
Решение. Для данного топлива Г° = 10,45 и Г? = 11,27 м3/кг.
При избытке воздуха ат = 1,02
Гг = 11,27 + 0,02 -10,45 = 11,479 м3/кг;
объемная доля pSo = 0Х)07 • 1,4/11,479 = 0,854 • 10~3;
2 хх 21 0,02 10,45
содержание избыточного кислорода О2=-——=0,382%;
105
содержание оксида серы в газах
SO3 = 0,424-0,854• 10“3 (0,382) °*54,85 1 = 1,086• 10 3%.
температура точки росы /р = 50+1Г 10,86о,7= 108,4'С.
Уменьшение содержания серы в мазуте с 2,6 до 1,4% привело
2,07
к снижению образования SO3 в j-^-= 1,9 раза, а 1Р снизилось
на 141,6—108,4 = 33,2 С
При избытке воздуха а,. = 1,05
Иг = 11,27 + 0,05 • 10,45 = 11,792 м3/кг;
объемная доля Pso2 = 0,831 • 10“ 3;
содержание избыточного кислорода
о,=™^=0,93%;
11,792
содержание оксида серы SO3 = 0,424 • 0,83 Г 103 х
х(0,93)°’64,85 1 = 1,648 • 10“3%-
температура точки росы tp = 50+11 • 16,48°* = 128,2 С. Уве-
личение избытка воздуха привело к увеличению содержания
SO3 в 1,648/1,086=1,52 раза и росту температуры точки росы
на 128,2-108,4= 19,8° С.. _
Пример 5.8. Определить температуру точки росы при
сжигании в паровом котле донецкого газового топлива (от-
севы), имеющего Q%= 18,88 МДж/кг; Sp = 3,5%; Лр=28,5%.
Долю уноса золы с газами принять «ун = 0,95.
Решение. Приведенные значения сернистости и зольности
топлива по (5.32) Sn = 3,5/18,88 = 0,185%; Лп = 28,5/18,88 = 1,51%.
Температура точки росы при парциальном давлении водяных
паров рн о=0,009 МПа гр=43 + 202(0,185)°’33/1,23°’951’51 =
= 128,7е С. 2
По сравнению с сжиганием мазута в котле Пп-Ю00-
25-545 ГМ (ТГМП-314) (пример 5.6) значение tp для твердого
топлива оказалось ниже, чем на мазуте (/р= 141,6° С), хотя
твердое топливо имеет большую сернистость.
ЗАДАЧИ
Задача 5.4. Определить значения SO3 и tp при сжигании высокосернистого
мазута с Sp = 2,9% в газоплотном котле Пп-1000-25-545 ГМ (ТГМП-324)
(qf=6,8 МВт/м2) при бСт = 1,010 и сравнить со значениями SO3 и tp при сжигании того
же топлива в котле Пп-1000-25-545 ГМ (ТГМП-114) (qf — 5,58 МВт/м2) при ат = 1,05.
Исходные значения теоретических объемов газов и воздуха взять из. примера 5.5.
Задача 5.5. Определить значение tp при сжигании в топке котла с твердым
шлакоудалением (аун = 0,95) кузнецкого каменного угля марки
Д (Си=22,86 МДж/кг; Sp=0,4%; А ”=13,2%) и кизеловского угля марки
Г (£>£=18,38 МДж/кг; Sp=5,3%; Лг=34,8%)-,и сравнить результаты.
106
Задача 5.6. Определить значение tp при сжигании кизеловского угля
марки Г (задача 5.5) в топке с жидким шлакоудалением при аун = (),7.
Задача 5.7. Найти значения -SO3 и tp при сжигании сернистого мазута
(.С в= 39,73 МДж/кг, Sp= 1,4%) в топке пикового водогрейного котла КВ-ГМ-180
((), = 209 МВт), имеющего сечение топочной камеры /т = 6,48 х 5,74 м, при
избытке воздуха аг= 1,04 (теоретические объемы газов и воздуха взять из
примера 5.7).
Глава шестая
РАСЧЕТ ЗМЕЕВИКОВЫХ
КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
НАГРЕВА
6.1. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ.
СКОРОСТИ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
И РАБОЧЕЙ СРЕДЫ
Расчетная поверхность, м2, участвующая в теплообмене,
определяется по формуле
F=itdln, £6.1)
где d—наружный диаметр, м; I—обогреваемая длина трубы
змеевика, м; п—количество параллельных труб (змеевиков),
образующих поверхность нагрева.
Сечение для прохода рабочей среды, м2:
/=0,785J2h, (6.2)
где dm — внутренний диаметр трубы, м.
Сечение для прохода продуктов сгорания Fr, м2, при
поперечном омывании газовым потоком
Fi=ab—zllid^ (6.3)
где а и b—линейные размеры газохода, м; z3 и 4—число,
шт. и Длина труб в сечении газохода, м.
При переменном числе труб по глубине конвективной
поверхности (в разных ее сечениях) принимается средняя
величина г; если в сечении газохода имеется две или несколько
параллельно установленных секций поверхности, то необходимо
определить суммарное (по сечению газохода) количество труб
в ряду zx.
Горизонтальный газоход котла имеет, как правило, перемен-
ную высоту по ходу газов. В этом случае для вертикальной
107
змеевиковой секции поверхности определяют сечение для
прохода газов на входе F' и выходе F" и производят
усреднение по формуле
Fcp = 2F'F"/(Fz + F"). (6.4а)
При малых отличиях сечения (высоты) газохода на входе
и выходе (менее 25%) допускается производить линейное
усреднение
Гср = 0,5(Г' + Г"). (6.46)
При продольном омывании газами труб поверхности нагрева
Fr = ab—0,785*7 2z, (6.5а)
где z—число труб в сечении газохода.
Для пучков труб, омываемых косым потоком газов, расчет-
ная скорость определяется по сечению F'. проходящему по оси
первого ряда труб в косом направлении (см. рис. 7.4. [1 ]):
F'=4 (.«—ZiJ)/sin р. (6.56)
К коэффициенту теплоотдачи, определяемому по формуле для
поперечного омывания коридорных пучков, при угле между
направлением потока и осями труб Р<80° вводится поправка
в виде коэффициента 1,07; для шахматных пучков поправка
не вводится.
Размеры поперечных и продольных s2 шагов труб при
коридорном и шахматном расположении труб в секции повер-
хности показаны на рис. 6.1, а, б. Необходимо обратить
внимание на различие в определении продольного шага s2 для
коридорных и шахматных пучков.
Относительные шаги труб определяются по отношению
к наружному диаметру: .
ol=sl/d; q2=52/J.
Рис. 6.1. Типовое расположение труб в конвективном трубном пучке:
а—шахматное; б—коридорное
108
При, этом значения диаметра и шага труб должны иметь
одинаковые единицы.
Эффективная толщина излучающего газового слоя s, м,
между трубами секции
s = 0,9d
4 sts2 \
nd2 /
(6-6)
Скорость продуктов сгорания и’г, м/с, определяется по
зависимости
_ЛЛ(ЭСР + 273)
Гг-273
(6-7)
где И, — удельный объем продуктов сгорания при избытке
воздуха в расчетном сечении, м3/кг; при наличии рециркуляции
продуктов сгорания удельный объем Vr должен рассчитываться
с учетом доли рециркуляции (см. гл. 2); 9ср—средняя тем-
пература газов в пределах поверхности нагрева, СС.
Скорость рабочей среды в трубах поверхности нагрева, м/с,
w = vG/f, (6.8)
где v — удельный обьем рабочей среды при расчетных давлении
и температуре, м3/кг; G—расход пара (воды) через поверхность
нагрева, кг/с.
ПРИМЕРЫ
Пример 6.1. Определить геометрические характеристики
экономайзера из труб наружным диаметром 32 мм и толщиной
стенки 4 мм с коридорным расположением Труб. Исходные
данные приведены на рис. 6.2.
Решение. Определим по рис. 6.2 расчетные обогреваемые
длины труб:
первая труба
/1=(13 320-140-2)10+7С-140-5 0,75+тс-60-4,0-0,75 +
+(140+ 100)+(1180 + 60-2)0,5= 134295 мм* 134,3 м.
При подсчете обогреваемой длины небольшие участки труб
с продольным омыванием учитываются с поправочным ко-
эффициентом 0,5', а гнутые участки 0,75, поскольку при малой
длине таких участков нецелесообразно проводить отдельно
расчет для продольного и смешанного (продольно-поперечного)
омывания. Поэтому вся поверхность рассчитывается, как при
поперечном омывании, а учет более низких значений теплоот-
дачи при продольном и смешанном омывании учитывается
указанными выше поправочными коэффициентами;
109
Рис. 6.2. Выполнение экономайзера в конвективной шахте:
а - расположение змеевиков в газоходе; б — поперечный разрез по трубному пучку
вторая труба
/2=(13160-60-2)12+л-60-6-0,75+л-140-5,0-0,75 +
+(140+100)2+(1180+140 2)0,5 = 160 128 мм^160,1 м.
Средняя обогреваемая длина трубы /=0,5(/1 + /2)=
= 0,5 -(134,3 +160,1)= 147,2 м. Определим количество параллель-
ных труб. В соответствии с рис. 6.2 труб в сечении газохода
Zi =48+1 =49 шт.; при двух параллельных трубах в секции
общее число параллельных труб « = 49-2 = 98 шт. Поверхность
нагрева по (6.1)
F=л - 0,032 • 147,2 • 98 = 1450 м2.
Сечение для прохода рабочей среды (по 6.2)
/= 0,785- 0,0242 • 98 = 0,0443 м2.
Сечение для прохода продуктов сгорания по (6.3)
Fr = 3,98-13,52-49-13,32-0,032 = 32,9 м2.
Относительные шаги труб при ^=80 мм, о ] =80/32 = 2,^;, при
значении s2 —1080/(12— 1)=98,2 мм относительный шаг
сг2 =98,2/32 = 3,07.
Эффективная толщина излучающего слоя по (6.6)
5=0,9-0,0324 -°3^28,2-1^ = 0,2525 м.
по
Пример 6.2. Определить скорости продуктов сгорания
и воды на входе в экономайзер. Принять размеры газохода
Л —3,32 и а— 18,0 м, длину секций в осях труб 3,18 м. Рас-
положение . труб—шахматное, трубы 028 мм при толщине
стенки 4 мм, поперечный шаг труб в сечении 85 мм, парал-
лельных труб в секции—две. Расход топлива Вр= 14,03 кг/с,
объем продуктов сгорания на 1 кг сгоревшего топлива
Рг = 12,2 м3/кг. Температура продуктов сгорания на входе
в секцию 608 С, на выходе 339° С. Расход воды через
экономайзер 186,1 кг/с, давление воды 16,2 МПа, температура
воды’ на входе 250° С.
Решение. Число параллельных секций по сечению газохода
=(«М)-1 =(18000/85)-! =210 шт.
Сечение для прохода газов по (6.3)
Fr = 3,32 • 18,0 —210-3,18-0,028 = 41,1 м2.
Скорость продуктов сгорания в экономайзере по (6.7)
12,2-14,03(473,5 + 273) ,. л ,
И’г =--------- А- ---------~= 1 1,4 м/с.
41,1 -273
Средняя температура газов в поверхности
0ср=0,5 (608+339)=473,5° С.
Определяем сечение для прохода воды. При шахматном
расположении труб с одинаковым количеством секций в первом
и втором ряде суммарное количество параллельных секций
z\ =210• 2 = 420 шт. При числе параллельных труб
в секции, равном 2, общее число параллельных труб
п = 420 • 2 = 840 шт.
Сечение для прохода воды по (6.2)
/=0,785 -0.0202 840 = 0,264 м2.
Определяем скорость воды на входе в экономайзер. При
параметрах воды / = 250° С и р = 16,2 МПа удельный объем
воды (термодинамические таблицы воды и водяного пара)
гв = 0,0012305 м3/кг. По (6.8) находим скорость воды
ив=0,0012305 • 186,1/0,264=0,87 м/с.
Пример 6.3. Определить необходимую глубину конвектив-
ного газохода Ь, если по условиям золового износа скорость
продуктов сгорания в поверхности экономайзера не должна
превышать 6 м/с. При решении задачи принять: ширину
газохода а = 17,28 м, диаметр труб 32 мм, поперечный шаг
труб Aj=85mm, расположение труб параллельно фронту,
расстояние между крайней трубкой и стеной газохода 67 мм,
в газоходе располагаются две секции экономайзера, каждая
111
длиной 8,54 м. Расход топлива £р = 45,2 кг с. удельный объем
продуктов сгорания Vl =5,867 м3/кг, температура продуктов
сгорания на входе в экономайзер 650 С.
Решение. Необходимое для прохода газов живое сечение
газохода можно получить, используя (6.7):
F J7' gp(&+273)
1 ir(273
Тогда для предельной скорости и;—6 м/с получим
5^^50 + 273)
Число труб в сечении газохода при их расположении вдоль
фронта и наличии двух секций зависит от искомого размера
глубины газохода 6:
1
Ь-1<г .V
-----+1 12,
где е = 67 мм расстояние от боковой стены до оси трубы.
Подставляя значение г, в (6.3) и приняв 1Х =8,54 м, получим
после преобразований следующее выражение глубины газохода:
21 у d
а —------
Тогда для заданных условий
____________________________/2 67,0
85
При этом
149,4 2 -8.54 -0,032
6 =--------------------
2 -8.54 -0,032
17,28-------------
0,085
количество труб в сечении составит
(13,74 - 2 - 0.067
0,0X5
= 13,74 м.
•2 = 322 пл .
1 —
Проверим
по (6.3):
полученное сечение для прохода продуктов сгорания
F, = 17,28 13,74 — 322-8,54-0,032= 149,4 м2.
Полученную большую глубину конвективной шахты по
условиям конструктивного выполнения необходимо разделить
на две части, г. е. применить Т-образный профиль парового
котла с двумя конвективными шахтами по обеим сторонам
топки глубиной каждая 13.74/2 = 6,87 м.
Пример 6.4. Определить необходимое сечение труб экономайзер;! парового
котла для обеспечения расхода воды в нем 186,!1 кг/с, а также необходимое
число секций и число параллельных груб в одной секции. При решении
задачи принять трубы наружным диаметром 32 мм и толщиной стенки 5 мм,
расположение труб шахматное, перпендикулярно фронту котла с поперечным
шагом 5] 90 мм, размер газохода по фронту 12,0 м, размер е~ 105 мм.
Параметры воды на входе в экономайзер: температура rB=260" С (вода
поступает в экономайзер после установки получения конденсата пара для
впрыскивающих пароохладителей), давления воды р~ 16,2 МПа. Как изменится
число параллельных труб в секции при переходе на трубы 028 мм с толщиной
стенки 4 мм при сохранении относительного поперечного шага стх? Экономайзер
является кипящим и скорость воды в нем должна быть не менее I м/с.
Решение. Необходимое сечение для прохода воды при ее скорости
и-в—1 м/с. При давлении р~ 16,2 МПа и /=-260 С удельный объем воды
р= О,ОО12532 м3/кг. тогда
/0,00125 186,11/1,0 = 0,233 м2.
Необходимое обшее число труб для указанных условий определяется по (6.2):
п = 0,233. (0,785 0,0222) = 613,5 ни.
Принимаем н- 614 шт.
Определяем число труб в сечении газохода (трубных секций) при заданном
размере газохода по ширине (см. пример 6.3):
Определяем число параллельных рядов труб в одной трубной секции:
с, =614'132 -=4,64.
Так как реально число труб должно быть целым и четным, принимаем
чисто параллельных труб
~ = 4.
В итоге общее число груб, через которое проходит вода, п-4-132 = 528 шт.,
528
их сечение /'=0,233—— = 0,2007 м2, а реальная скорость воды
0,233
ин^• 1,0 1,162 м/с. Общее число груб при переходе на трубы 028 мм
и скорости воды ггв= 1,0 м/с
// =
0,233
0/785- 0,022
= 742,3 пгт.
Принимаем л = 742 гит.
Относительный шаг ст7 в исходном варианте (при 032 мм) составит
at = 90/32 =2.812. При переходе на трубы 028 мм при таком же значении
О] поперечный шаг .$! = 2,812 28 = 78,75 мм. Принимаем st = 79MM. При этом
число труб в сечении газохода будет составлять
12000 = 2-105
’79
1 I 2= 296,5 шт.
113
7-2065
Принимаем z\ = 296 ш i. Чист параллельных рядов тр\6 в одной секции
z2 ~742 296 -- 2,51 шт.
Принимаем j2^-2 шт. При этом скорость поды соскшдяс!
0.01)125 1X6. И
1(- ---- __ । 2т м с.
0.7X5 0.02 - 296 -2
Пример 6.5. Насколько изменится необходимая глубина
газохода конвективной шахты при ее ширине 18,0м и проек-
тировании котлов для сжигания экибастузского каменною
угля (приложение, табл. 1. топливо № 9) и донецкою угля
марки Т (приложение, табл. 1, топливо N? 4). Предельные
скорости продуктов сгорания для этих топлив принять соот-
ветственно 7,0 и 12,0 М/С. С некоторым упрощением принять
расходы топлива обратно пропорциональными низшей теплоте
сгорания; при сжигании экибастузского угля расход топлива
В.зк = 32,66 кг/с. Избыток воздуха на входе в i азоход 7=1.2,
температура продуктов сгорания 800 С, оз носи тельный по-
перечный шаг И! =2,5.
Решение. 1. Экибасз узский каменный уголь. Обз,ем продук-
тов сгорания при сжигании 1 кг топлива получаем, используя
табл. ПЗ приложения:
Г? =0,84 + 3,61 + 0,49 = 4,94 м\кт;
И, = 4,94+ 1,0161 (1,2 — 1)-4.56 = 5,87 м3/кг.
Необходимое живое сечение газохода для прохода газов
по (6.7):
ж
5.Х7 -32.66 (Х00 + 273)
7.0-273
= 107,6 \г.
Определяем габаритное сечение газохода и его глубину.
Введем понятие коэффициента живою сечения газохода, запол-
ненного трубным пучком, Аж, равное отношению свободного
проходного сечения между трубами к полному сечению,
ограниченному осями соседних труб в ряду:
Для заданных условий Аж = 1 — (1/2,5) = 0,6.
ходимое полное (габаритное) сечение газохода
+, = 107,6/0,60= 179,33 м2.
Тогда необ-
Глубина газохода
/> = 179,33/18,0 = 9,96 м.
114
2. Донецкий yiojib марки Г. Определяем расход топлива
на котел:
В.( 32,66 17 ЗМ’- 24,26 кг/с.
(CUL 23 400
Объем продуктов сгорания при сжигании 1 ki юплива:
1,16 + 4,94+0,50-6,6 м'.кг;
И, - 6,6 +1.0161(1,2-1)- 6,24 = 7,87 м'/кг.
Необходимое живое сечение газохода
7.87- 24,26(800 + 273)
--;273
— 62,53 м"
Полное сечение и глубина газохода
62,53 , ,
=------= 104.2 м~;
0.60
104.2
-----— 5,79 м.
18.0
Таким образом, высокие абразивные свойства угля требуют
заметного увеличения размеров газохода. Снизить размеры
газохода возможно за счет увеличения относительного шага
труб о,. Однако это приводит к уменьшению числа труб
в сечении и росту |<. гмеров поверхности нагрева но высоте
газохода, затруднениям при компоновке поверхности и как
следствие к повышению энергетических затрат на преодоление
аэродинамического и гидравлического сопротивлений.
ЗАДАЧИ
Задача 6.1. Определить еометрические характеристики (/*',/. /ц, п,. <д2.
л) ступени промежуточно! о naponepei ревагечя, выполненною из вертикальных
змеевиков с коридорным расположением груб наружным диаметром 60 мм
и юлыиной стенки 5 мм (рис. 6.3). Ширина газохода «= 16 320 мм, количество
грубных секций 116шг„ число параллельных т руб в одной секции 3,
поперечный шаг л,--138 мм. При расчете обогреваемой длины груб участки
I ибов считать соответственно для первого, второю и гретого змеевиков:
150, 225 и 300 мм.
Задача 6.2. Определи iь скорость продуктов сгорания и вторично-персгрева-
емого пара во входной ступени пароперегревателя из труб 050 мм с толщиной
стенки 4 мм и коридорным i горизонтальным расположением груб в опускном
газоходе. При проведении расчетов принять: размеры газохода а= 16,32 м
и h 6,36 м. Количество трубных секций 176 шт. длиной каждая 6,2 м, число
параллельных труб в одной секции -четыре. Расход топлива 19,28 кг/с,
объем продуктов сгорания на 1 ki сгоревшего топлива У, — 13,25 м3/кг,
115
Рис.1 6.3. Эскиз пакета промежуточ-
ного пароперегревателя
температура продуктов сгорания на
входе в ступень 697° С и на выходе
из нее 496° С, расход пара 216,11 кг/с,
температура пара на входе 310° С,
на^ выходе 450° С, давление пара соот-
ветственно 4,17 и 4,07 МПа.
, Задача 6.3. Как изменится ско-
рость продуктов сгорания и пара
в промежуточном перегревателе при
изменении средней температуры про-
дуктов сгорания с 596 до 650° С
и вторично-перегреваемого пара
с 380° С до 420' С (при р=4,12 МПа),
а также давления пара в нем
с 4,12 МПа до 2,65 МПа (при
/=380° С). При проведении расчетов
принять: расход топлива 19,28 кг/с,
объем продуктов сгорания на 1 кг
сгоревшего топлива 13,25 м3/кг, живое
сечение газоходов для прохода про-
дуктов сгорания 49,2 м2, расход пара
216,11 кг/с и сечение для прохода пара 0,975 м2.
' Задача 6.4. Сравнить скорости воды в . экономайзерах с коридорным
расположением труб параллельно фронту и перпендикулярно фронту. Принять
следующие исходные данные: диаметр труб 32 мм, толщину стенки труб
4 мм, поперечный шаг 85 мм, продольный шаг 47 мм, размеры газохода по
глубине 6=3,5 м, по ширине а— 12,5 м, количество параллельных труб в одной
трубной секции—три, расход воды через экономайзер D— 138,89 кг/с, средняя
температура воды г =268° С, среднее давление р— 16,2 МПа.
При расположении труб параллельно фронту принять количество секций
поверхности по ширине газохода—две, свободное расстояние между осью
груб и стенкой во всех случаях Принять 100 мм.
Задача -6.5. Насколько изменится скорость продуктов сгорания, если
увеличить размер газохода по глубине с 3,5 до 4,0 м при сохранении
относительного поперечного шага труб. Остальные данные, необходимые для
определения живого сечения, принять по задаче 6.4 при расположении
змеевиков параллельно фронту. Принять, длину змеевиков 6,1 м,^температуру
продуктов сгорания' 700°- С, расход топлива 17,25 кг/с, объем газов на 1 кг
топлива VT—10 м3/кг.
Задача 6.6 Определить необходимое сечение конвективной шахты при
проектировании котла для сжигания березовского бурого угля (приложение,
табл. П1, топливо № 14) и сопоставить его с необходимым сечением газохода
при сжигании сушонки этого угля. При' проведении расчетов принять: расход
сырого угля Вр= 35,05 кг/с, объем продуктов сгорания на 1кг топлива
116
VT= 5,89 м3/1сг; для сушонки березовского угля принять соответственно
Вр=26,5кг/с, VT = 7,434 м3/кг; температура продуктов сгорания на входе
в конвективную шахту 800' С. Геометрические характеристики поверхности
нагрева: трубы 036 мм с поперечным шагом 140 мм, ширина газохода
18,0 м, длина труб 8,85 м (две секции по ширине). Допустимую скорость
газов по условиям износа принять для сырого угля 8,8, для сушонки &,65 м/с.
6.2. ТЕПЛООБМЕН В ЗМЕЕВИКОВЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ
НАГРЕВА
Теплоотдача от продуктов сгорания к стенке аъ кВт/(м2 - К),
определяется по формуле
«1=^(^к + ал), (6.9)
где ак—коэффициент теплоотдачи конвекцией, кВт/(м2-К);
осл - коэффициент теплоотдачи излучением, кВт/(м2-К); 2,—ко-
эффициент использования, учитывающий уменьшение тепловос-
приятия поверхности нагрева вследствие неравномерности омы-
вания поверхности газами, образования застойных зон или
частичного протекания газов помимо поверхности; для попереч-
но омываемых конвективных ступеней коэффициент £, принима-
ется равным единице, в других случаях при сложном омывании
(ширмы) £,<1-
6.2.1. Коэффициент зависит от типа пучка труб.
Для шахматных пучков
^ = С,сМ—Y'6pr0 33, (6.10)
V J
где Cs—поправочный коэффициент, зависящий от шага труб
в пучке; Сг—поправка на число рядов труб по ходу продуктов
сгорания; 1—теплопроводность продуктов сгорания при сре-
дней температуре потока, кВт/(м-К); у—кинематическая вяз-
кость продуктов сгорания при средней -температуре потока,
м2/с; Рг—число Прандтля.
Значения 1, v и Рг определяются по табл. П9 приложения,
поправки к ним Ми Мх, зависящие от парциального
давления водяных паров и температуры продуктов сгорания,
приведены на рис. П4 приложения. Поправочный коэффициент
_CS определяется через относительный диагональный шаг
<р=(о1-1)/(с,2-1),
(1 \0,5
-О2 + о1) .
4 )
В зависимости от значений о, и <р: Cs=0,34фол при
0,1 <ф^ 1,7; СА.-0,275ф°’5 при 1,7 <ф< 4,5 и ох<3; Cs = 0,34фЬ’1
при 1,7<<р^4,5 и (7]^3.
117
Поправка на число рядов труб С2: C2 = 3,12z2’05 —2,5 при
г2<10 и Oj <3; C2=4z2’02 —3,2 при z2<10 и о^З; С2 = .Ц0
при z2^10.
Для коридорных пучков
X Л°>65
aK = 0,2CsC„^(—) Рг0’33. (6.11)
а у v у
Поправочный коэффициент на геометрию пучка
Са = [1 +(2а, -3)(1 -а2/2)3]-2.
При о2^2, а также 04 < 1,5 Cs=l; при о2<2 и ст>3
подставляется сг=3. Поправка на число рядов труб
С2- 0,91+0,0125 (z2 —2).
6.2.2. Коэффициент ал для котельных поверхностей опре-
деляется по зависимости
ал = 5,13 • 10“ 11еГ3 [1 -(Т3/Г)"]/(1 - Т3/Т_), (6.12)
где п = 4 для зольных топлив и 3,6—для беззольных; е—
коэффициент излучения продуктов сгорания при температуре
потока, определяемый по (4.11); Т—температура продуктов
сгорания, К; Тл темпера тура загрязненной стенки, К.
Необходимое значение kps для расчета е определяется, как
и при расчете ет, по (4.17), но при значении ккокс = 0,
эффективная толщина излучающего слоя s для гладкотрубных
конвективных пучков определяется по (6.6).
Температура 7'3 = /3 + 273, где значение /3, °C, находится
следующим образом:
для конвективных перегревателей при сжигании зольных
топлив
( 1 \
ti — t +1 Е3 Ч-)
\ “2/
(6.13)
где /—средняя температура рабочей среды в ступени, °C;
= I?—средний воспринятый-тепловой поток, кВт/м2;
е3—коэффициент загрязнения, м2-К/кВт; для остальных повер-
хностей нагрева t3 принимается в зависимое! и от вида
поверхности и сжигаемого топлива.
Необходимые данные для расчета t3 приведены в табл. 6.1.
При наличии перед конвективной поверхностью нагрева
или внутри нее газового объема теплоту излучения объема
на последующую по ходу газов поверхность учитывают
приближенно путем увеличения расчетного коэффициента те-
плоотдачи излучением:
118
Таблица 6.1
Значение расчетных коэффициентов или температуры Поверхность котла и вид сжигаемого топлива
е3=4,30 м2 К / кВт Конвективные пароперегреватели с коридорным рас- положением труб при сжигании твердых топлив
£., = 2,58 м2 К/кВт То же при шахматном или коридорном расположе- нии труб и сжигании жидкого топлива
Z3=Z+60 С Одноступенчатый экономайзер, вторая ступень' эко- номайзера, переходная зона прямоточных котлов при 9'>400 С и сжигании твердых и жидких топлив
f3=Z+25° С Одноступенчатый экономайзер при 9'<400‘* С и пер- вая ступень двухступенчатого экономайзера при сжи- гании твердых и жидких топлив
t3 = t + 25 С Все конвективные поверхности нагрева при сжигании природного газа
(6Л4)
где 10 и /п—глубина газового объема и последующей по-
верхности нагрева, м; Г'— температура потока продуктов
сгорания перед поверхностью, К; коэффициент А =0,3 при
сжигании газа и мазута, 0,4—при сжигании каменных углей
и антрацита, 0,5—при сжигании бурых углей, сланцев и фрезер-
ного торфа.
Теплота обратного излучения газовых объемов, находящих-
ся за конвективной поверхностью нагрева, на эту поверхность
незначительна и может не учитываться.
6.2.3. Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к
внутренней рабочей среде а2 определяется следующим об-
разом.
Для пара докритического давления при всех удельных
тепловых напряжениях поверхности, а также для пара срерх-
критического давления (СКД) при удельных тепловых напряже-
ниях <7макс^349 кВт/м2
1 / /7 \0,8
«2-0,023 — ( — ) Рг°’4СгС<,Сь
«вн \ V /
(6-15)
Поправки Ct, Cd и С1 при движении рабочей среды внутри
трубы принимаются равными единице. Теплопроводность воды
и пара X, кВт/(м-К), находится по табл. П10 приложения.
119
Кинематическая вязкость рабочей среды v, м2 /с, определяется
по зависимости
v = 9,81pr, (6.16)
где v—удельный объем’ воды и пара, определяемый по
термодинамическим таблицам воды и водяного пара, м3/кг;
р—динамическая вязкость, кг-с/м2. Значение определяется по
табл. ПП приложения. Число Прандтля Рг определяется по
табл. П12 приложения.
Для кипящей воды а2 определяется по рис. П5 в зависи-
мости от удельной тепловой нагрузки q и давления среды р.
Для среды. СКД при ^мдвс> 349 кВт/м2 и энтальпии среды
h <2721 кДж/кг коэффициент а2 находится по рис. П6 с учетом
поправки на удельный тепловой поток.
ПРИМЕРЫ
Пример 6.6. Как изменится коэффициент теплоотдачи конве-
кцией от продуктов сгорания к стенке при замене коридорного
пучка на? шахматный? При решении задачи принять: количество
рядов труб по ходу газов z2 = 10, наружный диаметр труб
50 мм, поперечный шаг труб = 125 мм, продольный шаг
л2 = 75 мм, среднюю температуру продуктов сгорания 0=800° С,
парциальное давление водяных паров гно=0,184. Принять для
расчета скорость продуктов сгорания 10 и 25 м/с, сделать
вывод об эффективности перехода на шахматный пучок при
различных скоростях- продуктов сгорания.
Ранение. 1. Определяем физические параметры продуктов
сгорания. Из табл. П9 приложения для продуктов сгорания
среднего состава: Х' = 9,1528-10“5 кВт/(м-с); v'= 126-10'6 м2/с;
Рг'=0,59.
По. рис. П4 приложения поправки Л/х = 1,05, Afv= 1,023
и МРг—1,042. С учетом поправок получаем:
1=9,1528 • 10 -1,05 = 9,6104-10" 5 кВт/(м К);
v= 126,0 10'J • 1,023=128,9-10" 6 м2/с; Рг=0,59-1,042 =0,6148.
- 2. Коэффициент теплоотдачи конвекцией для коридорного
пучка. Найдем поправочные коэффициенты Cs и Се. Значения
04 =sx/d= 125/50 = 2,5; 02 = 75/50=1,5. Для этих условий
Cs = [1 + (2 • 2,5 - 3) (1 -1,5 /2)3 ] ~1 = 0,94СГ
При z2 = 10 значение С2 = 1.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от продуктов сгора-
ния к трубе при скорости 10 м/с по (6.11)
ак=0,2-0,940 1,0
9,6104-10“5
0,05
х 0,6150,33 = 66,2-10 " 3
/ 10,0 0,05 \
^128,9 -10
кВт/(м2 К).
120
То жб при скорости 25 м/с: ак = 120,1 • 10“3 кВт/(м2 • К).
3. Коэффициент теплоотдачи конвекцией для шахматных
пучков.
Найдем поправочные коэффициенты Cs и С_:-
04=2,5; -с2 = 75/50= 1,50; <з'2 = у/1,52/4+1,502 = 1,953;
<р=(2,5 — 1 )/(1,953 — 1)= 1,574;
Cs=0,3.4- 1,574ОЛ =0,356;
С2=1,0, так как z2 = 10.
Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к трубе
при скорости 10 м/с по (6.10)
ак=0,356-1,0
9,610 10“5
0^05
10,0- 0,05
128,9-10“ 6
•0,6148°’33 =
= 82,9 • 10 ~3 кВт/(м2 К)-
То же при скорости 25 м/с: ак= 143,7-10-3 кВт/(м2-К).
Таким образом, переход от коридорного к шахматному
пучку труб повышает коэффициент теплоотдачи конвекцией
в 1,25 раза при скорости газов 10 м/с и в 1,20 раз при
скорости газов 25 м/с.
Пример 6.7. Как изменится коэффициент теплоотдачи аж при увеличении
количества рядов труб по ходу газов с 5 до 10? Принять: и, = 10 м/с;
</=32 мм; st = 120 мм; 52 = 50 мм; среднюю температуру 9=800 С; парциальное
давление водяных паров гн о=0,100; расположение труб в пучке—шахматное.
Решение. 1. Определим физические параметры сгорания. Из табл. П9
приложения для продуктов сгорания среднего' состава:
V = 9,1528 • 10 - 5 кВт/(м • с); v' = 126,0 • 10 6 м2/с; Рг' = 0,59.
По рис. П4 приложения поправки Л/, = 1,0; 71/^=0,991 и 71/Рг = 0,992. С учетом
поправок получаем
А=9,1528 • 10 5 • 0,991 = 9,07 10 s кВт/(м2 • К);
v= 126,0 • 10~6 1,0= 126,0 -10“6 м2/с; Pi =0,59 0,992 =0,585.
2. Найдем поправочные коэффициенты Cs и С2. Относительные шаги труб:
О! = 120/32= 3,75; о2 = 50/32= 1,562;
о'2 = ч/3,752/4+1,5622 = 2,44; <р = (3,75 - 1)/(2,44 - 1)= 1,910;
Cs = 0,34-1,910О1 = 0,363.
При z2=10 Сг=1,0; при z2 = 5'Сг = 4-5°'02 —3,2 = 0,931.
3. Коэффициент теплоотдачи ак в исходном варианте (z2 = 5) по (6.10):
а,5 = 88,5 10 3,кВт/(м2 - К).
121
Для поверхности при с2=10
«к 1 о = *Ks 7-к ю = Н) 3 =. 95 1 • Ю ’ кВт (м2 К).
- 5 и,У-51
Таким образом, увеличение количества рядов груб но ходу i а гов с 5 до
10 повысило коэффициент теплоотдачи otx для шахматного пучка на 7,45%.
Дальнейшее увеличение числа рядов труб не приводит к росту ак.
Пример 6.8. Вывести зависимость влияния диаметра груб на коэффициент
теплоотдачи для шахматных и коридорных пучков при переходе с </=32
на г/—60 мм.
Решение. 1. Выявим из (6.10) зависимость эск =/ (</) для шахматных пучков:
ус.е,
7 - Л----------------------------= Ad °'4.
d
где А- комплекс постоянных для данных условий конструктивных харак-
теристик пучка, физических параметров и скорости газов.
2. По аналогии для коридорных пучков по (6.11):
ак== Ad ~0-35.
3. Определяем изменение э.к для шахматного пучка при диаметре труб
</=60 мм вместо 32:
^кбо/^32 --(4о/<т2) 04 (60 32) 0,4 = 0,78.
4. То же для коридорного пучка:
\Ы1-э.н - (60 32) ’•'s 0.80.
Таким образом, увеличение диаметра грубы с 32 до 60 мм в сопоставимых
условиях привело к уменьшению 7к на 22% в шахматных пучках и на 20"<>
в коридорных пучках.
Пример 6.9. Определить, как меняется коэффициент теплоотдачи 7, при
коридорном расположении труб с увеличением поперечного шага .v, с 88 до
138 мм, а также увеличении продольного шага х; с 50 до 60 мм. Остальные
данные взять из примера 6.8. Принять z2=10, скорость продуктов сгорания
10 м/с.
Решение. 1. Поскольку согласно (6.10) изменение коэффициента теплоот-
дачи ак в данном случае определяется только значением поправочного
коэффициента Cs, найдем его значение:
для исходного варианта од = 88/32 = 2,75; о2 = 50'32= 1,562. Поскольку
расчетное <т2<2, а а^З,
С, = [1-г (2-2,75-3) (1- 1,562.2)3 ] 2-- 0,9886;
при увеличении поперечного шага л-j до 138 мм <Tj = 138 32 = 4.312 и при
расчете С4 принимается <т1 = 3. тогда
Изменение коэффициента ак при увеличении поперечного шага составит 4,9%.
122
2. Определяем коэффициент теплоотдачи дк при увеличении продольного
niai а х2 ДО 60 мм.
Найдем поправочный коэффициент С\:
<7! = 138 / 32 - 4.312: о, = 60 / 32 = 1.875.
Для них условий
С,
= 0,998
Расчетный коэффицисш тенлооьдачи
9.0710 5/ 10,0-0.032\°
%, = 0,20 0,998---- - -------------- 0,585оз' = 77,4-10 ’кВг/(м2-К).
0.032 \ 126.0-10 7
Таким обратом, при коридорном расположении труб увеличение продоль-
ною niai а груб л'2 при значениях ст, <2.0 ведет к некоторому увеличению
коэффициента теплоотдачи (в данном примере в 0.998;0,94 = 1,062 раза).
Пример 6.10. Определить, как измени гея коэффициент те-
плоотдачи в конвективной поверхности при сжигании природ-
ного газа в высоконапорном паровом котле при давлении
р=1МПа. Принять природный газ (приложение, габл. П4,
топливо №8), имеющий Ив=9,91 м3/м3, П’ = 11,12 м3/м3,
= 0,191. Исходные данные поверхности: ст! =3,0; ст,—1,5;
7=32 мм; г2>10; средняя температура юзов 3 = 600 С; ско-
рость газов 10 м/с.
Решение. 1. Физические свойства продуктов сгорания при
3 = 600 С (приложение, табл. П9):
72 = 7,420-10 5кВт/(мК); v' = 89,4IO 6 м2 с; Рг' = 0,61.
Поправки к составу продуктов сгорания: 1,018; A7V = 1,05;
Л/Рг= 1,048. Тогда
Л = 7.420 10 5 1.018 = 7.55 -10 5 кВт /(м • К);
v = 89,4 • 10 6 • 1,05 = 93.87 • 1 (Г 6 м2/с; Рг=0,611,048 = 0,639.
2. Коэффициент теплоотдачи схк в обычных топках (при
близком к атмосферному давлению газов)
7,55- НГ
ак = 0.360- 1,0
10-0.032
93,87 10 "
0,6
х
X О,6390 33 =98,37- 10“ 3 кВт/(м2-К).
3. То же в высокопапорном котле.
Для высоконапорных котлов, работающих при давлении
выше атмосферного, кинематическая вязкость определяется по
формуле
v
р
v
Р
93,87 • 10“ь
~~TcFio~~
= 9.387-10 6
м2/с.
123
Остальные величины, входящие в (6.10), при этом останутся
без изменения. Тогда
= ак (93,87/9,387)0,6 = 98,37 10“3 -3,98 =
= 391,62-10“3 кВт/(м2-К).
Таким образом, с повышением давления в газоходе
при прочих равных условиях коэффициент теплоотдачи кон-
векцией существенно увеличивается. Количественно это уве-.
личение пропорционально изменению давления газовой среды
в степени 0,6.
Пример 6.11. Определить коэффициент теплоотдачи ак в поверхности при
наличии участков с различными сечениями для прохода газов. При выполнении
расчетов принять: расположение труб — коридорное; <7 = 42 мм; ,?! = 138мм;
з2 = 63мм; z2=10: гн О = 0,184; 9=800 С; расход топлива /Ур = 19,28 м3/с;
Сг= 13,25 м3/с; сечение для прохода продуктов сгорания на первом участке
Frl = 60,0 м2, на втором Ff2 = 50m2, поверхности нагрева участков соответ-
ственно Fj = 1000 м2 и F2= 1500 м2.
Решение. 1. Произведем усреднение сечения поверхности по формуле
Ft + F2 1000+1500
Fcp=—------=----------=53,57 м2.
р Fj F2 1000 1500
бсГ^^бО
2. Средняя по поверхности скорость газов по (6.7)
13,25 19,2
8(800+273)
----------_ = 18,7 мс.
7 - 273
3. Поправка на геометрию пучка
С, = [ 1 + (2 • 3,0 - 3) (I - 1,5 / 2)3] " 2 = 0,912; С, = 1,0.
4. Физические параметры продуктов сгорания при 0=800 С:
Х= 9,610 - 10~5 кВт/(м К); v = 428.9 - 10 6 м2, с; И =0.614.
5. Коэффициент теплоотдачи конвекцией тк= 100,6 10 3 кВт/(м2 К).
6. При плавном изменении сечения возможно применить более простую
формулу усреднения:
2FMFr2 2-50-60
Скорость газов при этом составит 18,4 м/с, а коэффициент теплоотдачи
ак = 99,8 • 10-3 кВт/(м2-К), погрешность такою расчета 1%.
Пример 6.12. Имеется конвективный пароперегреватель е коридорным
и .шахматным расположением груб в зоне высоких гсмпсрагур продуктов
сгорания 9. Определить средний коэффициент теплоотдачи если известно,
что FKOp= 1000 м2, FuiaXM= 1500 м2. При решении задачи принять щ -3,0;
ст2=1,5; <7=32 мм; с2 = 30: 9=800 С; гно=П,184; тг, = 10 м с.
124
Решение. 1. Определяем коэффициент теплоотдачи аж в части с коридорным
расположением труб.
Аналогично предыдущим примерам находим
Cs = 0,912: G=l,0: Х = 9.610-10'5 кВт/(мК);
v~ 128,9- 1(Г6 м2/с; Рг = 0,614;
9,610- 10 5/ 10-0,032 \0-65 „„ , у , 4
акоо = 0,2 0,912 -1,0 --1-------— 0,614 °’3 3 = 75,1 • 10 "3 кВт/(м2 • К).
р 0,032 \128,9-10'7 V '
2. То же в части с шахматным расположением труб:
С4 = 0,360; С2=1,0; Х = 5,543 10 5кВт/(мК);
v = 128,9 10 ~ 6 м2/с; Рг = 0,614;
9,610-Ю-5 / 10 0,032 \0,60 п„ ч v
ашахм = 0,360-1,0—----- ----------г 0,614°-33= 100,3-10’3 кВт/ м2 К .
0,032 V28’910"/
3. Средний коэффициент теплоотдачи конвекцией ак определяется по
формуле
«кор кор + «шахм ^шахм 75,1 ’ 10 ’ 3 ’ 1000 + 100,3 ‘ 10 3 ‘ 1 500 2
а =—z—*-----------———------------------------------— = 90,2- 10 3 кВт/мЛ
1000+ 1500
кор 1 А шахм
Пример 6.13. Как изменится коэффициент теплоотдачи из-
лучением ал при увеличении температуры продуктов сгорания
от 500 до 800° С? Принять температуру загрязненной стенки
/, = 400 С; коэффициент излучения газовой среды £ = 0,15;
топливо — беззольное (природный газ).
1 — (Т / ту
Решение. 1. Определяем отношение температур - - -
в исходном варианте—при температуре газов 500° С.
Для беззольного топлива п = 3,6; при заданных исходных
величинах отношение температур
400 + 273
500 + 273
400+273
500 + 273
= 3,035.
2. Коэффициент теплоотдачи излучением. от продуктов сго-
рания к стенке в исходном варианте по (6.12)
ал1 =5,13 • 10~п 0,15-(500 + 273)3-3,035= 10,8-10 '3 кВт/(м2К),
3. Находим отношение температур для второго варианта —
при температуре продуктов сгорания 800° С:
"1 /400+27зу’6'| /Г 400 + 273 ~1
\800 + 273у / 800 + 273 ~ ’
4. Коэффициент теплоотдачи излучением при 9=800 С
схл2 = 298-10 3 кВт/(м2-К).
125
Таким образом, повышение температуры продуктов сгора-
ния с 500 до 800' С при постоянстве температуры /, привело
к существенному увеличению коэффициента теплоотдачи из-
лучением.
Пример 6.14. Как изменится коэффициент теплоотдачи из-
лучением 7, при увеличении поперечного шага труб в пучке
Sy с 70 до 96 мм? При решении задачи принять: <7 = 32 мм;
л2=48мм; 3 = 800 С; /., = 400 С; /> = 0,1 МПа: гНД) = 0.12;
г„ = 0.300; топливо природный газ (беззольное).
Решение. 1. Определяем коэффициент теплоотдачи излуче-
нием х, в исходном варианте (при значении .$1=70мм).
Эффективная толщина излучающего слоя по (6.6)
/4-70-48 \
л- = 0,9 • 0.032 -г- -1 = 0,092 м.
у тг -32- J
Коэффициент поглощения газовой средой к, [см. (4.14)]:
/>пт = 0,1 -0.300-0.092 = 0.0027 МПа-м;
70.78 + 1,6-0.12
<0.316х/0?00’27
1074 \
1-0,37 ‘ 1 = 34,78 1 / (МПа - м).
1000/ ' '
Коэффициент излучения газовой среды в межтрубном
объеме но (4.17) и (4.11)
kps = 34,78 • 0,300 - 0,1 • 0,09 = 0,096; с = I -е 0 096 = 0,0915.
Значение х, в исходном варианте по (6.12)
а, = 5,13 • 10 " ’1 • 0.0915 (800 + 273)3 х
<400 + 273\
ч80() + 273)
400 t 27*3
800 т 273
= 12,6-10
кВт (м2 - К).
з
2. Определяем коэффициент теплоотдачи излучением х, при
увеличении поперечного шага л-| до 96 мм.
Эффективная толщина излучающего слоя (по 6.6)
л=0,136 м.
- Коэффициент поглощения т азовой средой:
/>„3=0.00409 МПа-м;
At =28.40 I,(МПа-м).
Коэффициент излучения газовой среды в межтрубном
объеме:
Лдл=0,116; е= 1 -е '°* 16 = 0,110.
126
Коэффициент теплоотдачи излучением по (6.12)
ал2 = 15,2-10 “3 кВт/(м2-К).
Таким образом, увеличение поперечного шага труб приводит
к росту х, в данном случае в 1,206 раза.
Пример 6.15. Установить степень влияния газового объема
перед поверхностью нагрева либо внутри ее на коэффициент
теплоотдачи излучением при сжигании каменного угля. Поверх-
ность установлена в верхней части конвективной шахты. При
решении задачи принять: температуру продуктов сгорания на
входе в поверхность нагрева 900 С; среднюю температуру газов
850 С; температуру загрязненной стенки 550 С; гНД) = 0,080;
/„ 0.246; безразмерную концентрацию золовых* частиц
щл 0,019; тип мельниц среднеходные; поверхность нагрева
состоит из двух пакетов каждый высотой 1000 мм. Рассмотреть
три варианта выполнения газовых обт»емов: а) глубина объема
перед поверхностью нагрева 800 мм; б) то же 1600 мм;
в) глубина объема перед поверхностью 1600 мм, внутри поверх-
ности нагрева (между пакетами) 1200 мм. Эффективная толщина
излучения межзрубного объема л= 0.125 м; д = 0,1 МПа.
Решение. 1. Определяем коэффициенты поглощения лучей
трехатомными газами и зоновыми частицами:
P„s-0,1- 0,246 • 0,125 = 0,00307 МПа м;
/0.78+1,6-0,08 \/ Н23\
к, --- - -II -0,37------- = 29,70 1 /(МПа • м ;
\ 0,316. /0,00307 /\ 100°/
V
43 000 1,3
А, ,-- . . . = 81,49 1 М Па м .
' 11232 -16-
V
2. Коэффициент излучения межтрубного объема в пакете
поверхности по (4.17) и (4.11):
kps=(29,70 • 0,246 + 81,49 0,019) 0.1-0,125 = 0,111;
е= I-?-”111 =0,105.
3. Коэффициент теплоотдачи излучением в пакете без учета
излучения газового объема
х, - 5,13 • 10 11 • 0,105 (850 + 273)3 х
/550 +273 V
I ----------
1 850+ 273/ , ,, ,
х —2--------/- = 20.3 • 10 3 кВт/(м- • К).
550 + 273 '' '
| _:-------
850 + 273
4. Уточненный коэффициент теплоотдачи излучением с по-
правкой на излучение газового объема по (6.14):
127
газовый объем перед поверхностью /0 — 800 мм
4
20,3 -10 ’
1+0,4
900+273
Гооо
/ 800 \0 07
у2000у
= 28,2-10 “3 кВт/(м2-К);
газовый объем перед поверхностью с /0 = 1600 мм
(4 = 28,6 - 10 3 кВт/(м2 - К);
газовый объем перед поверхностью и между пакетами
/0 = 1200 + 1600 = 2800 мм
4 = 28,95-10“3 кВт/(м2 К).
Пример 6.16. Как изменится теплоотдача от стенки к ра-
бочей среде а2 в зависимости от назначения поверхности
нагрева: экономайзер, переходная зона, пароперегреватель —
при сопоставимых условиях (одинаковые расходы, сечения для
прохода внутренней среды, внутренние диаметры труб). При
решении задачи принять: расход среды 272,22 кг/с; давление
29,43 МПа; количество труб 716 шт.; их внутренний диаметр
0,020 м. Принять температуру среды в экономайзере 300 С,
в переходной зоне 390‘ С, в пароперегревателе 500 С, тепловой
поток в переходной зоне 50 кВт/м2.
Решение. 1. Сечение для прохода внутренней среды по (6.2)
/= 0,785-0,022-716 = 0,225 м2.
2. Массовая скорость среды
ри’ = П //=272,22/0,225 = 1210 кг/(м2 - с).
3. Коэффициент теплоотдачи а2 в экономайзере.
При р= 29,43 МПа и / = 300° С удельная плотность воды
г = 1,333 • 10 3 м3/кг и скорость воды и’в = рит= 1210 • 1,333 х
х 10 3 = 1,61 м/с.
Физические параметры воды по табл. П10—П12 при-
ложения:
Х = 59,08 -10 5 кВт/(м-К); Рг = 0,82;
по ПН определяем кинематическую вязкость воды:
v = 0,127-10 6 м2/с.
По (6.15) определяем а2. При течении внутри трубы
значения С(, Cd и принимаются равными единице, тогда
а2 = 0,023
59,08 10 5
0,02
1,613-0,02
0,127 -10 6
0,8
0,82°’4 = 13,19 кВт/(м2 - К).
128
4. То же для поверхности переходной зоны. По рис. П6
приложения при массовой скорости среды 1210 кг/(м2 • с)
и < = 0,02 м ан = 10,41 кВт/(м2 • К).
При /> = 29,43 МПа и / = 390 С энтальпия рабочей сре-
ды h = 1974,5 кДж/кг, при этом поправочный коэффициент
>1 = 1,5:
а2 = оснЛ = 10.41 • 1,5= 15,61 кВт/{м2 • К).
5. То же для поверхности пароперегревателя. При
р— 29,43 МПа и / = 500 С удельный объем пара г=0,008922 м3/кг,
при этом скорость пара и’п = 1210- 0,008922 = 10,80 м/с.
Физические параметры пара. Из табл. П10, ПИ и П12
приложения определяем: X = 11,40 • 10 ~5 кВт/(м2 • К); Pr = 1,23;
v = 0,297-10~6 м2/с. —'"
Коэффициент теплоотдачи а2 по (6.15)
_ 11,40 - 10 5 /10.795 -0.02\ '
ot2 = 0,023-----------I-----------т-)
0,02 \ 0,297- 10 6 /
1,23°’4 = 6,97 кВт/(м2-К).
Таким образом, при одной и той же массовой скорости
рабочей среды наименьшая линейная скорость имеет место
при течении воды в экономайзере, поскольку вода обладает
малым удельным объемом, а в пароперегревателе скорость
пара наибольшая.
В то же время коэффициент теплоотдачи от стенки
к рабочей среде а2 в пароперегревателе оказался самым
низким, поскольку он зависит не столько от скорости среды,
сколько от ее физических параметров (прежде всего плотности
или удельного объема). Самое высокое значение а2 — в
переходной зоне, где сохраняется повышенный турбулентный
массообмен при высокой плотности среды (зона фазового,
перехода).
Пример 6.17. Определить, насколько изменится коэффициент
теплоотдачи при увеличении внутреннего диаметра трубы от
20 до 52 мм.
Решение. Преобразуем зависимость (6.15) в виде функции
а2 =./’(<):
Отсюда следует, что изменение коэффициента а2 от соотноше-
ния диаметров труб выразится следующим образом:
^2 ^20 (^вн О / ^вн ) ,
где &2о и <0—исходные значения коэффициента теплоотдачи
а2 и внутреннего диаметра трубы <.
129
8-2065
В данном случае коэффициент теплоотдачи при переходе
от труб внутренним диаметром 20 к диаметру 52 мм снизится
в соотношении
^2 (52) ~ (20) (20/ 52)f '2 =0.S26'X2 (20).
Пример 6.18. Для обеспечения надежности рабо>ы груб ступени проме-
жуточного перегревателя, выполненного из груб наружным диаметром 50 мм
и толщиной стенки 4 мм, необходимо увеличить коэффициент теплоотдачи
с 650-10-3 до 850-10“3 кВт;(м2 К). Обеспечит ли необходимые условия
переход на трубы наружным диаметром 42 мм при сохранении той же
толщины стенки и конструкции пароперегревателя?
.Решение. Путем преобразования (6.15) при сохранении физических парамет-
ров получим следующую зависимость:
a2 = a2o(d;do) °’2(и/)г0)°-8. (а)
Так как скорость пара при постоянном массовом расходе обратно
пропорциональна живому сечению для его прохода, получаем следующее
соотношение:
И =М’0(г/0 ,f]2. (б)
Подставив значение и’ в зависимость (а), получим взаимосвязь коэф-
фициентов теплоотдачи:
а2 = а20(</1 °-2(doid)l b ot21)(</fl. г/)1-8. (в)
При исходном значении «20 = 650 -!0 3 кВт/(м2 К) новое значение 7 при
установке труб 042 мм соответствует
ос2 = 0,650 (42 34)18 = 0.951 кВт (м2К).
Переход на трубы меньшего диаметра является эффек) ивным средством
увеличения коэффициента теплоотдачи а2 и связанного с л им улучшением
температурного режима труб перегревателя, однако при этом возрастает
гидравлическое сопротивление трубного пакета.
ЗАДАЧИ
Задача 6.7. Как изменится коэффициент теплоотдачи конвекцией як при
увеличении количества труб по ходу газов с 4 до 15 шт. Принять: >гг = 10 м/с;
</=32 мм; 5t=120MM; .v2=50mm; 0=900 С; парциальное давление водяных
паров гно = 0,100; расположение труб коридорное.
Задача 6.8. Определить, как меняется коэффициент теплоотдачи ак для
пучков труб с шахматным расположением при изменении поперечного шага
со 120 до 138 мм и при изменении продольного шага с 50 до 70 мм.
Принять z2=10 (остальные данные по задаче 6.7).
Задача 6.9. Как повлияет на коэффициент теплоотдачи о.к при коридорном
расположении труб в пучке замена сжигания в котле природного газа на
мазут? При решении задачи принять и’, = 25 м/с; сц = 3,3; о2=1,5; </=42 мм;
z2=10; 0=800 С. Природный газ—топливо №6 (табл. П2 приложения);
130
', = 1,05; мазут топливо № 19 (табл. П1 приложения), избыток в гззо.чм.л
7,.= 1,03.
Задача 6.10. Сопоставить значения коэффициента теплое! г 'и
о, для труб коридорного пучка при атмосферном давлении н гичечнн
давления в газоходе до />=0,5 МПа и сохранении пос! <>>.• либы'-н
скорости продуктов сгорания.
Задача 6.11. Определить коэффициет теплоотдачи кош.,.м э:ь про
наружных .диаметрах груб и </2 —32 мм. При решение '.ачи
принять: 0 = 900 С; тно = 0,100; h',= 10m'c; о, -- 3.0; <~2 = 1.5; с2= 10. пучки
с коридорным и шахматным расположением труб.
Задача 6.12. Поверхность нагрева конвективною пароперегревателя с ко-
ридорным расположением труб имеет фссгонированную часть. Определить
средний коэффициент теплоотдачи конвекцией ак, если известно, что повер-
хность на! рева фестонированной части 449 м2 при полной поверхности нагрева
898 м2, сечение для прохода газов в фестонированной части /*’Гф=83,3 м2,
шаги труб в этой части лд = 276 мм и х2 = 55 мм, в нефестонированной части
Fr = 7I,4 м2, л, = 138 мм, л2 = 55 мм.
Трубы имеют диаметр 36 мм, с2 в фестонированной части равно 12,
в нефестонированной 6. Принять: в обеих частях среднюю температуру газов
9= 1100" С; Г, = 8,85 м3/кг; й„ = 22,0 кг/с; гНо = 0,08.
Задача 6.13. Как изменится коэффициент теплоотдачи излучением ал при
увеличении температуры продуктов сгорания каменного угля с 600 до 800 С?
Принять; коэффициент излучения объема е 0,15, температуру загрязненной
стенки г, = 450 С.
Задача 6.14. Определить коэффициент теплоотдачи излучением 7., при
увеличении продольного шага s2 от 48 до 64 мм. При решении задачи
принять: <7=32 мм; л,--138 мм; 0 = 900 С; /, = 400 С; гно = 0.08; гп = 0,226;
топливо - каменный уголь: безразмерная концентрация юлы в продумах
сгорания р,л = 0,019; тип мельницы среднсходные. давление в топке
/>=0,1 МПа.
Задача 6.15. Как изменится коэффипиеш теплоотдачи из печением т, при
изменении безразмерной концентрации золы в ивовом поiоке от 0,010 до
0,020 кг/кг? (Остальные головня но задаче 6.14)
Задача 6.1Ь. Сравнить коэффициенты теплоотдачи л, экономайзере
и в экранах когда докритического давления (/> 14,715 МПа) при одинаковой
массовой скорости рабочей среды 1000 кг (м2с) и температурах соответственно
250 С и /нас. Принять внутренний диаметр груб 20 мм. Зависит ли а2
в экранах, в трубах которых протекает кипяшая вода, от массовой скорости?
Задача 6.17. Как изменится коэффициент теплоотдачи а2 при новы нении
температуры среды с 200 до 300 С при /> 14.715 МПа, ри = 900 кг (м2 с)
и г/вн=24мм? Проанализировать изменение теилофизических свойств рабочей
среды при повышении температуры и выявить влияние температуры среды
на коэффициент теплоотдачи а2.
Задача 6.18. Как изменится значение а2 при повышении скорости пара
с 10 до 30 м/с и одинаковых других параметрах? Установить дополнительное
влияние на изменение а2 перехода на другой внутренний диаметр труб — с 34
до 20 мм.
131
6.3. РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
В ЗМЕЕВИКОВЫХ КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА
Уравнение конвективного теплообмена
QT=kbtF/Bp, (6.17)
где QT—удельное тепловосприятие поверхности нагрева,
кДж/кг (кДж/м3); к—коэффициент теплопередачи, кВт/(м -К);
А/—температурный напор, °C; F—расчетная поверхность
нагрева, м2.
Коэффициенты теплопередачи для поверхностей пароперегрева-
телей и промежуточных перегревателей, переходных зон и эконо-
майзеров определяются по формулам, приведенным в табл. 6.2.
Таблица 6.2
Расчетная' формула Вид поверхности нагрева и топливо
+ ’ + Я я 1 — 1 Я н* Шахматные пучки при сжигании твердых топ- лив
К= 1 + at /а2 Коридорные пучки при сжигании всех видов топлив и шахматные пучки при сжигании газа и мазута
Л= у— ; 1+( 1 + —Це3+—) а! \ QJ\ Шахматные пучки при сжигании твердых топ- лив с учетом получения теплоты излучения из топки (фестон, котельный пучок на выходе из топки)
II <2^ <- + « I <- Коридорные пучки при сжигании всех видов топлив и шахматные пучки при сжигании газа и мазута с учетом получения теплоты излуче- ния из топки (ширмы пароперегревателя, фестон)
1 + EjCtj Шахматные пучки экономайзера при сжигании твердых топлив
Л=а1ф Коридорные пучки экономайзера при сжигании всех видов топлив и шахматные пучки эконо- майзера при сжигании газа и мазута
Примечание. В расчетных формулах использованы следующие величины: а,—
коэффициент теплоотдачи с газовой стороны, к1}т/(м2 К); а2 — то же со стороны
рабочей среды, кВт/(м2-К); е,— коэффициент загрязнения поверхности, м2-К/кВт; ф—
коэффициент тепловой эффективности; (1 + Ся/О—множитель, учитывающий допол-
нительное тепловое излучение из топки, воспринятое -поверхностью.
132
При Смешанном поперечно-продольном омывании пучков
труб коэффициенты теплопередачи определяются раздельно
для поперечно и продольно омываемых участков с учетом
скоростей продуктов сгорания в каждом из участков. Получен-
ные коэффициенты теплопередачи в каждой части поверхности
затем усредняются по формуле
г F F
к = поп поп-Г пр пр (6 j 8а)
^*поп "+ ^пр
Подробно этот вопрос рассмотрен в гл. 8 в примерах
расчетов радиационно-конвективных поверхностей нагрева.
Для мембранных поверхностей нагрева в соответствии
с рекомендациями научно-производственного объединения «Цен-
тральный котлотурбинный институт» (НПО ЦКТИ) расчет
мембранного экономайзера проводится следующим образом.
Средневзвешенный коэффициент теплопередачи определяется
по формуле
V(VM4A)/(VFJ, (6.186)
где кы и &гл—коэффициент теплопередачи мембранных и глад-
котрубных участков, кВт/(м2-К); FM и Frjl—расчетные повер-
хности нагрева этих участков, м2; под FM понимается сум-
марная поверхность ребер и гладких труб в оребренной
(мембранной) части.
Коэффициент теплопередачи для мембранного участка:
при шахматном расположении труб
*” = ~7—TFT-------; (619а)
1+Е-+Г
\ &2 * вн /
при коридорном расположении труб
к„= . (6-196)
| | пр
а2 FBH
где FM/Fm— отношение поверхности нагрева мембранного
участка к внутренней поверхности труб этого участка; а1пр—
приведенный коэффициент теплоотдачи конвекцией и межтруб-
ным излучением на мембранном участке, кВт/(м2-К).
Если мембранная поверхность нагрева дополнительно по-
лучает теплоту излучением из топки, то (6.19а) и (6.196)
имеют вид
(6.19в)
133
k^—7 П \ / ainp- F \-----------• ^.19r)
1+(1 + 7T )(i + — ~ ]^QJQ
\ Q J\ «2
Приведенный коэффициент теплоотдачи от продуктов сгора-
ния к стенке
«1 вр=^тр /Л. (^т₽а«+ал )+Грб /Л. (Фрб «ж + “л ), (6-20)
где фтр = атр/ак—отношение коэффиициента теплоотдачи по
трубе к среднему его значению в пучке; ф = 0,03 о j + 1,02—для
коридорных пучков и фтр=0,033 (oj Сг’5 )0,8+0,98—для шах-
матных пучков; фрб = арб/ак—отношение коэффициента тепло-
отдачи по ребру к среднему значению в пучке; для коридорных
и шахматных пучков
(Ы-2*)(1-фтр)
—4ft—+1-
b—средняя толщина ребра, м; h—расчетная высота ребра,
равная половине ширины проставки между трубами, м.
Относительная поверхность ребер определяется либо после
определения +рб и FM, либо приближенно через отношение
F^IFM = hl /(2 /рбИрв )+ft -ft/2],
где /зм—длина, змеевика в мембранной части, м; I_б—длина
ребер в мембранной части, м; если расчет коэффициента
теплопередачи проводится только для мембранной части, то
/зм = /р6, если же расчет коэффициента теплопередачи упрощен-
ный—для всей поверхности в целом, то /зм—суммарная длина
змеевика с учетом гладкотрубной части.
Относительная поверхность* труб
где Гтр— поверхность гладких труб в мембранной части пучка, м.
Коэффициент эффективности ребра Е находится в зависи-
мости от параметра mh:
J? — ________•
Г 2(фрба. + ал)Т’5
^р6
Где Хр6—коэффициент теплопроводности металла ребра,
кВт/(м-К), определяется при температуре zp6 = 14-100; t—сред-
няя температура рабочей среды, °C.
При использовании (6.19) и ее модификаций коэффициенты
е3 и ф определяются так же, как и для гладкотрубных
поверхностей нагрева, в то же время коэффициенты теплоот-
134
дачи конвекцией ак и излучением ал определяются по новым
зависимостям, приведенным ниже.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией ак ш для шахматных
мембранных пучков
= Рг0’33. (6.21а)
Поправочные коэффициенты СЕ и Cs имеют следующие значе-
ния: при- < 3,0 и z2 < 8 Cz= 1,0—0,0167(8—z2); при 3,0
и z2<8 С2= 1,0-0,00^3(8-z2); если z2 > 8, то Cz=l,0.
Поправочный коэффициент на геометрию пучка
C^OJlScp'-H+O,!!,
где
Ч>" [а; + (2о2)2]”-5-2'
При а, > 5,0 для шахматных пучков коэффициент теплоот-
дачи определяется, как для коридорных пучков, но при этом
принимают О1-=О1шахм -0,5; <з2 =2с2шахм, а скорость газов
находят по условному сечению для коридорных пучков.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией ак к для коридорных
мембранных пучков
7 / zA0’75
= Pr°-33 (6.216)
где Cz—1,0—0,167(8—z2), если zz<8; С2=1,0, если z2^8;
Cs = 0,063 при l,5^Oi ^3,5 *и 1,45^02^3,5;
Cs = 0,058 при Q!>3,5 и l,45^a2^3,5.
Коэффициент теплоотдачи излучением ал для мембранных
поверхностей нагрева находится по тем же зависимостям, что
и для гладкотрубных поверхностей (см. § 6.2). При этом
эффективная толщина излучающего слоя
y = 0,9d
1,274с! о2-1
1.274ft/t/+l
(6.22)
Средняя температура наружного слоя золовых
G — / + Ге3+— j 4) (Ск+Сл)-
\ «г Fvti/ F
отложений
(6.23)
При определении коэффициентов теплопередачи к исполь-
зуется либо коэффициент загрязнения £3 (шахматные пучки
при сжигании твердых топлив), либо коэффициент эффектив-
ности ф (коридорные пучки при сжигании твердых топлив
и во всех случаях при сжигании жидких и газообразных топлив).
135
Коэффициент загрязнения для шахматных пучков труб при
сжигании твердых топлив е3, м2-К/кВт, определяется по
формуле
Е3 = Cd СфР Ео+А е, (6.24)
где Cd—поправка на диаметр труб, определяемая по рис.
П7; Сфр—поправка на фракционный состав золы, которая
находится по зависимости Сфр=1 —1,181g (Язо/33,7); R30—доля
содержания в пылевидном топливе частиц размером более
30 мкм; при отсутствии данных о фракционном составе для
углей и сланцев принимают Сфр=1, для торфа СфР=0,7;
е0—исходный коэффициент загрязнения, (м2-К)/кВт, завися-
щий от скорости продуктов сгорания и относительного шага
труб, определяется по рис. П8; Ае—поправка к значению
коэффициента загрязнения, (м2-К)/кВт, принимается по
табл. 6.3.
При расчете коридорных пучков коэффициент загрязнения
е3 не используется (см. табл. 6.2).
Таблица 6.3
Поверхность нагрева Поправка Де, м2-К/кВт
Топлива, об- разующие сы- пучие отложе- ния (для АШ только при /;я>2о%) Антрацитовый штыб Канско- ачинские бурые угли с очисткой, фрезторф — без очистки поверхности
С очисткой дробью без очистки дробью
Первые ступени эконо- майзеров,* одноступенча- тые экономайзеры при &'<400° С 0 0 1,72 0
Вторые ступени эконо- майзеров, одноступенча- тые экономайзеры при 3'>400.' С и переходные зоны прямоточных кот- лов 1,72 1,72 4,30 2,58
Шахматные пучки па- роперегревателей в кон- вективной шахте 2,58 2,58 4,30 3,44
Примечание. При сжигании канско-ачинских бурых углей с использованием
полуразомкнутой или разомкнутой схем пылеприготовления Де. уменьшают на 2,58
м2К/кВт.
136
Для коридорных пучков при сжигании твердых топлив
коэффициенты эффективности ф принимаются в соответствии
с табл. 6.4а.
При сжигании мазута с избытками воздуха ат > 1,03 коэффици-
енты тепловой эффективности пароперегревателей и экономайзе-
ров независимо от расположения труб принимаются по табл. 6.46.
Таблица 6.4а
Сжигаемое топливо (твердое) Очистка по- верхности Коэффициент Ф
АШ и тощие угли '“Каменные^ бурые угли (кроме канско-ачинских), промпродукты каменных углем Подмосковный бурый уголь Бурые угли кансКо-ачинского месторождения, фрезторф Сланцы (северо-западные, кашпирские) Примечание. При сжигании канско-ачинского бурог зеванием полуразомкнутой или разомкнутой схем пыле эффективности ф=0,65. Имеется » Не требу- ется » » о угля в кот приготовления 0,60 0,65 0,70 0,60* 0,50 пах с исполь- коэффициент
Таблица 6.46
Поверхность нагрева Скорость га- зов к, м/с Коэффициент тепловой эф- {гективности ф
Первая и вторая ступени экономайзера и пе- реходная зона при очистке дробью Перегреватели, расположенные в конвективной шахте, при очистке дробью, а также кори- дорные пучки в горизонтальном газоходе без очистки, включая котельные пучки и фестон 4-12 12-20 4-12 12—20 0,70-0,65 0,65-0,60 0,65-0,60 0,60
Примечание. Большее значение ф соответствует меньшей скорости газов.
При сжигании мазута с избытками воздуха а,. <.1,03 и на-
личии очистки коэффициент эффективности принимают на 0,05
больше указанных в табл. 6.46. '
При сжигании газа коэффициенты эффективности всех
поверхностей нагрева при О'<400° С принимаются ф—0,90,
а при О'>400° С ф=0,85.
При сжигании смеси топлив коэффициенты загрязнения
принимаются по более загрязняющему топливу.
ПРИМЕРЫ
Пример 6.19. Определить коэффициент теплопередачи в кон-
вективном пароперегревателе с коридорным расположением
137
груб. При проведении расчетов принять: ак = 80-103
кВт/(м2-К); ал = 25-10“3 кВт/(м2-К); а2 = 5 кВт/(м2-К); топ*
ливо—каменные угли (имеется паровая обдувка поверхности).
Решение. 1. Коэффициент тепловой эффективности в соот-
ветствии с табл. 6.4а для каменных углей ф = 0,65.
2. Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стен-
ке трубы по (6.9):
(Xi =(80 • 10~3+25 • Ю 3) 1,0 = 105 • 10 “3 кВт/(м2 • К).
Коэффициент использования для равномерно омываемой
поверхности принят £=1,0.
3. Коэффициент теплопередачи по табл. 6.2:
3 =66,8 10~3 кВт/(м2-К).
1 4-105 10~3/5 ’ '' [
Пример 6.20. Определить коэффициент теплопередачи в эко-
номайзере с шахматным расположением труб при сжигании
каменных углей, дающих сыпучие отложения.
Принять: наружный диаметр труб 032 мм; продольный
шаг труб 50 мм; скорость газов 10 м/с; коэффициент
теплоотдачи конвекцией ак = 95 • 10 “3 кВт / (м 2 • К), излучени-
ем—-ал= 15 • 10'3 кВт/(м2 - К), температуру продуктов сгорания
на . входе 500° С.
' Решение. 1. Определяем коэффициент загрязнения. По формуле
6.24 и рис. П7 и П8 получаем: Cd=0,8; Сфр=1,0; е0 = 2,4
м2-К/кВт; Де=1,72 м2,К/кВт (см. табл. 6.3). В. итоге коэф-
фициент загрязнения е,=0,8 • 1,0 - 2 • 4+1,72 = 3,64 м 2 • К / кВт.
2. Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стен-
ке трубы составляет
ai^(95-10~3 + 15 10'3)l,0=110 10"3 кВт/(м2К).
3. Коэффициент теплопередачи в экономайзере
110-Ю3
14-3.64 110 10
гз = 76,4-10
-з
кВт/(м2К).
Пример 6.21. Как изменится коэффициент теплопередачи
в ступени конвективного пароперегревателя, если учесть, до-
полнительно тепловое излучение из топки после ширмовой
ступени пароперегревателя? При проведении расчетов принять:
скорость продуктов сгорания .14,9 м/с; сжигаемое топливо —
мазут, коэффициенты теплоотдачи ак = 89,55-10 3 кВт./(м2-К);
ал=47,2*10-3 кВт/(м2К); а2=6,78 кВт/(м2К). Тепловосп-
риятие поверхности £/«=239 кДж/кг; QK = 2659 кДж/кг.
Решение. 1. Коэффициент тепловой эффективности для
конвективного пароперегревателя по табл. 6.46 ф = 0,6. 2. Ко-
эффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке по (6.9)
138
ttl = 1,0 (89,55 -1 (Г 3 4- 47,2 -103) = 136,75 -103 кВт/(м 2 • К).
3. Коэффициент теплопередачи (табл. 6.2) в исходном
варианте (без учета теплового излучения из топки)
, 0,60-136.75 -10 3 _
к=————-—----------=80,4 10 3
1 + 136,75-10 ~3/6,78
2
4. Коэффициент теплоотдачи в варианте с
пароперегревателем лучистой теплоты из топки'
получением
к^
- 239
14—
2659
0,60 -136,75 -10 3
( 136,75-10 3\ . 239
1+------------- Ь0,60------
I 6,78 ) 2659
Таким образом, переизлучение теплоты из топки привело
к уменьшению расчетного коэффициента теплопередачи в повер-
хности в данном примере на 3,5% в' связи с увеличением
наружной температуры загрязнения г3 и некоторым снижением
межтрубного излучения, однако доля теплового излучения из
топки составляет около 9%—и в целом тепловосприятие
поверхности возрастает.
Призер 6.22. Как изменится коэффициент теплопередачи пароперегревателя
в зависимости от изменения коэффициента теплоотдачи от стенки к пару
в пределах с «2 = 4 до 8 кВт/(м2-К)?
Изменится ли характер влияния а2 на коэффициент теплопередачи
применительно \ промежуточному пароперегревателю, в котором величина
а2 значительно меньше (принять а2 = 0,5 кВт/(м2-К) и а2 = 1,0 кВт/(м2-К)).
При решении задачи принять: ак=90-10“3 кВт/(м2-К);
ссл = 40-10"3 кВт/(м2-К) в первичном пароперегревателе й 0^= 100• 10~3 кВт/
/<м2-К); ал=25- К) ’ кВт/(м2 -К) в промежуточном пароперегревателе; ф=0.6
в обоих вариантах.
Решение. 1. Определяем коэффициенты теплопередачи в пароперегревателе
высокого давления:
коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке
а1 = (9010“3+40-10“3)1,0=130 103 кВт/(м 2 К);
I
коэффициент теплопередачи при а2 = 4,0 кВт/(м2К)
, 0,6130 10 “3 , / , х
*.=—вочоТз" 75,59 10 кВт'<мК);
коэффициент теплопередачи при а2 = 8,0 кВт/(м2-К)
0,6-130 ЦТ3
1 +130.-10“3/8,0
= 76,75 кВт/(м2 -К).
&2
139
2. Определяем коэффициенты теплопередачи в промежуточном паропере-
гревателе:
коэффициент щ = (100 10“3 + 25 10 ’3) 1,0 = 125,0 • 1073 кВт/(м2 К);
при а2 = 0,5 кВт/(м2-К)
^пр.
0,6 -125 10 3
1+ 125 • 10“3/0,5
кВт/(м2 К);
при ос2=1,О кВт/(м2К)
0,6-125:10 3 , , ,
/сп„ =-------------=66,7 -10 3 кВт, (м 2 К).
ПР2- 1 + 125 ИГ3/1,0 '
Таким образом, увеличение коэффициента теплоотдачи от
стенки к пару а2 в пароперегревателе высокого давления,
в котором значения а2 относительно велики, практически не
влияет на изменение коэффициента теплопередачи. В то же
время в промежуточном пароперегревателе увеличение
а2 заметно повышает коэффициент теплопередачи поверхности.
Пример 6.23. В связи с использованием средств очистки загрязнение
конвективного пароперегревателя с шахматным расположением труб умень-
шилось. Определить, как влияет это на коэффициент теплопередачи, а также
на коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке излучением
ал. При решении задачи принять: температуру среды t = 450 С; коэффициент
излучения е2 = 0,135; воспринятый тепловой поток qK = 44,1 кВт/м2; температуру
продуктов сгорания 1018: С; сжигаемое топливо—антрацитовый штыб: ско-
рость продуктов сгорания 10 м/с; диаметр труб 42 мм; продольный шаг
65 мм; коэффициент теплоотдачи от стенки к пару а2 = 6,78 кВт/(м2 К);
коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке трубы конвекцией
ак = 89,5 • 10 3 кВт/(м2К).
Решение. 1. Определяем коэффициент загрязнения пароперегревателя в ис-
ходном варианте. В соответствии с рис. П7, П8 и табл. 6.3:
С1( = 1,13; Сфр = 1,0; е0 = 2,32 м2 К/кВт; Де=4,3 m2 K.ikBi.
По (6.24) получаем
е,= 1,13 1,0-2,32 + 4,3 = 6,922 м2К/кВт.
2. Температура загрязненной стенки в исходном варианте (по 6.13)
/ 1 \
4 = 450+ 6,922+------ -44,1 = 762 С (1035 Kj.
\ 6,78 /
3. Коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания к стенке
по (6.12)
Z1035V
1-
\1291 /
ал = 5,13 10 11 0,135 1291 3 --4-= 44.2 • 10 3 кВт/(м2К).
/1О35\
1-( ---
\1291 7
140
4. Коэффициент теплоотдачи от продуктов ci орания к стенке трубы
ос! -(89.5 • 10 ~ 3 + 44,2 10 3) 1,0 = 133,7 10 3 кВт /(м2 • К).
5. Коэффициент теплопередачи в исходном варианте (без очистки повер-
хности)
133,7- 10 3
1 + 6.922+------ 133,7 - К)
\ 6,780 J
3 кВт/(м2-К).
— = 68,7- 10
- з
6. Температура загрязненной стенки трубы при наличии очистки повер-
хности: Ле=1,72 м2К/кВт (по табл. 6.3).
При этом еч= 1,13 1,0-2,32+ 1,72 = 4,34 м2 К кВт;
( • \
/=450+14.34 +---- -44.1=648 С (921 К).
\ 6,78 J
7. Коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания к стенке
осл = 5.13 10 11 0,135 12913
921
|-------
1291
= 38,5-10
-з
кВт/(м2 К).
8. Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке грубы
=(89,5 10 3+38.510 3) 1,0= 128.0-10 3 кВт/(м2К).
9. Коэффициент теплопередачи для регулярно очищаемой поверхности
128,0- 10 ~3 , , ч
к =----~----------г------------81,3 кВт /(м2 К).
1 + ( 4.344 --1128 10 3
\ 6-78/
Таким образом, организация очистки поверхности нагрева привела к уве-
личению коэффициента теплопередачи в данном случае в 1,183 раза. При
этом снизилась температура наружных загрязнений и уменьшился расчетный
коэффициент теплоотдачи излучением.
Пример 6.24. Содержание в летучей золе частиц размером
более 30 мкм (Азо) изменяется от 55 (вариант 1) до 35%
(вариант 2). Как изменится при этом коэффициент загрязнения
е3, если трубный пучок имеет грубы диаметром 32 мм;
.$2 = 48 мм; скорость газов ггг=10 м/с и Лг. = 0?
Решение. 1. Определяем поправку на фракционный
состав золы;
при /?ЗО = 55%
Сфр= 1-1,181g 22 = 0.749;
141
при /?зо = 35%
<+,г Г 1.18 к ?? = 0.981.
" 33.7
2. Коэффициент загрязнения для различных значений /?30:
по рис. П7 при (1—У1 мм +(/ = 0,8; по рис. П8 при м, — 10
м/с и л2/</=48'32= 1,5 исходный коэффициент загрязнения
ц0 = 2.23 5 м2 К i к В ], г огда:
при /?зо = 55%
а, =0,8-0,749-2,235 + 0= 1,34 м2 К кВт;
при /?ЗО = 35%
е2 = 0,8 - 0,981 • 2,235 + 0=1,754 м2 • К кВт.
Таким образом, при более мелкой летучей юле (при
тонком размоле угля) коэффициент загрязнения труб увеличил-
ся в данном случае в 1,309 раза, однако при переходе на
тонкий размол топлива обеспечивается более полное выгорание
топлива.
Пример 6.25. Найти коэффициент теплопередачи для па-
роперегревателя, имеющего смешанное поперечное и продоль-
ное омывание газами поверхности. Как изменится расчетная
поверхность нагрева, если принять, что вся поверхность
пароперегревателя имеет поперечное омывание? При проведе-
нии расчетов принять коэффициенты: а"1’" =-80 • 10 “5
кВт (м; - К); ос'1” = 25 • 10 3 кВт (м2 К); од = 45 • 10 3
кВт (м?К): 72 = 5,0 кВт (м2 • К); поверхности нагрева
= 1500 м2; Л„р = 300 м2; коэффициенты тепловой эффек-
тивности и омывания ф = 0.65; 2, = 1,0.
Решение. I. Коэффициент геплоотдачи от пр-.чуктов сгора-
ния к стенке при поперечном омывании
'z‘r = (8010 ' + 25-10 J)-1.0= 105-10 ' кВт'(м2 К).
2. Коэффициент теплопередачи при поперечном омывании
(см табл. 6.2)
А °’65 , ’(’5 , ’° / - ‘ 10 “3 кВ। f • t2 К).
' Лд-
3. Коэффициент теплоотдачи при продольном омывании
ot"p = (25,0 • 10 “
4. Коэффициент геплопередачи при продольном омывании
, 0.65-50 10 '
А-„ =--------,— = 32,5-10“
р 1+50-10 ’/5.0
25- 10 ’)• 1.0 = 50- 10
кВт (м2 К).
кВт/(м2 • К).
142
5. Средний коэффициенi теплопередачи для поверхности
по (6.186)
, 66,8 10 ’ 3 - 1500-ь 32,5 10 5 -300 , ~ ?
Аср=——-------------------------= 61, 1() Л кВт/м2-К).
1«Ш . 2МП ’ f \ /
1500+300
6. Определяем условную поверхность нагрева для полностью
поперечного омывания. Для получения одинакового тепловосп-
риятия в поверхностях со смешанным омыванием и чисто
поперечным омыванием необходимо выдержать равенства
к F —k(F +F )
поп* усл 4 ср \ поп 3 х пр/’
откуда
FyC.=^ (r,.,, + f„,,) = ^447r4(15OO + 3OO)= 1646 “2-
В результате расчетная поверхность уменьшилась на 8,5%. Сле-
дует иметь в виду, что результат зависит от соотношения а“°“, а“р
и ая. При больших значениях ал это уменьшение будет менее
значительным, что и дает возможность для полурадиационных
поверхностей на выходе из топки идти на упрощение расчета.
Пример 6.26. Сопоставить коэффициенты теплопередачи ступени конвективно-
го пароперегревателя при работе котла под рагреженисм. работе под наддувом,
а также в высоконапорном котле. При решении задачи принять: давление
в газоходе котла при работе под разрежением 0,1 МПа, под наддувом 0,103 МПа,
в высоконапорном котле 1,0 МПа; скорость продуктов сгорания Юме:
наружный диаметр труб 32 мм: тати труб, поперечный 138 мм, продольный 50
мм: расположение труб—коридорное; количество труб по глубине 20 пт г.:
температуру продуктов сгорания 800 С: парциальное давление водяных паров
/'н,о~ 0,191; полное парциальное давление водяных паров и грехатомных газов
/•„ = 0.2X2; топливо природный газ: температуру наружною загрязнения стенки
трубы /.,-450 С: коэффициент теплоотдачи от стенки к пару а2 = 6 кВт'(м2 К).
Решение. 1. При работе котла под разрежением определяем коэффициент
теплоотдачи конвекцией от продуктов сгорания к стенке ак:
относительные шаги труб ст, =xt;//=- 138 32 = 4.312: п2 = 50/32 - 1,562;
поправки на количество груб по ходу тазов и геометрию пакета. Так
как "2>10, то С,— 1,0; при п,>3 принимаем в расчете o't = 3, тогда
С,= [1 +(2 3- 3) х (1 - 1,562/2)3] 2 = 0,940;
физические характеристики дымовых газов при 0 = 800 С и rH,o = 0.191.
Из табл. П9 приложения с учетом поправок получаем
v= 126,0 1,025- 10 6 = 129,15- 10 ь м2 с; к 9,153х
х 10'5 1,055 = 9.656 10 5 кВт/(м К); Рт = 0,59 1.048 = 0.618;
коэффициент теплоотдачи
Ак = 0,2 1,0 0,940
9,656 10
0,032
ю-0.032 у65
Г29,Т?Г10 L)
х 0,618е-33 = 77,8- 10 3 кВг/(м2К).
143
Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке
трубы излучением <хл:
эффективная толщина излучающего слоя по (6.6)
/4 138-50 \
5 = 0,9 0,0321------5---I 1 = 0,218 м;
U 322 /
произведение рпх = 0,1 0,282-0,218 = 0,00615 МПам;
коэффициент ослабления лучей трехатомными газами по (4.14)
0,78+1,6 0,191
.0,316 ^О,00615
1073\
1-0,37------1 = 25,82
1000/
1 ,(МПа м);
коэффициент излучения по (4.13)
l_e-2WOJ().2H2O.218 = oj47;
коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания к стенке
трубы ал по (6.10)
осл= 5,13 10 11 -0,147 - 10733
723
КПЗ
19,8 - 10 3
кВт/(м2 • К),
где Г, = 450+273 = 723 К — абсолютная температура наружного слоя загряз-
нения, К.
Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке
трубы по (6.9):
а, = 1,0(77,8 10 ~3 + 19,8 • 10'3) = 97,6- 10 3 кВг;(м2К).
Коэффициент теплопередачи в ступени пароперегревателя:
при 9 >400 С коэффициент тепловой эффективности ф = О,85;
коэффициент теплопередачи
97,6 10 3 • 0,85
I Ь 97,0 10 3 6
= 81,6- I03
кВ г (м 2 К).
2. При работе котла под наддувом Определяем коэффициент теплоотдачи
конвекцией от продуктов сгорания к сгенке <хк. Исходя из (6.11) и прямой
зависимости кинематической вязкости от давления, но 1учаем
77.8
0.65
0.65
= 79,3 10 3 кВт (м2 К).
Определяем коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания
к стенке ot„:
произведение р„х- 0.103 0.282 0,218 = 0,00633 МПа м:
коэффициент А, = 25,43 1 (МПа м);
коэффициент излучения £ = 0.149:
коэффициент теплоотдачи излучением а, = 20,110 3 кВт/м2.
144
Коэффициенз тепло передач и:
ос1н = 99,4 10 3 кВт (м2 К);
А2 = 83,110 3 кВт/(м2 К).
3. При расчете высоконапорного когда определяем коэффициент теплоот-
дачи конвекцией от продуктов сгорания к стенке:
/| 0\ 0,65
акв=77,8- 10 3 = 347,5 10 3 кВт (м2 К).
\0,1 /
Коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов сгорания к стенке:
произведение рпх= 1,0 0,282 0,218 = 0,0615 МПа м:
/0,78+1,6 0,191 V 1073\
коэффициент Аг = |-------------—1)11-0,37-------)=7,752 1/(М11а м);
\ 0,316 v 0.0615 Д 1000/
коэффициент излучения £ = 0,379;
коэффициент теплоотдачи излучением
/0.379 •
ал = 20,110 3 ---= 51,1 10 3 кВтдм2 К),
0,149
Коэффициент теплопередачи:
а1в= 1,0(347.5-10 3 + 51,0- 10~3)=398,5- 10~3 кВт/(м2 К);
398.5- 10 0,85
ку =---------------- = 317.7- 1(Г3 кВг/(м2 • К).
398,5 10 3
6
Таким образом, переход на работу копна под наддувом незначительно
изменяет коэффициент теплопередачи (на 1,8°ь), теплообмен в поверхностях
высоконанорного котла при р=1,0 МПа увеличивается в 3,893 раза по
сравнению с работой котла под разрежением.
Пример 6.27. Определить коэффициент теплопередачи в мемб-
ранном экономайзере с коридорным пучком труб. При выполне-
нии расчета принять: трубы наружным диаметром 28 мм
и толщиной стенки 4 мм; поперечный шаг труб ^1=85 мм,
продольный v2=45 мм; секции змеевиков имеют по две
параллельные трубы; высоту ребра Лрб = 31 мм, среднюю толщину
ребра 6рб = 3 мм; поверхность мембранной части /'„ = 7040 м ,
поверхность гладкотрубной части /1Л = 1572 м2; внутреннюю
поверхность труб мембранной части /вн = 2148 м2; сжигаемое
топливо — мазут; коэффициент тепловой эффективности ф = 0,702;
число рядов труб з2 = 80; скорость продуктов сгорания и-, 11,65
м/с; среднюю температуру продуктов сгорания 460 С. на входе
609'' С; температуру воды 293 С, парциальную долю водяных
паров гн о = 0,118, долю трехатомных газов и водяных паров
г„ = 0,258;2 отношение /р6/',, = 0,602; FM/FBH = 3,277. Отношение
глубины газового объема на входе в поверхность к глубине
конвективного пакета /0//„ = 0.522. Коэффициенты теплообмена
в трубах. кВт/(м2 К): а2 = 11,63, /сг, = 84,9 • 10 3.
9-2065
145
Решение. 1. Определяем коэффициент теплоотдачи кон-
векцией:
относительные шаги труб Ci = 85/28 = 3,036, о2 = 45/28= 1,61;
поправочный коэффициент на геометрию пучка и число
рядов труб
_ 3,036-1
ф~[3,0362 + (ГТбТ]
С^ОЛИ-З.ОЗб"1’2 0,841 +0,11 = 0,135.
Так как z2>8, то Cz = l,0.
Физические параметры продуктов сгорания при 9 = 460° С
и гн2о = 0,118 (с учетом поправок): v = 67,054• 10-6 м2/с;
Х = 6,227-10'5 кВт/(м-К); Рг = 0,629;
коэффициент теплоотдачи конвекцией к гладким трубам
0,7
•0,629°’33 =
о^ = 0,841;
6,227-10 “5
ак = 1,0 -0,135 —-----
0,028
= 98,5-10-3 кВт/(м2 -К).
2. Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сго-
рания к стенке излучением ал:
эффективная толщина излучающего слоя
1,274-3,036- 1,607-1
11,65-0,028
67,054-10
5 = 0,9-0,028
1,274-31
28
= 0,054 м;
коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
Рп5 = 0,1 -0,258-0,054 = 0,00141 МПа-м;
, 0,316^/0,0014 / \ Ю00
1 / (МПа м);
оптическая толщина излучающего слоя
kps = 59,6 • 0,1 -0,258 0.545 = 0.0838;
коэффициент излучения межтрубного объема
е= 1—е'°-0838 =0,080;
температура загрязненной стенки
=/И-100 = 293+100 = 393 С (666 К);
коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке
излучением
146
/666 \36
ал = 5,13 • 10-11 -0,080 -7333——-5,16-10 3 кВт/(м2-К).
666
1---
733
С учетом поправки на излучение газового объема
ал = 5,16- 103
(qoq \ 0,25
— -0,522°-07
юоо /
= 6,6-10”3 кВт/(м2-К).
3. Определяем приведенный коэффициент теплоотдачи от
продуктов сгорания к мембранной поверхности а1пр по (6:20):
отношение коэффициентов теплоотдачи по трубе к среднему
в пучке
фср = 0,033 • 3,036°-8 -1,61 °-4 + 0,98 = 1,077;
отношение коэффициента теплоотдачи по ребру к среднему
в пучке
_ (л 0,028 - 2 • 0,003) • (1 -1,077)
фр,_
] =0.949;
отношение +rp/FM = I — Fp6/FM = 1 —0,602 = 0,398;
/2 • (0,949 • 98.5-10 ~3+ 6,6 - 1О"3)\0’5
параметр /н= —3---------------------------- =39,92, где
F 1 \ 0,003-41,87-10 3 J
А,рб=41,87 • 10 ~3 кВт/(м-К), определено при /б = ?+Ю0 =
= 293 + 100 = 393 С;
параметр mh = 39,92 • 0,031 = 1,237;
коэффициент эффективности ребра
(3,447 + 0,29)-1,237
Полученные величины позволяют определить коэффициент
теплоотдачи по (6.20):
а1пр = 0,398 (1,077 • 98,5 • 10 “ 3 + 6,6 • 10 ”3) + 0,602 • 0,683 х
х (0,949 • 98,5 10 “3 + 6,6 • 10 “3) = 86,0 • 10 " 3 кВт/(м2 • К).
4. Коэффициент теплопередачи в мембранной части повер-
хности по (6.196)
кы
0,702-86-Ю 3
86-103
11.63
58,9-10“3
кВт/(м2-К).
3,277
147
5. Определяем средний коэффициент теплопередачи для
мембранного экономайзера в целом.
Коэффициент теплопередачи в гладкотрубной части определя-
ется, как в обычном конвективном пучке с поперечным омыванием
и в соответствии с заданием /сгл = 84,9 • 10 " 3 кВт/(м2 -К). По (6.22)
определяется средний коэффициент теплопередачи
. 58,9 IO’3 7040 + 84,9 • К)3 1572 2
кс„=---------------------------------—63,6 -10 кВт/(м • К).
ср 7040+1572 ’ /V /
ЗАДАЧИ
Задача 6.19. Определить коэффициент теплопередачи в конвективном
пароперегревателе, расположенном в горизонтальном газоходе при сжигании
мазута без очистки поверхности. Для выполнения расчетов принять: скорость
15 м/с; коэффициенты ак=80-10“3 кВт/(м2-К), ал= 25-Ю-3 кВт/(м2-К), а2 = 6
кВт/(м2 - К).
Задача 6.20. Определить коэффициент теплопередачи в поверхности нагрева
переходной зоны с шахматным расположением труб при сжигании канско-
ачинских бурых углей. При решении задачи принять: скорость продуктов
сгорания 12 м/с; наружный диаметр труб 42 мм; продольный шаг s2 = 75
мм; коэффициент теплоотдачи с газовой стороны конвекцией
ак=90• 10“3 кВт/(м2-К); то же излучением ал= 30-10-3 кВт/(м2-К); тер-
мическим сопротивлением со стороны рабочей среды 1/а2 пренебречь.
Задача 6.21. Определить, какая погрешность будет иметь место при определении
коэффициента теплопередачи в шахматном пучке, но без учета внутреннего
термического сопротивления 1 /а2 вместо более точной формулы по табл. 6.2? При
решении задачи принять: а2 = 9,00 кВт/(м2 - К); остальные данные из задачи 6.20.
Задача 6.22. В соответствии с опытными данными примем коэффициент
загрязнения пароперегревателя е3=1,72 м2-К/кВт вместо рекомендованного
е3=4,3 м2К/кВт. Насколько изменится коэффициент теплопередачи в данном
пароперегревателе при сохранении постоянными значений аж и а2?
При решении задачи принять:. ак = 90-10~3 кВт/(м2-К); е=0.15;
а2 = 5 кВт/(м2-К); /=450° С; 3=850" С; воспринятый тепловой поток б/и = 45
кВт/м2.
Задача 6.23. Определить коэффициент загрязнения для конвективного
пароперегревателя с шахматным расположением труб при скорости продуктов
сгорания 8 и 16 м/с. Принять: d=32 мм; s2 = 48 мм; Де =2,6 м2-К/кВт,
сжигаемое топливо—каменный уголь. Как изменится коэффициент загрязнения
при переходе на сжигание торфа?
Задача 6.24. Как влияет на коэффициент загрязнения трубного пучка
с шахматным расположением труб изменение продольного шага л2? Принять
в исходном варианте: и, = 7 м/с; диаметр труб 36 мм; продольные шаги
труб s2=55 и 75 мм; топливо—торф; Де=2.6 м2К/кВт.
Задача 6.25. Сопоставить коэффициенты загрязнения при сжигании камен-
ных углей при диаметрах труб 32,' 42 и 60 мм при одинаковых условиях
,s2/J= 1,4; Де=0; м\ = 1! м/с.
148
Задача 6.26. Как изменяется коэффициент тепловой эффективности и ко-
эффициент теплопередачи экономайзера с коридорным расположением. труб
при переходе на сжигание подмосковного бурого угля вместо тощего каменного
угля? Принять в расчете: ак=100-10~3 кВт/(м2-К); ал=15Ч0-3 кВт/(м2-К).
6.4. РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНОГО НАПОРА
В ЗМЕЕВИКОВЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА .
Основными видами взаимного движения сред в конвектив-
ных змеевиковых поверхностях нагрева являются противоток,
прямоток, смешанный ток. Температурный напор-—усредненная
по поверхности нагрева разность температур между теплооб-
менивающимися средами—определяется по формуле
А/б-А/м
1пАг6/А/м’
(6.25)
где А/6 и А/м—больший и меньший перепады температур
между средами на концах поверхности нагрева, °C.
Так как массовая теплоемкость рабочей среды, как правило,
больше массовой теплоёмкости продуктов сгорания, изменение
температуры газов при прохождении поверхности происходит
в большей мере, чем рабочей среды. Только при пропуске
через поверхность нагрева части расхода рабочей среды
возможно одинаковое или обратное соотношение в изменении
температур газов и рабочей среды.
В тех случаях, когда Az6/AzM*$ 1,7, температурный напор
как при прямотоке, так и при противотоке мо^но с до-
статочной точностью определять по упрощенной формуле как
среднеарифметическую разность температур
А/ = Э-/, (6.26)
где & и t—средние температуры греющей и обогреваемой
сред в пределах поверхности нагрева, °C.
При смешанном токе, когда во взаимном движении сред
в- пределах поверхности нагрева имеются противоток и пря-
моток, температурный напор определяется по формуле
А/ = фАгпрт, (6.27)
где А?прт— температурный напор, определяемый для всей
поверхности по (6.25), как для противотока, °C; ф—поправоч-
ный коэффициент пересчета от противоточной к смешанной
схеме взаимного движения.
В тех случаях, когда Агпр1 близко по значению к напору
при прямотоке (А/„рм), т. е. в случае Агпрм/А^прт^0,92, тем-
пературный напор в поверхности с достаточной точностью
может быть определен по формуле
A t = (А /прм+A z„pT) 0,5. (6.28)
149
Различают два вида смешанных схем: последовательно-
смешанные и параллельно-смешанные. На рис. П9 и рис. П10
показаны эти схемы и номограммы, по которым следует
определять поправочные коэффициенты пересчета ф.
В схеме с последовательно смешанным током (см. рис. П9)
поверхность состоит из двух участков, включаемых по обеим
средам последовательно, но при переходе из одного участка во
второй меняется взаимное движение сред. Коэффициент ф для этих
схем определяется по номограмме (см. рис. П9), при пользовании
которой необходимо вычислить три безразмерных параметра:
A=F^/F; Л=т1/г2, (6.29)
где FnpM, F—поверхности нагрева прямоточного участка и пол-
ная поверхность, м2; Tt и т2— полные перепады температур
(вход-выход) по каждой среде, 'С.
В схемах с параллельно-смешанным током предусматрива-
ется включение участков поверхности нагрева последовательно
по рабочей среде, но по отношению к газовому потоку
участки поверхности включены параллельно (верхнее поле рис.
П10 приложения). Определение поправочного коэффициента
для таких схем производится по нижнему полю рис. П10.
Здесь тб—полный перепад температур той среды,, где он
больше, СС; тм—полный перепад температур второй среды, °C.'
При использовании номограммы рис. П10 приложения
необходимо выдержать два положения: во-первых, полное
перемешивание среды в каждом ходе и, во-вторых, поверхности
нагрева отдельных ходов должны мало различаться, т. е.
F
когда 0,7^-;"-^ 1,5 где FnpT и FnpM—поверхности нагрева
^прм
соответственно противоточной и прямоточной частей, м .
В остальных случаях температурный напор считается отдельно
для каждой из частей. Любые сложные схемы могут быть разбиты
на части со схемой включения по противотоку и с определением
А / для каждой из этих частей. Средний температурный напор для
такой поверхности нагрева определяется по формуле
А ^tlFl+^t2F2 + -. +А
А/ср =--------. (6.30)
Для определения Аг на каждом участке нужно задаться
промежуточными значениями температуры рабочей среды.
Правильность их значений проверяется соотношением
QJQz~ AZi F1/(A?2Fг )•
Схема с перекрестным движением сред (см. рис. ПП
приложения) предусматривает взаимное пересекающееся на-
правление обоих потоков в пределах поверхности с числом
150
ходов -одной из сред не более четырех. При числе перекрестных
ходов более четырех схема движения рассматривается как
противоточная или прямоточная.
Коэффициент ф для этих схем при общем противоточном
направлении потоков определяется по рис. П11 приложения
(нижняя часть). Для пользования номограммой вычисляются
безразмерные параметры
(6.31)
Номограмма рис. ПН приложения пригодна для расчета
схем при общем противоточном взаимном направлении потоков.
При общем прямоточном направлений потоков по най-
денным параметрам Р и R рассчитывается параметр Pt:
Л
1-[1-Р(Л+1)]
(6.32)
Л-1 1 ‘
.где п—число ходов рассчитываемой поверхности. В этом случае
коэффициент ф определяют по параметрам R и Рх с помощью
кривой 1 (рис. ПН приложения). Номограммой можно пользо-
ваться и в случае различия теплообменных поверхностей
отдельных ходов (не более чем на 20%) при значении для всей
поверхности ф^0,9. В противном случае расчет температурного
напора следует вести отдельно по участкам.
Расчет Л/ в поверхностях нагрева, в которых теплоемкость
одной из сред значительно меняется либо изменяется агрегатное
состояние среды в пределах поверхности, производится для
каждого из участков со стабильными значениями параметров
с последующим усреднением этих напоров в целом по
поверхности:
(6.33)
Ah Ah " A/„
Для конкретных случаев работы поверхностей парового
котла можно применить следующие упрощения:
для «кипящих» экономайзеров температура воды на выходе
условно принимается равной
где /кип— температура кипящей воды при давлении на выходе
из экономайзера, °C; &insip = h"K—hKm— количество теплоты,
затраченной на парообразование, кДж/кг; Лкип—энтальпия
кипящей воды при давлении на выходе из экономайзера,
кДж/кг; /г"к—энтальпия пароводяной смеси за экономайзером,
кДж/кг.
Такое упрощение допустимо при паросодержании на выходе
х^0,3, температуре воды на входе в поверхность больше
180° С, температурном напоре на входе в ступень экономайзера
больше. 80° С и при давлении выше 1,4 МПа;
при высокой начальной влажности пара, если параметр
——^-< 0,12, допускается использовать обычные формулы для
^п.п
однофазной среды. Здесь (1— х)—влажность поступающего
в поверхность пара; г, hB п, hx—соответственно теплота
парообразования и энтальпии перегретого на выходе и влаж-
ного пара на входе, кДж/кг.
Если условие не соблюдается, то необходимо вести расчет
по участкам и затем усреднять А/ по (6.33).
ПРИМЕРЫ
Пример 6.28. Определить температурный напор в поверхности
нагрева пароперегревателя при температуре продуктов сгорания
на входе 9' = 1070° С, на выходе 9^=956° С и при температуре
пара на входе /'=470° С и на выходе /" = 519° С. Пароперегрева-
тель имеет прямоточную схему движения сред. Найти погрепр-
ность в определении Az при использовании упрошенной формулы.
Решение. 1. Определяем больший и меньший перепады
температур между средами:
A/6 = 9' — z'= 1080 —470 = 610° С;
AzM = 9" —/" = 956 —519=437° С.
2. Средний температурный напор по (6.25)
А/ = 6-~4.-—=518,7° С.
In 610/437
Так как А/б/А/м = 610/437= 1,396 и меньше 1,7, возможно
использование упрощенной формулы (6.26). В этом случае
А/=0,5(1080+956)—0,5(470+519) = 523,5° С. Погрешность опре-
деления А/
523,5-518,7
518,7
100 = 0,81%,
что является допустимым, так как точность определения
тепловосприятия- поверхностей нагрева ±2%.
Пример 6.29. Определить температурный напор в поверх-
ности нагрева, имеющей вначале прямоточное движение сред,
а затем противоточное. При решении задачи принять:
152
S'= 86ГС; O" = 739°C; t" = 545° С; /'=448° С; С=2690 м2;
^пРм = 896,7 м2.
Решение. 1. Определяем параметры А, Р и R:
545 _ 448
А = 896,7/2690=0,333; Р = —-----=0,235;
' 861-448
R
861-739
545-448
1,258.
2. Определяем температурный напор при противотоке по
(6.25) и для смешанного тока. Коэффициент пересчета по
рис. П9 приложения ф=0,994.
Температурный напор:
Д/б = 861— 545 = 316° С; AzM = 739 - 448 =291° С;
А^РТ
316-291
In (316/291)
= 303,4° С;
Az = O,994-303,4=301,58° С.
Пример 6.30. В одновитковом котле, используемом для
нагнетания пара в нефтяные пласты, имеется конвективный
пучок, в котором происходит подогрев воды до кипения и ее
испарение до массового паросодержания х=0,35. Определить
температурный напор, если известно: О" = 680° С; 0'=1030сС;
расход воды 2,78 кг/с; давление воды р —18,05 МПа; t' = 300° С.
Решение. 1. Определяем энтальпию воды Hd входе и выходе
из поверхности и при температуре кипения. По термодина-
мическим таблицам воды и пара определяем: h' = 1336,1 кДж/кг;
Лши — 357° С; Лкип = 1735,4 кДж/кг; г = 777,0 кДж/кг.
Энтальпия воды при х = 0,35 в экономайзере
Л:к = Лкнп + хг= 1735,4+0,35 • 777,0 = 2007,4 кДж/кг.
2. Определяем тепловосприятие экономайзера в некипящей
его части:
Q1 = (Акип - h') G=(1735,4 -1336,1) 2,78 = 1110,1 кДж/с.
3. Определяем тепловосприятие экономайзера в его кипящей
части:
е2 =(h"K-hma) G=(2007,4-1735,4) 2,78 = 756,2 кДж/с.
4. Определяем температуру продуктов сгорания в сечении
газохода, в котором * = СИП. Так как теплоемкость продуктов
сгорания изменяется незначительно, принимаем
S = О'-----(О' - 0") = 1030------— ------х
Ci + C2v ’ 1110,1 + 756,2
х (1030—680) = 888° С.
153
5. Определяем температурный напор в некипящей части
экономайзера:
А/б = 888 —357 = 531° С;
А/м = 680 — 300 = 380° С;
д,= »^=451,3° с.
In (531/380)
6. То же в кипящей части экономайзера:
Дгб = 1030-357 = 673° С; Агм = 888 -357 = 531° С.
Температурный
По упрощенной
А/= 959 —357 = 602°
напор по (6.25)
At= 7-»' 599,2оС.
In (673/531)
зависимости: 0=0,5 (1030+888)=959° С;
С. Расхождение незначительно.
7. Определяем средний температурный напор в поверхности
нагрева в целом:
Ш0..+756.2
1110,1 756,2
451,3 + 599,2
Пример 6.31. Найти температурный напор в первой ступени паропере-
гревателя, в которую поступает пар с массовым паросодержанием №0,9.
Принять: р= 15,1 МПа; £>= 138,89 кг/с; /" = 370° С; газы имеют Э' = 755°С;
0" = 488° С; движение теплообменивающихся сред—противоточное.
(1 —х)г ,
Ре шение. 1. Найдем значение комплекса ---. По термодинамическим
^п. п
таблицам воды и водяного пара при р= 15,1 МПа и /"-370' С йпп-2826,9 кДж/кг,
г= 992,7 кДж/кг; /ит=343°С; й"=2608,5 кДж/кг. В этом случае
(1-0,9)992,7
йх=2608,5— 0,1-992,7= 2509,5 кДж/кг; параметр /7=----——г—=0,313. Так как
2826,9— 2509,5
значение параметра более 0,12, считаем температурный напор по участкам.
2. Определяем теплоту испарения оставшейся части влаги
@1 = 7)(1-х)г= 138,89(1-0,9) 992,7= 13787,6 кДж/с.
3. Определяем теплоту перегрева пара
С2=Т>(йп.п-/г"); <?2=138,89(2826,9 - 2608,8)= 30291,9 кДж/с.
4. Определяем температуру продуктов сгорания в месте завершения
испарения влаги (jc= 1)
154
= 755
30291 9
—--------------(755-488)= 571,5° С.
13787,6+ 30191,9v 7
5. Температурный напор в первой части поверхности (участок испарения
влаги) А/е= 571,5-343=228,5° С; А/м=488 - 343 = 145° С;
228,5+ 145,0
Ah = — --------^-г= 183,6° С.
In (228,5/145,0)
6. То же на участке перегрева пара:
Агб=755—370=385° С;
А/м= 571,5- 343 = 228,5° С;
, 385-228,5
Аг2=--------—=300 С.
In 385/228,5
7. Средний температурный напор в поверхности пароперегревателя
13787,6+30291,9
М = 250,3° С.
р 13787,6 30291,9
183,6 300
ЗАДАЧИ
Задача 6.27. Как изменится поправочный коэффициент и температурный
напор в конвективном перегревателе при изменении доли прямоточного
участка поверхности нагрева с 0,333 до 0,43? При решении задачи принять:
9' =532° С; 9" = 400° С; Г = 450° С; Г = 350° С.
Задача 6.?8. Определить температурный напор в кипящем экономайзере
с противоточным движением сред с массовым паросодержанием пара х=0,10.
Принять: р=15,1 МПа; /'=250° С; »'=730°С; 8"=340°С.
Задача 6.29. Как изменится температурный напор при увеличении массово-
го паросодержания х с 0,35 до 0,4? Исходные данные принять по примеру 6.33.
Задача 6.30. Как различаются отношения А/прт и А/прм в ширмовом
пароперегревателе и экономайзере? При выполнении задачи принять: в шир-
мовом пароперегревателе 9'= 997 С; 9" = 921° С; /' = 443° С; /" = 469° С; в эко-
номайзере 9'=507‘ С; 9" = 413° С; t' = 276° С; /" = 308° С.
6.5. ТЕПЛОВОЙ И КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТЫ
ЗМЕЕВИКОВЫХ КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
НАГРЕВА
Тепловосприятие поверхности нагрева на 1 кт (м3) топлива
Qr, кДж/кг (кДж/м3), определяется по уравнению теплопередачи
QT=kMF/Bp. (6.34)
155
Это тепловосприятие равно теплоте, отдаваемой продуктами
сгорания и определяемой по разности энтальпий газов на
концах поверхности (по балансу теплоты):
Ge = <Р (Н' - Н "+Аапр Н °рс), (6.35)
где Н' и Н"—энтальпии продуктов сгорания на входе и выходе
из поверхности нагрева, кДж/кг; — теоретическая энталь-
пия присосанного холодного воздуха, кДж/кг.
При наличии в газоходе, где расположена основная повер-
хность, дополнительных йоверхностей нагрева (например, на
стенах газохода) необходимо учесть также ее тепловосприятие
Сдоп от газового потока. Тогда тепловосприятие основной
поверхности составит
еб = ф(Я'-Н"4-ДапрЯ^рс)-Сдоп. (6.35а)
При необходимости определения энтальпии и температуры
продуктов сгорания за конвективной поверхностью нагрева при
известной температуре и энтальпии продуктов сгорания на входе
в поверхность и ее тепловосприятия формула (6.35а) преобразуется:
н.=н,е^+е^+&^но (635б)
ф
По энтальпии Н " с помощью данных таблиц ПЗ и П4 находится
температура продуктов сгорания за поверхностью нагрева.
Тепловосприятие рабочей среды в конвективной поверхности
на 1 кг ее расхода ЛА, кДж/кг, определяется по зависимости
А*=—, (6.36)
где D — расход среды через данную ступень поверхности, кг/с.
При тепловосприятии ступени поверхности как за счет
конвективного теплообмена, так и прямого излучения из топки
формула (6.36) примет вид
А. (ет+ел)лР
Л/г =:--‘ (6.36а)
При выполнении конструктивного расчета поверхность на-
грева определяется с помощью уравнения теплопередачи
(6.37)
После определения общего размера поверхности нагрева
необходимо установить ряд ее конструктивных характеристик.
Решение этой задачи зависит от того, какие исходные условия
известны или заданы.
156
При заданном габаритном размере газохода, где располага-
ется поверхность нагрева ab, м2, и поперечном шаге труб
в первом ряду конвективной поверхности -s’i, мм, определяется
число секций (рядов) трубной поверхности по ее ширине:
nc=a{Si • 10-3 — 1, (6.38)
где а—определяющий размер сечения газохода, вдоль которого
размещен раздающий коллектор поверхности, м.
При заданном диаметре труб и полном проходном сечении
для пропуска рабочей среды (пара, воды) /р с, м2, общее
число труб, обеспечивающее заданное значение/р.с, составляет
но=/р.с/(0,785б/2н), (6.39)
и массовая скорость рабочей среды, кг/(м2 -с)
ир = П/(0,785бГ2н). (6.40)
Число труб в одной секции
«т₽ =/Р. с / (0,785<72нис )=по/пс. (6.41)
Рабочая длина прямого горизонтального или вертикального
участка трубы
/Р=^-2/3, (6.42)
где /3—размер зазора между гибом трубы и стеной газохода, м.
Поверхность нагрева одной петли змеевика, м2:
7'не, = (2/р + 2nR) nd, (6.43)
где R—радиус гиба трубы, м; обычно =(1,75-? 2,5) d-10-3 м.
Количество петель, которые образует змеевик вдоль потока
газов,
«пе. (6.44)
Число ппет принимают либо целым, либо кратным 0,5.
Глубина змеевикового пакета по ходу газов при шахматном
расположении труб
k = (4«пет - 2) R+(«тр -1) s2. (6.45а)
То же при коридорном расположении труб:
4 = (4ипет - 2) R + 2ипет (итр — 1) s2. (6.456)
ПРИМЕРЫ
Пример 6.32. Определить размер поверхности гладкотруб-
ного экономайзера котла, сжигающего мазут. При выполнении
расчетов принять: по газовой среде: О'= 496° С; 3" = 375СС;
Н'=9533 кДж/кг; Н " = 7087. кДж/кг; (р=0,99; =4,0 кДж/кг;
157
по рабочей среде: /' = 275°C; А'= 1206 кДж/кг; D = 263,89 кг/с;
давление // = 29,92 МПа, р" = 29,63 МПа; данные по сжигаемому
топливу: Вр=19,278 кг/с; Кг = 13,25 м3/кг (с учетом рецир-
куляции газов); гн2о=0,1168; г„=0,2566; ат=1,03. Котел газо-
плотный, давление в газоходе р = 0,1 МПа,
Предварительно принять конструкцию: живое сечение га-
зохода +,=63,7м2; сечение для прохода воды /в=0,254 м2;
трубы 032 мм с толщиной стенки, 6 мм; число рядов z2> 10;
расположение труб—коридорное с шагом «!=80мм;
s2 =42,5 мм; эффективная толщина излучающего объема в пучке
труб 5=0,228 м; относительный размер предвключенного га-
зового объема /0/4=1,04; ширина газохода 16320 мм, глубина
6360 мм.
Решение. 1. Определяем тепловосприятие экономайзера по
балансу [см. (6.35)]:
Сб=(9533 - 7087 + 0) - 0,9936 - 4 = 2426 кДж/кг.
2. Приращение энтальпии воды в экономайзере по (6.36)
.. 2426 19,278 ,
Ah —----—-----= 177,2 кДж/кг.
263.89 * 1
3. Энтальпия и температура воды на выходе из эко-
номайзера
А"=А'+ДА = 1206+177,2= 1383,2 кДж/кг.
По таблицам воды и водяного пара при давлении
р" = 29,63 МПа этой энтальпии соответствует температура воды
/" = 310° С.
4. Средняя температура продуктов сгорания и воды в повер-
хности:
0=0,5(8'+8")=0,5(496+375)=435° С (708 К);
7= 0,5 (/+Г )=0,5 (275+310)=292° С.
5. Определяем температурный напор по (6.27) при проти-
воточном взаимном движении сред:
Дгв=496 — 310= 186° С;
Д(м = 375—275= 100° С;
= 138,6° С.
186-100
In 186/100
6. Определяем скорость воды на входе в экономайзер по
(6.8): 263,89 0,0012546 , „ , w = — =1.3 м/с. в 0,254. 1
158
При этом массовая скорость воды
wp=263,89/0,254= 1040 кг/(м2 • с).
Полученная скорость воды является достаточной для обес-
печения бескоррозионного режима и допустимого уровня
температуры металла труб.
7. Средняя скорость продуктов сгорания по (6.7)
13,25 -19,278 • (435+273) , -А ,
L = 1М м/с-
63,7-273 '
8. Определяем коэффициент теплоотдачи конвекцией и из-
лучением в соответствии с § 6.3:
4999-10"5
ак=0,2-1,0-1,0-—У
* 0,032
0.65
•0,634°’33 =
10,4-0,032
63,25-10"®
= 81,9• 10"3 кВт/(м2-К).
Найдем коэффициент теплоотдачи излучением. В соответствии
С § 6.2:
Г3=292+60 = 352° С (625 К); pns=0,1 -0,2566 0,228 =
=0,00584 м-МПа; кт=0,0584 1/(м-МПа); £/ю=0,166; £=0,151.
Тогда по формуле (6.12)
3.6
ал = 5,13 • 10"11-0,151-7083
625^
708 )
625
708
= 8,5 • 10"3 кВт/(м2 -К).
С поправкой на излучение объема перед входом в экономайзер
по (6.14)
0.25
•1,04е’07 =
«>8,5-L0“3
1+0,3
769
1000
= 10,9 • 10“3 кВт/(м2-К).
9. Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стен-
ке по (6.9)
at = 1,0(81,9 • 10"3 + 10,9-10"3)=92,8 • 10“3 кВт/(м2 - К).
10. Коэффициент тепловой эффективности экономайзера по
табл. 6.4
ф=0,66 + 0,05 = 0,71.
11. Коэффициент теплопередачи (по табл. 6.2)
£=0,71 -92,8-10" 3 = 65,9-10" 3 кВт/(м2 К).
159
12. Расчетная поверхность нагрева ступени экономайзера
по (6.37)
19,278 • 2426
65,9 -138,6
= 5106 M2.
При заданных размерах сечения газохода и расположении
раздающих коллекторов вдоль фронта число параллельных
секций по (6.38) составляет
лв= 16320/80—1 = 203 шт.
С учетом увеличения зазора между крайними секциями и стеной
принимаем четное число секций кс = 202 шт.
При заданном сечении для прохода воды/в=0,254 м2 число
труб в секции по (6.41)
итр =0,254/(0,785 • 202 • 202 • 10~6 ) = 4.
13. Поверхность одной петли по (6.43) при
/р = 6,36—2 • 0,08 = 6,2 м
FneT=(2 • 6,2 + 2 • 3,14 • 0,06) -3,14- 0,032 = 1,284 м2.
Количество петель по ходу газов по (6.44)
ипет = 5106/ (1,284 - 4 202)=4,9.
Принимаем «пет=5, тогда полная глубина змеевикового пакета
по (6.456)
1п=(4 5 - 2) • 0,06+2 5 (4-1) 0,042 = 2,34 м.
Поскольку > 1,4 м, поверхность выполняется в виде двух
пакетов по ходу газов /п1 = 1,36 м (три петли) и /п2 = 0,86 м
(две петли) с разъемом между ними (),$ м.
Пример 6.33. Определить необходимую поверхность нагрева
ступени мембранного экономайзера в котле, сжигающем мазут.
При выполнении расчета принять:
газовый поток: Я'= 609° С; 8" = 312° С; Н' = 10 743 кДж/кг;
Н " = 5288 кДж/кг; Сдоп = 105 кДж/кг; рабочая среда: /' = 254° С;
й'= 1104 кДж/кг; D —186,11 кг/с; р"= 15,8 МПа; взаимное движе-
ние сред противоток; конструктивные данные: FM/F=0,817;
^7^ = 0,398; расход топлива и тепловая эффективность:
Вр = 14,528 кг/с; <р = 0,9971. Размеры газохода—фронт а = 18,0 м;
глубина b = 3,32 м; удельный объем продуктов сгорания
Кг = 11,84'м3/кг; поперечный шаг .^=85мм; продольный шаг
s2 = 45 мм.
Решение. 1. Определяем тепловосприятие экономайзера по
балансу по (6.32):
Ос=(Ю 743 - 5288) • 0,9971 -105 = 5334 кДж/кг.
160
2. Приращение энтальпии воды в экономайзере по (6.36)
*, 5334 14,528 А„ А п ,
АА = —ifiTTi =416>4 кДж/кг.
100,1 1
3. Энтальпия и температура воды на выходе из эко-
номайзера
h"=h' + Ah = 1104+416,4= 1520,4 кДж/кг.
При р = 15,8 МПа по таблицам воды и водяного пара
температура воды /" = 330° С.
4. Средняя температура продуктов сгорания и воды в повер-
хности:
§=0,5 (609 + 312)=460° С (733 К);
7= 0,5 (254+330) = 292° С.
5. Температурный напор в ступени
Аг=(«^М^=140,Г С.
In 279/58
6. В соответствии с примером 6.27 средний коэффициент
теплопередачи в мембранном экономайзере кср =
= 63,62 10 3 кВт/(м2 К).
7. Расчетная поверхность нагрева мембранного экономай-
зера по (6.73)
14,528-5334
63,62 10“ 3 -140,7
= 8657 м2.
8. Определяем поверхность оребренной (мембранной) части:
FM = F{+M/F)=8657-0,817=7077 м2.
9. Определяем поверхность труб в ступени экономайзера:
в мембранной части
FL₽=FM (FL₽/FM )=7077 0,398 = 2817 м2;
в гладкотрубной части
FrjI=F—FM=8657—7077 = 1580 м2;
суммарная в мембранном экономайзере
FTp = 2817+1580 = 4397 м2.
10. Выполним расчет геометрических характеристик эконо-
майзера. Принимаем в соответствии с рекомендациями [1 ]
массовую скорость воды в экономайзере w р = 700 кг/(м2 • с).
При этом необходимое сечение для прохода воды
/B=D/wp= 186,11/700 = 0,266 м2.
161
10-2065
Так как по условию задачи d— 28 -4 мм, то число парал-
лельно включенных труб по (6.39)
п0 = 0,266 /(0,785 • 0,022)=846.
Расположение труб экономайзера принято перпендикулярно
фронту с поперечным шагом .s’i = 85 мм (по условию задачи).
При шахматном пучке число секций труб
ис = 18000/85—1 =210,76 шт. Принимаем лс = 210. Число труб
в секции: птр = 846/210 = 4,0.
Определяем сечение для прохода газов и его скорость:
при /3=0,07 м 1Л = 3,32—0,07 = 3,25 м.
Сечение для прохода газов по (6.3)
Fr = 18,0 • 3,32 - 210 3,25 0,028=40,65 м2.
Скорость газов в пакете экономайзера по (6.7)
11,84 14,53
(460,5 + 273) .
------------= 11,36 м/с.
40,65 '
ЗАДАЧИ
Задача 6.31. Найти температуру продуктов сгорания за экономайзером
с шахматным расположением труб. При решении принять: 8'=357° С;
Я'= 6972 кДж/кг; Да„р=0,02; Я °. ,=257,5 кДж/кг; ф = 0,9972; Вр=22,278 кг/с;
Гн2о = 0,072; гп = 0,219; щл = 0,0146 кг/кг; Кг=8-,48 м3/кг; сжигаемое топливо—
нерюнгринский уголь СС; тип мельниц—молотковая; очистка труб экономай-
зера— дробью; рабочая среда* /'=250° С; h' : 1086,5 кДж/кг; Z>= 186,11 кг/с;
движение среды — противоточное. Конструктивные характеристики:
/,=0,188 м2; FT~ 73,3 м2; F= 6972 м2; трубы 028 мм с толщиной стенки
4 мм; шаги труб 5^ = 85 мм; 52 = 44 мм; 5=0,128 м; отношение /о//„=1,0.
Принять е3=4,47 м2-K/кВт и энтальпия газов при температурах 8=400,
300 и 200е С соответственно Я= 5078,6; 3755,6 и 2407,2 кДж/кг.
Задача 6.32. Как изменится температура продуктов сгорания за экономай-
зером, если коэффициент загрязнения е3 увеличится с 4,47 до 6,19 м2 • К/кВт?
При решении задачи принять необходимые данные из задачи 6.3, коэффициент
теплоотдачи от газов к стенке аг принять постоянным
и* к= 77,8 10~3 кВт/(м2 • К).
Задача 6.33. Определить необходимую расчетную поверхность нагрева
первой ступени промежуточного пароперегревателя, расположенной в опускном
газоходе и очищаемой дробью. При выполнении расчетов принять: по газовой
среде: 8'= 697 С; 8" = 496е С; Я’= 13746 кДж/кг; 7Я"= 9533 кДж/кг;
СДоп=327 кДж/кг; Дапр=0; ф = 0,9936; Йр 19,278 кт/с; Г, = 13,25 м3/кг;
гн2о=ОД 168; гп=0,2566; сжигаемое топливо—мазут, избыток воздуха за топкой
а, <1,03; по рабочей среде: D= 216,11 кг/с; z' = 310°C; h'— 2982,3 кДж/кг;
// = 4,12 МПа; //' = 4,07 МПа; предварительные конструктивные данные:
//=0,975 м2; /\=49,2 м2; трубы 050 мм с толщиной стенки 4 ?лм, расположе-
ние труб—коридорное с шагами st = 92 и 52=80 мм; 10; 5=0,195; /0//п=2,284.
162
Задача 6.34. Как изменится необходимая поверхность нагрева, если
приращение энтальпии пара в выходной ступени промежуточного паропере-
гревателя увеличится с ДА= 157,3 кДж/кг (задача 6.33) до ДА = 200 кДж/кг?
Энтальпии продуктов сгорания принять при температурах 3=900, 800 и 700° С
соответственно Нг= 7268,3; 6380,7; 5505,6 кДж/кг. Коэффициент теплопередачи
принять по задаче 6.33 А = 68,9-10 3 кДж/(м2-К), данные по топливу и воде
также .принять по задаче 6.33.
Глава седьмая
РАСЧЕТЫ ТРУБЧАТЫХ И РЕГЕНЕРАТИВНЫХ
ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ
7.1. ПРЕДЕЛЬНОЕ ТЕПЛОВОСПРИЯТИЕ
ОДНОСТУПЕНЧАТОГО ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯ.
ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР
Изменение температуры подогрева воздуха и температуры
продуктов сгорания в воздухоподогревателе (ВП) определяются
из балансового уравнения
(7.1)
где *г.в!, t'm, З'п, 9ух—температуры горячего воздуха и воздуха
на входе в ВП, продуктов сгорания на входе и выходе из
ВП, °C; (Fc),, (Fc)B—суммарные массовые теплоемкости
продуктов сгорания и воздуха, кДж/(кг-К).
При полном проходе продуктов сгорания и воздуха через
ВП отношение (Fc)r-/(Fc)B> 1 и поэтому (zr.B—
С увеличением тепловосприятия ВП температурный напор
между средами (газ—воздух) на «горячем» конце ВП умень-
шается. Теоретически он может достигнуть нуля. Тепловос-
приятие ВП, при котором температурный напор на «горячем»
конце становится равным нулю, называется предельным те-
оретическим тепловосприятием [QBII ]тсор. Оно может быть
определено по зависимости
(М" .,[W, 0-5A°U>v)'. 1
Гп 1 - "(7’с)'г+0,5Да„(Гс): (»'cX+O.5Aa-(»V):J
LV ВП JTCOP II 9
Р (Ге); “ [(Гс); + 0,5 Давп (Fc )Z ] <р
(7.2)
где ' и "—индексы, определяющие значения величин на входе
и выходе из ВП; 0—средний.избыток воздуха в ВП, равный
163
Р = р"+(Лавп/2); Аавп— переток воздуха в газовый тракт ВП;
р"—коэффициент избытка воздуха на выходе из ВП; <р—
коэффициент сохранения теплоты.
Для расчета [QB11 ]теор необходимо предварительно задаться
ожидаемой температурой горячего воздуха или газов на входе
в ВП и из баланса теплоты ВП найти другие значения температур,
после чего определять массовые теплоемкости газов и воздуха.
Действительное предельное тепловосприятие одноступенча-
того ВП [Свпкед зависит кроме отношения (Ис)г/(Ис)в от
минимального температурного напора на «горячем» конце А/м
и равно:
f Свп ]пред ^Свп ]теор
д,_______W_________
-(Гг);+0,5Дага(Кс);
1 _____________1 ' '
B(Fc): ~ [(Рс)'г+о,5ДаДгс);;]<р
Наибольший (предельный) подогрев воздуха [/г.в]пред в од-
ноступенчатом ВП при заданных [QB11 ]иред, Вук, гв типа ВП,
р находится по формуле
Г/ 1 _ [С?вп ]пред . /
rr.Bjnpe«
Температурный напор для перекрестного тока определяется
по (6.31) и зависит от количества ходов воздуха, общего
взаимного направления движения сред (прямоток или проти-
воток), схемы соединений ходов по воздушной среде и условий
перемешивания в пределах ходов и между ними. Учет этих
факторов производится введением поправочного коэффициента
ф. Отсюда расчет температурного напора производят по
формуле А/вп=фА/прт, где А/прт—температурный напор при
противоточной схеме, определяемый по (6.27).
Коэффициент ф находится по рис. ПП приложения. Для
пользования рис. ПП необходимо определить параметры
Р=тм/(В'-г'); Л=тб/тм, (7.5)
где тм—изменение (перепад) температуры при прохождении
поверхности нагрева той средой, у которой оно меньше, °C;
тб—изменение температуры второй среды, °C.
ПРИМЕРЫ
Пример 7.1. Найти предельное тепловосприятие одноступен-
чатого воздухоподогревателя и температуру горячего воздуха
за ним при сжигании нерюнгринского угля марки СС. Принять:
164
AzM = 55° С; r'B = 50° С; 9ух = 142сС; аух = 1,28; Аавп=0,03;
|3"=1,17; ср = 0,9972; теоретические энтальпии воздуха и продук-
тов сгорания при различных температурах имеют следующие
значения, кДж/кг (табл. ПЗ, топливо № 16):
Температура, °C 100 200 300 400
Энтальпия /7 2 . 971,3 1967,8 2993,6 4048,6
Энтальпия 77° . 858,3 1725,0 2608,4 3508,5
Решение. 1. Задаемся предварительно температурой горячего
воздуха гг.в = 270° С и определяем соответствующее ей балан-
совое тепловосприятие воздухоподогревателя. При fr.B = 270°C
теоретическая энтальпия воздуха Я® в = 2343,4 кДж/кг, а при
Л' = 50° С Н ®'=429,2 кДж/кг.
. Тогда Об=ф" + Аавп/2)(Я®в-Я®,)=(1,17+ОёОЗ/2)х
х (2343,4-429,2) = 1268,3 кДж/кг.
2. Определяем энтальпию и температуру продуктов сгора-
ния на входе в воздухоподогреватель
Н вП = Яух+2б/ф - Аавп Н 2рс,
где Я®рс—энтальпия присасываемого воздуха, кДж/кг, которая
для трубчатого ВП определяется при гср=0,5 (270+ 50)= 160° С
и равна 1378,4 кДж/кг.
Энтальпия уходящих газов при 0ух = 142°С и избытке
воздуха ОуХ = 1,28 Яух = 1732,1 кДж/кг. В результате
Нвп= 1732,1 +2268,3/0,9972-0,03 • 1378,4 = 3965,4 кДж/кг.
При авп = 1,28—0,03 =1,25 полученное значение Н'т соответ-
ствует температуре газов на входе в ВП 8ВП = 325° С.
3. Средний коэффициент избытка воздуха в ВП
р = Р"+0,5Аавп= 1,17+0,5-0,03 = 1,185.
4. Определяем массовые теплоемкости продуктов сгорания
и воздуха на входе и выходе из ВП, кДж/(кг-К):
(Гс); = 3965,4/325 = 12,201; (Fc)" = 1732,1/142= 12,198;
(Vc)'=429,2/50 = 8,584; (Vc ): = 2343,4/270 = 8,679.
5. Теоретическое тепловосприятие воздухоподогревателя по
(7.2):
вспомогательная величина
A =(Кс)/г+0,5Аавп(Гс): = 12,201 +0,5-0,03 8,679 =
= 12,331 кДж/(кг-К);
12,198 8,584 0,5 0,03-8,584
142 — ----50 ---+ 4-----------
-1 12,331 8,679 12,331 ,
[Свп ]теоР—--------1----------------------=5691,5 кДж/кг.
1,185-8,679" 12,331-0,997
165
6. Определяем по (7.3) предельное тепловосприятие при
Д*м = 55° С:
12,201
55 —----
[Свп ]пРёЛ = 5691,5 ---j-------------------=2270,67 кДж/кг.
1,185 8,679 ~ 12,331 0,997
7. Определяем по (7.4) предельную температуру горячего
воздуха:
2270,67 +50^ = 270уС
L'r..J«pe« 1,185 • 8,679 + 8,679 ’
Пример 7.2. Рассчитать, какую долю газов нужно направить
в РВП, чтобы обеспечить ^.6=400° С при применении схемы
«расщепленного хвоста»? Температурный напор на «горячем»
конце принять Дгм = 50°С; 8ух=130°С; гв = 50°С; р"=*1,13;
авп = 1,25; аух=1,45; ф=0,997; топливо—антрацитовый штыб
(приложение, табл. П1, топливо № 5).
Решение. 1. Определяем энтальпию воздуха и газов, кДж/кг,
при разных температурах (теоретические значения Н ° и Я;—
см. в табл. ПЗ):
Температура, °C 200 400 600
Нг при а= 1,25 ..... 1918 3942,3 6076,8
Нг при а —1,45 ...... 2059,2 4229,0 —
2. Определяем тепловосприятие РВП по воздушной стороне
при заданных температурах горячего и холодного воздуха.
Принимаем предварительно долю газов, проходящих через
РВП, хг=О,85, при этом Давп=(1,45 —1,25)0,85=0,170;
Се=(1,13+0,170/2) (2873 - 353)=3062 кДж/кг.
3. Определяем энтальпии и температуры газов на входе
в РВП. При Зук =130° С и аУк = 1,45 энтальпия уходящих газов
ЯУк = 1430,3 кДж/кг;
4062 О ^00
Н'вп = 1430,3-Ко • 2873=4719,9 кДж/кг.
0,85-0,997 2 '
Этой энтальпии при авп=1,25 соответствует температура газов
4719 9 — 3942 3
3 L=400+ (600-400)=472,9° С.
6076,8 — 3942,3' '
4. -Отношение средних массовых теплоемкостей газов
и воздуха:
при хг = 0,85
(Гс)г/(Гс)в=(400 - 50)/(472,9-130)= 1,021;
166
при заданном значении А/м = 50°С
3;п=400 + 50 =450° С;
(Vc )г /(Vc )в=(400 - 50) / (450 -130) = 1,094.
Следовательно, доля газов, проходящая через РВП, должна
составлять
1,094
хг=0,85 ——=0,911.
1,021
5. Проверим полученное значение:
присос воздуха в РВП
Дави=(1,45 -1,25) • 0,911 = 0,182;
тепловосприятие РВП по балансу
06=(1,13+0,182/2) (2873 - 353) = 3077 кДж/кг;
энтальпия и температура газов на входе в РВП:
3077 0 20
1430,3+=^- — -^-2873 = 4495,3 кДж/кг;
»L=400
4495,3-3942,3
‘*’€076,8-3942,3
-200=451,8° С;
температурный напор на «горячем» конце
А/м=451,8—400 = 51,8° С при заданном 50° С,
Пример 7.3. Определить температурный напор в трубчатом
воздухоподогревателе с трехкратным перекрестным движением
воздуха. При решении принять 3'=285° С; Зух=142°С;
4.в = 221° С;. zB=50° С. Как изменится температурный напор
при уменьшении количества ходов до двух?
Решение. В соответствии с (7.5) находим параметры Р и R:
285- 142
285-50
0,608;
221-50
285-142
1,196.
По рис. ПП (кривая 3) находим ф=0,96.
Определяем температурный напор при противотоке по (6.1)
Аг
прт
In 92/64
= 77,2° С.
Действительный температурный напор в трехходовом ВП
Аг = 77,2-0,96 = 74,1° С.
При уменьшении количества ходов до двух поправочный
коэффициент ф=0,905 (рис. ПН, кривая 2),
А/= 77,2-0,905=69,9° С.
167
Таким образом, уменьшение количества ходов с трех до
двух при принятых условиях уменьшает расчетный температур-
ный напор на 4,2° С (6%).
ЗАДАЧИ
Задача 7.1. Насколько изменится предельная температура горячего воздуха
при вводе 3% рециркуляции продуктов сгорания перед воздухоподогревателем?
Исходные данные принять по примеру 7.1.
Задача 7.2. Задана температура продуктов сгорания на входе в одноступен-
чатый воздухоподогреватель 9ВП=350 С. Определить балансовую температуру
уходящих газов для вариантов выполнения воздухоподогревателя трубчатым
и регенеративным при сжигании назаровского бурого угля (приложение,
табл. Ш, топливо № 15). Принять: Дгм-45° С; лв=35° С; а'=1,20; Р" = 1,23;
Ф=0,9972, присосы в ТВП 0,03; в РВП 0,20.
Задача 7.3. Как изменится действительное предельное тепловосприятие
РВП при появлении в газовом тракте котла присосов воздуха в количестве
£Ла = 0,06? Принять: 9ух= 150° С; Гв=50‘ С; Длм=40° С; <р=0,9972; а11 = 1,03
и 01^= 1,09 (при наличии присосов), присосы в РВП ДаРвп = 0,20; Р"=1,03;
принять ZrB в исходном варианте 300° С.
Задача 7.4. Возможно ли в одноступенчатом ТВП обеспечить подогрев
воздуха до. zr.B=280° С при сжигании кузнецкого угля СС (приложение,
табл. Ш, топливо № 6) при Д?м не менее 35° С? При расчетах принять:
Дг6=115°С; г>30 С; аух=1.23; а'=1,20; р"=1,14: <р=0,9972.
Задача 7.5. Насколько изменится температура горячего воздуха в РВП,
установленном в «расщепленном газоходе», если долю продуктов сгорания
через РВП уменьшить с 0,911 до 0,80? Остальные данные принять
по примеру 7.2.
Задача 7.6. Определить, как изменятся поправочные коэффициенты к тем-
пературному напору ф при одновременном повышении входной (и соответ-
ственно выходной) температуры продуктов сгорания в ТВП на 20° С, оставив
температуры воздуха неизменными. При решении задачи принять за исходные:
9'= 410° С; 9ух150 С; /гв = 380°С; fB=50r С. Задачу решить для двух
вариантов выполнения воздухоподогревателя: при четырехкратном и двухкрат-
ном перекрестном токе.
7.2. КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ В ТРУБЧАТОМ
И РЕГЕНЕРАТИВНОМ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯХ
Коэффициент теплопередачи трубчатого воздухоподогре-
вателя
= (7.6)
/ \ ав аг /
где аг, ав—коэффициенты теплоотдачи от продуктов сгорания
к стенке и от стенки к воздуху; Е,—коэффициент использования.
168
Для вертикальных трубчатых воздухоподогревателей с вы-
полнением хода воздуха отдельным кубом (без установки
промежуточных трубных досок) коэффициенты использования
принимают следующими:
Вид топлива Холодная Горячая
ступень ступень
АШ, фрезерный торф, канско-ачинские бурые
угли ....................................... 0,9 0,75
Мазут ..................................... 0,85 0,90
Все остальные твердые и газообразные топлива 0,90 0,90
При наличии межходовых промежуточных трубных- досок
в пределах блока воздухоподогревателя коэффициент исполь-
зования снижается по сравнению с указанными выше значе-
ниями на 0,15‘в двухходовой ступени с одной промежуточной
доской и трехходовой ступени с двумя промежуточными
досками; на 0,05 в трехходовой ступени при одной промежуточ-
ной доске и в четырехходовой при двух промежуточных досках.
Для определения аг и ав используется зависимость
аг = 0*4-0^, (7.7)
где ак и ал—коэффициенты теплоотдачи конвекцией и излуче-
нием, кВт/(м2 • К); их значения определяются по § 6.2.
Значение ал рассчитывают по эффективной толщине излу-
чающего слоя при температуре загрязнения
0,5 (9Г+Гв). Однако ввиду малого значения ал из-за низких
температур газов и незначительной ее значением для
одноступенчатых воздухоподогревателей пренебрегают.
В случае продольного омывания поверхности трубы расчет
аг производится по (6.15), в которой d3 принимается равным
внутреннему диаметру труб.
Коэффициент теплоотдачи от стенки труб к воздуху для
поперечного омывания труб определяется аналогично, как при
движении продуктов сгорания в шахматных пучках по (6.10).
Скорость воздуха в межтрубном пространстве определяют
по формуле
»’. = Bp₽™l/?(z+273)/(273F.), (7.8)
где Рв1,—коэффициент избытка воздуха в ВП.
Да
рвп=Р"+^+ррц,
РрЧ—доля рециркуляции горячего воздуха в ВП; -площадь
для прохода воздуха, м2; ръ определяется по (6.3).
Для регенеративных воздухоподогревателей коэффициент
теплопередачи рассчитывается по формуле
(7-9)
169
где хг и хв—доли поверхности нагрева или живого сечения для
прохода продуктов сгорания и воздуха: xr=FT/FBn; xB=FB/FBn;
Fr, FB, FB„—сечения для прохода продуктов сгорания, воздуха
и общее проходное сечение РВП; П—поправочный коэффици-
ент, учитывающий несгационарность процесса теплообмена; для
РВП с пластинчатой набивкой и толщиной листов 0,6—1,2 мм
коэффициент П зависит от скорости вращения ротора: при
л=1 об/мин 77=0,97, при п>1,5 об/мин 77=1,0; Е,—коэффици-
ент использования поверхности, принимается для всех топлив
(твердых, жидких и газообразных) равным 0,8 при ДаРВП>0,20
и 0,9 при АаРВП<0,15; при значениях АаРВП в интервале
0,20—0,15 коэффициенты Е, интерполируют.
Коэффициенты теплоотдачи по газовой и воздушной сто-
ронам РВП определяют по формуле
Т. Zu-И \0»8
а=Л-( —q Pr0,4Cf, (7.10)
d \ v /
где А—коэффициент, зависящий от типа набивки.
При использовании для набивки стальных листов коэф-
фициент принимает значения: для волнистых листов интен-
сифицированной набивки горячей части РВП при суммарной
высоте изгиба двух соседних листов я+Ь = 24мм А = 0,027
и при а+b=4,8 мм Л =0,037; для сочетания волнистых и глад-
ких листов горячей части РВП >4=0,027: для гладких и дистан-
ционйрующих (с выступами) утолщенных листов набивки
холодной части РВП Л =0,021. В случае эмалированных листов
холодной части РВП коэффициент снижается на 5% по
сравнению с металлическими листами. При этом, как правило,
эмалирование набивки холодной части выполняется из гладких
и волнистых промежуточных листов, т. е. по типу набивки
горячей части, для которой принимают А =0,027.
Поправка Ct вводится только при нагревании воздуха:
с,=(т/тс,)°-5,
где Г, Гст—температуры воздуха и стенки листов набивки, К.
Средняя температура стенки листов набивки
/ст=(Зг-кг Ч- 1вХя) / (*г ~Ь-хв)'
Температурный напор в РВП рассчитывается по формулам § 6.4.
ПРИМЕРЫ
Пример 7.4. Определить коэффициент теплоотдачи от стенки
к воздуху для трубчатого воздухоподогревателя (ТВП) из
труб наружным диаметром 40 мм с толщиной стенки 1,6 мм,
шахматным расположением труб с шагами =60 и s2=42 мм.
170
При решении задачи принять: Fb = 44m2; z2>10; Р"п=1,17;
Давп = 0,03; /в = 50° С; гг.в = 221° С. Исходные данные по топливу:
Яр = 22,278 кг/с; Г° = 6,47 м3/кг. Как изменится коэффициент
теплоотдачи при переходе на уплотненные шаги труб st = 52
и s2=40mm при сохранении скорости воздуха?
Решение. 1. Находим среднюю скорость воздуха по (7.8)
при средней температуре воздуха tB = 0,5 (50+221)= 135,5° С:
и-в=22,278 (1,17+0,03/2) • 6,47 (135,5+273)/(273 - 44) = 5,8 м/с.
2. Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки трубы
к воздуху в исходном варианте. Предварительно вычисляем
поправочные коэффициенты Cs и Cz (см. § 6.2): о2 = 1,29;
Ф= 1,722; Cs = 0,275-1,722°’5 = 0,361; Сг= 1,0, так как z2> 10.
При /в= 135,5° С физические характеристики воздуха:
v = 27,318 • Ю-6 м2/с; Х = 3,438-10-5 кВт/(м-К);
Рг = 0,69.
По (6.8) коэффициент теплоотдачи
ав= 1,0-0,361
3,438 Ю5/ 5,8-0,04 \0’60
0,040 \ 27,318-1(Г6 )
= 62,5-Ю-3 кВт/(м2-К).
-0,69озз =
3. То же при уплотненных шагах труб .'т=52 и л'2=40мм.
При- сохранении скорости воздуха в этом варианте меняется
только поправочный коэффициент Cs; о2 = 1,193; ф= 1,557;
Cfi=0,34-1,557°’1 =0,355:
С 0 355
ОС. = «ко ~=62,5 = 61,5 • 10- 3 кВт/(м2 • К).
Cso
Таким образом, использование «тесных» шагов несколько
уменьшает коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к воздуху
(в данном случае на 1,7%). В то же время за счет компактности
60-42
увеличилась поверхность нагрева в — —р-= U21 раза, т. е. на
21% в том же .объеме.
Пример 7.5. Как изменится коэффициент теплоотдачи от стенки трубы
к воздуху при увеличении диаметра труб с 0 40 мм при толщине стенки
1,6 мм до 051мм при толщине стенки 1,5 мм? При решении принять:
Fa== 42,3 м2, расположение труб—шахматное с шагами Sj=60 и s2 = 42 мм;
z2>10; Вр = 46,917 кг/с; К°=3,35 м3/кг; ₽."=U06; Давп=0.03; ?>50 С;
Л„ = 31ГС. При переходе на трубы 051 мм сохранить мостик (расстояние
между отверстиями) в диагональном направлении (s'2 — d) и скорость воздуха.
Решение. 1. Находим по (7.8) среднюю скорость воздуха. Средняя
температура воздуха в ТВП Гср=О,5(5О+311)= 180,5° С:
wB=46,917(1,06+0,03/2)-3,35 (180,5 + 273)/(273-42,3)=6,63 м/с.
171
2. Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки к воздуху при трубах
040 мм. При тех же конструктивных характеристиках, что в примере 7.4,
значение 0=0,361. Физические параметры при гср= 180,5 ' С;
v=32,538 10“6 м^с; 1=3,758-10“5 кВт/(м К); Рг = 0,69;
ав0= 1,0-0,361
3,758 10 5 / 0,04 -6,63 \°’6
------------( —-------—7 ’ 0,69е-33 =
0,04 \ 32,538 • 10“б J
= 66,7-10“ 3 кВтЯм2 • К).
3. То же при переходе на .трубы 051 мм. Исходя из условия равенства
мостиков между отверстиями в диагональном направлении, получаем следу-
ющее. В исходном варианте диагональный шаг
„у'2 = х/(60/2)2 + 422 = 51,614 мм, тогда мостик Л$= 51,614—40= 11,614 мм.
При трубах 051 мм s'2 = 11,614+ 51 = 62,614 мм, т. е. в 1,213 раза больше.
Если изменить в таком же отношении значения поперечного и продольного
шагов, то получаем $1 = 72,8 и s2 — 50,95 мм. Принимаем шаги .^ = 73
и $2= 51 мм. При этих шагах: <т'2=1,23; ф= 1,878; 0=0,275-1,878°-5 = 0,377;
«в =1,0 0,377
3,758 10“5
0,051
0,051-6,63
32,538 Ю6/
= 63,15 10 3 кВт/(м2 К)
или другим путем:
0 /0,040\°-4
“в “в1,Се\ 0,051)
, 0,377 п, ,
= 66,7 -10“3 ---- 0,784°-4 = 63,15 • 10“ 3
0,361
кВт/(м2 К).
Таким образом, в сопоставимых условиях увеличение диаметра труб приводит
к росту габаритных размеров поверхности р ее металлоемкости. Снижается
эффективность теплообмена. Однако для зольных топлив, при сжигании которых
необходимо увеличение сечения для проходов газов из-за опасности забивания
труб золой, приходится идти на такое увеличение диаметра труб.
Пример 7.6. Определить коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания
к стенке труб для трубчатого воздухоподогревателя, имеющего следующие
конструктивные данные: трубы наружным диаметром 40 мм; толщина стенки
1,6 мм; иг = 7,7 м/с; гн2о = 0,068; гп=0,208; рэл = 0,0146 кг/кг; мельницы — сред-
неходные; 8'= 28 ГС; 3"=142°С; Гв=50°С, г" = 221 ° С.
Решение. 1. Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания
к стенке трубы. Средняя температура продуктов сгорания
8г=0,5(281 + 142) = 2П,5° С. Физические параметры продуктов сгорания при
8=211,5° С и гн2о = 0,068: v= 33,014• 10“® 0,995 = 32,85 • 10“6 м2/с;
31=4,107 10“5 0,975 = 4,005 10“5 кВт/(м-К); Рг=0,651.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией
аж=0,023
4,005-10“ 5 / 7,7 0,0368 \0-8
0,0368 \ 32,85-10“® )
•0,б51°’4 = 29.7 10“3
кВт/(м2-К).
172
Для определения коэффициента теплоотдачи излучением предварительно на-
ходим коэффициент излучения е. Эффективная толщина излучающего слоя
5= 0,9rfBH=0,9 - 0,037 = 0,0333 м; pas=pras= 0,1 - 0,208 • 0,0333 = 0,69 • 10 3 м • МПа.
По (4.14) и (4.17) находим коэффициенты ослабления кг и к^:
fcr=86,9 1/(м МПа);
Лзл= 142,7 1/(мМПа).
Значение kps= 0,0665. Коэффициент излучения по (4.11)
е= 1 —е-0,0б65 = 0,064.
3. Коэффициент теплоотдачи излучением определяем по (6.12). Средняя
температура стенки трубы /3=гст=0,5(4+&г)=0,5(135,5+211,5)= 173,5° С, или
446,5 К. Средняя температура газов Тт=211,5 + 273 = 484,5 К;
/ 446,5 \4
1-11----- I
ал= 5,13 10 ” 0,064 • 484,53 '-1,3• 10~3 кВт/(м2 • К).
446,5
~ 484,5
В соответствии с (7.7)
аг=29,7 • 10'3 +1,3 10“3 = 31,0-Ю ‘3 кВт/(м2К).
Как видно из -полученных результатов, доля теплообмена излучением
составляет 4,2%, что меньше точности расчета.
Пример 7.7. Как изменится коэффициент теплопередачи
в вертикальном трубчатом воздухоподогревателе , при установке
в трехходовой ступени двух промежуточных трубных досок?
При проведении расчетов принять: скорость продуктов сгорания
11,1 м/с; скорость воздуха 8,7 м/с; трубы наружным диаметром
40 мм с толщиной стенки 1,6 мм при шахматном расположении
труб в воздушном потоке с шагами 5j=60 и 52=42мм;
z2 > 10; топливо—донецкий газовый уголь. Температуры газов
и воздуха в ВП: О'= 392° С; 9" = 165° С; />66° С; 1" = 332° С.
Из предварительных расчетов следует: коэффициент теплоот-
дачи от газового потока к стенке трубы
а*— 38,2 10” 3 кВт/(м2К), a„=2,2-10“3 кВт/(м2-К). То же от
стенки к воздуху а" = 78,2-10 3кВт/(м2К).
Решение. 1. Суммарный коэффициент теплоотдачи с газовой
стороны по (7.7)
ar = 38,2 • 10” 3 +2,2 • 10” 3 = 40,4 • 10” 3 кВт/(м2 • К).
2. Определяем коэффициент теплопередачи в исходном
варианте (без промежуточных трубных досок):
k0 =---------------------=24,0 10” 3 кВт/(м2 • К).
78,2-10з +40,4-103
173
3. Определяем коэффициент теплопередачи в варианте
с установкой двух промежуточных трубных досок. В этом
случае коэффициент использования уменьшается на 0,15 и со-
ставит 0,75. В этом варианте
к = 24 • 10“3 • 0,75/0,90 = 20,0 10“3 кВт/(м2 • К).
В данном случае при установке в трехходовом воздухоподог-
ревателе двух промежуточных трубных досок коэффициент
теплопередачи уменьшился в 1,2 раза. При движении газов
внутри труб и омывании их воздухом с наружной стороны
отношение ав и аг составляет 1,935.
Пример 7.8. Определить коэффициент теплоотдачи от про-
дуктов сгорания к стенке в регенеративном воздухоподогрева-
теле (горячая ступень). Принять следующие исходные данные:
9'= 376° С; 9" = 180°С; г'в=111°С; г:=132°С; Ив = 10,08 м3/кг;
И? = 10,9 м3/кг; HRO = 1,52 м3/кг; 1,42 м3/кг; Вр =
= 20,083 кг/с; Гг = 56,6м2; присос воздуха в РВП Аавп = 0,20;
арВП =1,03; <7,кв = 9.6 мм; тип набивки—горячая интенсифици-
рованная; топливо — беззольное.
Решение. 1. Определяем средний объем газов в РВП.
Поскольку присос воздуха в РВП сосредоточен в его верхней
и нижней частях, то принимается, что в теплообмене участвует
только верхний присос (переток) воздуха, т. е. средний избыток
воздуха в газовом тракте арвп = а' + Аавп/2 = 1,03 + 0,2/2= 1,13.
При избытке воздуха аРВП = М3 по (2.15) и (2.14):
Иг = 10,9+ 1,0161 (1,13 - 1) • 10,08 = 12,23 м3/кг;
ИНгО= 1,42+0,0161 (1,13-Г)-10,08 = 1,44 м3/кг.
2. Определяем долю водяных паров и трехатомных газов:
Гно = 1,44/12,23 = 0,118; г RO1 = 1,52/12,23 = 0,124;
гп = 0,118 + 0,124 = 0,242.
3. Определяем скорость продуктов сгорания в РВП по
(6.7). Средняя температура газов 9Г = 0,5 (376+180) = 278° С;
wr = 12,23 • 20,083 (278 + 273)/(273 • 56,6) = 8,8 м/с.
4. Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стен-
ке определяем по (7.10). Физические параметры газовой среды
с учетом поправок: v=41,19 • 10“6 м2/с; 1 = 4,66 10 5 кВт/
/(м-К); Рг = 0,654;
ак = 0,037
4,66 10“5
” 0,0096
8,8-0,0096
4171+иг6
-0,654°’4 =
= 67,7-10“3 кВт/(м2-К).
5. Аналогично примеру 7.6 определяем коэффициент теп-
лоотдачи от продуктов сгорания к стенке излучением:
174
эффективная толщина излучающего объема
s=0,9 0,0096 = 0,00864 м;
произведение p„s = 0,1 0,242 - 0,00864 = 0,000209 МПа • м;
коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
*г = 168,01/(м-МПа);
оптическая толщина излучающего слоя
kps = 168,0 • 0,209 • 10 ’3 - 0,035;
коэффициент излучения
е=1 - е-0’035 =0,035;
средние расчетные температуры:
Т, =278 + 273 = 551 К;
Т3 = [278 + 0,5 • (1 ] 1 + 132)] 0,5 + 273 = 200 + 273 = 473 К;
коэффициент теплоотдачи
/473\3’6
! -I — )
осл = 5,13- Ю11 -0,035-(551 )3 —<(М03 кВт/(м2-К).
1----
551
6. Суммарный коэффициент теплоотдачи с газовой стороны
по (7.7)
аг = 67,7 • 10'3 + 0,9 • 10'3 = 68,6 • ИГ3 кВт/(м2 К).
Как показывает данный пример, теплоотдача излучением
в горячей части РВП пренебрежимо мала. В данном примере
она составляет 1,3% значения аг.
ЗАДАЧИ
Задача 7.7. Как изменится коэффициент теплоотдачи от продуктов сгора-
ния к стенке труб при переходе на трубы 051 мм с толщиной стенки
6=1,5 мм вместо труб 040 мм с 5= 1,6 мм? Исходные данные принять по
примеру 7.8. При расчетах учесть изменение сечения для прохода газов
с учетом того, что трубы диаметром 40 мм имели шаги 5^ = 60, s2 = 42 мм,
а при переходе 051 мм они должны быть ,Sj =73 и л, = 51 мм. Коэффициентом
теплоотдачи излучением пренебречь.
Задача 7.8. Найти коэффициент теплоотдачи от стенки РВП к воздуху
в холодной части воздухоподогревателя. Принять следующие исходные данные:
Г = 70' С; /"=111 С; Я'=180’С; Э"=138 С; 1+= 10.08 м3/кг; 0£ВП=1,ОЗ;
присос в РВП Да = 0,20; +в = 51,9м2: 4ЭКВ = 11,3 мм; тип набивки — горячий;
HdWB > 50; Вр= 20,083 кг/с.
Задача 7.9. Найти коэффициент теплопередачи в вертикальном трубчатом
воздухоподогревателе (выходная ступень) с двумя ходами среды при наличии
175
в ступени одной промежуточной доски. При проведении расчетов принять:
скорость продуктов сгорания wr= 10,9 м/с; скорость воздуха 8 м/с; трубы
наружным диаметром 40 мм с толщиной стенки 1,6 мм; шахматное рас-
положение труб с шагами х, = 60 и s2 —42 мм; z2 > 10; топливо—каменный
уголь; гн2о = 0,072; гп = 0,219; рзл = 0,0146 кг/кг; мельницы — молотковые;
О' = 493‘ С; 3"=357 С; /В=22Г'С; Г" = 39Г С. Как изменится коэффициент
теплопередачи, если выполнить ступень в виде двух отдельных кубов — без
промежуточной доски?
7.3. РАСЧЕТ ТЕПЛОВОСПРИЯТИЯ «ХОЛОДНОЙ»
И «ГОРЯЧЕЙ» ЧАСТЕЙ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯ
Выделение «холодной» части воздухоподогревателя произ-
водится после выбора типоразмера РВП. типа его набивки.
На входе в «горячую» часть температура стенки набивки, °C,
должна превышать при всех нагрузках температуру точки
росы на 5—10° С, т. е. должно выполняться условие
*ст > *р-Ь(5-10), (7.11)
что является условием отсутствия коррозии металла в «го-
рячей» части РВП.
Температура точки росы зависит от свойств топлива и при
сжигании сернистых твердых топлив в пылевидном состоянии
может быть найдена по зависимости (5.31).
При сжигании сернистых мазутов с избытками воздуха
1,03—1,05 температура точки росы зависит от содержания
серы в топливе и может быть определена по п. 5.2.1.
При сжигании газообразных сернистых топлив точка росы
дымовых газов может быть найдена по (7.12) при условии,
что содержание серы в газе рассчитывается, как приведенное
по зависимости
_ 5987mg
пр с:
(7.12)
где т—число атомов серы в молекуле серосодержащего
компонента; q— объемный процент серосодержащего компонен-
та H2S.
Действительная- температура металла набивки tCT, °C, за-
висит от температуры продуктов сгорания, греющегося воздуха,
условий теплообмена с газовой и воздушной сторон и определя-
ется по формуле
t (7.13)
хт a, + хв aB
где 3" и t'B — температуры продуктов сгорания на выходе из
расчетной части РВП и воздуха на входе в эту часть, °C;
ar и ав—коэффициенты теплоотдачи в газовой и воздушной
176
частях РВП, рассчитанные по геометрическим характеристикам
этой части РВП.
В уравнении (7.13) температуры tB и Зг взаимосвязаны.
Это видно из балансовых соотношений теплоты, отданной
продуктам сгорания, QI, кДж/кг, и воспринятой воздухом,
QI, кДж/кг, в регенеративном воздухоподогревателе:
Q6=(я-Щ'п + в+нв°<р;
Сб=₽вп(я°в-яв0').
(7.14)
(7-15)
При расчете регенеративного воздухоподогревателя по ча-
стям присос воздуха распределяется поровну между «холодной»
и «горячей» частями. Для первой—энтальпия присоса опре-
деляется по температуре холодного воздуха, для второй—по
температуре горячего воздуха. Расчет значения Рвп приведен
в § 7.2. Получение температуры воздуха на входе в «горячую»
часть на уровне, при котором значение минимальной /ст
окажется больше t , связано с определением тепловосприятия
«холодной» части РВП. Эта задача решается методом итерации
либо графоаналитически, если принять для параллельного
расчета несколько (три-четыре) ожидаемых температур воздуха.
При выполнении трубчатого воздухоподогревателя со сменя-
емыми холодными либо эмалированными кубами ТВП подход
к выбору их тепловосприятия аналогичен. Однако формула
определения минимальной температуры металла труб имеет
следующий вид:
ПРИМЕРЫ
_0,8ar9" + aBf;
О,95аг + осв
(7.16)
Пример 7.9. Найти температуру продуктов сгорания на
выходе из «горячей» части РВП и температуру воздуха
на входе в эту часть из условий бескоррозионной работы
«горячей» части РВП. Определить необходимую высоту
набивки «холодной» части РВП. При решении задачи
принять: топливо—сернистый мазут (приложение, табл. П1,
топливо №19) с Sp—1,4%; избыток воздуха в газах перед
РВП ос'=1,03; присос воздуха Лосвп = О,16; отношение количества
воздуха к теоретически необходимому на выходе из РВП
Р" = 1,03; температуру уходящих газов Зух = 150° С; температуру
воздуха на входе 80° С; коэффициенты теплоотдачи
осГ4 = 67,1 • I03 кВт/(м2 К); ос^4 = 53,0 10’3 кВт/(м2 - К);
<“ = 47,6-10 3 кВт/(м2-К); осГ = 37,8 • 10“3 кВт/(м2-К);
хг = хв = 0,458, <р = 0,997; Вр —19,048 кг/с; частота вращения
ротора РВП п > 1,5 об/мин; количество РВП «вп = 2шт.;
177
11-2065
поверхность нагрева на 1м высоты ротора + д = 20 290 м2.
Корпус РВП закрытый.
Решение. 1. Определяем избытки воздуха в холодной
части РВП:
избыток воздуха на выходе из РВП
аух = ос' + Аавп = 1,03+0,16= 1,19;
избыток воздуха в «холодной» части РВП
а,.,=а'+^= = 1,03+0,16/2=1,11.
2. Значения теоретических и полных энтальпий продуктов
сгорания определяем на основе данных топлива (табл. ПЗ
приложения, топливо № 19):
Энтальпия, кДж/кг Температура, °C
200 400
н°г 3148 6469
н°в 2780 5656
Нг при «=1,11 3453,8 7091,2
Нг при а= 1,19 3676,2 7543,6
3. Определяем балансовое тепловосприятие «холодной» ча-
сти РВП. Предварительно принимаем четыре значения тем-
пературы воздуха после «холодной» части РВП: /пр = 130, 120,
ПО и 100° С. Этим значениям температур соответствуют
теоретические энтальпии воздуха /7В = 1807,0; 1668,0; 1529,0
и 1390,0 кДж/кг. То же на входе в РВП при /в = 80°С
Нв' = 1112,0 кДж/кг.
Балансовое тепловосприятие «холодной» части РВП по
воздуху по (7.15): при гпр=130°С Q£ч= 1,11 (1807,0- 1112,0) =
= 771,5 кДж/кг; при гпр = 120° С 6б ч=1,И (1668,0- 1112,0) =
= 617,3 кДж/кг; при tn =110° С Q 4=462,9 кДж/кг и при
/пр = 100° С Q Г = 308,6 кДж/кг.
4. Определяем температуру продуктов сгорания на входе
в «холодную» часть РВП (выход из «горячей» части). Преоб-
разуем формулу (7.14):
Н’вп = Нук + Q6 / Ф - 0,5 А авп Н°рс.
Энтальпия уходящих газов при аух = 1,19 и 8ух = 150°С (после
смешения с перетоком воздуха на «холодном» конце
с /в = 80°С)
= 3676,2 12 = 2757,2 кДж/кг.
Находим значения энтальпии газов на входе в «холодную»
часть РВП:
при znp = 130°C
178
771 5
//;„ = 2757,2+ о^7~0,08• 1112,0 = 3441,8 кДж/кг.
При этой энтальпии и а'=1,11 температура газов
3441 8
»' = 200-—^ = 199,3° С;
3453,8
при /пр = 120°С
Н'лп = 3287 кДж/кг; О' = 190,3° С;
при /пр=110°С
я;п = 2977,6 кДж/кг; 0' = 172,4° С.
5. Определяем по (7.13) минимальную температуру стенки
в «горячей» части РВП:
при /пр = 130°С
_0,458-67,1 - КГ3 199,3+ 0,458-53,0-10~3-130
tcT ~ 0,458 67,1 • КГ 3 +0,458-53,0-10“ 3 “
при tпр= 120° С /„ = 159,3° С;
при / =110°С /„=149,9° С;
при /пр = 100° С /„ = 140,4° С.
6. Находим допустимую температуру металла набивки РВП.
Температуру точки росы для мазута с заданной сернистостью
Sp=l,4% определяем по П12: /р = 137°С.
При этом допустимая температура стенки набивки
[/„] = 137+10= 147° С.
7. Необходимая температура воздуха на входе в «горячую»
часть РВП, соответствующая /„ = 147° С, составит
'-=100+w^-,0=104’6°c-
Да,=0,0585
Дос.~0,0585
h
0,8132
РВП
г.ч
РВП
х.ч
$твп~0,3268
ТВП ----------------
\дос=0,0066
Рис. 7.1. Распределение избытков воздуха в параллельных воздушных трактах
с РВП и ТВП
179
8. Тепловосприятие «холодной» части РВП (по воздуху)
Ql 4= 1,11 (1453,7-1112,0) = 379,3 кДж/кг,
где теоретическая энтальпия воздуха при /пр=104,6°С
= 2780 = 1453,7 кДж/кг.
При расходе топлива Вр = 19,048 кг/с полное тепловоспри-
ятие «холодной» части Qx ч = 379,3 • 19,048 = 7224,7 кДж/с.
9. Определяем коэффициент теплопередачи в «холодной»
части РВП. Коэффициент использования поверхности при
Да = 0,16
£ = о,8О + °’~~0’16 • (0,90 - 0,80) = 0,88.
ъ 0,20-0,15
По (7.9) коэффициент теплопередачи
к =------------~’88 -----------= 8,49 • 10~3 кВт/(м2 • К).
0,458 -47,6-10“з + оГ458 -37,8 • 10“3
10. Определяем температурный напор в «холодной» части
РВП. Энтальпия и температура газов на входе в РВП:
379 3
Я' ,ч = 2757,2 + —2- - 0,08 • 1112,0 = 3048,6 кДж/кг;
0,99 /
9;4 = 200 ^^= 176,5° С.
хч 3453,8
Температурный напор по (6.29)
_ (176,5-104,6)-(150-80)
1п71,9/70
11. Необходимая поверхность и
РВП;
= 70,95° С.
высота «холодной» части
7224,7
’ ___ х.ч
х.ч
_ =ц 994 м2 •
кМ 8,49 • 10“ 3 70,95 ’
F
h=-±i
11 994
, „ -----=0,3 M.
2-20290
Получена минимальная необходимая высота «холодной»
части РВП, при введении запаса против коррозии она может
быть несколько больше, однако увеличение hx ч требует до-
полнительных мер защиты от низкотемпературной коррозии
в этой части поверхности.
180
Пример 7.10. Определить температуру продуктов сгорания на выходе из
«горячей» части РВП. исключающую сернокислотную коррозию металлической
набивки при сжигании сернистого угля—отсевов газовых углей Донецкого
месторождения со следующими характеристиками: Ар= 22,3%; Sp = 3,l%;
(2н= 20934 кДж/кг; Вр= 17,444 кг/с; «у|| = 0,85. При расчете принять: авп=1,20;
Лавп = 0,16; 9вп=400° С; xr=xB=0,458; коэффициент теплоотдачи
ap4=61,6-10 3 кВт/(м2 К); авч=49,5• 10“3 кВт/(м2-К); коэффициент использования
£, = 0,88; температура zr B = 340° С; 0ВП=1,2О. Установить необходимую высоту
горячей части РВП при удельной поверхности нагрева на 1 м высоты ротора
13 850 м2, количестве РВП на котел—два и частоте вращения ротора п = 2,2 об/мин.
Решение. 1. Избытки воздуха в газовом и воздушном потоке «горячей»
части РВП. После перетока воздуха через уплотнения на «горячей» стороне
ротора аг ч= 1,2-1-0,5 0,16= 1,28. Так как корпус ротора выполняется плотным,
то этот избыток воздуха сохраняет свое значение в «горячей» части, а также
в «холодной» части до ввода присоса на «холодной» стороне.
Относительный избыток воздуха в воздушном тракте
₽гч= ₽вп + 0,5Давп= 1,2+0,5-0,16= 1,28.
2. Энтальпия газов и воздуха при расчетных температурах:
Энтальпия, кДж/кг Температура, С
200 400
н2 1729,1 3563,0
ивь 1477,9 3006,1
Нт при а= 1,20 2024,7 4164,2
77г при а= 1,28 2142,9 4404,7
Нъ при а = 1,28 1891,7 3847,8
3. Определяем балансовое тепловосприятие «горячей» части РВП при
расчетных температурах воздуха на выходе для последующих вариантов
/пр = 110е С (вариант 1), 100° С (вариант 2) и 90" С (вариант 3). Этим величинам
соответствуют теоретические энтальпии воздуха соответственно Hf'p = 8l2,8
(вариант 1), 739,0 (вариант 2) и 665,1 кДж/кг (вариант 3). Энтальпия теоретически
необходимого объема горячего воздуха по п. 2 составляет Н°в= 2547,6 кДж/кг.
Вариант 1. 0£ч = ₽1,ч(НгВ-Н®р) = 1,28(2547,6-812,8) = 2220,5 кДж/кг.
Вариант 2. 4 = 2315,0 кДж/кг.
Вариант 3. (?бч = 2409,6 кДж/кг.
Энтальпия газов'на выходе из «горячей» части РВП определяется по (7.14):
Я:п = Н'т-Qe 4/q> + (Аавп/2)Я°в.
При температуре газов на входе в РВП 9вп = 400" С и а=1,20. Энтальпия
газов //'=4164,2 кДж/кг.
Вариант 1. //"„ = 4164,2 — 2220,5/0,996+(0,16/2)-2547,6 = 2150,6 кДж/кг.
Вариант 2. //"„ = 2043,7 кДж/кг.
Вариант 3. //”„= 1948,7 кДж/кг.
4. Полученным энтальпиям газов за «горячей» частью РВП соответствуют
температуры газов при а= 1,28.
2150,6
Вариант 1. 9" ч =-----• 200 = 200,7" С.
Р 2142,9
Вариант 2. 9" ч= 190,7° С.
181
Вариант 3. 0"ч = 181,9° С.
5. Определяем температуру набивки РВП по (7.13).
0,458 -61,6-200,7 +0,458-49,5• 110_ у с
L 0,458-61,6+0,458-49,5 “ ’
2. /„=150,3° С.
Вариант
Вариант
Вариант 3. /„=141,0° С.
6. Температура точки росы для данного топлива. Приведенная сернистость
и зольность топлива, % кг/МДж:
S” 3,1
SSp С1Н0'3-20,934 ~ ’ 48’
Ар 22 3
А "Р = С₽10“3 ~ 20,934 " 1’°65'
При парциальном давлении водяных паров в дымовых газах тН1о=0,090
температура конденсации по таблицам воды и водяного пара /жои=43,4° С.
По (5.31) определяем температуру точки росы:
^43.4+
р 1,23 0,85 • 1,065
Допустимая температура стенки
/"“=132+10=142° С.
Этому условию соответствует режим с температурой воздуха на входе
/>90+J^Z90-(142-141 ) = 9Г С.
150,3-141 4 7
7- Определяем Qc4 и температуру газов за «горячей» частью РВП в этом
режиме.
Значение /ж=91° С соответствует энтальпия воздуха H°,==672,4 кДж/кг.
При этом Ссч = 1,28(2547,6- 672,4)=2400,2 кДж/кг.
Энтальпия газов после «горячей» части РВП
№„=4164,2- 2400,2/0,996+(0,16/2) -2547,6= 1958,2 кДж/кг.
При этой энтальпий и а=1,28
1958,2
0" =----— -200=182,8" С.
г'4 2142,9
8. Температурный напор в «горячей» части РВП и коэффициент тепло-
передачи:
1п91,8/60
Л QQ . 1 Л
к=------- U>BC ----------= 11,06• 10~3 кВт/(м2 -К).
103 Ю3
0,458-61,6 + 0,458-49,5
Здесь коэффициент использования £=0,88 и П= 1,0, так как п > 1,5 об/мин.
182
8. Поверхность нагрева и высота «горячей» части РВП
17,444-2400,2
да,= П.^-10^.74,8^610 м-
50 610
= =1,827 м.
«вп^уд 2-13 850
ЗАДАЧИ
Задача 7.10. Найти по данным примера 7.11 необходимую температуру
предварительного подогрева воздуха на входе в РВП t'B исходя из условия, что
для предотвращения забивания липкими отложениями набивки «холодной» части
РВП температура металла набивки должна быть не ниже чем гС1=/р—35° С.
Удовлетворит ли .принятая высота «холодной» части РВП условиям бескоррози-
онной работы «горячей» части РВП при новой температуре t'?
Задача 7.11. Определить необходимую высоту «холодной» части РВП из
условия бескоррозионной работы «горячей» части. Принять: температуру
уходящих газов Эух= 120° С; /д=60гС; остальные данные—по примеру 7.9.
.Задача 7.12. Найти температуру продуктов сгорания на выходе из
«горячей» части РВП из условия ее бескоррозионной работы при сжигании
антрацитового штыб»а’ (приложение, табл. П1, топливо № 5). При решении
принять: Syx=120°C; ^=50° С; а'=1,20; Аавп=0,16; 0"=1,1; ах ч=62,8 -10-3
кВт/(м2-К); авч = 49,5-1С3 кВт/(м2-К); гно=0,0454 при аух= 1,36; р=0,1
МПа; <р=0,9972; хг=хя=0,458.
Задача 7.13. Как изменится необходимая высота «холодной» части РВП,
если зольность антрацитового штыба на рабочую массу повысится с 30,2
по задаче 7.12 до 40%? Принять: а’ ч=43,5 кВт/(м2-К); авч=34,3 кВт/(м2-К);
Ф=0,98; х1 = хя=0,458; Вр=44,9 кг/с; поверхность нагрева на 1 м высоты
«холодной» части 10 000 м2; количество аппаратов ивп= 2.
Задача 7.14. Найти необходимую температуру продуктов сгорания на
входе в сменяемую часть трубчатого воздухоподогревателя (ТВП) при сжигании
донецкого тощего угля (приложение, табл. П1, топливо № 4). При решении
принять а'=1,20; Аавп=0,015; Р"=1,20; гно = 0,066; оун=0,85; Эух=150°С;
4=66° С; аг=40,7 10~3 кВт/(м2К); ав=77,7 10'э кВт/(м2-К); ф=0,996.
7.4. ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ
При поверочном тепловом расчете тепловосприятие воз-
духоподогревателя 0ВП, кДж/кг, находится по тем же зави-
симостям, что и для змеевиковых поверхностей нагрева:
Свп = *впА'впЛп/Л>- (7-17)
При конструктивном тепловом расчете воздухоподогрева-
теля и заданных температурах продуктов сгорания либо
воздуха определяется необходимая поверхность нагрева
^«, = С.»-Вр/(*„Д'.Д (7.18)
183
При установке воздухоподогревателя в параллельном га-
зоходе и доле расхода газов через один из газоходов
х энтальпия газов за ним
Я"=Я' - С®П1/^Ф) + ЛайрН“рс, (7.19)
где . Да™ = «" — «'—значение присоса в одном газоходе, при
этом абсолютный присос равен Давд = (а" — а')Л-
Тепловосприятие ВП, установленного в газоходе, по воз-
душной стороне составляет
Q6=(Р" + Давп/2) (Я" „ - Яв'), (7.20)
где Р"—относительный коэффициент избытка воздуха на
выходе из ВП.
При определении скорости продуктов сгорания в отдельном
газоходе в (6.7) необходимо ввести поправку на долю газов
х, проходящую по газоходу, тогда
wr = FrBpx(S+273)/(FB273), (7.21)
где FB—живое сечение для прохода газов в поверхности ВП, м2.
Расход воздуха через поверхность ВП, находящегося в па-
раллельном газоходе, определяется с использованием среднего
относительного коэффициента избытка воздуха в поверхности
Р = Р"+0,5Дачп.
ПРИМЕРЫ
Пример 7.1. Выполнить конструктивный расчет, входной
ступени трубчатого воздухоподогревателя (ТВП) для парового
котла, рассчитанного на сжигание нерюнгринского каменного
угля СС. Воздухоподогреватель должен обеспечить подогрев
воздуха от 50 до 221° С при температуре продуктов сгорания
на входе 281° С (Я'= 3511,4 кДж/кг); теплоотдачей излучением
от продуктов сгорания к стенке пренебречь. При выполнении
расчетов принять: трубы наружным диаметром 40 мм с тол-
щиной стенки 1,6 мм и шахматным расположением с шагами
лх=60 и з2=42 мм; схема включения—двукратный перекрест
с одной промежуточной доской; сечение для прохода газов
Яг=45 м2, FB=44 м2; z2>10; расход топлива Вр = 22,278 кг/с;
Г° = 6,47; Р" = 1,17; избытки воздуха в газовом тракте а'= 1'25
и а" = 1,28; ф = 0,997; долю гн о=0,069; при а" = 1,28 и 0=200° С;
Яг = 2516 кДж/кг.
Решение. 1. Определяем тепловосприятие ступени по балан-
су. При температурах воздуха ^, = 50 и /" = 221° С теоретические
энтальпии воздуха Я£=429,1 кДж/кг и Я° в = 1910,4 кДж/кг;
Давп = а" - а' = 1,28 - 1,25=0,03.
По (7.15)
Свп = (1Д7+0,03/2) (1910,4—429,2) = 1755,2 кДж/кг.
184
2. Определяем энтальпию и температуру уходящих газов.
При а =1,25 энтальпия газов на входе в воздухоподогреватель
И'=3511,4 кДж/кг. Средняя температура воздуха
zcP=0,'5 (50+221) = 135,6° С, теоретическая энтальпия воздуха
при этой температуре =1166,0 кДж/кг.
В соответствии с (7.14)
Яух = 3511,4-*^|-|-0,03-1166,0=1786,3 кДж/кг.
При «у, = 1,28 этой энтальпии соответствует температура
0ух=142°С.
3. Определяем средний температурный напор в ТВП. По
(7.5) находим расчетные параметры потока:
281-142
281-50
= 0,602;
221-50
281-142
1,23.
R
По рис. ПН поправочный коэффициент ф=0,90. По (6.25)
температурный напор при противотоке
А^дрт
In 92/60
= 74,9° С.
Действительный температурный напор при перекрестном токе
по (6.27)
А/= 74,9-0,90 = 67,4° С.
4. Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки к воздуху:
физические параметры воздуха при гв=135,5°С (табл. П9):
v=27,318• 10“б м2/с; 1=3,438-10~5 кВт/(м-К); Рг=0,69;
поправочный коэффициент на геометрию пучка:
диагональный шаг s'2 = ^/(60/2)2 4- 42 2 = 51,61 мм;
относительные шаги =60/40 = 1,5; с/2 = 51,61/40= 1,29;
параметр 4>.,=/~j-= *>724; С>0,275 • 1,724O S=0,361;
поправочный коэффициент на количество рядов труб
Cz = 1,0, так как z2>10.
Скорость воздуха в ТВП пр (7.8)
22,278 • 6,47 (1,17 + 0,03/2) - (13 5,5 + 273)
273-44,0
= 5,8 м/с.
Коэффициент теплоотдачи от стенки труб к воздуху по (6.8):
ав=0,361-1Д)
3,438 • 10“ 5 / 5,8 -0,040 \°-6
0,040 \27,318 -К) 6/
0,69°’33 =
= 62,6* 10 ~3 кВт/(м2 -К).
185
5. Определяем коэффициент теплоотдачи при продольном
движении в трубах от продуктов сгорания_к стенке:
средняя температура, продуктов сгорания 9=0,5 -(281 +142)=
=211,5° С;
физические параметры продуктов сгорания (табл. П9
и рис. П4): v=32,849-10 6 м2/с; Х=4,107 • 10кВт/(м-К);
Рг=0,68.
Средняя скорость газов в трубах по (6.7)
8,91/22,278-(211,5+273) __ .
w=—---------------------=7,8 м/с.
г 273-45,0 ’ '
Коэффициент теплоотдачи к внутренней стенке по (6.15)
аг=31,1 -10“3 кВт/(м2-К).
6. Находим коэффициент использования ТВП. В связи
с наличием в ТВП одной промежуточной трубной доски
£=0,90—0,15=0,75.
7. Коэффициент теплопередачи в трубчатом воздухоподо-
гревателе
к=-------------------=15,6-10 3 кВт/(м2-К).
62,6-10“з+31,110“3
8. Необходимая поверхность нагрева ТВП
1755,2-22,278 2
Fm—----------5----=37 190 м .
вп 15,6-10 3-67,4
9. Полученная поверхность нагрева позволяет определить
геометрические характеристики воздухоподогревателя:
количество труб в воздухоподогревателе
Л 45,0
П ~ 0,785J 2Н "0,785 • 0,0372
=42 300;
высота труб
h=F/(iind)=37 190/(42 300-3,14-0,040)=7,0 м;
количество труб в одном ряду по ходу воздуха при
поперечном шаге 60 мм и высоте одного хода Ах=7,0/2=3,5 м:
«1 =FJ -<?)]=44/ [3,5(0,06—0,04)]=628;
количество труб по глубине пакета вдоль потока воздуха
z2=n/n1=42 300/628 = 67.
Пример 7.12. Определить необходимую поверхность нагрева РВП, размеры
«холодной» и «горячей» частей для парового котла паропроизводительностью
186,11 кг/с, рассчитанного на сжигание сернистого мазута, если известно, что
температуру продуктов сгорания в воздухоподогревателе необходимо снизить
186
с 340 до 155° С и что по условиям предупреждения коррозии «горячей»
части температура воздуха на входе в эту часть должна составить 117° С.
При выполнении расчетов принять:
F?= 10,31 м3/кг; 11,08 м3/кг; Г&ю= 1,34 м3/кг;
Вр= 13,944 кг/с; а'=1,03; а,, = 1,19; ₽"=1,03;
F^4=31,5m2; Fb4=21,4m2; FJ4-28,4 м2;
FB4= 19,36 м2; лг=0,542; хв=0,375; d^=9,6 мм;
С=П,Змм; zB=70°C; q>= 0,9971; Кч=0,76;
фг.ч=0,80; n =2,2 об/мин; в «горячей» части—набивка интенсифицированная.
Решение. 1. Энтальпия продуктов сгорания воздуха при температурах 200
и 400е С:
Энтальпия, кДж/кг Температура, °C
200 3094 400 6359,7
2746,5 5589,4
Нг при d= 1,03 .... 3176,4 6527,4
Нт при а—1,11 .... 3396,1 6974,5
Нт при а= 1,19 .... 3615,8 7421,7
2. Определяем балансовое тепловосприятие
варительно оцениваем ожидаемую температуру
воздухоподогревателя. Пред-
горячего воздуха исходя из
соотношения
(»'-»") Г?аг = (*г.„-ОГ?₽
или
~(34О-155) 11,08 1,11
*гв= 10,311,11
70 = 268,8° С.
Принимаем для расчета /,.„=270" С, тогда Н®в= 3741,5 кДж/кг. Энтальпия
воздуха на входе в воздухоподогреватель 7/в' = 961,3 кДж/кг.
Энтальпия продуктов сгорания на входе в РВП и выходе из него:
при а'=1,03 и S' = 340° С
6527,4- 3176,4
Н’г = 3176,4+----------- (340- 200) = 5522,1 кДж/кг;
400- 200
при ауж=1,19 и Эух=155°С
Л/уЖ = 3615,8-= 2802,2 кДж/кг.
По (7.14) находим тепловосприятие с газовой стороны
(?б= [5522,1-2802,2 + 0,08 (3741,5 + 961,3)1-0,9971=3087,1 кДж/кг.
Проверяем принятое значение fr.B, преобразуя (7.15): Н?.в=Сб/₽вп+#» ” =
= 3087,1/1,11 + 961,3 = 3742,5 кДж/кг.
Этой энтальпии соответствует температура /г.в=270сС.
187
3. Определяем балансовое тепловосприятие «холодной» части РВП. При
4Р=117°С теоретическая энтальпия воздуха Я„р= 1606,7 кДж/кг. По (7.15)
тепловосприятие £?бч= 1,11 (1606,7 —961,3) = 716,4 кДж/кг.
4. Температура продуктов сгорания на входе в «холодную» часть РВП.
Преобразуя (7.14), получаем
Япр = Нух+ ев/<р-Лавп/2Я2'= 2802,2+ 716,4/0,977-0,08 • 961,3 = 3444 кДж/кг.
Этой энтальпии соответствует температура 9пр = 203° С.
5. Температурный напор в «холодной» части РВП
. (203-117) —(155 —70)
=-------------------=85,5 С.
р In 86/85
6. Находим коэффициент теплоотдачи от стенки «холодной» набивки
к воздуху. Средняя
воздуха по (7.8)
температура воздуха Zcp = 0,5(70+117) = 93,5’С. Скорость
w,
13,944 10,31-1,11-(93,5+ 273)
—-----------------—---------=11,1 м/с.
273-19,36
Физические параметры воздуха при 4=93,5° С:
v=22,5 10~6 м2/с; Х= 3,137 • 10“5 кВт/(м • К); Рг = 0,69.
Температурная поправка к коэффициенту теплоотдачи
/ Т \О,5
93,5 + 273\0,5
179 + 273 )
= 0,9466,
Т
л с
где Тст принимается равной 0,5 • (203 + 155) + 273 = 452 К.
Коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха по (7.10)
0,8
I • О,690,4- 0,9466 = 60,7 • IO3 кВт/(м2-К).
3,137-Ю"5 /1,11 0,0113
аа = 0,027 • ------• -------—
0,0113 \22,5 10~б
7. Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке.
Объемы газов и парциальное давление водяных паров: при
а= 1,11 иг= 11,08+ 1,0161 (1,11 — 1)-10,31 = 12,23 м3/кг;
КН2о= 1,34+0,0161 (1,11 — 1) • 10,31 = 1,358 м3/кг; гНзО= 1,358/12,23 = 0,111.
Скорость продуктов сгорания в газовой части РВП
12,23-13,944-(179 + 273)
кг = —---------------------=9,95 м/с.
273-28,4
Физические характеристики продуктов сгорания:
v=29,42 • 10'6 м2/с; X = 3,827 • 10 ~ 5 кВт/(м • К); Рг = 0,676.
Коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания
3,827 10 5
<4 = 0,027 --------
0,0113
0,8
| 0,676о,4О=57,4 -10 3 кВт/(м2-К).
9,95 0,0113
29,42 10~6
188
8. Коэффициент теплопередачи в «холодной» части РВП по (7.9)
0,76 1,0
к =-------------------------------= 10,0 -10 " 3 кВт/(м2 • К).
0,542 57,4 • 10“3 + 0,375 60,7 10“ 3
9. Определяем необходимую поверхность нагрева и высоту «холодной»
части РВП по (7.18):
716,4-13,944
10,0 10“3-85,5
= 11 680 м2.
Удельная поверхность нагрева РВП диаметром 9,8 м составляет на 1м
высоты 9750 м2. Тогда имеем (при нвв = 2)
, 11680
Ч =------= 0,6 м.
9750 • 2
10. Определяем средние температуры газового и воздушного потоков
и температурный напор в «горячей» части РВП:
7г.ч = 0,5-(270+ 117)= 193,5° С; Зг.ч = 0,5-(340+ 203) = 271,5° С;
/„ = 0,5-(193,5+271,5) = 232,5° С.
По (6.27) температурный напор
(203-117)-(340-270)
Д t =-------------------=77,7° С.
In 86/70
11. Коэффициент теплопередачи от стенки к воздуху в «горячей» части РВП
10,31 1,11-13,944 • (193,5 + 273)
и’Е =_______________________-_______= 12,7 м/с.
273-21,4
Физические характеристики
v = 34,15 10 6 м2/с;
воздуха при t— 193,5е С:
Х= 3,85 10“5 кВт/(мК); Рг = 0,69.
Температурная поправка
193,5 + 273
232,5 + 273
0.5
I =0,96.
р
* х.ч
Коэффициент теплоотдачи к воздуху
Л 3,85 • 10“5/12,7-О,ОО9б\0,8
ав = 0,037-----— — ----------- О,690,4 • 0,96 = 85,4 10“3 кВт/(м2 • К).
0,0096 \ 34,15 10“б 7
12. Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке в «горячей» части РВП.
Скорость продуктов сгорания
и-г
12,23-13,944 (271,5+ 273)
273-31,5
= 10,8 м/с.
189
Физические характеристики продуктов сгорания при 9=271,5° С;
v=40,40 10 6 м 2/с; X=4,60 • 10 5 кВт/(м • К); Рг=0,656.
Коэффициент теплоотдачи от газов к набивке РВП
4,60 10“5 /10,8 •О,ОО9б\0,8
а, = 0,037 ------• —---------- О,6560,4 = 80,0 • 10 ~ 3 кВт/(м2 • К).
0.0096 \ 40,40 • 10 /
13. Тепловосприятие «горячей» части РВП
Q б 4 = Q б - Q б 4=3087,1 - 716,4 = 2370,7 кДж/кг.
14. Коэффициент теплоотдачи в «горячей» части РВП
0,80 1,0 ,
кт=--------1--------------j-------= 14,75 • Ю 3 кВт/(м2 К).
0,542 • 80,0 • 10“ 3 + 0,375 • 85,4 • 10“ 3
15. Расчетная поверхность и высота «горячей» части
2370,7 13,944
14,75 10“ 3-77,7
= 28 844 м2.
Удельная поверхность 1 м высоты РВП-9,8= 12 070 м2. Тогда высота «горячей»
части (при ивп = 2)
^Г.Ч--
28 844
2•12 070
м.
Пример 7.13. Определить температуру горячего воздуха
и газов за регенеративным и трубчатым воздухоподогрева-
телями, включенными в двух газоходах параллельно по
продуктам сгорания и воздуху. При проведении расчетов
принять следующие исходные данные: газовый тракт: з'г=1,20;
арВП=1,35; $' = 392° С и //'г=4078 кДж/кг, долю газов, идущих
через РВП хр = 0,78; долю газов, идущих через ТВП хт =
= (1—0,78)=0,22; атВП = 1,23; коэффициент ф = 0,996; воздушный
тракт: общий избыток воздуха на выходе 0"= 1,133; долю
холодного воздуха, идущего в РВП, со = 0,74, то же в ТВП
(1— со) = 0,26; температуру воздуха на входе fB = 66° С;
Я °'= 483,8 кДж/кг; конструктивные характеристики РВП: доля
сечения газа и воздуха в РВП хг = хв=0,458, сечение РВП:
Fr 4 = FB4 = 25,4 м2; F*4=F*4 = 22,5 м2; поверхность нагрева
Ягч = 49 952м2 и FX4 = 12 240 м2; эквивалентные диаметры на-
бивки d jkb = 9,6 мм и ^эк! = 9,8 мм; коэффициент использования
^рвп = 0,85.
Конструктивные характеристики ТВП: трубы 0 40 мм при
толщине стенки 1,6 мм, шаги труб 5^=60, .у2 = 42мм, живое
сечение хода воздуха FB = 5,78 м2, сечение для прохода газа
Fr = 5,7 м2, общая поверхность нагрева FTBn = 6410 м2. ТВП
имеет четыре хода воздуха (две отдельные секции с одной
промежуточной трубной доской каждая). При этом ^твп = 0,85;
190
характеристики топлива, продуктов сгорания и воздуха:
Вр = 17,44 кг/с; V ° = 5,55 м3/кг; Кг = 7,16 м3/кг; гНго = 0,09.
Решение. 1. Энтальпия воздуха и газов в расчетной зоне
температур:
Энтальпия, кДж/кг Температура, °C
100 200 300 400
нг°/яв° 853,4/733 1729/1478 2634/2236 3564/3006
Нг при а= 1,20 ... 1000 2024 3081 4164
Нг при а= 1,275 .... 1055 2135 3249 4392
Нт при а= 1,35 ... 1110 2248 3416 4614
Нг при а= 1,23 ... 1022 2068 3148 4257
2. Определяем избытки воздуха в РВП и ТВП:
абсолютные присосы воздуха в РВП
Аарвп = = (ос РВП — ос Зх=(1,з5- 1,20)-0,78 = = 0,117;
абсолютные присосы в ТВП
Аатвп = («твп - oc'r) (1 - х)=(1,23 - 1,20) • 0,22=0,007;
значение Р' на входе в оба воздухоподогревателя
Р;бщ = Р *+(АаРВП + Аатвп) =1,133+(0,017 + 0,007) = 1,257;
значение Р' на входе в РВП
Ррвп= Робщ ® = 1,257 0,74=0,930;
значение Р' на входе в ТВП
З'гвп = Р;бщ (1 ~ ®) = I’257 • 0,26 = 0,327;
значение р₽вп = Ррвп—АаРВП = 0,930- 0,117 = 0,813;
значение ртВП = рVBn — Аатвп=0,327—0,007=0,320.
Проверяем заданное общее значение:
р;'бщ = 0,813 + 0,320 =1,133,
что соответствует заданному Роб1Ц. Полученные результаты
расчета приведены в схеме на рис. 7.1.
3. Расчеты регенеративного воздухоподогревателя.
3.1. Расчет «горячей» части РВП. Оцениваем тепловоспри-
ятие «горячей» части РВП. Принимаем предварительно
?гв = 362° С, температуру воздуха на входе в «горячую» часть
РВП 124° С. Этим температурам соответствуют энтальпии
воздуха Я°в = 2713,4 кДж/кг и Н„р = 911,8 кДж/кг.
По (7.15) балансовое тепловосприятие «горячей» части
G 6'4 = 0,872 (2713,4 - 911,8) = 1571 кДж/кг.
Определяем среднюю скорость воздуха. Средняя темпера-
тура воздуха в «горячей» части РВП
г- = 0,5 (/,..+/,,„) = 0,5 (362+ 124) - 243“ С.
191
По (7.8) скорость воздуха
0,872-5,5-17,44-(243+ 273) „
WB =---------Ч+Г++4--------L ~ M/c-
273-25,4
Определяем коэффициент теплоотдачи от металла набивки
к воздуху. По табл. П9 приложения находим физические
свойства воздуха при гв = 243° С: v = 40,56• 10“6 м2/с;
Х=4,146-10“5 кВт/(м-К); Рг=0,69.
По (7.10) находим коэффициент теплоотдачи
0,8
| -0,69 0,4 =
м2/с;
4,146 10 5 (6,3 -0,0096
ав“ ’ 0,0096 ^40,56 -10“6
= 47,6-10" 3 кДж/(м2-К).
Определяем температуру газов за «горячей» частью
По (7.19) находим энтальпию газов за «горячей» частью
При температуре газов на входе О'= 392° С и
Я г=4077 кДж/кг;
1571
Я " = 4078 - ———- + 0,075 • 2713,4 = 2259 кДж/кг.
0,996-0,78 ’ 1
Это соответствует при а =1,275 О'= 211 ° С.
Средняя скорость продуктов сгорания в «горячей» части
РВП. Средняя температура газов
0 = 0,5 (О' + 0пр) = 0,5 • (392 + 211) = 301 ° С.
По (6.21) скорость продуктов сгорания
7,16 • 17,44-0,78-(301 + 273) п ,
wr =--------—4-------------L = 8,05 м/с.
* . О С Л 7 1
РВП.
РВП.
ч'т — 1,20
273-25,4
Определяем коэффициент теплоотдачи от продуктов сгора-
ния к металлу набивки РВП. Принимаем аг = ак, значением
ал пренебрегаем, как незначительным. Физические свойства
продуктов сгорания при 0 = 301° С: v = 43,9 • 10-6 м2/с;
Л = 4,766-10 5 кВт/(м-К); Рг = 0,64.
По (7.10) коэффициент теплоотдачи конвекцией
/8,05 • 0,009б\°’8
( 43,9 КГ» ) °’64 =
~ 3 кВт/(м2 • К).
Коэффициент теплопередачи в «горячей» части РВП по (7.6)
0,85-1,0
л л,,4’766'1() 5
осг = 0,037---------•
г ’ 0,0096
= 60,8-10
k =
= 10,4- IO 3 kBt/(m2-K).
47,6-IO"3 0,458 60,8 • 10~3 • 0,458
192
Температурный напор «горячей» части РВП по (6.25)
Д/=(211- 124)-(392-362)„
In 82/30
Тепловосприятие «горячей» части РВП по (7.12)
10,4 • 10 3- 53,5 -49 952 1 ,
1593 кДж/кг.
17,44
Расхождение
(2%). Расчет
Д =
• 100 = 1,4 % — менее допустимого
не требует уточнении.
3.2. Расчет «холодной» части РВП. Тепловосприятие «холод-
ной» части РВП.
Температуре воздуха = С соответствует энтальпия
=483,8 кДж/кг;
С бч = 0,872 (911,8 - 483,8) = 373 кДж/кг.
Средняя скорость воздуха в «холодной» части РВП. Средняя
температура гср = 0,5 (124 + 66) = 95° С. Средняя скорость воздуха
0,872-5,55 17,44-(95+ 273) г
~ ~ 5,05 м/с.
273-22.5
Коэффициент теплоотдачи от металла набивки к воздуху.
Физические свойства воздуха при tс =95° С: v = 22,7-10 6 м2/с;
1 = 3,149 • 10“5 кВт/(м К); Рг = 0,69;
3,149 10 5 /5,05 0,098
ан = 0,021---------f
в ’ 0,0098
= 27,25-10
0,8
I -0,69 04 =
у 22,7 • 10“ 6
“3 кВт/(м2 - К).
Энтальпия и температура продуктов сгорания за «холодной»
частью РВП
373
Н = 2259 —---------+0,075 • 483,8 = 1815 кДж/кг.
ух 0,996-0,78 1
При аух=1,35 температура газов на выходе из РВП /" = 162° С.
Средняя скорость газов в «холодной» части РВП. Средняя
температура 3 = 0,5 (211 + 162) = 186° С. Средняя скорость
Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке в «холодной»
части РВП. При 3=186 С v = 29,66 • 10“6 м2/с; 1=3,811 х
х 10“5 кВт/(м • К); Рг = 0,667;
193
12-2065
0.8
| -0,667°’4 =
3,811 10"5
аг=0,021 — —
г ’ 0,0098
= 34,9-10" 3
к —
7,2*0,0098
29,66-10 6
кВт/(М2К).
Коэффициент теплопередачи в «холодной» части РВП
--------------°185Ч,()----------=5,95 • 10"3 кВт/(м2 К).
0,458 • 27,25 • 10" 3 + 0,458 • 34,9 • 10* 3
Температурный напор в «холодной» части РВП
Дг =
=91° С.
•100 = 1,85%, что допустимо.
In 96/87
Тепловосприятие «холодной» части РВП
_ 5,95-10"3 -91 *12 240 .
Q £ ч-----------------=380 кДж/кг.
(373
1——
4. Расчет трубчатого воздухоподогревателя.
4.1. Балансовое тепловосприятие ТВП. Принимаем
ггв=300°С, при этом Я ° „=2236 кДж/кг. Средний избыток
воздуха в ТВП Р =0,327 - 0,5-0,007 = 0,3235; С6=0,3235(2236-
—483,8)=566,8 кДж/кг.
4.2. Средняя скорость воздуха в ТВП. Средняя температура
r=0,5(fr B + ^)=0,5(300+66)= 183° С. При этой температуре
Я°р= 1351,4 кДж/кг. Средняя скорость воздуха
0,3235 *5,55 17,44 (183+ 273) Л .
w ------------------------=9,05 м/с.
" 5,78*273 1
4.3. Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к воздуху:
физические параметры воздуха:
v=32,91 *10"6 м2/с; 1=3,246 -10'5 кВт/(м-К); Рг=0,69;
поправки Cs и Сг:
0'2 = 1,29; <р=^2±= 1,724; Cs=0,275 1,724°-5=0,361;
число рядов z2>10, поэтому Сг = 1,0;
коэффициент теплоотдачи
осв=0,361 l,03-24^n^5f
в 0,04 \
= 68,94-10" 3
0.6
I -0,69°’33 =
9,05*0,04
32,91-10" 6
кВт/(м2 • К).
4.4. Энтальпия и температура газов за ТВП
Н =4078-—+0,0066 • 1351,4= 1500 кДж/кг.
ух 0,996*0,22
194
При аух —1,23, Э1гой энтальпии соответствует Зух = 146°С.
4.5. Средняя скорость, газов.
Средняя температура 3=0,5 (392+146)=269° С. Средняя ско-
рость газов
7,16 -17,44 0,22 - (269 +273) Л ,
w„ =------------L - ------------' = 9,56 м/с.
5,7-273
4.6. Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке трубы.
Физические параметры газов при 3 = 269° С:
v=40,03 • I0-6 м2/с; Х=4,52-10 5 кВт/(м-К); Рг=0,648;
а,=0,023
4,521Q-5/9,56 0,0368Y’8 о>4
0,0368 \40,03-10-вУ ’
= 34,0-10" 3 кВт/(м2 К).
4.7. Коэффициент теплопередачи в ТВП
*вп =---,----°---- - = 19,35 • 10“3 кВт/(м2 К).
34,0- 1О’з + 68,9-10~3
4.8. Температурный напор в ТВП.
Для определения поправочного коэффициента Находим па-
раметры:
Л_тб_Э'-»ух_392-146
к =—=------=------—= 1 .изо,
т„ 1' 300 — 66
_ 360-66
з^Р'з^^-0’718-
По рис. ПП при четырехкратном перекрестном движении
ф = 0,94. Температурный напор при противотоке
д, =(^-3°0)-(146-66)= с
прт In 92/80
Действительный температурный напор А/=85,7 • 0,94 = 80,6° С.
4.9. Тепловосприятие трубчатого воздухоподогревателя
Л 19,35 • 10~3-80,6-6410 ,
е.=--------------------=573 кДж/кг.
Погрешность расчета 11—^-1-100=1,08%, что допустимо.
Таким образом, за РВП frB = 362°C и Зух = 157°С, а за ТВП
/1в = 300г С и Э —146° С. .Общая средняя температура горячего
воздуха tr в=0,74 • 362+6,26 300=345,9° С, уходящих газов
»ух = 0,78 -157 + 0,22 • 146 = 154,6° С.
195
ЗАДАЧИ
Задача 7.15. Определить необходимую поверхность нагрева трубчатого
воздухоподогревателя для котла к блоку 300 МВт при условии охлаждения
продуктов сгорания с S' = 375°C до 9у1= 150° С. При выполнении расчетов
принять: /в=50° С, трубы диаметром 40 мм с толщиной стенки 1,6 мм
и шахматным расположением труб с шагами 5t = 60 и л2=-41 мм; схему
включения—четырехкратный перекрест с двумя промежуточными досками
z2>10, скорость воздуха ив=-8,7 м/с, газов и>г= 11,1 м/с; а'=1,20; а"=1,23;
Р"=1,16; ф=0,9972. Расход топлива Вр= 17,444 кг/с; гн о=0,091; теоретические
энтальпии продуктов сгорания и воздуха равны: при 2о6° С Н2 = 1729,1 кДж/кг,
Н* = 1477,9 кДж/кг; при 400° С 77° = 3564,0 кДж/кг, Н° = 3006,1 кДж/кг.
Задача 7.16. Как изменится необходимая поверхность нагрева трубчатого
воздухоподогревателя при переходе на шаги Sj = 52 и л2= 40 мм при сохранении
скоростей газов и воздуха по задаче 7.15?
Задача 7.17. Найти зависимость температуры воздуха от расхода воздуха
о через воздухоподогреватель, включенный параллельно по продуктам сгорания
и воздуху. При проведении расчета принять: доли расхода воздуха (от
количества воздуха, поступающего в топку, Р"= 1,20) —со=0,20, 0,25 и 0,30;
долю расхода газов х=0,2 во всех вариантах. Значения избытков воздуха
в газовом тракте а'= 1,2 и а" =1,205. Конструктивные данные ТВП и харак-
теристики топлива принять по примеру 7.15. Коэффициент аж принять
постоянным (по варианту с <о=0,2). Энтальпия газов при а = 1,205 составляет:
при 100° С Нт= 1004 кДж/кг, при 200° С Нт= 2032 кДж/кг.
Задача 7.18. Как изменится температура уходящих газов при использовании
каскадной схемы с пропуском через первый ход 80% воздуха, а остальные
20% — через байпасный воздухопровод со смешением перед вторым ходом.
Принять исходные данные по примеру 7.13 с использованием коэффициента
теплопередачи, температуру поступающего в ТВП воздуха принять 30° С.
Глава восьмая
РАСЧЕТ РАДИАЦИОННО-КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
8.1. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
РАДИАЦИОННО-КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
НАГРЕВА
К радиационно-конвективным поверхностям относятся повер-
хности нагрева типа ширм, фестонов, пароотводящих труб
и котельных пучков, воспринимающих как конвективную теплоту
продуктов сгорания, так и радиационную теплоту из топки.
196
Число секций ширм z, определяется по зависимости
Zi=a/si —1, (8.1а)
если расстояние от крайних секций до боковых стен газохода
равно расстоянию между секциями (шагу и
Zi=o/si, (8.16)
если расстояние от крайних секций до боковых стен равно
половине шага ^/2. В формулах (8.1а) и (8.16) а—ширина
фронта топки, м.
Число параллельно включенных труб п в секции ширмы
(ленте) определяется из условий надежности работы металла
по допустимой массовой скорости pw = 800—1100 кг/(м2-с)
«=-----, (8-2)
где dm—внутренний диаметр трубы, м (обычно для паропере-
гревателей выбирают трубы наружным диаметром 32, 36, 38,
42 мм с толщиной стенки 4,5 — 7,0 мм); D—расход рабочей
среды, проходящий через поверхность, кг/с; пп—число парал-
лельных потоков рабочей среды по ширине газохода (обычно
кп=1 или 2).
Глубина секции ширмы (ленты) с определяется продольным
шагом s2, числом параллельно включенных труб п в ширме
(секции) и числом ходов ленты в ширме zx вдоль газового
потока:
c = [(n-l)s2+d]nx+Ac(zx-l),
где Ас—расстояние между двумя ходами ленты ширмы.
Сечение для прохода продуктов сгорания
Fr = ab—zlbdB. (8.3)
При расчете ширм используют следующие поверхности:
полная поверхность, м2, определяется как удвоенная пло-
щадь плоскости, проходящей через оси труб секции и огра-
ниченной наружными образующими крайних труб,
Гш=2г1Лшс; (8.4)
расчетная поверхность ширм Гр=Гшх, где х—угловой
коэффициент (рис. П1 приложения);
лучевоспринимающие поверхности входного и выходного
сечений Гл вх, Гл.вых (рис. 8.1).
Угловой коэффициент с входного на выходное сечение
(8-5)
197
Рис. 8.1. К определению лучевоспри-
нимающих поверхностей входного
и выходного сечений ширмовой по-
верхности пароперегревателя
Эффективная толщина излу-
чающего слоя
s —
(8-6)
При расчете фестона следует
различать следующие поверхности:
полную теплообменную поверхность
F^=ndzrz2hr о,
(8.7)
где z15 z2—число труб в одном ряду и число рядов по ходу
газов; йг о—расчетная высота газового окна, в котором
находится фестон;
лучевоспринимающую поверхность, м2,
F».*=dhIox*, (8.8)
где хф—угловой коэффициент фестона; определяется по рис. П1
приложения; при числе труб г2^5, хф=1.
ПРИМЕРЫ
Пример 8.1. Определить размеры расчетных поверхностей
радиационно-конвективного пароперегревателя (в виде ширм),
расположенного в верхней части топки. Исходные данные:
трубы 0 32 мм с толщиной стенки 5 мм; количество секций
по ширине газохода 22, число труб в одной секции 30,
ширина газохода 13 520 мм, продольный, шаг труб а2 = 35 мм;
габаритные размеры поверхности показаны на рис. 8.2, а раз-
меры секции ширмы на рис. 8.3.
Решение. 1. Определяем расчетную поверхность паропере-
гревателя. В связи со сложной конфигурацией секции, вызванной
наличием трех рядов обвязочных труб по высоте, поверхность
нагрева секции определяем по участкам. При относительном
продольном шаге труб s2fd—35/32=1,09 угловой коэффициент
секции по рис. П1 приложения х=0,98. При определении расчетных
размеров секции ширм к линейному размеру по осям труб
необходимо добавить размер диаметра d, мм. Тогда по сравнению
с рис. 8.3 имеем: верхняя часть секции: сл= 1015 + 32= 1047 мм;
первая средняя часть: сл=945 + 32=977 мм; вторая средняя часть:
сл = 875 + 32=907 мм; нижняя часть: сл = 805+32 = 837 мм. Высота
нижней части составит 700+0,5 • 32 = 716 мм.
198
Рис. 8.2. Габаритные размеры шир-
мового пароперегревателя (к примеру
8.1)
Рис. 8.3. Размеры секции ширмового
пароперегревателя (к примеру 8.1)
35*27=915
35*25=875
875
^0*23=920
''Ось тру5
потолоч-
ного пере-
гревателя
9¥5
35*29=
=1015
35*23=
=805
1960
1015
2380
Размеры плоскости секции определяются по первому ходу
ленты и затем удваиваются. Часть плоскости труб между
двумя ходами ленты находят отдельно и прибавляют к повер-
хности ленты. Размер «зазора» между ходами ленты
Дс=350 —32 = 318 мм. Поверхность обвязочных труб (горизон-
тальные участки) определяют по полупериметру трубы. В за-
ключение удваивают размер полученной поверхности (секция
имеет двусторонний обогрев газами) и умножают на число
секций, входящих в ширмовую поверхность.
Исходя из этого, получаем
Гш = [1,047 -3,3+(0,977+0,907) • 1,5+0,837-0,716+0,5 х
х 3,14 • 0,032 • (0,907 + 0,977 +1,047)] - 2 0,98 • 2 • 22+0,318 • 0,952 х
х 0,98 • 2 • 22+0,5 • 3,14 • 0,032 -0,318 • 2 • 22 = 621 м2.
2. Определяем сечение для прохода рабочей среды. Внутренний
диаметр труб <7ВН=32—10 = 22 мм; /ш=0,785 • 0,0222 - 30 • 22=
=0,251 м2.
3. Находим сечение для прохода газов. Радиационно-кон-
вективный пароперегреватель по рис. 8.2 имеет участки с раз-
личным омыванием газами—поперечным и продольным. Для
участка поперечного омывания
Fr.non=6,5-13,52-0,032 • 22 • 6,5 = 83,3 м2.
Для участка продольного омывания
ГГ Прд = 5,18 • 13,52-0,032 • 2,38 • 22 = 68,36 м2.
199
4. Относительные шаги труб:
средний поперечный шаг равен s1=a/(z14-1) = 13 520/(224-
4-1) = 588 мм, тогда
= 588/32 = 18,38; с2 = 35/32 = 1,094.
5. Эффективная толщина излучающего слоя по (8.6)
з=-----—-----=0,795 м.
111’
7Д)+2^38 + 0,588
6. Угловой коэффициент с входного на выходное сечение
ширм по (8.5)
ф = 1(^\ 4-1 -2^=0,122.
Vn* •у уО,588у 0,588
7. Поверхность входного и выходного газовых окон (см.
рис. 8.2):
^п.вх=(7>04-2,38)-13,52 = 126,8 м2;
Рл.вых=6,5-13,52=87,9 м2.
8. Поверхность нагрева, омываемая продольно и поперечно:
h 7,0-6,5
7 =р прд = 621 ____L_
ш.прд ш h
44,4 м2;
^ш.ПоИ=^ш-^ш.нрД=621 -44,4=576,6 м2.
Пример 8.2. Для котла паропроизводительностью
D = 277,78 кг/с выбрать количество секций ширмового паропере-
гревателя zl9 поперечный шаг и количество труб в каждой
секции. При проведении расчетов принять допустимую массо-
вую скорость 1000 кг/(м2 - с), трубы 0 32 мм с толщиной стенки
6 мм и продольным шагом s2 = 35 мм. Учесть, что ио условиям
транспортировки глубина секций в осях труб должна быть не
более 3000 мм; радиус гиба внутренней трубы принять 135 мм.
Расход пара через пароперегреватель с учетом работы впрыски-
вающих пароохладителей, установленных после него, должен
составлять 93% номинальной паропроизводительности. Ширина
газохода в районе ширмового пароперегревателя 16 000 мм.
Решение. 1. Определяем необходимое сечение для прохода
пара. Расход пара через пароперегреватель Лш = 277,78 -0,93 =
= 258,33 кг/с; /п=Лш/(ри')11=258,33/1000 = 0,258 м2.
2. Определяем количество труб в секции. Максимальная
ширина одного хода в секции
3000—135-2
2
= 1365 мм. При шаге
труб 52 = 35мм количество труб «с = (1365/35)4-1=40 шт.
200
3. Определяем количество секций = 0,258/(0,785-0,022 х
х 40) = 20,6 шт. Принимаем zx =20 шт.
Таким образом, радиационно-конвективный ширмовый па-
роперегреватель должен иметь 20 секций с количеством труб
в каждой 40 шт., при этом массовая скорость пара составит
(pw)n= 1000(20,6/20)= 1028 кг/(м2 - с).
4. Поперечный шаг секций ширм в газоходе по (8.16)
^ = 16000/2Ь=800мм.
Пример 8.3. В паровом котле имеется двухрядный фестон, образованный
трубами заднего экрана топочной камеры, ширина которой 18,0 м. Определить
расчетные геометрические характеристики фестона, его поверхность нагрева,
если задано: диаметр труб 60 мм; толщина стенки 6 мм; расположение
труб—коридорное с шагами =140 и л2 = 250 мм; высота труб фестона 6,5 м.
Решение. 1. Определяем поверхность нагрева фестона по (8.7). Количество
труб в одном ряду
пгр=(18 000/140)— 1 = 127,5 шт. Принимаем птр= 128 шт.;
Гф= 3,14 0,060 • 128 • 2 • 6,5 = 313,5 м2.
2. Определяем лучевоспринимающую поверхность нагрева фестона. Уг-
ловой коэффициент двухрядного фестона при s1/d= 140/60 = 2,33. По рис. П1
приложения (кривая 5) для первого ряда Xj = 0,54. Для двухрядного фестона
хф= Xi + (1 - xi) Х1 = 0,54+(1 - 0,54) • 0,54= 0,788.
По (8.8) находим
Гл.ф= 18,0 - 6,5 • 0,788 = 92,2 м2.
3. Сечение для прохода газов по (6.3)
FT= 18,0 • 6,5- 128 6,5 0,060=67,1 м2.
4. Относительные шаги труб в фестоне:
Oi = 140/60 = 2,33; о2 = 250/60=4,17.
5. Эффективная толщина излучающего слоя в фестоне по (6.6)
/4-140-250 \
5= 0,9 0,0601------— 1 = 0,614 м.
\ 3,14-602 J
ЗАДАЧИ
Задача 8.1. Рассчитать геометрические характеристики ступени радиаци-
онно-конвективного пароперегревателя Т-образного профиля котла для блока
800 МВт, расположенного в переходном газоходе. Радиационно-конвективный
пароперегреватель имеет два хода пара: сначала пар проходит секции в средней
части газохода (половина ширины), а затем крайние секции. Общее количество
секций по ширине одного газохода 40 шт., каждая секция состоит из 18 труб
диаметром 42 мм с толщиной стенки 7 мм, расположенных с продольным
шагом s2 = 45 мм. Ширина газохода 30,44 м. Основные размеры секции в одной
части газохода приведены за рис. 8.4.
201
размеров будут секции
Рис. 8.4. Размеры секции ширмового пароперег-
ревателя (к задаче 8.1)
Задача 8.2. Какова будет поверхнрсть на-
грева, сечения для прохода пара, эффективная
толщина излучающего слоя в радиационно-
конвективном пароперегревателе котла паро-
производителъностью Л=186,11 кг/с при исполь-
зовании труб различных диаметров: 0 32 мм
с толщиной стенки 5 мм; 0 36 мм с толщиной
стенки 6 мм и 0 38 мм с толщиной стенки
6 мм? Принять, что при ширине газохода
18 000 мм расстояние между секциями 720 мм,
зазоры между трубами 3 мм. Поверхность
нагрева считать упрощенно—без учета повер-
хности дистанционирующих труб; радиус гиба
внутренней трубы во всех вариантах принять
135 мм. Количество труб в секции 20 шт.,
высота секции 7000 мм.
Задача 8.3. Какие необходимо применить
трубы, чтобы уменьшить поверхность нагрева
радиационно-конвективного пароперегревателя
примерно в 1,5—1,6 раза? Сколько и каких
ширм? В исходном варианте 56 секций глубиной
3800 мм из труб 0 32 мм с толщиной стенки 6 мм, радиус гиба внутрен-
ней трубы 135 мм. Ширина газохода 31,0 м. Указание: при решении за-
дачи рассмотреть диаметры труб 36, 38, 42 мм с зазором между трубами
3 мм, толщину стенок принять кратной 0,5 мм, выполнить условие равнопроч-
ности—постоянство отношения толщины стенки 6 к наружному диаметру
5/r/=const.
Задача 8.4. При различных глубинах секций радиационно-конвективного
пароперегревателя с выбрать шаг между секциями при котором угловой
коэффициент с входного на выходное <рш будет равен 0,10. Принять глубину
секций 2,0 и 3,0 м.
8.2. ТЕПЛОВОСПРИЯТИЕ РАДИАЦИОННО-
КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
Количество теплоты Q&, кДж/кг, которое отдают продукты
сгорания при их охлаждении в поверхности нагрева от
температуры на входе 3' до температуры на выходе 3",
определяется балансовым уравнением
еб=(я'-я")Ф-едоп, (8.9)
где Я', Я"—энтальпия продуктов сгорания при температурах
3' и 3", кДж/кг; Qдоп— тепловосприятие по балансу допол-
нительных поверхностей, кДж/кг.
202
Количество теплоты Сл ш, кДж/кг, воспринимаемое повер-
хностью (ширмой, фестоном) в результате прямого излучения
из топочного объема, определяется как разность поступающей
тепловой энергии через входное сечение <2Л.ВХ и переизлученной
на другие поверхности через выходное сечение Сл.вых:
(8.Ю)
При этом
(8.11а)
е..м„ = е„.„(1-е)<Рш/₽+5>6710-11а/'11..„7'^^/В1„ (8.116)
где Ял. ш—интенсивность теплового потока в районе выходного
окна топки, кВт/м2; принимается из позонного расчета топки,
либо при его отсутствии определяется по формуле
?л.ш = РПв^р Сл/^ст; (8.12)
Р—коэффициент, учитывающий взаимный теплообмен между
топкой и ширмами (рис. П2 приложения); т]в—коэффициент
неравномерности тепловосприятия топки по высоте в районе
выходного окна, принимается по ПЗ; Сл; FCT—лучистое
тепловосприятие, кДж/кг, поверхности стен топки, м2; е—
коэффициент излучения продуктов сгорания при средней тем-
пературе газов, определяется по зависимости (4.11); Е,п—по-
правочный коэффициент, зависящий от вида топлива, Принима-
ется равным: 0,5 при сжигании угля и мазута, 0,7 при
сжигании природного газа и 0,2 при сжигании сланцев.
Если фестон (котельный пучок) имеет число рядов в глубину
z2>5, то теплота излучения из топки полностью воспринима-
ется этой поверхностью. При меньшем числе рядов радиаци-
онная теплота фестона (котельного пучка) определяется по
формуле
ел.ф=9л.ф^л.ф/^р, (8.13а)
где Гл.ф—лучевоспринимающая поверхность фестона (котель-
ного пучка), м2, определяется по (8.8); #л.ф—интенсивность
теплового потока в районе фестона, кВт/м2; определяется из
позонного расчета топки либо по (8.12).
Если фестон установлен за ширмами,
6л.ф = Сл.вых*ф. (8.136)
Рабочая среда в трубах воспринимает полное количество
теплоты (радиационное и конвективное). Приращение энтальпии
среды составляет
АА=(Сб+ел)^рР, (8.14)
где D—расход среды через поверхность, кг/с.
203
ПРИМЕРЫ
Пример 8.4. Определить тепловосприятие ширм пароперегре-
вателя и приращение энтальпии пара. При выполнении расчетов
принять: температуры газов 3' = 1060° С; 3"=950° С; энтальпии
Н' = 11 983 кДж/кг; Н"= 10 605 кДж/кг; рабочая среда f=417° С;
р' = 14,96 МПа; р"=14,67 МПа- А' = 3047 кДж/кг; ф=0,996;
£> = 136,81 кг/с; ^л.ш = 69,7 кВт/м1; ^лвх = 52 м2; £л.ных=45 м2.
Топливо—каменный уголь; 2?р = 9,76 кг/с; эффективная толщина
излучающего слоя s = 0,84 м; давление в газоходе 0,1 МПа;
гНго = 0,091; гп=0,231; рзл = 0,023; <рш = 0,14. Тип мельниц—сред-
неходовые. Дополнительное тепловосприятие других поверхно-
стей в зоне расположения ширм Сдоп=91 кДж/кг.
Решение. 1. Определяем по (8.9) балансовое тепловосприятие
ширмового пароперегревателя:
еб=(11 983-10 605)0,996-91 = 1281,5 кДж/кг.
2. Средняя температура продуктов сгорания:
9ср=(1060+950) 0,5 = 10Q5° С;
Тср= 1005+273 = 1278 К.
3. Определяем коэффициент излучения газового объема
между секциями ширмового пароперегревателя (по данным-
§ 4.1):
произведение рпя = 0,1 -0,231 -0,84=0,0194 м-МПа;
коэффициенты ослабления лучей кт = 10,56 1/(м-МПа);
кзл = 74,76 1/(м-МПа);
оптическая толщина запыленного потока
kps=( 10,56 • 0,231 + 74,76 • 0,0227) 0,1 • 0,84=0,347;
коэффициент излучения
е= 1—е-0,347 =0,293.
4. Определяем по (8.11а) теплоту, поступающую через
плоскость входного сечения ширм:
Сл. вх = 69,7 - 52,0/9,76 = 371,4 кДж/кг.
5. То же— в выходном сечении ширм:
_371,4(1-0,293) 0,14
Ул. вых h
5,67 Ю 11 -0,293-45,0• 12784-0,5 , л ,
+--------------------------—=140,8 кДж/кг.
Здесь поправочный коэффициент р = 0,97 (при 9=1060° С—
по рис. П2 приложения).
204
6. Радиационное тепловосприятие ширм из топки по (8.10)
Сл.ш=371,4-140,8 = 230,6 кДж/кг.
7. Приращение энтальпии пара в ширме
ЛЛШ=(1281,5 + 230,6)-^-= 107,9 кДж/кг.
13о,о1
Энтальпия и температура пара на выходе из ширмы
Л" =3043,9 + 107,9 = 3151,8 кДж/кг; г" =446° С.
Пример 8.5. Как изменится коэффициент излучения в шир-
мовом пароперегревателе, угловой коэффициент и радиацион-
ное тепловосприятие из топки при изменении поперечного
шага между секциями пароперегревателя с 51 = 600 до -S j = 1200
мм? При выполнении расчетов принять: О'= 1212° С;
$"=1080° С; давление в газоходе р=0,1 МПа; гно=0,1188;
гп=0,2566; высоту секции ширм Лш = 9000 мм; глубину секций
с=2800 мм.
Решение. 1. Исходный вариант с 51=600 мм. Средняя
температура продуктов сгорания
Зср=(1212+Ю80)-0,5=1146° С или Тср = 1146 + 273 = 1419 К.
Произведение рп5=0,1 -0,257-0,843=0,0216 (м-МПа), где эф-
фективная толщина излучающего слоя
5=----Ь8—~ 0,843 м.
9^0 + 2^+0^6
Коэффициент ослабления лучей кг=9,438 1/(м-МПа) и оп-
тическая толщина газового потока
kps=kTprns = 9,438 -0,1- 0,2566 • 0,843 = 0,204.
Коэффициент излучения
е= 1 - е“ 0,204 = 0,185.
2. Вариант с лч = 1200 мм. Эффективная толщина излуча-
ющего слоя
5=——у—-=1,383 м.
9/j+2^8+U2
Произведение pas=0,1 -0,257-1,383 = 0,0355 м-МПа. Коэффици-
ент ослабления лучей и оптическая толщина излучающего
слоя Аг = 7,26 1/(м-МПа);
£/>5=7,26-0,1 -0,2566-1,383 = 0,258.
205
Коэффициент излучения
е= 1-е"0’258 = 0,227.
Таким образом, в данном случае увеличение поперечного
шага между секциями в 2 раза повысило коэффициент
излучения газового объема примерно в 1,23 раза.
Пример 8.6. Определить тепловосприятие двухрядного фестона, расположен-
ного на выходе из топочной камеры И' являющегося отводящей системой
заднего экрана топки.
При выполнении расчетов принять: отводящие трубы 0 133 мм, толщиной
стенки 6 мм, с коридорным расположением, поперечным шагом лг = 750 мм,
продольным шагом s2=150 мм, размеры газохода а=-9200 мм и b =5000
мм; топливо—бурый уголь; Вр= 10,09 кг/с; О'=1012° С; 9" =1003° С; дл.ф=96,3
кВт/м2, энтальпию продуктов сгорания на входе Н'=6785,9 кДж/кг и на
выходе Н” = 6701,8 кДж/кг.
Решение. 1. Определяем лучистую поверхность фестона. Угловой коэффициент
фестона (рис. П1 приложения) при s1/d=750/60= 12,5; хф=0,2+(1 — 0,2)х
х0,2=0,36; Гл.ф=9,2'5,0 0,36=16,56 м2.
2. Тепловосприятие фестона излучением из топки
Сл.ф= 96,3 16,56/10,09= 158,05 кДж/кг.
3. Тепловосприятие труб фестона (за счет теплообмена с газами)
£в=(б785,9- 6701,8) 0,9935 = 83,6 кДж/кг.
4. Полное тепловосприятие труб фестона
Сф=Сл.ф+Сб= 158,05+83,6=241,65 кДж/кг.
Как видно, в двухрядном фестоне количество теплоты, получаемой
радиацией из топки, может превышать теплоту, полученную от продуктов
сгорания конвекцией и межтрубным излучением.
ЗАДАЧИ
Задача 8.5. Как изменится количество лучистой теплоты из топки,
воспринятой радиационно-конвективным пароперегревателем при увеличении
высоты ширм с 7,0 до 9,0 м? При решении задачи принять: поперечный шаг
между секциями 5! = 600 мм; глубину секций 2,8 м; поверхность входного окна
пароперегревателя 174,0 м2 (высота 7,0 м)- и 225,3 м2 (высота 9,0 м);
поверхности выходного окна 88,8 м2 (высота 7,0 м) и 114,2 мм2 (высота 9,0 м);
топливо—мазут; Вр= 19,278 кг/с; rH2O=0,119; rn=0,257; интенсивность теплово-
го потока ш=19,5 кВт/м2; среднюю температуру газов в пароперегревателе
1160° С; коэффициент взаимного теплообмена (топка—ширма) 0=0,76.
Задача 8.6. Как изменится количество лучистой теплоты из топки в единицу
времени, если вместо мазута будет сжигаться твердое топливо? Произвести
сопоставление при одинаковых геометрических размерах радиационно-конвек-
тивного перегревателя: высота секций 9000 мм; глубина 2800 мм; шаг между
ними 600 мм; поверхность входного окна 225,3 м2; выходного окна 114,2 м2; данные
206
по мазуту принять по задаче 8.5; твердое топливо /?р=63,7 кг/с; гНгО=0,168; гп—0,305;
РзЛ=0,017; мельницы—среднеходные; qa. ш—19,5 кВт/м2. Температуры газов в обоих
случаях принять на выходе из топки 1150° С, за пароперегревателем 1050° С.
Задача 8.7. Определить балансовое тепловосприятие радиационно-конвек-
тивного пароперегревателя, лучистую теплоту, которую он получает из топки
и приращение энтальпии пара в нем. При выполнении расчетов принять:
топливо—мазут; 9'= 1272° С; 9" =110ГС; //' = 24 350 кДж/кг; Н"=20 758
кДж/кг; Слои—420 кДж/кг; Г=365' С; />'=14,72 МПа; />"=14,32 МПа; Л'=2814,4
кДж/кг; Z?p= 14,44 кг/с; <р=0,997; £>ш=175,75 кг/с; ?л.ш=57,9 кВт/м2; 7Л. вх=171
м2; /л ВЫ1 = 117 м2; эффективную толщину излучающего слоя s—0,872 м;
давление в газоходе />=0,1 МПа; гНгО=0,187; гп=0,281; <рш=0,174.
8.3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
РАДИАЦИОННО-КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
В основу теплового расчета радиационно-конвективных
поверхностей положено равенство тепловосприятий Ст = Сб>
где Q^ = FktstjBv—тепловосприятие поверхности нагрева за
счет конвективного и лучистого теплообмена, кДж/кг; Qq—(FF —
—/7") <р —(?доп—тепловосприятие поверхности, полученное от
продуктов сгорания по балансу, кДж/кг.
В уравнениях: к—коэффициент теплопередачи, рассчитыва-
емый по п. 6.3 (см. табл. 6.2):
1 +(Е +1/ai) (1+вл. ш/Сб) ’
Слои—тепловосприятие дополнительных (настенных) поверх-
ностей, находящихся в зоне расположения основной радиаци-
онно-конвективной поверхности, кДж/кг; обычно определяется
из равенства Сдоп = С?т Для размеров Faoa, м2, и температурного
напора Д/дОП, °C, данной поверхности, но с использованием
общего коэффициента теплопередачи по (8.15); Н', Н"—эн-
тальпии газов на входе в поверхность и выходе из нее, кДж/кг.
В (8.15) входят:
«1—коэффициент теплоотдачи со стороны продуктов сгорания,
отнесенный к расчетной поверхности, кВт/(м2 - К), определяется
по формуле
(nd \
+«л , (8.16)
2s 2 X }
где ак—коэффициент теплоотдачи конвекцией, кВт/(м2*К),
определяется по (6.9); ая—коэффициент теплоотдачи излуче-
нием продуктов сгорания, кВт/(м2-К), определяется по (6.10)
при средней температуре потока 7ср и эффективной толщине
излучающего слоя 5, м; Е,—коэффициент использования для
207
ширм, расположенных в верхней части топки и на развороте
продуктов сгорания в конвективные газоходы, зависит от
скорости газов и при wr>4 м/с принимается £, = 0,85.
Коэффициент загрязнения поверхности е для радиационно-
конвективных пароперегревателей при сжигании твердых топлив
зависит от его свойств и температуры продуктов сгорания
и определяется по рис. П13 приложения. При сжигании мазута
коэффициенты загрязнения в соответствии с рекомендациями
НПО ЦКТИ зависят от скорости газов и принимаются по
рис. П14 приложения. Для природного газа значение е=0.
Определение температуры загрязненной стенки ширм (для
расчета ал) производится по полному тепловосприятию повер-
хности (с учетом излучения из топочного объема) по (6.11):
9.=(eG+e.,m)£P/fP. (8.17)
При сжигании природного газа t3 = tpс + 25° С, для труб фестона
на выходе из топки во всех случаях <, = *р.с + 80о С.
Порядок (алгоритм) расчета поверхности определяется ви-
дом расчета. Конечная цель конструкторского расчета—опре-
деление поверхности нагрева, необходимой для охлаждения
продуктов сгорания до заданной температуры. Учитывая, что
входящие в (8.15) зависимости могут быть определены лишь
для конкретных геометрических форм поверхности, следует
их принять с последующим уточнением.
При поверочном расчете требуется по заданным геомет-
рическим размерам радиационно-конвективного пароперегрева-
теля определить действительную температуру газов за ним
и действительное теплоприращение рабочей среды. Поверочный
расчет начинается с предварительного задания температуры
газов за поверхностью или балансового тепловосприятия
поверхности. Для принятых значений определяются: коэффици-
енты теплоотдачи ак, ал, а2; теплопередачи—по (8.15); тем-
пературный напор; теплота, воспринятая излучением из топки,
Сл.ш и теплота, переданная поверхности при конвективном
теплообмене, QT. Если для выбранной температуры газов за
поверхностью небаланс между Q& и QT превысит допустимое
значение, то принимают новое значение температуры. Расчет
ведется до выполнения условия |Сб—Ст|/Сб^Д где 8—задан-
ная погрешность расчета (для ширмовых радиационно-конвек-
тивных поверхностей 0,02).
ПРИМЕРЫ
Пример 8.8. Выполнить конструкторский тепловой расчет
ширмового радиационно-конвективного пароперегревателя кот-
ла паропроизводительностью 138,89 кг/с при давлении пере-
гретого пара рп.п=14 МПа и сжигании мазута. При решении
208
задачи принять: 9'= 1216° С; //' = 24 041 кДж/кг; 9" =1100° С;
//" = 21 529 кДж/кг; Г = 380° С; £' = 2868,8 кДж/кг; р' = 15,85
МПа; р"=15,4 МПа; £> = 137,22 кг/с; ширину газохода 13 520
мм; высоту газохода 7150 мм; высоту секции 7000 мм;
гно = 0Д27; гп=0,262; р = 0,1 МПа; ^л.ш = 80 кВт/м2; Вр=9,25
кг/с; Сдоп=400 кДж/кг; <р=0,996; Vr= 12,54 м3/кг.
Решение. 1. Выбор поперечного шага Aj и диаметра труб
d. В соответствии с § 8.1 принимаем шаг между секциями
51 = 720 мм. Диаметр труб в радиационно-конвективном па-
роперегревателе принимаем 32 мм с толщиной стенки 5 мм,
которые широко применяются в котлах на эти параметры.
2. Определяем количество секций zY (ширм): zt =
= 13 520/720=18,8. Принимаем четное количество ^ = 18
секций.
3. В соответствии с § 8.1 принимаем предварительно мас-
совую скорость 900 кг/(м2 • с).
4. Определяем число труб в одной секции по (8.3):
137,22
п=-------------=--------=22,23 шт.
0,785 0,0222 -18-900
Принимаем количество труб в секции л=22 шт., при этом
сечение /п = 0,785 • 0,0222 • 18 22 = 0,15 м2.
5. Определяем глубину ширмы. Принимаем в соответствии
с опытом проектирования ширмовых поверхностей распо-
ложение труб в ширме с зазором 3 мм, тогда шаг
.v2 = 35 мм, при этом глубина U-образной секции с = (35-21)2 +
+ 2-135 = 1740 мм.
6. Эффективная толщина излучающего слоя по (8.6) и уг-
ловой коэффициент по (8.5):
1,8
5=-------1-----^=0,855 м;
7Д)+ 1,740 + 0,720
/< 1,74\2 1,74
<рш = / I +1-^—=0,198.
0,720
7. Определяем поверхности входного и выходного сечений
ширм:
^л.вых=^.« = 7,0-13,52=94,6 м2.
8. Расчет коэффициента излучения в пароперегревателе:
средняя температура газов
9ср=0,5 (1216+110С)= 1158° С; Тср = 1158 + 273 = 1431 К;
произведение pas=(i, 1 • 0,262 • 0,855 = 0,022 МПа;
13-2065
209
коэффициент ослабления лучей трехатомными . газами
(0,78+1,6-0,127 1431\
-^—-^—-^05-1,0 )| 1-0,37—-1 = 9,311 1/(МПа-м);
0,316 [0,022 ]0-5 1000/ 7
оптическая толщина излучающего слоя
kps = 9,31 • 0,1 • 0,262 • 0,855 = 0,209;
коэффициент излучения
£= 1 —е~°’2О9 = 0,188.
9. Определяем 0л.вх, 0л.вых, ел.ш по (8.9) и (8.10):
Qл. вх = 8°9 2^—=81^,2 кДж/кг.
По рис. П2 приложения коэффициент Р=О,75, тогда
818,2 (1-0,188) 0,198 с „ , ,
Qл. вых=----V е - 5 7---+5,67 • 10 11 • 0,188 • 94,6 х
х 14314 -0,5/9,25=405,2 кДж/кг;
ел.ш = 818,2-405,2=413 кДж/кг.
10. Балансовое тепловосприятие радиационно-конвективного
пароперегревателя по (8.8)
6б=(24 041-21 529) 0,9964- 400 = 2103,0 кДж/кг.
11. Приращение энтальпии пара в ширмовом паропере-
гревателе по (8.13)
ДАш=(2103 + 413) 9,25/137,22=169,6 кДж/кг.
Энтальпия и температура пара за поверхностью паропере-
гревателя
h' = 2868,8 +169,6 = 3038,4 кДж/кг.
При р" = 15,4 МПа по термодинамическим таблицам воды
и водяного пара /"=418° С. Средняя температура пара
*св=0,5 (380+418) = 399° С и удельный объем пара l = 0,01493
м^/кг.
12. Скорость пара в трубах
137,22 0,01493
13,6 м/с.
13. Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к пару по
(6-13)
а2=0,023
8,51 105
0,022
( 13,6 0,022\0,8
0,403.,0-J 1.397°'4 = 5,055 кВт/(м2-К).
210
Здесь X^8,51-10~5 кВт/(м-К); v=0,403-10~6 м2/с; Рг= 1,397.
14. Определяем коэффициенты теплоотдачи и коэффициент
теплопередачи:
сечение для прохода газов по (8.3)
Fr = 7,15 • 13,52 - 7,0 • 0,032 -18 = 92,6 м2;
скорость продуктов сгорания в зоне ширм
12,54-9,25 1431 ,
Wr =----------------= 6,6 м/с.
г 92,6-273 '
По (6.9) определяем оск: поправка на число рядов Cz= 1,0, так как
в ширме z2>10; значение Oi= 720/32=22,5, по условию из (6.11)
принимается Oi = 3; и2 = 35/32 =1,094; Ся=Г1+(2-и1—3)(1—
-о2/2)3]~2 = [1 +(2 • З-ЗШ -1,094/2)3] “ 2=0,611.
При температуре 1158° С по табл. ПП и рис. П4 находим
физические свойства продуктов сгорания:
v=202,35 • 10“б м2/с; Х= 12,22-10'5 кВт/(м-К); Рг=0,55;
ак=0,2-1,0-0,611
12,22-10“5/ 6,6-0,032 \0’65
0,032 у202,35 - МГ6)
= 35,2-107 3 кВт/(м2 К).
Определим по (8.16) температуру загрязнений стенки. Пред-
варительно по рис. П14 приложения коэффициент загрязнения
е3 при скорости газов 6,6 м/с равен 3,1 (м2 К)/кВт? Температура
1 ^(2103,0+413)-9,25
389
/З = 399+ 3,1ч
3 \ 5,055
Т3=596+273 = 869 К.
Поверхность нагрева принимается предварительно исходя
из заданного количества труб:
F= [0,035 (22—1) 7,0-2+0,035 (22-1) 0,27]-18-2 х
х 0,98 = 398 м2;
коэффициент теплоотдачи излучением
t / 869 \3’6
ал=5,17 - UT11 -0,188 • 14313 =
ООУ
1 “ 1431
= 60,5-НГ3 кВт/(м2-К).
211
Коэффициент использования £, = 0,85,. так как
м/с, тогда
а! =0,85 ( 35,2 -10 3 л'0-032 .+ 60,5 • 10" 3 ] =
\ 2-0,035-0,98 ’ J
= 95,3 *10“3 кВт/(м2 К).
Определяем коэффициент теплопередачи по (8.15):
95,3-10~3
7 413
1+----
2103
= 69,3-10" 3
k =
95,3-IfT3
1
3,1 +---
5,055
кВт/(м2К).
15. Определяем температурный напор по (6.25):
756,4° C.
Ar
In 836/682
При этом необходимая поверхность нагрева радиационно-
конвективного пароперегревателя
2103-9,25 ,
F=------------—, = 371 м2.
756,4-69,3 • 10 ~3
При принятых конструктивных данных поверхность нагрева
по п. 4 получилась 389 м2, небаланс составляет (389—
— 371)/389-100=5%, что недопустимо. При уменьшении ко-
личества труб в секции с 22 до 21 поверхность нагрева
составит F'=389 (21/22) = 371 м2.
Изменения глубины секции, скорости пара, коэффициента
излучения при этом незначительны и ими можно пренебречь,
не уточняя тепловой расчет.
Возможно и другое решение: оставить принятую поверх-
ность радиационно-конвективного пароперегревателя (389 м2)
и уточнить температуру продуктов сгорания за ним.
Пример 8.9. Выполнить поверочный тепловой расчет ради-
ационно-конвективного пароперегревателя (в виде ширм) котла
при сжигании донецкого газового угля. В газоходе радиаци-
онно-конвективного пароперегревателя расположены двё его
ступени (средняя и крайняя по бокам газохода) и допол-
нительные поверхности боковых экранов и потолочного па-
роперегревателя. При выполнении расчетов принять: Вр= 17,444
кг/с; <р=0,996; гно=0,091* гп = 0,231; рзл=0,0227; мельницы—
среднеходные; Кг = 7,16 м3/кг; 9"=1060°C; Н' = 11 983 кДж/кг;
^"1000 = 11 237 кДж/кг; н;'900=9998 кДж/кг; Г' = 417°С;
р'= 14,96 МПа; h' =3046,7 кДж/кг; Х'р = 14,67 МПа; р"р= 14,37
МПа; гэжр = 347°С; ГНОТ = 353° С; Л = 136,8 кг/с.
212
ТрубьГ 032 мм с 6 = 5 мм; 51=644 мм; л2 = 35 мм; лзф =
=0,84 м; Fr=129 м2;/п = 0,137 м2 (одинаково в обеих ступенях);
поверхность нагрева 7 = 342 м2 (каждой ступени), экранов
^экР=43 м2, потолочного пароперегревателя Д,С1=49 м2; рас-
четное тепловосприятие радиацией из топки: Сл.ш = 169 кДж/кг
(каждой ступени); Сл.экр = 21 кДж/кг; СЛ.ПОТ = 24 кДж/кг. При-
сосы извне отсутствуют.
Решение. 1. Определяем энтальпию и температуру газов
за радиационно-конвективным пароперегревателем и среднюю
температуру газов в нем. Принимаем предварительно
Q&. Ср = 602 кДж/кг; <2б кр = 572 кДж/кг; Qs экр = 86 кДж/кг;
С?б.пот=97 кДж/кг. Энтальпия газов за радиационно-конвектив-
ным пароперегревателем
,ср xfб.кр б.экр
<Р
~+Дапрс77ррс =
= 11 983^602±572±^+0=10 621 кДж/кг.
0,996 1
Этой энтальпии соответствует &" = 950° С. Средняя температура
газов 0ср = 0,5 (1060+950)= 1005° С.
2. Определяем энтальпий и температуры пара в ступенях:
средняя ступень:
(602+169) 17,444 п ,
-----=98’3 КДЖ/КГ’
130,0
й"р = 3046,7+98,3 = 3145,0 кДж/кг; /"Р=444‘С и Гср = 0,5(417 +
+444)=430,5° С;'
крайняя ступень:
(572+ 169) 17,444 п
длКР=——.чай--------=94’5 кДж/кг;
Л "р = 3145,0+94;5 = 3239,5 кДж/кг; ,''р=473° С;
4р = 0,5 (444 +473) = 458° С.
3. Температурный напор в ступенях ширмового паропере-
гревателя:
Д/ср = 1005-430,5 = 574,5° С; Дгкр= 1005-458 = 547° С.
4. Определяем среднюю скорость газов:
7,16-17,444(1005 +
w =------------—----
129-273
5. Коэффициент конвективной теплоотдачи от газов к стенке
труб и от внутренней стенки к пару в ступенях.
4,5 м/с.
213
При средней температуре газов Эср=1005 С и скорости
газов 4,5 м/с ак=27,7 • 10 3 кВт/(м2-К).
Скорости пара в ступенях пароперегревателя:
средняя ступень:
w
п.ср
136,8-0,0177
0,137
= 17,7 м/с;
крайняя ступень:
136,8-0,0196
wn кп =----------= 19,6 м/с.
п.кр 0Д37 I
Коэффициенты теплоотдачи: а2ср=4,706 кВт/(м2 -К) и а2кр =
=4,3 кВт/(м2-К).
6. Температура наружного слоя загрязнений:
коэффициент загрязнения по рис. П13:
£3 = 7,223 (м2-К)/кВт;
средняя ступень:
ср = 430,5 + 6,223 + J-_)602+!6917,444 = 722° С (995 К);
крайняя ступень:
/зкр = 458 + (7,223 + -Д-)^±^-17,444 = 740° С (1013 К).
\ 4,3у 432
7. Коэффициент лучистого теплообмена в радиационно-
конвективном пароперегревателе:
pns=prns = 0,l -0,231 -0,84 = 0,0194 м-МПа;
/сг = 10,56 1/(м-МПа); &зл = 74,76 1/(м-МПа);
^=(10,56-0,231+74,76 0,0227) 0,1 -0,84 = 0,347;
коэффициент излучения £=1—e~0-347 = 0,293.
Для полученных характеристик газовой среды
«л.ср = 90,4-10 3 кВт/(м2-К) и ал.кр = 92,5 • Ю 3 кВт/(м2-К).
8. Коэффициенты теплоотдачи со стороны продуктов сгора-
ния по (8.16):
ах ср = 0,85 (27,7 -10 3 3;14:0-032 +90 4 10 3) =
р v ’ 2-0,035-0,98 ’ 7
= Ш,3-10~3 кВт/(м2-К);
«1 кР = 0,85(27,7 • 10 - 3 03)32 + 92,5 • 10 ’ 3) =
1кр ’ ' ’ 2-0,035-0,98 ’ '
= 113,1-10 3 кВт/(м2-К).
214
9. Коэффициенты теплопередачи в ступенях перегревателя
по (8.15):
Ксо =---7-----7------------<---------=
р / 169\/ 1 \
1+1 1+ 7,223 +-------) 111,3 10 3
\ 602 у у 4,706у
= 54,0-КГ3 кВт/(м2-К);
, 113,1103
Кк„ =--------- --------------------=
р ( ‘ 169\/ 1 \
1+| 1+-- I 7,223 + — 113,1 • 10 '
\ 572Д 4’3/
= 54,05-10-3 кВт/(м2К).
10. Тепловосприятие ступеней
Л 54,0 • 10 ~3- 571,8 -342 ,
S,.cp =------Н7Л44------= 6°5 КДЖ/КГ-
Расхождение ST.cp и Сб.ср около 0,5%, что допустимо:
54,05 • 10 ”3-543,5-342 ,
ST кп =---------------—- = 576 кДж/кг.
р 17,444
Расхождение (21кр и Сб.кр составляет 0,7%, что допустимо.
11. Определим тепловосприятие дополнительных поверхно-
стей нагрева:
тепловосприятие экранов боковых стен газохода;
температурный напор А/Экр = Зср — tcp экр = 1005 — 347 = 658° С.
54,02-658-43 х г, ,
бэкР =--17,444---= 87,6 кДж/КГ;
тепловосприятие потолочного пароперегревателя
Л 54,02(1005-353)49 ,
,7,444 = "’° КДЖ/КГ'
Ранее приняты значения (2экр = 86 кДж/кг и QnOT =
= 97 кДж/кг—близкие к полученным в расчете.
ЗАДАЧИ
Задача 8.8. Сопоставить в радиационно-конвективном пароперегревателе
количественно коэффициенты теплоотдачи от газов к стенке конвекцией
ак и излучением ал при скоростях продуктов сгорания 3,5 и 8,0 м/с. При
выполнении расчетов принять: трубы диаметром 036 мм с шагами лд = 710,
х2 = 39 мм; z2>10; +„,= 860 м2; у,ф = 0,840 м; Зср=1000°С; +р = 400° С;
а2 = 5 кВт/(м2- К); Др = 22,278 кг/с; <р = 0,997; гН2о = 0,072; rRO2 = 0,148; ц,л = 0,0146
кг/кг; мельницы — среднеходные; £?6 = 800 кДж/кг; бл.ш=300 кДж/кг; топливо —
каменный уголь, умеренно шлакующий с очисткой поверхности.
215
Задача 8.9. Как изменится коэффициент теплопередачи в радиационно-
конвективном пароперегревателе при переходе со сжигания мазута на природ-
ный газ? При выполнении расчетов принять: аж — 38,Q-10~3 кДж/(м2-К);
ал = 65,4-10-3 кДж/(м2-К); «2 = 5,5 кДж/(м2-К); QJQe,=0,253 при сжигании
мазута и Сл/Сб=0,117 при сжигании природного газа. Скорость продуктов
сгорания 7,0 м/с, трубы 032 мм с шагом л'2~35 мм, ^=0,85.
Задача 8.10. Как изменится необходимая поверхность радиационно-кон-
вективного пароперегревателя котла по примеру 8.8 при сжигании природного
газа и обеспечении охлаждения газов в том же интервале температур газов?
При выполнении задачи учесть возможность увеличения продольного шага
труб в секциях: принять s2=40 мм с сохранением количества секций. Для
продуктов сжигания принять: о=0,193; гп=0,283; р=0,1 МПа; <?л.ш = 80
кВт/м2; /?р= 10,388 м3/с; бл<ш=283 кДж/м3; ф = 0,966; 14=10,99 м3/м3.
Энтальпию продуктов сгорания принять при 3=1300° С Нг=22 521 кДж/м3;
при 3=1200° С /7г=20586 кДж/м3; при 3=1100° С Нг='18707 кДж/м3; ат=1,1,
характеристики пара на входе Z' = 380° С; h'=2868,8 кДж/кг.
X
ПРИЛОЖЕНИЕ
Рис. П2. Коэффициент Р, учитыва-
ющий теплообмен между топкой
и ширмовой поверхностью паропе-
регревателя:
1 — для твердого Топлива; 2—для мазу-
та; 3—для газового топлива
Рис. П1. Угловой коэффициент однорядного гладкотрубного экрана;
1—с учетом излучения обмуровки, ejtl,4d; 2 -то же, e=0,8d; 3—то же,
e=0,5d; 4—то же, в=0; 5—без учета излучения обмуровки
Рис. ПЗ. Коэффициент распределения тепловосприятия по высоте топки:
а-—газомазутные топки; 6—пылеугольные топки (твердое щлакоудаление); 1—антрацит,
тощие и каменные угли, сушонка бурого угля; 2—бурые угли, фрезторф; в—пылеугольные
топки (жидкое щлакоудаление); г—камеры охлаждения двухкамерных топок
Рис. П4. Поправочные коэффициенты к физическим характеристикам воздуха
и продуктов сгорания среднего состава
218
Энтальпия рабочей среды h? кДж/кг
Рис. П6. Коэффициент теплоотдачи для среды сверхкритического давления (при
Амакс > 349 кВт/м2 и энтальпии внутренней среды менее 2720 кДж/кг)
219
Рис. П5. Коэффициент теплоотдачи от
стенки трубы к кипящей воде
Рис. П7. Поправка к коэффициенту
загрязнения £, на диаметр труб
Рис. П8. Коэффициент загрязнения шахматных гладкотрубных пучков при
сжигании твердых топлив
220
Рис. П9. Поправочный коэффициент ф для определения температурного напора
при последовательно-смешанном движении сред:
А — отношение поверхности участка с прямотоком к полной величине поверхности
О
13
Z-OftllMl 11 111 111 М III III 11II
Zffill I 111 11 111 ill |l 1 rill
#[| ft Mftftii
111
0,2
0,3
WU'IHI
iwimiuiiiiiiii
1Ш11111П111Ч11111111
111 liriklllllinilllllll
Illi lllllll 1111 ШНИ II IIHIIIIIUIIIIII
пи iiiiiiiiii iii min nun и ниши iiii
IIIIIIIIIHIIIJII'JlllllllllllllIir-'—"
____________Jllirilinillllllllllll
i!iiiii|iiiBiiiiiiBiiiiii Iikiiiiiiiur
111 IIIIII l Il 11 111 11 I 1
0,5_____0£
0,7 f .0,8
0,9 1,00,1
О?)___
К111111М1ШШШ11Л1111111
aiiiiiiiimniiii iiiiiiiiii
Ill.nilHIlIlIlIllHllllllill
iiiiimminiiiiiiiiiiihiiinii
iiiiiiiiiiiiiminiriiimiiiii
niiiiiiiiiiiiniiiiiiiiiiiii mu
!! иiiiituiiiii iii и nriiiiiiiiii
0,2
0,3
0,4-
г «м /-
U
4*
Рис. П10. Поправочный коэффициент ф для определения температурного
напора при параллельно-смешанном движении сред:
1—оба
среды:
два
хода прямоточные; 2— два хода прямоточные и один противоточный; 3— два хода
один — прямоточный, другой—противоточный (независимо от очередности);
хода противоточные и один прямоточный; 5—оба хода противоточные
222
Рис. ПП. Поправочный коэффициент ф к определению температурного напора
при перекрестном токе
223
Рис. П.12. Приближенная зависимость
температуры точки росы дымовых
газов от содержания серы в рабочей
массе мазута
Рис. П.14. Коэффициент загрязнения
ширмовой поверхности пароперегре-
вателя при сжигании мазута
Рис. П.13. Коэффициент загрязнения
ширмовой поверхности пароперегре-
вателя при сжигании твердых 'топлив:
1—нешлакуюшие угли типа экибастузских;
2—умеренно шлакующие угли при наличии
очистки; 3—то же при отсутствии очистки
и сильно шлакующие; 4—сланцы северо-
западных месторождений при наличии
очистки
4—2065
Таблица П1. Расчетные характеристики используемых твердых и жидких топлив
№ п/п Бассейн, место- рождение Марка топлива Класс или вид топлива* Состав рабочей массы топлива, % Теплота сгорания Ор V ю МДж/кг Выход ле- тучих ве-» ществ VT, %
Wp Лр. sp Ср Нр № ор
1 Донецкий д Р 13,0 24,4 3,1 47,0 3,4 1,0 8,0 18,5 43,0
2 » г О 11,0 28,5 3,5 47,2 3,3 0,9 5,5 18,88 41,0
3 » г Кт 13,0 11,3 2,6 62,1 4,0 1,1 5,9 24,45 39,0
4 » т Р 6,0 25,4 2,4 61,1 2,9 1,0 1,2 23,40 12,0
5 » А ш 8,5 30,2 1,6 56,4 1,1 0,5 1,7 19,97 4,0
6 Кузнецкий СС Р, о 9,0 18,2 0,3 61,5 3,6 1,7 5,9 23,57 30,0
7 » г пп 12,0 23,8 0,5 51,4 3,8 1,9 6,6 20,01 41,0
8 Карагандинский к пп 10,0 38,7 0,8 41,8 2,7 0,6 5,4 16,24 30,0
9 Экибастузский СС р 6,5 36,9 0,7 44,8 3,0 0,8 7,3 17,38 24,0
10 Подмосковный Б2 р 32,0 28,6 2,7 26,0 2,1 . 0,4 8,2 ‘9,34 48,0
11 Воркутинское Ж Р, о 5,5 28,4 0,9 55,5 3,6 1,7 4,4 22,02 33,0
12 Челябинский БЗ р 17,0 32,4 0,9 35,9 2,6 1,0 10,2 13,44 44,0
13 Ангренское Б2 р 34,5 14,4 1,3 39,1 1,9 0,2 8,6 13,44 33,5
14 Березовское Б2 р 33,0 4,7 0,2 44,2 3,1 0,4 14,4 16,20 48,0
15 Назаровское Б2 р 39,0 7,3 0,4 37,6 2,6 0,4 12,7 13,02 48,0
16 Нерюнгринское СС р 10,0 19,8 0,2 60,0 3,1 0,6 6,3 22,48 20,0
17 Эстонсланец — — 12,0 44,4 (16,7)** 1,4 19,9 2,6 0,1 2,9 9,00 90,0
18 Росторф — фр 50,0 6,3 0,1 24,7 2,6 1,1 15,2 8,12 70,0
19 Мазут — Сернистый 3,0 0,1 1,4 83,8 11,2 -— 0,5 39,73 —
20 » — Высокосер- нистый 3,0 0,1 2.8 83,0 10,4 — 0,7 38,77 -—
* Обозначения классов топлив: Р—рядовое (топливо всех размеров), Ш—штыб (мелкое топливо); обозначение видов топлива:
О—отсевы; ПП—промежуточный продукт переработки; Кт—концентрат (повышенного качества); Фр—фрезерный.
** Процентное содержание карбонатов.
Таблица П2. Расчетные характеристики энергетических газообразных топлив
№ п/п Газопровод Объемный состав газа, % Теплота сгорания е» МДж/м3
СН4 с2н6 С3Н8 С4НЮ С5Н12 и более тяже- лые n2 со2 H2S
1 Серпухов — Ленинград 89,7 5,2 1,7 0,5 0,1 2,7 0,1 — 37,43
2 Дашава— Киев 98,9 0,3 0,1 0,1 0,0 0,4 0,2 — 35,88
3 Шабелинка— Москва 94,1 3,1 0,6 0,2 0,8 1,2 — —. 37,87
4 Промыслов- ка—Астрахань 97,1 0,3 0,1 0,0 0,0 2,4 0,1 — 35,04
5 Газ ли — Таш- кент 94,0 2,8 0,4 0,3 0,1 2,0 0,4 — 36,26
6 Ставрополь— Грозный 98,2 0,4 0,1 0,1 0,0 1,0 0,2 — 35,63
7 Бухара— Урал 94,9 3,2 0,4 0,1 0,1 0,9 0,4 — 36,72
8 Средняя Азия—Центр 93,8 3,6 0,7 0,2 0,4 0,7 0,6 — 37,56
9 Кулешовка — Куйбышев (попутный газ) 58,0 17,2 7,4 2,0 0,5 13,£ 0,8 0,5 41,74
Таблица ПЗ. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания энергетических
твердых и жидких топлив (при et—1)
№ п/п а >5 £ ci месторождение Марка топлива Класс или вид топлива Объемы, м3/кг, при 0е С и 0,1 МПа Энтальпия Энтальпия, кДж/кг (при 0,1 МПа)
lito2 г° *4 *н,о Температура, °C
200 400 600
Твердое топливо
1 Донецкий д р 4,91 0,90 3,89 0,62 Q ь. Q В й; й; 1520 1309 3128 2661 4826 4076
2 г 0 5.00 0;91 3,96 0,58 я? я,0 1530 1332 .3148 2709 4856 4149
3 г Кт 6,47 1,18 5,12 0,71 • © ч © 1968 1724 4049 3506 6246 5369
226
Продолжение табл. ПЗ
№ п/п Бассейн, месторождение Марка топлива Класс или вид топлива Объемы, м3/кг, при 0° С и 0,1 МПа Энтальпия Энтальпия, кДж/кг (при 0,1 МПа)
к? *4 *4 Температура, °C
200 400 600
Твердое топливо
4 Т Р 6,24 1,16 4,94 0,50 to 0*0 1848 1662 3804 3381 5869 5178
5 А Ш 5,30 1,06 4,19 0,31 Я? 1565 3224 4977
№ 1412 2873 4399
6 Кузнецкий СС Р, О 6,23 1,15 4,94 0,61 я? 1881 3870 5971
я: 1661 3378 5173
7 Г ПП 5,37 0,96 4,26 0,66 я? 1651 3398 5241
Я,° 1431 2911 4458
8 Караган- К пп 4,28 0,79 3,38 0,49 я? 1311 2697 4161
динский Я? 1140 2318 3550
9 Экибасгуз- СС р 4,56 0,84 3,61 0,49 Я? 1386 2853 4402
ский Я? 1214 2469 3782
10 Подмос- Б2 р 2,68 0,50 2,12 0,67 я? 937 1929 2978
ковный Я,0 715 1455 2228
11 Воркутин- Ж Р, О 5,77 1,04 4,57 0,56 я? 1732 3563 5497
ское Я.0 1537 3127 4789
12 Челябин- БЗ р 3,57 0,68 2,83 0,56 я? 1147 2360 3643
ский я? 951 1935 2963
13 Ангренское Б2 р 3,74 0,74 2,95 0.70 Я? 1244 2563 3957
я.° 995 2024 3100
14 Березов- Б2 р 4,28 0,82 3,38 0,82 Я? . 1421 2926 4517
ское Я,° 1140 2319 3557
15 Назаров- Б2 р 3,62 0,70 2,86 0,83 Я? 1249 2572 3971
ское Я.° 965 1962 3005
16 Нерюн- СС р 5,96 U2 4,71 0,56 Я? 1796 3697 5704
гринское н°. 1585 3225 4939
17 Эстонсла- — — 2,41 0,47 1,90 0,48 н° 806 1660 2563
нец н* 641 1305 1998
18 Росторф — фр 2,38 0,46 1,89 0,95 н? 945 1945 3003
634 1290 1976
19 Мазут Сернистый 10,45 1,57 8,25 1,45 Я?. 3148 6469 9960
Я.° 2780 5656 8671
20 Мазут Высокосер- 10,20 1,57 8.06 1,36 Я? 3069 6305 9709
нистый Я,0 2717 5527 8470
227
Продолжение табл. II.
№ п/п ЙС <L я М2 месторождение Энтальпия, кДж/кг (при 0,1 МПа)
Температура, °C
800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200
Твердое топливо
1 Донецкий 6610 5547 8457 7061 10 359 8615 12 304 10 200 14 282 11 805 16 287 13 421. 18 310 15 061 20 352 16 712
2 6650 5646 8508 7188 10 420 8769 12 375 10 383 14 362 12 016 16 377 13 661 18 410 15 330 20 713 17 ОН
3 8593 7306 10 942 9301 13 401 11 346 15 914 13 435 18 468 15 549 21 058 17 678 23 669 19 837 26 305 22 011
4 8035 7046 10 277 8969 12 582 10 942 14 937 12 956 17 329 14 995 19 752 17 048 22 195 19 130 24 660 21 227
5 6816 5987 8718 7621 10 672 9297 12 668 11 008 14 694 12 741 16 745 14 485 18 812 16 254 20 897 18 036
6 Кузнецкий 8176 7040 10 459 8961 12 807 10 932 15 207 12 945 17 646 14 982 20 117 17 033 22 610 19 114 25 125 21 209
7 7177 6067 9182 7723 11 246 9422 13 357 11 156 15 503 12 912 17 679 14 679 19 874 16 473 22 090 18 278
8 Караган- 5698 7290 8929 10 604 12 307 14 033 15 775 17 532
динский 4831 6149 7502 8883 10 280 11 688 13 116 14 553
9 Экибастуз- 6028 7712 9445 11 216 13 016 14 840 16 680 18 537
ский 5146 6551 7992 9463 10 962 12 452 13 973 15 504
10 Подмос- 4081 5227 6410 7622 8858 10113 11 383 12 298
конный 3032 3859 4708 5574 6451 7335 8231 9133
11 Воркутин- 7526 9626 11 787 13 996 16 240 18 514 20 808 23 122
ское 6517 8295 10 120 11983 13 868 15 767 17 693 19 632
12 Челябин- 4990 6387 7826 9298 10 796 12 316 13 850 15 398
ский 4032 5132 6261 7414 8580 9755 10 947 12 147
13 Ангрен- 5422 6942 8509 10 114 11 747 13 405 15 079 16 769
ское 4219 5370 6552 7758 8978 10 207 11 454' 12 710
14 Березов- 6189 7924 9713 11 544 13 409 15 302 17 213 19 144
ское 4833 6152 7505 8886 10 284 11 693 13 121 14 359
15 Назаров- 5442 6970 8546 10 161 11 807 13 478 15 166 16 872
ское 4090 5206 6351 7520 8703 9895 11 104 12 321
16 Нерюн- 7811 9993 12 237 14 530 16 859 19 220 21 601 24 003
гринское 6721 8555 10 437 12 358 14 303 16 261 18 248 20 248
17 Эстонсла- 3512 4496 5512 6552 7610 8685 9770 10 867
вен 2719 3461 4223 5000 5787 6579 7383 8192
18 Росторф 4118 2690 5280 3424 6482 4177 7716 4946 8977 5724 10 260 6507 11 559 7302 12 873 8103
19 Мазут 13 636 11 811 17 472 15 005 21 357 18 330 25 389 21 696 29 458 25 108 33 587 28 520 37 777 32 021 42 015 '35 521
20 Мазут 13 293 11 535 17 032 14 654 20 821 17 903 24 652 21 194 28 713 24 526 32 737 27 859 36 819 31 275 40 947 34 692
228
Таблица П4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания для
энергетических газообразных топлив (при а= 1)
№ п/п Газопровод Объемы, м3/м3, при 0° С и 0,1 МПа Энталь- ПИЯ Энтальпия, кДж/м3 (при 0,1 МПа)
Температура, °C
Kro2 гн2о 200 400 600
1 Серпухов—Ленинград 10,00 1,08 7,93 2,21 й; й; ©1 © 3119 2663 6393 5418 9831 8302
2 Дашава—Киев 9,52 1,00 7,52 2,15 о >с й; й; 2968 2533 6083 5158 9353 7901
3 Шабелинка—Москва 9,98 1,07 7,90 2,22 Q -Ое й; й; 3111 2659 6376 5406 9801 8286
4 Промысловка—Астрахань 9,32 0,98 7,38 2,11 й; й; ©ч е 2910 2483 5966 5049 9173 7733
5 Газ л и—Ташкент 9,64 1,03 7,64 2,16 О -О й; й; ЗОЮ 2566 6167 5225 9483 8001
6 Ставрополь—Грозный 9,47 1,00 7,49 2,14 О-ОЕ й; й: 2956 2520 6054 5129 9311 7859
7 Бухара—Урал 9,73 1,04 7,70 2,19 О h.s В й; й; 3035 2592 6217 5217 9563 8076
8 Средняя Азия—Центр 9,91 1,07 7,84 2,21 й; йз 3090 2638 6330 5367 9734 8223
9 Кулешовка—Куйбышев (попутный газ) 10,99 1,26 8,82 2,28 О i.Q« й; й: 3442 2927 7051 5958 10844 9123
№ п/п Газопровод Энтальпия, кДж/м3 (при 0,1 МПа)
Температура, °C
800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200
1 Серпухов— 13 452 17 241 21 085 25 083 29 123 33 213 37 405 41 629
Ленинград И 309 14 365 17 547 20 775 24 041 27 306 30 656 34 009
2 Дашава— 12 803 16 408 20 067 23 873 27 721 31 635 35 609 39 632
Киев 10 760 13 670 16 701 19 770 22 877 25 987 29 178 32 364
3 Шабелинка— 13 415 17 091 21 026 25 012 29 040 33 139 37 304 41 516
Москва 11 288 14 340 17 513 20 733 23 995 27 256 30 597 33 942
4 Промысловка— 12 552 16 086 19 674 23 404 27 177 31 012 34 910 38 854
Астрахань 10 534 13 381 16 345 19 351 22 391 25 435 2Г558 31 677
5 Газли— 12 979 16 634 20 339 24 200 28 093 32 062 36 090 40 164
Ташкент 10 898 13 846 16 915 20 021 23 170 26 318 29 546 32 778
6 Ставрополь— 12 745 16 333 19 971 23 760 27 587 31485 35 441 39 440
Грозный 10 706 13 599 16 613 19 665 22 759 25 849 29 023 32 196
7 Бухара—Урал 13 088 16 772 20 511 24 405 28 332 32 335 36 396 40 503
11003 13 976 17 074 20 210 23 387 26 565 29 794 33 084
8 Средняя 13 322 17 074 20 880 24 740 28 843 32 912 37 049 41 232
Азия—Центр 11 204 14231 17 384 20 582 23 819 27 055 30 371 33 691
9 Кулешовка— 14 842 19 021 23 258 27 666 32 117 36 643 41240 45 887
Куйбышев (попутный газ) 12 426 15 788 19 284 22 831 26 419 30 011 33 691 37 371
229
Таблица П5. Удельные энтяльпии компонентов продуктов сторання воздуха
при нормальных условиях (0° С и 760 мм рт. ст.), кДж/м3, и золы, кДж/кг
- 8. °C (с9)ко2 (c9)n2 И)о2 (с9)й2О И). ИК.
100 170,0 129,6 131,8 150,5 132,4 80,8
200 357,5 259,9 267,0 304,5 266,4 169,1
400 771,9 526,5 551,0 626,2 541,8 360,1
600 1224,6 804,1 850,1 968,9 829,7 560,2
800 1704,9 1093,6 1159,9 1334,4 1129,1 767,0
1000 2203,5 1391,7 1477,5 1722,9 1437,3 983,9
1200 2716,6 1697,2 1800,7 2132,3 1753,4 1205,8
1400 3239,1 2008,7 2128,3 2559,1 2076,2 1582,6
1600 3768,8 2324,5 2460,5 3001,8 2402,9 1875,7
1800 4304,7 2643,7 2797,5 3458,4 2731,9 2185,5
2000 4844,1 2965,1 3138,4 3925,5 3065,6 2512,1
2200 5386,6 3289,2 3482,7 4401,9 3401,6 —
Таблица П6. Теплоемкости топлив
Топливо Температура, °C
0 100 200 300
А. Сухая масса твердого топлива с\л. кДж/(кг-К)
Антрацит и тощий уголь 0,921 0,963 1,047 1,130
Каменный уголь 0,963 1,089 1,256 1,424
Бурый уголь 1,089 1,256 1,456 —
Сланцы 1,047 1,130 1,298 —
Фрезерный торф 1,298 1,507 1,800 —
Б. Рабочая масса твердого топлива
wv 100- wp
<£,=4,1868 — +--------, кДж/(кг-К)
100 100
В. Жидкое топливо (мазут)
см=1,7375 + 0,002512/тл, кДж/(кг-К),
где гтл—температура топлива, °C.
Г. Газообразное топливо
сг ~ 0,01 [СН4сСн4 + С2Н6 Сс2и6 "Г С3Н8 Сс3н8+СдН^ сс<Н1(| +
+ С5Н12 сс3н12 "Т N 2 "Т СО2 сСО1 + H2S Ch2s]» кДж/(м3 К),
где СН4, С2Н6 ...—содержание газовых компонент в природном газе, %;
ссн4, сс2н6 ——теплоемкости горючих и негорючих составляющих природного
газа, кДж/(м3 К)
Средняя теплоемкость газов, кДж/(м3-К):
t, °C сн4 с2н6 с3н8 с4н10 с5н12 n2 СО2 H2S
0 ... 1,55 2,21 3,05 4,13 5,13 1,29 1,60 1,51
100 ... 1,64 2,49 3,51 4,71 5,84 1,30 1,70 1,53
230
Таблица{17. Расчетные характеристике однокамерных топок при паропронз-
водительностн котла более 20,8 кг/с (75 т/ч)
Топливо Коэффициент из- бытка воздуха на выходе из топки аг Допустимое теп- ловое напряже- ние объема топ- ки по условию го- рения qv,кВт/м3 Потери теплоты от недожога q3 + q&, %
А. При твердом шлакоудалении
Тощие угли 1,20—1,25 162,8 2
Каменные угли 1,20 174,5 1,0—1,5
Отходы углеобогащения 1,20 162,8 2,0—3,0
Бурые угли 1,20 186,1 0,5— 1,0
Фрезерный торф 1,20 162,8 0,5—1,0
Сланцы 1,20 116,3 0,5—1,0
Б. При сжигании мазута и горючих газов
Мазут 1,02— 1,10 291 0,1—0,5
Природный или попут- 1,05—1,10 349-»-465 0,1—0,5
ный коксовый газ
Доменный газ 1,10 233 1,5
В. Потери теплоты в окружающую среду в зависимости от номинальной
паропроизводительности котла:
Паропроизводительность D:
кг/с........................20
т/ч.........................72
Потеря теплоты
qs, % .....................0,8
40 80 120 160 200 250
144 288 432 576 720 900
0,65 0,45 0,35 0,28 0,24 0,2
и более
и более
Примечания: 1. Потери теплоты от недожога на твердых топливах относят
целиком, к q^, при этом меньшие значения принимают при сжигании малозольных
топлив с Л 1,43%-кг/МДж. 2. При твердом шлакоудалении доля уноса летучей золы
принимается для всех топлив аун = 0,95. 3. При сжигании мазута избыток воздуха
аг= 1,02-=-1,03 принимается при газоплотном исполнении экранов топки и автоматическом
регулировании горения, а также в обычных топках и присосах в нее не выше Дат=0,05.
При сжигании газового топлива (кроме доменного газа) в газоплотных топках принимается
аг=1,05. 4. Потери теплоты от недожога при сжигании мазута и горючих газов относят
в основном к q3. В топках котлов большой паропроизводительности (89 кг/с и более)
при автоматическом регулировании горения принимают недожог топлива 0,1—0,2%.
Таблица П8. Расчетные характеристике открытых и полуоткрытых (с пере-
жимом) топок с жидким шлакоудалением при паропроизводительности котла
выше 20,8 кг/с (75 кг/с)
Топливо Коэффициент .избытка воздуха «г Допустимое тепловое напряжение объема топки qv, кВт/м3
Открытая топка Топка с пережимом
Антрациты и полуантра- циты Каменные угли марок Т, 2СС 1,20—1,25 1,20— 1,25 168,6 (145,4) 215,2 (186,1) 197,7 (168,6) 232,6 (197,7)
231
Продолжение табл. П8
Топливо Коэффициент избытка воздуха «г Допустимое тепловое напряжение объема топки qv, кВт/м3
Открытая топка Топка с пережимом
То же марок Г, Д гсш, ICC Бурые угли 1,20 1,2 215,2 (186,1) 244,2 (209,3) 232,6 (197,7) 267,5 (232,6)
Топливо Потери теплоты от недожо- га <?4, % Доля шлакоулавливания ашя
Открытая топка Топка с пе- режимом Открытая топка Топка с пе- режимом
Антрациты и полуан- трациты Каменные угли марок Т, 2СС То же марок Г, Д ГСШ, ICC Бурые угли 3 — 4 1,5 0,5 0,5 3—4 1,0 0,5 0,5 - 0,15 0,20 0,20 0,1—0,35 0,15 0,20 0,20—0,30 0,1 — 0,35
Примечания: 1. Большее значение а,. = 1,25 принимается при транспорте пыли
в топку горячим воздухом. 2. Меньшее значение <?4=3% принимается для полуантрацитов,
меньшие значения ашл — для топок с вихревыми горелками.
Таблица П9. Физические характеристики воздуха и продуктов сгорания
среднего состава
S, °C Воздух Продукты сгорания среднего состава
ХЮ5, кВт/(м - К) vlO6, м2/с Рг ХЮ5, кВт/(м К) V106, м2/с Рг
0 2,43 13,2 0,70 2,28 11,9 0,74
100 3,19 23,2 0,69 3,13 20,8 0,70
300 4,48 48,2 0,69 4,84 43,9 0,65
500 5,62 79,3 0,70 6,56 73,0 0,62
700 6,66 115,0 0,71 8,27 107,0 0,60
900 7,61 155,0 0,72 10,01 146,0 0,58
1100 8,47 200,0 0,72 11,75 188,0 0,57
1300 9,27 247,0 0,73 13,49 234,0 0,55
1500 10,02 300,0 0,73 15,35 282,0 0,53
1700 10,75 355,0 0,74 17,33 333,0 0,51
1900 11,46 415,0 0,74 18,96 389,0 0.49
2100 12,09 478,0 0,75 20,70 450,0 0,48
2300 12,79 544,0 0,75 22,56 513,0 0,47
232
Таблица П10. Теплопроводность воды и водяного пара (опорные значения теплопроводности А.105, кВт/(м-К))
1, ° Ci Давление, МПа На линии насы- щения Давление насыщения, МПа
5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 Вода Пар
150 69,98 69,32 69,68 69,92 70,27 70,61 68,62 3,00 0,47
200 66,75 67,24 67,58 68,06 68,40 68,87 66,41 3,74 1,55
250 61,75 62,46 63,17 63,87 64,45 65,15 61,64 4,95 3,97
300 5,25 54,46 55,85 57,02 58,18 59,10 53,96 7,19 8,58
320 5,24 7,38 51,54 53,18 54,56 55,85 50,36 8,78 11,28
340 5,45 6,92 46,08 48,18 50,15 51,78 46,05 11,30 14,60
350 5,51 6,81 10,02 45,27 47,47 49,45 43,50 13,03 16,52
360 5/1 6,75 9,24 41,07 44,33 46,55 40,12 15,00 18,66
370 5,72 6,73 8,75 14,09 40,15 43,40 33,84 18,26 21,04
400 6,00 6,83 8,13 10,61 15,05 24,80
430 6,35 7,04 8,01 9,45 11,88 15,49
450 6,51 7,22 8,04 9,21 10,90 13,51
500 7,15 7,75 8,40 9,20 10,18 11,43
550 7,83 8,34 8,91 9,56 10,31 11,12
600 8,49 8,97 9,49 10,10 10,68 11,35
Пример расчета теплопроводности. Требуется найти значение X при давлении 14 МПа и температуре пара 480 Найдем числовое
значение X' для давления 14 МПа при меньшем и большем ближайших опорных значениях температур (450 и 5U0 С):
Х-! ~7,22+8’^~^-2(14-10)=7,876;
Х'2=7,75+
8,40-7,75
15-10
(14-10)=8,27.
Числовое значение X' для заданных параметров (давлении 14 МПа и температуре 480° С)
Х'=7’876+^^(480 -450)=8’166-
В итоге окончательный ответ: Х=8,166 -10"5 кВт/(м-К). При расчете вблизи линии насыщения одното опорных значений принимается по
данным линии насыщения (вода или пар) при опорной температуре._______________________________________________________________
Таблица ПП. Кинематическая вязкость воды и водяного пара (опорные значения
кинематической вязкости vW6, м2/с)
г, °C Давление, МПа
5,0 10,0 15,0 20,0
150 0,198 0,199 0,200 0,201
200 0,155 0,155 0,157 0,157
250 0,134 0,135 0,136 0,136
300 0,933 0,126 0,126 0,127
320 1,043 0,423 0,124 0,124
340 1,154 0,486 0,127 0,123
350 1,207 0,525 0,227 0,122
360 1,261 0,563 0,329 0,121
370 1,3*16 0,602 0,357 0,182
400 1,468 0,695 0,431 0,296
430 1,626 0,780 0,495 0,350
450 1,735 0,838 0,538 0,385
500 1,937 0,955 0,645 0,468
550 1,145 0,742 0,551
600 — 1,310 0,860 0,640
На линии насы- щения Давление насыщения р, МПа
25,0 30,0
Вода Пар
0,203 0,188 0,197 5,622 0,47
0,158 0,154 0,153 2,025 1,55
0,136 0,137 0,133 0,881 3,97
0,127 0,127 0,126 0,435 8,58
0,124 0,124 0,124 0,337 11,28
0.122 0,122 0,121 0,264 14,60
0,121 0,122 0,120 0,233 16,52
0,120 0,120 0,119 0,206 18,66
0,121 0,119 0,119 0,179 21,04
0,201 0,258 0,290 0,366 0,437 0,508 0,131 0,198 0,230 0,297 0,344 0,417
Примечание. Расчет кинематической вязкости v при заданной температуре и давлении производится по примеру, приведенному
в тйбл. П10.
Таблица П12. Числа Прамдтля Рг, физических свойств воды и водяного пара (опорные значения чисел)
t, °C Давление, МПа На линии насы- щения Давление насыщения, МПа
5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0
Вода Пар
150 1,13 1,13 1,13 1,13 1,13 1,12 1,14 1,08 0,47
200 0,90 0,90 0,90 0,89 0,89 0,89 0,91 1,20 1,55
250 0,84 0,83 0,83 0,82 0,81 0,81 0,85 1,34 3,97
300 1,23 0,95 0,90 0,87 0,84 0.82, 0,96 1,69 8,58
320 1,16 1,62 1,02 0,94 0,91 0,87 1,09 1,96 11,28
340 1,12 1,56 1,34 1,10 1,03 0,96 1,34 2,51 14,60
350 1,10 1,39 2,06 1,31 1,13 1,02 1,62 3,14 16,52
360 1,08 1,33 1,82 1,90 1,30 1,12 2,41 5,04 18,66
370 1,06 1,29 1,64 2,97 1,77 1,29 2,96 5,66 21,04
400 1,03 1,16 1,35 1,66 2,55 5,04
450 0,97 1,04 1,13 1,25 1,90 1,56
500 0,94 0,98 1,03 1,09 1,16 1,23
550 0,92 0,94 0,97 1,01 1,04 1,08
600 0,90 0,91 0,92 0,95 0,97 1,00
Примечание. Расчет чисел Рг при заданной температуре и давлении производится по примеру, приведенному в табл. П10.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М,:
Энергия, 1973.
2. Липов Ю. М-, Самойлов Ю. В., Виленский Т. В. Компоновка и тепловой
расчет парового котла. М.: Энергоатомиздат, 1988.
ОТВЕТЫ К ЗАДАЧАМ
1.1. Лр=6,3%; Sp=0,3%; Ср=59,5%; Нр=4,0%; Np=0,55%; Ор= 19,35%;
И/р= 10%
1.2. Сс=41,12%
1.3. Sr = 0,26%; Сг= 84,96%; Нг=4,24%; Nr=0,90%; О'= 9,64%
1.4. Sp= 1,6%; Ср=22,0%; Нр=3,1%; Np=0,l%; Ор=3,7%; И/р=13%;
(СО2)Е= 16,0%; Лр=40%
1.5. Лс = 24% и сумма составляющих сухой массы равна 100%
1.6. 12 362 кДж/кг
1.7. gp=31 066 кДж/кг
1.8. х= 15,72 м3/кг; Q£ = 37 175 кДж/кг
2.1. Vе изменилось с 3,62 до 5,34 м3/кг
2.2. К® изменилось с 5,30 до 4,94 м3/кг
2.3. V°= 11,26 м3/кг
2.4. ДГ= 0,655 м3/кг
2.5. Fro =0,90 м3/кг; lz^ = 3,89 м3/кг; р£2О=0,62 м3/кг; И® =5,41 м3/кг;
И=7,156 м3/кг; Кн О=0,648 м3/кг
2.6. При 1ГР= 18% 0,844 м3/кг; Kg2 = 3,658 м3/кг; rg2O=0,653 м3/кг;
К® =5,155 м3/кг; Гг = 6,802 м3/кт; Гн,о= 0,679 м3/кг. При 1^=23%
1rO1 = 0,793 м3/кг; Г£2 = 3,444 м3/кг; - И’ъо = 0,627 м3/кг; Р® = 4,864 м3/кг;
Кг=6,411 м 3/кг; Fh2o = 0,652 м 3/кг
2.7. Расход газов за пароперегревателем изменился с 7,135 до 6,971 м3/кг.
Расход воздуха через горелки увеличился с 6,48 до 6,753 nj3/kt
2.8. Г® = 5,046 м3/кг; F® = 5,637 м3/кг
2.9. Сечение канала 10,289 м2; вариант 1. d= 3,62 м; вариант 2. а =2,27 м,
/)=4,54м
2.10. Г® = 2,41 м3/кг; Гг= 3,585 м3/кг
2.11. При а= 1,2 FRO2 = 0,68 м3/кг; rRO2 = 0,142; ГН2О= 0,571 м3/кг; гН2О=0,119.
При а=1,3 KRO2 = 0,68 м3/кг; rROj = 0,132; Рн2О — 0,577 м3/кг; гН2о=0,П2
2.12. = 2508 кДж/кг при сжигании АШ; Я®2= 1713 кДж/кг при сжигании
назаровского бурого угля. Соотношения //^/^2=1,464; Q^i/QSz—1,53
2.13. Энтальпия продуктов сгорания уменьшается с 1314 до 1148 кДж/кг
2.14. Энтальпия продуктов сгорания увеличится с 8914 до 11 689 кДж/кг
2.15. Энтальпия продуктов сгорания увеличится с 7164 до 7464 кДж/кг,
а температура снизится с 850 до 798° С
3.1. Qp= 19 060 кДж/кг
236
3.2. Значение увеличится с 13 498 до 13 730 кДж/кг
3.3. Полезное тепловосприятие котла увеличится с 19557,4 до 19959,5 кДж/кг
3.4. При 50% Q р=8255 кДж/кг и 7/ =899 кДж/кг. При снижении влаж-
ности до 40% Qр= 10 390 кДж/кг и 77ух= 1017,8 кДж/кг
3.5. Потери с уходящими газами снижаются с 7,680 до 6,548%
3.6. В= 56,0 м3/с
3.7. #2 = 6,088% при сжигании АШ; #2 = 6,152% при сжигании кузнецкого угля
марки СС; #2 = 7,400% при сжигании назаровского угля
3.8. При а =1,2 Гг= 5,867 м3/кг, #2 = 5,423%; при а = 1,3 Гг= 6,330 м3/кг,
#2 = 5,800%; при а =1,4 У =6,793 м3/кг, #2 = 6,176%; при аух= 1,5
Vr=7,257 м3/кг, #2 = 6,553%
4.1. /ст=1117,5*м2, Ет= 1810,3 м3, У“=2068,2м3; Ет л= 1110,4 м2, хг=0,219,
5эф=5,83м
4.2. /, = 265 м2
4.3. £*=0,632
4.4. ет=0,978
4.5. Д»а=35° С
4.6. »а= 1908° С при r=5%; »а= 1843° С при г= 10%; Sa= 1783° С при г= 15%;
»а=1728°С при г=20%
4.7. Д»а=36° С
4.8. =1266° С при ДЛ'=0; 0"=1278°С при ЛЛ'=0,05; 9"=1290‘С при
ДХ=0,10; 0;'=1303°С при ДА'0,15
4.9. Поверхность стен меньше на 217,8 м2, а высота топки на 4,24 м
4.10. Температура газов выросла с 1267 до 1292° С
4.11. 9" = 1187°-С вместо 1112° С при сжигании отсевов газовых углей
4.12. 9" = 1255° С; Qn= 18 892 кДж/кг
4.13. Для котла Е-500-13,8 ГМ Fn Т/УТ=0,614, для Е-670-13,8 ГМ /, Т/Гт=0,576,
для Пп-1000-25 ГМ Fa T/FT = 0,487
4.14. При установке в топке ширм F£T= 1740,8 м2 значение FnT/VT увеличится
с 0,505 до 0,633
4.15. Уменьшится на 16,0 м при установке одного двусветного экрана и на
25,3 м при установке двух двусветных экранов, значение F„T/ET увеличи-
лось с 0,204 в исходном варианте до 0,277 при установке одного
двусветного экрана и до 0,351 при двух двусветных экранах
4.16. При г= 5% »;= 1162° С; при г= 10% 1127° С; при г= 15% »;= 1095° С.
Среднее снижение 9" на 1% рециркуляции продуктов сгорания в верх
топки составляет ДО" = 7° С
4.17. г =7,02% для второй и пятой зОн и г= 14,21% для третьей и четвертой
зон, усредненная доля рециркуляции 7,08%
4.18. Высота топки снижается с 29,31 до 23,13 м при установке двусветного
экрана и до 23,79 м при рециркуляции газов в верх топки
в количестве 10%
4.19. В котле с настенными экранами превышение объема топки над минималь-
но необходимым ДУТ=913 м3, в котле с двусветным экраном ДУТ=88 м3
4.20. Значения Qa— 1810,4 кДж/кг; Qm= 1210,5 кДж/кг.
В целом Qp пп= 3020,9 кДж/кг
4-21- Сш.пп = 84 894 кВт
5.1. NO®=0,127 г/м3
5.2. NO ® = 0,76 г/м3
5.3. NO®=0,58r/M3
5.4. Значения ,SO3 = 4,03 • ПГ3%, гр= 154,7° С
5.5. При сжигании кузнецкого угля марки Д zp = 87° С; при сжигании
кизеловского угля марки Г zp= 131,4° С
5.6. z = 140,8° С
5.7. SO3= 1,73 10-3%; 1= 130,9° С
6.1. /ср=41,12 м; Н- 2697 м2; /=0,683 м2; Гг=66,9м2; ^ = 2,3; с2 = 2,255;
5,Ф=0,303
237
6.2. vvr = 16,5 м/с; и’п= 15,2 м/с
6.3. Скорость газов повысить с 15,6 до 17,5 м/с, скорость пара при изменении
температуры увеличилась с 15,2 до 16,3 м/с и при изменении давления—
' до 24,2 м/с. В I ступени и, = 7,75 м/с и во II ступени иг=8,9м/с
6.4. При расположении труб параллельно фронту котла и,в= 1,628 м/с, при
расположении перпендикулярно фронту ив=0,893 м/с
6.5. иг=21,85 м/с при глубине газохода 3,5 м и wr= 19,2 м/с при глубине
газохода 4,0 м
6.6. £, = 6,7 м2 при сжигании сырого березовского угля и 6,5 м2 при сжигании
сушонки этого угля
6.7. Увеличится с 67,4• 10“3 до 72,1 • 103 кВт/(м2-К)
6.8. При Si = 120 и 52 = 50 мм аж=94,6-10“3 кВт/(м2-К);
= 138 и s2 — 50 мм аж=95,1 • 103 кВт/(м2 • К);
51 = 120 и s2 = 70mm аж=92,2-10“3 кВт/(м2-К)
6.9. При сжигании мазута аж= 116,8-10“3 кВт/(м2-К) вместо
аж= 122,4-10“ 3 кВт/(м2-К) при сжигании природного газа
6.10. Значение а, увеличится в 2,85 раза
6.11. Для коридорных пучков при изменении d от 38 до 32 мм аж изменяется
от 65,9 10“ 3 до 70,0-10“3 кВт/(м2-К); для шахматных пучков от
87,8 -10“3 до 94,0-10“3 кВт/(м2К)
6.12. ажр= 75,85 • 10“3 кВт/(м2• К)
6.13. Увеличится с 15,8-10 3 до 27,7-10 3 кВт/(м2-К)
6.14. ал=22,7-10“3 кВт/(м2-К) при s2 = 48 мм и ал = 27,2-10“3 кВт/(м2-К) при
s2 = 64 мм
6.15. ал=25,2-10“3 кВт/(м2-К) при ц= 0,01 кг/кг и ал=28,3• 10“3 кВт/(м2-К)
при ц=0,02 кг/кг
6.16. В экономайзере ‘ а2= 10,858 кВт/(м2- К), в топочных экранах
«2=18,95 кВт/(м2-К)
6.17. При температурах воды 200 и 300° С значения а2 соответственно 8,92
и 10,175 кВт/(м2-К)
6.18. При скоростях пара 10 и 30 м/с а2 соответственно 2,333 и 5,619 кВт/(м2 - К)
6.19. к= 61,9 • 10“3 кВт/(м2 • К)
6.20. £= 91,6 • 10“3 кВт/(м2 • К)
6.21. С учетом а2 £=90,7-10 3 кВт/(м2'К), без учета £=91,6103 кВт/(м2-К);
погрешность 0,99%
6.22. Значения £=79,3103 и 96,5-10“3 кВт/(м2-К) соответственно при е3=4,3
и 1,72м2К/кВт
6.23. При сжигании угля и скоростях нг=8 и 16 м/с значения коэффициента
е3 соответственно 5,0 и 3,49 м2 • K/кВт. При сжигании торфа при тех
же скоростях газов е3=4,28 и 3,23м2-К/кВт
6.24. Увеличение s2 с 55 до 75 мм приводит к росту коэффициента загрязнения
на 0,572 м2 • K/кВт „
6.25. При диаметрах труб 32, 42 и 60 мм- значения £3 соответственно 1,376;
1,96 и 2,855 м2 • К/кВт
6.26. Для подмосковного угля ф=0,70, £=80,5-10“3 кВт/(м2-К); для тощего
угля ф=0,60 и £=69,0-10 3 кВт/(м2 -К)
6.27. При А = 0,333 ф=0,97 и А/=62, Г С; при А = 0,43 ф=0,905 и Дг=58,6°С
6.28. А/=200° С
6.29. ДУ уменьшилось с 501,5° С при х=35% до 501,Г С при х=40%
6.30. Отношение ДУпрт/Д^прм= 1,003 в ширмовом пароперегревателе и 1,039
в экономайзере
6.31. »;,=281° С
6.32. увеличилось с 281 до 283,5° С
6.33. £11П = 5348 м2
6.34. F= 1580 вместо 1213 м2
7.1. tT в снизится с 270,2 до 246,3° С.
7.2. »уж=130,7°С при ТВП и 104° С при РВП
73.. [Свп]пред=9435 кДж/кг при аРвп=1,03 и 6996 кДж/кг при арВп=Ъ09
238
7.4. Можно, так как [fr.B ]ИрСД=546° С
х 7.5. tT„ увеличится до 620° С
7.6. В исходном варианте ^/=0,88 при четырехходовом ВП и ф=0,695 при
двухходовом. В варианте с повышенной Э' ф= 0,912 и ^=0,77 в четырех-
и двухходовых ВП
7.7. аж уменьшится с 29,7-10“3 до 25,2-10-3 кВт/(м2-К)
7.8. аж=37,1 10 3 кВт/(м2К)
7.9. £=14,6-10 3 и 18,3'10 3 кВт/(м2-К) в исходном варианте и выполнении
ТВП в виде отдельных кубов
7.10. f'„=69< С. Не удовлетворяет принятая высота «холодной» части, ее
необходимо увеличить
7.11. Необходимая Лжч=0,79 м
7.12. 9"ч^ 139° С
7.13. При увеличении Лр с 30,2 до 40,0% Лжч уменьшается с 0,6 до 0,394 м
7.14. Э'= 190° С
7.15. F„=26 960 м2
7.16. Поверхность возрастает до 27 080 м2
7.17. При увеличении со с 0,2 до 0,25 1ГЛ снижается на 28° С, а при изменении
о> с ,0,25 до 0,3—на 31° С
7.18. Эух повысилось на 4° С
8-». Гш.жр=Гш.ср= 1454 м2; f4=fCf> =0,443 м2; Гг=711,4м2; ^ = 17,7; а2=1,07;
<рш=0,179; s=0,93 м; F „=793,3 м2; Fa ВЫ1=706,2 м2
8.2. При 032x5 7 = 468 мг, /=0,164 м2, 5=0,835 м;
036 х 6 F= 522 м2, /= 0,195 м2, 5= 0,856 м;
038 х 6 7"= 548 м2, /=0,229 м2, 5=0,866 м
8.3. Необходимо применить трубы 042 мм с-толщиной стенки 7,5 мм, при
этом поверхность нагрева в 1,63 раза меньше
8.4. При глубине секций с =2,0 м нужен поперечный шаг 5! =405 мм, при
глубине с= 3,0 = 610 мм
8.5. Qn выросло с 55,2 до 71,7 кДж/кг
8.6. При переходе на сжигание твердого топлива Qa уменьшается с 1385
(на мазуте) до 635 кДж/с
8.7. Сл.ш=343 кДж/кг, ДЛП = 288,0 кДж/кг
8.8. При увеличении скорости продуктов сгорания с 3,5 м/с до 8 м/с отношение
а,/ал вырастет с 0,352 до 0,568
8.9. При переходе на сжигание природного газа к= 100,8-10-3 вместо
73,0 • 10~3 кВт/(м2 ’ К) при сжигании мазута
8.10. 7"= 256 вместо 371 м2 по примеру 8.8
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ....................................................... 3
Глава первая. Расчет характеристик энергетических топлив .......... 5
1.1. Состав топлива ........................................... 5
- -Примеры .................................................... 6
Задачи ...................................................... 7
1.2. Теплота сгорания топлива ................................. 7
Примеры ....................................................... 9
Задачи ....................................................... 10
Глава вторая. Расчеты продуктов сгорания топлива .................... 11
2.1. Теоретический расход воздуха .......................... 11
Примеры .................................................. 11
Задачи ..................................................... 12
2.2. Состав и объем продуктов сгорания ..................... 13
Примеры ................................................ 14
Задачи ..................................................... 17
2.3. Энтальпии воздуха и продуктов сгорания ................ 18
Примеры ................................................ 19
Задачи ................................................ 22
Глава третья. ^Тепловой баланс н КПД парового котла .............. 23
3.1. Тепловой баланс парового котла ......................... 23
Примеры .................................................... 24
Задачи ....................................................... 28
3.2. Определение КПД парового котла .......................... 28
Примеры. ..................................................... 29
Задачи .................................................... 34
Глава четвертая. Расчеты топочной камеры и радиа^онных поверх-
ностей нагрева ........................................... 35
4.1. Геометрические и оптические характеристики топочной камеры 35
Примеры .................................................. 40
Задачи ................................................. 52
4.2. Теплообмен излучением в топочной камере ............... 53
Примеры .................................................... 55
Задачи ................................................... 70
4.3. Способы интенсификации теплообмена в топочной камере
и снижения температуры газов на выходе ..................... 71
Примеры .................................................... 72
Задачи ..................................................... 80
4.4. Расчет тепловосприятия радиационных поверхностей в топке 81
Прим........................................................еры ................................................. 83
Зада чи ................................................... 88
Глава пятая. Расчеты вреднкк выбросов с продуктами сгорания 89
5.1. Расчеты образования оксидов азота ..................... 89
Примеры .................................................. 94
Задачи ......;........................................... 101
5.2. Расчет образования оксидов серы и температуры точки росы
продуктов сгорания при сжигании мазута и твердых топлив 102
Примеры ................................................... 104
Задачи .................................................... 106
240.
Г лава шестая. Расчет змеевиковых конвективных поверхностей нагрева 107
6.1. Геометрические характеристики. Скорости продуктов сгорания
и рабочей среды .................................... 107
Примеры ..................................................... 109
Задачи ...................................................... 115
6.2. Теплообмен в змеевиковых поверхностях нагрева .......... 117
Примеры ..................................................... 120
Задачи ...................................................... 130
6.3. Расчет коэффициента теплопередачи в змеевиковых конвектив-
ных поверхностях нагрева ............................... 132
Примеры ..................................................... 137
Задачи ...................................................... 148
6.4. Расчет температурного напора в змеевиковых поверхностях
нагрева ...................................................... 149
Примеры ..................................................... 152
Задачи ...................................................... 155
6.5. Тепловой и конструктивный расчеты змеевиковых конвективных
поверхностей нагрева ........................................ 155
Примеры ..................................................... 157
Задачи ...................................................... 162
Глава седьмая. Расчеты трубчатых и регенеративных воздухоподо-
гревателей ................................................. 163
7.1. Предельное тепловосприятие одноступенчатого воздухоподогре-
вателя. Температурный напор .................................. 163
Примеры ..................................................... 164
Задачи ...................................................... 168
7.2. Коэффициенты теплопередачи в трубчатом и регенеративном
воздухоподогревателях ........................................ 168
Примеры ....................................«................ 170
Задачи ...................................................... 175
7.3. Расчет тепловосприятия «холодной» и «горячей» частей воз-
духоподогревателя ............................................ 176
Примеры ..................................................... 177
Задачи ...................................................... 183
7.4. Тепловые расчеты воздухоподогревателей ................. 183
Примеры ..................................................... 184
Задачи ...................................................... 196
Глава восьмая. Расчет радиационно-конвективных поверхнос1ей нагре-
ва ........................................................... 196
8.1. Геометрические характеристики радиационно-конвективных по-
верхностей нагрева ........................................... 196
Примеры ..................................................... 198
Задачи ................................................ 201
8.2. Тепловосприятие радиационно-конвективных поверхностей на-
грева ........................................................ 202
Примеры ..................................................... 204
Задачи ...................................................... 206
8.3. Тепловой расчет радиационно-конвективных поверхностей на-
грева ___________—....-______________________________________ 207
Примеры ..................................................... 208
Задачи .................................................... 215
Приложение ...................................................... 217
Список литературы ............................................... 236
Ответы к задачам ................................................ 236