Densité des fumées en fonction de la température. Caractéristiques thermophysiques et propriétés des gaz. Bilan thermique de ktana
Les propriétés thermophysiques des produits de combustion gazeux nécessaires au calcul de la dépendance de divers paramètres vis-à-vis de la température d'un milieu gazeux donné peuvent être établies sur la base des valeurs données dans le tableau. En particulier, les dépendances indiquées pour la capacité calorifique sont obtenues sous la forme :
C psm = a -1/ ré,
où une = 1,3615803; b = 7,0065648; c = 0,0053034712; ré = 20,761095;
C psm = a + bT sm + cT 2 sm,
où une = 0,94426057; b = 0,00035133267; c = -0,0000000539.
La première dépendance est préférable en terme de précision d'approximation, la seconde dépendance peut être adoptée pour effectuer des calculs de moindre précision.
Paramètres physiques des fumées
(à P = 0,0981 MPa ; R CO2 = 0,13 ; p H2O = 0,11 ; R N2 = 0,76)
| t, ° С | , Nm -3 | avec p, W (m 2 ° ) -1 | · 10 2, W (m · K) -1 | une· 10 6, m 2 · s -1 | · 10 6, Pa · s | v· 10 6, m 2 · s -1 | Pr |
| 12,704 | 1,04 | 2,28 | 16,89 | 15,78 | 12,20 | 0,72 | |
| 9,320 | 1,07 | 3,13 | 30,83 | 20,39 | 21,54 | 0,69 | |
| 7,338 | 1,10 | 4,01 | 48,89 | 24,50 | 32,80 | 0,67 | |
| 6,053 | 1,12 | 4,84 | 69,89 | 28,23 | 45,81 | 0,65 | |
| 5,150 | 1,15 | 5,70 | 94,28 | 31,69 | 60,38 | 0,64 | |
| 4,483 | 1,18 | 6,56 | 121,14 | 34,85 | 76,30 | 0,63 | |
| 3,973 | 1,21 | 7,42 | 150,89 | 37,87 | 93,61 | 0,62 | |
| 3,561 | 1,24 | 8,27 | 183,81 | 40,69 | 112,10 | 0,61 | |
| 3,237 | 1,26 | 9,15 | 219,69 | 43,38 | 131,80 | 0,60 | |
| 2,953 | 1,29 | 10,01 | 257,97 | 45,91 | 152,50 | 0,59 | |
| 2,698 | 1,31 | 10,90 | 303,36 | 48,36 | 174,30 | 0,58 | |
| 2,521 | 1,32 | 11,75 | 345,47 | 40,90 | 197,10 | 0,57 | |
| 2,354 | 1,34 | 12,62 | 392,42 | 52,99 | 221,00 | 0,56 |
ANNEXE 3
(référence)
Perméabilité à l'air et à la fumée des conduits d'air et des vannes
1. Pour déterminer les fuites ou les fuites d'air par rapport aux conduits de ventilation des systèmes de désenfumage, les formules suivantes peuvent être utilisées, obtenues par approximation des données tabulaires :
pour les conduits d'air de classe H (dans la plage de pression 0,2 - 1,4 kPa) : L = une(R - b)Avec, où L- fuites d'air (fuites), m 3 / m 2 · h; R- pression, kPa ; une = 10,752331; b = 0,0069397038; Avec = 0,66419906;
pour les conduits d'air de classe P (dans la plage de pression 0,2 - 5,0 kPa): où un = 0,00913545; b =-3.1647682 x 10 8; c =-1,2724412 x 10 9; d = 0,68424233.
2. Pour les volets anti-incendie normalement fermés, les valeurs numériques de la caractéristique spécifique de résistance à la perméation des fumées et des gaz, en fonction de la température du gaz, correspondent aux données obtenues lors des essais d'incendie au banc de divers produits à la base expérimentale de VNIIPO :
| 1. Dispositions générales... 2 2. Données initiales. 3 3. Désenfumage par aspiration. 4 3.1. Élimination des produits de combustion directement de la chambre de combustion. 4 3.2. Élimination des produits de combustion des pièces adjacentes à la pièce de combustion. 7 4. Fournir un désenfumage. 9 4.1. Alimentation en air dans cages d'escalier... 9 4.2. Alimentation en air dans cages d'ascenseur.. 14 4.3. Alimentation en air des sas des vestibules .. 16 4.4. Alimentation en air de compensation. 17 5. Caractéristiqueséquipement. 17 5.1. Équipements pour systèmes de désenfumage par aspiration. 17 5.2. Equipement pour l'alimentation des systèmes de désenfumage. 21 6. Modes de conduite de tir. 21 Références .. 22 Annexe 1. Détermination des principaux paramètres de la charge calorifique des locaux. 22 Annexe 2. Propriétés thermophysiques des fumées. 24 Annexe 3. Perméabilité à l'air et aux fumées des conduits d'air et des vannes. 25 |
Chaleur de combustion. Le pouvoir calorifique net du combustible gazeux sec Qf varie largement de 4 à 47 MJ/m3 et dépend de sa composition - du rapport et de la qualité du combustible et de l'incombustible
Composants. La plus petite valeur de Qf concerne les gaz de haut fourneau, dont la composition moyenne est d'environ 30 % de gaz combustibles (principalement du monoxyde de carbone CO) et d'environ 60 % d'azote non combustible N2. Le meilleur
Valeur Qf pour les gaz associés dont la composition est caractérisée par une teneur accrue en hydrocarbures lourds. La chaleur de combustion des gaz naturels fluctue dans une plage étroite Qf = 35,5 ... 37,5 MJ / m3.
La plus faible chaleur de combustion des gaz individuels qui composent les combustibles gazeux est indiquée dans le tableau. 3.2. Pour les méthodes de détermination du pouvoir calorifique des combustibles gazeux, voir la section 3.
Densité. Distinguer la densité absolue et relative des gaz.
La densité absolue de gaz pg, kg/m3, est la masse de gaz pour 1 m3 de volume occupé par ce gaz. Lors du calcul de la densité d'un gaz individuel, le volume de sa kilomole est considéré comme étant de 22,41 m3 (comme pour un gaz parfait).
La densité relative du gaz Rotn est le rapport de la densité absolue du gaz dans des conditions normales et la même densité de l'air :
Ротн = Рг / Рв = Рг / 1.293, (6.1)
Où pg, pE - respectivement, la densité absolue du gaz et de l'air dans des conditions normales, kg / m3. La densité relative des gaz est généralement utilisée pour comparer différents gaz entre eux.
Les valeurs de la densité absolue et relative des gaz simples sont données dans le tableau. 6.1.
La densité du mélange gazeux pjM, kg/m3, est déterminée sur la base de la règle d'additivité, selon laquelle les propriétés des gaz se résument en fonction de leur fraction volumique dans le mélange :
Où Xj est la teneur volumétrique du 7ème gaz dans le carburant,% ; (page) ; est la densité du j-ième gaz inclus dans le combustible, kg/m3; n est le nombre de gaz individuels dans le carburant.
Les valeurs de densité des combustibles gazeux sont données dans le tableau. A.5.
La densité des gaz p, kg / m3, en fonction de la température et de la pression, peut être calculée à l'aide de la formule
Où p0 est la densité du gaz dans des conditions normales (T0 = 273 K et p0 = 101,3 kPa), kg / m3 ; p et T - respectivement, la pression réelle, kPa, et la température absolue du gaz, K.
Presque tous les types de combustibles gazeux sont plus légers que l'air, donc lorsqu'une fuite se produit, le gaz s'accumule sous les plafonds. Pour des raisons de sécurité, avant de démarrer la chaudière, il est impératif de vérifier l'absence de gaz aux endroits les plus probables de son accumulation.
La viscosité des gaz augmente avec l'augmentation de la température. Les valeurs du coefficient de viscosité dynamique p, Pa-s peuvent être calculées à l'aide de l'équation empirique de Sezer-Land
Tableau 6.1
Caractéristiques des composants gazeux du combustible (à t - О ° С chr = 101,3 kPa)
|
Chimique |
Masse molaire M, |
Densité |
Concentré en vrac |
||
|
Nom du gaz |
Absolu |
Relatif |
Limites d'inflammation cionique du gaz mélangé à l'air,% |
||
|
Gaz inflammables |
|||||
|
Propylène |
|||||
|
Monoxyde de carbone |
|||||
|
Sulfure d'hydrogène |
|||||
|
Gaz non combustibles |
|||||
|
Gaz carbonique |
|||||
|
le dioxyde de soufre |
|||||
|
Oxygène |
|||||
|
Air de l'atmosphère. |
|||||
|
Vapeur d'eau |
Où p0 est le coefficient de viscosité dynamique du gaz dans des conditions normales (G0 = 273 K et p0 - 101,3 kPa), Pa-s ; T est la température absolue du gaz, K; C est un coefficient dépendant du type de gaz, K, pris selon le tableau. 6.2.
Pour un mélange de gaz, le coefficient de viscosité dynamique peut être déterminé approximativement à partir des valeurs de viscosité des composants individuels:
Où gj est la fraction massique du j-ième gaz dans le carburant, % ; Tsu est le coefficient de viscosité dynamique du j-ème composant, Pa-s ; n est le nombre de gaz individuels dans le carburant.
En pratique, le coefficient de viscosité cinématique V, m2/s est largement utilisé, ce qui
ry est lié à la viscosité dynamique p à travers la densité p par la dépendance
V = p / p. (6.6)
Compte tenu de (6.4) et (6.6), le coefficient de viscosité cinématique v, m2 / s, en fonction de la pression et de la température, peut être calculé par la formule
Où v0 est le coefficient de viscosité cinématique du gaz dans des conditions normales (Go = 273 K et p0 = 101,3 kPa), m2 / s ; p et G - respectivement, la pression réelle, kPa, et la température absolue du gaz, K ; C est un coefficient dépendant du type de gaz, K, pris selon le tableau. 6.2.
Les valeurs des coefficients de viscosité cinématique pour les combustibles gazeux sont données dans le tableau. A.9.
Tableau 6.2
Coefficients de viscosité et de conductivité thermique des composants du combustible gazeux
(à t = 0 ° С ir = 101,3 kPa)
|
Nom du gaz |
Indice de viscosité |
Coefficient de conductivité thermique NO3, W / (m-K) |
Coefficient de Sutherland C, K |
|
|
Dynamique p-106, Pa-s |
Cinématique v-106, m2 / s |
|||
|
Gaz inflammables |
||||
|
Propylène |
||||
|
Monoxyde de carbone |
||||
|
Sulfure d'hydrogène |
||||
|
Gaz non combustibles Gaz carbonique |
||||
|
Oxygène |
||||
|
Air atmosphérique |
||||
|
Vapeur à 100°C |
Conductivité thermique. Le transfert d'énergie moléculaire dans les gaz est caractérisé par le coefficient de conductivité thermique 'k, W / (m-K). Le coefficient de conductivité thermique est inversement proportionnel à la pression et augmente avec l'augmentation de la température. Les valeurs du coefficient X peuvent être calculées à l'aide de la formule de Sutherland
Où X, 0 est le coefficient de conductivité thermique du gaz dans des conditions normales (G0 = 273 K et Po = 101,3 kPa), W / (m-K) ; p et T - respectivement, la pression réelle, kPa, et la température absolue du gaz, K ; C est un coefficient dépendant du type de gaz, K, pris selon le tableau. 6.2.
Les valeurs des coefficients de conductivité thermique pour les combustibles gazeux sont données dans le tableau. A.9.
La capacité calorifique du combustible gazeux pour 1 m3 de gaz sec dépend de sa composition et est généralement définie comme
4L = 0, 01 (СН2Н2 + Ссос0 +
СН4СН4 + сСо2сОг + - + cx. X;), (6.9) où cH2, cC0, cCsh, cC02, ..., cx. - capacité calorifique des composants constitutifs du combustible, respectivement, l'hydrogène, le monoxyde de carbone, le méthane, le dioxyde de carbone et le ième composant, kJ/(m3-K) ; H2, CO, CH4, CO2, ..., Xg--
Les capacités calorifiques des composants combustibles du combustible gazeux sont données dans le tableau. Article 6, ininflammable - dans le tableau. A.7.
Chaleur spécifique du combustible gazeux humide
Crgtl, kJ / (m3-K), est défini comme
<тл = ctrn + 0,00124cHzq йтля, (6.10) где drTn- влагосодержание газообразного топлива,
Explosivité. Un mélange de gaz combustible avec de l'air dans certaines proportions en présence d'un incendie ou même d'une étincelle peut exploser, c'est-à-dire que le processus de son allumage et de sa combustion se produit à une vitesse proche de la vitesse de propagation du son. Les concentrations explosives de gaz inflammable dans l'air dépendent de la composition chimique et des propriétés du gaz. Les limites de concentration volumétrique d'inflammation pour les gaz combustibles individuels mélangés à l'air sont données plus haut dans le tableau. 6.1. L'hydrogène (4 .. 74% en volume) et le monoxyde de carbone (12,5 ... 74%) ont les limites d'inflammabilité les plus larges. Pour le gaz naturel, les limites inférieures et supérieures moyennes d'inflammabilité sont respectivement de 4,5 et 17 % en volume ; pour four à coke - 5,6 et 31%; pour le domaine - 35 et 74%.
Toxicité. La toxicité est comprise comme la capacité d'un gaz à provoquer un empoisonnement d'organismes vivants. Le degré de toxicité dépend du type de gaz et de sa concentration. Les composants gazeux les plus dangereux à cet égard sont le monoxyde de carbone CO et le sulfure d'hydrogène H2S.
La toxicité des mélanges gazeux est principalement déterminée par la concentration du plus toxique des composants présents dans le mélange, tandis que son effet nocif, en règle générale, augmente considérablement en présence d'autres gaz nocifs.
La présence et la concentration de gaz nocifs dans l'air peuvent être déterminées à l'aide d'un appareil spécial - un analyseur de gaz.
Presque tous les gaz naturels sont inodores. Pour détecter les fuites de gaz et prendre des mesures de sécurité, le gaz naturel est odorisé avant d'entrer dans le pipeline, c'est-à-dire saturé d'une substance ayant une odeur âcre (par exemple, les mercaptans).
Le pouvoir calorifique des divers combustibles varie considérablement. Pour le fioul, par exemple, il est supérieur à 40 MJ/kg, et pour le gaz de haut fourneau et certaines marques de schiste bitumineux - environ 4 MJ/kg. La composition des combustibles énergétiques varie également considérablement. Ainsi, les mêmes caractéristiques qualitatives, selon le type et la marque de carburant, peuvent fortement différer quantitativement les unes des autres.
Les caractéristiques données du carburant. Pour une analyse comparative dans le rôle des caractéristiques qui généralisent la qualité du carburant, les caractéristiques données du carburant,% -kg / MJ, sont utilisées, qui, sous forme générale, sont calculées par la formule
Où xg est un indicateur de la qualité du carburant de travail,% ; Q [- chaleur spécifique de combustion (la plus basse), MJ/kg.
Ainsi, par exemple, pour calculer la réduction
Teneur en humidité des cendres de soufre S „p et
Azote N^p (pour l'état de fonctionnement du carburant)
La formule (7.1) prend la forme suivante, % -kg / MJ :
COT o "1-3" h z KP = Kl GT; (7.2)
4ph = l7e [; (7.3)
Snp= S '/ ; (7.4)
^ p = N7 Q [. (7.5)
A titre d'exemple illustratif, la comparaison suivante est indicative, à condition que différents combustibles soient brûlés dans des chaudières de même puissance thermique. Ainsi, une comparaison de la teneur en humidité réduite du charbon près de Moscou
Grades 2B (WЈp = 3,72% -kg/MJ) et Nazarov-
Le charbon 2B (W ^ p = 3,04 % -kg / MJ) montre que dans le premier cas la quantité d'humidité introduite dans le four de la chaudière avec du fioul sera environ 1,2 fois plus élevée que dans le second, malgré le fait que l'humidité de fonctionnement de charbon près de Moscou (W [= 31 %) est inférieur à celui de
Charbon Nazarovsky (Wf = 39%).
Carburant conventionnel. En génie électrique, pour comparer l'efficacité d'utilisation du combustible dans diverses chaufferies, pour planifier la production et la consommation de combustible dans des calculs économiques, le concept de combustible équivalent a été introduit. Comme carburant de référence, on prend un tel carburant dont la chaleur spécifique de combustion (la plus faible) à l'état de fonctionnement est égale à Qy T = 29300 kJ / kg (ou
7000 kcal/kg).
Pour chaque combustible naturel, il existe un équivalent thermique dit adimensionnel de E, qui peut être supérieur ou inférieur à un :
L'air humide est un mélange d'air sec et de vapeur d'eau. Dans l'air non saturé, l'humidité est dans un état de vapeur surchauffée, et donc les propriétés de l'air humide peuvent être approximativement décrites par les lois des gaz parfaits.
Les principales caractéristiques de l'air humide sont :
1. Humidité absolue g, qui détermine la quantité de vapeur d'eau contenue dans 1 m 3 d'air humide. La vapeur d'eau occupe tout le volume du mélange, par conséquent, l'humidité absolue de l'air est égale à la masse de 1 m 3 de vapeur d'eau ou densité de vapeur, kg / m 3
2. L'humidité relative de l'air j est exprimée par le rapport de l'humidité absolue de l'air à son humidité maximale possible à la même pression et température, ou le rapport de la masse de vapeur d'eau contenue dans 1 m 3 d'air humide sur la masse de vapeur d'eau nécessaire à la saturation complète de 1 m 3 d'air humide à la même pression et température.
L'humidité relative détermine le degré de saturation en humidité de l'air :
, (1.2)
où est la pression partielle de vapeur d'eau correspondant à sa densité Pa ; - pression de vapeur saturée à la même température, Pa ; - la quantité maximale possible de vapeur dans 1 m 3 d'air humide saturé, kg/m 3 ; - densité de vapeur à sa pression partielle et température de l'air humide, kg/m 3.
La relation (1.2) n'est valable que lorsqu'on peut supposer que la vapeur du liquide est un gaz parfait jusqu'à l'état de saturation.
La densité de l'air humide r est la somme des densités de vapeur d'eau et d'air sec à des pressions partielles de 1 m 3 d'air humide à la température de l'air humide T, À:
(1.3)
où est la densité de l'air sec à sa pression partielle dans 1 m 3 d'air humide, kg/m 3 ; - pression partielle d'air sec, Pa ; - constante de gaz de l'air sec, J / (kg × K).
En exprimant et par l'équation d'état pour l'air et la vapeur d'eau, on obtient
, (1.5)
où est le débit massique d'air et de vapeur d'eau, en kg / s.
Ces égalités sont valables pour un même volume V air humide et la même température. En divisant la deuxième égalité par la première, nous obtenons une autre expression pour la teneur en humidité
. (1.6)
En substituant ici les valeurs des constantes de gaz pour l'air J/(kg × K) et pour la vapeur d'eau J/(kg × K), on obtient la valeur de la teneur en humidité, exprimée en kilogrammes de vapeur d'eau pour 1 kg d'air sec
. (1.7)
En remplaçant la pression d'air partielle par la valeur, d'où la précédente et V- pression atmosphérique barométrique dans les mêmes unités que R, on obtient pour de l'air humide sous pression barométrique
. (1.8)
Ainsi, à pression barométrique donnée, le taux d'humidité de l'air ne dépend que de la pression partielle de vapeur d'eau. La teneur en humidité maximale possible dans l'air, d'où
. (1.9)
Comme la pression de saturation augmente avec la température, la quantité maximale d'humidité pouvant être contenue dans l'air dépend de sa température, et plus elle est élevée, plus la température est élevée. Si les équations (1.7) et (1.8) sont résolues pour et, alors on obtient
(1.10)
. (1.11)
Le volume d'air humide en mètres cubes pour 1 kg d'air sec est calculé par la formule
(1.12)
Volume spécifique d'air humide v, m 3 / kg, est déterminé en divisant le volume d'air humide par la masse du mélange pour 1 kg d'air sec :
L'air humide en tant que caloporteur est caractérisé par une enthalpie (en kilojoules pour 1 kg d'air sec) égale à la somme des enthalpies de l'air sec et de la vapeur d'eau
(1.14)
où est la capacité thermique massique de l'air sec, kJ / (kg × K); t- température de l'air, ° С; je- enthalpie de vapeur surchauffée, kJ/kg.
L'enthalpie de 1 kg de vapeur d'eau saturée sèche à basse pression est déterminée par la formule empirique, kJ / kg :
où est un coefficient constant, approximativement égal à l'enthalpie de la vapeur à une température de 0°C ; = 1,97 kJ / (kg × K) - capacité thermique massique de la vapeur.
Substituer les valeurs je dans l'expression (1.14) et en prenant la capacité thermique massique de l'air sec constante et égale à 1.0036 kJ / (kg × K), on trouve l'enthalpie de l'air humide en kilojoules pour 1 kg d'air sec :
Des équations similaires à celles discutées ci-dessus sont utilisées pour déterminer les paramètres du gaz humide.
, (1.17)
où est la constante de gaz pour le gaz d'essai ; R- Pression du gaz.
Enthalpie du gaz, kJ/kg,
où est la capacité thermique massique du gaz, kJ / (kg × K).
Teneur en humidité absolue du gaz :
. (1.19)
Lors du calcul des échangeurs de chaleur à contact pour les caloporteurs air-eau, vous pouvez utiliser les données du tableau. 1.1-1.2 ou dépendances calculées pour déterminer les paramètres physico-chimiques de l'air (1,24-1,34) et de l'eau (1,35). Pour les gaz de combustion, les données du tableau 1 peuvent être utilisées. 1.3.
Densité du gaz humide, kg/m 3 :
, (1.20)
où est la densité du gaz sec à 0°C, en kg/m 3 ; M g, M p - poids moléculaires du gaz et de la vapeur.
Coefficient de viscosité dynamique du gaz humide, Pa × s :
, (1.21)
où est le coefficient de viscosité dynamique de la vapeur d'eau, Pa × s ; - coefficient de viscosité dynamique du gaz sec, Pa × s ; 
- concentration massique de vapeur, kg/kg.
Capacité calorifique spécifique du gaz humide, kJ / (kg × K):
Coefficient de conductivité thermique du gaz humide, W / (m × K):
, (1.23)
où k est l'exposant adiabatique ; V- coefficient (pour les gaz monoatomiques V= 2,5 ; pour gaz diatomiques V= 1,9 ; pour les gaz triatomiques V = 1,72).
Tableau 1.1. Propriétés physiques de l'air sec ( R= 0,101 MPa)
| t, °C | , kg/m3 | , kJ / (kg × K) | , W / (m × K) | , Pa × s | , m 2 / s | Pr |
| -20 | 1,395 | 1,009 | 2,28 | 16,2 | 12,79 | 0,716 |
| -10 | 1,342 | 1,009 | 2,36 | 16,7 | 12,43 | 0,712 |
| 1,293 | 1,005 | 2,44 | 17,2 | 13,28 | 0,707 | |
| 1,247 | 1,005 | 2,51 | 17,6 | 14,16 | 0,705 | |
| 1,205 | 1,005 | 2,59 | 18,1 | 15,06 | 0,703 | |
| 1,165 | 1,005 | 2,67 | 18,6 | 16,00 | 0,701 | |
| 1,128 | 1,005 | 2,76 | 19,1 | 16,96 | 0,699 | |
| 1,093 | 1,005 | 2,83 | 19,6 | 17,95 | 0,698 | |
| 1,060 | 1,005 | 2,90 | 20,1 | 18,97 | 0,696 | |
| 1,029 | 1,009 | 2,96 | 20,6 | 20,02 | 0,694 | |
| 1,000 | 1,009 | 3,05 | 21,1 | 21,09 | 0,692 | |
| 0,972 | 1,009 | 3,13 | 21,5 | 22,10 | 0,690 | |
| 0,946 | 1,009 | 3,21 | 21,9 | 23,13 | 0,688 | |
| 0,898 | 1,009 | 3,34 | 22,8 | 25,45 | 0,686 | |
| 0,854 | 1,013 | 3,49 | 23,7 | 27,80 | 0,684 | |
| 0,815 | 1,017 | 3,64 | 24,5 | 30,09 | 0,682 | |
| 0,779 | 1,022 | 3,78 | 25,3 | 32,49 | 0,681 | |
| 0,746 | 1,026 | 3,93 | 26,0 | 34,85 | 0,680 | |
| 0,674 | 1,038 | 4,27 | 27,4 | 40,61 | 0,677 | |
| 0,615 | 1,047 | 4,60 | 29,7 | 48,33 | 0,674 | |
| 0,566 | 1,059 | 4,91 | 31,4 | 55,46 | 0,676 | |
| 0,524 | 1,068 | 5,21 | 33,6 | 63,09 | 0,678 | |
| 0,456 | 1,093 | 5,74 | 36,2 | 79,38 | 0,687 | |
| 0,404 | 1,114 | 6,22 | 39,1 | 96,89 | 0,699 | |
| 0,362 | 1,135 | 6,71 | 41,8 | 115,4 | 0,706 | |
| 0,329 | 1,156 | 7,18 | 44,3 | 134,8 | 0,713 | |
| 0,301 | 1,172 | 7,63 | 46,7 | 155,1 | 0,717 | |
| 0,277 | 1,185 | 8,07 | 49,0 | 177,1 | 0,719 | |
| 0,257 | 1,197 | 8,50 | 51,2 | 199,3 | 0,722 | |
| 0,239 | 1,210 | 9,15 | 53,5 | 233,7 | 0,724 |
Les propriétés thermophysiques de l'air sec peuvent être approchées par les équations suivantes.
Viscosité cinématique de l'air sec à des températures de -20 à +140°C, m 2 / s :
Pennsylvanie; (1,24)
et de 140 à 400°C, m 2 / s :
. (1.25)
Tableau 1.2. Propriétés physiques de l'eau saturée
| t, °C | , kg/m3 | , kJ / (kg × K) | , W / (m × K) | , m 2 / s | , N/m | Pr | |
| 999,9 | 4,212 | 55,1 | 1,789 | -0,63 | 756,4 | 13,67 | |
| 999,7 | 4,191 | 57,4 | 1,306 | 0,7 | 741,6 | 9,52 | |
| 998,2 | 4,183 | 59,9 | 1,006 | 1,82 | 726,9 | 7,02 | |
| 995,7 | 4,174 | 61,8 | 0,805 | 3,21 | 712,2 | 5,42 | |
| 992,2 | 4,174 | 63,5 | 0,659 | 3,87 | 696,5 | 4,31 | |
| 988,1 | 4,174 | 64,8 | 0,556 | 4,49 | 676,9 | 3,54 | |
| 983,2 | 4,179 | 65,9 | 0,478 | 5,11 | 662,2 | 2,98 | |
| 977,8 | 4,187 | 66,8 | 0,415 | 5,70 | 643,5 | 2,55 | |
| 971,8 | 4,195 | 67,4 | 0,365 | 6,32 | 625,9 | 2,21 | |
| 965,3 | 4,208 | 68,0 | 0,326 | 6,95 | 607,2 | 1,95 | |
| 958,4 | 4,220 | 68,3 | 0,295 | 7,52 | 588,6 | 1,75 | |
| 951,0 | 4,233 | 68,5 | 0,272 | 8,08 | 569,0 | 1,60 | |
| 943,1 | 4,250 | 68,6 | 0,252 | 8,64 | 548,4 | 1,47 | |
| 934,8 | 4,266 | 68,6 | 0,233 | 9,19 | 528,8 | 1,36 | |
| 926,1 | 4,287 | 68,5 | 0,217 | 9,72 | 507,2 | 1,26 | |
| 917,0 | 4,313 | 68,4 | 0,203 | 10,3 | 486,6 | 1,17 | |
| 907,4 | 4,346 | 68,3 | 0,191 | 10,7 | 466,0 | 1,10 | |
| 897,3 | 4,380 | 67,9 | 0,181 | 11,3 | 443,4 | 1,05 | |
| 886,9 | 4,417 | 67,4 | 0,173 | 11,9 | 422,8 | 1,00 | |
| 876,0 | 4,459 | 67,0 | 0,165 | 12,6 | 400,2 | 0,96 | |
| 863,0 | 4,505 | 66,3 | 0,158 | 13,3 | 376,7 | 0,93 |
Densité du gaz humide, kg/m 3.
Établissement public d'enseignement supérieur professionnel
Université technique d'État de Samara
Département de technologie chimique et d'écologie industrielle
TRAVAIL DE COURS
dans la discipline "Thermodynamique technique et génie thermique"
Sujet : Calcul de l'unité d'utilisation de la chaleur des gaz résiduaires d'un four technologique
Complété par : Étudiante Ryabinina E.A.
Cours ZF III groupe 19
Vérifié par : Consultante Churkina A.Yu.
Samara 2010
introduction
La plupart des usines chimiques génèrent des déchets thermiques à haute et basse température, qui peuvent être utilisés comme ressources énergétiques secondaires (RER). Il s'agit notamment des gaz d'échappement de diverses chaudières et fours de traitement, des flux refroidis, de l'eau de refroidissement et de la vapeur résiduelle.
Les VER thermiques couvrent dans une large mesure la demande de chaleur des industries individuelles. Par exemple, dans l'industrie de l'azote, plus de 26% de la demande de chaleur est satisfaite grâce au WER, dans l'industrie de la soude - plus de 11%.
Le nombre de RES utilisées dépend de trois facteurs : la température des RES, leur puissance thermique et la continuité de la sortie.
À l'heure actuelle, la plus répandue est l'utilisation de la chaleur des gaz industriels résiduaires, qui ont un potentiel de température élevé pour presque tous les processus techniques d'incendie et peuvent être utilisées en continu dans la plupart des industries. La chaleur des gaz résiduaires est la principale composante du bilan énergétique. Il est principalement utilisé à des fins technologiques et, dans certains cas, à des fins énergétiques (dans les chaudières à chaleur perdue).
Cependant, l'utilisation généralisée des SER thermiques à haute température est associée au développement de méthodes d'utilisation, y compris la chaleur des scories incandescentes, des produits, etc., de nouvelles méthodes d'utilisation de la chaleur des gaz résiduaires, ainsi qu'à l'amélioration de la conception des équipements d'utilisation existants. .
1. Description du schéma technologique
Dans les fours tubulaires ne disposant pas de chambre de convection, ou dans les fours de type convection radiante, mais avec une température initiale du produit chauffé relativement élevée, la température des gaz d'échappement peut être relativement élevée, ce qui conduit à des déperditions thermiques accrues, une diminution de l'efficacité du four et une consommation de combustible plus élevée. Par conséquent, il est nécessaire d'utiliser la chaleur des gaz résiduaires. Ceci peut être réalisé soit en utilisant un réchauffeur d'air, qui chauffe l'air entrant dans le four pour la combustion du combustible, soit en installant des chaudières de récupération de chaleur, qui permettent d'obtenir la vapeur d'eau nécessaire aux besoins technologiques.
Cependant, pour réaliser le chauffage de l'air, des coûts supplémentaires sont nécessaires pour la construction d'un aérotherme, d'une soufflante, ainsi qu'une consommation électrique supplémentaire consommée par le moteur de la soufflante.
Pour assurer un fonctionnement normal de l'aérotherme, il est important d'éviter la possibilité de corrosion de sa surface du côté du flux des fumées. Ce phénomène est possible lorsque la température de la surface d'échange thermique est inférieure à la température du point de rosée ; en même temps, une partie des fumées, directement en contact avec la surface de l'aérotherme, est considérablement refroidie, la vapeur d'eau qu'elles contiennent se condense partiellement et, absorbant le dioxyde de soufre des gaz, forme un acide faible agressif.
Le point de rosée correspond à la température à laquelle la pression de vapeur d'eau saturée est égale à la pression partielle de vapeur d'eau contenue dans les fumées.
L'une des méthodes de protection contre la corrosion les plus fiables consiste à préchauffer l'air d'une manière ou d'une autre (par exemple, dans des chauffe-eau ou à vapeur) à une température supérieure au point de rosée. Une telle corrosion peut également se produire à la surface des tuyaux de convection si la température de la matière première entrant dans le four est inférieure au point de rosée.
La source de chaleur pour augmenter la température de la vapeur saturée est la réaction d'oxydation (combustion) du combustible primaire. Les fumées formées lors de la combustion cèdent leur chaleur dans les chambres de rayonnement puis de convection au flux d'alimentation (vapeur d'eau). La vapeur surchauffée pénètre dans le consommateur et les produits de combustion quittent le four et pénètrent dans la chaudière de récupération de chaleur. À la sortie du WHB, la vapeur d'eau saturée est renvoyée vers le four de surchauffe de la vapeur et les fumées, refroidies par l'eau d'alimentation, pénètrent dans l'aérotherme. Du réchauffeur d'air, les fumées vont au KTAN, où l'eau qui traverse le serpentin est chauffée et va directement au consommateur, et les fumées - dans l'atmosphère.
2. Calcul du four
2.1 Calcul du processus de combustion
Déterminer la valeur calorifique nette du carburant Q R m... Si le carburant est un hydrocarbure individuel, alors le pouvoir calorifique de son Q R mégale à la chaleur standard de combustion moins la chaleur de vaporisation de l'eau dans les produits de combustion. Il peut également être calculé à partir des effets thermiques standard de la formation des produits initiaux et finaux basés sur la loi de Hess.
Pour un carburant constitué d'un mélange d'hydrocarbures, la chaleur de combustion est déterminée, mais la règle d'additivité :
où Q pi n- chaleur de combustion je-aller composant de carburant;
oui je- concentration je-aller carburant composant en fractions d'unité, puis :
Q R m cm = 35,84 0,987 + 63,80 0,0033+ 91,32 ∙ 0,0012+ 118,73 ∙ 0,0004 + 146,10 ∙ 0,0001 = 35,75 MJ / m 3.
Masse molaire du carburant :
M m = Σ M je ∙ oui je ,
où M je- masse molaire je-go composant carburant, d'où:
Mm = 16,042 0,987 + 30,07 0,0033 + 44,094 0,0012 + 58,120 0,0004 + 72,15 0,0001 + 44,010 0,001 + 28,01 0,007 = 16,25 kg / mol.
kg/m3,
ensuite Q R m cm, exprimé en MJ/kg, est égal à :
MJ/kg.
Les résultats des calculs sont résumés dans le tableau. un:
Composition du carburant Tableau 1
Déterminons la composition élémentaire du carburant,% (masse):
,
où n je C , NIH , n je n , n je O- le nombre d'atomes de carbone, d'hydrogène, d'azote et d'oxygène dans les molécules des composants individuels qui composent le carburant ;
Contenu de chaque composant de carburant, en poids. % ;
x je- le contenu de chaque composant du carburant, disent-ils. % ;
M je- masse molaire des composants individuels du carburant ;
M m est la masse molaire du carburant.
Vérification de la composition :
C + H + O + N = 74,0 + 24,6 + 0,2 + 1,2 = 100 % (masse).
Déterminons la quantité théorique d'air nécessaire pour brûler 1 kg de carburant, elle est déterminée à partir de l'équation stoechiométrique de la réaction de combustion et de la teneur en oxygène de l'air atmosphérique. Si la composition élémentaire du carburant est connue, la quantité théorique d'air L 0, kg / kg, est calculé par la formule :
En pratique, pour assurer la complétude de la combustion du combustible, un excès d'air est introduit dans le four, on retrouve le débit d'air réel à = 1,25 :
L = L 0 ,
où L- la consommation d'air réelle ;
α - coefficient d'excès d'air,
L = 1,25 17,0 = 21,25 kg/kg.
Volume d'air spécifique (n.a.) pour la combustion de 1 kg de carburant :
où dans= 1,293 - densité de l'air dans des conditions normales,
m3/kg.
Trouvons la quantité de produits de combustion formés lors de la combustion de 1 kg de carburant :
si la composition élémentaire du combustible est connue, la composition massique des fumées pour 1 kg de combustible avec sa combustion complète peut être déterminée sur la base des équations suivantes :
où m de CO2 , mH2O , mN2 , mO2 est la masse des gaz correspondants, en kg.
Quantité totale de produits de combustion :
m p. de = m CO2 + m H2O + m N2 + m O2,
m p. de= 2,71 + 2,21 + 16,33 + 1,00 = 22,25 kg/kg.
On vérifie la valeur résultante :
où Wf- consommation spécifique de vapeur de buse lors de la combustion de combustible liquide, kg / kg (pour le combustible gazeux Wf = 0),
Le carburant étant un gaz, on néglige la teneur en humidité de l'air et on néglige la quantité de vapeur d'eau.
Trouvons le volume des produits de combustion dans des conditions normales, formés lors de la combustion de 1 kg de carburant :
où moi je- la masse du gaz correspondant formé lors de la combustion de 1 kg de carburant ;
je- la densité de ce gaz dans les conditions normales, kg/m 3 ;
M je- masse molaire du gaz donné, kg / kmol;
22,4 - volume molaire, m 3 / kmol,
m 3 / kg; 
m 3 / kg;
m 3 / kg; 
m3/kg.
Volume total de produits de combustion (n.a.) à la consommation d'air réelle :
V = V CO2 + V H2O + V N2 + V O2 ,
V = 1,38 + 2,75 + 13,06 + 0,70 = 17,89 m3/kg.
Densité des produits de combustion (n.a.) :
kg/m3.
Trouvons la capacité calorifique et l'enthalpie des produits de combustion de 1 kg de carburant dans la plage de température de 100 ° C (373 K) à 1500 ° C (1773 K), en utilisant les données du tableau. 2.
Capacités thermiques massiques moyennes des gaz avec p, kJ / (kg K) Tableau 2
| t, ° С |
|||||
Enthalpie des fumées formées lors de la combustion de 1 kg de combustible :
où avec du CO2 , avec H2O , avec N2 , avec O2- capacités thermiques massiques moyennes à pression constante correspondant au gazon à température t, kJ / (kg K);
avec t- la capacité calorifique moyenne des fumées formées lors de la combustion de 1 kg de combustible à une température t, kJ / (kg K);
à 100°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 200°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 300°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 400°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 500°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 600°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 700°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 800°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 1000°C : kJ/(kg ∙ K) ;
à 1500°C : kJ/(kg ∙ K) ;
Les résultats des calculs sont résumés dans le tableau. 3.
Enthalpie des produits de combustion Tableau 3
D'après le tableau. 3 construire un graphe de dépendance H t = F ( t ) (Fig. 1) voir pièce jointe .
2.2 Calcul du bilan thermique du four, du rendement du four et de la consommation de combustible
Flux de chaleur reçu par la vapeur dans le four (charge thermique utile) :
où g- la quantité de vapeur d'eau surchauffée par unité de temps, en kg/s ;
H vp1 et H vp2
On prend la température des fumées à 320°C (593 K). Les pertes de chaleur par rayonnement dans l'environnement s'élèveront à 10 %, dont 9 % dans la chambre radiante et 1 % dans la chambre de convection. Le rendement du four est t = 0,95.
Nous négligeons la perte de chaleur due à la sous-combustion chimique, ainsi que la quantité de chaleur du carburant et de l'air entrants.
Déterminer l'efficacité du four :
où Euh- enthalpie des produits de combustion à la température des fumées en sortie de four, t yh; la température des fumées d'échappement est généralement prise à 100 - 150°C supérieure à la température initiale de la matière première à l'entrée du four ; sueur- perte de chaleur par rayonnement dans l'environnement, % ou fraction de étage Q ;
Consommation de carburant, kg/s :
kg/s.
2.3 Calcul de la chambre radiante et de la chambre de convection
On règle la température des fumées au col : t P= 750 - 850° С, nous acceptons
t P= 800°C (1073K). Enthalpie des produits de combustion à la température à la passe
H P= 21171,8 kJ/kg.
Flux de chaleur reçu par la vapeur d'eau dans les tubes radiants :
où N n est l'enthalpie des produits de combustion à la température des fumées dans la passe, kJ/kg ;
t est le rendement du four ; il est recommandé de le prendre égal à 0,95 - 0,98 ;
Flux de chaleur reçu par la vapeur d'eau dans les tuyaux de convection :
L'enthalpie de la vapeur d'eau à l'entrée de la section radiante sera :
kJ/kg.
On prend la valeur de la perte de charge dans la chambre de convection ∆ P À= 0,1 MPa, alors :
P À = P - P À ,
P À= 1,2 - 0,1 = 1,1 MPa.
Température d'entrée de vapeur d'eau dans la section radiante t À= 294°С, alors la température moyenne de la surface externe des tubes radiants sera :
où c'est- la différence entre la température de la surface externe des tubes radiants et la température de la vapeur d'eau (matière première) chauffée dans les tubes ; c'est= 20 - 60°C;
À.
Température de combustion maximale de conception :
où à- température réduite du mélange initial de carburant et d'air ; prise égale à la température de l'air fourni pour la combustion ;
MERCI.- capacité calorifique spécifique des produits de combustion à la température t P;
°C
À t max = 1772,8 ° C et t n = 800°C densité thermique d'une surface absolument noire q s pour différentes températures de la surface extérieure des tubes radiants a les valeurs suivantes :
, ° С 200 400 600
q s, W / m 2 1,50 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 10 5
Nous construisons un graphe auxiliaire (Fig. 2) voir pièce jointe, selon laquelle on trouve la densité thermique à = 527°C : q s= 0,95 10 5 W/m2.
On calcule le flux de chaleur total introduit dans le four :
Valeur préliminaire pour l'aire d'une surface équivalente absolument noire :
m2.
On prend le degré de blindage de la maçonnerie Ψ = 0,45 et pour α = 1,25 on trouve que
H s /H je = 0,73.
Surface plane équivalente :
m2.
Nous acceptons le placement sur une seule rangée de tuyaux et une étape entre eux :
S = 2ré m= 2 0,152 = 0,304 m. Pour ces valeurs, le facteur de forme À = 0,87.
La taille de la surface de maçonnerie blindée :
m2.
Surface de chauffe des tubes radiants :
m2.
On choisit un four BB2, ses paramètres :
surface de la chambre de rayonnement, m 2 180
surface de la chambre de convection, m 2 180
longueur utile du four, m 9
largeur de la chambre de rayonnement, m 1,2
exécution b
méthode de combustion de carburant sans flamme
diamètre du tube de la chambre d'irradiation, mm 152 × 6
diamètre des tuyaux de la chambre de convection, mm 114 × 6
Le nombre de tubes dans la chambre d'irradiation :
où ré n - diamètre extérieur des tuyaux dans la chambre de rayonnement, m;
jeétage - longueur utile des tuyaux radiants lavés par le flux de fumées, m,
jeétage = 9 - 0,42 = 8,2 m,
.
Densité thermique de la surface des tubes radiants :
W/m2.
Déterminer le nombre de tuyaux de la chambre de convection :
Nous les organisons en damier de 3 sur une rangée horizontale. Pas entre les tuyaux S = 1,7 ré n = 0,19 m.
La différence de température moyenne est déterminée par la formule :
°C
Coefficient de transfert de chaleur dans la chambre de convection :
W / (m 2 K).
La densité thermique de la surface des tuyaux de convection est déterminée par la formule :
W/m2.
2.4 Calcul hydraulique du serpentin du four
Le calcul hydraulique du serpentin du four consiste à déterminer la perte de charge de la vapeur d'eau dans les tuyaux radiants et de convection.
où g
ρ au vice-président - densité de vapeur d'eau à température et pression moyennes dans la chambre de convection, kg/m 3 ;
réк - diamètre intérieur des tuyaux de convection, m;
z k est le nombre de flux dans la chambre de convection,
Mme.
ν k = 3,311 10 -6 m 2 / s.
Valeur du critère de Reynolds :
m.
Perte de pression de friction :
Pa = 14,4 kPa.
Pa = 20,2 kPa.
où à
- nombre de tours.
Perte de charge totale :
2.5 Calcul de la perte de charge de la vapeur d'eau dans la chambre d'irradiation
Vitesse moyenne de la vapeur d'eau :
où g- consommation de vapeur surchauffée dans le four, kg/s ;
ρ r vice-président - densité de vapeur d'eau à température et pression moyennes dans la chambre de convection, kg/m 3 ;
ré p est le diamètre intérieur des tuyaux de convection, m;
z p est le nombre de flux dans la chambre de ventilation,
Mme.
Viscosité cinématique de la vapeur d'eau à température et pression moyennes dans la chambre de convection ν p = 8,59 10 -6 m 2 / s.
Valeur du critère de Reynolds :
Longueur totale du tuyau dans une section droite :
m.
Coefficient de friction hydraulique :
Perte de pression de friction :
Pa = 15,1 kPa.
Pertes de charge pour vaincre les résistances locales :
Pa = 11,3 kPa,
où p= 0,35 - coefficient de résistance en tournant de 180 ºС,
- nombre de tours.
Perte de charge totale :
Les calculs ont montré que le four sélectionné fournira le processus de surchauffe de la vapeur d'eau dans un mode donné.
3. Calcul de la chaudière de récupération de chaleur
Retrouvons la température moyenne des fumées :
où t 1 - température des fumées à l'entrée,
t 2 - température des fumées à la sortie, ° С;
°C (538K).
Débit massique des fumées :
où B est la consommation de carburant, kg / s ;
Pour les gaz de combustion, l'enthalpie spécifique est déterminée sur la base des données du tableau. 3 et fig. 1 par la formule :
Enthalpies des liquides de refroidissement Tableau 4
Flux de chaleur transmis par les fumées :
où N 1 et H 2 - enthalpie des fumées aux températures d'entrée et de sortie de la chambre de combustion, respectivement, formées lors de la combustion de 1 kg de carburant, kJ / kg;
B - consommation de carburant, kg / s;
h 1 et h 2 - enthalpies spécifiques des fumées, kJ/kg,
Flux de chaleur reçu par l'eau, W :
où η ku est le coefficient d'utilisation de la chaleur en KU ; η ky = 0,97 ;
g n - capacité de vapeur, kg / s;
hà VP - enthalpie de vapeur d'eau saturée à la température de sortie, kJ / kg;
h n in - eau d'alimentation entalygaya, kJ / kg,
La quantité de vapeur d'eau reçue dans la KU est déterminée par la formule :
kg/s.
Flux de chaleur reçu par l'eau dans la zone de chauffage :
où hà in - enthalpie spécifique de l'eau à la température d'évaporation, kJ / kg;
Flux de chaleur transféré par les fumées à l'eau de la zone de chauffage (chaleur utile) :
où h x - enthalpie spécifique des fumées à la température t x, d'où :
kJ/kg.
Enthalpie de combustion pour 1 kg de carburant :
Figure. 1 température de fumée correspondant à la valeur H x = 5700,45 kJ/kg :
t x = 270°C.
Différence de température moyenne dans la zone de chauffage :
°C
270 fumées 210 Prise en compte de l'indice à contre-courant :
où À f - coefficient de transfert de chaleur;
m2.
Différence de température moyenne dans la zone d'évaporation :
°C
320 fumées 270 Prise en compte de l'indice à contre-courant :
187 vapeur d'eau 187
Surface d'échange thermique dans la zone de chauffe :
où À f - coefficient m6transmission;
m2.
Surface totale de transfert de chaleur :
F = F n + F toi,
F= 22,6 + 80 = 102,6 m2.
Conformément à GOST 14248-79, nous sélectionnons un évaporateur à chambre à vapeur standard présentant les caractéristiques suivantes :
diamètre du boîtier, mm 1600
nombre de faisceaux de tubes 1
nombre de tuyaux dans un faisceau 362
surface d'échange thermique, m 2 170
section transversale d'un coup
à travers des tuyaux, m 2 0,055
4. Bilan thermique de l'aérotherme
Air atmosphérique avec température t ° in-x pénètre dans l'appareil, où il chauffe jusqu'à une température t x en-x en raison de la chaleur des gaz de combustion.
La consommation d'air, en kg / s, est déterminée en fonction de la quantité de carburant requise :
où V- consommation de carburant, kg / s;
L- consommation d'air réelle pour la combustion de 1 kg de carburant, kg/kg,
Les fumées, dégageant leur chaleur, sont refroidies à partir de t dgZ = t dg2 avant de t dg4 .
=
où H3 et H4- enthalpie des fumées aux températures t dg3 et t dg4 respectivement, kJ / kg,
Flux de chaleur reçu par l'air, W :
où avec in-x- capacité thermique massique moyenne de l'air, kJ / (kg K);
0,97 - efficacité du réchauffeur d'air,
Température finale de l'air ( t x en-x) est déterminé à partir de l'équation du bilan thermique :
À.
5. Bilan thermique du KTAN
Après le réchauffeur d'air, les fumées pénètrent dans un appareil de contact avec une buse active (KTAN), où leur température diminue de t dg5 = t dg4à la température t dg6= 60°C
L'évacuation de la chaleur des fumées est réalisée par deux flux d'eau séparés. Un flux entre en contact direct avec les gaz de combustion et l'autre échange de la chaleur avec eux à travers la paroi du serpentin.
Flux de chaleur dégagé par les fumées, W :
où H5 et H6- enthalpie des fumées à température t dg5 et t dg6 respectivement, kJ / kg,
La quantité d'eau de refroidissement (totale), kg / s, est déterminée à partir de l'équation du bilan thermique :
où η est l'efficacité de KTAN, η = 0.9,
kg/s.
Flux de chaleur reçu par l'eau de refroidissement, W :
où G eau- consommation d'eau de refroidissement, kg/s :
avec de l'eau- capacité thermique massique de l'eau, 4,19 kJ / (kg K);
t n eau et t à l'eau- température de l'eau respectivement à l'entrée et à la sortie du KTAN,
6. Calcul du rendement de l'unité de récupération de chaleur
Lors de la détermination de la valeur de l'efficacité du système synthétisé ( η tu) l'approche traditionnelle est utilisée.
Le calcul du rendement de l'unité de récupération de chaleur est effectué selon la formule :
7. Évaluation exergique du système « four - chaudière à récupération de chaleur »
La méthode exergétique d'analyse des systèmes énergétiques-technologiques permet l'évaluation la plus objective et qualitative des pertes d'énergie, qui ne sont en aucun cas révélées lors d'une évaluation conventionnelle utilisant la première loi de la thermodynamique. Dans ce cas, l'efficacité exergétique est utilisée comme critère d'évaluation, qui est défini comme le rapport de l'exergie allouée à l'exergie fournie au système :
où E sous- exergie carburant, MJ/kg ;
E trou- l'exergie perçue par le flux de vapeur d'eau dans le four et la chaudière de récupération de chaleur.
Dans le cas du combustible gazeux, l'exergie fournie est la somme de l'exergie du combustible ( E sub1) et exergie de l'air ( E sub2):
où N n et Mais- enthalpie de l'air à la température d'entrée du four et à la température ambiante, respectivement, kJ/kg ;
Cette- 298K (25°C) ;
S- variation de l'entropie de l'air, kJ / (kg K).
Dans la plupart des cas, l'amplitude de l'exergie de l'air peut être négligée, c'est-à-dire :
L'exergie allouée pour le système considéré est constituée de l'exergie perçue par la vapeur d'eau dans le four ( E otv1), et l'exergie perçue par la vapeur d'eau dans le KU ( E otv2).
Pour un jet de vapeur chauffé au four :
où g- consommation de vapeur dans le four, kg/s ;
N VP1 et H vp2- enthalpie de vapeur d'eau à l'entrée et à la sortie du four, respectivement, kJ/kg ;
S vp- variation de l'entropie de la vapeur d'eau, kJ / (kg K).
Pour le débit de vapeur d'eau reçu dans la KU :
où G n- consommation de vapeur dans l'unité chaudière, kg/s ;
h à vp- enthalpie de vapeur d'eau saturée à la sortie du WHB, kJ/kg ;
h n dans est l'enthalpie de l'eau d'alimentation à l'entrée du CH, kJ/kg.
E trou = E trou 1 + E trou 2 ,
E trou= 1965,8 + 296,3 = 2262,1 J/kg.
Conclusion
Après avoir calculé l'installation proposée (utilisation de la chaleur des gaz résiduaires d'un four technologique), on peut conclure que pour une composition de combustible donnée, la productivité du four pour la vapeur d'eau et d'autres indicateurs, la valeur de l'efficacité du système synthétisé est élevé, donc l'installation est efficace ; Cela a également été démontré par l'évaluation exergétique du système « four - chaudière à récupération de chaleur », cependant, en termes de coûts énergétiques, l'installation laisse beaucoup à désirer et nécessite des améliorations.
Liste de la littérature utilisée
1. Kharaz D .ET... Modes d'utilisation des ressources énergétiques secondaires dans les industries chimiques / D. I. Kharaz, B. I. Psakhis. - M. : Chimie, 1984.-- 224 p.
2. Skoblo A . ET... Procédés et appareils de l'industrie du raffinage du pétrole et de la pétrochimie / A. I. Skoblo, I. A. Tregubova, Yu. K., Molokanov. - 2e éd., Rév. et ajouter. - M. : Chimie, 1982.-- 584 p.
3. Pavlov K .F... Exemples et tâches pour le cours de processus et dispositifs de technologie chimique : Manuel. Manuel pour les universités / K. F. Pavlov, P. G. Romankov, A. A. Noskov; Éd. P.G. Romankova. - 10e éd., Rév. et ajouter. - L. : Chimie, 1987.-- 576 p.
appendice
