Caractéristiques thermophysiques et propriétés des gaz. Cours : Calcul de l'installation pour l'utilisation de la chaleur des gaz d'échappement d'un four technologique Tableau de la capacité calorifique des fumées à différentes températures
Propriétés thermophysiques les produits de combustion gazeux nécessaires au calcul de la dépendance de divers paramètres à la température d'un milieu gazeux donné peuvent être établis 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 | mais· 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 = mais(R - b)avec, où L- fuites d'air (fuites), m 3 / m 2 · h; R- pression, kPa ; mais = 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 des cages d'escalier. 9 4.2. Alimentation en air 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 lutte contre l'incendie. 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 |
Lors de la construction d'un poêle, idéalement, vous voulez avoir une conception qui fournirait automatiquement autant d'air que nécessaire pour la combustion. À première vue, cela peut être fait avec une cheminée. En effet, plus le bois brûle intensément, plus les fumées doivent être chaudes, plus le tirage doit être important (modèle à carburateur). Mais ce n'est pas le cas. Le tirage ne dépend pas du tout de la quantité de fumées chaudes générées. Le tirage est la chute de pression dans le tuyau de la tête du tuyau à la chambre de combustion. Elle est déterminée par la hauteur du tuyau et la température des fumées, ou plutôt par leur densité.
La traction est déterminée par la formule :
F = A (p in - p d) h
où F est la poussée, A est le coefficient, p in est la densité de l'air extérieur, p d est la densité des fumées, h est la hauteur de la cheminée
La densité des fumées est calculée par la formule :
p d = p in (273 + t in) / (273 + t in)
où t in et t d sont la température en degrés Celsius de l'air atmosphérique extérieur à l'extérieur de la cheminée et des gaz de combustion dans la cheminée.
La vitesse de déplacement des fumées dans le tuyau (débit volumétrique, c'est-à-dire la capacité d'aspiration du tuyau) g ne dépend pas du tout de la hauteur du tuyau et est déterminé par la différence de température entre les fumées et l'air extérieur, ainsi que la surface la Coupe transversale cheminée. Un certain nombre de conclusions pratiques en découlent.
d'abord, les cheminées sont élevées non pas pour augmenter le débit d'air à travers le foyer, mais uniquement pour augmenter le tirage (c'est-à-dire la perte de charge dans le tuyau). Ceci est très important pour éviter que le tirage ne se renverse (fumée du poêle) en cas de retour de vent (la valeur du tirage doit toujours dépasser le retour de vent possible).
en deuxième, il est pratique de réguler le débit d'air à l'aide d'appareils qui modifient la surface de la section libre du tuyau, c'est-à-dire à l'aide de vannes. Avec une augmentation de la section transversale du canal de cheminée, par exemple du double, on peut s'attendre à une augmentation environ du double du débit d'air volumétrique à travers le foyer.
Expliquons cela avec un exemple simple et illustratif. Nous avons deux fours identiques. Nous les combinons en un seul. Nous obtenons un poêle deux fois plus grand avec deux fois plus de bois brûlé, avec deux fois le débit d'air et la section transversale du tuyau. Ou (ce qui revient au même), si de plus en plus de bois de chauffage brûle dans le foyer, alors il faut ouvrir de plus en plus les vannes sur le tuyau.
Troisièmement, si le poêle brûle normalement dans un état stable et que nous laissons en plus le flux d'air froid dans la chambre de combustion passer le bois brûlant dans la cheminée, alors les gaz de combustion se refroidiront immédiatement et le débit d'air à travers le poêle diminuera. Dans ce cas, le bois de chauffage en feu commencera à s'estomper. C'est-à-dire que nous ne semblons pas affecter directement le bois de chauffage et diriger un flux supplémentaire au-delà du bois de chauffage, mais il s'avère que le tuyau peut laisser passer moins de gaz de combustion qu'auparavant, lorsque ce flux d'air supplémentaire était absent. Le tuyau lui-même réduira le flux d'air pour le bois, qui était auparavant et, de plus, ne laissera pas entrer un flux d'air froid supplémentaire. En d'autres termes, la cheminée sera verrouillée.
C'est pourquoi les fuites d'air froid par les fentes des cheminées, les flux d'air excessifs dans le foyer, voire toute déperdition de chaleur dans la cheminée, entraînant une diminution de la température des fumées, sont si néfastes.
Quatrième, plus le coefficient de résistance dynamique des gaz de la cheminée est élevé, plus la consommation d'air est faible. C'est-à-dire qu'il est souhaitable de rendre les parois de la cheminée aussi lisses que possible, sans tourbillons et sans virages.
Cinquième, plus la température des fumées est basse, plus le débit d'air change de façon importante avec les fluctuations de température des fumées, ce qui explique la situation d'instabilité du fonctionnement de la tuyauterie lors de l'allumage du four.
Au sixième, à hautes températures le débit des fumées ne dépend pas de la température des fumées. C'est-à-dire qu'avec une forte combustion du four, la consommation d'air cesse d'augmenter et commence à ne dépendre que de la section du tuyau.
Les problèmes d'instabilité surviennent non seulement lors de l'analyse des caractéristiques thermiques d'un tuyau, mais également lors de l'examen de la dynamique des flux de gaz dans un tuyau. En effet, la cheminée est un puits rempli de fumées légères. Si ce gaz de combustion léger ne monte pas très rapidement vers le haut, il est alors possible que l'air extérieur lourd puisse simplement se noyer dans le gaz léger et créer un courant descendant descendant dans la cheminée. Cette situation est particulièrement probable lorsque les parois de la cheminée sont froides, c'est-à-dire lors de l'allumage du four.
Riz. 1. Schéma de circulation des gaz dans une cheminée froide : 1 - foyer ; 2 - alimentation en air par le ventilateur ; 3-cheminée; 4 - robinet-vanne; 5 - dent de cheminée; 6-fumées; 7-d'air froid descendant; 8 - flux d'air provoquant le renversement de la poussée.
a) tuyau vertical ouvert lisse
b) tuyau avec valve et dent
c) tuyau avec vanne supérieure
Flèches pleines - directions de mouvement des fumées chaudes légères. Flèches en pointillés - la direction du flux descendant d'air froid lourd de l'atmosphère.
Sur le riz. 1a un four est représenté schématiquement, dans lequel l'air 2 est fourni et les fumées 6 sont évacuées par la cheminée 6. Si la section transversale de la cheminée est grande (ou la vitesse des fumées est faible), alors en raison de toute fluctuation, l'air atmosphérique lourd et froid 7 commence à pénétrer dans la cheminée, atteignant même un foyer. Ce débit descendant peut remplacer le débit d'air "régulier" à travers le ventilateur 2. Même si le poêle est verrouillé sur toutes les portes et que tous les volets d'entrée d'air sont fermés, le poêle peut encore brûler à cause de l'air venant d'en haut. C'est d'ailleurs ce qui arrive souvent lorsque le charbon brûle à portes fermées fours. Un renversement complet du tirage peut même se produire : l'air entrera par le haut par le tuyau et les gaz de combustion sortiront par la porte.
En réalité, sur la paroi intérieure de la cheminée, il y a toujours des irrégularités, des accumulations, des aspérités, lors de la collision avec lesquelles les gaz de combustion et les courants d'air froid descendants tourbillonnent et se mélangent. Dans le même temps, le flux d'air froid descendant est expulsé ou, lorsqu'il est chauffé, commence à monter, mélangé à des gaz chauds.
L'effet du déploiement des flux descendants d'air froid vers le haut est renforcé en présence de vannes partiellement ouvertes, ainsi que de la dent, largement utilisée dans la technologie de fabrication des cheminées ( riz. 1b). La dent empêche le flux d'air froid de la cheminée dans l'espace du foyer et empêche ainsi le foyer de fumer.
Les courants d'air descendants dans la cheminée sont particulièrement dangereux par temps brumeux : les fumées ne parviennent pas à évaporer les moindres gouttelettes d'eau, elles se refroidissent, le tirage est réduit et peut même basculer. En même temps, le poêle fume beaucoup, ne s'enflamme pas.
Pour la même raison, les poêles à cheminées humides fument fortement. Vannes supérieures ( riz. 1c), régulée en fonction de la vitesse des fumées dans la cheminée. Cependant, le fonctionnement de telles vannes est peu pratique.
Riz. 2. Dépendance du coefficient d'excès d'air a du temps de chauffe du four (courbe continue). La courbe en pointillés est la consommation d'air nécessaire G consommable pour l'oxydation complète des produits de combustion du bois (y compris les suies et les substances volatiles) dans les fumées (en unités relatives). La courbe en pointillés est le débit d'air réel G du tuyau fourni par le tirage du tuyau (en unités relatives). Le rapport d'excès d'air est le quotient de la séparation du tuyau G par la consommation de G
Un tirage stable et suffisamment fort n'apparaît qu'après le réchauffement des parois de la cheminée, ce qui prend beaucoup de temps, il n'y a donc toujours pas assez d'air au début du flux. Le rapport d'excès d'air est inférieur à un et le poêle fume ( riz. 2). Et vice versa: à la fin de la cuisson, la cheminée reste chaude, le tirage reste longtemps, bien que le bois de chauffage ait déjà pratiquement brûlé (le coefficient d'excès d'air est supérieur à un). Les fours métalliques avec cheminées isolées en métal se mettent en mode de fonctionnement plus rapidement en raison de leur faible capacité calorifique par rapport aux tuyaux en brique.
L'analyse des processus dans la cheminée peut être poursuivie, mais il est déjà si clair que quelle que soit la qualité du four lui-même, tous ses avantages peuvent être annulés par une mauvaise cheminée. Bien sûr, idéalement, la cheminée devrait être remplacée. système moderneévacuation forcée des fumées au moyen d'un ventilateur électrique à débit variable et avec condensation préalable de l'humidité des fumées. Un tel système pourrait, entre autres, purifier les gaz de combustion de la suie, du monoxyde de carbone et d'autres impuretés nocives, ainsi que refroidir les gaz de combustion évacués et assurer une récupération de chaleur.
Mais tout cela est dans un futur lointain. Pour l'estivant et le jardinier, la cheminée peut parfois devenir beaucoup plus chère que le poêle lui-même, notamment dans le cas du chauffage d'une maison à plusieurs niveaux. Les cheminées de sauna sont généralement plus simples et plus courtes, mais la puissance calorifique du poêle peut être très élevée. De tels tuyaux, en règle générale, sont très chauds sur toute leur longueur, des étincelles et des cendres en sortent souvent, mais les retombées de condensation et de suie sont négligeables.
Si vous envisagez toujours d'utiliser le bâtiment des bains publics uniquement comme bains publics, le tuyau peut également être rendu non isolé. Si le bain est pensé par vous et comme un lieu de séjour possible (résidence temporaire, nuitées), surtout en hiver, alors il est plus judicieux de faire le tuyau immédiatement isolé, et de haute qualité, "à vie". Dans le même temps, les poêles peuvent être changés au moins tous les jours, la conception peut être choisie avec plus de succès et de manière plus appropriée, et le tuyau sera le même.
Au moins si le poêle est en mode longue combustion(bois de chauffage qui couve), alors l'isolation du tuyau est absolument nécessaire, car à faible puissance (1 - 5 kW), le tuyau métallique non isolé deviendra complètement froid, le condensat s'écoulera abondamment, ce qui, dans les gelées les plus sévères, peut même geler et bloquer le tuyau avec de la glace. Ceci est particulièrement dangereux en présence d'un filet pare-étincelles et de parapluies avec de petites ouvertures. Les pare-étincelles sont recommandés pour le chauffage intensif en été et extrêmement dangereux pour les modes de combustion faibles du bois de chauffage en hiver. En raison d'un éventuel colmatage des canalisations par la glace, l'installation de déflecteurs et de parasols sur cheminées a été interdit en 1991 (et même plus tôt sur les cheminées des cuisinières à gaz).
Pour les mêmes raisons, il ne faut pas se laisser emporter par la hauteur du tuyau - le niveau de tirage n'est pas si important pour un poêle de sauna non rotatif. S'il commence à fumer, vous pouvez toujours aérer rapidement la pièce. Mais la hauteur au-dessus du faîte (au moins 0,5 m) doit être respectée pour éviter que la poussée ne se renverse en rafales de vent. Sur les toits plats, le tuyau doit dépasser du manteau neigeux. Dans tous les cas, il vaut mieux avoir un tuyau plus bas, mais plus chaud (que plus haut, mais plus froid). Les grands tuyaux en hiver sont toujours froids et dangereux à utiliser.
Les cheminées froides ont beaucoup d'inconvénients. Dans le même temps, les tuyaux non isolés mais pas très longs des fours métalliques se réchauffent rapidement lors de l'allumage (beaucoup plus rapidement que les tuyaux en brique), restent chauds avec un chauffage vigoureux et sont donc très largement utilisés dans les bains (et pas seulement dans les bains) , d'autant plus qu'ils sont relativement bon marché. Les tuyaux en amiante-ciment ne sont pas utilisés sur les fours métalliques, car ils sont lourds et s'effondrent également lorsqu'ils sont surchauffés avec des fragments volants.
Riz. 3. Les conceptions les plus simples de cheminées métalliques: 1 - cheminée métallique ronde; 2 - pare-étincelles ; 3 - un capuchon pour protéger le tuyau des précipitations atmosphériques; 4 - chevrons; 5 - lattage de toit; 6 - barres en bois entre chevrons (ou poutres) pour la conception d'une ouverture coupe-feu (coupe) dans le toit ou le plafond (si nécessaire); 7 - faîte du toit; 8 - toit souple (matériau de toiture, gidrostekloizol, tuiles douces, feuilles de carton ondulé-bitume, etc.); 9 - tôle pour toiture et chevauchement de l'ouverture (il est permis d'utiliser une feuille plate d'acéide - un panneau isolant électrique en amiante-ciment); 10 - tampon de drainage en métal; 11 - scellement à l'amiante de l'espace (joint); 12 - casquette de loutre en métal; 13 - poutres de plafond (remplies d'isolant); 14 - revêtement de plafond; 15 - étage mansardé (si nécessaire); 16 - tôle découpée au plafond; 17 - coins de renfort en métal; 18 - couvercle métallique du plafond coupé (si nécessaire); 19 - Isolant incombustible résistant à la chaleur (argile expansée, sable, perlite, laine minérale); 20 - housse de protection (tôle sur couche de carton amiante de 8 mm d'épaisseur) ; 21 - blindage métallique du tuyau.
a) tuyau non isolé ;
b) un tuyau blindé isolé thermiquement avec une résistance au transfert de chaleur d'au moins 0,3 m 2 - deg / W (ce qui équivaut à une épaisseur de brique de 130 mm ou à une épaisseur d'isolant en laine minérale de 20 mm).
Sur le riz. 3 montré sont des schémas de câblage typiques de non isolés tuyaux en métal... Le tuyau lui-même doit être acheté en acier inoxydable d'une épaisseur d'au moins 0,7 mm. Le diamètre le plus courant du tuyau russe est de 120 mm, celui finlandais de 115 mm.
Selon GOST 9817-95, la section transversale d'une cheminée à plusieurs tours doit être d'au moins 8 cm 2 pour 1 kW de puissance thermique nominale libérée dans le four lorsque le bois brûle. Cette puissance ne doit pas être confondue avec la puissance calorifique d'un four à consommation de chaleur libérée de la surface extérieure de la brique du four dans la pièce selon SNiP 2.04.05-91. C'est l'un des nombreux malentendus de notre documents normatifs... Étant donné que les poêles à forte intensité de chaleur ne sont généralement chauffés que 2 à 3 heures par jour, la puissance dans le four est environ dix fois supérieure à la puissance de dégagement de chaleur de la surface d'un poêle en brique.
La prochaine fois, nous parlerons des caractéristiques de l'installation de cheminées.
État établissement d'enseignement formation professionnelle supérieure
État de Samara Université technique»
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. Ainsi, dans l'industrie de l'azote plus de 26% de la demande de chaleur est satisfaite par le WER, dans l'industrie de la soude - plus de 11%.
Le nombre de RER utilisés dépend de trois facteurs : la température du RER, 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 composante principale 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, notamment la chaleur des scories incandescentes, des produits, etc., de nouvelles méthodes d'utilisation de la chaleur des gaz résiduaires, ainsi qu'à l'amélioration des conceptions de l'utilisation existante équipement.
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 la mise en œuvre du chauffage à air, des coûts supplémentaires sont nécessaires pour la construction d'un aérotherme, d'une soufflante, ainsi que d'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 ; Dans ce cas, 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. A la sortie du WHB, la vapeur d'eau saturée est renvoyée vers le four de surchauffe de vapeur, et les fumées, étant refroidies l'eau d'alimentation, entrez 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 le pouvoir calorifique net du carburant Q R m... Si le combustible est un hydrocarbure individuel, la chaleur de combustion 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 standards 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;
ouais- 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 ∙ ouais ,
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- 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),
Puisque le carburant est 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,
m3/kg ; 
m3/kg ;
m3/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 générées 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 à la pelouse à température t, kJ / (kg K);
avec t est 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 bilan thermique fours, efficacité des fours et 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). La perte de chaleur par rayonnement dans l'environnement s'élèvera à 10 %, dont 9 % dans la chambre radiante et 1 % dans la chambre de convection. Le rendement du four est η 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 sortant du 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 vers l'environnement, % ou fraction de étage Q ;
Consommation de carburant, kg/s :
kg/s.
2.3 Calcul des chambres radiante et convective
On règle la température des fumées au col : t N.-É.= 750 - 850° , nous acceptons
t N.-É.= 800°C (1073K). Enthalpie des produits de combustion à la température à la passe
H N.-É.= 21171,8 kJ/kg.
Flux de chaleur reçu par la vapeur d'eau dans les tubes radiants :
où H 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°C, alors température moyenne la surface extérieure 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 N.-É. ;
°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 Θ = 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 de tuyaux sur une seule rangée 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 tubes 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
Trouver 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 H 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 ku = 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 fumées.
La consommation d'air, en kg / s, est déterminée en fonction de la quantité de carburant requise :
où DANS- consommation de carburant, kg / s;
L- consommation d'air réelle pour la combustion de 1 kg de carburant, kg/kg,
Les gaz de combustion, dégageant leur chaleur, sont refroidis à partir de t dgZ = t dg2 avant 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 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 à l'entrée et à la sortie du KTAN, respectivement,
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 de technologie énergétique 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 ;
Ce- 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 trou1), et l'exergie perçue par la vapeur d'eau dans le KU ( Eotv2).
Pour un flux de vapeur chauffé dans un four :
où g- consommation de vapeur dans le four, kg/s ;
H 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 du four technologique), nous pouvons 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; Ceci 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... Manières d'utiliser les ressources énergétiques secondaires dans la production chimique / 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.
Application
2. chaleur emportée par les fumées. Déterminer la capacité calorifique des fumées à tux = 8000C ;
3. perte de chaleur à travers la maçonnerie par conductivité thermique.
Perte par le coffre
L'épaisseur de la voûte est de 0,3 m, le matériau est en argile réfractaire. Nous acceptons que la température surface intérieure la voûte est égale à la température des gaz.
Température moyenne du four :
A cette température, on sélectionne le coefficient de conductivité thermique du matériau chamotte :
Ainsi, les pertes par la voûte sont :
où est le coefficient de transfert de chaleur de la surface extérieure des murs à l'air ambiant, égal à 71,2 kJ / (m2 * h * 0С)
Pertes à travers les murs. La maçonnerie des murs est constituée de deux couches (chamotte 345 mm, diatomite 115 mm)
Surface du mur, m2 :
Zone méthodique
Zone de soudure
Zone languissante
Finir
Surface totale du mur 162,73 m2
Avec une distribution linéaire de la température sur l'épaisseur de la paroi, la température moyenne de la chamotte sera de 5500C et celle de la diatomite de 1500C.
En conséquence.
Total des pertes par maçonnerie
4. Pertes de chaleur avec l'eau de refroidissement, selon les données pratiques, nous prenons égal à 10% Qx de l'arrivée, c'est-à-dire Qx + Qp
5. Les pertes non comptabilisées sont supposées être de 15% Q de l'apport de chaleur
Composons l'équation du bilan thermique du four
Le bilan thermique du four est résumé dans le tableau 1 ; 2
Tableau 1
Tableau 2
| Consommation kJ/h | % |
| Chaleur dépensée pour chauffer le métal
| 53 |
| chaleur des fumées | 26 |
| pertes par maçonnerie
| 1,9 |
| pertes d'eau de refroidissement | 6,7 |
| pertes non comptabilisées | 10,6 |
| Total: | 100 |
La consommation de chaleur spécifique pour chauffer 1 kg de métal sera
Sélection et calcul des brûleurs
Nous supposons qu'il y a des brûleurs pipe-in-pipe installés dans le four.
Il y a 16 pièces dans les zones de soudage, 4 pièces dans la zone de vaporisation. nombre total de brûleurs 20pcs. Nous définissons montant estimé l'air arrive à un brûleur.
Vв - consommation d'air horaire ;
TV - 400 + 273 = 673 K - température de chauffage de l'air ;
N est le nombre de brûleurs.
La pression d'air devant le brûleur est prise à 2,0 kPa. Il s'ensuit que le débit d'air nécessaire est fourni par le brûleur DBV 225.
Déterminer la quantité estimée de gaz par brûleur ;
VG = B = 2667 consommation horaire de carburant ;
TG = 50 + 273 = 323 K - température du gaz ;
N est le nombre de brûleurs.
8. Calcul du récupérateur
Pour chauffer l'air, nous concevons un récupérateur à boucle métallique constitué de tuyaux d'un diamètre de 57/49,5 mm avec une disposition en couloir de leur pas
Données initiales pour le calcul :
Consommation horaire de carburant В = 2667 kJ / h;
Consommation d'air pour 1 m3 de carburant Lα = 13,08 m3 / m3 ;
La quantité de produits de combustion de 1 m3 de gaz combustible Vα = 13,89 m3 / m3;
Température de chauffage de l'air tv = 4000С;
La température des fumées du four est tux = 8000C.
Consommation d'air horaire :
Débit de fumée horaire :
La quantité horaire de fumées traversant le récupérateur, en tenant compte des pertes de fumées pour l'éjection et à travers le volet de dérivation et l'aspiration d'air.
Le coefficient m, compte tenu de la perte de fumée, est de 0,7.
Le coefficient tenant compte des fuites d'air chez les porcs est de 0,1.
Température des fumées devant le récupérateur en tenant compte des fuites d'air ;
où iux est le contenu calorifique des fumées à tux = 8000С
Ce contenu calorifique correspond à la température des fumées tD = 7500C. (voir illustration 67 (3))
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 de densité de vapeur, kg / m 3
2. L'humidité relative j s'exprime par le rapport de l'humidité absolue de l'air à son humidité maximale possible aux mêmes pression et température, ou par le rapport de la masse de vapeur d'eau contenue dans 1 m 3 d'air humide à 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 de sec air
. (1.7)
En remplaçant la pression d'air partielle par la valeur, d'où la précédente et DANS- 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.
Enthalpie de 1 kg de vapeur d'eau saturée sèche à basses pressions déterminé 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 spécifique 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, 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 ; DANS- coefficient (pour les gaz monoatomiques DANS= 2,5 ; pour gaz diatomiques DANS= 1,9 ; pour les gaz triatomiques DANS = 1,72).
Tableau 1.1. Propriétés physiques 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.
