Propriétés thermophysiques des fumées. La densité des fumées est calculée par la formule
2. chaleur emportée par les fumées. Déterminer la capacité calorifique gaz de combustionà 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 :
Pour cette température, on sélectionne le coefficient de conductivité thermique du matériau argile réfractaire :
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 a été réalisée en 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 de température linéaire sur l'épaisseur de paroi température moyenne la chamotte sera égale à 5500C, et la diatomite - 1500C.
D'où.
Total des pertes par maçonnerie
4. Pertes de chaleur avec l'eau de refroidissement, selon les données pratiques, nous prenons égal à 10% Qх de l'arrivée, c'est-à-dire Qх + Qр
5. Les pertes non comptabilisées sont supposées être de 15 % Q du gain de chaleur
Faisons l'équation bilan thermique fours
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 |
| Le 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.
Dans les zones de soudage, il y a 16 pièces, dans la zone de tourment 4 pièces. le nombre total de brûleurs est de 20 pièces. 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 = 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 by-pass 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 gaz de combustion à tux = 8000С
Ce contenu calorifique correspond à la température des fumées tD = 7500C. (voir illustration 67 (3))
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 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 d)
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 la conduite (débit volumétrique, c'est-à-dire la capacité d'aspiration de la conduite) 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.
En premier, les cheminées sont élevées non pas pour augmenter le débit d'air dans le foyer, mais uniquement pour augmenter le tirage (c'est-à-dire la perte de charge dans le tuyau). Ceci est très important afin d'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).
Deuxièmement, 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 la cheminée, par exemple, du double, on peut s'attendre à une augmentation environ du double du débit d'air volumétrique à travers la chambre de combustion.
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 est le 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 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 et, en général, 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 est indépendant 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 - vanne d'arrêt ; 5 - dent de cheminée; 6-fumées ; 7-froid d'air ; 8 - flux d'air provoquant le renversement de la poussée.
a) tuyau vertical ouvert lisse
b) tuyau avec valve et dent
c) tuyau avec soupape supérieure
Flèches pleines - la direction du mouvement des gaz de combustion légers et chauds. Flèches en pointillés - les directions du flux descendant d'air froid lourd de l'atmosphère.
Au riz. 1a un four est représenté schématiquement, dans lequel l'air 2 est fourni et les gaz de combustion 6 sont évacués par la cheminée. air atmosphérique 7, atteignant même la chambre de combustion. 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'admission 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 les charbons brûlent 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 fumées 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 avec des gaz chauds.
L'effet de déploiement des courants 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 sur le 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 de chauffage (y compris la suie 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 inversement : à la fin du chauffage, la cheminée reste chaude, le tirage persiste 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 atteignent le mode de fonctionnement plus rapidement en raison de leur faible capacité calorifique par rapport aux cheminées en briques.
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. En règle générale, ces tuyaux sont très chauds sur toute leur longueur, des étincelles et des cendres en sortent souvent, mais la perte de condensation et de suie est négligeable.
Si vous envisagez toujours d'utiliser le bâtiment de bain uniquement comme bain, le tuyau peut être rendu non isolé. Si le bain est considéré par vous comme un lieu de séjour possible (résidence temporaire, nuitées), surtout en hiver, alors il est plus judicieux de rendre 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 des tuyaux est absolument nécessaire, car à faible puissance (1 - 5 kW), un 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 la glace. Ceci est particulièrement dangereux en présence d'un filet pare-étincelles et de parapluies avec de petites ouvertures. Les pare-étincelles sont conseillés 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 sur les cheminées fours à gaz Même plus tôt).
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 sont toujours froids et dangereux à utiliser en hiver.
Les cheminées froides présentent de nombreux inconvénients. Dans le même temps, les tuyaux non isolés mais pas très longs des fours métalliques se réchauffent rapidement pendant 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 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; huit - toit souple(matériau de toiture, hydrostekloizol, 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'acid - 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 (avec remplissage de l'espace avec isolation); 14 - revêtement de plafond; 15 - étage mansardé (si nécessaire); 16 - tôle de plafond coupée; 17 - coins de renfort en métal; 18 - couvercle métallique du plafond coupé (si nécessaire); 19 - isolants résistants à la chaleur incombustibles (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 -degré / W (ce qui équivaut à une épaisseur de brique de 130 mm ou à une épaisseur de 20 mm d'isolant en laine minérale).
Au 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 nos documents normatifs... Étant donné que les poêles qui consomment de la 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.
Dans la combustion du carbone combustible dans l'air, selon l'équation (21C + 2102 + 79N2 = 21C02 + 79N2), pour chaque volume de CO2 dans les produits de combustion, il y a 79 : 21 = 3,76 volume de N2.
La combustion d'anthracite, de charbon pauvre et d'autres combustibles à haute teneur en carbone produit des produits de combustion dont la composition est similaire à celle des produits de combustion du carbone. Dans la combustion de l'hydrogène selon l'équation
42H2 + 2102 + 79N2 = 42H20 + 79N2
Pour chaque volume de 20, il y a 79:42 = 1,88 volume d'azote.
Dans les produits de combustion de gaz naturels, liquéfiés et de cokerie, de combustible liquide, de bois de chauffage, de tourbe, de lignite, de charbon à longue flamme et à gaz et d'autres types de combustible avec une teneur en hydrogène significative dans la masse combustible un grand nombre de vapeur d'eau, dépassant parfois le volume de CO2. La présence d'humidité dans le dessus
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Tableau 36 Capacité calorifique, kcal / (m3. ° С) |
Live, naturellement, augmente la teneur en vapeur d'eau dans les produits de combustion.
La composition des produits de combustion complète des principaux types de carburant dans le volume stoechiométrique d'air est donnée dans le tableau. 34. Les données de ce tableau montrent que dans les produits de combustion de tous les types de combustible, la teneur en N2 dépasse largement la teneur totale en C02-f-H20 et dans les produits de combustion du carbone, elle est de 79 %.
Les produits de combustion de l'hydrogène contiennent 65% de N2, dans les produits de combustion des gaz naturels et liquéfiés, de l'essence, du mazout et d'autres types d'hydrocarbures, sa teneur est de 70-74%.
Riz. 5. Capacité calorifique volumétrique
Produits de combustion
4 - produits de la combustion du carbone
5 - produits de combustion de l'hydrogène
La capacité calorifique moyenne des produits de combustion complets qui ne contiennent pas d'oxygène peut être calculée à l'aide de la formule
C = 0,01 (Cc02C02 + Cso2S02 + C „20H20 + CN2N2) kcal / (m3- °C), (VI. 1)
Où Cc0g, Cso2, CHa0, CNa sont les capacités calorifiques volumétriques du dioxyde de carbone, du dioxyde de soufre, de la vapeur d'eau et de l'azote, et CO2, S02, H20 et N2 sont la teneur des composants correspondants dans les produits de combustion, % (vol.).
Conformément à cela, la formule (VI. 1) prend la forme suivante :
C = 0,01. (Cc02 /? 02 + CHj0H20-bCNi! N2) kcal/(m3"°C). (VI.2)
La capacité calorifique volumétrique moyenne de CO2, H2O et N2 dans la plage de température de 0 à 2500 ° C est donnée dans le tableau. 36. Les courbes caractérisant l'évolution de la capacité calorifique volumétrique moyenne de ces gaz avec l'augmentation de la température sont illustrées à la Fig. 5.
De ceux donnés dans le tableau. 16 données et courbes représentées sur la Fig. 5, ce qui suit est visible :
1. La capacité calorifique volumétrique du CO2 dépasse de manière significative la capacité calorifique du H20, qui, à son tour, dépasse la capacité calorifique du N2 dans toute la plage de température de 0 à 2000 ° C.
2. La capacité thermique du CO2 augmente avec l'augmentation de la température plus rapidement que la capacité thermique du H20, et la capacité thermique du H20 est plus rapide que la capacité thermique du N2. Cependant, malgré cela, les capacités calorifiques volumétriques moyennes pondérées des produits de combustion du carbone et de l'hydrogène dans volume stoechiométrique l'air diffère peu.
Cette situation, quelque peu inattendue à première vue, est due au fait que dans les produits de combustion complète du carbone dans l'air, pour chaque mètre cube de CO2, qui a la capacité calorifique volumétrique la plus élevée, il y a 3,76 m3 de N2 avec un minimum volumétrique
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Capacités calorifiques volumétriques moyennes des produits de combustion du carbone et de l'hydrogène dans la quantité d'air théoriquement requise, kcal / (m3- ° )
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La capacité calorifique, et dans les produits de la combustion de l'hydrogène, pour chaque mètre cube de vapeur d'eau, dont la capacité calorifique volumétrique est inférieure à celle du COg, mais supérieure à celle du N2, il y a la moitié de la quantité d'azote (1,88 m3 ).
En conséquence, les capacités calorifiques volumétriques moyennes des produits de combustion du carbone et de l'hydrogène dans l'air sont nivelées, comme le montrent les données du tableau. 37 et comparaison des courbes 4 et 5 de la Fig. 5. La différence des capacités calorifiques moyennes pondérées des produits de combustion du carbone et de l'hydrogène dans l'air ne dépasse pas 2 %. Naturellement, les capacités calorifiques des produits de combustion d'un combustible constitué principalement de carbone et d'hydrogène dans un volume d'air stoechiométrique se situent dans une région étroite entre les courbes 4 et 5 (ombrées sur la figure 5).
Produits de combustion complète de divers types; les combustibles dans l'air stoechiométrique dans la plage de température de 0 à 2100 ° ont la capacité calorifique suivante, kcal / (m3> ° С):
Fluctuations de la capacité calorifique des produits de combustion différents types les carburants sont relativement petits. Ont combustible solideà forte teneur en humidité (bois de chauffage, tourbe, lignite, etc.), la capacité calorifique des produits de combustion dans la même plage de température est supérieure à celle des combustibles à faible teneur en humidité (anthracite, charbon, fioul, gaz naturel, etc) ... Cela est dû au fait que lors de la combustion de carburant à forte teneur en humidité dans les produits de combustion, la teneur en vapeur d'eau augmente, ce qui a une capacité calorifique supérieure à celle du gaz diatomique - l'azote.
Table 38 montre les capacités calorifiques volumétriques moyennes des produits de combustion complète, non dilués avec de l'air, pour différentes plages de température.
Tableau 38
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Capacités calorifiques moyennes des produits de combustion du combustible et de l'air non dilués avec de l'air dans la plage de température de 0 à t °
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Une augmentation de la teneur en humidité du combustible augmente la capacité calorifique des produits de combustion en raison d'une augmentation de la teneur en vapeur d'eau dans ceux-ci dans la même plage de température, par rapport à la capacité calorifique des produits de combustion du combustible avec une humidité plus faible contenu, et en même temps abaisse la température de combustion du carburant en raison d'une augmentation du volume des produits de combustion due à la paire d'eau.
Avec une augmentation de la teneur en humidité dans le combustible, la capacité calorifique volumétrique des produits de combustion dans une plage de température donnée augmente et, en même temps, la plage de température diminue de 0 à £ max en raison d'une diminution de la valeur<тах. ПОСКОЛЬКУ ТЄПЛОЄМКОСТЬ ГЭЗОВ уМвНЬ — шается с понижением температуры, теплоемкость продуктов сгорания топлива с различной влажностью в интервале температур от нуля до <тах для данного топлива претерпевает незначительные колебания (табл. 39). В соответствии с этим можно принять теплоемкость продуктов сгорания всех видов твердого топлива от 0 до tmax равной 0,405, жидкого топлива 0,401, природного, доменного и генераторного газов 0,400 ккал/(м3-°С).
Ceci permet de simplifier considérablement la détermination des températures calorimétriques et calculées de combustion (selon la méthode décrite au chapitre VII). L'erreur tolérée dans ce cas ne dépasse généralement pas 1%, ou 20 °.
En considérant les courbes 4 et 5 de la Fig. 5, on peut voir que les rapports des capacités calorifiques des produits de combustion complète du carbone dans un volume stoechiométrique d'air dans la gamme de température de 0 à t ° , par exemple, de 0 à
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Capacité calorifique des produits de combustion de 0 à t'mayL de divers types de combustibles solides avec une teneur en humidité de 0 à 40 %, dans un volume d'air stoechiométrique
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200 et de 0 à 2100°C sont pratiquement égaux au rapport des capacités calorifiques des produits de combustion de l'hydrogène dans les mêmes plages de température. Le rapport spécifié des capacités calorifiques C' reste pratiquement constant pour les produits de combustion complète de divers types de combustibles dans un volume d'air stoechiométrique.
Table 40 montre les rapports des capacités calorifiques des produits de combustion complète de combustible à faible teneur en ballast, se transformant en produits de combustion gazeux (anthracite, coke, charbon, combustible liquide, naturel, pétrole, gaz de cokerie, etc.) dans le plage de température de 0 à t°C et dans la plage de température de 0 à 2100°C. La puissance calorifique de ces combustibles étant voisine de 2100°C, le rapport indiqué des capacités calorifiques C' est égal au rapport des capacités calorifiques dans la plage de température de 0 à t et de 0 à tm & x-
Table 40 indique également les valeurs de la valeur C' calculées pour les produits de combustion du carburant à forte teneur en ballast, qui passe dans les produits de combustion gazeux lors de la combustion du carburant, c'est-à-dire l'humidité dans le combustible solide, l'azote et le dioxyde de carbone dans le gaz. La capacité de chauffage des types de combustibles indiqués (bois, tourbe, lignite, générateur mixte, air et gaz de haut fourneau) est égale à 1600-1700°C.
Tableau 40
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Le rapport des capacités calorifiques des produits de combustion C' et de l'air K dans la plage de température de 0 à t°C à la capacité calorifique des produits de combustion de 0 à (uax
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Comme vous pouvez le voir sur le tableau. 40, les valeurs C' et K diffèrent peu même pour des produits de combustion de carburant avec une teneur en ballast et une puissance calorifique différentes.
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 fourni au 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 ; 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. 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,
alors Q R m cm, exprimé en MJ/kg, est égal à :
MJ/kg.
Les résultats des calculs sont résumés dans le tableau. 1:
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 N.-É.= 750 - 850° С, 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 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 ;
THX.- 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 = 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 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.
Application
