Termofizička svojstva dimnih plinova. Gustoća dimnih plinova izračunava se po formuli
2. toplina koju nose dimni plinovi. Odredite toplinski kapacitet dimni plin u smokingu = 8000C;
3. gubitak topline kroz zidanje toplinskom vodljivošću.
Gubitak kroz trezor
Debljina svoda je 0,3 m, materijal je šamot. Prihvaćamo da temperatura unutarnja površina svod je jednak temperaturi plinova.
Prosječna temperatura pećnice:
Za ovu temperaturu odabiremo koeficijent toplinske vodljivosti šamotnog materijala:
Dakle, gubici kroz trezor su:
gdje je α koeficijent prijenosa topline s vanjske površine zidova na okolni zrak, jednak 71,2 kJ / (m2 * h * 0S)
Gubici kroz zidove. Zidanje je izvedeno u dva sloja (šamot 345 mm, dijatomit 115 mm)
Površina zida, m2:
Metodička zona
Zona zavarivanja
Zona zastoja
Kraj
Puna površina zida 162,73 m2
S linearnom raspodjelom temperature po debljini stijenke Prosječna temperaturašamot će biti jednak 5500C, a dijatomit - 1500C.
Stoga.
Ukupni gubici kroz zidanje
4. Gubici topline s rashladnom vodom, prema praktičnim podacima, uzimamo jednake 10% Qh dolaska, odnosno Qh + Qr
5. Pretpostavlja se da su neobračunati gubici 15% Q toplinskog dobitka
Napravimo jednadžbu toplinska ravnoteža peći
Toplinska bilanca peći sažeta je u tablici 1; 2
stol 1
tablica 2
| Potrošnja kJ / h | % |
| Toplina utrošena na zagrijavanje metala
| 53 |
| toplina dimnih plinova | 26 |
| gubici kroz zidanje
| 1,9 |
| gubici rashladne vode | 6,7 |
| neobračunati gubici | 10,6 |
| Ukupno: | 100 |
Specifična potrošnja topline za zagrijavanje 1 kg metala bit će
Izbor i proračun plamenika
Pretpostavljamo da su u peći ugrađeni plamenici cijev u cijevi.
U zonama zavarivanja ima 16 komada, u zoni mučenja 4 komada. ukupan broj plamenika je 20 kom. mi definiramo procijenjeni iznos zrak koji dolazi do jednog plamenika.
Vv - satna potrošnja zraka;
TV - 400 + 273 = 673 K - temperatura grijanja zraka;
N je broj plamenika.
Tlak zraka ispred plamenika uzima se kao 2,0 kPa. Iz toga proizlazi da potreban protok zraka osigurava plamenik DBV 225.
Odredite procijenjenu količinu plina po plameniku;
VG = B = 2667 satna potrošnja goriva;
TG = 50 + 273 = 323 K - temperatura plina;
N je broj plamenika.
8. Proračun rekuperatora
Za zagrijavanje zraka dizajniramo rekuperator metalne petlje od cijevi promjera 57 / 49,5 mm s hodnikom rasporeda njihovog nagiba
Početni podaci za izračun:
Potrošnja goriva po satu V = 2667 kJ / h;
Potrošnja zraka po 1 m3 goriva Lα = 13,08 m3 / m3;
Količina produkata izgaranja iz 1 m3 gorivog plina Vα = 13,89 m3 / m3;
Temperatura grijanja zraka tv = 4000S;
Temperatura dimnih plinova iz peći je tux = 8000C.
Potrošnja zraka po satu:
Satni izlaz dima:
Satna količina dima koja prolazi kroz rekuperator, uzimajući u obzir gubitak dima za izbacivanje i kroz premosnicu i usis zraka.
Koeficijent m, uzimajući u obzir gubitak dima, iznosi 0,7.
Koeficijent koji uzima u obzir propuštanje zraka kod svinja je 0,1.
Temperatura dima ispred rekuperatora, uzimajući u obzir propuštanje zraka;
gdje je iux toplinski udio dimnih plinova pri tux = 8000S
Ovaj sadržaj topline odgovara temperaturi dima tD = 7500C. (vidi sliku 67 (3))
Prilikom konstruiranja peći, u idealnom slučaju, želite imati dizajn koji bi automatski osiguravao onoliko zraka koliko je potrebno za izgaranje. Na prvi pogled, to se može učiniti s dimnjak... Doista, što drvo intenzivnije gori, što više vrućih dimnih plinova treba biti, to bi trebao biti veći propuh (model karburatora). Ali to nije slučaj. Promaja uopće ne ovisi o količini nastalih vrućih dimnih plinova. Promaj je pad tlaka u cijevi od glave cijevi do ložišta. Određuje se visinom cijevi i temperaturom dimnih plinova, odnosno njihovom gustoćom.
Trakcija se određuje formulom:
F = A (p in - p d) h
gdje je F potisak, A je koeficijent, p in je gustoća vanjskog zraka, p d je gustoća dimnih plinova, h je visina dimnjaka
Gustoća dimnih plinova izračunava se po formuli:
p d = p in (273 + t in) / (273 + t d)
gdje je t in i t d temperatura vanjskog atmosferskog zraka izvan dimnjaka i dimnih plinova u dimnjaku u stupnjevima Celzijusa.
Brzina kretanja dimnih plinova u cijevi (volumetrijski protok, odnosno usisni kapacitet cijevi) G uopće ne ovisi o visini cijevi i određena je temperaturnom razlikom između dimnih plinova i vanjskog zraka, kao i površinom presjek dimnjak. Iz ovoga proizlazi niz praktičnih zaključaka.
Isprva, dimnjaci se izrađuju visoko ne da bi se povećao protok zraka kroz ložište, već samo da bi se povećao propuh (odnosno pad tlaka u cijevi). To je vrlo važno kako bi se spriječilo prevrtanje propuha (dim iz peći) u slučaju povratnog vjetra (vrijednost propuha uvijek mora biti veća od mogućeg vjetra unatrag).
Drugo, prikladno je regulirati protok zraka uz pomoć uređaja koji mijenjaju površinu slobodnog presjeka cijevi, odnosno uz pomoć ventila. S povećanjem površine poprečnog presjeka kanala dimnjaka, na primjer, dva puta, može se očekivati približno dvostruko povećanje volumnog protoka zraka kroz ložište.
Objasnimo to jednostavnim i ilustrativnim primjerom. Imamo dvije identične pećnice. Kombiniramo ih u jedno. Dobivamo duplo veću peć s dvostruko većom količinom zapaljenih drva, s dvostruko većim protokom zraka i površinom poprečnog presjeka cijevi. Ili (što je isto), ako u ložištu gori sve više drva za ogrjev, onda je potrebno sve više otvarati ventile na cijevi.
Treće, ako peć normalno gori u stacionarnom stanju, a dodatno pustimo strujanje hladnog zraka u ložište pored zapaljenih drva u dimnjak, tada će se dimni plinovi odmah ohladiti i protok zraka kroz peć će se smanjiti. U tom će slučaju zapaljeno drvo za ogrjev početi blijedjeti. Odnosno, čini se da ne utječemo izravno na drva za ogrjev i usmjeravamo dodatni protok pored drva za ogrjev, ali se ispostavilo da cijev može proći manje dimnih plinova nego prije, kada je ovaj dodatni protok zraka izostao. Sama cijev će smanjiti protok zraka za drvo, koji je prije bio, i, štoviše, neće pustiti dodatni protok hladnog zraka. Drugim riječima, dimnjak će biti zaključan.
Zato su propuštanje hladnog zraka kroz proreze u dimnjacima, prekomjerna strujanja zraka u ložištu i općenito svaki gubitak topline u dimnjaku, koji dovodi do smanjenja temperature dimnih plinova, toliko štetni.
Četvrto, što je veći koeficijent plinodinamičkog otpora dimnjaka, to je manja potrošnja zraka. Odnosno, poželjno je zidove dimnjaka učiniti što glatkijim, bez vrtloga i bez zavoja.
Peti, što je temperatura dimnih plinova niža, to se dramatičnije mijenja brzina strujanja zraka s fluktuacijama temperature dimnih plinova, što objašnjava situaciju nestabilnosti rada cijevi pri paljenju peći.
Na šestom, na visoke temperature brzina protoka dimnih plinova ne ovisi o temperaturi dimnih plinova. To jest, s jakim izgaranjem peći, potrošnja zraka prestaje se povećavati i počinje ovisiti samo o dijelu cijevi.
Problemi s nestabilnošću javljaju se ne samo pri analizi toplinskih karakteristika cijevi, već i kada se razmatra dinamika strujanja plina u cijevi. Doista, dimnjak je bunar ispunjen laganim dimnim plinom. Ako se ovaj lagani dimni plin ne diže vrlo brzo prema gore, onda je moguće da se teški vanjski zrak jednostavno može utopiti u laganom plinu i stvoriti padajuću silaznu struju u dimnjaku. Ova situacija je osobito vjerojatna kada su zidovi dimnjaka hladni, odnosno tijekom paljenja peći.
Riža. 1. Shema kretanja plina u hladnom dimnjaku: 1 - ložište; 2 - dovod zraka kroz puhalo; 3-dimnjak; 4 - zasun; 5 - kamin zub; 6-dimni plinovi; 7-poniranje hladnog zraka; 8 - protok zraka koji uzrokuje prevrtanje potiska.
a) glatka otvorena okomita cijev
b) cijev s ventilom i zubom
c) cijev s gornjim ventilom
Čvrste strelice - smjer kretanja laganih vrućih dimnih plinova. Isprekidane strelice - smjerovi silaznog toka hladnog teškog zraka iz atmosfere.
Na riža. 1a shematski je prikazana peć u koju se dovodi zrak 2, a dimni plinovi 6 odvode kroz dimnjak. atmosferski zrak 7, dosegnuvši čak i ložište. Ovaj opadajući protok može zamijeniti "običan" protok zraka kroz puhalo 2. Čak i ako je peć zaključana na svim vratima i sve zaklopke za usis zraka su zatvorene, peć i dalje može gorjeti zbog zraka koji dolazi odozgo. Usput, to se često događa kada ugljen izgori na zatvorena vrata peći. Može se čak dogoditi i potpuno prevrtanje propuha: zrak će ući odozgo kroz cijev, a dimni plinovi će izaći kroz vrata.
U stvarnosti, na unutarnjoj stijenci dimnjaka uvijek postoje nepravilnosti, nagomilanosti, hrapavosti, pri sudaru s kojima se dimni plinovi i protuniže struje hladnog zraka kovitlaju i miješaju. Istodobno se hladni silazni tok zraka istiskuje ili, kada se zagrije, počinje se dizati, pomiješan s vrućim plinovima.
Učinak odvijanja silaznih struja hladnog zraka prema gore pojačan je u prisutnosti djelomično otvorenih ventila, kao i tzv. zuba, koji se široko koristi u tehnologiji proizvodnje kamina ( riža. 1b). Zub sprječava dotok hladnog zraka iz dimnjaka u prostor kamina i na taj način sprječava dimljenje kamina.
Dolje strujanja zraka u dimnjaku posebno su opasna u maglovitom vremenu: dimni plinovi ne mogu ispariti ni najmanje kapljice vode, hlade se, propuh se smanjuje i može se čak i prevrnuti. U isto vrijeme, peć puno puši, ne pali.
Iz istog razloga, peći s vlažnim dimnjacima jako puše. Gornji ventili ( riža. 1c), regulirano ovisno o brzini dimnih plinova u dimnjaku. Međutim, rad takvih ventila je nezgodan.
Riža. 2. Ovisnost koeficijenta viška zraka a o vremenu zagrijavanja peći (puna krivulja). Isprekidana krivulja je potrebna potrošnja zraka G potrošnog materijala za potpunu oksidaciju produkata izgaranja drva za ogrjev (uključujući čađu i hlapljive tvari) u dimnim plinovima (u relativnim jedinicama). Krivulja s crtom je stvarna brzina protoka zraka G cijevi koju osigurava propuh cijevi (u relativnim jedinicama). Omjer viška zraka je kvocijent odvajanja G cijevi prema G potrošnji
Stabilan i dovoljno jak propuh nastaje tek nakon što se stijenke dimnjaka zagrije, što dugo traje, pa na početku strujanja uvijek nema dovoljno zraka. Omjer viška zraka manji je od jedan, a peć dimi ( riža. 2). I obrnuto: na kraju grijanja, dimnjak ostaje vruć, propuh traje dugo, iako je drvo za ogrjev već praktički izgorjelo (koeficijent viška zraka je više od jedan). Metalne peći s metalno izoliranim dimnjacima brže dolaze do načina rada zbog niskog toplinskog kapaciteta u usporedbi s dimnjacima od opeke.
Analiza procesa u dimnjaku može se nastaviti, ali je već toliko jasno da koliko god sama peć bila dobra, sve njene prednosti lošim dimnjakom mogu poništiti. Naravno, u idealnom slučaju dimnjak bi trebao biti zamijenjen. suvremeni sustav prisilno odvođenje dimnih plinova pomoću električnog ventilatora s promjenjivim protokom i uz prethodnu kondenzaciju vlage iz dimnih plinova. Takav bi sustav, između ostalog, mogao pročišćavati dimne plinove od čađe, ugljičnog monoksida i drugih štetnih nečistoća, te hladiti ispuštene dimne plinove i omogućiti povrat topline.
Ali sve je to u dalekoj budućnosti. Za ljetnog stanovnika i vrtlara, dimnjak ponekad može postati mnogo skuplji od same peći, osobito u slučaju grijanja kuće na više razina. Dimnjaci za saune su obično jednostavniji i kraći, ali toplinski učinak peći može biti vrlo visok. Takve su cijevi u pravilu vrlo vruće cijelom dužinom, iz njih često izlete iskre i pepeo, ali gubitak kondenzacije i čađe je zanemariv.
Ako još uvijek planirate koristiti zgradu za kupanje samo kao kadu, tada se cijev može napraviti neizoliranom. Ako kupku smatrate mjestom mogućeg boravka (privremeni boravak, noćenje), osobito zimi, onda je svrsishodnije napraviti cijev odmah izoliranu, i to kvalitetno, "doživotno". Istodobno, peći se mogu mijenjati barem svaki dan, dizajn se može odabrati uspješnije i prikladnije, a cijev će biti ista.
Barem ako je štednjak u načinu rada dugo gorenje(tnjanje drva za ogrjev), tada je izolacija cijevi apsolutno neophodna, jer će pri malim snagama (1 - 5 kW) neizolirana metalna cijev postati potpuno hladna, kondenzat će teći obilno, koji u najtežim mrazima može čak i zamrznuti i blokirati cijev s led. To je posebno opasno u prisutnosti mreže za zaustavljanje iskri i suncobrana s malim otvorima. Odvodniki iskri su preporučljivi za intenzivno grijanje ljeti i izuzetno opasni za slabe načine sagorijevanja drva zimi. Zbog mogućeg začepljenja cijevi ledom, postavljanje deflektora i suncobrana na dimnjaci zabranjen je 1991. (i na dimnjacima plinske pećičak i ranije).
Iz istih razloga ne biste se trebali zanositi visinom cijevi - razina propuha nije toliko važna za nerotirajuću peć za saunu. Ako se počne dimiti, uvijek možete brzo prozračiti prostoriju. Ali visina iznad grebena krova (najmanje 0,5 m) mora se promatrati kako bi se spriječilo prevrtanje potiska u naletima vjetra. Na ravnim krovovima cijev bi trebala stršiti iznad snježnog pokrivača. U svakom slučaju, bolje je imati cijev nižu, ali topliju (nego viša, ali hladnija). Visoke cijevi su uvijek hladne i opasne za korištenje zimi.
Hladni dimnjaci imaju mnoge nedostatke. Istodobno, neizolirane, ali ne baš dugačke cijevi na metalnim pećima brzo se zagrijavaju tijekom paljenja (mnogo brže od cijevi od cigle), ostaju vruće uz snažno zagrijavanje, pa se stoga vrlo široko koriste u kupkama (i ne samo u kupke), pogotovo jer su relativno jeftine. Azbestno-cementne cijevi se ne koriste na metalnim pećima, jer su teške, a također se srušavaju kada se pregrijavaju s letećim fragmentima.
Riža. 3. Najjednostavniji dizajni metalnih dimnjaka: 1 - okrugli metalni dimnjak; 2 - odvodnik iskri; 3 - kapa za zaštitu cijevi od atmosferskih oborina; 4 - rogovi; 5 - krovna letvica; 6 - drvene šipke između rogova (ili greda) za projektiranje otvora za požar (rezanje) na krovu ili stropu (ako je potrebno); 7 - krovni greben; osam - meki krov(krovni materijal, hidrostekloizol, meke pločice, valoviti karton-bitumenski listovi itd.); 9 - metalni lim za krovište i preklapanje otvora (dopušteno je koristiti ravnu ploču od aceida - azbestno-cementnu elektroizolacijsku ploču); 10 - metalni drenažni jastučić; 11 - azbestno brtvljenje jaza (spoj); 12 - metalna kapa vidre; 13 - stropne grede (s punjenjem prostora izolacijom); 14 - stropni plašt; 15 - potkrovlje (ako je potrebno); 16 - metalni lim stropnog rezanja; 17 - metalni kutovi za ojačanje; 18 - metalni poklopac stropnog reza (ako je potrebno); 19 - nezapaljiva izolacija otporna na toplinu (ekspandirana glina, pijesak, perlit, mineralna vuna); 20 - zaštitni poklopac (metalni lim preko sloja azbestnog kartona debljine 8 mm); 21 - metalni štit cijevi.
a) neizolirana cijev;
b) toplinski izoliranu zaštićenu cijev s otporom prijenosa topline od najmanje 0,3 m 2 - deg/W (što je ekvivalentno debljini opeke od 130 mm ili debljini izolacije od mineralne vune od 20 mm).
Na riža. 3 prikazani su tipični dijagrami ožičenja neizoliranih metalne cijevi... Samu cijev treba kupiti od nehrđajućeg čelika debljine najmanje 0,7 mm. Najveći promjer ruske cijevi je 120 mm, a finske - 115 mm.
Prema GOST 9817-95, površina poprečnog presjeka dimnjaka s više okreta mora biti najmanje 8 cm 2 po 1 kW nazivne toplinske snage koja se oslobađa u peći kada gori drvo. Ovu snagu ne treba miješati s toplinskim učinkom peći koja troši toplinu koja se oslobađa s vanjske površine peći od opeke u prostoriju prema SNiP 2.04.05-91. Ovo je jedan od mnogih naših nesporazuma normativni dokumenti... Budući da se peći koje troše toplinu obično zagrijavaju samo 2-3 sata dnevno, snaga peći je oko deset puta veća od snage oslobađanja topline s površine peći od opeke.
Sljedeći put ćemo govoriti o značajkama ugradnje dimnjaka.
U izgaranju ugljika goriva u zraku, prema jednadžbi (21C + 2102 + 79N2 = 21C02 + 79N2), za svaki volumen CO2 u produktima izgaranja, postoji 79: 21 = 3,76 volumena N2.
Izgaranjem antracita, nemasnog ugljena i drugih goriva s visokim udjelom ugljika nastaju produkti izgaranja koji su po sastavu slični produktima izgaranja ugljika. U izgaranju vodika prema jednadžbi
42H2 + 2102 + 79N2 = 42H20 + 79N2
Za svaki volumen N20, postoji 79:42 = 1,88 volumena dušika.
U produktima izgaranja prirodnih, ukapljenih i koksnih plinova, tekućeg goriva, ogrjevnog drva, treseta, smeđeg ugljena, dugoplamenog i plinovitog ugljena i drugih goriva sa značajnim udjelom vodika u gorivoj masi veliki broj vodena para, ponekad veća od volumena CO2. Prisutnost vlage na vrhu
|
Tablica 36 Toplinski kapacitet, kcal / (m3. ° C) |
Živo, prirodno, povećava sadržaj vodene pare u produktima izgaranja.
Sastav proizvoda potpunog izgaranja glavnih vrsta goriva u stehiometrijskom volumenu zraka dan je u tablici. 34. Iz podataka u ovoj tablici vidljivo je da u produktima izgaranja svih vrsta goriva sadržaj N2 znatno premašuje ukupni sadržaj C02-f-H20, a u produktima izgaranja ugljika iznosi 79%.
Produkti izgaranja vodika sadrže 65% N2, u produktima izgaranja prirodnih i ukapljenih plinova, benzina, loživog ulja i drugih vrsta ugljikovodičnih goriva, njegov sadržaj je 70-74%.
Riža. 5. Volumetrijski toplinski kapacitet
Proizvodi izgaranja
4 - proizvodi izgaranja ugljika
5 - proizvodi izgaranja vodika
Prosječni toplinski kapacitet proizvoda potpunog izgaranja koji ne sadrže kisik može se izračunati pomoću formule
C = 0,01 (Cc02C02 + Cso2S02 + C „20H20 + CN2N2) kcal / (m3- °C), (VI. 1)
Gdje su Cc0g, Cso2, CHa0, CNa volumetrijski toplinski kapaciteti ugljičnog dioksida, sumporovog dioksida, vodene pare i dušika, a CO2, S02, H20 i N2 sadržaj odgovarajućih komponenti u produktima izgaranja, % (vol.).
U skladu s tim, formula (VI. 1) ima sljedeći oblik:
C = 0,01 (Cc02 /? 02 + CHj0H20-bCNi! N2) kcal / (m3 “° C). (VI.2)
Prosječni volumetrijski toplinski kapacitet CO2, H2O i N2 u temperaturnom rasponu od 0 do 2500 °C dat je u tablici. 36. Krivulje koje karakteriziraju promjenu prosječnog volumetrijskog toplinskog kapaciteta ovih plinova s porastom temperature prikazane su na sl. 5.
Od onih navedenih u tablici. 16 podataka i krivulja prikazanih na Sl. 5, vidljivo je sljedeće:
1. Volumetrijski toplinski kapacitet CO2 značajno premašuje toplinski kapacitet H20, koji zauzvrat premašuje toplinski kapacitet N2 u cijelom temperaturnom rasponu od 0 do 2000 ° C.
2. Toplinski kapacitet CO2 raste s porastom temperature brže od toplinskog kapaciteta H20, a toplinski kapacitet H20 je brži od toplinskog kapaciteta N2. Međutim, unatoč tome, ponderirani prosječni volumetrijski toplinski kapaciteti produkata izgaranja ugljika i vodika u stehiometrijski volumen zrak se malo razlikuju.
Ova situacija, na prvi pogled pomalo neočekivana, posljedica je činjenice da se u produktima potpunog izgaranja ugljika u zraku na svaki kubični metar CO2, koji ima najveći volumenski toplinski kapacitet, nalazi 3,76 m3 N2 s minimalnim volumetrijski
|
Prosječni volumetrijski toplinski kapaciteti produkata izgaranja ugljika i vodika u teoretski potrebnoj količini zraka, kcal / (m3- ° C)
|
Toplinski kapacitet, au produktima izgaranja vodika na svaki kubični metar vodene pare, čiji je volumenski toplinski kapacitet manji od COg, ali veći od N2, nalazi se polovica količine dušika (1,88 m3).
Kao rezultat toga, prosječni volumetrijski toplinski kapaciteti produkata izgaranja ugljika i vodika u zraku se izravnavaju, što je vidljivo iz podataka u tablici. 37 i usporedba krivulja 4 i 5 na Sl. 5. Razlika u ponderiranim prosječnim toplinskim kapacitetima produkata izgaranja ugljika i vodika u zraku ne prelazi 2%. Naravno, toplinski kapaciteti produkata izgaranja goriva koje se sastoji uglavnom od ugljika i vodika u stehiometrijskom volumenu zraka leže u uskom području između krivulja 4 i 5 (zasjenjeno na slici 5).
Potpuni proizvodi izgaranja raznih vrsta; goriva u stehiometrijskom zraku u temperaturnom rasponu od 0 do 2100 ° C imaju sljedeći toplinski kapacitet, kcal / (m3> ° C):
Fluktuacije toplinskog kapaciteta produkata izgaranja različiti tipovi goriva su relativno mala. Imati kruto gorivo s visokim udjelom vlage (ogrjevno drvo, treset, mrki ugljen itd.), toplinski kapacitet produkata izgaranja u istom temperaturnom rasponu veći je od onih goriva s niskim udjelom vlage (antracit, ugljen, loživo ulje, prirodni plin, itd.) ... To je zbog činjenice da se tijekom izgaranja goriva s visokim udjelom vlage u produktima izgaranja povećava sadržaj vodene pare, koja ima veći toplinski kapacitet u usporedbi s dvoatomskim plinom - dušikom.
Stol 38 prikazuje prosječne volumetrijske toplinske kapacitete proizvoda potpunog izgaranja, nerazrijeđenih zrakom, za različite temperaturne raspone.
Tablica 38
|
Prosječni toplinski kapaciteti proizvoda izgaranja goriva i zraka koji nisu razrijeđeni zrakom u temperaturnom rasponu od 0 do t ° C
|
Povećanje sadržaja vlage u gorivu povećava toplinski kapacitet produkata izgaranja zbog povećanja sadržaja vodene pare u njima u istom temperaturnom rasponu, u usporedbi s toplinskim kapacitetom produkata izgaranja goriva s nižom vlagom sadržaja, a ujedno snižava temperaturu izgaranja goriva zbog povećanja volumena produkata izgaranja zbog vodenog para.
S povećanjem sadržaja vlage u gorivu, volumenski toplinski kapacitet produkata izgaranja u danom temperaturnom rasponu raste, a istovremeno se raspon temperature smanjuje od 0 do £ max zbog smanjenja vrijednosti<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).
Time je moguće znatno pojednostaviti određivanje kalorimetrijske i izračunate temperature izgaranja (prema metodi opisanoj u VII. poglavlju). Dopuštena pogreška u ovom slučaju obično ne prelazi 1%, odnosno 20 °.
Iz razmatranja krivulja 4 i 5 na sl. 5 može se vidjeti da su omjeri toplinskih kapaciteta proizvoda potpunog izgaranja ugljika u stehiometrijskom volumenu zraka u temperaturnom rasponu od 0 do t ° C, na primjer, od 0 do
|
Toplinski kapacitet produkata izgaranja od 0 do t'mayL raznih vrsta krutih goriva s udjelom vlage od 0 do 40%, u stehiometrijskom volumenu zraka
|
200 i od 0 do 2100 ° C praktički su jednaki omjeru toplinskih kapaciteta produkata izgaranja vodika u istim temperaturnim rasponima. Navedeni omjer toplinskih kapaciteta C' ostaje praktički konstantan za produkte potpunog izgaranja različitih vrsta goriva u stehiometrijskom volumenu zraka.
Stol 40 prikazuje omjere toplinskih kapaciteta produkata potpunog izgaranja goriva s niskim udjelom balasta, koji se pretvaraju u plinovite produkte izgaranja (antracit, koks, ugljen, tekuće gorivo, prirodno, nafta, koksni plinovi itd.) u temperaturnom rasponu od 0 do t°C iu temperaturnom rasponu od 0 do 2100°C. Budući da je toplinski učinak ovih goriva blizu 2100 °C, naznačeni omjer toplinskih kapaciteta C' jednak je omjeru toplinskih kapaciteta u temperaturnom području od 0 do t i od 0 do tm & x-
Stol 40 također su prikazane vrijednosti C 'vrijednosti izračunate za produkte izgaranja goriva s visokim udjelom balasta, koji tijekom izgaranja goriva prelazi u plinovite produkte izgaranja, odnosno vlagu u krutom gorivu, dušik i ugljični dioksid u plinovitom. Kapacitet grijanja navedenih vrsta goriva (drvo, treset, mrki ugljen, mješoviti generator, zrak i plinovi iz visokih peći) jednak je 1600-1700 ° C.
Tablica 40
|
Omjer toplinskog kapaciteta produkata izgaranja C' i zraka K u temperaturnom području od 0 do t°C prema toplinskom kapacitetu produkata izgaranja od 0 do (uax
|
Kao što možete vidjeti iz tablice. 40, vrijednosti C' i K malo se razlikuju čak i za produkte izgaranja goriva s različitim sadržajem balasta i toplinskim učinkom.
Državna obrazovna ustanova visokog stručnog obrazovanja
Samara državno tehničko sveučilište
Zavod za kemijsku tehnologiju i industrijsku ekologiju
PREDMETNI RAD
u disciplini "Tehnička termodinamika i toplinska tehnika"
Tema: Proračun jedinice za iskorištavanje topline otpadnih plinova tehnološke peći
Završio: student Ryabinina E.A.
ZF tečaj III grupa 19
Provjerio: konzultant Churkina A.Yu.
Samara 2010
Uvod
Većina kemijskih postrojenja stvara toplinski otpad visokih i niskih temperatura, koji se može koristiti kao sekundarni energetski resursi (RER). To uključuje ispušne plinove iz raznih kotlova i procesnih peći, hlađene tokove, rashladnu vodu i otpadnu paru.
Termalni VER u velikoj mjeri pokrivaju potrebe za toplinom pojedinih industrija. Na primjer, u industriji dušika više od 26% potražnje za toplinom zadovoljava se zahvaljujući WER-u, u industriji sode - više od 11%.
Broj korištenih OIE ovisi o tri čimbenika: temperaturi OIE, njihovoj toplinskoj snazi i kontinuitetu izlaza.
Trenutno je najrasprostranjenije iskorištavanje topline otpadnih industrijskih plinova koji imaju visokotemperaturni potencijal za gotovo sve požarno-tehničke procese i mogu se kontinuirano koristiti u većini industrija. Toplina otpadnih plinova glavna je komponenta energetske bilance. Koristi se uglavnom u tehnološke, au nekim slučajevima - u energetske svrhe (u kotlovima za otpadnu toplinu).
Međutim, široka primjena visokotemperaturnih toplinskih OIE povezana je s razvojem metoda iskorištavanja, uključujući toplinu užarenih troske, proizvoda i sl., nove metode iskorištavanja topline otpadnih plinova, kao i s poboljšanjem dizajna postojeću opremu za korištenje.
1. Opis tehnološke sheme
U cijevnim pećima koje nemaju konvekcijsku komoru ili u pećima radijacijskog tipa, ali s relativno visokom početnom temperaturom zagrijanog proizvoda, temperatura ispušnih plinova može biti relativno visoka, što dovodi do povećanih gubitaka topline, smanjenje učinkovitosti peći i veća potrošnja goriva. Stoga je potrebno koristiti toplinu otpadnih plinova. To se može postići korištenjem grijača zraka, koji zagrijava dovedeni zrak u peć za izgaranje goriva, ili ugradnjom kotlova na otpadnu toplinu, koji omogućuju dobivanje vodene pare potrebne za tehnološke potrebe.
Međutim, za izvođenje grijanja zraka potrebni su dodatni troškovi za izradu grijača zraka, puhala, kao i dodatna potrošnja energije koju troši motor puhala.
Kako bi se osigurao normalan rad grijača zraka, važno je spriječiti mogućnost korozije njegove površine na strani protoka dimnih plinova. Ova pojava je moguća kada je temperatura površine za izmjenu topline ispod temperature rosišta; u tom se slučaju dio dimnih plinova, izravno u dodiru s površinom grijača zraka, značajno hladi, vodena para koja se u njima nalazi djelomično se kondenzira i, apsorbirajući sumporov dioksid iz plinova, tvori agresivnu slabu kiselinu.
Točka rosišta odgovara temperaturi pri kojoj je tlak zasićene vodene pare jednak parcijalnom tlaku vodene pare sadržane u dimnim plinovima.
Jedna od najpouzdanijih metoda zaštite od korozije je predgrijavanje zraka na neki način (na primjer, u vodenim ili parnim grijačima) na temperaturu iznad točke rosišta. Takva korozija može se pojaviti i na površini konvekcijskih cijevi ako je temperatura sirovine koja ulazi u peć ispod točke rosišta.
Izvor topline za povećanje temperature zasićene pare je reakcija oksidacije (izgaranja) primarnog goriva. Dimni plinovi koji nastaju tijekom izgaranja predaju svoju toplinu u zračenju, a zatim u konvekcijskim komorama dovodnoj struji (vodena para). Pregrijana para ulazi u potrošača, a proizvodi izgaranja napuštaju peć i ulaze u kotao za otpadnu toplinu. Na izlazu iz WHB, zasićena vodena para se vraća natrag u peć za pregrijavanje pare, a dimni plinovi, koji se hlade napojnom vodom, ulaze u grijač zraka. Iz grijača zraka dimni plinovi idu u KTAN, gdje se voda koja teče kroz zavojnicu zagrijava i ide ravno do potrošača, a dimni plinovi - u atmosferu.
2. Proračun peći
2.1 Proračun procesa izgaranja
Odredite neto ogrjevnu vrijednost goriva P R n... Ako je gorivo pojedinačni ugljikovodik, onda je njegova kalorijska vrijednost P R n jednaka standardnoj toplini izgaranja minus toplina isparavanja vode u produktima izgaranja. Također se može izračunati iz standardnih toplinskih učinaka nastanka početnih i konačnih proizvoda na temelju Hessovog zakona.
Za gorivo koje se sastoji od mješavine ugljikovodika određuje se toplina izgaranja, ali pravilo aditivnosti:
gdje Q pi n- toplina izgaranja i-go goriva komponenta;
y i- koncentracija i-idi komponentu goriva u ulomcima jedinice, tada:
P R n cm = 35,84 ∙ 0,987 + 63,80 ∙ 0,0033+ 91,32 ∙ 0,0012+ 118,73 ∙ 0,0004 + 146,10 ∙ 0,0001 = 35,75 M.
Molarna masa goriva:
M m = Σ M i ∙ y i ,
gdje M i- molekulska masa i-go goriva komponenta, dakle:
M m = 16,042 ∙ 0,987 + 30,07 ∙ 0,0033 + 44,094 ∙ 0,0012 + 58,120 ∙ 0,0004 + 72,15 ∙ 0,0001 + 44,094 ∙ 0,0012 + 58,120 ∙ 0,0004 + 72,15 ∙ 0,0001 + 44,01 kg = 0,0001 + 44,01 kg.
kg / m 3,
zatim P R n cm, izraženo u MJ / kg, jednako je:
MJ / kg.
Rezultati izračuna sažeti su u tablici. 1:
Sastav goriva stol 1
Odredimo elementarni sastav goriva,% (mas.):
,
gdje n i C , nih , n i N , n i O- broj atoma ugljika, vodika, dušika i kisika u molekulama pojedinih komponenti koje čine gorivo;
Sadržaj svake komponente goriva, mas. %;
x i- sadržaj svake komponente goriva, kažu. %;
M i- molarna masa pojedinih komponenti goriva;
M m je molarna masa goriva.
Provjera sastava :
C + H + O + N = 74,0 + 24,6 + 0,2 + 1,2 = 100% (mase).
Odredimo teoretsku količinu zraka koja je potrebna za izgaranje 1 kg goriva, a ona se određuje iz stehiometrijske jednadžbe reakcije izgaranja i sadržaja kisika u atmosferskom zraku. Ako je poznat elementarni sastav goriva, teoretska količina zraka L 0, kg / kg, izračunava se po formuli:
U praksi, kako bi se osigurala potpunost izgaranja goriva, u peć se uvodi višak zraka, nalazimo stvarnu brzinu protoka zraka na α = 1,25:
L = αL 0 ,
gdje L- stvarna potrošnja zraka;
α - koeficijent viška zraka,
L = 1,25 ∙ 17,0 = 21,25 kg / kg.
Specifični volumen zraka (n.a.) za izgaranje 1 kg goriva:
gdje ρ u= 1,293 - gustoća zraka u normalnim uvjetima,
m 3 / kg.
Nađimo količinu produkata izgaranja nastalih tijekom izgaranja 1 kg goriva:
ako je poznat elementarni sastav goriva, tada se maseni sastav dimnih plinova po 1 kg goriva s njegovim potpunim izgaranjem može odrediti na temelju sljedećih jednadžbi:
gdje m CO2 , m H2O , m N2 , m O2 je masa odgovarajućih plinova, kg.
Ukupna količina produkata izgaranja:
m p. od = m CO2 + m H2O + m N2 + m O2,
m p. od= 2,71 + 2,21 + 16,33 + 1,00 = 22,25 kg / kg.
Provjeravamo rezultirajuću vrijednost:
gdje W f- specifična potrošnja pare mlaznice pri izgaranju tekućeg goriva, kg / kg (za plinsko gorivo W f = 0),
Budući da je gorivo plin, zanemarujemo sadržaj vlage u zraku, a zanemarujemo količinu vodene pare.
Nađimo volumen produkata izgaranja u normalnim uvjetima, koji nastaju tijekom izgaranja 1 kg goriva:
gdje m i- masa odgovarajućeg plina nastala tijekom izgaranja 1 kg goriva;
ρ i- gustoća ovog plina u normalnim uvjetima, kg / m 3;
M i- molarna masa zadanog plina, kg / kmol;
22,4 - molarni volumen, m 3 / kmol,
m 3 / kg; 
m 3 / kg;
m 3 / kg; 
m 3 / kg.
Ukupni volumen produkata izgaranja (n.a.) pri stvarnoj potrošnji zraka:
V = V CO2 + V H2O + V N2 + V O2 ,
V = 1,38 + 2,75+ 13,06 + 0,70 = 17,89 m3 / kg.
Gustoća produkata izgaranja (n.a.):
kg/m3.
Nađimo toplinski kapacitet i entalpiju produkata izgaranja 1 kg goriva u temperaturnom rasponu od 100 °C (373 K) do 1500 °C (1773 K), koristeći podatke u tablici. 2.
Prosječni specifični toplinski kapaciteti plinova s p, kJ / (kg ∙ K) tablica 2
| t, ° S |
|||||
Entalpija dimnih plinova nastalih pri izgaranju 1 kg goriva:
gdje s CO2 , s H2O , sa N2 , s O2- prosječni specifični toplinski kapaciteti pri konstantnom tlaku koji odgovaraju travnjaku pri temperaturi t, kJ / (kg K);
s t- prosječni toplinski kapacitet dimnih plinova nastalih pri izgaranju 1 kg goriva na temperaturi t, kJ / (kg K);
na 100 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 200 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 300 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 400 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 500 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 600 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 700 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 800 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 1000 ° C: kJ / (kg ∙ K);
na 1500 ° C: kJ / (kg ∙ K);
Rezultati izračuna sažeti su u tablici. 3.
Entalpija produkata izgaranja Tablica 3
Prema tablici. 3 izgraditi graf ovisnosti H t = f ( t ) (Sl. 1) vidi privitak .
2.2 Proračun toplinske bilance peći, učinkovitost peći i potrošnja goriva
Toplotni tok dobiven parom u peći (korisno toplinsko opterećenje):
gdje G- količina pregrijane vodene pare po jedinici vremena, kg / s;
H vp1 i H vp2
Uzimamo temperaturu dimnih plinova na 320 °C (593 K). Gubici topline zračenjem u okoliš iznosit će 10%, pri čemu se 9% gubi u zračnoj komori, a 1% u konvekcijskoj komori. Učinkovitost peći je η t = 0,95.
Zanemarujemo gubitak topline od kemijskog nedogaranja, kao i količinu topline ulaznog goriva i zraka.
Odredite učinkovitost peći:
gdje uh- entalpija produkata izgaranja na temperaturi dimnih plinova koji izlaze iz peći, t yh; temperatura ispušnih dimnih plinova obično se uzima na 100 - 150 ° C viša od početne temperature sirovine na ulazu u peć; q znoj- gubitak topline zračenjem u okoliš, % ili udio Q kat ;
Potrošnja goriva, kg/s:
kg/s.
2.3 Proračun zračne komore i konvekcijske komore
Na prolazu postavljamo temperaturu dimnih plinova: t NS= 750 - 850 ° C, prihvaćamo
t NS= 800 °C (1073 K). Entalpija produkata izgaranja na temperaturi na prolazu
H NS= 21171,8 kJ / kg.
Toplotni tok primljen vodenom parom u zračnim cijevima:
gdje N n je entalpija produkata izgaranja na temperaturi dimnih plinova u prolazu, kJ/kg;
η t je učinkovitost peći; preporuča se uzeti jednak 0,95 - 0,98;
Toplotni tok dobiven vodenom parom u konvekcijskim cijevima:
Entalpija vodene pare na ulazu u zračenje bit će:
kJ/kg.
Uzimamo vrijednost gubitka tlaka u konvekcijskoj komori ∆ P Do= 0,1 MPa, tada:
P Do = P - P Do ,
P Do= 1,2 - 0,1 = 1,1 MPa.
Ulazna temperatura vodene pare u radijacijski dio t Do= 294 ° C, tada će prosječna temperatura vanjske površine zračnih cijevi biti:
gdje Δt- razlika između temperature vanjske površine zračnih cijevi i temperature vodene pare (sirovine) zagrijane u cijevima; Δt= 20 - 60 °C;
DO.
Maksimalna projektirana temperatura izgaranja:
gdje t o- smanjena temperatura početne mješavine goriva i zraka; uzeto jednako temperaturi zraka koji se dovodi za izgaranje;
HVALA.- specifični toplinski kapacitet produkata izgaranja pri temperaturi t NS;
°C.
Na t max = 1772,8°C i t n = 800 ° C toplinska gustoća apsolutno crne površine q s za različite temperature vanjske površine zračnih cijevi ima sljedeće vrijednosti:
Θ, ° S 200 400 600
q s, W/m 2 1,50 ∙ 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 ∙ 10 5
Gradimo pomoćni graf (slika 2) vidi privitak, prema kojem nalazimo gustoću topline na Θ = 527 ° C: q s= 0,95 ∙ 10 5 W / m 2.
Izračunavamo ukupni toplinski protok uveden u peć:
Preliminarna vrijednost za površinu ekvivalentne apsolutno crne površine:
m 2.
Uzimamo stupanj prosijavanja zida Ψ = 0,45, a za α = 1,25 nalazimo da je
H s /H l = 0,73.
Ekvivalentna ravna površina:
m 2.
Prihvaćamo jednoredno postavljanje cijevi i korak između njih:
S = 2d n= 2 ∙ 0,152 = 0,304 m. Za ove vrijednosti faktor oblika DO = 0,87.
Veličina zaštićene zidane površine:
m 2.
Grijaća površina zračnih cijevi:
m 2.
Odabiremo pećnicu BB2, njezini parametri:
površina komore za zračenje, m 2 180
površina konvekcijske komore, m 2 180
radna dužina peći, m 9
širina komore za zračenje, m 1,2
izvršenje b
metoda izgaranja goriva bez plamena
Promjer cijevi komore za zračenje, mm 152 × 6
promjer cijevi konvekcijske komore, mm 114 × 6
Broj cijevi u komori za zračenje:
gdje d n - vanjski promjer cijevi u komori za zračenje, m;
l kat - korisna duljina zračećih cijevi koje se ispiru strujom dimnih plinova, m,
l kat = 9 - 0,42 = 8,2 m,
.
Gustoća topline površine zračnih cijevi:
W/m 2.
Odredite broj cijevi konvekcijske komore:
Slažemo ih u šahovnici od 3 u jednom vodoravnom redu. Razmak između cijevi S = 1,7 d n = 0,19 m.
Prosječna temperaturna razlika određena je formulom:
°C.
Koeficijent prijenosa topline u konvekcijskoj komori:
W / (m 2 ∙ K).
Gustoća topline površine konvekcijskih cijevi određena je formulom:
W/m 2.
2.4 Hidraulički proračun zavojnice peći
Hidraulički proračun zavojnice peći je određivanje gubitka tlaka vodene pare u zračnim i konvekcijskim cijevima.
gdje G
ρ do V.P. - gustoća vodene pare pri prosječnoj temperaturi i tlaku u konvekcijskoj komori, kg / m 3;
d k - unutarnji promjer konvekcijskih cijevi, m;
z k je broj strujanja u konvekcijskoj komori,
m/s.
ν k = 3,311 ∙ 10 -6 m 2 / s.
Vrijednost Reynoldsovog kriterija:
m.
Gubitak tlaka trenjem:
Pa = 14,4 kPa.
Pa = 20,2 kPa.
gdje je Σ ζ za
- broj zavoja.
Ukupni gubitak tlaka:
2.5 Proračun gubitka tlaka vodene pare u komori za zračenje
Prosječna brzina vodene pare:
gdje G- potrošnja pare pregrijane u peći, kg / s;
ρ r vp - gustoća vodene pare pri prosječnoj temperaturi i tlaku u konvekcijskoj komori, kg / m 3;
d p je unutarnji promjer konvekcijskih cijevi, m;
z p je broj strujanja u ventilacijskoj komori,
m/s.
Kinematička viskoznost vodene pare pri prosječnoj temperaturi i tlaku u konvekcijskoj komori ν p = 8,59 ∙ 10 -6 m 2 / s.
Vrijednost Reynoldsovog kriterija:
Ukupna duljina cijevi u ravnom dijelu:
m.
Hidraulički koeficijent trenja:
Gubitak tlaka trenjem:
Pa = 15,1 kPa.
Gubici tlaka za prevladavanje lokalnog otpora:
Pa = 11,3 kPa,
gdje je Σ ζ str= 0,35 - koeficijent otpora pri okretanju za 180 ºS,
- broj zavoja.
Ukupni gubitak tlaka:
Proračuni su pokazali da će odabrana peć osigurati proces pregrijavanja vodene pare u zadanom načinu rada.
3. Proračun kotla za otpadnu toplinu
Nađimo prosječnu temperaturu dimnih plinova:
gdje t 1 - temperatura dimnih plinova na ulazu,
t 2 - temperatura dimnih plinova na izlazu, ° C;
°C (538 K).
Maseni protok dimnih plinova:
gdje je B potrošnja goriva, kg / s;
Za dimne plinove specifična entalpija određuje se na temelju podataka u tablici. 3 i sl. 1 po formuli:
Entalpije rashladnih tekućina Tablica 4
Toplinski tok koji se prenosi dimnim plinovima:
gdje N 1 i H 2 - entalpija dimnih plinova na ulaznim i izlaznim temperaturama komore za izgaranje, nastali tijekom izgaranja 1 kg goriva, kJ / kg;
B - potrošnja goriva, kg / s;
h 1 i h 2 - specifične entalpije dimnih plinova, kJ / kg,
Toplotni tok primljen vodom, W:
gdje η ku je koeficijent iskorištenja topline u KU; η ky = 0,97;
G n - kapacitet pare, kg / s;
h do VP - entalpija zasićene vodene pare na izlaznoj temperaturi, kJ / kg;
h n in - entalygaya napojna voda, kJ / kg,
Količina vodene pare primljena u KU određuje se formulom:
kg/s.
Toplinski tok primljen vodom u zoni grijanja:
gdje h do in - specifična entalpija vode pri temperaturi isparavanja, kJ / kg;
Toplinski tok koji se dimnim plinovima prenosi na vodu u zoni grijanja (korisna toplina):
gdje h x - specifična entalpija dimnih plinova na temperaturi t x, dakle:
kJ/kg.
Entalpija izgaranja za 1 kg goriva:
sl. 1 temperatura dimnjaka koja odgovara vrijednosti H x = 5700,45 kJ / kg:
t x = 270 °C.
Prosječna temperaturna razlika u zoni grijanja:
°C.
270 dimnih plinova 210 Uzimajući u obzir indeks protuprotoka:
gdje DO f - koeficijent prijenosa topline;
m 2.
Prosječna temperaturna razlika u zoni isparavanja:
°C.
320 dimnih plinova 270 Uzimajući u obzir indeks protuprotoka:
187 vodena para 187
Površina razmjene topline u zoni grijanja:
gdje DO f - koeficijent m6prijenosa;
m 2.
Ukupna površina prijenosa topline:
F = F n + F ti,
F= 22,6 + 80 = 102,6 m 2.
U skladu s GOST 14248-79, odabiremo standardni isparivač s parnom komorom sa sljedećim karakteristikama:
promjer kućišta, mm 1600
broj snopova cijevi 1
broj cijevi u jednom snopu 362
površina izmjene topline, m 2 170
površina poprečnog presjeka jednog poteza
kroz cijevi, m 2 0,055
4. Toplinska ravnoteža grijača zraka
Atmosferski zrak s temperaturom t ° u-x ulazi u aparat, gdje se zagrijava na temperaturu t x u-x zbog topline dimnih plinova.
Potrošnja zraka, kg / s određuje se na temelju potrebne količine goriva:
gdje V- potrošnja goriva, kg / s;
L- stvarna potrošnja zraka za izgaranje 1 kg goriva, kg/kg,
Dimni plinovi, dajući svoju toplinu, hlade se t dgZ = t dg2 prije t dg4 .
=
gdje H 3 i H 4- entalpija dimnih plinova pri temperaturama t dg3 i t dg4 odnosno, kJ / kg,
Toplotni tok primljen zrakom, W:
gdje s in-x- prosječni specifični toplinski kapacitet zraka, kJ / (kg K);
0,97 - učinkovitost grijača zraka,
Konačna temperatura zraka ( t x u-x) određuje se iz jednadžbe toplinske ravnoteže:
DO.
5. Toplinska bilanca KTAN-a
Nakon grijača zraka, dimni plinovi ulaze u kontaktni aparat s aktivnom mlaznicom (KTAN), gdje se njihova temperatura smanjuje od t dg5 = t dg4 na temperaturu t dg6= 60 °C.
Odvođenje topline dimnih plinova vrši se pomoću dva odvojena toka vode. Jedna struja dolazi u izravan dodir s dimnim plinovima, a druga s njima izmjenjuje toplinu kroz stijenku zavojnice.
Toplotni tok koji odaju dimni plinovi, W:
gdje H 5 i H 6- entalpija dimnih plinova na temperaturi t dg5 i t dg6 odnosno, kJ / kg,
Količina rashladne vode (ukupno), kg / s, određuje se iz jednadžbe toplinske ravnoteže:
gdje je η učinkovitost KTAN-a, η = 0,9,
kg/s.
Protok topline primljen rashladnom vodom, W:
gdje G vode- potrošnja rashladne vode, kg/s:
s vodom- specifični toplinski kapacitet vode, 4,19 kJ / (kg K);
t n vode i t zalijevati- temperatura vode na ulazu i izlazu iz KTAN-a,
6. Proračun učinkovitosti jedinice za povrat topline
Prilikom određivanja vrijednosti učinkovitosti sintetiziranog sustava ( η tu) koristi se tradicionalni pristup.
Izračun učinkovitosti jedinice za povrat topline provodi se prema formuli:
7. Eksergijska procjena sustava "peć - kotao otpadne topline".
Eksergijska metoda analize energetsko-tehnoloških sustava omogućuje najobjektivniju i najkvalitativniju procjenu gubitaka energije, koji se ni na koji način ne otkrivaju tijekom konvencionalne procjene korištenjem prvog zakona termodinamike. U ovom slučaju, kao kriterij procjene koristi se eksergijska učinkovitost, koja je definirana kao omjer dodijeljene eksergije i eksergije koja se isporučuje u sustav:
gdje E pod- eksergija goriva, MJ / kg;
E rupa- eksergija koja se opaža strujanjem vodene pare u peći i kotlu na otpadnu toplinu.
U slučaju plinovitog goriva, isporučena eksergija je zbroj eksergije goriva ( E pod1) i eksergija zraka ( E pod2):
gdje N n i Ali- entalpija zraka na temperaturi ulaza u peć i temperaturi okoline, respektivno, kJ / kg;
Da- 298 K (25 °C);
ΔS- promjena entropije zraka, kJ / (kg K).
U većini slučajeva, veličina eksergije zraka može se zanemariti, odnosno:
Dodijeljena eksergija za sustav koji se razmatra sastoji se od eksergije koju percipira vodena para u peći ( E otv1), i eksergija koju percipira vodena para u KU ( E otv2).
Za mlaz pare zagrijane u pećnici:
gdje G- potrošnja pare u peći, kg / s;
N VP1 i H vp2- entalpija vodene pare na ulazu i izlazu iz peći, respektivno, kJ / kg;
ΔS vp- promjena entropije vodene pare, kJ / (kg K).
Za protok vodene pare primljene u KU:
gdje G n- potrošnja pare u kotlovskoj jedinici, kg / s;
h do vp- entalpija zasićene vodene pare na izlazu iz WHB, kJ / kg;
h n in je entalpija napojne vode na ulazu u CH, kJ / kg.
E rupa = E rupa 1 + E rupa 2 ,
E rupa= 1965,8 + 296,3 = 2262,1 J/kg.
Zaključak
Nakon proračuna predložene instalacije (iskorištenje topline otpadnih plinova tehnološke peći), može se zaključiti da je za dati sastav goriva, produktivnost peći za vodenu paru i druge pokazatelje vrijednost učinkovitosti sintetiziranog sustava visoka je, stoga je instalacija učinkovita; To je pokazala i eksergijska procjena sustava “peć - kotao otpadne topline”, međutim, u smislu troškova energije, instalacija ostavlja mnogo željenog i zahtijeva poboljšanje.
Popis korištene literature
1. Kharaz D .I... Načini korištenja sekundarnih energetskih resursa u kemijskoj industriji / D. I. Kharaz, B. I. Psakhis. - M .: Kemija, 1984 .-- 224 str.
2. Skoblo A . I... Procesi i aparati industrije prerade nafte i petrokemijske industrije / A. I. Skoblo, I. A. Tregubova, Yu. K., Molokanov. - 2. izd., vlč. i dodati. - M .: Kemija, 1982 .-- 584 str.
3. Pavlov K .F... Primjeri i zadaci za tijek procesa i uređaja kemijske tehnologije: Udžbenik. Priručnik za sveučilišta / K. F. Pavlov, P. G. Romankov, A. A. Noskov; Ed. P.G. Romankova. - 10. izd., vlč. i dodati. - L .: Kemija, 1987 .-- 576 str.
Primjena
