GERSE KÁROLY KAZÁNOK II.
Gerse Károly KAZÁNOK II.
BME Energetikai Gépek és Rendszerek Tanszék, Budapest, 2014
Gerse Károly: Kazánok II.
Első kiadás Szerzői jog © Gerse Károly, 2014 ISBN 978-963-313-100-8 (Nyomtatott változat)
Tartalomjegyzék Első kötet Bevezetés 1. Kazánok általános jellemzői 1.1. Fűtőfelületek, szerepük, hőfelvétel, nyomás befolyása a fűtőfelületek kialakítására 1.2. Kazánok felügyelete, alapvető biztonsági berendezések 1.3. Kazánhatásfok, veszteségek, átvételi vizsgálat 2. Kazántípusok általános ismertetése 2.1. Történeti fejlődés 2.2. Gőzkazánok 2.21. Nagyvízterű gőzkazánok 2.22. Vízcsöves gőzkazánok 2.221. Gőzkazánok természetes cirkulációval 2.222. Tűztér 2.223. Elgőzölögtető rendszer 2.224. Kényszerített keringtetés 2.225. Kényszerített átáramlás 2.226. Túlhevítők, újrahevítők 2.227. Tápvíz előmelegítők 2.228. Léghevítők 2.229. Határteljesítmény 2.23. Hőhasznosító kazánok 2.231. Gázturbina utáni hőhasznosító kazánok 2.232. Atomreaktor hőhasznosító kazánok 2.233. Technológiai folyamatok hőhasznosító kazánjai 2.24. Különleges kazánok 2.3. Meleg és forróvíz kazánok 2.31. Háztartási, kisközösségi melegvíz kazánok 2.32. Nagyvízterű kazánokból kialakított melegvíz, forróvíz kazánok 2.33. Kényszerített átáramlású kazánok 3. Kétfázisú hőátadás, áramlás fűtött felületeken 3.1. Gőzképződés alapvető folyamatai 3.2. Forrás végtelen térben 3.3. Hőátadás és gőzfejlődés csőben 3.31. Hőátadás és áramlás kapcsolata 3.311. Áramlási formák 3.312. Elgőzölgés csőben 3.32. Folyadékáramlás 3.33. Aláhűtött buborékos forrás 3.34. Telített buborékos forrás 3.35. Kétfázisú konvektív hőátadás 3.36. Folyadékhiányos forrás tartománya 3.37. Kritikus hőfluxus nagysága 3.38. Hőátadás belül bordás csövekben 3.4. A kétfázisú közeg áramlásának alapjai 3.41. Elemi csőszakasz modellje 3.42. Homogén modell 3.43. Szeparált modell 3.431. Súrlódási nyomásveszteség 3.432. Geodetikus nyomáskülönbség 3.433. Gyorsítási nyomásveszteség 4. Vízoldali folyamatok, vízelőkészítés, gőztisztaság 4.1. Melegítés, elgőzölgés közben lejátszódó folyamatok 4.2. Belső védőréteg, lerakódás képződése 4.3. Vízminőségi előírások 4.4. Vízelőkészítés 4.5. Gőztisztaság biztosítása
1
3 5 5 9 15 27 27 37 37 75 76 92 111 138 146 179 212 216 224 227 227 245 253 265 277 279 281 284 287 287 289 295 295 295 297 301 302 310 312 317 319 326 329 329 330 332 332 348 355 357 357 375 383 393 405
4.6. Kazántisztítás 4.7. Vízoldali korrózió, meghibásodások Irodalomjegyzék az első kötethez Függelék
417 425 443 459
Második kötet 5. Hőtechnikai számítások 5.1. Tüzelőanyagok 5.2. Sztöchiometriai számítások 5.3. Füstgáz fajlagos entalpia-hőmérséklet diagramja 5.4. Hőmérleg 5.5. Tűzterek méretezése 5.6. Fűtőfelületek méretezése 5.61. Besugárzott fűtőfelületek 5.62. Konvektív fűtőfelületek 5.63. Közepes hőmérséklet-különbség 5.64. Alkalmazási példák, segéddiagramok 5.7. Falazatok, hőszigetelés 6. Füstgázoldali folyamatok, légtechnikai számítások 6.1. Láng pulzáció, gázlengések, felületek rezgése 6.2. Levegőellátás, légtechnikai számítások 6.3. Fűtőfelületek elrakódása, tisztítása, kopása, korróziója 6.31. Felületek elpiszkolódása, tisztítása 6.32. Fűtőfelületek kopása 6.33. Füstgázoldali korrózió 7. Gőzkazánok elemeinek szilárdsági számítása 7.1. Szerkezeti anyagok, tulajdonságaik 7.11. Az anyagok tulajdonságai 7.12. Szerkezeti anyagok fejlesztése, jellemzői 7.2. Méretezési eljárások 7.21. Igénybevételek típusai 7.22. Hengeres szerkezeti elemek 7.221. Belső nyomásból, külső terhelésekből adódó feszültségek 7.222. Hőmérséklet különbségekből adódó feszültségek 7.223. Ellenőrzés váltakozó feszültségekre 7.224. Lángcsövek 7.225. Víznyomáspróba és értékelése 7.23. Csövek, csőrendszerek 7.231. Fűtőfelületek 7.232. Csövek csatlakozása, perem igénybevételek 7.24. Egyéb szerkezeti elemek 7.3. Folyamatos üzemirányítás 7.4. Döntés cseréről, selejtezésről 8. Gőzkazánok üzemeltetése 8.1. Üzembe helyezés, indítás, leállítás, terhelésváltoztatás 8.2. Műszerezés, mérések 8.3. Működés üzemi ellenőrzése, javítása 8.4. Üzemzavarok Irodalomjegyzék a második kötethez Függelék
2
3 3 11 27 35 47 63 65 66 90 92 99 107 107 123 137 137 146 150 163 163 164 177 191 191 193 193 209 221 236 238 688 248 261 267 279 299 315 315 335 345 357 363 383
5. Hőtechnikai számítások A hőtechnikai számítások feladata a kazánban felhasználni kívánt tüzelőanyagokból, rendelkezésre álló, illetve teljesítendő közegparaméterekből (nyomások, hőmérsékletek, közegáramok) kiindulva a berendezés hőmérlegének, hatásfokának, fűtőfelület méreteinek, főméreteinek meghatározása. A hőtechnikai számítások a tervezési folyamat részét képezik. A folyamat az előtervezéssel indul, amelynek során a tüzelőanyag, kazánparaméterek, korábbi üzemi tapasztalatok, adott gyártóra jellemző szokások, illetve a vevő speciális elvárásai alapján megállapításra kerül a berendezés típusa, alapvető elrendezése, esetleg az ezekre vonatkozó változatok. Ezt követi az előzetes hőtechnikai számítás, a tűztér és az egyes fűtőfelületek fő méreteinek, csőméreteinek, elrendezésének meghatározására. Ez alapján elkészíthető a kazán vázlatterve, elvégezhetők az előzetes hidraulikai (cirkulációs és füstgázoldali) és szilárdsági számítások, megtervezhető a kazán tartószerkezete. E számítások során, egyes részleteket illetően, rendszerint még változatokat is készítenek. Az előterv műszaki és gazdasági értékelése alapján készül el az úgynevezett ajánlati terv, amely már a szavatolandó jellemzők és az ajánlati ár meghatározásához szükséges összes jellemzőt (például a potenciális anyag és részegység beszállítókat) figyelembe veszi. Az utolsó fázis az engedélyezési és gyártási dokumentáció elkészítése, amely a vevő − ajánlat alapján megjelenő − esetleges további igényeit is kielégíti. A kazánok, részelemeik tervezésére számtalan, széles körben alkalmazott, vagy egy-egy gyártó által fejlesztett program, programcsomag áll rendelkezésre. Ezek az adatmegadást követően a hagyományos számítási eljárásokhoz viszonyítva sokkal gyorsabban szolgáltatnak eredményt, sokkal több változat vizsgálatát teszik lehetővé. Így feleslegesnek tűnik a számítási eljárások részleteinek ismertetése, hiszen senki sem fog „kézzel” számolni. A következőkben azonban bemutatjuk, hogy a számításokban sok, gyakorlati tapasztalatoktól függő elem van, amelyeket a számítógépes eljárások esetenként bemenő paraméterként várnak el. Ezek helyes megadása csak akkor lehetséges, ha a felhasználó a megadandó paramétert befolyásoló lényegi elemekkel, a paraméter bizonytalanságának okával, a paraméter változtatásából adódó következményekkel is tisztában van. Az alapvető hőátadási összefüggések, − mint a későbbiekben bemutatjuk − még az előbbi bizonytalanságok ellenére is meglepően jó eredményeket szolgáltatnak, továbbá az alapösszefüggésekre épülő saját részprogramok jól áttekinthetővé, értékelhetővé teszik az egyes tényezők hatásának vizsgálatát. Ezért különösen előtervezésnél, üzemi mérési eredmények értékelésénél az alapvető számítási eljárások részleteinek ismerete nélkülözhetetlen. 5.1.
Tüzelőanyagok
A kazánokban nagyon sokféle tüzelőanyagot használnak fel, csoportosításukat is sokféle szempont alapján lehet elvégezni. A berendezések méretezésénél, kialakításánál a tüzelőanyagok elégetésére rendelkezésre álló technikai lehetőségek, a tüzelőanyag összetétele, egyes alkotórészeinek viselkedése az égés és azt követő lehűlés során, az égéskor felszabaduló hőmennyiség, az égéshez szükséges levegőmennyiség, az égésnél keletkező füstgázmennyiség és egyéb égési maradványok, ezek hatása a kazán szerkezeti elemeire, működésére a legfontosabb
3
jellemzők. Ezek mérlegelése alapján a szokásos gyakorlatot követve elsősorban a halmazállapot (szilárd, folyékony, gáznemű) szerinti csoportosítást alkalmazzuk, de egyéb szempontokra (eredet, égés közbeni viselkedés) is utalunk. Szilárd tüzelőanyagok: A szilárd halmazállapotú tüzelőanyagok közül legnagyobb mennyiségben az erőművi kőszenet (steam coal) használják fel. Az igények kielégítésére széleskörű nemzetközi kereskedelem alakult ki. A különböző forrásokból származó szénféleségek kategorizálására, azonosítására szénosztályozási rendszerek vezettek be, amelyek a szenek fix karbon és illó anyag tartalma alapján kategorizálják a szénféleségeket. A besorolások azonban országonként eltérhetnek, mint arra példát − az illó tartalom alapján történő osztályozásra − az 5.1. táblázat mutat. Kazánban való tüzelés szempontjából kedvezőnek a 28-40% illó tartalmú szenek bizonyultak, de a berendezések megfelelő kialakításával, méretezésével a kisebb illó tartalmú szenek is jól felhasználhatók. A nagyobb távolságokra, akár kontinensek között szállított szenek hamu és nedvesség tartalma, mint az 5.2 táblázatban is látható, csak néhány százalék, a kéntartalom minimális. A fűtőérték 27-29 MJ/kg között van. A tüzelőanyagok egyéb tulajdonságai (őrölhetőség, hamu összetétele, tulajdonságai) azonban lényegesen eltérhetnek, így a tervezés előtt gondosan kell eljárni a tüzelőanyag garanciális jellemzőinek, ezek megengedett változási tartományának megválasztásánál. Hasonlóan gondos mérlegelést igényel az üzem közbeni, kényszerű tüzelőanyag váltás. 5.1. táblázat USA megnevezés [2] Anthracitic 2-14%
Low volatile bituminous 15-22% Medium volatile bituminous 22-31% High volatile bituminous >31%
Német megnevezés [1] Anthrazit 5-10% Magerkohle 10-14% Esskohle 14-19% Fettkohle 19-28% Gaskohle 28-35% Gasflammkohle 35-40% Flamm-, Sinter-, Pech, Sandkohle, 40-45 (50)%
Magyar megnevezés [5.1] Antracit („sovány” szén) 5-10% Gázszegény (idős), zsugorodó szén („sovány” szén) 10-18% Gázszegény (idős), sülő szén („sovány” szén) 18-32% Gázdús (fiatal), sülő szén („zsíros” szén) 32-36% Gázdús (fiatal), zsugorodó szén („száraz” szén) 40-42%
A felhasznált szénféleségek másik csoportja elsősorban helyi, regionális forrásokból származik. Ezek gyenge minőségű (nagyobb hamutartalmú) kőszenek, barnaszenek, lignitek, esetleg tőzeg. Ilyen esetben a berendezés tervezése az adott szénminőségre történik. Ez esetben is nagyon gondosan kell azonban eljárni, mivel a kitermelt tüzelőanyag minősége bizonyosan nem egyezik meg a fúrási minták alapján vélelmezhetővel, másrészt az üzemidő folyamán bizonyosan változni fog. A tervezés során a várható legkedvezőtlenebb jellemzőkből kell kiindulni, hogy berendezés teljesítményének korlátozására, meghibásodásokra ne kerüljön sor. Kisebb berendezéseknél széntermékeket: kokszot, esetleg brikettet is használnak tüzelőanyagként. Néhány jellemző szénféleségre az 5.2. táblázat mutat illótartalom, C (karbon), H (hidrogén), S (kén), O (oxigén), N (nitrogén) w (nedvesség) a (hamu) bontásban (5.1. ábra), súlyszázalékban megadott elemi összetétel és fűtőérték adatokat. Erőművi kőszeneknél csak nemzetközi adatok szerepelnek, gyenge 4
minőségű szeneknél a könyv összeállításának idején még nagyobb mennyiségben felhasznált hazai szénféleségek is. Az elemi összetétel és az illótartalom nedvességés hamumentes (vhm) állapotra vonatkozik, a fűtőérték nedvesség- és hamumentes, valamint nyers állapotra is szerepel a táblázatban. A hazai szénbányászat egykori, széles termékválasztékára az [5.1] irodalomban találhatók információk. 5.2. táblázat Illóvhm
Cvhm
Hvhm
Nvhm
Ovhm
Svhm
a
w
Hivhm Hi MJ/kg
4,0 8,3
94,39 90,80
% Kőszenek [5.3-5.4] 1,80 0,71 1,40 4,00 1,30 2,70
12,0
89,80
3,80
1,00
4,80
0,60
6
3
36,4
32,3
28,6
82,50
5,40
1,70
9,90
1,30
15
8
32,99
25,4
35,9
84,71
5,40
1,70
7,70
0,50
6,8
5
33,02
29,00
33,2
84,50
5,20
1,60
7,20
1,20
8-13
4-10
32,4
26,227,0
41,5
81,41
5,40
2,10
10,29
0,80
4,6
13,8
32,64
26,30
Pécsi iszapszén Pécsi "A" akna II. Oroszlányi nyers akna II. Ajkai tört akna II. Lignit, Hambach Lignit, Visonta Lignit, Visonta Lignit, Bükkábrány Tőzeg, Finnország
30,7 32,5
Gyenge minőségű szénféleségek [5.5-5.7] 83,29 5,24 2,00 4,74 4,74 36,2 79,58 4,97 1,83 7,59 6,02 54,5
23,7 7,3
29,95 27,93
12,01 10,67
39,6
67,72
5,58
0,73
17,96
8,01
44,3
14,5
26,09
10,75
38,4 ~54 ~61 ~63
63,69 65,90 65,10 63,29
4,67 4,70 5,20 5,70
1,27 0,90 1,80 0,95
24,42 27,80 24,10 25,32
5,94 0,70 3,08 4,75
32,6 12,7 21,6 22,8
20,3 50,0 45,8 45,6
19,41 21,82 22,70 19,18
9,14 8,14 7,40 6,06
~64
60,20
5,20
1,40
26,90
6,30
17,7
45,1
20,51
7,63
~73
58,12
6,36
1,33
33,71
0,48
3,63
52,6
22,34
8,49
Kőszénből Barnaszénből
1 0,9
84,83 81,90
0,26 0,25
0,76 0,74
9,0 9,0
4,0 7,0
33,28 33,29
28,86 27,79
Kőszénből Lignitből
17,8 56,1
80,96 51,92
0,71 0,23
9,7 7,3
1,6 16,8
35,09 26,10
31,09 19,40
Antracit, Donyeck Antracit, Ruhr Magerkohle, Franciaország Fettkohle, Dél-Afrika Gaskohle, Queensland Gaskohle, Lengyelország Gasflammkohle, Skócia
Koksz [5.4] 0,87 0,26 0,84 0,27 Brikett [5.4] 3,70 1,56 1,77 3,87 0,53 19,35
1,70 1,20
5 5,3
5,7 3
33,75 35,19
30,00 32,20
Biomasszák: A fenntartható energiaellátás érdekében az utóbbi időben széleskörűen elterjedt a különféle biomassza féleségek, hulladékok nagyléptékű hasznosítása. Megindult a pelletált biomassza kontinensek közötti kereskedelme. Kisebb berendezéseknél széleskörűen alkalmaznak biobrikett tüzelőanyagot is. A szóba jöhető választékból (haszonnövények maradékai, energianövények) az 5.3. táblázatban csak néhány jellemző példa szerepel [5.4], [5.8-5.9]. A növényi eredet (és a nedvesség- és hamumentes állapotra vonatkozó, közel azonos elemi összetétel) ellenére a biomasszák tulajdonságai lényegesen eltérhetnek, így egy adott berendezés tervezésénél különös gondossággal kell eljárni a felhasználandó biomasszák szóba jöhető tüzelési arányainak megválasztásánál. A táblázatban, a [2] irodalom alapján, városi szemét tájékoztató adatai is szerepelnek. A valóságban a városi szemét tervezés, üzemvitel szempontjából fontos jellemzői nagymértékben függnek a begyűjtési helytől, az ottani életmódtól, életkörülményektől. Az összetétel
5
évszakoktól (vegetáció, fűtés), és más körülményektől függően is széles határok között változhat. Az egyes jellemző hulladékcsoportokra, arányuk változására német tapasztalatok [5.4] alapján az 5.4. táblázat mutat példákat. Ezek alapján is egyértelmű, hogy a tervezési tüzelőanyag sáv megválasztása szemét vagy más hulladéktüzelésű berendezések esetén is különös gondosságot, esetleg többéves adatgyűjtést igényel. 5.3. táblázat [5.3], [5.8-5.9] Illóvhm Bükkfa Fenyőfa Nyárfa Bükk kéreg Búzaszalma Bagassz (kilúgozott cukornád) Papír Kukoricaszár Miscanthus Városi szemét [2]
Hvhm
Nvhm
Ovhm
Svhm
a
w
80,2 79,0
49,10 51,03 50,43 51,61 48,42
6,18 5,93 5,99 6,28 6,10
% 0,46 0,48 0,44 0,52 0,45
44,27 42,57 43,14 41,54 45,03
0,00 0,00 0,00 0,05 0,00
0,78 0,62 1,20 2,78 4,30
22,3 20,4 16,7 34,3 14,0
Hivhm Hi MJ/kg 18,21 13,46 19,36 14,79 17,99 14,36 18,97 11,10 18,58 14,84
81,0
48,21
6,70
0,46
44,63
0,00
1,23
51,0
18,73
7,70
87,6 ~76 ~80
48,91 48,24 47,87 52,94
5,18 6,36 6,45 7,02
0,21 1,43 0,73 0,38
45,63 43,85 44,85 39,28
0,08 0,13 0,10 0,19
14,70 8,78 3,90 16,00
8,5 ~5,7 ~6,1 31,3
18,48 19,18 18,11 18,12
13,99 16,50 16,33 9,55
87,5
Cvhm
5.4. táblázat [5.4] Papír karton, nyomtatvány Fűtőérték (Hivhm,MJ/kg) Hamu (hvm, %) Nedvesség (%) Összetétel (%): „Szolgáltatás orientált” város „Termelés orientált” város Elővárosi jellegű terület Iparosodott terület Vidék
8 mm-nél kisebb méretű szerves anyag, 17,6 68,0 18,9
Égetési maradványok (koksz)
17,5 13,3 24,2
Műanyag, textília, fa, bőr, csont, gumi 27,3 8,0 21,2
33,7 68,0 18,9
8 mm-nél nagyobb méretű növényi maradványok 20,3 37,9 53,3
23,3-43,9
10,9-23,1
7,9-38,4
0,1-8,0
22,6-42,8
20,2-43,1
10,3-20,1
3,4-27,1
4,7-22,6
22,8-37,7
17,9-43,1
12,4-28,9
5,2-31,3
0,6-10,5
23,4-38,6
15,0-32,8 17,6-42,2
13,9-31,3 14,3-30,0
9,9-34,2 8,4-32,3
0,3-5,4 0-4,4
26,6-40,1 13,8-43,3
Szárítás hatása az összetételre, fűtőértékre: A tüzelőanyagok minősége a szállítás, tárolás során folyamatosan változik: nedvességtartalmuk növekszik, csökken, kémiai átalakulások is végbemehetnek. Nagyobb nedvességtartalmú ligniteknél a méretek csökkentésére, hatásfok javítására szénszárítási technológiákat is alkalmaznak. Ezért gyakran szükséges a különféle állapotok közötti átszámítás. Ehhez az 5.1. ábrán látható vázlatból lehet kiindulni. A szárítás során a szén szárazanyagtartalma változatlan marad, csak a nedvességtartalom csökken, így az átszámítás a változatlanul maradó összetevők egész mennyiséghez viszonyított arányának figyelembevételével lehetséges. Néhány jellemző állapot közötti átszámítási összefüggést az egyes alkotók arányára az 5.5. táblázat tartalmaz. Fűtőértékek átszámításánál abból lehet kiindulni, hogy a nedvesség, hamutartalom változásával a tüzelőanyag éghető részének égéshője marad állandó. Egy adott állapotra vonatkozó fűtőértéket vissza kell számítani égéshővé, az 5.5 táblázatbeli átszámítási összefüggésekkel meg kell határozni a megváltozott tömegegységre
6
vonatkoztatott égéshőt, majd ebből a megváltozott nedvesség és hidrogéntartalom figyelembevételével lehet kiszámítani az új fűtőértéket. Példaként a nedvességtartalom változása esetén
w 100 100 w
H i n2 H i n1 24,425w1 8,936 H1
2
24,425w2 8,936 H 2
5.1
1
ahol az 1 indexek a kiinduló, a 2 indexek a végállapotra vonatkoznak.
Nedvesség- és hamumentes állapot
Légszáraz állapot
Nedvességmentes állapot
Nyers állapot
Nedvesség (w)
Durva nedvesség Ebből levegőn való szárításnál visszamarad
Higroszkopikus nedvesség Hamu (a) N O S H
C
5.1. ábra Szilárd tüzelőanyagok jellemzői 5.5. táblázat w2, a2
Eredeti állapot
w1, a1 w1=0 a1vm w1=0, a1=0 wa, a1=0
100 w2 100 w1 100 w2 100 100 w2 a2 100 100 w2 a 2 100 wa
a2vm
Végállapot w=0, a=0
100 100 w1 100 a 2 vm 100 a1vm 100 a2vm 100 100 a 2 vm 100 wa
100 100 w1 a1 100 100 a1vm 1
100 100 wa
wa, a2=0
100 wa 100 w1 a1 100 wa 100 w1vm 100 wa 100 1
A szárítás mellett, elsősorban kőszenek minőségének javítására, poros frakció, meddőtartalom leválasztására a szénmosást is alkalmazzák. Ennek során a szárazanyag tartalom összetétele is változik, így a táblázatbeli átszámítási összefüggések nem használhatók, megbízható jellemzők csak a mosási termékek analízisével, kalorimetrálásával nyerhetők. Hamu összetétele, tulajdonságai: Szilárd tüzelőanyagoknál nemcsak a hamutartalom nagysága, hanem annak összetétele, tüzelés alatti, utáni viselkedése is különösen fontos [5.44]. Ezért mindig szükség van a salakosodási, elrakodási tulajdonságokat befolyásoló, hamuban előforduló vegyületek mennyiségének meghatározására, illetve a hamu olvadási tulajdonságainak, az ezt jellemző hőmérsékletek értékének megadására. Néhány hazai szénféleségre és − összehasonlításképpen − rajnai lignitre a hamu összetételét az 5.6. táblázat mutatja. Az égés eredményeként keletkező salak tulajdonságai érdemben csak tüzelési kísérletek során ismerhetők meg. Erre nem minden esetben van mód, másrészt a tulajdonságok a berendezés élettartama alatt lényegesen változhatnak. Ezért a gyakorlati tapasztalatok alapján a hamuban lévő vegyületek arányából, a tüzelőanyag kéntartalmából kiinduló jellemző számokat (5.7. táblázat) vezettek be, és
7
ezek alapján a tapasztalati határértékek figyelembevételével lehet következtetni az égési maradványok várható viselkedésére. A számítási összefüggések alkalmazását kőszenekre javasolják [2], de gyakorlati tapasztalatok alapján más tüzelőanyagoknál is alkalmasak a berendezések kialakítását, esetleges tüzelőanyag váltást befolyásoló döntések elősegítésére. Salakolvasztó tüzeléseknél az előzőekkel ellentétben a salak kedvező olvadási, folyási tulajdonságai fontosak. Utóbbiak valószínűsítésére alkalmazzák a
SiO2 0,5 ( Al 2 O3 K 2 O ) 5.2 0,5 ( Fe 2 O3 FeO CaO ) MgO Na 2 O viszkozitási számot, amelynek − a tapasztalatok alapján − a jó salakolvadáshoz 7-nél nagyobbnak kell lennie [1]. K
5.6. táblázat Rajna vidéki lignit [1] SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O SO3 CO2 TiO2 Egyéb
9,5 5,0 15,0 41,0 14,0 13,5 2,0
Visontai lignit [5.5] 61,0 17,7 7,5 5,9 1,7 0,9 0,3 4,3 0,0 0,5 0,2
Bükkábrányi lignit [5.5] 46,2 20,5 11,6 10,3 1,6 0,9 0,2 8,0 0,0 0,5 0,2
Oroszlányi akna II. [5.5] 48,0 16,0 5,0 17,3 1,8 1,3 0,7 7,4 1,0 1,1 0,4
5.7. táblázat Jellemző számok
Bázis-sav arány Salakosodási tényező Eltömődési tényező Teljes alkáli szám Szilíciumoxid arány Ásvány szám
Számítási összefüggés
B Fe 2 O3 CaO MgO Na 2 O K 2 O A SiO2 Al 2 O3 TiO2 B SF S A B FF Na 2 O A ( Na 2 O 0,658 K 2 O ) A TA 100 SiO2 SR Fe 2 O3 CaO MgO SiO2 M
SiO 2 Fe 2 O3
Tapadási veszély [1]
Salakosodási veszély [5.2]
>0,8
>0,5
>2 >0,2
>0,6
>0,3 <72
<5
Gyenge minőségű szeneknél elsősorban a pernyeszemcsék ragadásával, olvadásával fenyegető hőmérsékletek elkerülése jelenthet megoldást. A Leitz féle, redukáló és oxidációs atmoszférában végzett, olvasztómikroszkópos vizsgálatok alapján általában az alábbi hőmérséklet értékeket adják meg:
8
ragadási hőmérséklet, ragadóssági pont (a mintához érintett üvegrúd odatapad), alakváltozási hőmérséklet (a 10 mm élhosszúságú kocka alakú minta sarkainak, éleinek eredeti alakja megváltozik), lágyulási hőmérséklet, lágyuláspont (megindul a kocka magasságának a csökkenése [≥ 2mm]), olvadáspont (az olvadék félgömb alakot vesz fel), folyáspont (az olvadék szétfolyik a vizsgáló felületen, magassága ≤ 2mm), amelyek közül a garanciális feltételek között általában a redukáló atmoszférában mért lágyulási hőmérséklet minimális értékét rögzítik. A biomassza féleségek hamuösszetétele és a szilárd égési maradványok tulajdonságai lényegesen eltérnek a szenekétől, elsősorban a kis mennyiségű hamuban előforduló nagyobb arányú kalcium, kálium, klór tartalom miatt [5.8]. Hulladékoknál a műanyag csomagolóanyagok miatt lehet igen nagy a klórvegyületek aránya. Ezért a tervezési tüzelőanyag minőség megválasztásánál, a megengedett eltérési tartományok meghatározásánál nagy gondossággal kell eljárni. Szerző olyan minimum-maximum tartomány megadással is találkozott biomassza tüzelőanyagnál, ahol például K2O-ra 1,2-22%, CaO-ra 1,6-38% értékek szerepeltek, és az egyéb alkotókat is hasonlóan széles sávok jellemezték. 5.8. táblázat Fűtőolaj Tüzelőolaj Gázolaj Benzin [5.4] Metilalkohol (tiszta) [5.4] Black liquor [5.4] Orimulsion 400 [2]
Cvhm
Hvhm
Nvhm
86,00 86,33 85,95 85,90 37,49 61,63 84,87
11,30 13,10 13,50 14,05 12,58 6,69 10,15
0,30
Ovhm % 1,37 0,40 0,35 49,93 29,90 0,25
0,24 0,70
Svhm
a
w
1,03 0,17 0,20 0,05
0,01
0,39
1,52 4,02
33,15 0,07
30,10 29,00
Hivhm Hi MJ/kg 41,14 40,98 42,60 42,95 43,21 19,72 21,69 7,97 39,05 27,70
Folyékony tüzelőanyagok: A nagy mennyiségben felhasznált kőolajszármazékokat kis hamu- és nedvesség-tartalom jellemzi (5.8. táblázat). A fűtőolajokban lévő kis hamutartalom azonban jelentős mennyiségű vanádium oxidot tartalmazhat, amely a nagy falhőmérsékletű falfelületeken különösen gyors lefolyású, veszélyes, magas hőmérsékletű korróziót eredményezhet. A szenekénél kisebb kéntartalom is veszélyesebb lehet, mivel hiányoznak a szenek hamujában előforduló, a kénvegyületeket mesterséges beavatkozás nélkül részben lekötő alkálikus hamualkotók is. Ezért olajtüzelésű berendezések kialakításánál a falhőmérsékletek helyes megválasztásával mindkét korrózió típus megelőzésére gondosan ügyelni kell [4.75]. A táblázatban néhány más folyékony tüzelőanyag is szerepel. A black liquor (fekete lúg) a 2.24. fejezetben ismertetett lúgtüzelésű kazánok tüzelőanyaga, az orimulsion a Venezuelában, az Orinokó folyó medencéjében kitermelt bitumenből − mintegy 30%-nyi víz és tulajdonságjavító vegyszerek hozzáadásával − előállított, nagy hamutartalmú kőolajszármazékot jelöli. Utóbbinak elsősorban nagy kén és vanádium oxid tartalma jelent különleges kihívást a tervezők, üzemeltetők számára. Felhasználására kőszéntüzelésű kazánok kiegészítő tüzelőanyagaként, vagy nagy sűrűségű fűtőolajok helyettesítésére kerül sor.
9
Gáznemű tüzelőanyagok: Szilárd, folyékony tüzelőanyagoknál a tüzelőanyagot alkotó éghető vegyületek típusainak meghatározása, a vegyületek sokfélesége miatt csaknem lehetetlen. Ezzel szemben a gázhalmazállapotú tüzelőanyagok összetétele néhány jellemző molekulával jól leírható. Emiatt gáz tüzelőanyagoknál nem az elemi, hanem a molekula összetétel (térfogatszázalékban) megadása szokásos. A leggyakoribb alkotók: CH4 (metán), C2H6 (etán), C3H8 (propán), C4H10 (bután), CmHn (magasabb rendű szénhidrogének), CO (szénmonoxid), H2 (hidrogén), H2S (kénhidrogén), CO2 (széndioxid), N2 (nitrogén), H2O (vízgőz). A gáz tüzelőanyagok nedvesség (vízgőz) tartalma a mesterségesen előállított tüzelőanyagokat kivéve elhanyagolható, az esetlegesen (általában g/m3-ben) megadott, hamunak nevezett alkotó a kitermelés, előállítás során elragadott és a tisztítási folyamatok során visszamaradt, finom méretű port jelenti. 5.9. táblázat CH4
C2H6
C3H8
C4H10
CmHn
CO
CO2
O2
N2
H2
7,0 6,1
0,45 2,20 1,58 64,1 1,2 2,6
0,6
2,20 2,89 4,02 2,45 1,5 3,7
55,0 47,9
6,5
7,1
0,2
13,0
32,3
% Földgáz I. Földgáz II. Földgáz III. Földgáz IV. Kamragáz I. [5.1] Kamragáz II. [2] Városi gáz (földgázbontásból) Generátorgáz (barnaszénből) [5.1] Generátorgáz (kőszénből) [5.1] Gáz, fluid ágyas (kőszén) gázosítóból [5.10] Kohógáz I. [5.1] Kohógáz II. [2]
95,60 88,63 83,32 30,95 32,0 33,9
1,24 3,59 10,28 1,24 2,3 5,2
0,3 1,57 0,72 0,71
0,15 0,81 0,08 0,35
0,06 0,31 0,20
40,9 2,0
0,5
24,0
7,3
0,2
51,0
15,0
2,0
0,2
28,0
4,0
0,2
53,6
12,0
0,9
30,7
1,9
47,8
18,7
0,1
27,5 23,3
10,0 14,4
54,5 56,4
3 2,4
Hi 3 kJ/Nm 35579 36994 37321 16286 14654 19021 5673 6645
3558-4815
Néhány jellemző, gáznemű tüzelőanyag összetételét, fűtőértékét az 5.9. táblázat tartalmazza. Az I.-III. jelű földgázok az ország különböző helyén vett minták jellemzőit mutatják. Az eltérések a földgáz előfordulások különbözőségéből adódnak. A IV. jelű földgáz nagy széndioxid tartalmú előfordulásból származik, a gyakorlatban inertes (ritkábban savanyú) gáznak nevezik. A kamragáz a kokszolóművekben (kokszoló kamrákban) előállított, „városi gáz”-ként is forgalmazott, gáz szokásos megnevezése. Összetétele nagymértékben függ a koksz előállításához felhasznált szén minőségétől, elsősorban illóanyagtartalmától. A megfelelő, olcsó kokszolható hazai szénfajták kimerülésével, a városi gáz igény növekedésével, a gázhálózatok földgázra történő átállításáig gyakran földgázból, vagy benzinből bontással előállított gázzal pótolták. A generátorgáz − földgáz ellátás hiányában − az ipari kemencék tüzelőanyaga, vegyi eljárások nyersanyaga. A nagyolvasztók melléktermékeként keletkező kohógázt rendszerint a házi erőművekben hasznosítják, amelyeknek kazánjaiban a kamragáz, generátorgáz más célra nem hasznosítható többletét is eltüzelik. Miután utóbbi gázféleségek gyulladási tulajdonságai a nagy szénmonoxid tartalomból adódóan kedvezőtlenek, felhasználásukra gyakran csak jó minőségű (földgáz, fűtőolaj) tüzelőanyag támasztó, póttüzelésével van mód. A kamragáz, kohógáz 1-5% nedvességet is tartalmazhat.
10
5.2.
Sztöchiometriai számítások
A sztöchiometria az égési reakciók során érvényesülő tömeg és térfogatarányok, fajlagos mennyiségek számításával foglalkozik. A berendezések méretezéséhez az egységnyi mennyiségű tüzelőanyag tökéletes (nem maradnak vissza éghető gázhalmazállapotú égési maradványok), és teljes (nem maradnak vissza éghető szilárd halmazállapotú égési maradványok) eltüzeléséhez bevezetendő oxigén-, levegőmennyiség, a tüzelés eredményeként keletkező száraz- és nedves füstgázmennyiség ismerete szükséges. A számítások szilárd és folyékony tüzelőanyagoknál az előzőek szerinti, súlyszázalékban megadott elemi összetételből, gázhalmazállapotú tüzelőanyagoknál a tüzelőanyagot alkotó vegyületek, térfogatszázalékban megadott, mennyiségéből indulnak ki. Szilárd, folyékony tüzelőanyagok: A fajlagos mennyiségek számítása az elemi összetételben előforduló ai alkotók, és az 5.10. táblázatban megadott, adott alkotóra vonatkozó állandók szorzatának összegzése alapján történik (a vesszővel jelzett értékek az egységnyi tömegre vonatkoztatott fajlagos, a 0 indexű értékek a =1 légfelesleg tényezőre vonatkozó elméleti értékeket jelölik): Fajlagos elméleti oxigénszükséglet [kg/kg]: 5.3 O' 2 0 CO i ai i
L' CL i ai ,
Fajlagos elméleti levegőszükséglet [kg/kg]:
0
5.4
i
pontosabb számításoknál figyelembevételével
a
levegő
(x)
nedvességtartalmának (1 x) CL i ai 5.5 ' L0
i
Teljesen tökéletlen elégéshez szükséges oxigén [kg/kg]:
Fajlagos elméleti széndioxid mennyiség [kg/kg]:
CCO i ai 5.6
' O CO
i
CCO2 i ai
' CO2 0
5.7
i
' SO CSO i ai
Fajlagos elméleti kéndioxid mennyiség [kg/kg]:
20
2
5.8
i
N' CN i ai
Fajlagos elméleti nitrogén mennyiség [kg/kg]:
20
2
5.9
i
V'
Fajlagos elméleti száraz füstgázmennyiség [kg/kg]:
Sz 0
CVSz i ai ,
5.10
i
V'
illetve
Sz 0
' ' CO SO N' 2 0 20 20
Fajlagos elméleti vízgőz mennyiség [kg/kg]:
5.10a
H' O CH O i ai , 5.11 2
0
2
i
pontosabb számításoknál figyelembevételével
a
levegő
(x)
' H 2 O0
nedvességtartalmának CH 2O i ai x L' 0 5.12 i ' V0
Fajlagos elméleti nedves füstgázmennyiség [kg/kg]: CV0 i ai ,
5.13
i
V' V' H' O 0
illetve
0
Sz 0
2
5.13a
A hamu gázfázissal távozó, a [kg/kg] nagyságú, illóanyag tartamát széndioxidként javasolt figyelembe venni, és az 5.7. képletből kiadódó, égésből származó széndioxid ' értékhez kell hozzáadni. Így az összegzett CO érték a hamu illóanyag fázisát is 20 tartalmazza. Amennyiben a értéke ismeretlen, elhanyagolható. 11
Valóságos viszonyok között, a tüzelőanyag lehetőség szerinti teljes, tökéletes eltüzeléséhez, légfeleslegre van szükség. Ezért a tüzelőberendezésekbe bevezetendő, és az égés eredményeként keletkező mennyiségek a levegőfelesleggel, − amelyet a légfelesleg tényezővel jellemzünk, − megnövekednek: Fajlagos oxigénszükséglet [kg/kg]: O' 2 O' 2 0 5.14
L' L'
Fajlagos levegőszükséglet [kg/kg]:
5.15
0
Fajlagos száraz füstgázmennyiség [kg/kg]: Fajlagos nedves füstgázmennyiség [kg/kg]:
CO Karbon Hidrogén Kén Oxigén Nitrogén Nedvesség
2,664 7,937 0,998 -1,000
CL 11,507 34,283 4,311 -4,319
CCO2
CSO2
3,664 1,998
V' V' ( 1) L'
5.16
V' V' ( 1) L'
5.17
Sz
Sz 0
0
0
CN 2
CVS z
8,843 26,346 3,313 -3,319 1,000
12,507 26,346 5,311 -3,319 1,000
0
5.10. táblázat CCO CV0
CH 2 O
12,507 35,283 5,311 -3,319 1,000 1,000
8,937
1,000
1,332 7,937 0,998 -3,319 0,000
A füstgáz sűrűsége − a vonatkoztatási hőmérsékleten − az egyes komponensek (széndioxid, kéndioxid, vízgőz, oxigén, nitrogén, pernye, esetleg szénmonoxid) 5.11. táblázatban megadott sűrűsége alapján számítható ki.
fg
v' i' i i
5.18
A légfelesleggel bekerülő levegőt a levegő (1,293 kg/m 3) sűrűségével, vagy oxigénként és nitrogénként, a levegőbeli arányuknak megfelelően, lehet figyelembe venni. A nedves füstgáz sűrűségére megadotthoz hasonlóan számítható a száraz füstgáz sűrűsége is. A hőtechnikai számítások során szükség van a háromatomú gázok parciális nyomására, a füstgáz porkoncentrációjára, a füstgázelemzések kiértékeléséhez a széndioxid, kéndioxid, tökéletes és teljes égéshez tartozó maximális térfogatszázalékos arányára is. Ezek számítása az előbbi fajlagos mennyiségekből a sűrűségek figyelembevételével lehetséges. Fontos kiemelni, hogy a parciális nyomások, koncentrációk számításánál értelemszerűen a pernyetartalom nélküli (hamumentes állapotra számított) fajlagos füstgázmennyiségekből és sűrűségekből kell kiindulni. Széndioxid parciális nyomása [bar]:
pCO2
Kéndioxid parciális nyomása [bar]:
pSO2
Vízgőz parciális nyomása [bar]:
pH 2O
12
' CO / CO 20
2
p
5.19
2
p
5.20
/ fg ' V
' SO / SO 20
/ fg ' V
H' O / H O p V' / fg 2
0
2
5.21
h
A füstgáz porkoncentrációja [kg/m3]: ahol
p
s
( 1 s )a( 1 ) V' / fg
5.22
nyomás a tűztérben, kazánjáratokban [bar], salakbekötési tényező, (1.3 fejezet) [kg/kg], értéke szénportüzelésnél 515%, rostélytüzelésnél 75-85%, a hamu illóanyag tartalma [kg/kg].
A maximális koncentráció számítása száraz füstgázra vonatkoztatva történik, miután a füstgázelemző készülékekben a nedvességet, a koncentrációmérést megelőzően, leválasztják. ' CO / CO2 Széndioxid maximális koncentrációja a füstgázban [%]: CO2 max ' 2 0 100 5.23 VSz0 / fg Sz Kéndioxid maximális koncentrációja a füstgázban [%]: SO2 max
' SO / SO 20
' VSz0
2
/ fg Sz
100
5.24
Az egyes tüzelőanyagfajtákra jellemző CO2 max értékeket [5.3] alapján az 5.2. ábra mutatja. A hagyományos, elnyeletéses elven működő, (külön hitelesítést nem igénylő) füstgázelemző (például Orsat) készülékeknél a széndioxid és kéndioxid nem különíthető el, ezért kéntartalmú tüzelőanyagoknál a légfelesleg tényező megállapításához a gyakorlatban az RO2 max CO2 max SO2 max összeget alkalmazzák, amely csak szerény − a kéntartalomtól függő − mértékben nagyobb az előbbi CO2 max értékeknél.
19,8 19,4 19,0 18,6
0
Barnaszén, lignit
Kőszenek 10
20
30
40
50
Tőzeg
20,2
Fa
20,6
Koksz Antracit
CO2 max (%)
21,0
60
70
80
Cseppfolyós gáz
Illótartalom (%)
16
14
12 36
Fűtőolaj
Kőszén kátrány
CO2 max (%)
18
38
Gázolaj
20
40
42
44
46
48
50
Fűtőérték (MJ/kg)
10 0
10
Olajgáz
14
Földgáz
18
Vízgáz
CO2 max (%)
22
Városi gáz Kamragáz
Kohógáz Generátorgáz
26
20
30
40
50
Fűtőérték (MJ/Nm3)
5.2. ábra Az egyes tüzelőanyagokra jellemző CO2 max értékek [5.3] Gáznemű tüzelőanyagok: A fajlagos mennyiségek számításához az mi , térfogatarányban [m3/m3] megadott molekula összetételt át kell számítani tömegarányra ( ai , [kg/kg]), amely az egyes komponensekre az
13
ai
mi i 5.25 mi i i
kifejezéssel, az egyes alkotók sűrűségének figyelembe vételével történhet. Ezt követően a fajlagos jellemzők meghatározása a szilárd tüzelőanyagokéval teljesen azonos módon, az előbbi képletek és az 5.11. táblázatban megadott állandók felhasználásával végezhető.
CO
CL
CCO2
3,989 3,725 3,628 3,578 3,422 0,571 7,937
17,231 16,088 15,672 15,457 14,781 2,467 34,283
2,743 2,927 2,994 3,029 3,138 1,571
3
CH4 C2H6 C3H8 C4H10 CmHn CO H2 CO2 N2 O2 H2S H2O SO2
kg/m 0,718 1,355 1,913 2,708 2,503 1,251 0,090 1,977 1,250 1,429 1,536 0,804 2,856
CSO2
CN 2
CVS z
CH 2 O
13,242 12,363 12,044 11,878 11,359 1,896 26,346
15,985 15,291 15,038 14,907 14,497 3,467 26,346 1,000 1,000 -3,319 6,555
2,246 1,797 1,634 1,550 1,284
1,000 -1,000 1,408
-4,319 6,083
1,880
1,000 -3,319 4,675
1,000
8,937
1,408 1,000
1,000
5.11. táblázat CV0 H i [1.8] 18,231 17,088 16,672 16,457 15,781 3,467 35,283 1,000 1,000 -3,319 7,083 1,000 1,000
kJ/kg 50013 47147 46354 45715 45781 10103 119971
15209
Keverékek tüzelése, vegyes tüzelés: Többféle tüzelőanyag egyidejű tüzelése esetén célszerű az előbbi fajlagos mennyiségek tüzelőanyagonként történő kiszámítása, és az eredő mennyiségek ezt követő meghatározása a ( k k ) keverési arányok figyelembevételével. Például: ' CO
2 kev
' CO kk 2k
5.26
k
illetve
V'
kev
V' k kk
5.27
k
ahol a k k részarány kiszámítása: k k
m k m k
5.28
k
az egyes m k [kg/s] tüzelőanyag áramok alapján lehetséges. Ily módon az egyes tüzelőanyag áramok, ezzel az arányok változása jól követhető. A számítás súly és térfogatszázalékban megadott összetételű tüzelőanyagok egyidejű tüzelésére is alkalmazható. Homogén összetétel megadás esetén az egyidejű tüzelés jellemzőinek számítása a tüzelőanyag „keverék” elemi összetételének egyes komponensek elemi, molekula analíziséből végzett meghatározása alapján is lehetséges. A keverék komponensei:
a i kev ai k kk
súlyszázalékos összetételre:
5.29
k
mi kev mi k kk
térfogatszázalékos összetételre:
k
ahol k k a súlyszázalékos, vagy térfogatszázalékos keverési arány.
14
5.30
Jellemző értékek. A fajlagos jellemzők meghatározására vonatkozó előbbi számításokat elvégeztük az 5.1. fejezetben megadott tüzelőanyag féleségekre. Az 5.12.-5.14. táblázatokban a fajlagos elméleti levegőszükségletet, a fajlagos elméleti száraz és nedves füstgázmennyiséget, a =1,15 (szeneknél), =1,2 (biomassza féleségeknél), illetve =1,05 (folyékony és gázhalmazállapotú tüzelőanyagoknál) légfelesleg tényezővel számított fajlagos füstgázmennyiséget, a háromatomú gázok légköri nyomásra ( p =1,01325 bar) számított parciális nyomását, a füstgáz maximális hamutartalmát ( s =0,15 értékű salakbekötési − 1.11 képlet − tényezővel), RO 2 max értékét, és sűrűségét (15 °C–on) tüntettük fel. Az 5.12. táblázatban megadott száraz és nedves füstgázmennyiségek a tüzelőanyagok füstgázzal szállított hamutartalmát nem tartalmazzák. Szilárd tüzelőanyagok
' L0
' VS z 0
' V0
' V
pCO2
kg/kg Antracit, Donyeck Antracit, Ruhr Magerkohle, Franciaország Fettkohle, Dél-Afrika Gaskohle, Queensland Gaskohle, Lengyelország Gasflammkohle, Skócia Pécsi iszapszén Pécsi "A" akna II. Oroszlányi nyers akna II. Ajkai tört akna II. Lignit, Hambach Lignit, Visonta Lignit, Visonta Lignit, Bükkábrány Tőzeg, Finnország Kőszénkoksz Barnaszénkoksz Kőszén brikett Lignit brikett Bükkfa Fenyőfa Nyárfa Bükk kéreg Búzaszalma Bagasz Papír Kukoricaszár Miscanthus Városi szemét
pSO2
pH 2O
bar
5.12. táblázat fg h RO2 max g/m
3
%
kg/m
3
10,262 10,779
11,017 11,381
11,212 11,726
12,751 13,343
0,193 0,180
0,002 0,002
0,031 0,052
5 5
19,99 18,99
1,382 1,362
10,424
11,059
11,364
12,927
0,182
0,001
0,051
6
19,18
1,363
8,449
8,917
9,299
10,567
0,170
0,002
0,081
18
18,58
1,342
9,956
10,465
10,888
12,381
0,172
0,001
0,074
7
18,50
1,345
8,885
9,350
9,763
11,095
0,171
0,002
0,079
14
18,56
1,343
8,820 4,563 4,123
9,309 4,788 4,357
9,774 5,201 4,578
11,097 5,886 5,196
0,169 0,157 0,166
0,001 0,006 0,009
0,092 0,135 0,090
5 78 136
18,57 18,40 18,61
1,336 1,312 1,341
3,821 3,830 2,993 2,727 2,638
4,099 4,213 3,310 2,972 2,870
4,378 4,504 3,866 3,511 3,410
4,952 5,078 4,315 3,920 3,806
0,156 0,163 0,147 0,139 0,134
0,013 0,010 0,001 0,004 0,007
0,133 0,147 0,266 0,272 0,281
113 81 35 65 70
18,71 19,65 19,94 19,27 19,04
1,319 1,315 1,243 1,238 1,232
2,909
3,203
3,732
4,168
0,139
0,010
0,263
50
19,43
1,246
3,253 9,872 9,530 10,539 6,475 4,505 4,791 4,921 3,964 4,672 2,827 4,175 4,997 5,208 3,589
3,584 10,713 10,342 11,097 7,077 5,186 5,495 5,653 4,498 5,408 3,229 4,937 5,729 5,986 3,989
4,217 10,782 10,440 11,442 7,402 5,497 5,785 5,909 4,936 5,629 3,814 5,028 5,909 6,169 4,428
4,705 12,263 11,870 13,023 8,374 6,173 6,504 6,647 5,531 6,329 4,238 5,655 6,659 6,950 4,966
0,138 0,205 0,203 0,179 0,173 0,164 0,168 0,170 0,155 0,170 0,136 0,184 0,170 0,170 0,147
0,001 0,001 0,001 0,001 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,284 0,010 0,016 0,052 0,116 0,191 0,176 0,168 0,225 0,170 0,318 0,146 0,152 0,155 0,230
9 10 10 10 11 2 1 2 6 8 3 33 17 7 39
19,13 20,66 20,67 18,87 19,53 20,21 20,27 20,27 19,85 20,37 19,75 21,39 19,95 20,00 19,04
1,228 1,398 1,395 1,361 1,328 1,288 1,297 1,302 1,266 1,301 1,211 1,322 1,310 1,308 1,258
15
Folyékony tüzelőanyagok
L'
0
Fűtőolaj Tüzelőolaj Gázolaj Benzin Metilalkohol Black liquor Orimulsion 400
13,366 14,415 14,512 14,703 6,470 2,999 9,510
V'
V'
S z0
V'
pCO2
pSO2
16,361 17,577 17,689 17,909 8,441 4,117 11,936
0,141 0,135 0,133 0,131 0,115 0,145 0,138
bar 0,001 0,000 0,000 0,000 0,000 0,002 0,004
0
kg/kg 13,357 14,356 14,248 15,415 14,309 15,512 14,448 15,703 6,845 7,470 3,255 3,667 9,573 10,510
5.13. táblázat RO2 max
pH 2O
h
0,116 0,124 0,127 0,130 0,234 0,226 0,145
g/m 0 0 0 0 0 97 0
3
Gáznemű tüzelőanyagok
Földgáz I. Földgáz II. Földgáz III. Földgáz IV. Kamragáz I. Kamragáz II. Városi gáz (földgázbontásból) Generátorgáz (barnaszénből) Generátorgáz (kőszénből) Gáz, fluid ágyas (kőszén) gázosítóból Kohógáz I. Kohógáz II.
' L0
' VS z 0
16,339 15,360 15,317 2,876 14,198 12,873
' V0
' V
kg/kg 15,223 17,339 14,410 16,360 14,378 16,317 3,513 3,876 12,919 15,198 11,913 13,873
pCO2
pH 2O
% 15,91 15,34 15,19 15,01 14,90 18,72 16,29
fg 3
kg/m 1,305 1,296 1,293 1,290 1,233 1,260 1,293
5.14. táblázat RO2 max fg 3
18,156 17,128 17,083 4,020 15,908 14,517
bar 0,117 0,234 0,120 0,229 0,119 0,228 0,268 0,189 0,102 0,293 0,108 0,276
% 11,69 12,05 12,00 26,77 10,21 10,94
kg/m 1,237 1,241 1,241 1,348 1,209 1,219
8,770
8,479
9,770
10,209
0,121
0,257
12,07
1,232
1,378
2,231
2,378
2,447
0,190
0,116
19,02
1,331
1,336
2,218
2,336
2,403
0,190
0,093
18,99
1,342
1,567 0,742 0,612
2,409 1,691 1,576
2,567 1,742 1,612
2,646 1,779 1,643
0,184 0,251 0,265
0,115 0,020 0,018
18,38 25,06 26,38
1,328 1,404 1,420
Közelítő összefüggések: Az üzemvitel, folyamatellenőrzés során gyakran nem áll rendelkezésre az elemi összetétel. Ilyen esetben, a fajlagos mennyiségek fűtőérték függvényében történő meghatározására, közelítő összefüggések használhatók ([1], [2], [5], [1.6], [5.4]). Ezek tényleges pontossága attól függ, hogy a felhasznált tüzelőanyag mennyire hasonlít az összefüggések felállításánál alapul vett tüzelőanyagokra. Legkedvezőbbnek, a saját tüzelőanyagra rendszeresen végzett mintavételek, elemzések alapján felállított, „saját” közelítő függvények alkalmazása tűnik. 5.15. táblázat Középnehéz fűtőolaj Földgáz Oroszlányi szén Mátrai lignit
a1 2,354 0,5516 0,2483 0,1336
b1 0,01847 0,04463 0,0862 0,0960
a2 -2,006 -0,0784 0,037 1,100
b2 0,07647 0,04806 0,03333 0,03636
a3 2,500 0,3502 1,0502 0,4705
A közelítő függvények szokásos alakja: ' CO a1 b1H i
5.31
H' O a2 b2 H i
5.32
2
2
16
b3 0,2652 0,4181 0,02857 0,3300
L' (a3 b3 H i ) V' L' 1
5.33
5.34 A hazai erőművekben felhasznált néhány tüzelőanyagra az állandókat az 5.15. táblázat tartalmazza (a H i fűtőértéket MJ/kg egységben kell a képletekbe behelyettesíteni). Általánosabb (német gyakorlatban alkalmazott) összefüggések ( H i fűtőértéket a képletekbe kJ/kg egységben kell beírni): H 2450(1 h ) szilárd tüzelőanyagokra [1]: 5.35 L' 0,309 i 1000 H 2450(1 h ) V' 0,309 i 1 5.36 1000 H 6740 folyékony tüzelőanyagokra [1]: L' 4,028 i 5.37 10000 H 6740 5.38 V' 4,028 i 1 10000 H földgázra [5] 5.39 'L 0,3459 i 1000 5.40 'V 'L 1 Légfelesleg tényező nagysága: A legjobb hatásfokú tüzeléshez szükséges légfelesleg tényező nagysága a tüzelőanyagtól, tüzelési módtól függ, és a tüzelőberendezésben a folyamat igényeitől függően is változhat. Széntüzelés vándorrostélyon: Szénportüzelés: Olajtüzelés: Gáztüzelés: Biomassza tüzelés: Hulladéktüzelés:
1,25-1,35 1,15-1,20 1,03-1,15 1,03-1,15 1,20-1,25 1,60-2,00
A nitrogénoxid kibocsátás tüzeléstechnikai eszközökkel történő csökkentésére a tűztérben, helyileg lényegesen kisebb légfelesleg tényezőket is alkalmazhatnak, mint azt a 2.76. ábra mutatja. A légfelesleg tényező a kazán kialakításától függően az áramlás irányában levegőbetörés, léghevítőn történő átszökés, esetleg füstgáz recirkuláció következtében növekedhet. Így a számítások elvégzéséhez a közeg mennyiségeket a légfelesleg tényező várható, illetve tényleges változásának figyelembevételével kell meghatározni. Fűtőértékek számítása: A fűtőérték [kJ/kg] a tüzelőanyag elemi vagy molekula összetétele alapján elméletileg számítható. Az irodalomban több összefüggés található. Hazai gyakorlatban szilárd és folyékony tüzelőanyagokra a a H i 33822aC 119590 aH O 9251aS 2510n 5.41 8 kifejezés alkalmazása terjedt el. Az [1] irodalom Boie alapján szilárd és folyékony tüzelőanyagokra:
17
5.42 Hi 34800aC 93800aH 10460aS 6280aN 10880aO 2450w összefüggést ismertet, amely szélesebb tartományban, ±2% tűrésen belül ad értékeket. Az előbbi, illetve az irodalomban megtalálható más, hasonló képletekkel számított értékek a kalorimetrálással meghatározott értékektől lényegesen eltérhetnek. Ezért szilárd és folyékony tüzelőanyagoknál lehetőleg mindig a kalorimetrált értékeket kell figyelembe venni. Gázoknál a tüzelőanyagot alkotó vegyületek és arányuk ismeretében, az 5.11. táblázat utolsó oszlopában megadott fűtőértékek [1.8] alapján meghatározott keverék fűtőérték pontossága elfogadható. Fűtőérték közelítő meghatározása: Tüzelőolajokra a fűtőérték közelítőleg a 0 [kg/dm3] sűrűség és az a S [%] kéntartalom függvényében
Hamutartalom
5.43 H i 52920 119300 2900aS összefüggéssel számítható [1]. Nagyobb hamutartalmú szeneknél a tüzelőanyag hamutartalmának izotópos mérése alapján alkalmaznak közelítő statisztikai összefüggéseket a fűtőérték változásának folyamatos követésére. Az összefüggéseket kellő számú minta kalorimetrálása alapján határozzák meg.
Mi nim
áli sf
Max.
Ma xim Min.
áli sf
űtő
űt őé
Működési tartomány
rt é k
ért ék
Nedvességtartalom Min.
Max.
5.3. ábra Működési tartomány jellemzői Fűtőérték megengedett változási tartománya: A berendezések tervezésénél a segédberendezések kiválasztásához, az üzembiztos, stabil, lerakódásmentes működéshez a számításokat a teljes fűtőérték (nedvesség-, hamutartalom) tartományra (5.3. ábra) el kell végezni. Nagyobb ingadozásokra elsősorban lignittüzelésnél kell számítani: 6,7 MJ/kg névleges fűtőértékhez például 6,3-8,5 MJ/kg sávszélességet adnak meg. Kis fűtőértékeknél a névleges teljesítmény elérhetősége, segédberendezések teljesítménye, gyulladás, lángstabilitás, túlhevítő hőmérsékletszabályozás, nagyobb fűtőértéknél elsősorban a salakosodás, elrakódás jelenthet gondot. Füstgáz recirkuláció: A túlhevítőkkel összefüggésben (2.226. fejezetben) említést tettünk a füstgáz visszakeringtetésről. A gyakorlatban ennek két megoldása szokásos (5.4. ábra). Az égési zóna alá (tűztér aljára) történő visszakeringtetésnél a visszavezetett füstgáz oxigén tartalma részt vesz az égési folyamatokban, a tűztér felső részébe (az égési zóna fölé) történő visszakeverésnél erre nincs lehetőség. A mennyiségi viszonyok, füstgázösszetétel azonban mindkét esetben lényegesen megváltoznak. A következőkben [5.11] alapján e változásokat mutatom be.
18
Visszakeringtetés a tűztér aljára: A visszavezetés (5.4. a) ábra) következtében a frisslevegő mennyiség csökkenhet. Ugyanis a visszavezetett füstgáz levegőtartalma:
r x(v 1) L'
5.44 (ahol x az egységnyi tömegű tüzelőanyagra, a visszavezetés elszívási helyére számított fajlagos füstgázmennyiségre vonatkoztatott (kg/kg) visszakeverési arány) a tüzeléshez hasznosítható. A léghevítőn ennyivel kevesebb levegőt kell átvezetni:
L fol (1 e) x(v 1) L' ahol e
5.45
átlagos éghetőtartalom (1.3. fejezet) [kg/kg], forró levegő hányad [kg/kg].
A keletkező füstgáz a friss égéstermékből és a visszavezetett füstgáz égéstermék részéből tevődik össze (a tűztér és a visszavezetés közötti levegőbetörés membránfalas kazánkialakításnál elhanyagolható).
1
1
e
e x
m L fol
m L fol x
v
1 x, k
1 x, k
v
m L hil
m L hil
a) Visszakeringtetés a tűztér aljára
b) Visszakeringtetés a tűztér felső részébe
5.4. ábra Füstgáz visszakeringtetés A visszakeringtetés indításánál friss égéstermék:
V' (e 1) L' 0
5.46
0
visszakeringtetett mennyiség:
xV' 0
az első fordulat végén összesen:
(1 x ) ( e 1)
5.47
' V0
A második fordulat végén friss égéstermék:
' L0
5.48
V' ( e 1) L' 0
0
visszakeringtetett mennyiség:
( x x )
összesen:
V' (1 x x 2 ) (e 1) L' 5.48a
2
' V0
5.47a
0
n számú körülfordulás után összesen:
V' n V'
Végtelen számú körülfordulás után:
V'
0
A kazánból távozó füstgázmennyiség:
19
V'
0
(1 x ) ( e 1 )'L 0 1 x n
0
1 x
( e 1 )'L
0
5.48b 5.49
' Vv
V' 0 ( v 1 )'L ( 1 x ) ( k v )'L0 0 1 x
5.50
V' 0
5.51 (v 1) L' x 0 1 x ' i CCO2 i ai CO 20 ' A füstgáz alkotóinak változása: 5.52 CO2 1 x 1 x alakú összefüggésekkel számítható, kivéve a h' hamutartalom [kg/kg] változását,
V' k
A visszakeringtetett mennyiség:
mivel a pernye egy része a füstgázból kihullik, így csak a kihullással csökkentett c hányad visszavezetésére kerül sor:
h' ( 1 s )a( 1 )
1 1 cx V' 0
1
1 x
( 1 )
Fajlagos füstgázmennyiség Széndioxid tartalom a füstgázban Portartalom a füstgázban Forró levegő mennyisége
1,4 1,3 Relatív mennyiségek
5.53 ' L0
1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0
5
10
15
20
25 Recirkuláció (%)
30
5.5. ábra Tűztér aljára történő füstgáz visszakeringtetés hatása [5.11] A háromatomú gázok parciális nyomása: pCO2
' CO / CO 20
1 x
fg
2
V'
p
5.54
( 1) 1 x alakú képlettel határozható meg, ahol fg [kg/m3] a módosult összetételnek megfelelő füstgázsűrűség. A nedves füstgázmennyiség helyett száraz füstgáz mennyiséget helyettesítve, és a nyomást elhagyva, ezen összefüggés használható a széndioxid maximális koncentrációjának kiszámítására is. Néhány jellemző mennyiség változását a recirkuláció függvényében, hazai barnaszén tüzelésű kazán esetén, az 5.5. ábra mutatja. Megfigyelhető, hogy a füstgázáram és a léghevítőn átvezetett levegőmennyiség nagyobb arányú változása mellett a füstgáz összetétele csak szerényebb mértékben változik: a széndioxid (és kéndioxid) koncentrációja nő, a füstgáz pernyetartalma a kihullás miatt csökken. 0
' L0
Visszakeringtetés a tűztér felső részébe: A visszavezetés (5.4. b) ábra) következtében a füstgáz tömegáram növekszik. A keletkezett égéstermék mennyisége:
20
' V
V'
0
(v 1) L'
0
1 x 1 x A kazánból távozó füstgázmennyiség:
(v ) L'
5.55 0
V' (v 1) L' 0 0 (1 x) (k v ) L' 0 5.56 1 x 1 x nedves füstgázmennyiség helyett V' S z 0 száraz füstgázmennyiséget helyettesítve ' Vv
A V' 0
ezen összefüggés használható a kazánból távozó száraz füstgázmennyiség kiszámítására is. A visszakeringtetett mennyiség:
A füstgáz alkotóinak változása:
' Vk
V' (v 1) L' 0 0 x 1 x 1 x
' CO2
' CO
20
1 x
5.57
5.52
alakú összefüggéssekkel számítható, kivéve a h' hamutartalom [kg/kg] változását, mivel a pernye egy része a füstgázból kihullik, így csak a kihullással csökkentett c ( 1 s )a( 1 ) fg hányad visszavezetésére kerül sor: 5.58 h' 1 cx V' ahol s a hamu tűztérben salakként visszamaradt hányada (1.3. fejezet). A háromatomú gázok parciális nyomása a tűztérből távozó füstgázban: a kazánból távozó füstgázban:
pCO2
' CO / CO fg p 1 x V'
5.59
pCO2
' CO / CO fg p 1 x V' v
5.60
20
20
2
2
ahol fg a módosult összetételnek megfelelő füstgázsűrűség. A nedves füstgázmennyiség helyett száraz füstgáz mennyiséget helyettesítve és a nyomást elhagyva ezen összefüggés használható a széndioxid maximális koncentrációjának kiszámítására is. Ismételten kiemeljük, hogy a parciális nyomások, koncentrációk számítása füstgáz recirkuláció esetén is hamumentes állapotra számított füstgáz mennyiségekkel és sűrűségekkel végzendő. Gázturbina kipufogó gázok, póttüzelés hatása. Gázturbinákban a légfelesleg tényezőt a turbina lapátok előtt megengedhető lánghőmérséklet határozza meg. Értéke a turbina teljesítmény függvényében nagymértékben is változhat. Emiatt a gázturbina hőhasznosító kazánoknál a belépő füstgázösszetétel meghatározása nem az előbbi sztöchiometriai számítások alapján történik, hanem a gázturbina szállítója által megadott kipufogó gáz összetételt kell figyelembe venni. Az összetétel megadása a teljesítmény függvényében térfogat- ( mi ), vagy súlyszázalékos ( a i ) formában történik a jellemző pontokra. A szokásos komponensek: széndioxid ( mCO2 , vagy aCO2 )
21
vízgőz ( mH 2O , vagy a H 2O )
nitrogén ( mN 2 , vagy a N 2 )
oxigén ( mO2 , vagy aO 2 )
Ezek mellett megadásra kerül a kipufogó gáz adott teljesítményhez tartozó tömegárama is. A kipufogó gázban lévő egyéb alkotókat (nemesgázok, esetleg kéndioxid), szennyező anyagokat (nitrogén oxidok, korom, portartalom) a sztöchiometriai számításoknál általában külön nem veszik figyelembe, a kompresszor által beszívott levegőből átkerült nemesgázokat a nitrogéntartalomhoz adják hozzá. Amennyiben nincs póttüzelés, a füstgázban lévő alkotók parciális nyomásának számítása az 5.19, 5.21 képletekkel történhet. Ehhez a füstgáz sűrűsége az 5.18 összefüggéssel számítható. Póttüzelés esetén a megváltozott összetételt a bevezetett tüzelőanyag tömegáramának, összetételének felhasználásával lehet meghatározni. Első lépésben a felhasznált tüzelőanyag elemi, vagy molekula összetétele alapján az 5.3, 5.7, 5.9, 5.11 összefüggésekből a fajlagos mennyiségek számíthatók. Ezt követően a
CO aCO m Gt CO m ta H O aH O m Gt H O m ta 2
2
2
2
2
2
N aN m Gt N m ta O aO m Gt O m ta 2
2
2
5.61 5.61a 5.61b
5.61c típusú összefüggésekkel kiszámítható az egyes komponensek tömegárama. Az előbbi képletben aCO2 fajlagos széndioxid tartalom a kipufogó gázban [kg/kg], térfogatszázalékban 2
2
2
aH 2O
megadott kipufogó gáz összetétel esetén az 5.25 összefüggésből számítható, fajlagos vízgőz tartalom a kipufogó gázban [kg/kg],
aN 2
fajlagos nitrogén tartalom a kipufogó gázban [kg/kg],
aO2
fajlagos oxigén tartalom a kipufogó gázban [kg/kg],
m Gt
a hőhasznosító kazánba belépő kipufogó gáz tömegárama [kg/s], a póttüzelésnél felhasznált tüzelőanyagból keletkező fajlagos széndioxid mennyiség [kg/kg], a póttüzelésnél felhasznált tüzelőanyagból keletkező fajlagos vízgőz mennyiség [kg/kg], a póttüzelésnél felhasznált tüzelőanyagból keletkező fajlagos nitrogén mennyiség [kg/kg], számításához csak a tüzelőanyag nitrogén tartalma vehető figyelembe, a póttüzelésnél felhasznált tüzelőanyag eltüzeléséhez szükséges, kipufogó
CO
2
H O 2
N
2
O
2
m ta
gázból elhasznált oxigén mennyiség [kg/kg], a póttüzeléshez felhasznált tüzelőanyag tömegárama [kg/s].
Az esetben, ha a póttüzelés nem a kipufogó gáz oxigén tartalmának felhasználásával, hanem friss levegővel történik, a póttüzelésnél felhasznált
22
tüzelőanyagból keletkező nitrogén mennyiség számításánál a friss levegőből visszamaradt nitrogén tartalmat is figyelembe kell venni, az oxigénre vonatkozó előbbi 5.61c képletben pedig a második tag előtti előjelet meg kell fordítani, mivel a légfelesleggel bevezetett friss levegőből visszamaradt oxigén növeli a tömegáramot. A keverék fajlagos összetételét az előbbi, komponensenkénti tömegáramok, és a póttüzeléshez bevezetett tüzelőanyag tömegáramával megnövekedett füstgáz tömegáram hányadosaként lehet kiszámítani. Friss levegővel végzett póttüzelés esetén a bevezetett levegő (5.15 képlettel számítható) fajlagos mennyiségét is figyelembe kell venni.
i
i
m Fg m ta illetve friss levegő bevezetése estén
i
i
m Fg m ta ( 1 'L )
5.62
5.62a
Közvetett (száraz) kéntelenítés: Több kazánnál alkalmazzák a szénhez adagolt mészkővel (CaCO3), mészhidráttal (Ca(OH)2), vagy kalciumoxiddal (CaO) történő kéntelenítést, a tüzelőanyag kéntartalmából keletkező kéndioxid kalciumszulfát (CaSO4) formájában történő megkötésére. A tűztérbe bevezetett kalciumtartalmú anyagok megváltoztatják a tűztér hőmérlegét, a füstgáz összetételét, növelik a tüzeléshez szükséges oxigénigényt, a keletkező gázhalmazállapotú és szilárd égéstermékek mennyiségét, mivel: A mészkőből H CaCO3 =1788,2 kJ/kg hőelvonás (mészégetés) hatására 0,4397
kg/kg széndioxid szabadul fel. A mészhidrátból H Ca(OH )2 =1478,3 kJ/kg hőelvonás mellett 0,2431 kg/kg vízgőz válik szabaddá. A tüzelőanyag a S [kg/kg] kéntartalmából keletkezett kéndioxid a bevezetett vagy az előbbi folyamatok eredményeként keletkezett kalciumoxiddal és az égési levegő oxigénjével H CaSO4 =15672,7 kJ/kgKén hőfejlődés mellett reakcióba lép, melynek eredményeként 1,998 kg/kg értékkel csökken a füstgáz kéndioxid tartalma, a pernye mennyisége pedig 4,2463 kg/kg értékkel nő. A reakcióhoz 0,499 kg/kg többlet oxigénre van szükség.
A gyakorlatban a kéntelenítés elfogadható ként (szulfáttá átalakult kén/összes kén) hatásfokkal történő lefolyásához kalcium feleslegre van szükség, amelyet n (tűztérbe bevezetett kalcium/sztöchiometriai egyenletekből számítható kalcium igény) kalcium aránnyal lehet figyelembe venni. A kéntelenítéshez el nem használt kalciumoxid is az égéstermék szilárd anyag tartalmát növeli, az eredetileg savas füstgázt lúgossá teszi. A számítások leegyszerűsítésére, az előbbi együtthatók helyett, a tüzelőanyag egységnyi tömegére vonatkoztatott együtthatók használata célszerű [5.16]. Így: Mészkő adagolása esetén a füstgáz fajlagos elméleti széndioxid tartalmának ' CO 1,37272 n aS növekedése [kg/kg]: 5.63 20
23
Mészhidrát adagolása esetén a füstgáz fajlagos elméleti vízgőz tartalmának növekedése [kg/kg]: 5.64 H' 2O 0 0,56192 n aS
A fajlagos elméleti oxigénszükséglet növekedése a ' szükséges oxigén miatt [kg/kg]: SO 0,499 ként a S 20
A kéndioxid tartalom csökkenése a kéntelenítés eredményeként [kg/kg]: ' 5.66 SO 1,998 ként a S 20
A kéntelenítés eredményeként keletkező, pernyetartalmat növelő fajlagos ' gipszmennyiség [kg/kg]: 5.67 CaSO 4,24632ként aS 4
A kéntelenítésnél el nem használt, visszamaradt, pernyetartalmat növelő ' fajlagos kalciumoxid mennyiség [kg/kg]: CaO 5.68 1,74919( n ként ) a S
kéntelenítéshez 5.65
Az előbbi fajlagos mennyiségekkel a fajlagos levegőszükséglet (5.15 képlet), fajlagos füstgáz mennyiség (5.16-5.17 képletek), a háromatomú gázok parciális nyomása (5.19-5.21 képletek), a füstgáz porkoncentrációja (5.22 képlet), a füstgázelemzéshez szükséges RO 2 max érték (5.23-5,24 képletek) pontosíthatók. Ostwald diagram: Az égés folyamata, a légfelesleg alakulásának változása füstgázelemzéssel követhető. Ennek során rendszerint a füstgáz oxigén, széndioxid, szénmonoxid tartalmának mérését végzik el. A mérési eredmények gyors kiértékelésére több diagramtípus: Bunte, Ostwald, és más égési „háromszögek” terjedtek el [7], [2], [5.12]. Hazai gyakorlatban az Ostwald diagram (5.6. ábra) alkalmazása szokásos. A diagramok jellemző pontjainak: maximális széndioxid (+ kéndioxid gáz) tartalom: RO2 CO2 max SO2 max 5.69
maximális oxigén tartalom: levegővel végzett tüzelésnél 21%, minimális (teljesen tökéletlen égéshez szükséges) oxigén tartalom: O' 2 0 O2 O' CO 0 O2 Omin '
V
Sz0
fg Sz
maximális szénmonoxid tartalom: COmax 2Omin meghatározása is a sztöchiometriai számítások feladata.
5.71
RO2 RO2
Mérési pont
CO
λ>1
=2 *O
mi
n
[% ]
λ<1
CO
RO2 max [%]
Tökéletes, teljes égés vonala
λ=1
O2
O2
Omin [%] O2=21 %
5.6. ábra Ostwald diagram
24
5.70
A diagram szerkesztése a befogók (maximális oxigén és RO 2 tartalom) tengelyeken történő felmérésével, a két pont összekötésével kezdődik. A két pontot összekötő átfogó a különféle légfelesleg tényezőkkel történő teljes és tökéletes égés vonala. A következő lépés az Omin értékének oxigén tengelyre történő felmérése (ezzel a =1 értékhez tartozó teljesen tökéletlen égés pontjának meghatározása) és összekötése az RO 2 ponttal. Az így adódó kisebb háromszög átfogója a =1 légfelesleg tényező vonala. A vonal azokat az eseteket jelöli, amikor a tűztérbe bevezetett oxigénből részben széndioxid, részben szénmonoxid keletkezik. Miután a szénmonoxiddá történő oxidációnál keletkező szénmonoxid molekula mennyiség az oxigén molekulák számának kétszerese, az Omin pont azonos lesz a maximális szénmonoxid mennyiség pontjával is. Ezen a ponton keresztül merőlegest állítva a teljes és tökéletes égés vonalára, adódik a szénmonoxid tengely, amelynek nulla értéke a teljes és tökéletes égés vonalánál van. A tengelyt a maximális szénmonoxid mennyiségnek megfelelően kell beosztani. A különféle légfeleslegeket jelző vonalak a =1-nek megfelelő kisebb átfogóval párhuzamosak, rajzolásuk a különféle légfeleslegekre kiszámított O2 vagy RO 2 értékek alapján történhet. A mért értékek alapján a légfelesleg tényező: ' RO2 max VSz0 fg Sz 1 1 ' RO2 L0 L
V' Sz0 fg Sz 21 O2 1 ' L0 L 21 O2
illetve
Miután
V'
fg Sz
Sz0
L' L
5.72
5.73
1 az előbbi összefüggések egyszerűsíthetők, így közelítőleg:
0
RO 2 max
21 5.73a RO 2 21 O2 A szénmonoxid tartalom értékét jelző skáláról egy mért RO 2 és O2 értékpár alapján a CO tartalom értéke, a légfelesleg tényező nagyságát jelző vonalak segítségével a légfelesleg tényező értéke is leolvasható. Ügyelni kell azonban arra, hogy az alapul vett mért értékpár meghatározása pontosan történjen, mert a hibás mérési eredmények helytelen következtetésekre vezethetnek. Ezért a megbízható következtetések érdekében indokolt mindhárom érték egyidejű mérése.
5.66a, illetve
25
26
5.3.
Füstgáz fajlagos entalpia-hőmérséklet diagramja
A hőtechnikai számításoknál a tüzelés során felszabadult, az egyes felületeken átadott hőmennyiség és a füstgáz hőmérséklete között a füstgázok fajlagos entalpia ( h , [kJ/kg]) – hőmérséklet ( , [°C]) diagramja alapján teremthető kapcsolat. A számítások 0 °C hőmérsékletre, atmoszférikus nyomásra, a füstgázban lévő vízgőz gőzfázisú állapotának változatlanságát feltételezve készülnek. A füstgáz, mint (szén, vagy más szilárd anyagok tüzelése estén pernyét is tartalmazó) gázkeverék fajlagos entalpiája az egyes komponensek i (kg/kgnedves füstgáz) füstgázbeli aránya és c p (kJ/kgK) közepes fajhője alapján számítható:
hg i c p
5.74
i
A c p közepes fajhő az 5.16. táblázat, vagy közelítő függvények alapján vehető fel. A pernye arányánál figyelembe kell venni, hogy az entalpia meghatározásánál csak a füstgázzal együtt áramló (a tűztérkilépésnél: (1 S )a ), az esetleges kiválásoktól függően csökkenő, pernye mennyiséggel kell számolni. 5.16. táblázat Hőmérséklet 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2500
Levegő
CO2
SO2
1,004 1,006 1,012 1,019 1,028 1,039 1,050 1,061 1,071 1,081 1,091 1,100 1,108 1,117 1,124 1,131 1,138 1,144 1,150 1,156 1,161 1,166 1,171 1,184
0,815 0,866 0,910 0,949 0,983 1,013 1,040 1,064 1,089 1,104 1,122 1,138 1,153 1,166 1,178 1,189 1,200 1,209 1,218 1,226 1,233 1,241 1,247 1,264
0,607 0,636 0,663 0,688 0,709 0,727 0,743 0,757 0,769 0,780 0,789 0,797 0,805 0,812 0,818 0,823 0,828 0,833 0,838 0,842 0,846 0,849 0,853 0,862
CO
H2O kJ/kgK 1,040 1,859 1,042 1,873 1,046 1,894 1,054 1,919 1,063 1,948 1,074 1,978 1,086 2,009 1,098 2,042 1,109 2,075 1,120 2,110 1,130 2,144 1,140 2,177 1,149 2,211 1,158 2,243 1,166 2,274 1,173 2,305 1,180 2,335 1,186 2,363 1,192 2,391 1,198 2,417 1,203 2,442 1,208 2,466 1,213 2,489 1,226 2,554
N2
O2
Pernye
1,039 1,040 1,043 1,049 1,057 1,066 1,076 1,087 1,097 1,108 1,118 1,127 1,136 1,145 1,153 1,160 1,167 1,174 1,180 1,186 1,191 1,197 1,201 1,214
0,915 0,923 0,935 0,950 0,965 0,979 0,993 1,005 1,016 1,026 1,035 1,043 1,051 1,058 1,065 1,071 1,077 1,083 1,089 1,094 1,099 1,104 1,109 1,123
0,750 0,796 0,837 0,867 0,892 0,921 0,942 0,950 0,963 0,980 1,005 1,026 1,051 1,097 1,130 1,185 1,223 1,298 1,340 1,382 1,424
Az irodalomban ([1], [2], [5.4], stb.) a számítógépes számítások megkönnyítésére nagyon sokféle közelítő összefüggés található. Miután a mai számítógépek a terjedelmet nem korlátozzák, [5.12] alapján az 5.17. táblázatban megadott H k
27
állandókkal, az abszolút
skálán
T=(273+ )/1000
mért
hőmérsékletekkel a
gázhalmazállapotú komponensekre a következő kifejezés használatát javasoljuk: 12
hi Ri H i k T k 5 H i 13 ln T
5.75
k 1
Más összefüggések alkalmazása során figyelembe kell venni, hogy esetenként az entalpia vonatkoztatási értéke nem 0 °C. A [2] irodalom például 77 °F (25 °C) hőmérsékletre vonatkoztatva adja meg a számítási összefüggéseket. 5.17. táblázat [5.12] Levegő
Ri
CO2
0,28706
SO2
0,18892
H2O
0,12978
1 -0,063616 -0,053445 0,052349 2 2,31845 1,804977 -1,909319 3 -40,594004 -28,79786 32,84585 4 527,3444724 328,827408 -407,902602 5 2073,666933 859,112186 -1642,771106 6 -4045,847562 -1767,084713 3545,055313 7 3693,969192 2274,354965 -1526,919731 8 -2085,579907 -1287,170803 788,873595 9 836,201311 513,654547 -300,795263 10 -220,023509 -134,353901 77,219318 11 33,91335 20,588222 -11,772407 12 -2,314129 -1,397002 0,800333 13 2076,578399 1093,738595 -1472,744361
N2
0,46152
0,2968
O2
CO
0,25984
0,29684
0,232712 -0,121942 0,123253 -0,133179 -8,19177 4,229193 -3,786538 1,02403 136,208609 -70,352132 54,227852 -25,968314 -1651,099475 865,674231 -546,912066 422,484531 -6775,421407 3161,730859 -1351,945431 2105,62099 15378,22261 -6330,367458 3149,890344 -4066,006781 -9841,401935 5124,027467 -763,875262 3932,2536 6367,643855 -2832,434246 233,715767 -2298,382414 -2764,596229 1120,668135 -44,817798 947,20318 759,385955 -292,588469 5,216388 -255,348547 -119,376393 44,998349 -0,342264 40,206134 8,186858 -3,066519 0,010248 -2,7944 -5989,572139 3217,072021 -1527,378497 1921,027118
Az egyes alkotók fajlagos entalpiájából a keverék fajlagos entalpiája a
hg i hi
5.74a
i
összefüggéssel számítható. A szakirodalomban (például: [5.4]) a füstgáz fajlagos entalpiájának meghatározására olyan eljárások is ismertek, amelyeknél a füstgázt vízgőz és széndioxid tartalmú száraz levegővel közelítik. Az 5.18 táblázatban megadott állandók felhasználásával: 5
4
4
i 0
i 0
i 0
h ai i xH 2O bi i xCO2 ci i
5.76
5.18. táblázat a0 a1 a2 a3 a4 a5
Levegő 1,004173E+00 9,596050E-06 1,961161E-07 -1,752796E-10 6,619050E-14 -9,456460E-18
b0 b1 b2 b3 b4
Széndioxid 8,554535E-01 1,018003E-04 1,527694E-07 -6,995200E-11 1,126883E-14
28
c0 c1 c2 c3 c4
Vízgőz -1,002311E-01 3,830932E-04 -3,086541E-07 1,323374E-10 -2,187146E-14
A füstgáz xH 2O [kg/kg] vízgőz- és xCO2 [kg/kg] széndioxid tartalma az egységnyi tüzelőanyag mennyiségre vonatkozó fajlagos mennyiségek (5.7, 5.12, 5.16 képletek) alapján számítható: x H 2O
'H O 5.77, ' V Sz 2
0
illetve xCO2
' CO
20
' V Sz
5.78
Pernyetartalom figyelembevétele: A füstgázokkal együtt mozgó, az előzőek alapján a különféle helyeken történő kiválásoktól függően, csökkenő mennyiségű pernyét az entalpia számításánál a pernyét nem tartalmazó nedves füstgáz és a pernye keverékével célszerű figyelembe venni. hkev
ahol
V' hg a( 1 s k )( 1 )h p V' a( 1 s k )( 1 )
5.79
az esetleges kereszthuzami kiválás részaránya az összes szilárd k maradványhoz viszonyítva [kg/kg], a pernye fajlagos hőtartalma [kJ/kg]. hp
A füstgázban szilárd anyagok tüzelésénél visszamaradó, döntően a tüzelőanyag hamutartalmából keletkező pernye fajlagos h p hőtartalma az 5.16. táblázatban megadott fajhő értékekre (0-2000 °C hőmérséklet tartományban) illesztett görbe regressziója alapján (R2=0,9994): 0,7498741 0,4896289 10 5 0,2667602 10 8 2 5.80 h p 11 3 14 4 17 5 0 , 2431436 10 0 , 3757931 10 0 , 1033722 10 Az 5.79 képlet alapján a keverék entalpiát a tűztér végétől a kiválás helyéig csak a tűztérben visszamaradt s részarány, a kiválás helyét követően az s k részarány (1.3. fejezet) figyelembevételével kell számítani. Egy adott hőmérsékleten kiváló pernye által okozott hőveszteséget a kazán hőmérlegénél az 1.16 képletnek megfelelő összefüggéssel kell számításba venni.
Légfelesleg hatása. A kazánokban nemcsak az esetleges pernyekiválás, hanem a levegőbetörés miatt is változhat az égéstermék összetétele, tömegárama. Ennek fajlagos entalpiára gyakorolt hatását is keveréssel javasolt megállapítani: hkev
V' hg ( 2 ) 'L hL V' ( 2 ) 'L 0
5.79a
0
ahol
2 hL
a megváltozott légfelesleg tényező a fajlagos füstgázmennyiség számításánál figyelembe vett légfelesleg tényező, a levegő fajlagos hőtartalma az 5.75, vagy 5.76 képlet alapján [kJ/kg].
A beáramló levegőmennyiség kazán hőmérlegére és a füstgázhőmérsékletre gyakorolt hatása a keveredés hőmérlege alapján számítható.
29
Az égéstermék közepes fajhője. A c p fg [kJ/kgK], közepes fajhő a fajlagos entalpiakülönbség és a hőmérséklet különbség hányadosaként adódik:
h2 h1 5.81 2 1 a 2 [°C] égéstermék hőmérséklethez tartozó fajlagos entalpia [kJ/kg], a 1 égéstermék hőmérséklethez tartozó fajlagos entalpia. c p fg
ahol
h2 h1
Disszociáció hatása: A tüzelés során a füstgáz hőmérséklete olyan, 1500 °C feletti értékeket érhet el, amelyeknél megkezdődik a füstgázban lévő molekulák disszociációja. Emiatt a tüzelés során felszabaduló hőmennyiség egy része a disszociációra fordítódik, a füstgáz entalpiája hdissz [kJ/kg] értékkel (5.8. ábra) csökken és így a disszociáció nélküli esethez viszonyítva alacsonyabb égéstermék hőmérséklet alakul ki. A disszociáció során az égéstermékek redukálódhatnak. CO2 → CO + ½O2 H2O → H2 + ½O2 CO2 +H2 → CO + H2O 10
Egyensúlyi állandók
1
0,1
0,01
0,001
Széndioxid disszociációja Víz disszociációja Vízgáz reakció
0,0001
0,00001 1500
2000
2500
3000
Hőmérséklet (°C)
5.7. ábra Egyensúlyi állandók változása Az előbbiek mellett a füstgázban lévő egyéb gázmolekulák (nitrogén, stb.) is széteshetnek (gyökökre válhatnak szét). Ezek disszociációját a kazánoknál előforduló hőmérséklet tartományban elhanyagoljuk [5]. A kémiai egyensúly akkor áll elő, ha a disszociáció és a rekombináció egyensúlyba kerül. A folyamat jellemző egyensúlyi állandói [5.13] alapján, kmol mértékegységben helyettesítendő mennyiségekkel:
K CO
CO O21 / 2 CO2
5.82
H 2 O21 / 2 5.83 H 2O K CO H 2O KW CO 5.84 K H 2 CO2 H 2 KH2
30
Az egyes folyamatokra jellemző egyensúlyi állandók lefutását az 5.7. ábra mutatja. A disszociáció miatti hdissz fajlagos entalpiacsökkenés a disszociáció következtében megváltozó füstgázösszetétel alapján iterációval számítható [5.13]. A gyakorlatban az elméleti égési hőmérséklethez tartozó h0 fajlagos entalpia hdissz értékkel történő csökkentése helyett olyan módon is eljárhatunk, hogy a h entalpia értéket korrigáljuk (növeljük meg) hdissz értékkel (5.8. ábra). h
h0 Δhdissz
h+Δhdissz h
Kondenzáció kezdete
ϑ0
ϑ
5.8. ábra A disszociáció figyelembevétele a füstgáz entalpia-hőmérséklet diagramnál A hdissz összetétel változásból kiinduló kiszámítása helyett a h százalékos értékében megadott korrekció is szokásos. [1] irodalom alapján ehhez, 1500 °C felett, a következő képlet használható: 0,15 5.85 h hdissz h 1 ( t 2 15002 ) 2 2 2200 1500 amely 1600 °C-on 1,8%, 1800 °C-on 5,7%, 2000 °C-on 10,1% növelést eredményez. Ily módon ugyanahhoz az égéstermék entalpiához alacsonyabb füstgázhőmérséklet tartozik. Egy, az előbbiek alapján hazai lignitre számított h - diagramot az 5.9. ábra
mutat. 3000
y = 0,00013363x 2 + 1,13556212x - 6,43143736 R2 = 0,99998100
Fajlagos füstgáz entalpia (kJ/kg)
2500
2000
1500
1000
500
0 0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Hőmérséklet (°C)
5.9. ábra Füstgáz fajlagos entalpia-hőmérséklet diagramja 31
Kondenzáció a füstgázból: Az 5.8.-5.9. ábrákon folyamatos vonallal szerepel az entalpiagörbe 0 °C-ból induló kezdeti szakasza is. A valóságban a füstgáz egyes alkotói (SO3, SO2, H2O) a parciális nyomásuknak megfelelő telítési hőmérsékleten (2.172. ábra) kondenzálódni kezdenek, amelynek során a lekondenzálódott közeg párolgáshője felszabadul. (Ezt használják ki a 2.21. fejezetben említett, kondenzációs kazánok.) Emiatt a h - görbe a kondenzáció kezdetét jelentő − egyes tüzelőanyagokra, tüzelési módokra eltérő − füstgázhőmérsékletek alatt az előbbi 5.74, 5.74a képletekkel nem számítható. A füstgáz alkotóinak kondenzációja esetén a hőtartalom változást (amelyre elsősorban kondenzációs kazánok tervezéséhez van szükség) elméletileg abból kiindulva lehet kiszámítani, hogy a füstgáz hőmérsékletének csökkenésével az ehhez, mint telítési hőmérséklethez tartozó telítési nyomás csökken, így az adott füstgázalkotó parciális nyomásának (és az ezt meghatározó közegmennyiségnek) is csökkenni kell. A kondenzációs kazánoknál szokásos földgáztüzelésnél csaknem kizárólag vízgőz kondenzációja fordul elő. A gyakorlatban más tüzelőanyagok kondenzációs kazánokban történő eltüzelésénél, vagy kondenzációs energetikai hőhasznosító kazánoknál is elfogadott csak a vízgőz kondenzációjának figyelembe vétele. Egy adott hőmérséklethez tartozó parciális nyomás esetén a száraz füstgázra vonatkoztatott egyensúlyi ( x , [kg/kg]) nedvességtartalom [5.15]:
x
RSz ps RH 2 O p p s
5.86
ahol RSz xi Ri a száraz füstgáz gázállandója [kJ/kgK], i
RH 2 O
a vízgőz gázállandója [kJ/kgK], 5.17. táblázat alapján,
Ri ps p
a száraz füstgáz alkotóinak gázállandója [kJ/kgK], 5.17. táblázat alapján, a vízgőz parciális nyomása [bar], a füstgáz abszolút nyomása [bar],
xi
az adott alkotó tömegaránya a száraz füstgázban [kg/kg].
A száraz füstgáz gázállandójának számításánál a füstgázban lévő nitrogén, oxigén, széndioxid figyelembevétele szokásos. A gyakorlatban a száraz füstgázmennyiségre vonatkoztatott kiinduló nedvességtartalom ismert, ehhez lehetséges a kondenzáció kezdetéhez tartozó parciális nyomás, és hőmérséklet kiszámítása. A parciális nyomás az előbbi összefüggés átrendezésével
ps
xp RSz x RH 2O
5.87
az ehhez tartozó telítési hőmérséklet pedig a telítési görbe kezdeti (0-70 °C közötti) szakaszának közelítésével (R2=1, hibája kisebb, mint ±0,005 °C) határozható meg:
32
t 99,573533 27,860257 ln p s 2,304196 (ln p s ) 2
5.88
0,165563 (ln p s ) 3 0,006666 (ln p s ) 4
A telítési hőmérséklet alatti hőmérsékletekhez, az 5.86 képlettel kiszámítható a maradó, száraz füstgázra vonatkozó x m relatív nedvességtartalom, illetve a száraz füstgázmennyiség figyelembevételével a maradó nedvességtartalom:
'H
5.89 xm V' S z A kondenzáció során bekövetkező, egységnyi tömegű, eredeti füstgázmennyiségre vonatkoztatott entalpiaváltozás, a víz r [kJ/kg] párolgáshőjének figyelembevételével, a nedvességtartalom változásából adódik: 2O m
h ( 'H O 'H O m )r / V' 5.90 2
0
2
ahol a párolgáshő az
r 2500,799 2,341149 t 7,570714104 t 2 5.91 kifejezéssel (melynek hibája kisebb, mint ±0,2 kJ/kg) közelíthető. A kondenzációból adódó fajlagos füstgáz entalpia változást az entalpia-hőmérséklet diagramban a kondenzáció nélküli, 5.74a képlet alapján számított fajlagos entalpiából levonva ábrázoljuk (5.10. ábra, amely szokásos földgázra, =1,2 légfelesleg tényezőre mutatja az entalpia kondenzáció miatti csökkenését).
h i hi h
5.74 b
i
Fajlagos füstgáz entalpia (kJ/kg)
Lehűlés kondenzációval
Lehűlés kondenzáció nélkül
150 100 50 0 Entalpia csökkenés kondenzáció közben
-50 -100 -150 -200 -250 -300 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Füstgáz hőmérséklet (°C)
5.10. ábra Fajlagos entalpiaváltozás kondenzáció hatására Ez az ábrázolásmód lehetővé teszi, hogy a kondenzáció kezdeti hőmérséklete feletti tartományokban a hagyományos számítási összefüggéseket (például − a tüzelőanyagok fűtőértékéből kiindulva − az elméleti égési hőmérséklet meghatározására a 2.45 képletet) alkalmazzuk, ugyanakkor a kondenzáció esetén is egyszerűvé teszi a hőtechnikai számítások elvégzését. Az előbbiekben feltételeztük, hogy a kondenzáció csak a füstgáz telítetté válásakor kezdődik meg. A valóságban, mint arra a léghevítőknél utaltunk az alkotók parciális nyomásához tartozó telítési hőmérsékletnél kisebb falhőmérsékletek alatt mindig előfordul kondenzáció, és ennek során a lecsapódó közeg párolgáshője hasznosul. A gyakorlatban ezt a kis mennyiségek miatt általában elhanyagoljuk.
33
Közelítő függvények: A füstgáz entalpia-hőmérséklet görbe gyakorlati alkalmazása során nemcsak az entalpia hőmérséklet, hanem a hőmérséklet entalpia függvényében történő meghatározására is szükség van. Ez iterációs számítással (addig változtatjuk a hőmérséklet értékét, amíg az adott entalpiaérték az elvárt pontossággal kiadódik), vagy a görbe számított pontjaira illesztett, megfordítható közelítő függvénnyel lehetséges. A gyakorlatban két közelítő függvénytípus használata terjedt el: Hatványfüggvénnyel végzett közelítés: 5.92 h a b ln( h / a ) b
amelynek megfordítása
b h/a e
h a 2 b c
5.94
b b 2 4a( h c ) 2a
5.95
Négyzetes polinommal végzett közelítés:
amelynek megfordítása
5.93
Közelítés pontossága: Az 5.9. ábrán az utóbbi (5.94) közelítő függvény, szaggatott vonallal rajzolt, a számított pontokra illesztett görbétől alig megkülönböztethető lefutását és az állandók számszerű értékét is megadtuk. Összehasonlításképpen a közelítő hatványfüggvényre a=0,720947, b=1,083212, R2=0,99943 adódott. A kétféle közelítés közül, mint az 5.11. ábra mutatja, a négyzetes közelítés hibája kisebb. Miután a füstgáz közepes fajhőjének átlagos értéke 1,1-1,5 között van, az entalpia értékekből a közelítő függvényekkel számított hőmérséklet eltérés nagyságrendje megegyezik a függvények közelítési hibájával. Az ábrán bemutatott példánál a négyzetes polinommal végzett közelítés 1000-1840 °C között nagyobb, 200-1000 °C között kisebb hőmérsékletet adna az eredeti görbéről leolvasható értékhez viszonyítva. A hatványfüggvénynél 240-1340 °C között adódnának kisebb értékek.
Közelítő-eredeti függvény eltérés (kJ/kg)
30
Hatványfüggvény Négyzetes függvény
20 10
0 100 -10
300
500
700
900Hőmérséklet 1100 1300 (°C)
1500
1700
1900
-20 -30 -40 -50
5.11. ábra Közelítő függvények hibája Entalpia-hőmérséklet diagramok. Néhány tüzelőanyagra a füstgázok előbbiek szerint meghatározott, 5.12.-5.14. táblázatokban megadott légfelesleg tényezőre, pernyementes állapotra vonatkozó fajlagos entalpia–hőmérséklet diagramját a 2. függelék, a füstgáz entalpia közelítő összefüggéseit a 3. függelék mutatja be. A jelmagyarázatban alulról kezdődő sorrendben szerepelnek az egyes tüzelőanyagok (a gázolaj görbéje az oroszlányi szénével átfedésben van). A diagramok alapján megfigyelhető, hogy legalacsonyabban a legnagyobb karbon tartalmú, legmagasabban a legnagyobb nedvességtartalmú tüzelőanyag vonala fut. A többi tüzelőanyag fajlagos entalpiagörbéje a belőlük keletkezett füstgáz széndioxid és nedvességtartalmától függően helyezkedik el.
34
5.4.
Hőmérleg
Hasznos hőteljesítmény. A kazánban hasznosítandó hőmennyiséget az 1.3. fejezetben, az átvételi vizsgálatokkal összefüggésben ismertetett 1.2 képlet alapján, a hőkörfolyamat számításból kiadódott, vagy a megrendelő által elvárt bemenő és kilépő paraméterek figyelembe vételével kell meghatározni. A hasznos hőteljesítmény újrahevítéssel kialakított berendezésre: G ( hG htv ) [( m U m Ub )hU m U hUe m UbhbU ] m L ( hL htv ) 1.2a Q h Q G QU Q L m ahol frissgőzzel hasznosított hőteljesítmény [kW], Q G újrahevített gőzzel hasznosított hőteljesítmény [kW], QU a frissgőz tömegáram [kg/s], m G újrahevítőbe bevezetett gőz tömegáram [kg/s], m U m Ub az újrahevítőbe befecskendezett hűtővíz tömegárama [kg/s], leiszapolás tömegárama [kg/s], m L frissgőz fajlagos entalpiája [kJ/kg], hG tápvíz fajlagos entalpiája [kJ/kg], htv újrahevített gőz fajlagos entalpiája [kJ/kg], hU újrahevítőbe bevezetett gőz fajlagos entalpiája [kJ/kg], hUe újrahevítőbe befecskendezett víz fajlagos entalpiája [kJ/kg], hbU lelúgozott közeg fajlagos entalpiája [kJ/kg]. hL
Amennyiben többszörös újrahevítés lesz, vagy nem lesz újrahevítés, illetve állandó leiszapolás, lelúgozás az összefüggés megfelelően módosítható. Forróvíz, termoolaj kazánoknál a
Q h m ( hu he )
1.3a
kifejezés alkalmazható, ahol a hőhordozó közeg tömegárama [kg/s], m a kilépő hőhordozó közeg fajlagos entalpiája [kJ/kg], hu a belépő hőhordozó közeg fajlagos entalpiája [kJ/kg]. he A kazánok tervezésénél általában csak az elvárt kilépő nyomások állnak rendelkezésre. A belépő entalpiák megállapításához szükséges belépő nyomásértékeket a várható nyomásveszteségek figyelembevételével, becsléssel kell felvenni. Dobos kazánoknál nyomásveszteség csak a tápvíz előmelegítő és túlhevítő felületeken jelentkezik, kényszerátáramlású kazánoknál a teljes fűtőfelületen. A nyomásveszteség becslése gyakorlati tapasztalatok, vagy a feltételezett fűtőfelület hossz, csőátmérő, és közegsebesség felhasználásával végzett közelítő számítása alapján lehetséges. Egyéb adatok hiányában tápvíz előmelegítőkre kisebb kazánoknál 0,5 bar, nagyobb kazánoknál 1,5-3 bar, túlhevítőkre kisebb kazánoknál a névleges nyomás 5%-a, nagyobb kazánoknál 10-15%-a, újrahevítőkre a belépő nyomás 10%-a vehető fel.
35
Kényszerátáramlású kazánoknál célszerű a becsült csőkialakítás függvényében végzett számítás, ezek hiányában kezdő értékként az „elgőzölögtető” felületekre 2040 bar nyomásveszteség felvétele jöhet szóba. A nyomásveszteségekkel összefüggésben, különösen nagyobb nyomáson, hőmérsékleten üzemelő kényszerátáramlású kazánoknál figyelembe kell venni, hogy a csövek belsejében képződő lerakódások, illetve a magnetit réteg vastagodása a nyomásveszteséget a tiszta kazánhoz viszonyítva lényegesen megnövelheti. A magnetit réteg kazántisztítással történő eltávolítása csökkenti a nyomásveszteséget. Erre tekintettel a hőfelvételek becslését, a felületek méretezését mindig el kell végezni a még megengedhető legkedvezőtlenebb üzemállapotokra is. A felületek megtervezését követően a hidraulikai számítások elvégezhetők és ezek alapján a kiinduló értékek pontosíthatók. Kazánhatásfok becslése. Tervezésnél, az 1.3. fejezetben ismertetett veszteségek közül részletes számítások alapján általában csak:
a füstgázveszteséget a
m ta V' c p fg ( t fg tv ) fg Q
1.14
b
a sugárzási, vezetési veszteséget a
sv
CQ hb max Q
1.15
b
a salak-, pernyeéghető veszteséget a e
m ta ,o a( 1 )e H i e ( 1 e )Q
1.12b
b
a salak fizikai hője okozta veszteséget a sh
ta ,o a(1 ) s cs (t s t v ) m Q
1.16
b
képlettel (utóbbi két veszteséget csak szilárd tüzelőanyagot hasznosító kazánoknál) veszik figyelembe. Az egyéb veszteségekre t =0,1-0,2% nagyságú tartalékot építenek be. Így a tervezési kazánhatásfok:
k 1 fg sv e sh t
5.96
A salak-, pernyeéghető veszteség becsléséhez szükséges e átlagos éghetőtartalmat egy feltételezett salak-, pernyearány, esetleges kazánon belüli kiválás és az egyes frakciók gyakorlati tapasztalatok alapján becsült éghetőtartalma figyelembevételével az 1.11 képlet felhasználásával határozzák meg. Az előbbi, veszteség-számítási összefüggésekben szerepel a tüzelőanyag áram, kazánba bevezetett hőmennyiség is. Így a tervezési hatásfok csak iterációval határozható meg. Ennek első lépésében az alábbi veszteségek becslését a Q b (1.4) összefüggésében a tüzelőanyagtól független ( Q ) energiaáramok elhanyagolásával f
lehet elvégezni:
A füstgázveszteség:
fg
A salak-, pernyeéghető veszteség:
e
36
V' c p fg ( t fg tv ) ( 1 l é )H i ,er a( 1 )e H i e ( 1 e )H i ,er
1.14a 1.12d
A salak fizikai hője okozta veszteség: sh
a(1 ) s c s (t s t v ) H i ,er
1.16a
A képletekben szereplő H i ,er értékét a H i ,er ( H i hta pg hpg )( 1 lé ) H l kifejezéssel kell meghatározni, ahol a tüzelőanyag vonatkoztatási hőmérsékletre számított fűtőértéke [kJ/kg], Hi hta a tüzelőanyag előmelegítésből adódó fajlagos entalpianövekedés (általában csak olaj tüzelőanyagoknál) [kJ/kg], pg fajlagos porlasztógőz mennyiség (csak olajtüzelésnél) [kg/kg], h pg a porlasztógőz vonatkoztatási hőmérsékletre számított fajlagos entalpiája [kJ/kg], elégetlen tüzelőanyag áram aránya az elégett tüzelőanyag áramhoz lé viszonyítva, [kg/kg] (számítása az 1.9 összefüggés alapján), H l nyomóventilátor utáni ( t l ) hőmérsékletű levegő, vonatkoztatási ( tv ) hőmérsékletre, egységnyi tüzelőanyag tömegáramra számított entalpiája [kJ/kg] ( H l Lc p ,L ( tl tv ) ), fajlagos levegőszükséglet [kg/kg], L c p ,L levegő közepes fajhője [kJ/kg°C]. A további lépésekben a Q b bevezetett teljesítmény a tüzelőanyag áramtól függő és attól független energiaáramok összegeként számítható:
ta [( Hi hta pg hpg )( 1 lé ) H l ] Pm Pl Pfg Pe Pksz PR Q m Q b m ahol m ta az elégett tüzelőanyag tömegárama [kg/s] (5.90 összefüggés alapján), Pm malmok teljesítményfelvétele [kW], levegő ventilátor(ok) teljesítményfelvétele [kW], Pl Pfg füstgáz elszívó ventilátor(ok) teljesítményfelvétele [kW], egyéb motorok teljesítményfelvétele [kW], Pe Pksz keringtető szivattyú (amennyiben van) teljesítményfelvétele [kW], recirkulációs ventilátor (amennyiben van) teljesítményfelvétele [kW], PR a malomfűtéshez (amennyiben van) bevezetett teljesítmény [kW]. Q m
1.4a
A különféle teljesítményeket gyakorlati tapasztalatok alapján becsülni, majd a tömegáramok meghatározását és a segédberendezések kiválasztását követően pontosítani kell. A hatásfok becslésénél az alábbi, tüzelőanyag áramtól független, kazán működéséhez szükséges, energiaáramokat az 1.3. fejezetben ismertetett átvételi vizsgálati eljárásokkal összhangban ─ eltérő megállapodás hiányában ─ nem kell figyelembe venni: elektrofilter (amennyiben van) teljesítményfelvétele [kW], PF Q ksz keringtető szivattyú hűtő teljesítmény [kW], egyéb (például égőfej, füstgázelszívó, recirkulációs ventilátor, stb.) hűtő Q H teljesítmény [kW], pernyeleválasztó (amennyiben van) hűtő teljesítmény [kW]. QF
37
Az 5.1. fejezetben, illetve az 5.3. ábrával összefüggésben utaltunk arra, hogy a tüzelőanyagok minősége a berendezés üzemideje alatt lényegesen változhat, ezért a hatásfok becslését a várható teljes tüzelőanyag jellemző tartományra el kell végezni. Bevezetett hőteljesítmény, tüzelőanyag áram. A bevezetett hőteljesítmény a Q h hasznosított hőteljesítmény és az k kazánhatásfok hányadosaként számítható
Q Q b h
5.97
k
és ez alapján meghatározható a kazánba bevezetendő tüzelőanyag áram is:
m ta
Q b ( Pm Pl Pfg Pe Pksz PR Q m ) ( H i hta pg h pg )( 1 lé ) H l
5.98
Az előtervezés során a tüzelőanyag áramtól független teljesítményfelvételeket általában elhanyagolják, a berendezéseket az ezek figyelembevétele nélkül kiadódó tüzelőanyag áramra méretezik, és csak az ajánlatban megadandó hatásfok megállapításához végzik el a pontos számításokat. Ennek oka, hogy a malmok, ventilátorok, szivattyúk energia felvétele elsősorban a közegáramok mozgatására, az áramlási veszteségek fedezésére fordítódik. Ezért általában csak a malomfűtés és a keringtető szivattyú teljesítményfelvételét számítjuk be a bevezetett hőmennyiségbe. A levegő-, füstgázoldali súrlódási veszteség hőmérlegre gyakorolt hatását elhanyagoljuk. Többféle tüzelőanyag egyidejű felhasználása esetén a segéd (gyújtó, támasztó) tüzelőanyag áramát állandó értékre felvéve, ezzel a segéd tüzelőanyaggal bevezetett hőmennyiséget az összes bevezetendő hőmennyiségből levonva határozható meg az alap tüzelőanyag áram. Másik lehetőségként a különféle tüzelőanyagok előre felvett arányával keverék fűtőértéket meghatározva végezhető el a keverék tüzelőanyag áram nagyságának megállapítása. Tűztéri kéntelenítés esetén a veszteségeket, tűztérbe vezetendő hőmennyiséget a megváltozott tömegáramok (5.63-5.68 képletek) és a kalcinálás-kéntelenítés miatt megváltozó hőbevezetés (5.122-5.123 képletek) figyelembevételével kell számítani. Mint az egyes veszteségek számítására ismertetett összefüggésekből látható, a tervezési hatásfok becslése több a konstruktőrtől függő, illetve gyakorlati tapasztalatok alapján valószínűsíthető alapadat felvételét igényli: Távozó füstgázhőmérséklet: Minimális értékére az adott tüzelőanyaggal szerzett gyakorlati tapasztalatok alapján bevált érték, ezek hiányában a 2.228 fejezetben ismertetett értékek felvétele javasolt. Utófűtőfelület nélküli gőzkazánoknál a névleges gőznyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet +60 °C felvétele célszerű. Légfelesleg tényező: Az adott tüzelőanyagnál, tüzelési módnál bevált, sorozatban gyártott típuségőkkel tervezett kazánoknál az égőgyártó által javasolt érték, ezek hiányában az 5.2. fejezetben ismertetett értékek figyelembevétele javasolt. Légáteresztő falazatoknál, ljungström léghevítőknél figyelembe kell venni a tűztér és a kazánkilépés közötti levegőbetörést is: nagyobb kazánoknál túlhevítő, vízhevítő fokozatonként =0,03, ljungström
38
léghevítőnél =0,15 értékű légfelesleg tényező növekedés várható. Régebbi kazánoknál alkalmazható értékek az [5.17] irodalomban találhatók. Salak-, pernyearány, kazánon belüli kiválás: Az adott tüzelőanyagnál, tüzelési módnál, kazánkialakításnál mért értékek figyelembevétele célszerű. Ezek hiányában rostélytüzelésnél s =0,85, szénportüzelésnél, faforgácstüzelésnél s =0,15, kereszthuzammal rendelkező szénportüzelésű kazánoknál k =0,020,03. Salak-, pernyeéghető tartalom: Az adott tüzelőanyagra, tüzelési módra jellemző értékek hiányában e s =0,05-0,13, e p =0,007-0,025. Szerző kézi rostélytüzelésű kazánoknál, kis hamutartalmú kőszenek tüzelése esetén e s =0,2-0,25 értékkel is találkozott. Salakhőmérséklet: Adott tüzelési módra jellemző tapasztalati érték hiányában t s =800 °C felvétele javasolt.
Biomassza, illetve szeméttüzelés esetén a szilárd égési maradványok várható arányának, éghető tartalmának megállapításához minden esetben tüzelési kísérletek elvégzése célszerű. Szeneknél ilyen vizsgálatok általában csak új szénféleségek, tüzelési változtatások (például tüzelésoldali NOx kibocsátás csökkentési módszerek alkalmazása) esetén indokoltak. Kazántípus, kialakítás. Az előbbi paraméterek felvételéhez már ismerni kell a kazán várható kialakítását. Ehhez a megrendelő által elvárt teljesítmény, nyomás, hőmérséklet függvényében először el kell dönteni, hogy az adott feladatra a költségek, helyszíni adottságok figyelembe vételével milyen típusú kazán lehet a legalkalmasabb. Ajánlható-e nagyvízterű kazán, vagy típuselemekből összeállítható vízcsöves kazán, illetve egyedi konstrukcióra lesz szükség? Mint a 2.221. fejezetben bemutattuk, nagyon sokféle lehetőség van, amelyek közül az egyes gyártók hagyományaiknak, jól bevált részelemeiknek megfelelően választanak. Ugyanakkor a gyakorlati tapasztalatok alapján kialakultak azok az alapvető irányok, amelyek a kazánok kialakítását meghatározzák: Kis (25 bar alatti) nyomásra, túlhevítés nélkül: nagyvízterű kazán. Kis (25 bar alatti) nyomásra, 25 t/h alatti gőzáramra, kismértékű túlhevítéssel: nagyvízterű kazán. Kis (45 bar alatti) nyomásra, mintegy 450 °C gőzhőmérsékletig, 40 (egyes gyártóknál 250) t/h alatti gőzáramra: típuselemekből összeállított vízcsöves kazánok, vízszintes füstgázáramlással, természetes cirkulációval (2.44.-2.46., 2.60., 2.65. ábrák), sarokcsöves kazánok (2.55. ábra). Közepes (80 bar alatti) nyomásra, 520 °C gőzhőmérsékletig, 20-250 t/h gőzáramra: típuselemekből összeállított vízcsöves kazánok, függőleges füstgázáramlással, természetes cirkulációval (2.47.-2.51. ábrák). Nagyobb nyomásokra, gőzáramokra: kéthuzamú kazánok, természetes cirkulációval (2.52.-2.54., 2.58 ábrák). Nagyteljesítményű, szénportüzelésű erőműi kazánok: toronykazán kivitel, kényszerített átáramlással (2.121., 2.137., 2.139. ábrák), de az Egyesült Államokban, Japánban: kéthuzamú kivitel. Biomassza hasznosítására: rostélytüzelés (2.77. ábra), kisebb nyomásoknál, teljesítményeknél füstcsöves, nagyvízterű kazán (2.19., 2.24. ábrák), nagyobb nyomásoknál, teljesítményeknél típuselemekből összeállított, természetes keringésű, vízcsöves kazánok, függőleges áramlással. 39
Szemét, hulladék ipari méretű hasznosítására: nyomástól, gőzáramtól függetlenül: három-négyhuzamú, függőleges füstgáz átáramlású kazánok (2.56. ábra). A kazánkialakítás kiválasztását, a fűtőfelületek vázlatos elrendezését követően meghatározhatók a közegáramok, felosztható a hasznos hőteljesítmény, felírható az egyes fűtőfelületek hőmérlege. Közegáramok. A tüzelőanyag füstgázárama [kg/s]:
áram
alapján
számítható
m L m ta 'L m ta 'L
a
kazán
levegő,
5.99
0
V m ta V' m ta ( V' 0 ( 1 )'L0 ) 5.100 m
A léghevítőn előmelegítendő úgynevezett forró levegő hányad ( ) függ a tüzelőberendezés (szénelőkészítő rendszer), tűztér alsó részének levegőbetörésétől, az utóégető rostély légfeleslegétől. Szénportüzelésnél az adott tüzelőberendezésre vonatkozó gyakorlati tapasztalat hiányában =0,85 felvétele szokásos, amelyet a tüzelőberendezés, léghevítő kialakítását követően a 6.2. fejezetben ismertetett, választott léghevítő típusra vonatkozó szivárgás számítással pontosítani kell. Ezzel az előmelegített levegő áram [kg/s]:
m L fol m L 5.101 Az egyes fűtőfelületeken betört (beszívott, átszökött) hamis levegő mennyisége [kg/s], a i légfelesleg tényező növekedés függvényében:
m Li m ta i 'L
5.102
0
m L hil m L m L fol m V
m ta
Hamislevegő betörés a kazánban
m L1
Ljungstrőm Füstgáz léghevítő elszívó ventilátor
m V m Li
m V m L1 Kazán
m L 2
m L fol Levegő átszökés a léghevítőben
m L fol m L 2
Levegő aláfúvó ventilátor
5.12. ábra Tömegáramok a kazánban A fűtőfelületeken, ventilátorokon átáramló tömegáramokat az 5.12. ábra mutatja. Megfigyelhető, hogy a léghevítőn átszökő levegőmennyiség növeli mind a levegő aláfúvó mind a füstgázelszívó ventilátor által szállítandó közegmennyiséget. A tűztér elején (alján) történő levegőbetörés − amennyiben a beszökő levegő még elősegíti a tüzelőanyag égését, − csökkenti az aláfúvó ventilátor közegáramát, egyébként a kazán más felületeinek levegőbeszökéséhez hasonlóan csak feleslegesen növeli a füstgázelszívó ventilátor közegáramát. Gázturbina hőhasznosító kazánoknál a gázturbina kipufogó gáz tömegáramát a gázturbina gyártó által megadott értékek alapján kell figyelembe venni. Amennyiben van utótüzelés, a belépő tömegáram az utótüzeléshez felhasznált tüzelőanyag
40
(esetleg frisslevegő) tömegáramával növekszik (részletesen lásd 5.62, 5.62a képletekhez kapcsolódó magyarázatot). Forró levegővel a tűztérbe vezetett hőmennyiség. Kisebb teljesítményű, elsősorban nagyvízterű kazánoknál, különösen (levegőventilátorral egybeépített) úgynevezett blokkégők esetén általában nem alkalmaznak levegő előmelegítést. Nagyobb kazánoknál a levegő előmelegítése általában két fokozatban történik. Egyrészt a levegő aláfúvó ventilátor előtt (kaloriferrel, vagy a léghevítő utánról visszakeringtetett forró levegővel) a léghevítő fűtőfelületek korróziójának megelőzésére 80-100 °C hőmérsékletre, másrészt a léghevítővel a berendezés működéséhez szükséges optimális értékre. A szokásos levegőhőmérséklet értékek [1], [10], [5.17]: Olaj-, gáztüzelés: 250-300 °C Lignittüzelés: 230-280 °C Kőszéntüzelés kis nedvességtartalommal: 250-350 °C Kőszéntüzelés nagy nedvességtartalommal: 300-400 °C Salakolvasztó kőszéntüzelés: 350-450 °C Rostélytüzelés (szén): 100-160 °C Rostélytüzelés (biomassza, szemét): 100-200 °C Fluid ágyas tüzelés: 140-250 °C Az előbbi levegő hőmérsékletekkel a forró levegővel a tűztérbe vezetett hőmennyiség:
L fol c pL( t fol tv ) Q fol m ahol: t fol
tv
c pL
5.103
a levegő előmelegítési hőmérséklete [°C], a tüzelőanyag fűtőértékének meghatározásánál, illetve a füstgáz entalpia hőmérséklet diagramjának számításánál figyelembevett vonatkoztatási hőmérséklet [°C], a levegő vonatkoztatási és előmelegítési hőmérséklet közötti közepes fajhője [kJ/kgK]. 600
TE
E
TH
Hőmérséklet (°C)
500
400 UH
300
200
100
TE
0 0
500
E
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Entalpia (kJ/kg)
5.13. ábra Hasznos hőfelvétel Hasznosított hőteljesítmény felosztása. Az egyes fűtőfelületek méretezéséhez ismerni kell az adott felület várható hőfelvételét. Ezért az 1.2a, 1.3a képletekkel meghatározott hasznos hőteljesítményt fel kell osztani a felületek között. A felosztást 41
befolyásolja a kazán teljesítménye, kialakítása, utófűtő felületek alkalmazása. Gyakori az a megoldás is, amikor a felosztásra csak a kazán tűzterének méretezése, az ott átadható hőmennyiség meghatározása után kerül sor. A füstgázok által a tűztérben leadott hőmennyiség fogja meghatározni, hogy hagyományos (közel a telítési hőmérsékletre előmelegített tápvízzel táplált) elgőzölögtetővel vagy forraló (a tápvizet részben elgőzölögtető) ekóval kell a berendezést kialakítani, illetve a füstgázok megfelelő lehűtése érdekében a tűztérbe esetleg faltúlhevítőt is be kell-e építeni. Azonban ilyen esetben is mindig kiszámításra kerül az elgőzölögtető (5.13. ábra, E), tápvíz előmelegítő (TE), túlhevítők (TH), újrahevítők (UH) hőfelvétele. Az egyes felületek hasznos hőáramának kiszámítása a túlhevítő és újrahevítő felületek tömegáramainak számításával kezdődik. Ehhez szükséges a túlhevítőbe, illetve újrahevítőbe belépő hőmérséklet, és a kilépő (frissgőz, újrahevített gőz) hőmérsékletek közötti hőmérséklet-különbség fokozatok közötti megosztása. Az újrahevítőknél általában megelégszünk két fokozattal, a túlhevítőnél a kisebb kazánoknál kettő, a nagyobbaknál több fokozatot kell alkalmazni. A legalább két szakaszra a befecskendezéses hőmérséklet-szabályozás beépíthetősége érdekében van szükség. Gőzszárítók esetén általában nem alkalmazunk hőmérsékletszabályozást. Amennyiben besugárzott túlhevítők kialakítása is lehetséges, a kedvező (szabályozási beavatkozás nélküli) túlhevítési hőmérséklet lefutás érdekében (2.155. ábra), 50-50%-os hőfelvétel megosztás célszerű. Az esetben, ha erre nincs mód, a szerkezeti kialakítás által megengedett maximális arányú besugárzott túlhevítő felületre kell törekedni. A konvektív fokozatok hőmérsékletemelkedését a kiinduló számításnál azonosra lehet felvenni TH3
m U
m Ub UH2
UH1
hU2
t
tG
tU2
hG
TH2
m b 2
m b1 TH1
TE
Tápszelep
Tápszivattyú
E Leiszapolás
TH2
E TE TH1 TH2 TH3 UH1 UH2
tT2
m G
TH1
tT3e
hT2
hT3e
TH3
hU1
tU1 tU2e
tT1
elgőzölögtető tápvíz előmelegítő túlhevítő 1. túlhevítő 2. túlhevítő 3. újrahevítő 1. újrahevítő 2.
tT2e
hT1
UH2
hU2e
hT2e
hU1e tU1e ts
UH1 hT1e
h
5.14. ábra Túlhevítők, újrahevítők: közegáramok, hőmérsékletek, fajlagos entalpiák A tömegáramok számítása a 2.158 képlethez hasonlóan felírt hőmérlegekből levezett befecskendezett mennyiségek meghatározásával kezdődik. Az 5.14. ábra jelöléseivel, feltételezve hogy a visszahűtés mind a túlhevítőnél mind az újrahevítőnél tápvízzel történik: hT 2u hT 3e hT 2u htv h hT 2 e m b1 ( m G m b 2 ) T 1u hT 1u htv h h m Ub m U U 1u U 2 e hU 2 e htv m b 2 m G
42
2.159a 2.159b 2.159c
ahol az 1.2a összefüggésnél ismertetett jelöléseken túlmenően: a második visszahűtési helyen befecskendezett víz tömegárama [kg/s], m b 2 az első visszahűtési helyen befecskendezett víz tömegárama [kg/s], m b1 hT 1u gőz fajlagos entalpiája az első túlhevítő fokozat után [kJ/kg], hT 2 e gőz fajlagos entalpiája a második túlhevítő fokozat előtt [kJ/kg], hT 2 u gőz fajlagos entalpiája a második túlhevítő fokozat után [kJ/kg], hT 3e gőz fajlagos entalpiája a harmadik túlhevítő fokozat előtt [kJ/kg], hU 1u gőz fajlagos entalpiája az első újrahevítő fokozat után [kJ/kg], hU 2 e gőz fajlagos entalpiája a második újrahevítő fokozat előtt [kJ/kg]. A befecskendezési mennyiségek ismeretében ellenőrizni kell, hogy az összes befecskendezés, névleges üzemállapotban ne haladja meg a 2.226. fejezetben említett (túlhevítőknél 5%, újrahevítőknél 1%) értékeket. Nagyobb mennyiségek esetén a visszahűtéseket csökkenteni kell. A tömegáramok és a fajlagos entalpiák ismeretében az egyes fokozatok hőigénye számítható. Így például az első túlhevítő fokozatra: G m b1 m b2 )( hT 1u hT 1e ) QTH 1 ( m
5.104
Dobos kazánoknál az előbbi képletben szereplő, első túlhevítő fokozat előtti hT 1e fajlagos entalpiát általában 0,2% nedvességtartalommal vesszük figyelembe. A cseppleválasztás tényleges minőségének ismeretében eltérő nedvességtartalomhoz tartozó belépő fajlagos entalpia is felhasználható. Miután az elgőzölögtető és a tápvíz előmelegítő hőfelvételének megoszlása (a tápvíz előmelegítő utáni közegállapot) a tűztér méretezése előtt általában nem ismert, ezek együttes hőfelvétele: G m b1 m b2 )( hT 1e htv ) m L ( hL htv ) QTE Q E ( m
5.105
Feltételezett tápvíz előmelegítési hőmérséklet és ehhez tartozó hte u kazándob előtti entalpia esetén a hőáramok külön is meghatározhatók:
illetve:
G m b1 m b2 m L )( hte u htv ) QTE ( m 5.106 G m b1 m b2 )( hT 1e hte u ) m L ( hL hte u ) Q E ( m
5.107
A kiinduló számításoknál a lelúgozás hL entalpiáját általában a dobnyomáshoz tartozó telített folyadékentalpiával vesszük figyelembe. Elemi térrész hőmérlege: A fűtőfelületek méretezésénél, a hőátadási számítások elvégzéséhez szükséges hőmérséklet különbségek meghatározásához a vízoldali hőmérsékletek mellett ismerni kell a füstgázoldali hőmérsékletek nagyságát is. Ezek a fűtőfelületet tartalmazó elemi térrész hőmérlegéből számíthatók. A térrészbe (5.15. ábra) belépő hőáramok összege megegyezik a térrészben leadott, illetve onnan kilépő hőáramok összegével:
fgei hei m Li c pLtL Q besei Q besu i Q fel i Q fügi Q fali Q kis ei Q kis u i m fgui hu i 5.108 m ahol m fgei a térrészbe belépő füstgáz tömegárama [kg/s],
43
m Li a térrészbe esetleg belépő hamislevegő tömegárama [kg/s], (5.102. képlet). fgui m fgei m Li m
a térrészből kilépő füstgáz tömegárama [kg/s],
he i
a e i hőmérsékletű füstgáz fajlagos entalpiája a térrész előtt [kJ/kg],
hu i Q
a u i hőmérsékletű füstgáz fajlagos entalpiája a térrész után [kJ/kg],
bes e i
a térrészbe az előző térrészből besugárzott hőáram [kW],
Q besu i a térrészbe az utána következő térrészből besugárzott hőáram [kW], Q kis e i a térrészből az előző térrészbe kisugárzott hőáram [kW], Q a térrészből az utána következő térrészbe kisugárzott hőáram [kW], kis u i
Q fel i Q
a térrészben elhelyezett fűtőfelület hőfelvétele [kW],
Q fali
a térrész határoló falának hőfelvétele [kW], részben, vagy fűtőfelületek hiányában egészen, a térrész Q sugárzási, vezetési veszteségének
fügi
a térrészben elhelyezett tartó-, függesztő csövek hőfelvétele [kW],
sv i
tL
fedezésére fordítódik, a hamis levegő hőmérséklete [°C], a kazánházi, vagy szabadtéri kialakítás esetén a környezeti levegőhőmérséklet. Q kis u i m fgui
u i , hu i
Q bes u i Függesztő csövek
Q füg i
Fűtőfelület
Q sv i
m L i
Q fel i
tL Határoló felület
Q fal i Q kis e i
m fgei e i , he i
Q bes e i
5.15. ábra Elemi térrész Az előbbi egyenletet átrendezve számítható a kilépő füstgáz fajlagos entalpiája, ebből a füstgáz hőmérséklet-fajlagos entalpia diagramjának felhasználásával meghatározható a kilépő füstgázhőmérséklet:
hu i
m fgei hei m Li c pLtL Q besei Q besu i Q fel i Q fügi Q fali Q kis ei Q kis u i m m Li
5.109
Besugárzott túlhevítők esetén a térrészbe besugárzott, onnan kisugárzott hőáram az 5.147, 5.156 összefüggések értelemszerű alkalmazásával lehetséges. Egyéb fűtőfelületeknél (elsősorban túlhevítőknél) Q bese i , Q besu i értékét a gyakorlati számítások során a sugárzásos hőátadási tényező növelésével (5.166 képlet) veszik figyelembe [5.14]. A térrészek méretét, kialakítását a benne elhelyezett fűtőfelület Q fel i hőáramának átszármaztatásához szükséges hőcserélő felület kialakítása határozza meg. A hőcserélőt tartó, illetve határoló csőfelület ( Q , illetve Q ) fügi
fal i
hőárama a szerkezeti kialakításból adódik. Így a hőmérleg, − amelyet a tűzteret követő minden felületre el kell készíteni − felállítása is iterációval történik, a tartócsövek és határolófalak hőfelvételét az első lépésben becsülni, majd a 44
következő lépésekben a szerkezeti kialakítás figyelembevételével pontosítani kell. Hasonló érvényes a térrészbe esetlegesen besugárzott, illetve onnan kisugárzott hőmennyiségekre is. A Q svi sugárzási, vezetési hőáramok meghatározása is becsléssel történik, az 1.15 képlet számlálójában lévő CQ b kifejezéssel meghatározott összes sugárzási, h max
vezetési veszteség alapján. Besugárzott tűzterű, szénportüzelésű kazánoknál feltételezzük, hogy az összes veszteség 2/3-a a tűztér, visszaszívó aknák, szénporvezetékek határoló felületéhez kapcsolódik és csak a maradék az egyéb fűtőfelületekhez. Egyéb kazánoknál a határoló felületek arányában osztjuk fel a veszteséget.
45
46
5.5.
Tűzterek méretezése
A tűzterek méretezése a geometriai méretek felvételével, égők, bemászó, tisztító (szénportüzelésnél utóégető rostélyok, visszaszívó akna) nyílások elrendezésével, falazattípus (lángcső, membránfal, hűtött, vagy hűtés nélküli falazott kivitel) kiválasztásával kezdődik. A méretek felvételéhez hagyományos tüzelőanyagokra, nagyvízterű lángcsöves kazánoknál a 2.11. ábra, vízcsöves kazánoknál a 2.222. fejezetben ismertetett lángméretek, elrendezési korlátok, fajlagos terhelések nyújtanak segítséget. A méretek felvételekor fontos annak mérlegelése, hogy míg az utófűtő felületek mérete általában növelhető, csökkenthető, addig a tűztér mérete nem változtatható. Kis teljesítményű berendezések, vagy különleges tüzelőanyagok esetén a méretek felvétele mindig gyakorlati tapasztalatok alapján történik. Ezekre az ipari, erőműi kazánokra kifejlesztett számítási eljárások nem vagy csak korlátozottan alkalmazhatók. A tervezők, gyártók a sorozatban gyártott típusoknál is figyelembe veszik a korábban szállított berendezéseken szerzett tapasztalatokat, így az újabb egységek egyre tökéletesebbek lesznek. A következőkben csak a hagyományos (besugárzott) kazántűzterek méretezését ismertetjük, salakolvasztó, kétkamrás tűzterek számításához részletes előírások az irodalomban találhatók [5.14]. Tűztér hőmérlege. A tűztérbe bevezetett hőmennyiség megegyezik a tűztérben leadott és az onnan távozó égéstermékek hőmennyiségének összegével. Részletezve:
Q ta Q fol Q hil Q hl Q tű Q fg Q sfiz
5.110
ahol: a tüzelőanyaggal a tűztérbe vezetett hőmennyiség [kW]: Q ta H ( 1 ) h h ( 1 l ) Q m ta
Q fol Q hil
ta
i
e
CO
ta
pg
pg
é
5.111
a léghevítőben előmelegített levegővel a tűztérbe vezetett hőmennyiség [kW], (5.103 képlettel számítható) a léghevítőn át nem áramló, hideg levegővel bevezetett hőmennyiség [kW]: ( 1 ) ' c ( t t ) 5.112 Q m hil
ta
L0
pL
hil
v
Q hl
a tűztérbe beszökő, égési folyamatban részt nem vevő levegővel bevezetett hőmennyiség [kW]: ta i 'L0 c pL( thl tv ) 5.113 Q hl m
Q tű
a tűztérben a határoló falnak leadott hőmennyiség [kW], melyet leegyszerűsítve a láng és a tűztérfal közötti sugárzásos hőátadással lehet közelíteni: Q tü A Tl 4 T f4 5.114 vagy az 5.110 képletet átrendezve, a tűztérből füstgázokkal elvezetett Q fg
hőmennyiség meghatározását követően lehet számítani: Q Q Q Q Q Q Q 5.110a tű
Q fg
ta
fol
hl
fg
sfiz
a tűztérből távozó füstgázokkal elvezetett hőmennyiség [kW]: Q m ' c ( t ) 5.115 fg
Q sfiz
hil
ta
V
p fg
1
v
a tűztérből távozó salakkal elvezetett hőmennyiség [kW]:
47
ta ( 1 lé )a( 1 )s cs ( ts tv ) Q sfiz m m ta Hi
e e hta
5.116
az elégett tüzelőanyag tömegárama [kg/s], a tüzelőanyag vonatkoztatási hőmérsékletre számított fűtőértéke [kJ/kg], salak-, pernyeéghető veszteség (1.12 képlet), elégetlen gázok okozta veszteség (1.13 képlet), a tüzelőanyag előmelegítésből adódó entalpianövekedés [kJ/kg], 5.117 hta cta ( te tv ) fajlagos porlasztógőz mennyiség (csak olajtüzelésnél) [kg/kg],
pg h pg a porlasztógőz vonatkoztatási hőmérsékletre számított entalpiája [kJ/kg],
c pL
elégetlen tüzelőanyag áram aránya (1.9 képlet) [kg/kg], fajlagos elméleti levegő szükséglet [kg/kg], fajlagos elméleti füstgázmennyiség [kg/kg], a levegő közepes fajhője [kJ/kgK],
c p fg
a füstgáz közepes fajhője [kJ/kgK],
forró levegő hányad,
Tl
a láng közepes hőmérséklete [K],
Tf
a tűztérfal közepes hőmérséklete [K],
1
tűztérkilépő hőmérséklet [°C], a tűztérbe bevezetett előmelegített levegő hőmérséklete [°C], a tűztérbe előmelegítés nélkül bevezetett levegő hőmérséklete [°C], a tűztérbe beszökő hamis levegő hőmérséklete [°C], tüzelőanyag előmelegítési hőmérséklete [°C], a vonatkoztatási hőmérséklet [°C], a tüzelőanyag hamutartalma [kg/kg], a hamu füstgázzal távozó illóanyag tartalma [kg/kg], salakbekötési tényező, a salak részaránya a tüzelőanyag illóval csökkentett hamutartalmához viszonyítva [kg/kg], salak közepes fajhője [kJ/kgK], értéke száraz salakeltávolításnál 1 kJ/kgK, salakolvasztó tüzelésnél 1,26 kJ/kgK [5.16], a távozó salak hőmérséklete [°C], a tüzelőanyag közepes fajhője [kJ/kgK], értéke: hamu és nedvességmentes szénre 1,03 kJ/kgK [5.16], amelyet a tényleges nedvesség és hamutartalom figyelembevételével korrigálni kell [1], [5.16]: cta 1,03( 1 a w ) 4,21w 0,84a 5.118 3 ásványolajokra a [kg/m ] sűrűség függvényében [1]: cta ( 2,96 1,33 ) 0,5( 0,00615 0,0023 )t e 5.119 gázkeverékeknél az összetétel alapján meghatározott közepes fajhővel egyezik meg.
lé
' L0 ' V
t fol thil thl te tv a
s cs
ts cta
Füstgáz recirkuláció esetén, az 5.110 egyenletben, a bevezetett hőmennyiségek közé a visszakeringtetett füstgázzal visszavezetett Q rec hőmennyiséget is be kell számítani.
48
V' 0 ' Qrec m ta V c p rec ( rec tv ) m ta ( v 1 )'L0 ( hrec hv ) 5.120 1 x
Füstgáz visszakeringtetés esetén lecsökken a léghevítőn átvezetendő levegőmennyiség. Miután a tüzelőberendezés, tűztér levegőbetörése, az utóégető rostély levegőfeleslege nem változik:
L fol m ta 'L0 e x( v 1 ) m
5.121
Így
ta 'L0 e x( v 1 )c pL( t fol tv ) 5.103a Q fol m Tűztéri (száraz) kéntelenítés alkalmazása esetén, a tűztérbe bevezetett hőmennyiségek között, illetve az elméleti égési hőmérséklethez tartozó füstgázentalpia 5.124 képlet szerinti számításánál: a tűztérbe a tüzelőanyaghoz adagolt, vagy külön befújt segédanyagokkal bevitt fizikai hőmennyiséget:
ta aS 3,12191cCaCO3 nCaCO3 2,31111cCa(OH )2 nCa(OH ) 2 1,74919 cCaOnCaO (t a t v ) Q ta m 5.122 a tűztérbe bevezetett kalcium tartalmú segédanyagok kalciumoxiddá redukálásához szükséges hőigényt, illetve a kéntelenítés során felszabaduló többlet hőmennyiséget [5.16]:
ta aS 5583nCaCO3 3416nCa( OH )2 15652ként Q ként m 5.123 is figyelembe kell venni. Előbbi összefüggésekben: a tüzelőanyag kéntartalma [kg/kg], aS nCaCO3 a kéntelenítéshez bevezetett mészkő aránya a sztöchiometrikus mennyiséghez viszonyítva [kg/kg], nCa( HO )2 a kéntelenítéshez bevezetett mészhidrát aránya a sztöchiometrikus mennyiséghez viszonyítva [kg/kg], a kéntelenítéshez bevezetett kalciumoxid aránya a sztöchiometrikus nCaO mennyiséghez viszonyítva [kg/kg], cCaCO3 mészkő közepes fajhője [kJ/kgK], (25-200 °C között cCaCO3 =0,97 kJ/kgK), cCa( HO ) 2 mészhidrát közepes fajhője [kJ/kgK], (25-200 °C között cCa( HO ) 2 =1,32
cCaO ta
ként
kJ/kgK), kalciumoxid közepes fajhője [kJ/kgK], (25-200 °C között cCaO =0,84 kJ/kgK), adagolás hőmérséklete [°C], a kéntelenítés hatásfoka [kg/kg].
Miután a kéntelenítés általában csak egyféle adalékkal történik, az 5.122-5.123 képletekbe csak a ténylegesen felhasználandó adaléktípus feleslegére jellemző nCaCO3 , nCa( HO )2 vagy nCaO tényező számértékét kell behelyettesíteni, a másik két tényező értéke nulla.
49
Tűztérkilépő hőmérséklet. Az előbbiekből nyilvánvaló, hogy a tűzterek méretezéséhez vagy a Q tű hőmennyiség vagy a 1 tűztérkilépő hőmérséklet meghatározása szükséges. A gyakorlatban alkalmazott eljárások többsége a Q tü A Tl 4 T f4 alakú összefüggést az egész tűztérre alkalmazva, vagy a tűzteret térrészekre bontva (utóbbi esetben a térrészek közötti, esetleg a konvektív hőcserét is figyelembe véve) a leadott hőmennyiség minél pontosabb meghatározására törekszik, és a 1 tűztérkilépő hőmérsékletet a tűztér hőmérlegéből határozza meg. Ezek a számítások, a gyakorlat számára elfogadható pontossághoz szükséges sok térrész esetén, csak számítógéppel végezhetők el, mivel az egész tűztérre, vagy néhány térrészre alkalmazva a láng és falhőmérséklet becslésénél elkövetett hibák miatt nagyon pontatlanok. Ezért a gyakorlatban, különösen a vázlattervek készítéséhez, még ma is a 2.222. fejezetben ismertetett, a tapasztalatok alapján jól bevált 2.50 összefüggés [5.14] alkalmazása célszerű. Ez az összefüggés is a sugárzásos hőátadás számításán alapul, de a láng és falhőmérséklet esetenkénti becslése helyett a Boltzmann ( Bo ) hasonlósági számot, és E láng-elhelyezkedési tényezőt bevezetve, a tűztér eredő ε emissziós tényezőjének figyelembe vételével, a (1 273) /(0 273) dimenziónélküli tűztérkilépő hőmérsékletet adja eredményként:
ahol E
Bo
1 E Bo
2.50
0 ,6
1
a láng tűztérbeli elhelyezkedését figyelembevevő tényező (5.125 képlet), a tűztér eredő emissziós tényezője, a láng (mint körbezárt test)-falazat rendszerre [2.48], (5.132 képlet), a tűztéri hőátadásra jellemző, dimenziónélküli Boltzmann szám ( Bo <10 ):
m ta V' ( ho h1 ) 2.46a Ah To3 ( o 1 ) az elméleti füstgázhőmérséklethez tartozó fajlagos füstgázentalpia [kJ/kgK]: Q Q fol Q hil Q hl ho ta hv 5.124 ' Bo
ho
V
a tűztérkilépő füstgázhőmérséklethez tartozó fajlagos füstgázentalpia [kJ/kgK], fajlagos füstgázentalpia a (25 °C) vonatkoztatási hőmérsékleten [kJ/kgK], o , To elméleti égési hőmérséklet [°C], [K], a ho függvényében a füstgáz hőmérséklet-entalpia diagramjából, vagy iterációval, a közepes fajhő felhasználásával az alábbi képlettel határozható meg: Q Q fol Q hil Q hl o ta tv 2.45a V' c p fg
h1 hv
Ah
Stefan-Boltzmann állandó, a fekete test sugárzási tényezője 5,76 * 108 [W/m2K-4], a tűztér hatásos felülete [m2].
50
Láng elhelyezkedési tényező: Értéke függ a tűztér kialakításától, tüzelőanyagtól, tüzelési módtól, az égők elhelyezésétől. Számítása a nagyszámú tüzelési kísérlet alapján felállított 5.125 E A B XT alakú összefüggéssel [5.14] végezhető, ahol A, B tüzelési módtól, tüzelőanyagtól függő állandó (5.19. táblázat) a láng maximális hőmérsékletű zónájának relatív helye a tűztérben, amely a XT X é relatív égőmagasság és a lángmag ehhez viszonyított X relatív távolságának összege:
X T X é X
5.126 5.19. táblázat
A Olaj és gáztüzelés
B
XT
ΔX
Normál esetben (függőleges füstgázáramlás)
0,54
0,2
Xé
0
Normál esetben, amennyiben λ<1
0,54
0,2
X é X
2(1-λ)
0,54
0,2
X é X
0,15
U lángú, vízszintes lángú, fenék tüzelésnél 0,54 Szénportüzelés
0,2
0,25-0,3
0
0,59
0,5
X é X
X
0,56
0,5
X é X
X
Szénfajtától függően
X é X
0,1
Szénfajtától függően
X é X
0,05
Normál esetben, amennyiben
Nagy illótartalmú szén
m G <35 t/h
*
Gyenge reakcióképességű (nagy palatartalmú) szén Front, saroktüzelésnél, réségőknél, többsoros G ≤420 t/h esetén örvényégőknél m Front saroktüzelésnél, réségőknél, többsoros G >420 t/h esetén örvényégőknél m
Rostélytüzelés Vékony rétegvastagság 0,59 0,5 0 0 Vastag rétegvastagság 0,59 0,5 0,14 0 * Megjegyzés: Billenő égők esetén, 20 fokkal felfelé billentett égőkre X =0,1. Kisebb dőlésszögű billentés esetén X értékét lineáris interpolációval kell meghatározni. Lefelé billentett égőknél X számértékének előjele negatív.
A relatív égőmagasságot a
Xé
Hé H
5.127
kifejezéssel lehet meghatározni, ahol H a tűztér magassága a tűztérfenéktől (5.16. ábra, b), c) részlet), vagy szénportüzelésű kazánoknál az alsó tűztértölcsér közepétől (5.16. ábra, a) részlet) [m], Hé besugárzott tűztereknél, vízszintes tengelyű égők és függőleges lángáramlás esetén az égők középvonalának magassága (5.16. ábra) a tűztérfenéktől vagy a tűztértölcsér közepétől [m], több különböző magasságban elhelyezett, különböző teljesítményű égő esetén a:
51
m h m
ta i k e i k
Hé
k
i
5.128
ta i k
k
i
képlettel számítható, ahol m ta i k az i -edik égősorban lévő k sorszámú égő teljesítménye [kg/s], he i k
i k
az i -edik égősorban lévő k sorszámú égő középvonalának magassága a tűztér fenekétől vagy a tűztértölcsér közepétől mérve [m], égősorok sorszáma, az i -edik égősorban lévő m ta i k teljesítményű égő sorszáma.
Több tüzelőanyag egyidejű tüzelése esetén E értékét, az egyes tüzelőanyagok összes bevezetett hőmennyiséghez viszonyított hőbevezetési aránya alapján, átlagolt értékkel kell figyelembe venni. Hatásos felület: A tűztér hatásos felülete a tűztér határoló felületén lévő hűtetlen felületrészektől és a hűtött felületek hűtőhatásának elrakódás miatti csökkenésétől függ:
Ah Aöi Ar i Ahni xi i
5.129
i
Előbbi képletben: Aö i a tűztér i jelű határoló felületének burkoló felülete [m2],
Ar i
az i jelű határoló felületen lévő rostély felülete [m2],
Ahni
a i jelű határoló felületén lévő hűtetlen felület [m2],
xi
a i jelű határoló felületen lévő hűtő csőrácsok szögtényezője, a i jelű határoló felület elpiszkolódási tényezője.
i
= >0,5 m
H
H
H
he1
He
he1
he2
=
=
0,2 m
he2
=
a)
b)
c)
d)
5.16. ábra Tűztér térfogat, magasság A számításhoz a tűzteret felületelemekre kell felosztani. A felosztás módja a tűztér kialakításától függ: Lángcsöves kazánok: A 2.12. ábrán vázolt mindhárom tűztér kialakításnál a tűztér palástján és fenekén általában nincsenek hűtetlen nyílások, így teljesen hűtöttnek tekinthetők. A hullámos lángcsöveket közepes átmérőjükkel sima lángcsőként szokás figyelembe venni. A füstcsövekben folytatódó (holland, skót) kazánoknál a füstcsövekbe besugárzott hőmennyiség a csövek
52
palástfelületén hasznosul. Az égő elhelyezésére szolgáló homlokfelület általában hűtetlen, de egyes konstrukcióknál (különösen U lángú tüzelés esetén) előfordulhat az általában égőkővel körülvett égő körül hőhordozó közeggel hűtött felület is. Vízcsöves kazánok: o Általános szabály, hogy a csöveket a görbületekkel együtt kell számítani. A 0,5 méternél szűkebb terek, ezek határoló felületei nem számítanak a tűztér térfogatához, illetve felületéhez. A tűzteret a füstgáz áramlásának irányában az első csőrács (5.16. ábra b), c) részlet), vagy utófűtőfelület (5.16. ábra a) részlet) határolja. Az egyes hűtött felületrészek szögtényezője, elpiszkolódási tényezője lényegesen eltérő lehet. Rostélytüzelés esetén a rostély felületét külön kell figyelembe venni. Hűtetlen felületnek a hűtőrács nélküli falfelületek, hűtőrácsokkal borított felületek esetén az égők, a rostély, a koromfúvók és vízlándzsák elhelyezésére szolgáló nyílások, szénportüzelésnél a füstgáz visszaszívó aknák beszívó nyílásai, illetve a megfigyelő, tisztító, salakkifolyó nyílások számítanak. Előtervezésnél, az egyedileg figyelembe vehető hűtetlen felületek (rostély, égők, visszaszívó akna nyílások, stb.) ismeretének hiányában, a hűtetlen felületet a tűztér felület 1-2,5%-ára lehet felvenni. o Vízszintes átáramlású kazánok (2.44.-2.46., 2.60., 2.65. ábrák) esetén (a rostélytüzelés esetét kivéve) a tűztér minden felülete hűtött. A mennyezetválaszfal, fenék-válaszfal sarkokat tűzálló burkolat fedi, és nem számítanak a hűtött felületbe. Olaj- és gáztüzelés esetén a tűztér fenekét tűzálló burkolat fedi, melynek hőszigetelő hatását megfelelően megválasztott elpiszkolódási tényezővel (5.20. táblázat) kell figyelembe venni. o Függőleges átáramlású kazánok (2.47.-2.54., 2.121. ábrák) esetén a tűztér minden felülete hűtött. Szénportüzelés esetén a tűztér tölcsérnek csak a felső fele részét számítjuk a tűztérhez (5.16. ábra a) részlet). A tűzálló burkolattal fedett fal-fal, cső-kamra csatlakozások hűtetlen felületnek számítanak. Olaj- és gáztüzelés esetén a tűztér fenekét e kazánoknál is tűzálló burkolat fedi, melynek hőszigetelő hatását megfelelően megválasztott elpiszkolódási tényezővel kell figyelembe venni. Ugyanígy kell eljárni tüskézett, tűzálló masszával bevont oldalfalak esetén is.
Asz Af Ar
5.17. ábra Függönyöket tartalmazó térfogatrész o Olyan kazánoknál, ahol a tűztér oldalfalára a hűtőhatás fokozására merőleges függönyöket (5.17. ábra) helyeznek el, ezek felületét is figyelembe kell venni.
Ah Aszi Ahn i xi i Af j x f j f j Ar k xr k r k i
j
k
Ahol
53
5.129a
a tűztér i jelű, rácsokkal nem érintkező, szabad határoló felülete
Aszi
xf j
[m2], a tűztér i jelű, rácsokkal nem érintkező, szabad határoló felületén lévő hűtetlen felület [m2], a i jelű határoló felületen lévő hűtő csőrácsok szögtényezője, a i jelű határoló felület elpiszkolódási tényezője, a tűztér j jelű, hűtőrácsokkal szomszédos felületének burkoló felülete [m2], a tűztér j jelű, hűtőrácsokkal szomszédos felületén lévő hűtő
fj
csőrácsok szögtényezője, a tűztér j jelű, hűtőrácsokkal
Ar k
elpiszkolódási tényezője, a tűztér k jelű hűtőrácsának (kétoldali) burkoló felülete [m2],
xr k
a tűztér k jelű hűtőrácsának szögtényezője,
rk
a tűztér k jelű hűtőrácsának elpiszkolódási tényezője.
Ahni
xi
i Af
j
1
1,00 t
0,9 1
Szögtényező
2
3 4
5
e
0,90
0,7
0,5
d
1
e
0,6
t
felületének
0,95
d
0,8 Szögtényező
szomszédos
0,4
t
2
0,85
d e
0,80 0,75 0,70
0,3
0,65
t/d
0,2
t/d
0,60 1
2
3
4
5
6
7
1
2
3
4
5
a) Egyes csősor
b) Kettős csősor
1) e≥1,4d; 2) e=0,8d; 3) e=0,5d; 4) e=0; 5) e ≥0,5d, a falazat sugárzása nélkül;
1) e≥1,4d; 2) e=0;
6
7
5.18. ábra Szögtényező falazathűtő rácsokra [5.14] 1
1
0,9
0,9
0,7
0,8
Szögtényező
Szögtényező
z=7
z=7 6 5
0,8
4
0,6
3
t1
d
0,5
5 4 0,6
3
t1
d
0,5
2
0,4
6
0,7
2 0,4
t1/d
0,3
t1/d
0,3 1
2
3
4
5
6
7
a) Soros csőosztás
1
2
3
4
5
6
7
b) Eltolt csőosztás
5.19. ábra Szögtényező z sorból álló csőrácsokra [5.14] Szögtényező: A hatásos fűtőfelület meghatározásához szükséges x szögtényező értéke a hűtőrácsok geometriai kialakításától függ. Lángcsöveknél, membránfalaknál, tűzterek hűtött kilépő keresztmetszetére, illetve tüskézett és sík felületeknél, valamint öntött vas lapokból álló felületek esetén értéke egységnyi. Falazott kazánok esetén értékét a csőátmérőre vonatkoztatott t / d relatív csőosztás és e / d faltól mért relatív
54
távolság függvényében az 5.18. ábra alapján lehet figyelembe venni. Csőrácsokra, (pl. a tűztér kilépő keresztmetszetében) a csőátmérőre vonatkoztatott t1 / d relatív keresztirányú csőosztás ismeretében, az 5.19. ábrából határozható meg. Felület típusa
Azonos méretű csövekből álló sík felület, besugárzott rácsok
Tüskézett, tűzálló anyaggal borított fűtőfelületek
Tűzálló betonnal, samottal borított, fedett fűtőfelületek
Tüzelőanyag Gázhalmazállapotú Fűtőolaj Kőszén, barnaszén, tőzeg Szén, alacsony salak ragadóssági hőmérséklettel 14%-nál nagyobb nedvességtartalmú barnaszenek szárító közeggel, párhuzamos égőkkel Rostélytüzelés Szén, más tüzelőanyagok száraz salakeltávolítással Szén, folyékony salakeltávolítással, egy- kétkamrás tüzeléssel
5.20. táblázat elpiszkolódási tényező 0,65 0,55 0,45 0,35-0,40 0,55
0,60 0,20
tsa 1000 t 1,2 0,53 0,25 sa 1000
0,53 0,25
Szén, folyékony salakeltávolítással, félig nyitott tüzeléssel Minden tüzelőanyagra
0.1
Elpiszkolódási tényező: A felületek elpiszkolódási tényezője a tüzelőanyagtól és a fűtőfelület kialakításától függ. A jellemző értékeket az 5.20. táblázat foglalja össze. Több tüzelőanyag egyidejű tüzelése esetén értékét az egyes tüzelőanyagok összes bevezetett hőmennyiséghez viszonyított hőbevezetési aránya alapján átlagolt értékkel kell számítani. A tűzteret a besugárzott rácsoktól elválasztó síkokra, a tűztér és a rácsok közötti hőátadás számításához a tüzelőanyag fajta és a hőmérséklet függvényében korrigált rács értékét kell figyelembe venni:
rács
5.130 A helyesbítő tényező értéke az 5.20. ábrából határozható meg. Az 5.17. ábrán vázolt, két oldalról fűtött rácsoknál az 5.20. táblázatban megadottnál 0,1-el kisebb értéket kell figyelembe venni. A táblázatbeli képletekben tsa a salak olvadási hőmérséklete [°C]. Tényleges érték hiányában: tsa t foly 50 , ahol t foly a tüzelőanyag hamujának folyáspontja [°C]. 1,0
Szilárd tüzelőanyag
helyesbítő tényező
0,9 0,8
Fűtőolaj
0,7
Gáz
0,6 0,5 0,4 900
1000
1100
1200
1300
1400
Tűztérkilépő hőmérséklet (°C)
5.20. ábra Helyesbítő tényező besugárzott fűtőfelületekre [5.14]
55
Átlagos hatékonysági tényező: Az 5.129, 5.129a képletekből meghatározott Ah hatásos felület és a tűztér
A
öi
összes felületének hányadosa:
i
Ah Aö i
5.131
i
Emissziós tényező: A besugárzott tűzterű kazánok tűzterében végbemenő sugárzásos hőátadás a 2.222. fejezetben bemutatott láng (mint körbezárt test)falazat rendszerrel közelíthető (2.51 képlet). A gyakorlatban a tűzterek falazata, mint arra előbbiekben utaltunk, nyílásokkal áttört, salaklerakódásokkal borított, így a hatásos felület kisebb, mint a láng felülete. Ezért az [5.14] irodalomban ismertetett számítási eljárásnál mintegy „kifordított” falazat-láng rendszerrel, mintha a láng venné körbe a falazatot, számolnak:
láng láng ( 1 láng )
5.132
ahol
láng
a láng eredő emissziós tényezője, átlagos hatékonysági tényező.
Rostélytüzelésre az [5.14] irodalom az
r
láng ( 1 láng ) 1 ( 1 láng )( 1 )( 1 )
5.132a
összefüggés használatát javasolja, amelyben
Arostély
5.133
A
öi
i
a relatív rostélyméret, a rostély felületének aránya a tűztér határoló felületéhez. 5.21. táblázat q 400 kW/m3 q 1163 kW/m3
Olajtüzelés 0,55
Gáztüzelés 0,1
1,0
0,6
Láng eredő emissziós tényezője: Az előbbi képletekben szereplő láng láng eredő emissziós tényezőt a láng világító és nem világító részének ( alv , illetve aln v ) feketeségi foka, valamint a tűztér világító lánggal kitöltött hányada alapján lehet kiszámítani:
láng alv ( 1 ) aln v
5.134 A láng világító részének mérete a lángban lévő, látható (380-750 nm) hullámhossz tartományban is sugárzó részecskék elhelyezkedésétől, élettartamától függ. Míg
56
szilárd tüzelőanyagokból, a füstgázzal együtt utazó részecskékből, szilárd égési maradványok (éghetőt is tartalmazó pernyeszemcsék) a tüzelés végén is visszamaradnak, addig szénhidrogének (szeneknél illótartalom) égésénél a molekulák felbomlását követően közbenső termékként keletkező korom (esetleg olajkoksz) megfelelő keveredési viszonyok, égés esetén csaknem teljesen elég. Ezzel magyarázható, hogy széntüzelés esetén a teljes tűztér világító lánggal van kitöltve, így =1. Olaj és gáztüzelés esetén értéke a tűztér fajlagos térfogati hőterhelésétől függ és csak nagy hőterhelés, olajtüzelés (sok korom képződése) esetén éri el az =1 értéket. A nagyobb tűzterekre jellemző alsó, és a kisebb tűzterekre jellemző felső határértékeket az 5.21. táblázat mutatja. A két határérték közötti közbenső, 400 q 1163 kW/m3 fajlagos térfogati hőterhelés tartományban értékét a hőterhelés függvényében végzett, lineáris interpolációval kell meghatározni. A nem látható hullámhossz tartományban sugárzó háromatomú füstgáz alkotók (CO2, SO2, H2O) a teljes tűztérben megtalálhatók, a nem világító térrészben csak ezek vesznek részt a hőcserében. Feketeségi fok: A feketeségi fokok meghatározása a lángban lévő háromatomú gázok, korom, koksz, por sugárzás-gyengítésének figyelembevételével történik. Az általános számítási összefüggés:
a 1 e kps 5.135 ahol k
p s
sugárzáselnyelési együttható [1/m,bar], a lv számításához szénhidrogéneknél k klv (5.136 képlet), szeneknél k k sz (5.137 képlet), aln v számításához k k ln v (5.138 képlet), nyomás a tűztérben, kazánjáratokban [bar], sugárzó réteg egyenértékű vastagsága [m].
A láng világító részénél: Szénhidrogén tüzelésnél az előbbiek alapján a teljes tűztérben jelen lévő háromatomú gázok és a közbenső termékként keletkező, látható hullámhossz tartományban sugárzó részecskék sugárzáselnyelését kell figyelembe venni. Ezért a k lv sugárzáselnyelést ezek gyengítésének összegeként kell számítani:
k k lv k g
phag
kk 5.136 p Szilárd anyagok tüzelésnél a teljes tűztérben jelen lévő háromatomú gázok és szilárd részecskék (fokozatosan kiégő szemcsék, illetve visszamaradó pernye) mellett, a közbenső termékként keletkező, látható hullámhossz tartományban sugárzó szállókoksz részecskék sugárzáselnyelését is figyelembe kell venni: k k sz k g
phag p
k p p k ksz 1 2 5.137
A láng nem világító részénél csak a háromatomú gázok sugárzáselnyelését lehet figyelembe venni:
57
k k ln v k g
phag
5.138
p
Előbbi összefüggésekben a háromatomú gázok sugárzáselnyelési együtthatója [1/m,bar], kg
phag pCO2
kk
kp
p
0,78 1,76VH O T 2 kg 0,11 0,37 1 5.139 1000 p s hag a háromatomú gázok parciális nyomása [bar], az egyes pSO2 pH 2O
komponensek, pCO2 , p SO2 , illetve p H 2O parciális nyomás értékei az 5.19-5.21 képletek alapján számíthatók, a szénhidrogén lángokban lévő, a szénhidrogén molekulák felbomlásakor keletkező világító részecskék sugárzáselnyelési együtthatója [1/m,bar], (Amennyiben a 1 .légfelesleg tényező a tűztér végén 2-nél nagyobb k k =0.)
T a kk 0,032 1 1,6 1 0,5 C 5.140 1000 aH a szénporlángokban lévő pernyeszemcsék sugárzáselnyelési együtthatója [1/m,bar], 4300 fg 5.141 kp 3 T 2d 2 1 p porterhelés a füstgázban [kg/kg], az 5.22 képlet és a füstgáz sűrűségének figyelembe vételével számítható: p h / fg ,
fg
a szállókoksz részecskék sugárzáselnyelési együtthatója, [1/m,bar], k ksz =1, tüzelőanyagtól függő dimenziónélküli tényező, gyenge reakcióképességű szenekre (antracit, pala, kőszén) 1 =1, nagy reakcióképességű szenekre (gázdús kőszenek, barnaszenek, tőzeg, olajpala, farost) 1 =0,5, tüzelési módtól függő dimenziónélküli tényező, szénportüzelésnél 2 =0,1, rostélytüzelésnél 2 =0,03, füstgáz sűrűsége [kg/m3],
dp
(pernye) szemcsehalmaz közepes átmérője [µm], 5.22. táblázat alapján,
VH 2 O
a vízgőz parciális térfogata [m3/m3], az 5.21 képlet alapján
k ksz
1
2
VH 2 O
T1 aC aH
'H O / H O V' / fg 2
0
2
5.21a
tűztérkilépő hőmérséklet [K], tüzelőanyag karbon tartalma [kg/kg], tüzelőanyag hidrogén tartalma [kg/kg],
Gázhalmazállapotú tüzelőanyagoknál a karbon/hidrogén arány számításához csak a szénhidrogén molekulákat figyelembe véve a tüzelőanyag térfogatszázalékos molekula összetétele alapján:
58
aC m 12 Cm H n aH n
5.142 5.22. táblázat
Tüzelési mód
Tüzelőanyag
Kamrás tüzelés, golyós dobmalom Kamrás tüzelés, közép- és gyorsjáratú malmok Kamrás tüzelés Ciklontüzelés Ciklontüzelés Rostélytüzelés
Mindenfajta szén Mindenfajta szén, tőzeget kivéve Tőzeg Szénpor Dara Mindenfajta szén
d p közepes átmérő (μm) 13 16 24 10 20 20
Tüzelőanyagok vegyes tüzelése esetén a láng világító részének eredő sugárzáselnyelési együtthatója, a gázsugárzás mellett az egyes tüzelőanyagokra jellemző, látható hullámhossztartományban is sugárzó részecskék tüzelőanyag hőarányokkal (relatív tüzelési teljesítményekkel) súlyozott sugárzás elnyeléséből adódik:
phag
Qi k p i h i Qi k k 1 1i 2 i Qi k k i 5.143 p i i i ahol Qi az egyes tüzelőanyagféleségek relatív hőteljesítménye [kW/kW]. Vegyes tüzelés esetén a tűztér világító lánggal kitöltött hányadát a kedvezőbb (amennyiben széntüzelés is van =1, olaj és gáz vegyes tüzelése esetén az olajra jellemző) értékkel lehet figyelembe venni. k kg
Az egyenértékű rétegvastagságot hengeres, vagy hasáb alakú tűzterek esetén az
s 3,6
V 5.144 Aö i i
tűztérhez kapcsolódó rács esetén az
i Ar i Vsz 5.145 1 A A V sz i f i i i i i i képlettel lehet kiszámítani. A képletekben (a korábban − az 5.129, 5.129a képletekhez kapcsolódóan − megismert jelöléseken túlmenően): V a tűztér térfogata [m3], Vsz a tűztér függönyöket nem tartalmazó szabad térrészének térfogata [m 3]. A térfogatot minden esetben a fűtőfelület számításánál figyelembevett térrészekre kell meghatározni. 3,6 V s Asz i A f i Ar i
Miután az előzőek alapján a Bo szám (2.46 képlet), ε emissziós tényező (5.132 képlet) függ a kiszámítani kívánt tűztérkilépő hőmérséklet értékétől, a számítások csak iterációval végezhetők el. Egy várható kilépő hőmérsékletet becsülve (a 2.50 képletből) kiszámítjuk a dimenzió nélküli tűztérkilépő hőmérséklet értékét, majd 59
ennek felhasználásával a számítást az elvárt pontosságig folytatjuk. A szerző tapasztalatai alapján a számítás jól konvergál. Néhány jellemző tűztér kialakításra elvégzett tűztérkilépő hőmérséklet számítás eredményét az 5.23. táblázat mutatja. Jól megfigyelhető az egyes tüzelőanyagok lángjainak eltérő sugárzás elnyelése és az egyenértékű rétegvastagság hatása a feketeségi fokokra, emissziós tényezőre. 5.23. táblázat Lángcső Tüzelőanyag Tüzelőanyagáram (kg/s) Lángcső átmérő (m) Lángcső hossza (m) Homlokfal szélesség (m) Homlokfal magasság (m) Tűztér hossz (m) Oldal méret (m) Tölcsér magassága (m) Égő magassága a tölcsértől (m) Hasáb alakú rész magassága (m) Rostély szélessége (m) 2 Összes felület (m ) 2 Hűtetlen felület (m ) Elpiszkolódási tényező 2 Hatásos felület (m ) Kihasználási tényező Láng elhelyezkedési tényező Egyenértékű rétegvastagság (m) Levegő előmelegítési hőmérséklet (°C) Légfelesleg tényező Tűztérbe vezetett hőmennyiség (MW) Elméleti égési hőmérséklet (°C) Háromatomú gázok sugárzáselnyelése (1/m,bar) Világító rész sugárzáselnyelése (1/m,bar) Por sugárzás elnyelése (1/m,bar) Világító rész sugárzáselnyelési együtthatója (1/m,bar) Nem világító rész sugárzáselnyelési együtthatója (1/m,bar) Világító rész feketeségi foka Nem világító rész feketeségi foka Világító lánggal kitöltött tűztérhányad Láng feketeségi foka Emissziós tényező Boltzmann szám Tűztérkilépő hőmérséklet (°C)
Olajtüzelés Fűtőolaj
Gáztüzelés Földgáz I.
0,21 1,4 5,6
0,18 1,4 5,6
Vízszintes tűztér Olajtüzelés Fűtőolaj 0,67
Függőleges tűztér Szénportüzelés Bükkábrányi lignit 191,80
2,2 2,7 6
27,69 1,54 0,55 14,39 0,519 0,480 1,12 20 1,05 8,85 2003
27,69 1,54 0,65 17,00 0,614 0,480 1,12 20 1,05 8,76 1891
70,68 1,05 0,55 38,30 0,542 0,480 1,82 20 1,05 27,7 2003
20,5 12,8 12 50 1,5 5191,49 150,75 0,45 2264,13 0,436 0,455 15,56 280 1,25 1625,4 1502
0,442
0,517
0,406
0,426
0,423
0,173
0,427 6,952
0,536
0,352
0,531
0,502
0,113 0,456 0,120 0,920 0,429 0,591 0,579 1259
0,179 0,329 0,184 0,504 0,257 0,361 0,606 1328
0,104 0,624 0,174 0,772 0,521 0,667 0,680 1271
0,173 0,9996 0,935 1 0,9996 0,9998 1,733 1064
Koromfelhő feketeségi foka: Olajtüzelésnél kialakuló koromtartalmú láng („koromfelhő”) feketeségi fokának meghatározására [5.18] előbbiektől eltérő eljárást ismertet, amelyet [5.19] is átvesz. Az eljárás a gázsugárzást a háromatomú gázok
60
meghatározott (széndioxidnál 2,7, 4,3, 15, vízgőznél 2,7, 6,3, 20 μm) infravörös sugárzási hullámhossz tartományokban történő sugárzás elnyelésével közelíti, és a folyamatos (látható tartományban is sugárzó) koromsugárzást is az előbbi, nem világító hullámhossz tartománybeli sugárzással helyettesíti. A korom és gáz keverékek akev feketeségi fokának meghatározására az
akev sg ,n ( T )1 e K n s
5.146
n
összefüggést ajánlja, ahol sg ,n ( T ) b1,n b2 ,nT a sugárzási spektrumtól függő súlyozó tényező, Kn ks ,n c k g .n phag sugárzáselnyelési együttható [1/m].
Az előbbi képletekben b1,n , b2 ,n , k s ,n [1/m,kg/m3], k g ,n [1/m,atm] számítási állandók (az 5.24. táblázat alapján), c [kg/m3] a korom koncentrációja a lángban. Az eljárás olajtüzelésű tűzterekre 0,2-6 m egyenértékű sugárzó rétegvastagság és 1000-1800 K hőmérséklet tartományban alkalmazható. 5.24. táblázat Súlyozó tényezők együtthatói
Sugárzás elnyelési tényezők
n
b1,n
b2 ,n
k g ,n
k s ,n
1 2 3
0,130 0,595 0,275
0,000265 -0,000150 -0,000115
0 0,835 2,25
3460 960 960
Az alkalmazás nehézségét a korom koncentráció meghatározása jelenti. Az [5.18] irodalomban a láng végére bemutatott 200 mg/m3 értékkel, az 5.23. táblázat 3. oszlopában vizsgált fűtőolaj tüzelésű vízszintes tűztérre, a láng világító részének feketeségi fokára 0,649, a láng nem világító részének feketeségi fokára 0,181, a tűztér kilépő hőmérsékletére 1262 °C adódott. Az irodalomban ([2], [5.19-5.20]) a gáz és porsugárzás feketeségi fokának meghatározására más alakú összefüggések is megtalálhatók. Ezek megbízhatóságáról azonban hazai berendezéseken mérési tapasztalatok nem állnak rendelkezésre, így a szerző alkalmazásukat csak az [5.14] alapján számított értékekkel történő összevetéshez ajánlja. Tűztérből kisugárzott hőmennyiség: Meghatározása a láng sugárzásos hőátadása alapján lehetséges. Zónás, véges elemes számításoknál a kilépő keresztmetszetekhez csatlakozó térrészek átlagos hőterhelését veszik figyelembe.
Q kis1 Aö kil xkil kil T14 5.147 Az előbbi képletben a kil indexek a kilépő keresztmetszetre vonatkozó értékeket jelölik. Amennyiben a kilépő keresztmetszetet csőrács alkotja, az előbbi hőmennyiséget az x rács /( xkil - x rács ) arányban fel kell osztani a csőrács és a mögöttes felületek között. Hűtött mögöttes térrészek esetén, mint arra korábban utaltunk az x kil szögtényező értéke egységnyi. Besugárzott hűtőrácsok esetén a hőterhelés 5.147 képlet szerinti számításánál az 5.20. ábra szerinti helyesbítő tényezőt is
61
figyelembe kell venni. A tűztér oldalfalain lévő elgőzölögtető felület hőfelvétele a kisugárzott hőmennyiség levonásával adódik: 5.148 Q e lg Q tü Q kis1 A cirkulációs számításokhoz szükséges, magasság, illetve tűztérhossz menti hőterhelés eloszlás véges elemes, vagy zónás számítás hiányában a tűztér átlagos
q
Q tü Aöi
5.149
i
fajlagos hőterhelése alapján, a hőterhelés lefutására vonatkozó h korrekciós tényező (5.21. ábra) figyelembe vételével határozható meg: 5.150
1,6
1,6
1,4
1,4
φh korrekció stényező
φh korrekció stényező
q h h q
1,2 1,0 0,8 0,6
1,2 1,0 0,8 0,6
0,4
0,4
0,2
0,2
0,0
0,0 0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
0
Relatív tűztérmagasság
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
Relatív tűztérmagasság
a) Olaj-, gáztüzelés
b) Barnaszén-, lignittüzelés
5.21. ábra Hőterhelés eloszlás korrekciós tényező [5.14] A gyakorlatban, mint a 2.74. ábra mutatja a tüzeléstől függően lényegesen eltérő hőterhelés lefutások is kialakulhatnak. Így az előbbi korrekciós értékek használatánál óvatosan kell eljárni. Fluid tüzelésű tűzterek: A könyvben a fluid tüzelésű kazánok tűzterének méretezését nem ismertetjük. Ennek alapvető oka, hogy a szerző megítélése szerint az irodalomban általánosan elfogadott méretezési eljárások még nem alakultak ki. Az ágyban, ágy felett, cirkulációs fluidizációs tűztérben végbemenő hőátadásra vonatkozó alapvető összefüggések ismertek (például: [2], [4], [5.21]), ezek gyakorlati alkalmazásához azonban tapasztalati állandókra, az ágy szemcse-összetételétől függő paraméterekre van szükség, amelyek az esetek többségében berendezésfüggők. Így megbízhatóan csak az egyes szabadalmak tulajdonosainál állnak rendelkezésre.
62
5.6.
Fűtőfelületek méretezése
A hőcserélő felületek méretezése a hőfelvételből kiindulva, a közismert hőátszármaztatási összefüggések felhasználásával történik. A beépítendő F fűtőfelület [m2] az Q 5.151 F k t ln képletből határozható meg, ahol a fűtőfelület hasznos hőfelvétele [kW], számítása az túlhevítőkre, újrahevítőkre Q az 5.104, vízhevítőkre az 5.106, léghevítőkre az 5.103 képlettel történhet, hőátbocsátási tényező [W/m2K], k
k
1 1
fg fg
1 i vg i i
5.152
füstgázoldali hőátadási tényező [W/m2K], általában az s sugárzásos és az
k konvektív hőátadási tényezők összegeként számítható:
fg s k vg i
i t ln
5.153
hőfelvevő közeg (víz, gőz, levegő, termoolaj, stb.) oldali hőátadási tényező [W/m2K], a füstgáz és a hőfelvevő közeg közötti hőcserélő felület, illetve az azon lévő külső (füstgáz oldali) és belső lerakódások vastagsága [m] a füstgáz és a hőfelvevő közeg közötti hőcserélő felület, illetve az azon lévő külső (füstgáz oldali) és belső lerakódások hővezetési tényezője [W/m,K] logaritmikus hőmérséklet különbség [°C],
t n t k 5.154 t n ln t k a nagyobbik érték a hőcserélő felület elejére és végére kiszámított t n hőmérséklet különbségek közül [°C], a kisebbik érték a hőcserélő felület elejére és végére kiszámított t e , t u t k hőmérséklet különbségek közül [°C], hőmérséklet különbség a füstgáz áramlási irányában a hőcserélő elején [°C], t e egyenáramú hőcsere esetén t e e t e , ellenáramú hőcsere esetén t e e t u , t u hőmérséklet különbség a füstgáz áramlási irányában a hőcserélő után [°C], egyenáramú hőcsere esetén t u u t u , ellenáramú hőcsere esetén t u u t e A t e , t u közegoldali hőmérsékletek a kazán paraméterekből, a hőmennyiségek felületek közötti, 5.4. fejezetben ismertetettek szerinti felosztásából, vagy a tüzeléshez szükséges forró levegő hőmérsékletből adódnak. A füstgázoldali e , u t ln
63
hőmérsékletek a tűztérkilépő hőmérsékletből kiindulva, az egyes elemi térrészek hőmérlegéből, az 5.109 összefüggés felhasználásával határozhatók meg. A gyakorlatban a számítás során a járulékos hőáramokat, a fűtőfelületek tényleges kialakítását, az előbbi elméleti képletekben szereplő paraméterek meghatározásának nehézségeit is figyelembe kell venni, ezért a k hőátbocsátási tényező számítási összefüggése különbözhet az előbbi elméleti összefüggéstől. A fűtőfelületek elrendezése, mint a szerkezeti kialakításokkal összefüggésben a 2. fejezetben bemutattuk, lényegesen eltérhet a hőátadás szempontjából ideális, ellenáramlású kapcsolástól, az esetek többségében a keresztáramlás valamely esetének felel meg. Emiatt az elméleti hőmérséklet lefutásra meghatározott t ln értéket is korrigálni kell a valóságos viszonyok alapján. Az F fűtőfelület nagyság számításánál: a besugárzott felületeket (függönyöket, faltúlhevítőket), illetve a füstjáratok határoló felületeit egy- vagy kétoldalas síkfelületként, a konvektív csőkötegeket a csövek tényleges fűtött hosszával, külső csőkerülettel, a bordázott felületeket, öntött elemeket, regeneratív léghevítő felületeket az adott felülettípus méretezésénél ismertetendő, illetve a gyártó által javasolt módon kell figyelembe venni. A méretezés általában a füstjáratok, fűtőfelületek tervezett méreteinek felvételével kezdődik. Ehhez a legszűkebb keresztmetszetekben az áramlási sebességeket kőszén-, barnaszéntüzelésnél a hamutartalomtól függően 9-14 m/s, lignittüzelésnél a hamutartalomtól függően 7-10 m/s, olaj- és gáztüzelésnél 18-28 m/s között lehet felvenni. Biomassza tüzelésnél a kis hamutartalmú kőszén tüzelésekre javasolt sebességek alkalmazhatók. A fűtőfelületek kiinduló méreteit a várható hőátbocsátási tényezők becslésével lehet meghatározni. Ez függ a tervezett áramlási sebességtől, hőmérsékletzónától, felülettípustól. Előzetes tapasztalatok hiányában a következő értékek figyelembe vétele célszerű: kőszén- és barnaszéntüzelésnél túlhevítőkre k =60-80, újrahevítőkre k =5070, tápvíz előmelegítőkre k =40-60 W/m2K, lignittüzelésnél túlhevítőkre k =50-70, újrahevítőkre k =40-60, tápvíz előmelegítőkre k =30-50 W/m2K, olaj-, gáztüzelésnél túlhevítőkre k =60-120, újrahevítőkre k =50-110, tápvíz előmelegítőkre k =45-77 W/m2K, olaj-, gáztüzelésű nagyvízterű kazánok füstcsöveinél k =20-50 W/m2K, regeneratív léghevítőkre k =8-30, csöves léghevítőkre k =20-30 W/m2K A következőkben, ha külön nem említjük, a számítási eljárásokat, összefüggéseket az [5.14] irodalom alapján ismertetjük. Ennek során, a mai általános számítógép használati gyakorlatra tekintettel, elhagytuk a számítási nomogramokat, diagramokat és csak a számítási összefüggéseket adjuk meg. Kivételt csak a szemléletesség és − a leggyakrabban alkalmazott fűtőfelület típusoknál − a gyors számítás elősegítésére (a 4. függelékben), illetve olyan esetben (például keresztáramlás) teszünk, amikor megfelelő számítási összefüggések nem állnak rendelkezésre.
64
5.61. Besugárzott fűtőfelületek Besugárzott fűtőfelületeknél a sugárzással közölt hőáram a tűztéri hősugárzásból adódik, amelyet csökkenteni kell a térrészből továbbsugárzott hőmennyiséggel. Így a tűzteret követő első besugárzott fűtőfelület sugárzásos hőfelvétele: 5.155 Q s Q kis1 Q kis 2 E mellett a besugárzott felületek konvektív hőátadás eredményeként is felvesznek hőt az átáramló füstgázból. Gyakorlati szempontból e felületeket (az 5.167a összefüggéssel) konvektív hőátadásra kell méretezni, az előbbi sugárzásos hőfelvétellel csökkentett összes hasznos hőfelvételre.
L
As2
Aö kil
5.22. ábra Sugárzást áteresztő felület értelmezése [5.14] Besugárzott, továbbsugárzott hőmennyiség: A tűzteret követő első térrészbe besugárzott hőmennyiség az 5.147 képlettel számítható. Ennek a tűzteret követő fűtőfelületen nem hasznosult része továbbsugárzódik: Q kis 2
Q kis1 (1 a ) s
a As 2 p Tbk4 5.156
Ahol: a a füstgázsugárzás feketeségi foka a számított (besugárzott függöny) fűtőfelületen: k ps a 1 e fg 5.135a
s
a belépő és kilépő felület közötti szögtényező:
L L 5.157 s 1 t1 t1 helyesbítő tényező (5.20. ábra alapján), csak a tűzteret követő első felületnél veendő figyelembe, a sugárzást áteresztő felület a számított és a következő felület között [m 2],
2
As 2
p Tbk L t1
tüzelőanyagtól függő helyesbítő tényező, értéke szén- és olajtüzelés esetén 0,5, földgáz tüzelés esetén 0,5, palatüzelés esetén 0,2, a felület előtti és utáni számított füstgázhőmérséklet negyedik hatványának számtani középértéke [K], a fűtőfelület hossza az áramlási középvonal mentén [m], a besugárzott függönyök távolsága [m].
65
Miután a felület utáni füstgázhőmérséklet a kisugárzott hőmennyiségtől is függ, az előbbi számítás csak iterációval végezhető el. A további fűtőfelületeknél a besugárzott hőmennyiség azonos az előző fűtőfelületről, illetve térrészből kisugárzott hőmennyiséggel. A kisugárzott hőmennyiség számítása több, egymást követő besugárzott függöny esetén is azonos módon (5.147 képlettel) végezhető (a helyesbítő tényező elhagyásával). Füstgázsugárzás feketeségi foka: A füstgázsugárzás feketeségi fokának számításánál csak a gázsugárzás és szénportüzelés esetén a porsugárzás elnyelési tényezőjét vesszük figyelembe. Rostélytüzelésnél k p p értéke elhanyagolható.
k fg k g
phag p
k p p 5.137a
Egyenértékű rétegvastagság: Az egyenértékű rétegvastagság faltúlhevítők esetén az 5.144 képlettel, befüggesztett függönyök esetén az
1,8 5.158 1 1 1 A B C kifejezéssel számítható. Előbbi összefüggésben A , B , C a függönyök közötti térrészek szélessége, mélysége és magassága [m]. Azonos méretű csövekből álló csőkötegek esetén az egyenértékű rétegvastagság: s
4t t s 0,9d 12 2 1 5.159 d Ahol d csőátmérő [m], t1 keresztirányú csőosztás [m], t2 áramlásirányú csőosztás [m]. Hengeres sugárzó terek (csövek) esetén: s 0,9d
5.160
5.62. Konvektív fűtőfelületek A konvektív felületek méretezésénél a füstgázoldali hőátadásnál mind a sugárzásos, mind a konvektív hőátadás hatását figyelembe kell venni azzal, hogy valóságos viszonyok között a fűtőfelületek nem minden esetben érintkeznek egyenletesen az átáramló füstgázokkal, kialakulhatnak holt terek. Ezért az 5.153 képletből adódó értéket a felület, füstgázjáratok elrendezésétől, füstgázsebességtől függő kihasználási tényezővel szükség szerint csökkenteni kell:
fg ( s k )
5.153a
A kihasználási tényező értéke: egyenletesen körüláramlott csövekből álló csőkötegeknél:
66
1,0
tűzterek felett és konvektív járatok kanyarulataiban elhelyezett rácsoknál a w [m/s] füstgáz áramlási sebesség függvényében: 0,15 0,3417w 0,0417w2 , 4 m/s áramlási sebesség felett: 0,85 tűztérhez szorosan kapcsolódó, teljes kilépő keresztmetszetet lezáró rácsoknál: 0,6 derékszögű irányelterelés után lévő, vagy vegyesen átjárt rácsoknál: 0,95
Sugárzásos hőátadási tényező: A csövek között sugárzó gázok, 5.153a képlet alkalmazásához szükséges, sugárzásos hőátadási tényezőjét a q s fajlagos sugárzásos hőáram és a hőmérséklet különbség hányadosaként definiálják:
s
q s tf
5.161
Gyakorlati számítására a z
T 1 f a 1 4 T 5.162 s f aT 2 T Tf kifejezés alkalmazható. Előbbi összefüggésekben: , T a füstgáz középhőmérséklete, a felület előtti és utáni füstgázhőmérséklet átlagaként számítható [°C], [K], t f T f az elpiszkolódott fűtőfelület hőmérséklete [°C], [K], af
az elpiszkolódott fűtőfelületek feketeségi foka, értéke általában 0,8, kivéve a salakolvasztó tüzeléssel működő kazánokat, amelyeknél a f =0,68,
a
füstgáz feketeségi foka, az 5.135 képlettel, az 5.137a alapján meghatározott
z
sugárzáselnyelési tényező és az 5.158-5.160 képletek szerinti egyenértékű rétegvastagság figyelembevételével számítható, kitevő, pernyetartalmú füstgázokra z =4, pormentes füstgázokra z =3,6.
Elpiszkolódott fűtőfelület hőmérséklete: Az elpiszkolódott fűtőfelületek hőmérséklete a közegoldali hőmérséklet és a csőfalban, lerakodásokon a hőáramlás hatására létrejövő hőmérséklet növekedés összegeként számítható: 1 Q tf t i i F i vg
5.163
Gyakorlatban:
a
i
i
összeget a fűtőfelület p [m2K/W] elpiszkolódási tényezőjével
i
helyettesítik, besugárzott rácsoknál, sakktáblás csőosztású fűtőfelületeknél, szilárd tüzelőanyagok tüzelése esetén a 5.173-5.174 képletekkel számítható, p =0,003 [m2K/W], soros csőosztású folyékony tüzelőanyagoknál fűtőfelületeknél, szilárd tüzelőanyagok tüzelése esetén p =0,005 [m2K/W],
tápvíz előmelegítőknél, kisteljesítményű kazánok konvektív fűtőfelületeinél a
67
t f t t f 5.164 összefüggést alkalmazzák, ahol o tűzterek kilépő rácsainál, csőfüggönyöknél: t f =80 °C o egyfokozatú tápvíz előmelegítőkre >400 °C esetén, kétfokozatú tápvíz előmelegítők második fokozatára, kényszerátáramlású kazánok átmeneti zónáira, kisteljesítményű elgőzölögtetőkre, szilárd és folyékony tüzelőanyagoknál, farost tüzelésénél sakktáblás és soros csőosztásra: t f =60 °C, o kétfokozatú tápvíz előmelegítők első fokozatára, egyfokozatú tápvíz előmelegítőkre <400 °C esetén, mindenfajta szilárd és folyékony tüzelőanyag tüzelésénél sakktáblás és soros csőosztásra: t f =25 °C, o földgáztüzelésnél mindenfajta felülettípusra: t f =25 °C. Határoló felületek sugárzásos hőfelvétele: A füstgázjáratokat határoló, csövekkel borított felületek, valamint különálló csősorok (pl. függesztő csövek, széthúzott rácsok) esetén a felület sugárzásos hőfelvétele a sugárzásos térrészre vonatkozó, sugárzásos hőátadási tényező alapján számítható:
Q s Ah ( t f )
5.165
lk 2
l tr 2
lk 1
l tr 1
Az összefüggésben Ah a határoló felület, különálló csőrács (mint sík fal) 5.129 összefüggés alapján számított hatásos felülete.
5.23. ábra Sugárzó gázterek méretei [5.14] Konvektív csőkötegekbe besugárzott hőmennyiség: A konvektív csőkötegek előtt, között sugárzó gázrétegek hősugárzását közelítőleg a csőkötegekre meghatározott sugárzásos hőátadási tényező megnövelésével lehet figyelembe venni: 0 ,07 0 ,25 T ltr * s s 1 A 5.166 1000 lk Ahol: s a csőkötegre meghatározott sugárzásos hőátadási tényező [W/m2K], állandó, gáz és olajtüzelés esetén: A =0,3, kőszén tüzelése esetén: A =0,4, A barnaszén, pala, tőzeg tüzelése esetén: A =0,5, közepes füstgázhőmérséklet a felület előtti, utáni gázrétegben [K] T 68
ltr lk
a sugárzó gáztér füstgáz áramlási irányú mérete (hossza, 5.23. ábra) [m], a csőköteg füstgáz áramlási irányú mérete (hossza, 5.23. ábra) [m].
A csőkötegekből, besugárzott fűtőfelületek gáztereiből (csőfüggönyökből) kisugárzott hőmennyiséget nem kell figyelembe venni. Hőátbocsátási tényező meghatározása: A gyakorlati számításoknál a legnagyobb nehézséget a fűtőfelületeket borító (elsősorban külső) lerakódások vastagságának,
i
hővezetési tényezőjének, ezzel a
i
értékének meghatározása jelenti. A
i
lerakódások hővezetési tényezője nagymértékben függ a lerakódás jellegétől [5.30]. Keményebb, olvadt állapotból keletkezett lerakódásoknál =0,4-1,5 W/mK, porszerű lerakódásoknál =0,1-0,35 W/mK, korom esetén =0,04-0,07 W/mK között lehet. E mellett a lerakódás alakja, vastagsága is lényegesen változhat. Emiatt a felületek nagyságának meghatározásához a hőátbocsátási tényező számítására közelítő összefüggéseket alkalmaznak: Sakktáblás csőosztásnál, konvektív fűtőfelületek és szilárd tüzelőanyag eltüzelése esetén a
i
i
összeget a külső oldali lerakódás ellenállását
i
figyelembe vevő p [m2K/W] elpiszkolódási tényezővel helyettesítik, a csőfal és a belső oldali lerakódások hatásától a viszonylag kis ellenállás miatt eltekintenek. Túlhevítőknél:
k
1
fg
5.167 1 fg vg 1 p fg vg Tápvíz előmelegítők, elgőzölögtetők, kényszerátáramlású kazánok utóelgőzölögtetői és szuperkritikus kazánok túlhevítői esetén, mivel 1 / vg << 1 / fg , 1 / vg elhagyható a képletből, így
1
p
k
1
fg 1 p fg
5.168
Soros csőosztásnál mindenfajta tüzelőanyagra, valamint sakktáblás csőosztásnál folyékony- és gázhalmazállapotú tüzelőanyagokra k kihasználási tényező alkalmazását javasolják: k
k fg 1 fg / vg
5.169
Tápvíz előmelegítők, elgőzölögtetők, kényszerátáramlású kazánok utóelgőzölögtetői és szuperkritikus kazánok túlhevítői, valamint kis teljesítményű széntüzelésű csőköteges kazánok és nagy teljesítményű kazánok széthúzott csőrácsai esetén: k k fg
5.170
Párhuzamos áramlás csőben, csatornában: 5.169 képlettel számítható. 69
Besugárzott hűtőrácsoknál a sugárzásos hőátadásból adódó hőáramlás hatását is figyelembe kell venni:
fg
k
5.167a Q s 1 fg 1 1 p Q vg mivel a besugárzott rácsok (például schott túlhevítők) számítása síkfalként történik:
fg ( s k
d ) 2t1 x
5.153b
Ahol a besugárzott rácsot alkotó csövek külső átmérője [m], d csőosztás a rács síkjában [m], t1 a besugárzott rács szögtényezője (5.18. a) ábra 5. görbéje alapján), x kihasználási tényező (értelmezését lásd 5.153a képletnél), konvekcióval és csövek közötti sugárzással átadott hőáram [kW], Q Q a tűztérből kisugárzott hőáram besugárzott rács által felvett része [kW], s
(5.155 képlet). Csöves és lemeztáskás léghevítőknél külső füstgázáramlás és belső (csöveken, lemeztáskákon belüli) levegőáramlás esetén k kihasználási tényező alkalmazható:
k k
fg lev fg lev
5.171
Egyen- és ellenáramú csőszakaszokat is tartalmazó csőkötegek esetén a hőátbocsátási tényező számítását egyen- és ellenáramlásra is el kell végezni. Az eredő hőátbocsátási tényező a
k
Fegykegy Fell kell Fegy Fell
5.172
összefüggéssel számítható, ahol Fegy egyenáramú felületrész nagysága [m2],
Fell kegy
ellenáramú felületrész nagysága [m2],
k ell
hőátbocsátási tényező az ellenáramú felületrészre [W/m2K].
hőátbocsátási tényező az egyenáramú felületrészre [W/m2K],
p elpiszkolódási tényező nagysága függ a tüzelőanyagtól, tüzelési módtól, fűtőfelület típusától: Besugárzott rács p 0,86b1 b2 ( b3 ) 5.173 o Szénpor- és rostélytüzelés: o Fűtőolaj tüzelés, légfeleslegtől, kéntartalomtól függetlenül: p =0,0052 Elpiszkolódási tényező: Az
70
p =0
o Földgáztüzelés
A b1 , b2 , b3 állandók értékét a felhasznált szénfajta salakosodási tulajdonságaitól, salaktisztítás alkalmazásától függően az 5.25. táblázat mutatja. Olaj és gáz vegyes tüzelése esetén az előbbi értékek átlagát kell figyelembe venni.
5.25. táblázat [5.14] b3 b2
Tüzelőanyag, tüzelési mód
b1
Nem salakosodó szén Közepesen salakosodó szén, salaktisztítással Közepesen salakosodó szén, salaktisztítás nélkül, erősen salakosodó szén (tőzeg), salaktisztítással Olajpala
0,003 0,0076 0,006
0,000005 0,00000817 0,00001
500 1000 500
-0,012
0,00003
-75
Konvektív fűtőfelület, sakktáblás csőosztás, széntüzelés:
p 0,86 [Cd C f 0 p ]
5.174
Ahol
0
elpiszkolódási tényező alapértéke,
0 0,0126 100 ,052 0 ,094( d / t ) w 4
2
Cd
Cf
5.175
csőátmérőtől függő helyesbítő tényező, ln d 5.176 Cd 5,2606 0,7676 a pernye R30 -al jellemzett szemcseeloszlásától függő helyesbítő tényező, R30 5.177 33,7 fűtőfelülettől, szénfajtától, felülettisztítástól függő pótlék, értékét az 5.26. C f 1 1,18 lg
p
táblázat mutatja, füstgáz áramlási sebessége [m/s], w a csövek külső átmérője [m], d csőosztás a füstgáz áramlási irányában [m] t2 R30 maradvány a 30 μm méretű szitán [%]. Megfelelő adatok, szitaanalízis hiányában: szénre és palára C f =1,0, tőzegre C f =0,6.
p a füstgázsebesség függvényében az [5.14] irodalomban megadott értékekre illesztett Bordás
csőkötegeknél
szilárd
tüzelőanyag
p 0,86(0,0625 0,0182 ln w)
tüzelése
esetén
5.178
függvénnyel határozható meg. Olajtüzelésnél p =0,0172, gáztüzelésnél
p =0,0043.
Olaj-, gáztüzelésű nagyvízterű kazánok füstcsöveinél az elpiszkolódás várható mértékétől függően p =0,003-0,015. 71
5.26. táblázat [5.14] Kőszén, 20%nál nagyobb illótartalommal Vízhevítők első fokozata, vagy 400 °C füstgázhőmérséklet alatti vízhevítők Vízhevítők második fokozata, vagy 400 °C füstgázhőmérséklet feletti vízhevítők Sakktáblás csőosztású konvektív túlhevítők
koromfúvóval
koromfúvó nélkül
0
0
0,002
Barnaszén koromfúvóval, tőzeg anélkül 0
0,002
0,002
0,005
0,003
0,003
0,003
0,005
0,004
Antracit por
Kihasználási tényező: Az k kihasználási tényező értéke a fűtőfelület típusától, felhasznált tüzelőanyagtól függ: Nagy teljesítményű kazánok széthúzott csőrácsai vagy kis teljesítményű csőköteges kazánok, konvektív túlhevítők, tápvíz előmelegítők, soros elrendezésű csőkötegekkel, szilárd tüzelőanyaggal esetén alkalmazható k értékeket az 5.27. táblázat mutatja. 5.27. táblázat [5.14] Szénfajta
Koromfúvó
k
kell kell kell kell
0,6 0,65 0,6 0,5
Antracit por és sovány szenek Kőszén, barnaszén, kőszén féltermékek Barnaszén, lignit, tőzeg, faapríték Palaszén
Fűtőolaj tüzelésnél >1,03 esetén az 5.28. táblázatban megadott értékek figyelembevétele, illetve a következő, 5.179 összefüggés használata javasolt.
k b1 b2 w 5.179 A b1 , b2 , állandókat az 5.29. táblázat tartalmazza. ≤1,03 esetén, amennyiben a fűtőfelületeket rendszeresen tisztítjuk a táblázatbeli értékek 0,05-el megnövelhetők. Kis légfelesleggel ( ≤1,03) történő tüzelés esetén, a felületek tisztítása nélkül a táblázatbeli értékek alkalmazhatók. Szilárd anyagok (magnezit, dolomit) alacsonyhőmérsékletű korrózió csökkentésére történő adagolása esetén a táblázatbeli értékeket 0,05–el csökkenteni kell. Folyékony adalékanyagok alkalmazásánál csak a kis teljesítményű kazánok tápvíz előmelegítőire vonatkozó (utolsó sorban feltüntetett) értéket kell megnövelni 0,05-el. 5.28. táblázat [5.14] Fűtőfelület típusa Tápvíz előmelegítők első és második fokozat, átmeneti zónák a felületek tisztításával Túlhevítő felületek konvektív huzamokban, tisztítással, vízszintes huzamokban tisztítás nélkül, kis teljesítményű kazánok csőkötegei, széthúzott csőrácsok Kis teljesítményű kazánok tápvíz előmelegítői (tápvíz hőmérséklet belépésnél kisebb, mint 100 °C)
72
Füstgázsebesség (m/s) 4-12 12-20
0,7-0,65 0,65-0,6
4-12 12-20
0,65-0,6 0,6
4-12
0,55-0,5
k
5.29. táblázat [5.14] b1 b2
Fűtőfelület típusa Tápvíz előmelegítők első és második fokozat, átmeneti zónák a felületek tisztításával Túlhevítő felületek konvektív huzamokban, tisztítással, vízszintes huzamokban tisztítás nélkül, kis teljesítményű kazánok csőkötegei, széthúzott csőrácsok Kis teljesítményű kazánok tápvíz előmelegítői (tápvíz hőmérséklet belépésnél kisebb, mint 100 °C)
0,725
-0,00625
0,675
-0,00625
0,575
-0,00625
Gáztüzelésnél, 400 °C füstgázhőmérséklet alatt a tápvíz előmelegítők első fokozatára, egyfokozatú (bordás) tápvíz előmelegítőkre k =0,9, 400 °C füstgázhőmérséklet felett tápvíz előmelegítők második fokozatára, túlhevítőkre és más fűtőfelületekre k =0,85. Fűtőolaj tüzelést követő gáztüzelés esetén k értékét a fűtőolajra és gázra vonatkozó értékek középértékével javasolt figyelembe venni. Széntüzelést követő gáztüzelés esetén (a kazán kitisztítása nélkül) a szénre vonatkozó k érték vehető figyelembe. Léghevítők k kihasználási tényezőjét a kialakítás függvényében az 5.30. táblázat alapján kell figyelembe venni. Közbenső csőfalakkal rendelkező csöves léghevítőknél k értékét az első csőfalra (két- és háromjáratú fokozatoknál) 0,1, a második csőfalra (három-, négy-, ötjáratú fokozatoknál) 0,15-el csökkenteni kell. 5.30. táblázat [5.14]
k Tüzelőanyag Antracit por, tőzeg Fűtőolaj, faapríték A többi tüzelőanyag
kihasználási tényező
Csöves léghevítő Alsó fokozat Felső fokozat 0,80 0,80 0,85
0,75 0,85 0,85
Lemeztáskás léghevítő 0,85 0,70 0,85
Öntöttvas bordás léghevítő 0,75 0,70 0,80
Regeneratív léghevítők k kihasználási tényezője a tüzelőanyagtól függetlenül 0,8-0,9. Gőz és víz kaloriferek k kihasználási tényezője 0,95. Különböző tüzelőanyagok egyidejű tüzelésénél a fűtőfelületek nagyobb elpiszkolódását okozó tüzelőanyagra jellemző p vagy k értéket kell figyelembe
A lerakódások a csövek közötti térrész részbeni kitöltésével befolyásolhatják az 5.159 képlet szerinti egyenértékű rétegvastagságot, a csövek körüli áramlási profil megváltoztatásával a hőátadást [5.29-5.30]. Konvektív hőátadási tényező: A konvektív hőátadási tényező számítási módja az áramlás jellegétől függ. A kazánoknál a füstgáz leggyakrabban csatornában, füstcsövekben (párhuzamosan) vagy a csövekre, csőkötegekre merőlegesen áramlik. Csőben, csatornában történő, párhuzamos áramlás: A VDI-Wärmeatlas 10. kiadása [5.22] csőben, csatornában történő áramlás esetén: 73
o lamináris tartományra a 1/ 3
3 3 1/ 3 1/ 6 dh d h 2 3 3 Nu 3,66 0,7 1,615 RePr 0,7 (RePr 5.180 l l 1 22 Pr 4 6 o turbulens (10 ≤ Re ≤10 ; 0,1≤ Pr ≤1000; d h / l ≤1) tartományra a
d h 2 / 3 ( / 8) Re Pr Nu 1 5.181 1 12,7 / 8 Pr 2 / 3 1 l
o átmeneti tartományra a
Nu (1 ) NuL,2300 NuT ,104
5.182
alakú összefüggés alkalmazását javasolja, ahol d Nu k h a Nusselt szám,
Re
Pr
w dh
a Reynolds szám,
cp a Prandtl szám,
a 1,8 lg(Re) 1,52 nyomásveszteség tényező, hidraulikus átmérő [m], dh cső, csatorna hosszúság [m], l NuL ,2300 Re =2300 nagyságú Reynolds számra vonatkozó, lamináris tartományra érvényes összefüggéssel számított Nu szám, Re =10000 nagyságú Reynolds számra vonatkozó, turbulens NuT ,104 tartományra érvényes összefüggéssel számított Nu szám, Re 2300 az átmeneti tartományra érvényes, Reynolds számtól 10000 2300 függő arányosító tényező (0≤ ≤1), k konvektív hőátadási tényező [W/m2K], füstgáz hővezetési tényezője [W/mK], füstgáz kinematikus viszkozitása [m2/s], füstgáz dinamikus viszkozitása [kg/ms],
a
cp
hőfokvezetési szám [m/s],
cp
füstgáz közepes fajhője [kJ/kgK],
w
füstgáz áramlási sebessége [m/s].
Az előbbi, általánosan érvényes összefüggések helyett gyors, közelítő számítások céljára (0,5≤ Pr ≤1,5) tartományban
74
d h 2 / 3 5.183 Num 0,0214Re 100Pr 1 l alakú kifejezés alkalmazható. Az összefüggésekben lévő anyagjellemzőket a felület előtti, utáni füstgázhőmérsékletből számított közepes füstgázhőmérsékletre kell meghatározni. Gázok lehűlése esetén a Pr szám határrétegbeli változásának hatását nem kell figyelembe venni. Az [5.4] irodalom nagyon hosszú csövekre az 5.181 képlet módosított alakját 2 javasolja 1,82 lg(Re) 1,64 veszteségtényező helyettesítésével. 0 ,8
0, 4
( / 8)(Re 1000) Pr 5.181a 1 12,7 / 8 Pr 2 / 3 1 [5.14] csövekben, csatornákban történő turbulens áramlás esetére Nu
0,023
dh összefüggést ismertet, ahol
Re 0,8 Pr 0, 4 CT Cd Cl
5.184
0,5
T a határrétegbeli hőmérséklet eloszlástól függő helyesbítő CT T fal tényező füstgáz levegő felmelegedése esetére. Füstgáz, levegő lehűlése esetén CT =1, a csőhosszúság hatását veszi figyelembe. l / d h ≥50 esetén Cl 1 , Cl l / d h <50 esetén a
Cl 2,76231 0,297137l / d h 2,43636 10 2 l / d h 1,09742 10 3 l / d h 2
3
2,73669 10 5 l / d h 3,54050 10 7 l / d h 1,85349 10 9 l / d h közelítő képlettel számítható vagy a vonatkozó szakirodalom alapján vehető fel, a csatorna alakjától függő tényező, Cd o gyűrűs csatornáknál, külső hőleadás esetén az f d belső / d külső átmérőviszony függvényében, közelítőleg Cd 1,5095 4,0564 f 16,487 f 2 41,811 f 3 60,175 f 4 44,547 f 5 13,113 f 6 o gyűrűs csatornáknál, belső hőleadás esetén Cd 0,9995 0,3333 f 0,3814 f 2 0,1884 f 3 o gyűrűs csatornáknál, mindkét oldali hőleadás esetén vagy egyébként Cd =1, 4
5
6
Anyagjellemzők: Az előbbi összefüggések alkalmazásához a füstgáz közepes fajhője mellett, amelyet az 5.81 összefüggéssel lehet kiszámítani, szükséges a füstgázra vonatkozó dinamikus viszkozitás, a hővezetési tényező és a Pr szám ismerete is. Ezek számítása az [5.4] irodalomban ajánlott, alábbi összefüggésekkel lehetséges. A képletekben szereplő állandókat az 5.31. táblázat tartalmazza. 5
4
fg ai i xH O bi i xCO i 0
2
2
i 0
75
4
c i 0
i
i
5.185
5
4
fg ai i xH O bi i xCO 2
i 0
2
i 0
4
c i 0
5
4
4
i 0
i 0
i 0
i
5.186
i
Prfg ai i xH 2O bi i xCO2 ci i
5.187
5.31. táblázat [5.4]
a0 a1 a2 a3 a4 a5 b0 b1 b2 b3 b4 c0 c1 c2 c3 c4
Dinamikus viszkozitás fg [μPa*s]
Hővezetési tényező fg [W/mK]
Prandtl szám
0,1714237E+02 0,4636040E-01 -0,2745836E-04 0,1811235E-07 -0,6744970E-11 0,1027747E-14 -0,9124458E+01 0,4564993E-02 0,2198889E-04 -0,1891235E-07 0,5138895E-11 -0,4267768E+01 0,4074274E-03 -0,5125357E-05 0,7385560E-08 -0,3439723E-11
0,2498583E-01 0,6535367E-04 -0,7690843E-08 -0,1924248E-11 0,1609980E-14 -0,2864430E-18 -0,183113E-01 0,5596822E-04 0,7413502E-07 -0,5901395E-10 0,1961745E-13 -0,8035817E-02 0,1106720E-04 -0,8397255E-08 0,1130229E-10 -0,5731264E-14
0,6901183 0,2417094E-05 0,2771383E-07 -0,3534575E-10 0,1717930E-13 -0,2989654E-17 0,4928510 -0,1230046E-02 0,1662398E-05 -0,1052753E-08 0,2443111E-12 -0,8820652E-02 0,1855309E-03 -0,3838084E-06 0,3256168E-09 -0,1005757E-12
Pr fg
Áramlási sebesség: A füstgáz áramlási sebességét, a füstgáz közepes hőmérsékletével, a felületre jellemző legszűkebb áramlási keresztmetszetre kell kiszámítani:
w
m fg
fg Fmin
5.188
ahol m fg
a térrészen átáramló füstgáz közepes tömegárama [kg/s],
fg
a füstgáz közepes sűrűsége [kg/m3],
Fmin
mértékadó áramlási keresztmetszet [m2].
Utóbbi a csatorna keresztmetszetből a csövek, más beépítmények által elfoglalt keresztmetszetet levonva adódik:
Fmin a b z ahol a, b z
d 12 4
n d 2 l Fegyéb
5.189
a füstcsatorna méretei [m2], az áramlási keresztmetszetre merőleges (például függesztő) csövek száma [db],
76
d1 n d2 l Fegyéb
az áramlási keresztmetszetre merőleges csövek átmérője [m], az áramlási keresztmetszetre merőleges vagy ferde, egy sorban lévő csövek, csőkígyók száma [db], az áramlási keresztmetszetre merőleges vagy ferde csövek átmérője [m], az áramlási keresztmetszetre merőleges csövek hossza, illetve a ferde csövek áramlási keresztmetszetre merőleges vetülete [m], egyéb beépítmények (például tartógerendák, függesztő, csillapító lemezek, függesztő rudak, stb.) áramlási keresztmetszetre merőleges vetülete [m 2].
Amennyiben a füstcsatorna méretei változnak (a csatorna bővül, vagy szűkül), a jellemző keresztmetszetet az átlagos csatorna keresztmetszettel kell figyelembe venni. Füstcsöves fűtőfelületeknél
z d Fperdítő
d 2 Fmin z Fperdítő 5.189a 4 füstcsövek száma [db], füstcsövek átmérője [m], a füstcsövekben esetlegesen elhelyezett perdítő
elemek
áramlási
2
keresztmetszetre merőleges vetülete [m ]. Hidraulikus átmérő: Párhuzamos áramlás esetén a Nu , Re szám meghatározásánál, jellemző méretként, a hidraulikus átmérőt vesszük figyelembe, amelynek számítására általánosan a
4Fmin 5.190 U kifejezést használjuk, ahol U a csatorna összesített kerülete [m]. Csőben történő áramlás esetén d h d , négyszögletes csatorna keresztmetszet esetén az 5.189 képlet jelöléseivel: dh
d 12 4 a b z nd 2 l Fegyéb 4 dh 5.191 2a b z d1 2nd 2 l U egyéb 2 az egyéb beépítmények (például tartógerendák, függesztő, csillapító
ahol U egyéb lemezek, függesztő rudak, stb.) áramlási keresztmetszetre merőleges kerülete [m]. A keresztmetszeten áthaladó csövek esetén a nevező harmadik tagjában, a zárójelben szereplő / 2 helyett 1 írandó. Perdítő elemekkel ellátott füstcsövek esetén az 5.190 összefüggésben a perdítő elemek áramlási keresztmetszetre merőleges kerületét is figyelembe kell venni. Csövekre merőleges áramlás: A VDI-Wärmeatlas 10. kiadása [5.23], illetve [5.4] csősorra merőleges áramlásra a 10< Re <106, 0,6< Pr <1000 tartományban a
77
2 2 5.192 Nu 0,3 Nulam Nuturb kifejezés felhasználását javasolja, ahol
Nulam 0,664 Re
3
Pr
5.193
0,037 Re0,8 Pr
Nuturb
1 2,443 Re0,1 Pr 2 / 3 1 l a Nusselt szám, Nu k
5.194
Re l
wl
d 2
1 t1
G l
a Reynolds szám,
jellemző méret [m],
d 4t1
kitöltetlen térfogat arány, a csősort alkotó csövek közötti osztás [m].
Amennyiben a csősor előtti csatornaszakaszon kicsi volt az áramló közeg turbulenciája (sebessége), az első csősoroknál a közeg gyorsítása következtében − a 104< Re <106 Reynolds szám tartományban − az előbbi összefüggéshez képest -40% eltérés is előfordulhat [5.23]. Az anyagjellemzőket a felület előtti és utáni hőmérsékletekből számított közepes hőmérsékleten, hőmérséklet-függésüket füstgázok lehűlése esetén [5.25] az 5.192 összefüggésből kiadódó Nusselt szám, CT korrekciós tényezővel történő szorzásával kell figyelembe venni, ahol 0 ,12
T 5.195 CT T fal Csőköteg esetén [5.23] a közepes Nusselt szám kiszámítására a
Nu f Nu1 5.196 összefüggést javasolja, amely 10 csősornál több csőből álló csőkötegre, illetve az abban elhelyezkedő csőre érvényes. Az f korrekciós tényező értékét a kitöltetlen térfogat arány, illetve a csőosztások (5.24. ábra) függvényében lehet meghatározni: o Soros csőelrendezésre ( t2 / d ≥1,2, illetve t2 / d <1,2 esetén t2 / t1 ≥1 értékekre, az 5.199 képlet szerinti kitöltetlen térfogat aránnyal):
f so 1
0,7 t2 / t1 0,3 1,5 t2 / t1 0,72
5.197
t2 / d <1,2 esetén t2 / t1 <1 értékpárok és Re <10000 értékek esetén a soros elrendezésű csőköteg − a kísérleti eredmények alapján − inkább a
78
szorosan egymás mögé helyezett csősorok közötti csatornaként viselkedik [5.23]. o Sakktáblás csőelrendezés esetén:
2d 5.198 3t2 Az Re Reynolds szám meghatározásánál a kitöltetlen térfogat arányt: f sk 1
o o
t2 / d ≥1 esetén 1 t2 / d <1 esetén 1
d
5.199
4t1
d2
5.200 4t1 t2 összefüggéssel kell figyelembe venni. t1
t1
d
t2
t2
d
w
a) Soros csőosztás
w
b) Eltolt (sakktáblás) csőosztás
5.24. ábra Szokásos csőelrendezések Amennyiben a csősorok száma tíznél kevesebb a közepes Nusselt számot a csősorok n száma függvényében a
1 (n 1) f 5.201 Nu1 n képlettel kell figyelembe venni, ahol Nu1 az 5.192 összefüggéssel számított, 5.195 szerinti korrekciós tényezővel korrigált, egyetlen csősorra vonatkozó Nusselt szám. [5.4] gyakorlati alkalmazás céljára egyetlen csőre történő merőleges áramlás esetén az Nu
5.202 Nu1 0,341Re0,6 Pr 0,36 egyszerűsített, közelítő alakot ismerteti, amelyből
k1 0,285G 0,6 d 0,4 0,64c 0p,36 0,24 ahol G
5.203
az áramló közeg tömegáram sűrűsége [kg/m2s], d Nu k a Nusselt szám, 2 w d G d Re a Reynolds szám. 2 2
79
Csőköteg esetén 5.204 k f k1 ahol az f korrekciós tényező: o soros csőosztásra 2 f so 1 0,2369e0 ,1ln z 0 ,6 5.205 o sakktáblás csőosztásra 2 2 f sk 1 0,2369e0,1ln z 0,6 1 A 0,4568ln x 1,1513
5.206
Előbbi képletekben 4t d a csőelrendezést figyelembe vevő tényező, z 1 d t2 állandó, értéke t2 / d >1 esetén A =0,1685, t2 / d ≤1 esetén A =0,0562, A t / d 1 sakktáblás csőelrendezést figyelembe vevő tényező. x 1 t2 / d 0,5 [5.14] soros csőosztás esetén az
k 0,2 Re 0,65 Pr 0,33 Ct Cn
5.207 d összefüggés használatát javasolja, ahol a csősorok n számát figyelembe vevő korrekciós tényező: Cn o n <10 esetén: Cn 0,91 0,0125(n 2) 5.208 o n ≥10 esetén Cn 1 a csőelrendezés hatását figyelembe vevő korrekciós tényező: Ct 2
3 t2 o általában Ct 1 2t1 / d 31 5.209 2d Ct 1 o t2 / d ≥2 illetve t1 / d ≤1,5 esetén o t2 / d <2 és t1 / d >3 esetén t1 / d =3 helyettesítésével kell számolni. [5.14] sakktáblás csőosztás esetére az
d
Re 0 ,6 Pr 0 ,33 Ct Cn
5.207a
képletet adja meg, ahol a csőelrendezést figyelembe vevő tényező: Ct t1 / d 1 o 0,1< ≤1,7 esetén 2 t1 / d / 4 t2 / d 2 1
Ct 0,34 o 1,7<
t1 / d 1
t1 / d
2
/ 4 t 2 / d
2
t1 / d 1
t1 / d 2 / 4 t2 / d 2 1
80
1
0, 2
5.210
≤4,5 esetén, t1 / d <3-ra
0,5
t1 / d 1 5.210a Ct 0,275 t / d 2 / 4 t / d 2 1 2 1 t1 / d 1 o 1,7< ≤4,5 esetén, t1 / d ≥3-ra t1 / d 2 / 4 t2 / d 2 1 0, 2
Cn
t1 / d 1 5.210b Ct 0,34 t / d 2 / 4 t / d 2 1 2 1 a csősorok n számát figyelembe vevő tényező o
n <10 és t1 / d <3 esetén
Cn 3,12n0 ,05 2,5
o
n <10 és t1 / d ≥3 esetén n ≥10
Cn 4n 0 ,02 3,2 Cn 1
o
Amennyiben a csőköteg csövei a füstgáz áramlási irányára nem merőlegesek (5.25. ábra), a ferde megfúvás miatt a Re számot az
Re
( w sin )d h
5.211
képlettel kell számítani [5.23], ahol az áramlási irány és a cső tengelye közötti hajlásszög. [5.14] a sebesség számítását a ferde csősor síkján átfektetett keresztmetszetre írja elő, és a kiadódó hőátadási tényezőt 80 foknál kisebb hajlásszögek és soros csőosztás esetén 1,07 értékű, állandó szorzótényezővel javasolja korrigálni. Sakktáblás csőosztás esetén nincs szükség korrekcióra.
β w
5.25. ábra Ferde csősorok Gyakran előfordul, hogy a csőköteges fűtőfelületek különféle osztással, különféle külső átmérőjű csövekből, esetleg egyidejűleg soros és sakktáblás csőosztással készülnek. Ilyen esetekre [5.14] a következő helyesbítéseket ajánlja: Keresztirányban vagy áramlási irányban előforduló különféle ti csőosztások esetén az átlagos kereszt- vagy áramlási irányú csőosztással kell számolni.
t F t F i
i
i
5.212
i
i
Különféle d i átmérőjű csövekből készített csőkötegek esetén az átlagos csőátmérővel kell számolni.
81
d
F
i
i
5.213 Fi i d i Egyidejű soros vagy sakktáblás csőelrendezés esetén a soros ( F so ) és sakktáblás ( Fsk ) elrendezésű felületek arányában füstgázoldali hőátadási tényezővel kell számolni.
k
k so Fso k sk Fsk
súlyozott
átlagos
5.214
F so Fsk
A gyakorlatban – még egy csőkötegen, határoló fal szakaszon belül is – gyakori, hogy a csövekkel, csőkötegekkel párhuzamos és a rájuk merőleges áramlás egyidejűleg fordul elő (5.26. ábra). Ilyen esetben az adott fűtőfelületre vonatkozó k átlagos hőátadási tényezőt a párhuzamos és merőleges áramlású felületrészek súlyozott átlagaként kell meghatározni:
k
k i
Fi kI j FI j
F F┴
F┴
5.215
F┴
F║ F║
F║
F┴ F┴
5.26. ábra Merőleges és párhuzamos áramlás értelmezése Bordás csövek hőátadási tényezője: Bordás csövek hőátadási tényezőjének számításánál a csőgyártók által ajánlott összefüggésekből célszerű kiindulni. Ezek hiányában a VDI-Wärmeatlas 10. kiadásában [5.26], vagy az [5.28] irodalomban ismertetett összefüggések használhatók. A bordás csövekre vonatkozó hőátbocsátási tényező számításánál figyelembe kell venni, hogy a külső és belső hőátadás lényegesen eltérő nagyságú felületen történik.
kF
1 1 s 1 l F Fm vg Fb
5.216
ahol
l
a bordázott cső átlagos (látszólagos) külső hőátadási tényezője [W/m2K],
s
F borda 5.217 F a magcső falvastagsága [m], a magcső anyagának hővezetési tényezője [W/mK],
l fg 1 1 borda
82
a bordázott cső felülete [m2], F Fk Fborda a magcső belső felülete [m2], Fb Fm Fb Fk 0 a magcső közepes felülete [m2],
Fk 0
a magcső teljes külső felülete [m2],
Fk
a bordák felfekvő felületével csökkentett külső cső felület [m2],
F borda a bordák felülete [m2], hőátadási tényező a magcső belsejében [W/m2K], vg
fg
a (bordák nélküli) magcső külső hőátadási tényezője [W/m2K],
borda bordahatásfok. Az fg hőátadási tényező számítására [5.26] a következő (5.218) összefüggést ismerteti, amelynek szórása 103< Re <105, 5≤ F / Fk 0 ≤30 tartományban ±10-25%. A C állandó értékét különböző csőelrendezésekre az 5.32. táblázat tartalmazza. A Re szám értékét a csövek közötti legszűkebb keresztmetszetre kell számítani. Ez az Acsat csatorna keresztmetszetből, bordáscsövekkel egyenletesen kitöltött csatornák esetén, az 5.222 képletből számítható.
fg
F C Re F k0
0 ,15
0,6
Pr1/ 3 5.218 5.32. táblázat [5.26]
Két csősor Három csősor Négy vagy több csősor
Soros csőelrendezés 0,2 0,2 0,22
Sakktáblás csőelrendezés 0,33 0,36 0,38
Az borda bordahatásfok a
borda
tanh
hred
képlettel számítható, ahol
5.219
2 fg bborda
5.220
Ebben az összefüggésben borda a borda anyagának hővezetési tényezője [W/mK], hred a borda D külső és d belső átmérőjéből adódó redukált bordamagasság [m]: hred
Dd D 1 0,35 ln 5.221 2 d
Az [5.4] irodalom az [5.27] gyári segédleten alapuló számítási eljárást ismertet, amely csak a C állandókban, illetve a kitevőkben tér el az 5.218 összefüggéstől.
83
Soros csőosztásra
fg 0,3 Re
Sakktáblás csőosztásra
fg 0,45 Re
0 , 675
F F k0
0 , 675
0 , 375
F F k0
Pr1 / 3
5.218a
0 , 375
Pr1 / 3
5.218b
Dd b D 5.221a 1 0,35 ln 1 2 D d d pontosított kifejezést javasolja. Az [5.27] közleményben az előbbi (5.218a, 5.218b) képletekben a Re szám kitevőjeként 0,625 érték szerepel. A szórás várható értéke azonos az 5.218 képletnél ismertetett értékekkel. Az 5.221, 5.221a képletek Dd D érvényességi tartományára ≥3 és <3 értékpárt adnak meg. A számítások 2b d megkönnyítésére [5.4] tárcsás és spirál (felcsavart) bordákra a hborda ( D d ) / 2 bordamagasság, b bordavastagság és a tborda bordaosztás bevezetésével a legszűkebb áramlási keresztmetszet meghatározásához az
[5.4] a hred számításához a
hred
t d 2 hbordab A Acsat 1 t1 t borda t1 a felületarányok meghatározásához az F borda db 2hbordad hborda b F d t borda hbordad hborda b
5.222
5.223
illetve 2h F d hborda b 1 borda Fk 0 t borda d
5.224
kifejezéseket ismerteti. Egyéb konvektív fűtőfelületek: A sima és bordás csövekből kialakított fűtőfelületek mellett – különösen régebbi kazánoknál – számos öntöttvasból, acéllemezből készült, előre gyártott szerkezeti elemet is alkalmaznak (például a 2.165. ábrán vázolt bordáscsöves vízhevítő, 2.168. ábrán bemutatott bordás csöves léghevítő, Stirling vízhevítő, Kablitz léghevítő, lemezcsatornás léghevítő, alakított „ip csövek”, stb.). Ezek számításának ismertetése meghaladná a könyv kereteit, másrészt a nagyszámú, eltérő típus miatt nem is lehetne teljes körű. Előfordulásuk esetén a korabeli szakkönyvekben (például: [7], [5.14], [5.17]), ismertetett számítási összefüggések, vagy az újabb gyártmányoknál a gyártók (például [2.118]) által javasolt, szakirodalomban közzétett [5.31] számítási eljárások alkalmazhatók. Hőfelvevő közeg oldali hőátadási tényező: Kazánok fűtőfelületeinél hőfelvevő közegként a fűtőfelületek feladatától függően: víz (tápvíz előmelegítőkben), forrásban lévő víz (elgőzölögtető felületeknél), gőz (túlhevítőkben, újrahevítőkben), levegő (léghevítőkben), füstgáz (kénleválasztókat követő visszamelegítőkben), illetve termoolaj fordul elő. A hőfelvételre általában csövekben (tápvíz előmelegítők, elgőzölögtetők, túlhevítők, újrahevítők, csöves léghevítők, termoolaj kazánok), 84
csatornákban (lemeztáskás léghevítők), víztérben (nagyvízterű kazánok elgőzölögtetői) kerül sor. Kivételt képeznek az esetleges gőzfűtésű léghevítők (kaloriferek), amelyeknél a bordáscsövekben kondenzálódó gőz a kívül áramló levegőt, illetve a füstgáz visszamelegítők, ahol a csövekben keringő fűtővíz a kívül áramló füstgázt melegíti. Csövekben áramló egyfázisú közeg (víz, gőz, levegő, termoolaj) esetén az előbb ismertetett összefüggések közül az 5.180-5.184 képletek alkalmazhatók azzal, hogy a Pr számnál figyelembe kell venni a határréteg hőmérséklet gradiensének megváltozását. Emiatt: Az 5.180-4.183 képleteknél a Nu számra kiadódott értékeket folyadékok 0 ,11
Pr tényezővel kell korrigálni. Termoolajok esetén az olaj esetén a Pr fal tulajdonságait a gyártó ajánlásai alapján kell figyelembe venni. Ennek hiányában, az irodalomban [5.32] hozzáférhető jellemzők használhatók. T Gázok felmelegedésénél 1> T / T fal >0,5 tartományban [5.22] T fal korrekciós tényezőt említ.
0,45
értékű
0,5
T , Az 5.184 képletnél levegő és füstgázok felmelegedésénél CT T fal gőznél CT =1, értékkel, víz felmelegedésénél CT fal CT fal
0,11
, víz lehűlésénél
0,25
értékkel kell számolni.
Csőben áramló víz és gőz esetén a hőátadási tényező számításához a 3.31, 3.32, illetve az [5], [5.4] irodalom alapján az alábbi 5.225 képlet használata javasolt.
vg 0,0224G 0,8 d 0, 2 c 0p, 42 0,380,58 5.225 ahol az anyagjellemzők a közeg közepes hőmérsékletén veendők figyelembe. Az áramlási sebesség megválasztására a túlhevítők és tápvíz előmelegítők ismertetésénél a 2.226, 2.227 fejezetekben megadott értékek irányadók. Elgőzölgés esetén normál esetben a 3.45 képlet használható. Igényesebb számításokhoz − csőben történő gőzfejlődés hőátadási tényezőjének meghatározására − a 3.72 összefüggés vagy a 3.2. táblázatban szereplő más számítási eljárások alkalmazhatók. A hőtechnikai méretezésnél elgőzölögtetők, illetve tápvíz előmelegítők utolsó fokozata esetén, − miután 1 / vg << 1 / fg − 1 / vg =0 értékkel lehet számolni. Így az
vg
kiszámítására a gyakorlatban csak túlhevítőknél, újrahevítőknél, tápvíz
(termoolaj) előmelegítőknél, kerül sor.
85
Regeneratív léghevítők: Regeneratív léghevítők működése eltér a hagyományos hőcserélőkétől, mivel a hő leadása és felvétele ugyanazon a felületen, de időben eltoltan játszódik le és mindkét folyamat instacioner. Ennek ellenére az előzetes méretezés az 5.151 összefüggéssel, az átlagos folyamatot jellemző hőátbocsátási tényezővel történik, amelyet a
k
k 1 x1 fg
5.226
1 x 2 lev
kifejezéssel lehet számítani, ahol füstgázoldali hőátadási tényező [W/m2K], fg
lev
levegőoldali hőátadási tényező [W/m2K],
x1
a rotor füstgázokkal érintkező térrészének aránya, kiszámítása az x1 képlettel lehetséges, amelyben fg nagysága,
x2
k
fg
360 [fok] a füstgázok által átjárt kerületi szög
a rotor levegővel érintkező térrészének aránya, nagysága az x 2
lev
360 [fok] a levegő által átjárt kerületi szög
képlettel számítható, amelyben lev nagysága, kihasználási tényező, melyet a ljungström szabadalom tulajdonosa k =1 értékkel helyettesít [5.33]. Az orosz számítási kézikönyv [5.14] k =0,8-0,9 számértéket javasol, nagyobb ( 0,2-0,25) levegőátszökés esetén a kisebb, kisebb ( 0,15) levegőátszökés esetén a nagyobb érték figyelembe vételét ajánlva.
Az orosz méretezési előírás [5.14] k hőátbocsátási tényező számítási összefüggésének számlálójában az k mellett egy, az instacionárius hőátadás hatását figyelembe vevő, fordulatszámtól függő korrekciós tényező is szerepel, amelynek számértéke n=0,5-1,5 1/min fordulatszám között f 0,7 0,41n 0,14n 2 . A német [5] és a régebbi szakirodalom (például [5.17]) a számlálóban egy 2 értékű szorzót vesz figyelembe, mivel más hőcserélőktől eltérően a munkaközegek a „fűtőfelület mindkét oldalával érintkeznek”. Miután azonban az adatlapokon megadott fajlagos felület a lemezbetét mindkét oldalának felületét tartalmazza, a 2 értékű szorzótényező szükségtelennek tűnik. Az 5.226 összefüggésben szereplő meghatározása a
fg , lev
m G d G C c p Pr 2 / 3 v v képlettel lehetséges [5.33], ahol C, m a beépített elemtípusra jellemző állandók,
86
[W/m2K] hőátadási tényezők
5.227
G
d v
cp
az áramló közeg tömegáram sűrűsége [kg/m 2s], tervezési irányértéke 4-8 m kg/m2s, számítása a G kifejezéssel történhet, ahol az m tömegáram Ax helyébe az 5.12. ábra szerinti jelölések figyelembe vételével füstgázoldalon az m V , levegőoldalon az m L fol értéket, az x térrész arány helyébe a füstgáz, illetve levegőoldali térrész arányát kell behelyettesíteni, beépített elemtípusra jellemző hidraulikus átmérő [m], beépített elemtípustól függő porozitási tényező, az áramló közeg dinamikus viszkozitása [kg/ms], más forrás hiányában az 5.185 képlettel számítható, az áramló közeg közepes fajhője, az 5.16. táblázat (levegőre), illetve az 5.81
összefüggés alapján vehető figyelembe, az áramló közeg jellemzőivel meghatározott Prandtl szám, más forrás hiányában az 5.187 képlettel számítható. Az 5.227 képletben szereplő anyagjellemzőket a felületek előtti és utáni hőmérsékletek átlagértékére kell figyelembe venni.
Pr
5.33. táblázat [5.33] Jellemző megnevezése Lemezvastagság (mm) Összmagasság (mm) Hullám (fogazat) magassága (mm) Hullám (fogazat) távolsága (mm) Felület nagyobbodás Hullám hajlásszöge (fok) Porozitás Hidraulikus átmérő (mm) 2 3 Fajlagos felület (m /m ) 3 Fajlagos tömeg (kg/m ) Hőátadás számításához szükséges állandók Hőátadási képlet állandója Re=2100 alatt Re szám kitevője Re=2100 alatt Hőátadási képlet állandója Re=2100 felett Re szám kitevője Re=2100 felett Nyomásveszteség számítás állandói Nyomásveszteségi szám állandója Re=2100 alatt Re szám kitevője Re=2100 alatt Nyomásveszteségi szám állandója Re=2100 felett Re szám kitevője Re=2100 felett
Jelölés s0 h0 a0
v0 d Y0 M0
FNC-319 0,7 5,24 2,27 34,0 1,098 20,5 0,853 8,14 419 1205
C1 m1 C2 m1
0,28767 0,43790 0,67483 0,55021
B1 n1 B2 n1
8,79513 0,54395 4,28342 0,44940
A tömegáram sűrűség számításához szükséges A [m2] rotor keresztmetszet értékét a léghevítő gyártók által ajánlott széles (például: 1,15-311,0 m2) méretsorból a tömegáram sűrűség előbb javasolt értéke, illetve a hőátadó felület korróziójának minimalizálása szempontjából megengedett lemezhőmérséklet ingadozás, minimális lemezhőmérséklet figyelembe vételével kell megválasztani. A méretsorok úgy vannak kialakítva, hogy az egymást követő elemek rotor keresztmetszete mintegy 10%-al nagyobb. A 2.173.-2.174. ábrákon vázolt nagyszámú lemeztípusra, ezek párosítására vonatkozó, tervezéshez szükséges C, m, v állandók, más jellemzők nagyszámú, a gyártók, fejlesztők által végzett laboratóriumi mérés, illetve gyakorlati tapasztalatok
87
alapján állnak rendelkezésre. Példaként az SRM AB [5.33] által széles körben alkalmazott FNC-319 típusjelű (sík+minden második lapnál a feldolgozási irányra merőlegesen megfordított fogazott) lemez jellemzőit az 5.33. táblázat foglalja össze. Gyakori, hogy a típustáblázatban megadott lemezvastagság helyett más (például a hidegoldali lemezkötegeknél a korrózió hatásának lassítására nagyobb) lemezvastagságot alkalmaznak. Ilyen esetekben a porozitás, fajlagos felület átszámítására, a h 2a s [mm] megváltozott összmagasság figyelembevételével, az alábbi összefüggésekkel van mód: h Porozitás 5.228 v v0 0 h h Fajlagos felület 5.229 Y Y0 0 h Az F fűtőfelület a hőátadó szerkezetben elhelyezett lemezkosarak fajlagos felülete alapján
F A H Y v kk kr
5.230
összefüggésből adódik, ahol a fűtőfelület elhelyezésére szolgáló keresztmetszet [m 2], A a fűtőfelületek magassága [m], H a fűtőfelület fajlagos felülete [m2/m2], Y kitöltési tényező (a hőtágulás lehetőségének biztosítása, gyártási eltérések kk miatt nem lehet a teljes keresztmetszetet fűtőfelületekkel kitölteni), egyéb adat hiányában: k k =0,95, rotor szerkezet konstrukcióját (vázelemek fűtőfelület beépíthetőséget korlátozó kr hatását) figyelembe vevő korrekciós tényező, egyéb adat hiányában D =4-10 m rotor átmérő között a Cl 0,6725 0,7539 101 D 0,8125 102 D2 0,3561 103 D3 0,3788 105 D4 összefüggéssel közelíthető. A számítás a rotor keresztmetszet (léghevítő típus), szektorszámok ( fg , lev ) felvételével indul, és a hőátadási tényezők, hőátbocsátási tényező számítását követően végeredményben az adott keresztmetszetben elhelyezendő lemezmagasság meghatározását célozza:
H
Q fol k t ln A Y v k k k r
5.231
A lemezmagasság gyors, közelítő kiszámítására [5.33] a H H 0ChC Ct
5.232 összefüggés felhasználásával van mód, ahol az egyes tényezők a
H 0 1,1521G 0fg,365
88
5.233
Ch
11,78 d m
v 0 ,365 Reátl C 103 , 5847 Re d átl
5.234
0 ,36
fg 5.235 C 0,1202 X 1,0721 330 fg ki 1 be 0 ,36 X be tbe 5.236 Ct ln 1 X 1 be ki 1 be tbe X kifejezésekkel számíthatók. Előbbi összefüggésekben G G Reátl 0,004684 fg 1 L fg az átlagos Reynolds szám, fg G fg L m c X L fol p L a hőkapacitás áram arány. m V c p fg 0 ,64
A kiadódott magasság értéket 100 mm-re kell kerekíteni. Gyakori, hogy a korrózió hatásának csökkentésére a léghevítő hideg oldalán a legalsó lemezbetét sorban nagyobb lemezvastagságot alkalmaznak, amelynek általában kisebb a fajlagos felülete. Az esetleges korrózió valószínűségének becsléséhez meg kell határozni a hidegoldali átlagos tmin lemezhőmérsékletet is [5]: tmin
x1 fgki x2lev tlev be x1 fg x2lev
5.237
A korrózió fékezésére tmin értékének a savharmatpontnál lényegesen nagyobbnak, a lemezbetét tlem hőmérséklet ingadozásának, amelyet a betét tömege mellett a fordulatszám befolyásol, minél kisebbnek kell lenni.
tlem
60 m V c p fg be ki
5.238 A H M g clem n A képletben a már ismert mennyiségeken túlmenően Mg fajlagos tömeg [kg/m3], az adott lemeztípus adatlapja alapján,
clem
n
lemez közepes fajhője [kJ/kgK], szénacél lemezre, egyéb adat hiányában, clem =0,5 kJ/kgK értékkel vehető figyelembe, a léghevítő fordulatszáma [1/min].
Megfigyelhető, hogy a fordulatszám növelése csökkenti a hőmérséklet-ingadozást, ezzel a savharmatpont alatti hőmérséklet-tartománybeli tartózkodás idejét. Növelését azonban a szerkezeti kialakítás korlátozza, 3 fordulat/min értéknél nagyobb fordulatszám nem alkalmazható.
89
5.63. Közepes hőmérséklet-különbség A közepes logaritmikus hőmérséklet-különbséget elvileg az áramlás jellegének megfelelően: egyenáram, ellenáram (2.134. ábra) kell meghatározni. A gyakorlatban azonban az esetek többségében (mint azt túlhevítőknél a 2.136., 2.137., léghevítőknél a 2.168-2.170., hőhasznosító kazánoknál a 2.183., 2.185. ábrák mutatják) valójában keresztáramlás fordul elő. Ezeknél a közepes logaritmikus hőmérséklet-különbség számítása a korábbi [5.14], [5.17], [5.46] gyakorlat alapján az ellenáramra meghatározott logaritmikus hőmérséklet-különbség korrekciójával történt:
tln tell 5.239 A leggyakoribb fűtőfelület kapcsolásokra értékét az [5.14] alapján a hőkapacitás
0, 9
1,3
nagyobb
t p kisebb be tbe
p
1,2 1,1
1,4
0, 8
ki
tki
1,5 0, 7
tbe
be
0,7
kisebb
R =1,0
0,8
t W R nagyobb kisebb t W
0,9
áramok aránya és a kisebb felmelegedésű közeg relatív felmelegedése figyelembevételével az 5.27. ábra mutatja. Négynél több csősor esetén =1 értékkel helyettesíthető. Más csőkapcsolásokra a hivatkozott irodalomban találhatók korrekciós tényezők meghatározását elősegítő nomogramok.
0,6
z=4 0, 6
tki be
0,4
0, 4
ki
0,5
tbe 0, 5
3,0
0, 2
2,8
3,5 4,0 0, 1
0, 0
0, 74
0, 64
0, 54
0, 44
0, 34
tbe
be
tki
z=2 tbe
ki
tki
- 0, 2
z=1
0,8 0,7
z=4
- 0, 1
ψ
be
z=3
z=2
0, 84
z=1
0, 94
ki
0,2
2,4 2,6
1,0
2,2
0,9
1,9 2,0 1,6 1,7 1,8
0,3
z=3 0, 3
5.27. ábra Korrekciós tényező keresztáramlású fűtőfelületekre [5.14] Az újabb szakirodalom (például [5.24]) a különféle kapcsolásokra, csőelrendezésekre, közegáramlásokra regressziós összefüggést közöl értékének gyors meghatározására. Hosszirányú átkeveredés nélküli áramlásokra a korrekciós tényező a:
1 a R
1
db 1
NTU1b 90
c
5.240
kifejezéssel számítható, ahol a kialakítástól, közegáramlástól függő együtthatók, a, b, c, d W a W1 m 1c p 1 és W2 m 2c p 2 hőkapacitás áramok aránya R1 1 W 2
NTU1
kF W1
az átviteli egységek26 száma
Közegáramlás Keresztáramlás, egy csősor Keresztáramlás, két párhuzamos csősor Keresztáramlás, három párhuzamos csősor Keresztáramlás, négy párhuzamos csősor Keresztáramlás, öt párhuzamos csősor Keresztáramlás, hat párhuzamos csősor Keresztáramlás, tíz párhuzamos csősor Keresztáramlás, egyszer hajlított (oda-vissza) csősor Keresztáramlás, kétszer hajlított (oda-vissza-oda) csősor Keresztáramlás, háromszor hajlított (kétszer odavissza) csősor Keresztáramlás, ötször hajlított (háromszor odavissza) csősor Keresztáramlás, egyszer hajlított (oda-vissza) kettős csősor
a
5.34. táblázat [5.24] c d b
0,234 0,158 0,150 0,167 0,195 0,226 0,333 0,0737 0,0332
1,91 1,53 1,38 1,34 1,35 1,37 1,50 1,97 2,01
0,597 0,705 0,722 0,648 0,560 0,486 0,338 0,553 0,540
0,668 0,617 0,596 0,583 0,569 0,559 0,535 0,640 0,640
0,0188
2,01
0,540
0,659
0,00820
2,03
0,537
0,659
0,0649
1,63
0,625
0,608
Az együtthatók értékét néhány gyakori kapcsolásra [5.24] alapján az 5.34. táblázat tartalmazza. Sajnos, a kazántechnikában szokásos nagyszámú fűtőfelület kialakítás mindegyikére még nem állnak teljes körűen rendelkezésre.
Füstgáz
1. szakasz
Gőz
2. szakasz
3. szakasz
4. szakasz
5.28. ábra Fűtőfelület szakaszokra osztása Ilyen esetben (például a 2.135. ábrán bemutatott vegyes kapcsolásoknál) a fűtőfelület szakaszokra (az [5.24] irodalom szóhasználatával cellákra) osztása jelenthet segítséget. A vegyes kapcsolásoknál a felületeket egyen és ellenáramú szakaszokra kell bontani és a két szakasz méretezését külön kell elvégezni. Más, bonyolultabb esetekben (például 5.28. ábrán vázolt túlhevítőnél) a felületet olyan szakaszokra célszerű osztani, amelyre a szakirodalomban rendelkezésre állnak az 5.240 kifejezés együtthatói.
26
Number of Transfer Units (NTU)
91
5.64. Alkalmazási példák, segéddiagramok Az előbbi számítási összefüggések gyakorlati alkalmazását néhány jellemző fűtőfelületre: nagyvízterű kazánok füstcsöveire, ipari és erőműi kazánok konvektív túlhevítőire, regeneratív léghevítőre bemutatott példával kívánjuk megkönnyíteni. A számítások során a füstgáz, levegőoldali anyagjellemzőket minden esetben az 5.125.14. táblázatokban megadott sztöchiometriai jellemzőkből kiindulva, az 5.185-5.187 képletekkel számoltuk, a füstgázentalpia, füstgázhőmérséklet meghatározására a 3. függelékben megadott másodfokú közelítő polinomokat használtuk. A túlhevítőknél a gőztáblázatokban megadott alappontokra illesztett, kellő pontosságú közelítő függvényeket használtunk. Füstcsövek: A füstcsövek méretezését minden esetben megelőzi a csőméretek, csőszám felvétele. Miután a kazán tervezése a tökéletes technikai kialakítás mellett egy gazdasági optimalizálás is, általában több változat vizsgálatára kerül sor. Ezek közül kiválasztható a technológiai adottságoknak, gyártási tapasztalatoknak megfelelő legkisebb költségű megoldás. A költségszámítás elvégezhető a gyártó szempontjai (például legkisebb ajánlati ár), vagy a berendezés teljes élettartama (üzemeltetési karbantartási költségeket is beszámítva) figyelembevételével. A kétféle megközelítés eltérése jól érzékelhető egy nagyvízterű kazán második huzami füstcső méretének véglegesítésénél. A csövek hossza a megelőző tűztérméretezésből már adott, így csak a csőátmérő optimalizálására van mód.
5.29. ábra Csőfal füstcsövek elhelyezésére igénybe vehető része A csövek elhelyezésére kihasználható (ábrán színezett) csőfal felület a lángcső, fordulókamra átmérőjéből és a méretezési előírásokban (például [5.48]) megadott „védőtávolságok”-ból számítható. A példában 1400 mm átmérőjű lángcsövet, 2200 mm átmérőjű fordulókamrát és egységesen 100 mm védőtávolságot vettünk figyelembe. Miután a csövek közötti osztás függ a csőátmérőtől, kisebb csőátmérővel nagyobb számú cső helyezhető el ugyanazon a csőfal felületen. Gyakorlati tapasztalatok alapján [5.49] a csőosztás hegesztett csőkötés esetén az átmérő 1,21,35-szörösére, hengerlés esetén 1,25-1,35-szörösére választható. Minimális értékét szabványelőírások (pl. DIN 28182) is meghatározhatják. A ténylegesen választandó érték a csövek közé zárt csőfal elem (2.32. ábra) hőmérsékletének, kifáradást okozó feszültség amplitúdójának (2.17 képlet) meghatározásával végezhető el. Az 5.35. táblázatban összefoglalt számítások 51-76,1 mm külső csőátmérővel, minimális falvastagsággal készültek. A konvektív hőátadási tényezőt az 5.183 és az 5.184 képlettel is meghatároztuk. Az eredményekből látható, hogy utóbbi összefüggés mintegy 10%-al nagyobb értéket ad. A további számításoknál a kisebb
92
értéket vettük figyelembe. A sugárzásos hőátadás rétegvastagságból adódóan nagyon alacsony értékű.
a
kis
egyenértékű 5.35. táblázat
Csőátmérő Falvastagság Csőszám Csőhosszúság Fűtőfelület Füstgáz tömegáram Belépő füstgázhőmérséklet Kilépő füstgázhőmérséklet Közepes füstgázhőmérséklet Belépő füstgáz entalpiája Kilépő füstgáz entalpiája Füstgáz közepes fajhője Füstgáz hőkapacitás árama Vízgőztartalom Széndioxid tartalom Füstgáz sűrűsége Füstgáz dinamikus viszkozitása Füstgáz hővezetési tényezője Prandtl szám Áramlási keresztmetszet Füstgáz sebesség Reynolds szám Konvektív hőátadási tényező (5.183 képlet) Konvektív hőátadási tényező (5.184 képlet) Elpiszkolódott felület hőmérséklete Egyenértékű rétegvastagság Háromatomú gázok sugárzáselnyelése Füstgáz sugárzáselnyelési együtthatója Füstgázsugárzás feketeségi foka Sugárzásos hőátadási tényező Kihasználási tényező Füstgázoldali hőátadási tényező Hőátbocsátási tényező Közepes hőmérséklet-különbség Hőáram
mm mm db m 2 m kg/s °C °C °C kJ/kg kJ/kg kJ/kgK kW/K kg/kg kg/kg 3 kg/m μPa*s W/mK
Leadott hőmennyiség Fajlagos tömeg Fajlagos varrathossz
51 2,6 280
57 2,9 224
201
180
Változatok 63,5 71 2,9 2,9 178 142 5 161 145 2,53 1100 460 500 780,0 799,8 1301,8 1301,8 500,2 545,6 1,253 1,260 3,17 3,18 0,071 0,217 0,338 0,332 42,00 42,52 0,0744 0,0756 0,71156 0,71155 0,465 0,474 16,05 16,06 7462 8176
76,1 2,9 126 139
385 742,5 1301,8 415,8 1,239 3,13
421 760,5 1301,8 456,0 1,246 3,15
0,351 40,99 0,0722 0,71159 0,461 15,62 6123
0,345 41,48 0,0732 0,71157 0,461 15,90 6766
2
29,81
29,64
29,22
28,55
27,65
2
W/m K 2 W/m K °C 2 W/m
33,86 302 0,041 1,531 0,391 0,016 1,75 1,00 31,56 23,93 464,15 11107
33,30 310 0,046 1,456 0,372 0,017 1,95 1,00 31,60 23,95 495,25 11862
32,46 321 0,052 1,379 0,353 0,018 2,20 1,00 31,42 23,85 526,74 13000
31,40 323 0,059 1,306 0,334 0,020 2,46 1,00 31,01 23,61 556,92 13151
30,26 324 0,063 1,264 0,323 0,021 2,63 1,00 30,29 23,19 572,87 13287
kW kg/kW m/kW
2236,3 0,251 0,040
2136,0 0,262 0,038
2096,2 0,238 0,034
1911,5 0,235 0,033
1847,7 0,232 0,033
2
m m/s
W/m K W/m K °C m
2
W/m K 2
521 810,7 1301,8 570,8 1,264 3,19
0,329 42,81 0,0762 0,71154 0,489 15,72 8488
Háromhuzamú kazánok füstcsöveinél, gyakorlati tapasztalatok hiányában, a legnagyobb nehézséget a füstgázoldali falhőmérséklet és a hőátbocsátási tényező számításához szükséges p elpiszkolódási tényező felvétele jelenti. Ennek értéke elsősorban a füstcsövekben lerakódó korom vastagságától, tulajdonságaitól függ és rosszul beállított (kormozó) tüzelés esetén folyamatosan nő. Az előbbi táblázatban egységesen p =0,01 m2K/W értéket vettünk figyelembe, változásának hatását 76,1 mm-es külső csőátmérőjű fűtőfelületre az 5.30. ábra mutatja. Jól megfigyelhető, hogy
93
jobban elkormozódott fűtőfelület esetén jelentősen megnő a távozó hőmérséklet és lecsökken a leadott hőmennyiség. Kilépő hőmérséklet (°C)
560
2100
Leadott hőmennyiség (kW)
Kilépő hőmérséklet (°C)
Ledott hőmennyiség (kW) 535
2000
510
1900
485
1800
460
1700 0,003
0,006
0,009
0,012
0,015
2
Elpiszkolódási tényező (m K/W)
5.30. ábra Elpiszkolódás hatása A csőátmérő hatását mérlegelve megállapítható, hogy csökkentésével lényegesen nő az ugyanazon térrészben elhelyezhető fűtőfelület és ebből adódóan a felületen leadott hőmennyiség, miközben az áramlási sebesség, hőátbocsátási tényező alig változik. Ugyanakkor megnő az egységnyi hőmennyiségre számított tömeg, hegesztési (hengerlési) varrathossz, így a gyártási költségek. A csőátmérő csökkenése következtében megnő az áramlási veszteség, így az üzemeltetési költség is. Az optimális csőméretre vonatkozó elhamarkodott következtetés helyett a számítást a többi fűtőfelületre is el kellene végezni, mivel a költségek vonatkozásában érdemi véleményt csak a teljes berendezés és nem csupán egy fűtőfelület alapján lehet alkotni. A beszerzésre, készletezésre is figyelemmel a két füstgázhuzamban lehetőleg egységes átmérőt, falvastagságot, a csőgyártók által rendszeresen gyártott csőméretet célszerű választani. Csőkötegek: A méretezés a vízcsöves kazánok fűtőfelületeinél a füstjáratok, csőátmérő, csőosztás, csőelrendezés felvételével kezdődik. A célszerű füstgázsebességet elsősorban a füstgáz koptató hatása (6.32. fejezet) befolyásolja. Ebből adódóan szénhidrogén tüzelésnél nagyobb sebességet, nagyobb hamutartalmú szénportüzelésnél kisebb sebességet lehet választani. A sebesség csökkentésével nő a szükséges áramlási keresztmetszet, csökken a hőátadás, nő a fűtőfelületek mérete, tömege, növekszik a berendezés költsége. Így a még kopás szempontjából elfogadható, legnagyobb sebességre célszerű törekedni. A füstjáratoknál általában csak a mélység választható szabadon, mivel a kazán szélessége a tűztérméretezésből adottságnak tekinthető. Elvileg elképzelhető lenne a szélesség tűzteret követő változtatása, ez azonban jelentősen növelné a költségeket. A csőosztásokkal igazodni kell a határoló felületek (korszerű berendezéseknél általában membránfalak) csőosztásához, a választott csőosztás annak többszöröse, vagy a függesztő csövek kettőzése esetén többszörösének fele, negyede lehet. A csőméreteket a túlhevítőknél a falhőmérséklethez tartozó, megengedhető szilárdsági jellemző (2.1a, 2.156 képlet, 7.231. szakasz) figyelembevételével kell kiválasztani. Vízhevítőknél a csőátmérő felvételénél a vízoldali áramlás stabilitását is figyelembe kell venni. A hőtechnikai számításokra egy földgáztüzelésű és egy lignittüzelésű kazán túlhevítőjét mutatjuk be. Előbbi kilépő fokozat (kilépő hőmérséklet tartandó), utóbbi előtúlhevítő (belépő hőmérséklet adottság). A fűtőfelületek függesztő csöveken (mindkét oldalukon) vannak elhelyezve, ezek csőosztása 3*75/2=112,5 mm. A csőelrendezés a földgáztüzelésű kazánnál eltolt, a
94
szénportüzelésű kazánnál soros. A jellemző méreteket, füstgázáramokat, anyagjellemzőket az 5.36a. táblázat mutatja.
hőmérsékleteket, 5.36a. táblázat
Füstjárat szélessége Füstjárat mélysége Csőátmérő Falvastagság Csőszám Csőhosszúság Csősorok száma Párhuzamos csőágak Csőelrendezés Fűtőfelület Keresztirányú csőosztás Hosszirányú csőosztás
mm mm Fűtőfelület mm mm db m db db
Földgáztüzelés 5625 3500
Lignittüzelés 13650 9775
32 4,5 102 3,4 8
38 4 120 9,675 22 4 soros 12362,5 112,5 80
sakktáblás 2 m 251,4 mm 112,5 mm 65 Függesztő csövek Csőátmérő mm 32 Falvastagság mm 4,5 Csőszám db 100 Csőhosszúság m 2 2 Fűtőfelület m 20,1 Határoló felület 2 Fűtőfelület m 36,5 Füstgázáram, hőmérsékletek, füstgáz anyagjellemzők Füstgáz tömegáram kg/s 37,4 Belépő füstgázhőmérséklet °C 935 Kilépő füstgázhőmérséklet °C 761 Közepes füstgázhőmérséklet °C 847,8 Belépő füstgáz entalpiája kJ/kg 1136,3 Kilépő füstgáz entalpiája kJ/kg 901,5 Füstgáz közepes fajhője kJ/kgK 1,346 Füstgáz hőkapacitás árama kW/K 50,31 Gőz belépő hőmérséklete °C 408 Gőz kilépő hőmérséklete °C 485 Közepes gőzhőmérséklet °C 447 Gőzhőmérséklet határoló falban °C 322 Gőzhőmérséklet függesztő csövekben °C 330 Vízgőztartalom kg/kg 0,152 Széndioxid tartalom kg/kg 0,189 3 Füstgáz sűrűsége kg/m 0,301 Füstgáz din. viszkozitása μPa*s 44,05 Füstgáz hővezetési tényezője W/mK 0,0830 Prandtl szám 0,72143 2 Áramlási keresztmetszet m 14,1
57 8 180 10,5 338,3 491,9 333 595 429 512,2 703,5 497,5 1,244 414,67 360 455 407 347 347 0,170 0,223 0,433 34,11 0,0601 0,72951 88,9
Füstgázoldalon egyidejűleg van jelen csatornában történő párhuzamos áramlás és a csövekre merőleges áramlás. Így eltérő füstgázoldali hőátadási tényező lesz érvényes a határoló felületekre, függesztő csövekre és a túlhevítő csőkígyókra. Előbbit az 5.183 képlettel, utóbbiakat sakktáblás csőosztásra az 5.204, illetve 5.207a, soros csőosztásra az 5.204, illetve 5.207 képletekkel számítottuk. A sugárzásos hőátadást a csövek közötti sugárzásra számított egyenértékű rétegvastagsággal (5.158 képlet), besugárzás miatti helyesbítéssel (5.166 képlet) az 5.162 összefüggéssel határoztuk meg. A gőzoldali hőátadási tényezők (5.36b. táblázat) számításához az 5.183 képletet használtuk. A hőmérsékletprofil miatti korrekciós tényező elhanyagolható volt. Az egyéb (határoló falak, lignittüzelésű 95
kazán függesztő csövei) felületek az elgőzölögtető rendszer részét alkotják, így ezekre belső oldali hőátadási tényezőt nem számítottunk. A füstgázoldali hőátadási tényezők és az eredmények az 5.36c. táblázatban láthatók. 5.36b. táblázat Tömegáram Belépő entalpia Kilépő entalpia Hőfelvétel Gőz fajtérfogata Gőz din. viszkozitása Gőz hővezetési tényezője Prandtl szám Áramlási keresztmetszet Gőz sebesség Hidraulikus átmérő Reynolds szám Konvektív hőátadási tényező (5.183 képlet) képlet)
kg/s kJ/kg kJ/kg kW 3 m /kg μPa*s mW/mK 2
m m/s m 2
W/m K
Földgáztüzelés Lignittüzelés Csőköteg Függesztő cső Csőköteg 34,7 34,7 159,0 3080,7 2775,4 2720,4 3308,8 2805,9 3138,7 7920 1059 66451 0,02392 0,01625 0,01482 26,7 21,4 24,9 73,6 76,8 83,3 1,06 1,60 1,27 0,042 0,042 0,339 19,60 13,59 6,95 0,023 0,023 0,030 706295 899935 564066 3387,5 4997,8 2607,9
5.36c. táblázat Füstgáz sebesség Hidraulikus átmérő Reynolds szám Elpiszkolódási tényező Kihasználási tényező Elpiszkolódott felület hőmérséklete Egyenértékű rétegvastagság Háromatomú gázok Porsugárzás sugárzáselnyelése sugárzáselnyelése Füstgáz sugárzáselnyelési Füstgázsugárzás feketeségi foka együtthatója Sugárzásos hőátadási tényező Besugárzás miatt helyesbítés Konvektív hőátadási tényező (5.16képlet) Kihasználási tényező Füstgázoldali hőátadási tényező Hőátbocsátási tényező Közepes hőmérséklet-különbség Hőáram Kilépő füstgáz entalpia Kilépő hőmérséklet Átadott hőmennyiség (fal, csőköteg) Átadott hőmennyiség (függesztő cső)
m/s m 2
m K/W °C m
2
W/m K 2
W/m K 2
W/m K 2 W/m K °C 2 W/m kJ/kg °C kW kW
Földgáztüzelés Lignittüzelés Füstjárat Csőköteg Füstjárat Csőköteg 8,83 8,66 1,95 4,35 117865 477949 0,0019 0,0075 0,85 0,60 362 477 367 450 0,233 0,130 1,154 1,757 9,914 0,400 1,210 0,090 0,147 13,07 15,04 10 ,29 12,95 1,30 1,49 17,91 75,88 14,14 72,72 1,00 1,00 34,94 95,48 29,48 92,03 29,49 78,93 17,60 53,33 512,84 399,17 150,29 100,78 15125 31508 2645 5375 902 497 761 429 552,1 7920 1301,4 66451 304,0 894,9
A táblázatban jelölt mezőkben szereplő füstgáz és gőzhőmérséklet értékek iterációval kerültek meghatározásra. Az 5.36b. táblázat függesztő cső oszlopában szereplő entalpia és hőmérséklet értékek a teljes fűtőfelületre vonatkoznak. A táblázatokban nem szerepelnek, de más konvektív hőátadási tényező számítási összefüggésekkel is készültek számítások. Az eredmények eltérése ez esetben is 10% nagyságrendben volt. Elpiszkolódási tényező számítása: Külön kell említést tenni a füstgázoldali falhőmérséklet számításához szükséges, 5.36c. táblázatban szereplő p
96
elpiszkolódási tényezőről. Ugyanis a konvektív felületek számítása a bemutatott esetekben kihasználási tényezővel (5.27-5.28. táblázatok) történik, így az irodalom ilyenkor nem ad meg elpiszkolódási tényezőt. Meghatározása az 5.169 és 5.167 összefüggések felhasználásával lehetséges: a kétféle számítási eljárásnak azonos eredményre (hőátadási tényezőre) kell vezetni. Így k
k fg
fg
1 1 vg fg 1 p fg vg amelyből az p elpiszkolódási tényező kifejezhető: 1
1
1
1
p 1 fg vg k
5.167b
5.251
Regeneratív léghevítő: A hőtechnikai méretezéshez ismerni kell a léghevítő alapterületét. Ennek megállapítása a várható közegsebességek és a léghevítők darabszáma alapján történik. A legnagyobb kazánokat kivéve a léghevítés megoldható egy léghevítővel, a gyakorlatban azonban általában legalább két berendezést alkalmaznak, mivel így az egyik léghevítő üzem közbeni tisztítása teljesítménycsökkentés mellett elvégezhető. Az 5.37a.-b. táblázatokban összefoglalt példában egy nagy, lignittüzelésű kazán előre felvett méretekkel megadott, FNC-319 típusú lemezekkel gyártott léghevítőjére kiadódott számítási eredményeket mutatjuk be. A fűtőfelület két rétegből áll, az alsó a korrózió hatásának késleltetésére vastagabb lemezből készül. A füstgáz és levegőoldali áramlási keresztmetszet (kerületi szög) azonos. A kerületből 15 fokot a két oldalt elválasztó „tömítés” és az ezt tartó szerkezetek foglalnak el. 5.37a. táblázat Lemezvastagság Hidraulikus átmérő Porozitás Fajlagos felület Fajlagos tömeg Magasság
mm mm 2
3
m /m 3 kg/m mm
Felső (melegebb) réteg 0,75 8,06 0,843 418 1200 900
Alsó (hidegebb) réteg 1,0 8,09 0,802 396 1515,7 400
Az alsó és felső rétegre vonatkozó, levegő és füstgázoldali hőátadási tényezők meghatározása a Reynolds szám függvényében az 5.33. táblázatban az adott lemeztípusra vonatkozóan megadott állandók, és az 5.227. képlet felhasználásával történt. Az eredő hőátbocsátási tényező kiszámítására a felületekkel súlyozott hőátadási tényezők alapján került sor. A számítás a megadott méretek mellett a levegő felmelegedési és a füstgáz kilépési hőmérsékletének iterációval történő megállapítására irányul. Az utolsó számítási lépés bemenő és kiadódó értékeit az 5.37b. táblázatban kiemeltük. Regeneratív léghevítőknél minden esetben ellenőrizni kell az átlagos lemezhőmérsékletet (5.237 képlet) és a lemezbetét hőmérséklet-ingadozását (5.238 képlet) is. A vizsgált esetben t min =109,7 °C és (1,5/perc fordulatszám mellett)
97
t lem =27,05 °C érték adódott. Előbbi a 40 °C belépő levegőhőmérséklet miatt
bizonyosan alacsonyabb a füstgáz savharmatpontjánál, így a kellő élettartam biztosítására a levegőt a léghevítő előtt gőzfűtésű kaloriferrel, vagy előmelegített levegő visszakeveréssel elő kell melegíteni. 5.37b. táblázat Rotor alapterülete Kerületi szög Tömegáram Belépő hőmérséklet Kilépő hőmérséklet Közepes hőmérséklet Belépő közeg entalpiája Kilépő közeg entalpiája Közepes fajhő Hőkapacitás áram Vízgőztartalom Széndioxid tartalom Áramló közeg sűrűsége Áramló közeg din. viszkozitása Áramló közeg hővezetési tényezője Prandtl szám Áramlási keresztmetszet Füstgáz sebesség Tömegáram sűrűség Reynolds szám felső rétegben Reynolds szám alsó rétegben Konvektív hőátadási tényező felső rétegre Konvektív hőátadási tényező alsó rétegre Hőátbocsátási tényező felső rétegben egben Hőátbocsátási tényező alsó rétegben Súlyozott hőátbocsátási tényező Közepes hőmérséklet-különbség Hőáram Fűtőfelület Kilépő levegő/füstgáz entalpia Kilépő levegő/füstgáz hőmérséklet
Levegő
2
m fok kg/s °C °C °C kJ/kg kJ/kg kJ/kgK kW/K kg/kg kg/kg 3 kg/m μPa*s W/mK 2
m m/s kg/s 2
W/m K 2 W/m K 2 W/m K 2 W/m K 2 W/m K °C 2 W/m 2 m kJ/kg °C
Füstgáz 44,8
172,5 172,5 103,0 158,0 40 308 277 165 158,3 236,5 47,6 353,6 295,6 191,9 1,049 1,131 108,02 178,65 0,000 0,170 0,000 0,223 0,807 0,668 23,86 24,62 0,0351 0,0395 0,69107 0,74356 21,5 21,5 5,94 11,02 4,80 7,36 1923 2858 2029 3016 80,12 101,81 82,27 103,91 21,48 22,00 21,64 67,84 1468 17423 296 192 277 165
Segéddiagramok: Gyakran előfordul, hogy nincs lehetőség a részletesen ismertetett számítási összefüggések alkalmazására. Ilyen esetben jól használhatók a gyors számítást elősegítő ábrasorozatok. Ezért a leggyakrabban előforduló esetekre: konvektív hőátadás csőben, csatornában (5.184 képlet alapján), konvektív hőátadás soros elrendezésű csőkötegben (5.207 képlet alapján), konvektív hőátadás eltolt elrendezésű csőkötegben (5.207a képlet alapján), sugárzásos hőátadás (5.162 képlet alapján) konvektív hőátadás csőben gőzáramlás esetén (5.225 képlet alapján) a 4. függelékben diagramokat közlünk, amelyekkel a jellemző paraméterekből kiindulva a hőátadási tényezők meghatározhatók. A füstgáz CO 2 tartalmának hatása, a konvektív hőátadásnál, általában ±1%-nál kisebb, így erre nem közlünk korrekciós diagramokat.
98
5.7.
Falazatok, hőszigetelések:
A hőtechnikai számítás része a láng kialakulását, a felületek hőfelvételét, a kazán hőveszteségét befolyásoló falazatok, védőborítások, hőszigetelések hőtechnikai tervezése is. Hagyományos falazatok: Nehéz kazánfalazat kialakításra új konstrukcióknál csak előtét tüzelőberendezéseknél, hőhasznosító kazánoknál, biomassza-, hulladéktüzelésű kazánok tűztérrészleteinél, illetve régi kazánok felújításánál kerül sor. Kialakítását befolyásolja, hogy az egyes részfeladatoknak [7]: láng terelése, tűzállóság, vegyi- és koptató hatásoknak történő ellenállás, hőszigetelés, szilárdság, légtömörség milyen módon kívánunk eleget tenni, valamint hogy a falazat önhordó vagy felfüggesztett kivitelben készül. A nehéz falazat alapvetően, mint a 2.62. ábra a) részlete mutatja három – tűzálló, hőszigetelő, teherbíró – rétegből áll: A minden esetben tűzálló téglából készült belső réteg feladata a láng terelése, a nagy hőmérsékletnek, vegyi és koptató hatásoknak történő ellenállás, a falhőmérsékletnek a hőszigetelő réteg megengedett alkalmazási hőmérséklete alá csökkentése. Erre a célra tűzálló (≥17 SK27, >1500 °C), illetve erősen tűzálló (≥37 SK, >1830 °C) anyagokat alkalmaznak (5.38. táblázat). A falazatot érő hatások lényegesen eltérőek attól függően, hogy a kazán melyik részén helyezkedik el. A tüzelőanyag feladásánál elsősorban a koptatóhatással, gyakori hőmérséklet-ingadozásokkal, az égési zónában nagy hőmérséklettel, az esetlegesen falra tapadó tüzelési maradványok vegyi hatásaival, a füstgáz járatokban az égéstermékek alkotóinak korróziós hatásával kell számolni. Ezek a hatások a tüzelőanyagoktól függően változhatnak. A leggyakrabban alkalmazott, jó hőmérséklet-ingadozás tűrőképességű samott a legtöbb tüzelőanyagnak megfelel, de nagyobb koptató igénybevétel esetén korund, erősen lúgos tüzelési maradványok esetén magnezit, szeméttüzelés esetén szilíciumkarbid alkalmazására van szükség [5.34], [5.41]. Különleges (például hulladék-, lúgtüzelésű, vegyipari hőhasznosító stb.) kazánoknál a gyakorlatban bevált, tűzállóanyag gyártók által ajánlott anyagokat kell beépíteni. Korábban a tűzálló falazat készítésére általában idomtéglákat alkalmaztak (régi kazánok felújításánál esetenként ezek pótlása is szükséges), ma általános a kisméretű falazótégláknak megfelelő méretű tűzálló téglák felhasználása. Amennyiben a várható szilárdsági igénybevétel alacsony, (mennyezeteknél, tűztérfenék takarásoknál, visszaszívó aknáknál, stb. az úgynevezett könnyű anyagok is felhasználhatók. A falazat egyes rétegeinek eltérő felmelegedéséből adódó hőtágulást lehetővé kell tenni, ezért vízszintesen 1.5-2 méterenként, függőlegesen legalább 3 méterenként tágulási hézagokat kell készíteni [5.34]. A tágulási hézagokat a várható hőmérsékletnek megfelelően ásványgyapot, alumíniumszilikát vattával, filccel tömíteni kell. Olyan esetben, amikor a falazat állékonyságát a három réteg együttműködése nem biztosítja – különösen a felfűtésnél, lehűlésnél bekövetkező lényegesen eltérő hőtágulás következtében – a tűzálló 27
Seger kúp (gúla) (SK): Seger német keramikus által feltalált, és róla elnevezett agyag, mészkő, földpát, és más anyagok különböző keverékéből készült, a több komponensből álló, fokozatosan lágyuló, olvadó anyagok hőmérsékletének jelzésére használt 2,5–6 cm magasságú, karcsú gúlasorozat elemeinek sorszáma. Az eltérő keverési arányból adódóan a kúpok különböző hőmérsékleten lágyulnak meg. A sorszámozás 1000 °C-tól indul, az elemek között mintegy 20-30 °C hőfoklépcső van. A sorszámhoz tartozó hőmérséklet elérését a csúcs lekonyulása jelzi.
99
réteget az eltérő hőtágulásból adódó elmozdulást lehetővé tevő, megfelelő távolságokra elhelyezett, a várható hőmérsékleten még kellő szilárdságú, az előforduló füstgáz korróziós hatásának ellenálló anyagból készített tartó, kihorgonyzó vasalással kell a teherbíró réteghez kapcsolni. Erre a célra 350 °C hőmérsékletig betonvas, öntöttvas, 560 °C hőmérsékletig melegszilárd acélöntvény, e felett hőálló acél, acélöntvény alkalmazása jöhet szóba. [5.34]. A hőszigetelő réteg feladata a hőmérséklet külső, teherbíró réteg szilárdsági tulajdonságainak megfelelő értékre csökkentése, a hőveszteség minimalizálása. Ennek a jó hőszigetelő tulajdonságú anyagféleségek (kovaföld, kalciumszilikát, perlitbeton, 5.39. táblázat) felelnek meg. Ezen anyagok teherbíró képessége kicsi, így az erőhatások közvetítésében alig vesznek részt. Tartó, kihorgonyzó vasalással épített tűzálló falazatok esetén gyakori a levegő, mint szigetelőréteg alkalmazása is, amely a tartógerendák, vasalás hűtését is biztosíthatja. A teherbíró réteg feladata a tűzálló, hőszigetelő rétegek megtámasztása, állékonyságuk biztosítása és a konstrukciós kialakításból adódó terhelések alapozásba vezetése, valamint a légtömörség biztosítása. Utóbbira a 6. fejezetben térünk ki részletesebben. Leggyakrabban hagyományos kisméretű tömör téglából, esetenként (régebbi kazánok felújításánál) klinker téglából készül. 5.38. táblázat [5.34-5.35] Alkalmazási hőmérséklet °C
Samott Korund Szilíciumkarbid Magnezit Könnyű samott
1100-1350 1600-1850 1500-1600 1650 1200-1250
Samott beton Könnyű beton samott Korund beton Szilíciumkarbid massza Magnezit massza
1200-1400 1100-1450 1400-1700 1700 1600
SK
3
kg/m Téglák, idomdarabok 28-34 1800-2200 38-41 2950-3200 37-39 2400-2500 >42 2900-3000 17-32 495-1200 Tűzálló masszák 1900-2300 700-1400 2300-3000 2600-2700 2700-2800
(1000 °C-nál) W/mK
Nyomószilárdság 2 N/mm
10 /°C
1,2-1,4 2,0-3,5 5,2-13,0 4,0 0,21-0,6
10-50 >50-70 >50 >60 1,2-8
4-6 6-9 4 13-14 4-6
Lt -6
0,8-1,4 0,3-0,7 1,4-3,3 8-12 1,5-3,5
Félnehéz, felfüggesztett falazatoknál (2.62. ábra b) részlet) a tűzálló réteg igénybevétele a forrcsövek árnyékoló hatása miatt kisebb, így a falazat vastagsága lényegesen kisebb lehet, a teherbíró réteg elhagyható. Az őrlő-szárító berendezéseknél alkalmazott füstgáz visszaszívó aknák, a felfüggesztett gyújtó-, terelőboltozatok is félnehéz falazattal készülhetnek. A kazánfenék fedésére (olaj-, gáztüzelésű stb. kazánoknál), égőnyílások bélelésére, elgőzölögtető csövek irányeltereléseinek, fűtött kamrák védelmére a kisméretű téglától eltérő méretű lapok, idomdarabok alkalmazhatók. A falazatokon történő átvezetéseknél, a vasból készült szerkezeti elemek és a falazat találkozásánál kellő nagyságú hézagokat kell kialakítani. Ezek elhagyása, kedvezőtlen kialakítása repedésekhez, tömörtelenségekhez vezet. A tömörséget a falazati hézagoknál alkalmazott szálas anyagokkal kell biztosítani.
100
5.39. táblázat [5.35] Alkalmazási hőmérséklet °C Kovaföld lap Kovaföld beton granulátum Kalciumszilikát lap Perlit beton massza Benéző üveg
200 °C-nál 3
400 °C-nál
600 °C-nál
W/mK
Nyomószilárdság N/mm
2
<1000
kg/m Szilárd építőanyagok 400-500 0,12-0,13
0,135-0,15
0,155-0,18
0,5-1
<1000
800-900
0,175-0,2
0,185-0,21
0,21-0,23
6-8
650-1000 <800 <430
175-300 90-300 140-150
0,065-0,07 0,095-0,12 0,1
0,09-0,095 0,13-0,14
0,12-0,13 0,175-0,18
0,5-1,2 0,3-0,9 0,65
Öntött, döngölt, tapasztott falazatok: A nagy hőterheléstől, koptató, vegyi hatástól történő védelemre általános gyakorlat az előregyártott öntött idomdarabok vagy helyszínen kiöntött, döngölt, tapasztott tűzálló anyagok felhasználása (fluid tüzeléseknél például [5.38]). A leggyakrabban alkalmazott tűzálló betonféleségeket az 5.38. táblázat mutatja. A felhasználási célnak megfelelően tűzálló habarcsok és kittek is alkalmazhatók. Miután a kerámia anyagok hőszigetelő képességét alapvetően a levegővel kitöltött pórusok, mérete, száma határozza meg, az öntött, tapasztott anyagok hővezető képessége a gyártás sajátosságaiból adódó nagyobb levegőtartalom miatt 20-50%-al kisebb lehet [5.39], mint a gyárban formázott, kiégetett anyagoké. E mellett a kötési mód is befolyásolhatja a hővezető képességet. További eltérést jelent, hogy a késztermékeknél a kiégetés a gyártás során egyenletesen történik, a téglák, lapok, idomdarabok tulajdonságai homogénnek tekinthetők, ezzel szemben az öntött, döngölt, vakolt falazatok kiégetése (szinterizálódása) a berendezésben előforduló hőmérséklettől függ, és a falazatbeli hőmérséklet eltérések miatt inhomogén, ami a falazatban eltérő hővezető képességet eredményez. Tüskézett felületeknél figyelemmel kell arra is lenni, hogy a vakoláshoz felhasznált anyag hőtágulási tényezője lényegesen eltérhet a csőanyag hőtágulási tényezőjétől. E mellett a tapasztás a felfűtés, lehűlés során a szerkezeti elemtől lényegesen eltérő hőmérsékletű lehet. Az ebből adódó hőfeszültségek a tüskézett csövek idő előtti kifáradására vezethetnek [5.40]. A frissen épített, döngölt falazatok nedvességet tartalmazhatnak, ezért a berendezések üzembe helyezése előtt szárításukra van szükség. Ezt olyan sebességgel kell végezni, hogy a kerámia anyagok, habarcs rétegek pórusaiban visszamaradt víz az anyagok megrepesztése nélkül tudjon eltávozni. A szárítás nemcsak a nedvesség eltávozását biztosítja, hanem ennek során megy végbe a helyszínen készített falazatok, döngölések, takarások, vakolatok kiégetése is. Hőszigetelések: A kazánköpenyeknél, membránfalaknál, füstcsatornáknál alkalmazott szálas hőszigetelő anyagok néhány jellemzőjét az 5.40. táblázat foglalja össze. Adott esetben mindig célszerű a gyártók által ajánlott (garantált) értékek figyelembevétele. Ezek hiányában további anyagjellemzők az irodalomban (pl. [5.47]) találhatók. A méretezésnél figyelembe kell venni, hogy a tényleges hővezetési tényező a hőszigetelések felerősítésére alkalmazott konstrukciós elemek, illetve a tömör záró felülettel nem rendelkező hőszigetelő rétegekben kialakuló konvekció következtében lényegesen nagyobb lehet a táblázati értékeknél. A hőszigetelések vastagságának, kialakításának megválasztásánál, különösen holt terek (például kamra, dobterek), füstcsatornák szigetelésénél a hőveszteség minimalizálása mellett a korrózió megelőzése [5.45] a legfontosabb feladat. A hőszigetelést úgy kell 101
kialakítani, hogy a fémrészek hőmérséklete még a legkedvezőtlenebb üzemállapotokban is a felületekkel érintkező füstgáz savharmatpontja felett legyen. A külső hőszigeteléseket minden esetben (0,5-1 mm vastagságú mindkét oldalán horganyzott acéllemez, 0,5-1,2 mm vastagságú alumíniumlemez, kivételes esetben műanyag bevonatú, mindkét oldalán horganyzott acéllemez) fémborítással kell ellátni [5.35]. A kazánfalazat, burkolat megengedett külső falhőmérséklete 45 °C, de a maximális hőmérsékletnek a kritikus helyeken sem szabad a 60 °C értéket meghaladni.
Alkalmazási hőmérséklet
200 °C-nál
300 °C-nál 500 °C-nál kg/m W/mK Szálas hőszigetelő anyagok 100-150 0,07-0,095 0,095-0,12
800 °C-nál
3
°C Ásványgyapot vatta Ásványgyapot paplan Ásványgyapot lap Alumíniumszilikát paplan, szövet
5.40. táblázat [5.35]
700 700
100-130
0,07-0,095
0,095-0,12
700
240-300
0,06-0,08
0,08-0,10
0,12-0,14
1250
130-160
0,058
0,07
0,105
0,175-0,2
Hőszigetelés vastagsága: A falazat q [W/m2K] hőáramát egybefüggő, közbenső hőelvezetés nélküli falazatoknál a külső felületén elvezetett hőáram határozza meg, így hőtechnikai méretezése a
láng tlev
q
1
fg
i
si
i
1
lev t fal tlev
5.242
lev
egyenlet alapján lehetséges, ahol láng közeghőmérséklet a falazat belső oldalán [°C],
tlev t fal
környezeti levegő hőmérséklete [°C], falazat külső hőmérséklete [°C],
fg
hőátadási tényező a falazat belső oldalán [W/m 2K],
lev
kazánburkolat hőátadási tényezője [W/m2K], a falazat i-edik rétegének vastagsága [m], a falazat i-edik rétegének hővezetési tényezője a réteg átlagos hőmérsékletén [W/mK].
si
i
Az fg az 5.61-5.62 fejezetekben ismertetett összefüggésekkel határozható meg. Nagy lángsugárzás esetén (rostélyok mellett, tűztérben, elgőzölögtető rácsok hiányában) a ( t fal b ) belső falhőmérséklet közelítőleg a lánghőmérséklettel azonosnak vehető és 1/ fg a képletből elhagyható, így
q
t fal b t lev t fal b t fal lev t fal t lev si si 1 i
i
lev
i
i
102
5.242a
Az összefüggésből egy adottnak feltételezett falazatkialakítás esetén (miután lev függ a külső falhőmérséklettől) iterációval a várható külső falhőmérséklet, vagy előre felvett külső falhőmérséklet esetén (a tűzálló belső és a teherhordó külső réteg falvastagságának szokásos falméretekhez (12, 25, 38, 51 cm) igazodó felvétele után) a hőszigetelő réteg szükséges falvastagsága adódik. A közbenső hűtéssel rendelkező falazatoknál a hőáramsűrűség nem lesz a teljes falazatban azonos. A 2.62. ábra b), illetve az 5.31. ábra b) részletén vázolt megoldásoknál például a rossz hőszigetelő képességű tűzálló falazaton az ejtőcsövek hőfelvételének megfelelően nagyobb hőáramsűrűség alakul ki, mint a külső hőszigetelő rétegen, így a tűzálló falazatban lényegesen nagyobb lesz a hőmérséklet-csökkenés, mint az egybeépített falazatnál. A hőszigetelő falazatrész belső hőmérséklete gyakorlatilag az ejtőcsövek hőmérsékletével lesz azonos. Ebből adódóan ilyen megoldásnál kisebb hőmérséklettűrésű, vékonyabb hőszigetelő falazat készíthető. Hasonló, de kisebb hatás érhető el a falazatba épített levegőhűtő csatornákkal is. Falazatok, hőszigetelések hőleadása: A kazánburkolaton kialakuló természetes légáramlás melletti konvektív hőátadás, valamint a kazánfelület és környezete közötti sugárzásos hőcsere számítására az alábbi összefüggések használhatók: [5.4] a természetes légáramlás hatására hűlő kazánburkolat lev [W/m2K] hőátadási tényezőjére az
lev 1,284
t fal t lev Lh
5.243
kifejezést javasolja, ahol t fal burkolat külső hőmérséklete [°C],
környezeti levegő hőmérséklete [°C], t lev jellemző méret [m]. Lh A VDI Wärmeatlas [5.36] a természetes légáramlás hatására bekövetkező konvektív hőátadásra középértékként o beltéri, szigetelt felületekre az
lev 1,6 4 t fal tlev
5.244
o szigetelt csővezetékekre nyugvó levegőben az
lev 8 0,04 t fal t lev
5.245 közelítő összefüggést adja meg. A sugárzásos hőveszteség a 4 lev s 4,7 108 T fal Tk4 / T fal Tk )
5.246
képlettel számítható, ahol Tk a hőfelvevő, környezeti tárgyak hőmérséklete [K]. Az 5.246 képlet használata helyett gyakori az lev s 5 t fal tlev kifejezéssel történő közelítés is.
103
A VGB [5.42] kiadványában 15 °C levegőhőmérsékletre megadott falazati veszteségekre illesztett közelítő görbe (R2=0,99906) alapján az eredő hőátadási tényező
fal 1,356e
0,5073ln ( t fal )
5.247
A kemencetechnikában [5.37] a falazati veszteség számításához a konvektív és sugárzásos hőátadás együttes figyelembevételével az alábbi kifejezések alkalmazása szokásos: o függőleges téglafal, függőleges acéllemez borítás: fal 7,09 0,05 t fal 5.248a o vízszintes téglafal, vízszintes acéllemez borítás: fal 9,42 0,05 t fal 5.248b o függőleges alumíniumlemez borítás: fal 6,28 0,04 t fal 5.248c o vízszintes alumíniumlemez borítás: fal 8,6 0,04 t fal
5.248d
Az egyes összefüggésekkel 45 °C falhőmérsékletre elvégzett számítások eredménye közel azonos: lev értékére az 5.244 és 5.245 képletek alapján 8,99 W/m 2K, 5.247. képlet alapján 9,35 W/m2K, 5.248a képlet alapján függőleges acéllemez felületre 9,34 W/m2K érték adódik. A hagyományos falazatokban kialakuló hőmérséklet lefutásra az 5.31. ábra mutat példát. Látható, hogy a falazat hűtése nélkül a tűztérben csak nagyon vastag, nehéz falazat lenne kialakítható. Membránfalas tűztér kialakításnál a külső falhőmérséklet már 10-15 cm vastagságú ásványgyapot szigeteléssel is 45 °C-ra csökkenthető. A valóságban a kazánfalazatok előtt általában elgőzölögtető hűtőrácsok vannak, így a füstgázoldali hőátadással is számolni kell és a belső falhőmérséklet sokkal kisebb lesz a fal melletti lánghőmérsékletnél. 1400
1400
1300
1300
1200
1200 1100
1100 Hőmérséklet lefutás
1000
1000 900
700 600
800 700 600
500
500
400
400
300
300
200
200
100 0
αfal = 9 W/m2K Samott
Könnyű samott
0,25
0,25
Kovaföld 0,60
Tégla
Kovaföld
800
Samott
Hőmérséklet (°C)
Hőmérséklet (°C)
900
Tégla
100
αfal = 9 W/m2K
0
0,12
0,25
0,14
0,25
b) Félnehéz falazat
a) Nehéz falazat
5.31. ábra Hagyományos falazatok vázlatos kialakítása Amennyiben a kazánházban huzat van, vagy a kazán szabadtéri kialakítású, a falazati veszteség meghatározására különböző légáramlások esetén az [5.36] irodalomban megadott értékek ajánlhatók.
104
A falazatokat a felfűtésnél, terhelésváltozásnál fellépő instacioner üzemállapotokra is vizsgálni kell, különös tekintettel arra, hogy a gyorsabban melegedő és táguló belső rétegekben az esetlegesen szűk fugák miatt kialakul-e gátolt alakváltozás és várhatóe a falazat repedezése, letöredezése. Ennek megelőzésére a fugaméretek megfelelő megválasztásán túlmenően a felfűtési teljesítményt, sebességet a falazat méretei, anyaga, kialakítása figyelembevételével kell megválasztani, szükség esetén a szárítást követő üzemi mérésekkel ellenőrizni. Átmeneti állapotra vonatkozó számítások a vonatkozó szakirodalom (például [5.43]) felhasználásával, illetve ilyen célra kifejlesztett véges elemes számítógépprogramok futtatásával végezhetők. Az előbbi, elméletileg 1,35 m vastagságú nehéz falazat felmelegedése, lehűlése hosszú időt venne igénybe. Ez nagyon lelassítaná az ilyen falazattal ellátott kazán indítását, az esetleges javítások elvégzését. Ezért hűtőrácsok beépítésével, közbenső hűtőcsatornák kialakításával, más lehetőség hiányában az érintésnek ki nem tett helyeken a 45 °C külső hőmérséklet, ezzel a hőáram megnövelésével a falazat vastagságát az indítás leállítás szempontjából elfogadható értékre kell csökkenteni. Például 60 °C külső falhőmérsékletet megengedve a nehéz falazat eredetileg 60 cmes kovaföld rétegvastagsága 30 cm alá csökkenne. A nehéz falazatok vastagsága 10-20 cm méretű levegőrétegek kialakításával, elgőzölögtető csövek fal előtti elhelyezésével a gyakorlatban a 40-80 cm értéket nem haladta meg. A kazánok vázlattervének elkészítését, hőszigetelés megtervezését követően utolsó lépésként ellenőrizni kell, hogy a sugárzási, vezetési veszteség várható értéke megfelel-e a kazánhatásfok becslésénél feltételezett értéknek. Eltérés esetén a veszteség értékét az 5.96 összefüggésben pontosítani, vagy a megrendelő által elvárt jobb hatásfok elérésére a hőszigetelést javítani kell. Biomassza-, hulladéktüzelésű kazánok falazatai: Mint a fejezet elején említettük, biomassza-, hulladéktüzelésű kazánoknál új berendezéseknél is készülnek falazatok. Ezek feladata a tüzelőanyag száradásának, gyújtásának elősegítése mellett a fűtőfelületek korrózió elleni védelme is. A falazat kialakítása az égéstérben elsősorban az igényelt belső falhőmérséklettől, és a várható eróziós, korróziós hatásoktól (6.33. fejezet), az utóégető térben a korróziós hatásoktól függ. Idomtégla
Fuga: ~2 mm
Kitt: ~5 mm
Hőszigetelés
Levegő hézag Lemezburkolat
5.32. ábra Tűzálló idomtéglával burkolt falazat Szokásos megoldások: Kisebb hősugárzás igény esetén a falazat tűz-, és szükség szerint korrózióálló idomtéglákból készíthető, amelyeket a membránfalaktól a felületi egyenlőtlenségek kiegyenlítésére kittréteg választ el (5.32. ábra). Hűtendő terek (például utóégető tér), vagy nagyobb korróziós igénybevételek esetén döngölt massza, tűzálló beton alkalmazása célszerű (5.33. ábra a) részlet). Tűzálló beton esetén a falazattal való kapcsolat bekötővasakkal is biztosítható, döngölés esetén mindig tüskézésre van szükség. A tüskék 105
száma a falazat hűtésének szükséges mértékétől függ, 500-3000 tüske/m2 között változhat. Szárítóboltozatok, égésterek esetén a tűzálló falazat a nagyobb belső falhőmérséklet biztosítására rendszerint kétrétegű (5.33. ábra b) részlet). A belső, tűzálló téglából készült falazatot a szokásos, 75 mm osztású membránfalból kihúzott, elgőzölögtető csövek tartják. A külső, tűzálló beton réteg és a belső idomtégla réteg között levegővel átjárt rés van. 75
Tűzálló beton Bekötővas
a) Korrózió ellen védő falazat 112,5
Tűzálló beton Bekötővas Levegő hézag: 20-50 mm
Korrózióálló idomtégla Fuga: ~2mm
b) Kétrétegű falazat
5.33. ábra Korrózió ellen védő falazatok kialakítása [5.50] Az egyes rétegek anyaga, vastagsága a tüzelés, illetve a várható korróziós igénybevételek függvényében a tűzálló anyag gyártókkal, szállítókkal folytatott gondos konzultáció, valamint a már működő berendezésekkel szerzett tapasztalatok alapján határozható meg.
106
6. Füstgázoldali folyamatok, légtechnikai számítások A kazánok üzemeltetését gyakran nehezítik vagy lehetetlenítik el olyan jelenségek, mint a szerkezeti elemek rezgése, elrakódása, eróziója, korróziója, a levegőszállító, füstgázelszívó ventilátorok elégtelen teljesítménye. A berendezések megfelelő, a felhasznált tüzelőanyagok sajátosságait figyelembe vevő kialakításával a káros jelenségek megelőzhetők. A füstgázoldali folyamatok megismerése, a légtechnikai számítások gondos elvégzése ezt segítheti elő. 6.1.
Láng pulzáció, gázlengések, felületek rezgése
Kazánoknál a szerkezeti elemek élettartamát befolyásoló, környezetet zavaró rezgésekkel gázlengésekből, csövek közötti, körüli örvénylő áramlásból (Kármán féle örvényleválásból), égési folyamatok gyors változásából adódóan lehet találkozni. A rezgéseket kiváltó jelenségek a tüzeléstechnika illetékességi körébe tartoznak, így csak a folyamatok megértéséhez, a kazánszerkezet megfelelő kialakításához szükséges mértékben foglalkozunk velük. Gázlengések, állóhullámok korábban is kialakulhattak, kedvezőtlen következmények (erős zaj, felületek, tartószerkezetek rezgése) a gyakorlatban azonban nagyobb számban csak a membránfalak és különösen a földgáztüzelések 1960-as években történő elterjedését követően jelentkeztek. Láng pulzáció: Az égés a kazánok nagy részénél alkalmazott turbulens lángok esetén nem folyamatos, hanem a tüzelőanyag minőségtől, szemcseösszetételtől, cseppképzéstől, gáz térfogatelemek keveredésétől, méretétől függően periodikus, pulzál. A pulzáció sajátfrekvenciája elsősorban a tüzelőanyagtól függ [6.1]: Barnaszéntüzelésnél 1-3 Hz, Kőszéntüzelésnél (salakolvasztó ciklonban): 20-60 Hz, Olajtüzelésnél: 80-100 Hz, Gáztüzelésnél: 60-120 Hz, Tűztéri lengések: A pulzáció mellett (4-10 Hz nagyságrendben) a tüzelés instabilitásából adódó kis frekvenciás tűztéri lengések is megfigyelhetők. Széntüzelésnél az egyenlőtlen, visszacsatolódó szénbevezetésből adódóan nagyon lassú (3-8 hullám/perc) lengések is gyakoriak [6.2]. A tüzelés sajátfrekvenciája e nyomáshullámokra szuperponálódik, de a tűztéri lengések eltérő amplitúdójából, frekvenciájából adódóan, a kétféle lengés – mint a 6.1. ábra mutatja – jól megkülönböztethető. Nyomás (mbar)
6
Láng pulzáció (~60 Hz)
4 2 0 -2
0
1
Idő (s)
-4 -6
Tűztéri lengés (~7,5 Hz)
6.1. ábra Láng pulzáció, tűztéri lengés A tűztéri lengés azzal magyarázható, hogy a tűztéri nyomás változása ellentétes irányba befolyásolja a tűztérbe kerülő tüzelőanyag, illetve égési levegő mennyiségét, amely önmagában a nyomás stabilizálódását eredményezné, a gyulladási késedelem (keveredés, kigázosodás, gyulladási hőmérsékletre melegedés stb.) időigénye
107
következtében azonban a folyamat önfenntartóvá válhat. A gerjesztést a levegő-, tüzelőanyag-áram nyomásingadozás hatására bekövetkező előbbi lengése mellett többek között [6.2]: instabil gyújtás, sebesség, koncentrációváltozásból adódó leszakadás, visszagyulladás, lángfront égők előtti vándorlása, a perdítő-, torlasztó tárcsa által biztosított recirkuláció instabilitása, égők perdületének kedvezőtlen egymásra hatása [6.3], idézheti elő. A gáztüzelésű kazánok nagyobb érzékenysége azzal is magyarázható, hogy az egyéb tüzelőanyagoknál a tűztérben kigázosodási, kiégési fázisban lévő, relatíve nagyobb mennyiségű tüzelőanyag kiegyenlítő hatása csökkenti a hőbevezetési egyenlőtlenség mértékét [6.2]. Hagyományos tüzelőanyagok rostélytüzelésénél, a rostélyon lévő nagy tüzelőanyag mennyiségből adódóan, lengés alig fordul elő. Hulladék tüzelésű berendezéseknél a tüzelőanyag egyenlőtlen összetétele következtében rendszeresen megfigyelhetők pulzációk, ezek azonban a szabályszerűség hiányában általában nem vezetnek tűztéri lengés kialakulására. Állóhullámok, gázlengések: A tüzelés előbb említett instabilitása, illetve más gerjesztések hatására az áramlási irányban előrehaladó, longitudinális hullámok jöhetnek létre. Amennyiben az előrehaladó hullám azonos frekvenciájú, visszaverődő hullámmal találkozik, állóhullám alakulhat ki. Állóhullámok elméletileg minden két szemközti fal (két végén zárt síp), egy fal és egy szemközti nyílás (egyik végén nyitott síp), illetve két szemközti kazánfalon lévő nyílás között (két végén nyitott síp) létrejöhetnek. Az állóhullámokban egyidejűleg nyomás és ezekhez képest szimmetrikusan eltolódott áramlási hullámok figyelhetők meg. Zárt felületről visszaverődő hullámok esetén a visszaverődés helyén (a fázisváltozás következtében) mindig áramlási csomópont, nyílásról visszaverődő hullám esetén (a fázisok azonossága következtében) áramlásazonosság alakul ki. A nyomás csomópontok az áramlási csomópontokhoz képest 90 fokos fázisszöggel eltoltan jelentkeznek. Az állóhullámok megfigyelhetők a tűztér, levegőcsatornák, gázvezetékek, füstjáratok hossza mentén, a tűztérben (lángcsöves kazánoknál is), füstjáratokban, a fő áramlási irányra merőlegesen is. A sorba kapcsolt elemekben egyidejűleg kialakuló, azonos frekvenciájú állóhullámok egymás hatását erősítik. Nyomás csomópont
Sebességhullám
f
1 1a 4 4L
Mozgási csomópont
Nyomáshullám
f
1 2
f
1 2
f
3 4
f
2 2
f
2 2
f
5 4
f
3 2
f
3 2
Egyik végén nyitott síp
Mindkét végén zárt síp
Mindkét végén nyitott síp
6.2. ábra Állóhullámok kialakulása a rezonátor”cső” függvényében [6.1] Ugyanazon rezonátorelemben a hullám alakja, lefutása a rezonátorelem kialakítástól, felharmonikusoktól függően különböző lehet (6.2. ábra). Jellemzésükre a
108
nyomáshullám maximális értéke és a rezgés frekvenciája szokásos. A nyomás amplitúdó nagysága gyakorlati tapasztalatok alapján ± 6-120 mbar nagyságrendben lehet, de rövid ideig, 80 Hz rezonancia frekvencia mellett ± 160 mbar értéket is megfigyeltek [6.2]. A hanghullámok frekvencia tartományában rezgő állóhullámok zavaró hangjelenségekkel (brummogás) is járhatnak. Gázlengések nemcsak a berendezések indításakor, üzeme közben, hanem a hideg állapotban végzett üzemi próbák során is felléphetnek, és súlyos sérülésekre vezethetnek [6.2]. Ezért bármilyen rezgés (lengés, zaj) esetén a folyamatot meg kell szakítani, és meg kell kezdeni az előidéző okok vizsgálatát, kiküszöbölését. Az állóhullámban kialakuló nyomásváltozás a részecskék periodikus elmozdulásának függvényében [6.1] a p
2 p
2 x 2m sin 2 t f sin 2
6.1
összefüggéssel közelíthető, ahol nyomásváltozás [N/m2], p abszolút nyomás [N/m2], p politropikus kitevő, hullámhosszúság [m], m maximális részecske elmozdulás [m], idő [s], t frekvencia [1/s, Hz], f helykoordináta, a hullám hossza mentén [m]. x A nyomás ingadozás maximuma a / 2 páratlan számú többszöröseivel megegyező fázisszögekhez tartozó t időpontokban:
pmax
2 p
2 m 6.2
Az összefüggésből a mérésekkel meghatározott nyomásingadozás alapján a részecskék m [m] maximális elmozdulása megállapítható. Egy adott üzemállapotban kialakuló állóhullám hullámhosszúsága
a f a gázösszetételtől, hőmérséklettől függő
6.3
a p v R T 6.4 hangsebességtől függ. Ezzel magyarázható, hogy az egyik üzemállapotban (átlaghőmérsékletnél) zavartalanul működő berendezés egy másik üzemállapotban erős rezgésbe jön: A gerjesztő frekvenciának (vagy felharmonikusának) megfelelő hullámhosszúság ekkor (az új átlaghőmérsékletnél) egyezik meg a berendezés belső terének egyik méretével. Miután az adott méretekhez tartozó sajátfrekvencia a terheléssel (hőmérséklet, sebesség nő) növekszik, így nagyobb terhelésen a rendszer a magasabb rendű felharmonikusokkal kerülhet visszacsatolt rezgésbe. A
109
hangsebességet a hőmérséklet mellett (a politropikus kitevő változásán keresztül) a füstgázösszetétel változása is befolyásolja, bár az 5. fejezetben megadott összetételű, jellemző (lignit, kőszén, fűtőolaj, földgáz) tüzelőanyagokra elvégzett számítás csak minimális eltérést mutat (6.3. ábra). 1000
Hangsebesség (m/s)
900
800
700
600
500 Bükkábrányi lignit Lengyel Gaskohle
400
Fűtőolaj Földgáz I.
300 0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Füstgázhőmérséklet (°C)
6.3. ábra Hangsebesség füstgázokban Az egyes, L [m] mérettel jellemezhető szerkezeti elemekben lehetséges saját frekvenciák (6.2. ábra) egyik végén zárt „síp” (kazánfal és szemben fekvő nyílás) esetén az
2n 1 a 6.5 4 L mindkét végén zárt (két szemben fekvő kazánfal), vagy nyitott (két szemben fekvő nyílás) „síp” esetén a fn
2n 1 a 6.6 2 L kifejezéssel, a hőmérséklet ismeretében számíthatók. Az n tényező értéke tetszőleges egész szám lehet, n =0, 1, 2 értékekre a hullámok alakja a 9.2. ábrán látható. Az összefüggésekből látható, hogy az L méret változtatásával a lehetséges sajátfrekvencia megváltoztatható. Erre a gyakorlatban elsősorban füstgázhuzamokban van szükség, ahol elválasztó lemezek (gázturbinák utáni hőhasznosító kazánoknál csőtartó falak, 2. 181. ábra) beépítésével a sajátfrekvencia lényegesen megnövelhető. A frekvencia mérésével az előbbi összefüggések felhasználásával, az átlaghőmérséklet ismeretében lehetőség van az L jellemző méret (melyik felületek között alakul ki a lengés) meghatározására (felharmonikus kitalálására) is. Nyílások esetén azonban gondolni kell arra is, hogy a lengés a nyílásokon keresztül a csatornákra is kiterjedhet [6.2] és sorba kapcsolt elemek együttlengése fordul elő. fn
110
Rezgések örvénylő áramlásból: A csőköteges hőcserélőkben kialakuló, áramlás indukálta lengések, és az ezekhez kapcsolódó zajok a csőkötegen átáramló közeg akusztikus rezgéséből vagy a csövek mechanikus rezgéséből származnak. Akusztikus rezgést a csövekről történő Kármán féle örvénylést (6.4. ábra) eredményező leválás, vagy a csövek közötti keskeny járatokbeli áramlási instabilitás idézhet elő. A domináns okot a csőkötegek kereszt- és hosszirányú osztásviszonyai mellett az áramlási sebesség határozza meg.
6.4. ábra Kármán féle örvény Eltolt csőelrendezésre végzett vizsgálatok alapján [6.3], nagyobb hosszirányú osztás esetén elegendő hely van a Kármán féle örvények kialakulásához, kisebb csőosztások esetén a füstgáz azonban csak irányt változtat a csövek mögött, de örvény nem tud létrejönni. Egészen szűk hosszirányú osztások esetén, a csöveken bekövetkező torlódás, periodikus irányváltoztatás ingázó mozgásra késztetheti az áramló közeget, és ezzel gerjesztheti annak rezgését (6.5. ábra). A gerjesztő mechanizmusok, mint az ábra mutatja a csőosztások függvényében a Kármán féle örvényleválástól, az örvényleválás nélküli áramlási irányváltoztatáson, az előző csősorokból kilépő sugarak hullámzásán, felütközésén keresztül, a sugár instabilitásáig vezethetnek. 4,5
Sugár instabilitás
4,0
3,5
Második felharmonikus
Strouhal szám
3,0
2,5
2,0
Sugár felütközés örvénylés nélkül
Áramlási irányváltoztatás örvénylés nélkül
1,5
t2 /d=1,4
1,0
t2 /d=1,656
0,5
Kármán féle örvények 0,0 1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
Keresztirányú osztásviszony
6.5. ábra Strouhal szám eltolt csőelrendezésnél az áramlás jellege függvényében [6.3] A kísérletek fontos megfigyelése, hogy a kisebb csőosztásokhoz tartozó nagy Strouhal (értelmezését lásd később) számoknál − a nagy sebességingadozás ellenére − a csövek alig jönnek rezgésbe. Ennek az a magyarázata, hogy a gyorsan irányt változtató gázáramlás esetén csak nagyon kis örvények válnak le a csövekről, és alig vagy nem alakul ki a csőrezgést előidéző ellenáramlás. Így az erős akusztikus rezonancia (zaj) ellenére a csövek meghibásodásának veszélyével nem kell számolni. A gerjesztések szempontjából mértékadó csőosztás tartományok eltolt (sakktáblás) csőosztásra [6.3] alapján a 6.6. ábrán láthatók. A csövek rezgése
111
elsősorban a Kármán féle örvényleválással, egybekötött, áramlási anomáliából adódik.
csövek
mögötti
örvényléssel
Ká rm á ge n f rje éle sz ö té rv s én y
3
Átmeneti zóna 2
ge E rje gy sz éb té se k
Keresztirányú osztásviszony
4
1 1
2
3
4
Hosszirányú osztásviszony
6.6. ábra Gerjesztő hatás a csőosztások függvényében [6.3] Soros csőelrendezések esetén a megfigyelések alapján 2,1-4,2 közötti, keresztirányú csőosztásoknál a zaj a tényleges rezgés felharmonikusaként jelenik meg. Kisebb csőosztásoknál az eredetileg többféle felharmonikussal is lehetséges nagyfrekvenciás rezgés a Re ≥6-6,4*104 elérésekor, 0,035-0,07 Strouhal számmal jellemezhető mélyfrekvenciás rezgésre vált át. Az azonos csőelrendezésre lehetséges többféle Strouhal szám arra mutat, hogy ez esetben is a turbulens gázáramlás és nem a csövek mögötti örvényleválás okozza a gerjesztést. Nagyobb Reynolds számok esetén a csőkerület menti leválási pontok vándorlásával ismét megjelenő (cső kerületek mentén eltolódó) örvényleválások veszik át az elsődleges gerjesztő szerepet. Szűk csőosztások esetén a csövek közötti gázáramlás, áramlási irányban erősödő örvénylése, adja a gerjesztést. Az újabb szakirodalom [6.9-6.11] megkülönbözteti a Kármán féle örvénylés gerjesztette periodikus, a nagy sebességű áramlásnál, nagy amplitúdójú elmozdulást okozó öngerjesztő (fluidelastic) és egyik előbbi kategóriába sem tartozó véletlen rezgést. Csövek körüli örvénylés: A kialakuló f [1/s] frekvencia a különféle csőelrendezésekre, csőosztásokra, kísérletek alapján meghatározott Strouhal számból állapítható meg:
f
Sr c d
6.7
ahol
Sr d c
fd Strouhal szám, c cső külső átmérője [m], füstgáz sebesség [m/s].
Bordázott csöveknél korrigált csőátmérőt kell figyelembe venni [6.9].
d* d ( D d )
b tborda
112
6.8
ahol a magcső külső átmérője [m], d a borda külső átmérője [m], D a borda vastagsága [m], b t borda bordák osztása [m]. Az esetben, ha borda a hőátadás javítására örvénykeltő elemekkel rendelkezik, a borda vastagságaként a teljes szélességet kell figyelembe venni. 1,0
0,5
d
t2/d=1,25 0,9 0,8
0,4
t2
0,3
t1
t2/d=2,0
d
t2/d=2,5
t2/d=3
0,2
0,6
t1
0,5
t2/d=2,53
0,4
t2/d=3,94
0,3 0,1
t2
t2/d=2
0,7
Strouhal szám
Strouhal szám
t2/d=1,5
0,2
t2/d=5,93 t2/d=7,5
0,1 0,0
0,0 1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
1,0
1,5
2,0
Keresztirányú osztásviszony
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
Keresztirányú osztásviszony
a) Soros csőosztás
b) Eltolt (sakktáblás) csőosztás
6.7. ábra Strouhal szám különféle csőelrendezésekre [6.1] A Strouhal szám meghatározására zajmérések alapján összeállított diagramokkal (például 6.7. ábra) óvatosan kell eljárni. A Kármán féle örvényleválások okozta gerjesztésekre az ábra b) részletén megadott Strouhal szám értékek jó egyezést mutatnak a [6.3] irodalomban ismertetett, sebességingadozásokból meghatározott későbbi eredményekkel. Soros csőelrendezésnél az a) részleten megadott értékek 2,1-nél nagyobb keresztirányú osztás esetén használhatók, azzal hogy a kiszámított érték a várható hangfrekvenciának felel meg és a csövek gerjesztését okozó frekvencia a 6.7 összefüggésből kiszámított érték felének közelében van. 3,0
3,0 0,18
2,8
2,8 2,6
2,6
0,18
2,4 2,2
0,26
2,0 1,8 1,6
0,31
0,40
1,00
Keresztirányú osztásviszony
Keresztirányú osztásviszony
0,22
0,19
0,35
0,52
0,15
1,2
0,46
0,25
0,23
2,0 1,8 1,6
1,2
0,80 0,70 0,60 0,50 0,45
0,25
1,0
1,0 1,2
0,30
2,2
1,4
1,4
0,40
2,4
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
Hosszirányú osztásviszony
Hosszirányú osztásviszony
a) Soros csőosztás
b) Eltolt (sakktáblás) csőosztás
6.8. ábra Strouhal szám különféle csőelrendezésekre [6.9]
113
3,0
Az újabb szakirodalom [6.8-6.9] a Strouhal szám felvételére a 6.8. ábrán szereplő értékeket ajánlja. A VDI-Wärmeatlas [6.10-6.11] a Strouhal szám számítására, tipikus csőelrendezésekre számítási összefüggéseket ad meg. Amennyiben az örvénylés hatására a cső kitérése az átmérő 2%-ánál nagyobb, öngerjesztés is felléphet. Periodikus gerjesztés hatására akusztikus rezonanciával nem kell számolni [6.10], amennyiben
Re d d 1 <1300 6.9a Sr t1 t1 és mindig számolni kell akusztikus rezonanciával, ha Re d d 1 >2700 6.9b Sr t1 t1 A közbenső tartományban nem lehetséges az egyértelmű megítélés. Az előbbi összefüggésben a Re számot az osztásközre meghatározott sebességgel kell számítani. Az akusztikus rezonancia megelőzésére az irodalomban (pl.: [6.9]) más számítási módszerek is találhatók. Öngerjesztő rezgés: A szűk osztásközökben áramló közeg instabilitásai (az elmozduló cső, áramlásra kifejtett visszahatásával szabályszerűsödve) rezgésbe hozhatják a rugalmas csövet. Ilyen jelenség bekövetkezhet [6.9-6.11], ha a csövek közötti hézagban a közeg a m ch a f i d 6.10 2 d [m/s], csövek közötti hézagra vonatkoztatott, kritikus b
képletből számítható ch sebességgel áramlik, ahol fi a cső feltételezett lengésalakra vonatkozó saját frekvenciája [1/s], cső külső átmérője [m], d a cső hosszegységre vonatkoztatott fajlagos tömege [kg/m], m a cső csillapítása, áramló közeg sűrűsége [kg/m3], a , b kísérletek alapján meghatározott, csőelrendezéstől függő állandók. Felvételüknél figyelembe kell venni, hogy a [6.9] irodalomban m és értéke vákuumra vonatkozik, míg [6.10-6.11] ilyen utalást nem tartalmaz. A csillapítás meghatározására [6.10-6.11] adnak részletes iránymutatást. Általában három tényezőt: a cső anyagától, megfogásának kialakításától függő csillapítást, a csöveket körülvevő közeg fékező hatásából adódó (gázoknál elhanyagolható) csillapítást, illetve a szerkezeti elrendezésből (alátámasztások számától, felfekvési felület méretétől függően) adódó csillapítást vesznek figyelembe.
114
Véletlen (sztochasztikus) gerjesztés miatti rezgés: Ilyen rezgések kialakulása az áramló közeg spektrális energiasűrűségétől, illetve a cső gerjesztések hatására történő kitérésétől függ. Hatásának megítéléséhez a cső f i saját frekvenciájához tartozó
fi d 6.11 ch Strouhal szám figyelembevételével az irodalomban (pl: [6.10-6.11]) megadott összefüggésekkel meghatározott, dimenzió nélküli spektrális energiasűrűségek alapján a különböző lengésformákra kiszámítható a várható átlagos (effektív) amplitúdó. Sri
Határoló felületek rezgése: Amennyiben a kis frekvenciájú tűztéri lengés nem csillapodik, állóhullám alakul ki, a csőkötegekben nem csillapodó lengések jönnek létre, és ha ezek frekvenciája a füstjáratok, kazántest sajátfrekvenciája közelében van, a kazántest is rezgésbe jöhet. Falazott kazánoknál a merevségből adódóan rezonancia nem jelentkezik, csak a kevésbé merev, füstgázoldali nyomásingadozás hatására deformálódó membránfalaknál, lemezcsatornáknál. Ezeknél, súlyosabb esetekben, az igénybevételek ciklusszáma a kis frekvencia ellenére, akár néhány nap alatt elérheti a kifáradást eredményező értéket, és az érintett szerkezeti elem meghibásodhat.
B 2
B ( 3 )2
B 4,732
B ( 2 )2
Csuklós alátámasztású tartó
B 10,992
B 7,852
Befogott tartó
6.9. ábra Tartók lengése [6.6] Az esetleges rezgések kialakulása a kazánfalazat, illetve elsősorban a bandázsszerkezet merevségétől függ. A bandázsszerkezet kéttámaszú tartókból álló keretrendszernek tekinthető, amelyben az egyes elemek általában csuklósan kapcsolódnak egymáshoz, de befogott kialakítás is előfordul. Az egyenes rúdnak tekinthető kéttámaszú tartók [1/s] saját (kör) frekvenciája az
EI 6.12 ml3 alakú képlettel [6.5-6.6], [6.10-6.11] számítható, ahol fi a tartó egy adott lengésalakjához tartozó saját frekvencia [1/s], a tartó alátámasztásától, lengésalakjától függő állandó, melyet néhány B jellemző esetre a 6.9. ábra mutat, a szerkezeti anyag rugalmassági állandója [N/m 2], E a tartó másodrendű nyomatéka [m4], I a tartó tömege [kg], m a tartó hossza [m]. l
2 f B
115
Az összefüggésből látható, hogy a merevség ( I ) növelése növeli, a tömeg ( m ), karcsúság ( l ) növelése csökkenti a sajátfrekvenciát. Az előbbi, ideális esettől eltérően a gyakorlatban a segédbandázsok, szigetelés növelheti a merevséget, ugyanakkor tömegük ellentétes irányban hat a sajátfrekvenciára. Emiatt, még a véges elemes programokkal meghatározott sajátfrekvenciák hihetőségével kapcsolatban is óvatosan kell eljárni. A p [N/m] egyenletesen megoszló terheléssel terheltnek tekinthető, csuklós befogású bandázs lehajlása [6.7]:
5 p l4 6.13 384 E I Ebből a tartó merevségét a 6.12 összefüggés felhasználásával kiszámítva y
y
1 6.14 pl mf2 megállapítható, hogy minél kisebb a tartó tömege és sajátfrekvenciája, annál nagyobb kilengések várhatók [6.1]. Miután a tűztéri lengések nem zárhatók ki, kisebb-nagyobb amplitúdójú gerjesztésekkel mindig számolni kell. Ezért a kazántest sajátfrekvenciáját kell kellő mértékben elhangolni, hogy a szerkezeti elemek rezonanciája minden várható üzemállapotban elkerülhető legyen. A tartó másodrendű nyomatékának növelésével a sajátfrekvencia megnövelhető [6.1]: C
K
Im m f 6.15 I mm A sajátfrekvencia a tartók merevítése mellett rúgós megfogások, lengéscsillapítók beépítésével is növelhető. fm
3
Amplitudó arány
δ=0
δ=0,25 2
1
0 0
1
2
Gerjesztő frekvencia/saját frekvencia arány
6.10. ábra Rezonancia kialakulása [6.4] A kazántest rezgését csak akkor lehet biztonságosan elkerülni, ha a berendezés elemeinek (legkisebb) sajátfrekvenciája a 6.10. ábrán bemutatott, csillapítástól függő, amplitúdó növekedésre vezető gerjesztő/saját frekvencia tartományon ±20-30%-al kívül esik [6.9]. Gyakorlatban általában elfogadható, ha a szerkezet saját frekvenciája 20-25%-al nagyobb a várható gerjesztő frekvenciánál. A [2] alapján a bandázsszerkezetet úgy kell méretezni, bandázstávolságot úgy kell megválasztani, hogy a membránfali csövek saját frekvenciája ≥6 Hz, a bandázstartók saját frekvenciája (kéttámaszú tartóként számítva) pedig ≥3 Hz értékű legyen. Az európai gyakorlatban az állóhullámok (hallható) frekvencia tartományában bekövetkező kazántest rezgések megelőzésére is fel kell készülni. A tüzelőberendezés és a kazán elhangolására számos, jól bevált megoldást fejlesztettek ki [6.2]. 116
A tüzelési folyamatra hatással levő szerelvényeket, mérőeszközöket, beavatkozó elemeket az esetleges visszacsatolás elkerülésére fix, nem rezonáló szerkezeti elemekre kell felerősíteni olyan esetekben is, amikor a tervező nem tart a berendezés rezonanciából adódó meghibásodásától, de a rezonancia bizonyos üzemállapotokban felléphet. Tüzelés begyújtása: Az előzőekben bemutatott, üzemközben kialakuló lengések mellett a kazánok indulásakor, leállásakor is jelentős nyomásingadozások jöhetnek létre. Az indítást megelőzően a kazánok tűzterét általában környezeti hőmérsékletű (esetleg gőzfűtésű kaloriferrel kis mértékben előmelegített) levegő tölti ki. Üzem közben kiesett kazánoknál is az égőgyújtást megelőző – a teljes kazántérfogat 3-5szörösét kitevő – előszellőztetés hatására a tűzteret kitöltő közeg hőmérséklete lényegesen kisebb a tűztérfalak hőmérsékleténél. A begyújtáshoz, amely égőnként külön-külön történik, üzembe kell helyezni a gyújtóberendezést (szénportüzeléseknél a gyújtóégőket), majd ezt követően megkezdeni a tüzelőanyag bevezetést. Normál esetben a tüzelőanyag azonnal meggyullad és nagyobb nyomáshullám nem alakul ki. Kedvezőtlen esetben a tüzelőanyag a biztonsági időn belül, amely fűtőolaj tüzelésnél ≤5, gáztüzelésnél ≤2 másodperc [8], égés nélkül áramolhat a tűztérbe és előfordulhat, hogy csak a biztonsági idő legvégén, egyidejűleg lobban be. Ekkor, a rövid időn belül lejátszódó égés nyomáshullámot eredményezhet [6.12].
V mta
6.11. ábra Tüzelés begyújtása Az utóbbi folyamat leegyszerűsítve az Otto motorokban lejátszódó égési folyamathoz hasonlítható. A tűztérbe bejutó mta tömegű tüzelőanyag (6.11. ábra) az elégéséhez szükséges levegővel az elméleti égési hőmérsékletre melegszik, térfogata a környező gáztömeget mozgásba hozva, azzal keveredve az eredeti többszörösére nő. Miután a tűztérből, a felmelegedett égéstermék térfogat növekedése hatására, kiszoruló közeg csak fokozatosan tud távozni, gyors nyomásnövekedés következik be. A nyomásnövekedés visszahat a levegő és tüzelőanyag bevezetésre így a tűztéri lengéseknél említett folyamat is kialakulhat. Normál esetben az égési folyamat stabilizálódása után a tűztérnyomás egyensúlyi értékre áll be. A térfogat növekedés csak a fajlagos füstgázmennyiségnek megfelelő közegmennyiség felmelegedését feltételezve V' 0 273 1 ' 1 V lev fg tk 273 ta
V mta ahol mta
a tűztérbe bejutó tüzelőanyag mennyiség [kg],
fajlagos füstgázmennyiség [kg/kg],
' V
117
6.16
fg
füstgáz sűrűsége [kg/m3],
0
elméleti égési hőmérséklet (meghatározását lásd 5.124, 2.45a képleteknél az 5.5 fejezetben) [°C], a tűzteret a belobbanás előtt kitöltő közeg hőmérséklete [°C], a tüzelőanyag sűrűsége [kg/m3], a tűzteret a belobbanás előtt kitöltő közeg (levegő) sűrűsége [kg/m3].
tk
ta lev
A nyomásnövekedés akkor lenne maximális, ha a tűztérből semennyi közeg sem tudna távozni, állandó térfogatú állapotváltozás következne be. A valóságban a közeg részbeni távozása, a tűztérfal és a közeg közötti hőcsere miatt a tényleges nyomás az ilyen módon számítható értéknél bizonyosan kisebb lesz. Így gyakorlati szempontból az állandó térfogatú állapotra kiadódó érték figyelembe vétele erősen konzervatív megközelítést jelent: pmax p
ahol pmax p
273 tk 273
6.17
a nyomáshullám elméleti, maximális értéke [bar], a tűzteret a belobbanást megelőzően kitöltő közeg nyomása [bar], a tűzteret kitöltő közeg átlaghőmérséklete a lobbanást követő állapotban [°C].
A gyakorlatban lehetséges értékek érzékeltetésére a 6.1. táblázat egy olaj-, földgáztüzelésű besugárzott tűzterű és egy olajtüzelésű lángcsöves kazánra végzett számítások eredményeit mutatja be. 6.1. táblázat Tűztér térfogat Biztonsági idő Tüzelőanyag mennyiség Térfogat növekedés Hőmérséklet-növekedés Elméleti nyomásnövekedés
3
m sec kg 3 m °C mbar
Besugárzott tűzterű kazán 1625,5 5 2 2,77 0,78 224,2 72,5 51,5 16,0 178,0 55,2
Lángcsöves kazán 10,9 5 0,22 17,9 567,5 1962,5
Az elméleti értékekből látható, hogy míg nagyobb tűztereknél, a több égőből adódóan, viszonylag kis teljesítménnyel végzett begyújtás a membránfalak szokásos, 500-600 mbar méretezési nyomásánál lényegesen kisebb nyomáshullámot idéz elő, addig lángcsöves kazánoknál a nagy térfogati hőterhelésű, fajlagosan kisebb tűztérbe, egy tüzelőberendezésen bejutó tüzelőanyag mennyiség az égőt még minimális (példában 20%-os) teljesítményre visszaszabályozva is, elméletileg csaknem 2 bar nagyságú túlnyomást eredményezhet. A ténylegesen várható túlnyomás mérlegeléséhez figyelembe kell venni azt is, hogy a besugárzott tűzterű kazánoknál a bőséges keresztmetszetű és térfogatú füstjáratok a lángcsöves kazánok füstcsöveinek szűk keresztmetszetéhez viszonyítva lényegesen gyorsabb tágulást tesznek lehetővé, így arányaiban is kisebb nyomáshullám alakul ki. Tűztéri robbanás: Az égők begyújtásánál kedvezőtlen esetben jelentkező belobbanáshoz hasonló folyamat, tömörtelen tüzelőanyag adagoló szelepek esetén 118
is előfordulhat: a kellő ideig, levegőmennyiséggel végzett előszellőztetés érdemben eredménytelen lesz, mivel folyamatos tüzelőanyag bevezetés történik égés nélkül. Így a begyújtás megkezdésekor arányaiban lényegesen nagyobb tüzelőanyag belobbanására kerülhet sor a tűztérben, amely a tűztér felszakadásával (hétköznapi elnevezéssel tűztérrobbanással) járhat. Korábban ezek ellen kellő felületű, számú robbanóajtó (a tűztéri nyomás megengedett értékre növekedésekor kinyíló, majd visszazáródó súly, rúgós terhelésű fedél, 6.12. ábra) beépítésével, illetve felhasadó, felnyíló lemezzel fedett nyílás kialakításával védekeztek, amelyeket a környezet, kezelőszemélyzet sérülésének elkerülésére terelőburkolatokkal láttak el, vagy a személyzet tartózkodási helyén kívül helyeztek el. Membránfalas kazánoknál felhasadó sarkok (két oldalfal csatlakozásánál történő) kialakítása is szóba jöhet [2]. A fűtőfelületek mögött elhelyezett robbanó fedeleket a hőveszteség, deformáció csökkentésére tűzálló anyagból készített árnyékoló tárcsákkal is védeni kell. Nagyobb tűztéri nyomásoknál nehézséget jelent a légtömör zárás megfelelő kialakítása, mivel az esetleges folyamatos, meleg közegkiáramlás deformálhatja a fedelet, szennyezi a kazánház légterét, szénportüzelés esetén kiporzást is előidézhet. Tömítő felületek kialakítása
Kúpos tömítő felület
Hőálló tömítő zsinór
Áttört árnyékoló tárcsák
a) Billenő robbanó fedél
b) Rúgós robbanó fedél
6.12. ábra Robbanó fedelek Különösen kedvezőtlen esetben a robbanóajtó beépítése sem nyújt elég védelmet, az égőszekrény lángcsöves kazánoknál bekövetkező leszakadása halálos balesetet is eredményezett. A biztonságos megoldást az ellenőrzött tüzelőanyag bevezetés (kettőzött, közbenső tehermentesítéssel ellátott tüzelőanyag szelepek), a tüzelőanyag bevezetés megkezdése előtt működésbe hozott gyújtóberendezés, olajtüzelésnél a biztonsági idő csökkentése jelenti, amellyel a begyújtásnál jelentkező nyomáshullámok megelőzhetők, a tűztérrobbanások pedig nagy valószínűséggel kizárhatók. Mindezek ellenére az európai biztonsági szabályzatok (1.2. fejezet, [8]) jelenleg is előírják kellően méretezett robbanóajtók kialakítását. A tengeren túli gyakorlatot összefoglaló [2] irodalom azonban már múlt időben beszél a kisebb kazánoknál egykor alkalmazott robbanó ajtókról. Az esetleges túlnyomásokat robbanásálló kialakítás esetén a megfelelően méretezett szerkezeti elemeknek, bandázsoknak kell felvenni. A robbanás nemcsak a tűztérben, hanem a tüzelőberendezés, kazán egyéb részeiben is bekövetkezhet. Ezek védelmére [6.13] a robbanásbiztos kialakítás, robbanó fedelek elhelyezése, illetve automatikusan vezérelt, robbanás elnyomó rendszerek beépítése alkalmazhatók. Robbanásbiztos kialakítás esetén a szilárdsági méretezést a maximális robbanási nyomásra kell elvégezni. A robbanó fedeleknek meg kell felelni a vonatkozó előírásoknak, minőségüket kísérletekkel ellenőrizni kell [6.14]. Méretezésüket a vonatkozó szabványok (a könyv összeállításának idején
119
például [6.15-6.16]) alapján kell elvégezni. A hatályos szabványokban ismertetett számítások a térfogat mellett a maximális robbanási nyomásból, robbanási nyomásnövekedési sebességből, a robbanó fedél alkalmazásával elérni kívánt csökkentett robbanási nyomásból és a robbanó fedél nyitási nyomásából indulnak ki. A robbanó nyílások minimális keresztmetszetét az előbbi jellemzőktől, tartályalaktól függő empirikus képletekből lehet kiszámítani. Az anyagjellemzőktől, keveredési arányoktól, kezdő nyomástól, hőmérséklettől függő maximális robbanási nyomás, illetve a robbanási nyomásnövekedési sebesség megállapítása kísérleti vizsgálatok alapján történik [6.17]. Néhány, jellemző tengerentúli szénféleségre [6.18] alapján a 6.2. táblázat tartalmaz adatokat, amelyekből látható, hogy még azonos osztályba (5.1. táblázat) tartozó szenek esetén is nagy eltérés mutatkozhat a robbanási jellemzőkben. A szenek illó- és nedvességtartalmának maximális robbanási nyomásra, és nyomásnövekedési sebességre gyakorolt hatására [6.19] közöl diagramokat. 6.2. táblázat [6.18]
Sub-bituminous coal Bituminous coal Bituminous coal Bituminous coal Lignite
Robbanási nyomásnövekedési sebesség 3 bar,m/s 209 154 129 55 123
Maximális robbanási nyomás bar 7,2 7,1 9,2 9,0 9,1
Földgázra [6.17] 1 bar kezdőnyomás, 10 mol% metán-levegő keverési arány, 20-240 °C gyulladási hőmérséklet esetén 75,3-78,9 bar-m/s robbanási nyomásnövekedési sebességet ad meg, amely 5 bar kezdőnyomás esetén 194,3-285,2 bar-m/s értékre emelkedik. A maximális robbanási nyomás 1 bar (atmoszférikus) kezdőnyomásnál, 20 °C gyulladási hőmérsékletnél 8,3 bar-ra adódott. Tüzelés kiesése, leállítása: A tüzelőberendezések leállításánál, üzem közbeni kiesésénél a begyújtással ellentétes folyamat játszódik le: a tűzteret, füstjáratokat kitöltő közeg gyors lehűlése, térfogatcsökkenése. Miután a térfogat kiegyenlítődés a hőmérséklet csökkenéséhez viszonyítva lassúbb folyamat, átmenetileg gyors nyomáscsökkenés következik be, amely néhány lengést követően megszűnik. A 6.13. ábra egy olajtüzelésű, besugárzott tűzterű toronykazánon elvégzett kísérlet [6.4] eredményét mutatja, vázlatosan. A tűztérben bekövetkező gyors nyomáscsökkenés kiegyenlítődése természetes úton a kémény felől (a kémény kilépési pontján a nyomás nem változik), illetve mesterségesen (aláfúvó ventilátorral segítve) a levegőrendszer felől következhet be. Utóbbi a levegőcsappantyúk záró állásba kerülése, levegő aláfúvó ventilátor visszaszabályozása, leállása miatt azonban általában elhanyagolható jelentőségű. Kedvezőtlen füstgázelszívó ventilátor vezérlés kialakításnál a (például terelőlapátok zárása következtében) lecsökkenő áramlási keresztmetszetek miatt a kémény felőli kiegyenlítődés is lassulhat [2]. Az 3
A robbanási nyomásnövekedési sebesség vizsgálata előírt alakú [6.17] tartályokban történik és a
dp / d (bar/s) nyomásnövekedési gradienst a tartálytérfogat figyelembevételével a dp / d V 1/ 3 3
összefüggéssel 1 m térfogatú tartályra számítják át. Ezért szerepel a mértékegység számlálójában a m.
120
ábrán bemutatott esetben a kémény felőli kiegyenlítődés magyarázza, hogy a kémény előtti nyomás minimuma időben megelőzi a tűztéri nyomás minimumát. 50
Tüzelés leállítása
Nyomás (mbar)
40 30
Tűztér, égők magasságában
20
Kémény előtt
10 0 -10
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9 Idő (sec) 10
-20 -30 -40 -50
6.13. ábra Nyomáshullám tüzelés leállítása után [6.4] Két terhelésen elvégzett mérések alapján [6.4] a 6.14. ábrán vázolt nyomáslefutást ismerteti. Az ábra alapján látható, hogy a berendezések leterhelésével, a tüzelőberendezések visszaszabályozásával, fokozatos leállításával, végzett normál leállítások esetén a nyomásingadozás és ezzel a berendezés meghibásodásának veszélye csökken. 500
Tűztérben 400
Léghevítő előtt 300
Normál üzem
Nyomás (mm v.o.)
200 100
Kémény előtt 0
Minimális nyomás vész leállításnál
-100 -200
Kémény előtt Tűztérben Léghevítő előtt
-300 -400 -500 0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
Kazán teljesítmény (t/h)
6.14. ábra Nyomásingadozás tüzelés leállítása esetén [6.4] A nyomás minimumának elméleti értéke állandó térfogat melletti nyomásváltozást feltételezve számítható: pmin pt
kiesés 272 t 273
6.17a
ahol
kiesés a kiesést, leállítást követő átlagos tűztérhőmérséklet [°C], t a kiesést, leállítást megelőző átlagos tűztérhőmérséklet [°C].
A 6.17a képletből kiadódó érték a ténylegesen várható minimális nyomásnál lényegesen kisebb, mivel a gyakorlatban a hőmérséklet csökkenés nem ugrásszerű, és a nyomás kiegyenlítődése azonnal megkezdődik. A valóságot jól közelítő p [N/m2] értékek meghatározására [6.4] a következő összefüggések felhasználását javasolja:
121
p ca ahol
L
6.18
i
az áramlási út mentén súlyozott, átlagos közeg sűrűség [kg/m 3],
i
L / L az áramlási út mentén súlyozott, átlagos áramlási sebesség [m/s], c L / c L az áramlási út mentén súlyozott, átlagos hangsebesség [m/s], a R L / T i
i
i
i
i
i
i
i
i
i
i
i
i
Li
i ci
Ti
az i-edik, eltérő hőmérséklettel, sebességgel jellemezhető áramlási szakasz (tűztér, fűtőfelületek, levegő, füstgázcsatornák, kémény, stb.) hossza [m], átlagos sűrűség az i-edik, eltérő hőmérséklettel, sebességgel jellemezhető áramlási szakaszban [kg/m3], átlagos sebesség az i-edik, eltérő hőmérséklettel, sebességgel jellemezhető áramlási szakaszban [m/s], átlagos hőmérséklet az i-edik, eltérő hőmérséklettel, sebességgel jellemezhető áramlási szakaszban [K].
122
6.2.
Levegőellátás, légtechnikai számítások
Levegőellátás: A kazánok levegőellátásának kialakítása elsősorban a kazán konstrukciójától függ. Alapvetően három féle megoldást alkalmaznak: Füstgázelszívás természetes huzattal, vagy füstgázelszívó ventilátorral (6.15. ábra). A gyakorlatban atmoszférikus tüzelésnek nevezett megoldásmódnál a kazán tűzterében, füstgázjárataiban a nyomás kisebb a légköri nyomásnál. Elsősorban akkor kell alkalmazni, ha a berendezés falazatrendszere nem elég tömör és meg kell akadályozni, hogy a kazánház légterébe égéstermékek áramoljanak ki. Ugyanakkor a tömörtelen falazaton hamis levegő áramolhat be, amely rontja a kazán hatásfokát, ezért a tűztéri huzat ( pt , [N/m2]) nagysága a néhány Pa értéket nem haladhatja meg. A természetes huzattal üzemelő atmoszférikus tüzelés alkalmazhatósága függ a tüzelő berendezéstől is: csak a kis nyomáskülönbség által lehetővé tett kis égési levegő áramlási sebességek esetén is megfelelően kiégethető tüzelőanyagok (gázok, könnyen párolgó tüzelőolaj, rostélyon égő szén, biomassza, stb.) esetén képzelhető el. Füstgázelszívó ventilátorral tetszőleges kazánellenállás esetén alkalmazható. h
r
o
g Nyomáslefutás
Nyomáslefutás
g
pt
a) Füstgázelszívás természetes huzattal
E m n
h
o
pt
b) Füstgázelszívás ventilátorral
6.15. ábra Atmoszférikus tüzelés (Jelölések értelmezése a 6.3. táblázatban) Füstgáz elszívás természetes huzattal, levegő bevezetés aláfúvó (kisebb berendezéseknél égőbe épített) ventilátorral (6.16. ábra). A kazán tűzterében, füstjárataiban túlnyomás alakulhat ki. Amennyiben a nyomás a kazán teljes hossza mentén nagyobb a légköri nyomásnál, hamislevegő betöréssel nem kell számolni. Csak megfelelően tömör falazat, szerkezeti kialakítás esetén alkalmazható.
Nyomáslefutás
A T a b c d e f g
E h
i j k l
AT o
g
Nyomáslefutás
pt
a) Túlnyomásos tüzelés aláfúvó ventilátorral
h
r
o
pt
b) Túlnyomásos tüzelés égőbe épített ventilátorral
6.16. ábra Túlnyomásos tüzelés
Nagyobb teljesítményű ipari, erőművi kazánoknál mind levegő aláfúvó mind füstgázelszívó ventilátort alkalmaznak (6.17. ábra). A ventilátorok szállítómagasságának megválasztásával elérhető, hogy a tűztéri nyomás kisebb legyen a légköri nyomásnál (közvetlen befúvású szénelőkészítő rendszerrel
123
épített szénportüzelésű kazánok), vagy a tűztérben túlnyomás alakuljon ki. A tüzeléstechnikában megismert előnyök miatt túlnyomásos tüzelést célszerű alkalmazni.
Nyomáslefutás
A T ab cd e f g
E i j k l m n
h
o
pt
6.17. ábra Levegő aláfúvó és füstgázelszívó ventilátorok együttes alkalmazása Az egyes szakaszok nyomásveszteségének meghatározása számítással, vagy a kazánhoz beépített berendezések gyártóinak, szállítóinak adatai alapján történik. A nyomáslefutást bemutató 6.17. ábrán, illetve a jelölések értelmezését elősegítő 6.3. táblázatban az esetlegesen beépített nitrogénoxid mentesítő (DENOX), kénleválasztó (DESOX) berendezéseket nem tüntettük fel. Alkalmazásuk esetén ezek nyomásveszteségét is figyelembe kell venni. Hasonlóan majd a − kereskedelmi érettséget követően alkalmazható − széndioxid leválasztó (CCS) berendezéseket is illeszteni kell a kazánhoz. 6.3. táblázat Jel a
Szakasz megnevezése Szívóvezeték a kaloriferig
Jelölés p Sz1
Meghatározás Számítandó
b
Szívó hangtompító, kalorifer
pka
Gyártó adatai alapján
c
Kalorifertől az aláfúvó ventilátorig
pSz 2
Számítandó
d
Ventilátortól a léghevítőig
p L1
Számítandó
e
Léghevítő levegőoldal
p Lh
Számítandó
f
Léghevítőtől égőig
p L 2
Számítandó vagy gyártó adatai alapján
g
Tűztér
pt
Számítandó
h
Fűtőfelületek
p ff
Számítandó
i
Füstgázcsonktól léghevítőig
p F 1
Számítandó
j
Léghevítő füstgázoldal
p Lhfg
Számítandó vagy gyártó adatai alapján
k
Léghevítőtől pernyeleválasztóig
p F 2
Számítandó
l
Pernyeleválasztó
p Pl
Gyártó adatai alapján
m
Pernyeleválasztótól elszívó ventilátorig
pF 3
Számítandó
n
Elszívó ventilátortól kéményig
p F 4
Számítandó
o
Kémény
pk
Számítandó vagy tervező adatai alapján
r
Rókatorok
pr
Számítandó
A
Aláfúvó ventilátor
pny
Számítandó, kiválasztandó
T
Égő (tüzelőberendezés)
pe
Számítandó vagy gyártó adatai alapján
E
Füstgázelszívó ventilátor
p sz
Számítandó, kiválasztandó
A nyomáslefutásokat bemutató ábrák, illetve a 6.3. táblázat alapján a levegő aláfúvó ventilátor szállító magassága:
124
pny pSz1 pka pSz2 pL1 pLh pL2 pe pt 6.19
a szívó hangtompító, kalorifer, léghevítő, tüzelőberendezés, levegőcsatornák ellenállásától és az elérni kívánt tűztéri nyomástól függ. A füstgázelszívó ventillátornál a tűztéri nyomás és a tűztér, füstjáratok, füstgázcsatornák, léghevítő, esetleges pernyeleválasztó, DENOX, DESOX ellenállása mellett a kémény hatását ( pk ) is figyelembe kell venni: psz pt pt p ff pF 1 pLhfg pF 2 pPl pF 3 pF 4 pk 6.20
A 6.15.-6.17. ábrákon a tűztérre (g szakasz) a nyomáslefutást csökkenő vonallal adtuk meg. A tűztér végén, az égősíkhoz viszonyítva, a tűztér magasságától függően, a kéményhatás következtében, a gyakorlatban a nyomás növekedhet is (lásd a 6.19. ábrát és a kapcsolódó magyarázatot)). Nyomásveszteségek: Az egyes szakaszok nyomásvesztesége a 3.41. fejezetben levezetett, súrlódási-, geodetikus-, gyorsítási nyomáskülönbséget összegző képlet
dp dp dp dp 6.21 dz dz s dz f dz a alapján számítható. A gyakorlati alkalmazás során a képlet egyszerűsíthető: a belépő és kilépő keresztmetszet közötti magasság különbség és sűrűségváltozás hiányában a geodetikus nyomáskülönbség, sűrűség-, sebességváltozás hiányában a gyorsítási nyomáskülönbség elhagyható. A szokásos formában felírva, a keresztmetszet változásoknál az esetleges gyorsítási, lassítási nyomáskülönbséget veszteségtényezővel [6.24] figyelembe véve, az elemi szakasz nyomásvesztesége:
G 2 l G 2 i H g k von 2 von i d 2
p
6.22
ahol
l d
i G G von
von k H
csősúrlódási tényező, szakasz hossza [m], egyenértékű átmérő [m], csőköteg, helyi ellenállás, irányelterelés, elágazás, becsatlakozás veszteségtényezője, keresztmetszet változás veszteségtényezője, átlagos tömegáram sűrűség [kg/m2s], tömegáram sűrűség a (keresztmetszet változás miatti) gyorsítás, lassítás vonatkoztatási keresztmetszetében [kg/m2s], átlagos sűrűség [kg/m3], sűrűség a gyorsítás, lassítás vonatkoztatási keresztmetszetében [kg/m 3], környezeti levegő sűrűsége [kg/m3], magasság különbség a szakasz kezdő és végpontja között [m].
Amennyiben a csőkötegekben a hőmérséklet-csökkenés miatt a közeg sűrűsége, sebessége változik, az ebből adódó impulzusváltozást is figyelembe kell venni [6.23]:
125
pi ahol G U G E
U E
G U2
U
G E2
E
6.23
tömegáram sűrűség a fűtőfelület utáni csatorna keresztmetszetben [kg/m2s], tömegáram sűrűség a fűtőfelület előtti csatorna keresztmetszetben [kg/m2s], sűrűség a fűtőfelület utáni csatorna keresztmetszetben [kg/m3], sűrűség a fűtőfelület előtti csatorna keresztmetszetben [kg/m 3].
A csősúrlódási tényezőre, illetve az egyes veszteségtényezőkre a vonatkozó szakirodalomban (például: [6.20]-[6.25]) bőséges információ található, így ezeket részleteiben − a csőkötegek, illetve a regeneratív léghevítők számítását kivéve − nem ismertetjük. Nyomásveszteség csőkötegekben: A csőkötegeken keletkező p [N/m2] nyomásveszteség számításánál az egy csősorra, kísérletekkel, meghatározott áramlási veszteségből kell kiindulni [6.23]. A számításnál figyelembe kell venni, hogy a vizsgálatok általában tiszta, lerakódásmentes csövekkel történnek, amelyekhez viszonyítva a lerakódások következtében csökken az áramlási keresztmetszet, megváltozik a cső érdessége, profilja. Ezek nyomásveszteségre gyakorolt hatását egy, a tiszta csőre vonatkozó veszteséget növelő, (hasonló csőosztással épített, azonos, hasonló tüzelőanyaggal működő kazánon szerzett) gyakorlati tapasztalatok alapján becsült korrekciós tényezővel veszik figyelembe. Ezzel:
p A cs N
G 2 2
6.24
ahol a 6.22 képlet jelölésein túlmenően: a fűtőfelület tisztaságától függő tényező (6.7. táblázat), A csősor veszteségtényezője (6.25 képlet), cs a csősorok száma, illetve amennyiben a legszűkebb keresztmetszet eltolt N csőosztásnál átlósan található, a csősorok számánál eggyel kevesebb, G az átlagos tömegáram sűrűség a legszűkebb keresztmetszetben [kg/m 2s]. Veszteségtényező sima csövekre: A cs veszteségtényező [6.23] alapján a
cs l f z l t f z t f n t 1 e m
6.25
5
az 1< Re <3*10 és N ≥5 tartományban rendelkezésre álló mérési eredmények alapján kidolgozott kifejezéssel számítható. Az egyes tényezők, illetve a kitevő értelmezését, számítási összefüggéseit, soros és eltolt csőosztásra a 6.4. táblázat tartalmazza. A táblázatban a csőosztások jelölése azonos az 5.25. ábrán vázolt jelölésekkel. Az izotermikustól eltérő áramlás hatását figyelembe vevő f z l és f z t korrekciós tényezők képleteiben a f
viszkozitás a közepes falhőmérsékletre
számított értéket jelöli. A 6.25 kifejezésben az első l f z l tag a lamináris áramlás, a második
t
f z t f n t 1 e m tag a turbulens áramlás hatását veszi figyelembe.
Amennyiben Re <10, a második (turbulens) tag elhagyható. A 104< Re <3*105
126
tartományban csak a második tagot kell figyelembe venni. Ebben a tartományban az 1 em tényező értéke gyakorlatilag eggyel egyenlő. 6.4. táblázat [6.23] l
Soros csőosztás fal
Eltolt (sakktáblás) csőosztás fal
Re fat
Re fat
t
Re0,1 t
2
/ t1
Re0, 25 t2 1 t 2 1 1 esetén d 2 d
fal
2 280 t 2 / d 0,6 0,75 1, 6 4 t t t 1 2 2 1 d d
t2 1 t 2 1 1 esetén d 2 d
2 280 t2 / d 0,6 0,75 1,6 4 t1 t2 2 c d 2
t t ahol c 1 2 2d d
fa t
0,6 0,94 d 1 t2 0,47 ( t2 / t1 1,5) 10 1, 3 0,22 1,2 t 1 0,85 d
t t 0,03 1 1 2 1 d d
fzl
f
f 5 N 10 tartományban
2
3 t2 1,2 2,5 0,4 1 1, 08 t1 t1 0 , 85 d t 0,01 1 1 t2
3
f
n
n
f 5 N 10 tartományban
0 ,14
fzt
2 280 t2 / d 0,6 0,75 1,6 4 t1 t2 t 2 1 d d
0 ,14
2
d 1 1 t1 N 10
t2 1 t 2 1 1 esetén d 2 d 2
d 1 1 t1 N 10
f nt
2
2c 1 1 1 egyébként t1 t1 1 N 10 d d N 10 tartományban f nt 0
N 10 tartományban f nt 0
127
m
Re 1000 2000 N 10 tartományban
Re 200 1000 N 10 tartományban
0 , 25
n
0 , 25
N 0,57 10 0 , 25 4 t1 t 2 1 Re d 2
N 0,57 10 0 , 25 4 t1 t 2 1 Re d 2
N 10 tartományban
N 10 tartományban 0,57
0,57 4 t1 t2 d 2 1 Re
4 t1 t 2 d 2 1 Re
0 , 25
0 , 25
Veszteségtényező bordás csövekre: Bordás csövek esetén a 6.24 képletben a cs veszteségtényezőt a 6.5. táblázatban [6.23] megadott összefüggésekkel számított, mintegy ± 15% pontosságú értékekkel kell figyelembe venni. N <5 esetén a képletekből számított veszteségtényezőket a 6.6. táblázatbeli korrekciós tényezőkkel növelni kell. 6.5. táblázat [6.23] Soros csőosztás
Eltolt (sakktáblás) csőosztás
102 Re 103 tartományban 0,55
cs
0,5
1,8
t t 2 tborda hborda 290 Re0,7 1 1 1 d d d d 103 Re 105 tartományban 0,55
t1 13 Re d 5 10 Re 1,4 *106 0, 25
t 0,74 1 d
0,55
0,5
1,8
t 2 tborda hborda 1 1 d d d tartományban
t2 d
0,5
1,8
tborda hborda 1 1 d d
1, 4
3 *103 Re 4 *104 tartományban
1, 4
1, 4
0,5
0, 7
0 ,5
0,5
tborda hborda d d
0, 7
0,5
h t t 5,5 Re0,3 1 borda borda d d d 4 *104 Re 1,4 *106 tartományban t 0,23 1 d
6.6. táblázat [6.23]
N 1 2 3 4
Soros csőosztás 1,5 1,25 1,1 1,02
Eltolt (sakktáblás) csőosztás 2,2 1,5 1,15 1,025
Nyomásveszteség regeneratív léghevítőkben: A regeneratív léghevítők levegő, illetve füstgázoldali ellenállását a lemezbetétek típusa, a fűtőfelületek magassága mellett, a bevezető csatornák kialakítása is befolyásolja. Ugyanis a levegő és füstgázcsatornák keresztmetszete kisebb a levegő, illetve füstgázszektor keresztmetszeténél, és a bővülő csatornákban kialakuló áramlási egyenlőtlenség egyenlőtlen közegáram eloszlást eredményez a fűtőfelületekben. Az egyenlőtlenséget egy =0,77-0,90 nagyságú keresztmetszet csökkenési tényezővel javasolják figyelembe venni [6.27]. Így a nyomásveszteség meghatározása a hőmérséklet-változás miatti gyorsulásból, lassulásból adódó nyomásváltozást is figyelembe véve, a
128
2 G f H 1 1 1,05Z 1 p v 2 d ki be képlettel lehetséges, ahol
G
6.26
m az áramló közeg tömegáram sűrűsége [kg/m 2s], számítása a G Ax kifejezéssel történhet, ahol az m tömegáram helyébe az 5.12. ábra szerinti jelölések figyelembe vételével füstgázoldalon az m V , levegőoldalon az m L fol
értéket, az x térrész arány helyébe a füstgáz, illetve levegőoldali térrész arányát kell behelyettesíteni, beépített elemtípustól függő porozitási tényező, v keresztmetszet csökkenési tényező, a beépített elemtípusra jellemző hidraulikus átmérő [m], d az áramló közeg (levegő vagy füstgáz) közepes sűrűsége [kg/m3], a levegő vagy füstgáz sűrűsége a fűtőfelületből történő kilépésnél [kg/m3], ki be a levegő vagy füstgáz sűrűsége a fűtőfelületbe történő belépésnél [kg/m 3], az egymás feletti rétegek száma, Z n G d f B nyomásveszteségi tényező, az összefüggésben v B , n a beépített elemtípusra jellemző, Reynolds számtól függő állandó, a gyártók adatai alapján (például 5.33. táblázat), az áramló közeg dinamikus viszkozitása [kg/ms], más forrás hiányában az 5.185 képlettel számítható. Elpiszkolódás hatása: Már utaltunk arra, hogy a lerakódások következtében csökken az áramlási keresztmetszet, megváltozik a csövek érdessége, profilja, emiatt növekszik a fűtőfelületek, füstcsatornák ellenállása, amelyet az A fűtőfelület tisztaságától függő tényezővel lehet figyelembe venni. A VDI Wärmeatlas szerint csőkötegekben, tiszta felületek esetén A =1,0; szennyeződött felületek esetén elérheti az A =1,25 értéket [6.23]. Más típusú fűtőfelületekre, [4] alapján a 6.7. táblázatban találhatók értékek. 6.7. táblázat [4]
Schott típusú fűtőfelületek Túlhevítők vízszintes huzamokban (koromfúvással) Túlhevítők (koromfúvással) Tápvíz előmelegítők Bordás csöves tápvíz előmelegítők Kisebb kazánok konvektív elgőzölögtetői Regeneratív léghevítők Csöves léghevítők
Kőszén Laza Ragadós lerakódás lerakódás 1,2 1,2 1,8
Fűtőolaj
1,2 1,1
Földgáz
1,0 1,2
1,2
1,0
1,2 1,0-1,15 1,5 1,1
Levegő be-, átszökés: Falazaton át történő szivárgás elsősorban hagyományos falazatú kazánoknál fordul elő. Membránfalas kazánoknál, gázturbinák utáni
129
hőhasznosító kazánoknál teljesen, skin casing burkolatok esetén a rosszul kivitelezett csőátvezetéseket kivéve, normál üzemben kizárható. Öntöttvas elemekből összeállított fűtőfelületeknél, regeneratív (ljungström) léghevítőknél mindig előfordul. Az áramlási irány a nyomáskülönbségtől (melyik oldalon nagyobb a nyomás) függ. Elvileg füstgáz kiáramlás, átszökés is lehetséges lenne, ennek megakadályozására azonban, mint a 6.15.-6.17. ábrákon megfigyelhető, a füstgáznyomás az esetleges elszívó ventilátor utáni szakaszt kivéve mindig kisebb a levegő oldali nyomásnál, így a gyakorlatban csaknem kizárólag levegőbeszökés fordul elő. A m L1 [m3/h] falazaton keresztül történő levegőbeszökés (5.12. ábra) nagysága a fal tömörségétől, méreteitől és a nyomáskülönbségtől függ [7]:
m L1
F p s
6.27
ahol
F p s
a falazat fajlagos levegő áteresztő képessége [m 3m/m2,mbar,h], értéke hagyományos téglafalazatokra 1,2-1,8, száraz, nem repedezett, habarccsal kitöltött fugákra 0,7-1,3 [m3m/m2,mbar,h], a falazat burkoló felülete [m2], nyomáskülönbség a falazatban [mbar], a falazat vastagsága [m].
Falazott burkolatú kazánoknál, illetve öntöttvas elemekből összeállított fűtőfelületeknél, csöves léghevítőknél, bontható nyílásokkal ellátott szerkezeti elemeknél általában előírták a levegőbetörés megengedett (maximális) értékét. Néhány példa (a légfelesleg tényező névleges értékének százalékában) [6.27]: Túlhevítők, újrahevítők, vízhevítők fokozatonként 2 Öntöttvas vízhevítő, léghevítő 10 Csöves léghevítő fokozatonként 5 Lemeztáskás, csatornás léghevítő 7 Ljungström léghevítő 20 Villamos pernyeleválasztó 10 Átszökések ljungström léghevítőben: Regeneratív léghevítőknél a füstgázoldalinál nagyobb levegőoldali nyomás következtében a következő szivárgások fordulhatnak elő (6.18. ábra): Hideg ( H l ), illetve meleg ( M l ) levegő átáramlás a homlokfelületi tömítéseken, Levegő átszállítás ( F ) a fűtőfelület forgása következtében, a füstgázszállítás l
( F fg ) részben ellentételezheti,
Levegő átáramlás a kerületi ( M 1 - M 4 ) és palást menti ( M 5 ) tömítések mellett.
A levegő átáramlások nagysága az m A
2 p
6.28
alakú összefüggéssel számítható, ahol a tömítéseken lévő tömörtelenség alakjától függő kontrakciós tényező, a tömítéseken lévő tömörtelenség keresztmetszete [m2], A 130
p
nyomáskülönbség a tömörtelenség két oldala között [N/m 2], a tömörtelenségen átáramló közeg sűrűsége [kg/m 3]. Füstgáz oldal
Levegő oldal
M 4 , p4 ,t4
H l
p1 ,t1 , M 1
M 5
p fg M 3 , p3 ,t3
plev F fg
Fl
M l p2 ,t2 , M 2
6.18. ábra Regeneratív léghevítők szivárgásai [6.28] Az összefüggés alkalmazásánál a gyakorlati nehézséget a tömörtelenség tényleges keresztmetszetének és kontrakciós tényezőjének felvétele jelenti, mivel rendszerint egy, a forgás közben felmelegedő, lehűlő, így a gyártástechnológiai adottságoktól függően is változó alakú forgórész melletti nyílás keresztmetszetét, kontrakciós tényezőjét kellene figyelembe venni. Ezek hitelt érdemlő megállapítására, csak több berendezésen elvégzett mérések alapján van mód. Más adat hiányában a kontrakciós tényezőre =0,8, a hézagok méretére 3-6 mm érték vehető fel. A gyakorlatban a felhasználni kívánt léghevítő gyártója által megadott összefüggések figyelembe vétele célszerű. Például egy adott léghevítő típusra, a meleg oldali szivárgás számítására [6.28]
p p3 M l C( D 0,2 ) h 2 6.29 t2 273 alakú kifejezést ajánlanak, ahol a kontrakciós tényezőt is tartalmazó állandó, C a rotor átmérője [m], D a hézag nagysága [mm], (más adat hiányában 3-6 mm-t lehet figyelembe h venni). A H l hideg oldali átszökés számítási összefüggése azonos alakú, csupán a kétoldali nyomásértékeket és az átszökő levegő hőmérsékletét kell módosítani. Az M 1 - M 4 palást menti és M tömítések melletti átáramlásoknál a keresztmetszet és az állandó 5
is változik. Utóbbi átáramlásoknál az M 5 M 1 M 2 , illetve M 4 M 5 M 3 0 mérleg egyenleteket is figyelembe kell venni. A levegő és füstgázoldali nyomásértékek a rotoron átáramló közegek nyomásveszteségéből adódnak. A hideg oldali szivárgás nagysága azonos hézagméret esetén közelítőleg, azonosnak vehető a meleg oldali szivárgással. Miután a palást menti M 5 szivárgás a lényegesen kisebb nyílás keresztmetszetből adódóan kisebb az M 1 hidegoldali szivárgásnál, a kerület menti tömítésen beáramló közeg nagy része a kerület mentén tovább áramlik és az M 2
szivárgás formájában megkerüli a léghevítőt, majd a meleg oldalon visszakeveredve lehűti a felmelegített levegőt. Hasonlóan a füstgáz egy része is a kerület mellett áramlik, és nem vesz részt a hőcserében. Miután a tüzeléshez adott mennyiségű és hőmérsékletű levegőre van szükség, az M l meleg oldali átszökés miatt több levegőt
131
kell, az M 2 hideg levegő áram bekeveredése miatt, nagyobb hőmérsékletre felmelegíteni. A kevesebb füstgáz is jobban lehűl, majd az M 4 közegáram bekeveredése után visszamelegszik. A lecsökkenő hőmérséklet-különbség és a nagyobb levegő oldali közegmennyiség következtében a rotor magasságát kedvezőtlen esetben akár 15-30%-al is növelni kell [6.28], amely az áramlási nyomásveszteséget is növeli. Az előbbiek miatt az átszökések közül a gyakorlatban elégségesnek tűnik az M l meleg oldali átszökés számítása, a többi szivárgást 1-4% közötti megkerüléssel veszik figyelembe. A forgásból adódó Fl és F fg közeg átszállítások a rotor forgó térfogata és az átlagos levegő, illetve füstgázoldali sűrűség szorzataként számíthatók: n AH v Levegőátszállítás Fl 6.30 l 60 n AH v Füstgáz visszaszállítás 6.30a Fl fg 60 ahol a rotor fordulatszáma [1/min], n a rotor keresztmetszete [m2], A a rotor lemezbetéttel kitöltött magassága [m], H porozitás (5.228 képlet). v A már részben előmelegített levegő, forgás miatti átszállítása füstgáz oldalra is az előmelegítendő levegő mennyiségének növelését igényli, így az egyéb szivárgásoknál már bemutatott hatásokkal, végeredményben a rotor magasság további növelésének igényével jár. Ennek számítása, a hőtechnikai számításból kiadódott rotor magasság szivárgások, átszállítások miatti pótlékolása célszerűen a meleg oldali átszökés és a megkerülések hatásával összevontan, a gyártók által ajánlott korrekciós összefüggésekkel történhet. A m L 2 [m3/h] ljungström léghevítőn keresztüli levegőátszökés (5.12. ábra) nagysága végeredményben a meleg és hideg oldali átszökésből, a palást menti M 5 szivárgásból, valamint a forgás miatti átszállítások eredőjéből adódik ki. Hasznos kéményhuzat: A kémény által létesített, hasznosítható pk kéményhuzat a sűrűségkülönbségből adódó geodetikus nyomáskülönbség, valamint a kéményben áramló közeg csősúrlódásból, irányváltozásból, alakváltozásból adódó áramlási, (a kémény keresztmetszet változásából, füstgáz lehűléséből adódó) gyorsítási nyomásvesztesége és a kilépési veszteség különbségeként a 6.22 képlet átrendezésével adódik: 2 2 G 2 G G 2 G 2 H G pk H g k fg i i ki be ki 2 fg i 2 ki 2 be 2 ki d 2 fg i
ahol H
a kémény magassága a rókatorok becsatlakozása és a kilépő keresztmetszete között [m],
132
6.22a
k fg fg i d
i G G
1,293 b 273 a környezeti levegő sűrűsége [kg/m3], 1,01325 tk 273 a füstgáz átlagos sűrűsége a magasság mentén [kg/m3],
a füstgáz sűrűsége az i-edik irányváltozásnál, alakváltozásnál [kg/m3], az átlagos csősúrlódási tényező a kéményben, a kémény egyenértékű átmérője [m], helyi ellenállás tényező, az átlagos tömegáram sűrűség a kéményben [kg/m2s], tömegáram sűrűség az i-edik irányelterelésnél, alakváltozásnál [kg/m2s],
G be G
a tömegáram sűrűség a kémény belépő keresztmetszetében [kg/m2s],
ki
a füstgáz sűrűsége a kémény kilépő keresztmetszetében [kg/m 3], légköri nyomás [bar], névleges értéke a földrajzi szélesség és a tengerszint feletti magasság, tényleges értéke az aktuális időjárás függvényében változik.
ki
b
a tömegáram sűrűség a kémény kilépő keresztmetszetében [kg/m2s],
Az előbbi összefüggés annak feltételezésével érvényes, hogy a kémény kilépő keresztmetszetének magasságában a levegő nyomása az atmoszférikus nyomással azonos, az esetleges szélnek nincs hatása a kilépő keresztmetszetre számítható légnyomásra. A terepadottságoktól függően azonban a szél „belefújhat” a kéménybe, torlaszthatja a füstgáz kiáramlását. A kémények számítására vonatkozó szabványok [6.29-6.30] ezt a hatást − leegyszerűsítve − egy szélnyomás értékkel veszik figyelembe, amely tengerparti régióra, erősen széljárta helyeken, széljárta, magas hegyek között 40 Pa, egyéb helyeken 25 Pa. A szabványok e mellett előírják az áramlási nyomásveszteség pótlékolását, így az előbbi képletet kiegészítve 2 2 H G 2 G ki2 G i G ki2 G be i i 2 2 2 2 fg i be ki d 2 fg ki
pke H g k fg pszél S
6.22b
ahol pszél a szélnyomás értéke [N/m2], értéke az előbbiek szerint veendő fel, pótlékoló tényező, értéke természetes huzattal működő berendezések esetén S S =1,5, ventilátoros berendezések esetén S =1,2. A légköri nyomás névleges értékét a föld felszíne közelében, izotermikus hőmérséklet eloszlást feltételezve, a tengerszint feletti magasság függvényében, a barometrikus magasságformulából
0 gH 101325
5
b 1,01325 e 1,01325e 1,2760910 g H 6.31 lehet kiszámítani, ahol 0 a levegő névleges sűrűsége, értéke 0 =1,293 kg/m3, a [fok] szélességi fok és a H [m] tengerszínt feletti magasság g függvényében változó nehézségi gyorsulás [m/s2], értéke (az 1967-es IGF Geodetikus Referencia Rendszer alapján): g 9,780326771 0,0053024 sin 2 0,0000058 sin 2 3,086 106 H 6.32
133
Kéményhatás: A levegő és a füstgázok eltérő sűrűségéből adódó kéményhatás a kazánok függőleges füstgázjárataiban is érvényesül. Mértékét egy lignittüzelésű toronykazán példán, a 6.19. ábrán mutatjuk be. Feltételezve, hogy az égők síkjában a tűztérnyomás 0 Pa, azaz megegyezik a külső légnyomással, a magasság növekedésével (az áramlási veszteségeket elhanyagolva) a kazánban a külső túlnyomáshoz viszonyítva túlnyomás adódik és még a léghevítő előtti csatorna keresztmetszetben is túlnyomás számítható. A valóságban a kéményhatás a ventilátorok szükséges szállítómagasságát csökkentheti. 130,00 m
959 Pa
94,40 m
654 Pa
370 °C
750 °C
1200 °C 50,00 m 429 Pa 25,90 m
0 Pa
6.19. ábra Geodetikus nyomáskülönbség hatása Kémények méretezési feltételei: A kéményekkel összefüggésben minden esetben alapvető feltétel, hogy a kémény anyagának falhőmérséklete nagyobb legyen a szerkezeti anyag élettartama szempontjából megengedett értéknél. Ez azt jelenti, hogy nem saválló anyagokból készített kémény, kéménybélés esetén a falhőmérsékletnek még részterhelésen is nagyobbnak kell lenni a füstgázban előfordulható savak és ezek elegyeinek harmatpontjánál. A feltétel teljesülésére különösen több berendezést kiszolgáló kémények esetén kell ügyelni, mivel a kémények javításra történő lehűtése a hőtermelés teljes megszüntetésével járhat. Nagyobb berendezéseknél célszerűbbnek és gazdaságosabbnak tűnik a füstcsatornák és kémények saválló kialakítása. A belső falhőmérséklet meghatározásához a kémények hőveszteségének számítása az általános hőtechnikai összefüggések, illetve a hivatkozott [6.29-6.30] szabványok alapján végezhető el. Természetes huzattal működő berendezések esetén a kéménynek biztosítani kell keletkező füstgáz elvezetését, illetve meg kell előzni, hogy a berendezésből, vagy a kéményből a kazánház légterébe füstgáz áramoljon ki. Az előbbihez a berendezések füstcsonkján a kémény által biztosított huzatnak nagyobbnak kell lenni a berendezés füstgázoldali ellenállásánál, az utóbbihoz a kémény által biztosított huzatnak nagyobbnak kell lenni a levegő kazánházba történő beszívásához szükséges értékeknél. Levegő aláfúvó, füstgázelszívó ventilátorok alkalmazása esetén a füstgázkiáramlás megakadályozását, kazánház légterének friss levegővel való ellátását az érintett berendezéseknek együttesen kell biztosítani. Ventilátorok kiválasztása: A kazánok tüzelőanyaga, állaga az élettartam során lényegesen eltérhet a tervezési, újkori helyzettől. A segédberendezéseknek a működőképességet megváltozó tüzelőanyag, átalakított tüzelőberendezések, elrakódott, leromlott állapot esetén is biztosítani kell. Ezért a kazánoknál alkalmazott ventilátorokat túl kell méretezni. A túlméretezés a szállítóképesség tartalék 134
biztosítására mennyiségi, a szállítómagasság tartalék biztosítására nyomás pótlékolással történik. A pótlékok nagysága a várható bizonytalanságtól függ. A kazánhatásfok (az elégetendő tüzelőanyag mennyiség növekedését eredményezi) és a tüzelőanyag fűtőértékének esetleges romlását (a fajlagos mennyiségek növekedését eredményezi), a tömörtelenség növekedését (térfogatáramok növekedését eredményezi) és egyéb, a közegáram növekedésre vezető hatásokat figyelembe vevő mennyiségi pótlék ( M ) nagysága általában 5-10%. 150
Ventilátor jelleggörbe 140 130
Nyomáspótlék: +3 %
Nyomáveszteség, szállító magasság (%)
120 110
Névleges nyomás
100
Mennyiségi pótlék: +5-10 %
90 80
Névleges térfogatáram
70
Nyomásveszteség
60 50 40 30 20 10 0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
Térfogatáram (%)
6.20. ábra Kazán ventilátorok túlméretezése A szállítómagasság iránti igény növekedése a mennyiségi pótlék (négyzetes) hatásából és az általában 3% nagyságú ( Ny ) nyomáspótlék hatásából (6.20. ábra) adódik össze:
psz min pveszt 1 M 2 Ny
6.33
ahol psz min az adott ventilátor minimális szükséges szállítómagassága [N/m2],
pveszt az adott ventilátor tervezési számításokból kiadódó, szükséges M Ny
szállítómagassága [N/m2], mennyiségi pótlék, nyomáspótlék.
Mindig célszerűnek tűnik a ténylegesen várható üzemviszonyok elemzése, és a pótlékok ezen elemzések alapján történő felvétele, ugyanis az előbbi pótlékértékek erősen elpiszkolódó berendezéseknél elégtelenek lehetnek. A rendszeres tisztítás hiányában megnövekvő kazánellenállás következtében a ventilátorok, kémény szállítóképessége lecsökken, így a kazán teljesítményét csökkenteni kell. Például blokkégővel ellátott, kis teljesítményű, nagyvízterű kazánok esetén az égő rossz beállításából adódóan, viszonylag rövid idő alatt, vastag korom réteg alakulhat ki a füstcsövekben, amely a nyomásveszteség rohamos növekedéséhez (6.21. ábra) vezethet. Az ellenállás növekedése csökkenti a levegőáramot, az elégtelen levegőellátás gyorsítja a koromképződést, ellenállás növekedést. Így egy öngerjesztő folyamat jöhet létre. Hiába lenne azonban nagyobb nyomástartalék, az égő folyamatos után állítására általában nincs mód, így a megoldást nem a nagy 135
nyomástartalék biztosítása, hanem a tüzelőberendezések jó beállítása, működésük folyamatos ellenőrzése jelentheti. 25%
Ellenállás növekedés (%)
20%
15%
10%
76,1 71
5%
63,5 57
0% 0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
Lerakódás vastagsága (mm)
6.21. ábra Nyomásveszteség növekedése koromlerakódás következtében, különböző (57- 76,1 mm külső) átmérőjű füstcsövekben Ventilátorok darabszáma: Az üzembiztonság érdekében (a főberendezések leállásának megelőzésére) általában több, párhuzamosan működő segédberendezést alkalmaznak. Ventilátorok esetében 50 t/h (14 kg/s) névleges gőzteljesítményig egy adott feladatra általában egy ventilátort, 108 t/h (30 kg/s) névleges gőzteljesítmény felett mindig legalább két ventilátort kell beépíteni. Utóbbi esetben a ventilátoroknak alkalmasnak kell lenni a párhuzamos üzemre, és erőművi kazánok esetén a 70%-os kazánteljesítményt egy ventilátorral is el kell tudni érni.
136
6.3
Fűtőfelületek elrakódása, tisztítása, kopása, korróziója
6.31. Felületek elpiszkolódása, tisztítása A berendezések fűtőfelületeinek, füstjáratainak elszennyeződése fosszilis tüzelőanyagok, biomasszák felhasználása esetén salakosodás, vagy elrakódás eredményeként következhet be. Mindkét folyamatban lényeges szerepe van a tüzelés során olvadt állapotba kerülő vagy elgőzölgő hamualkotóknak, illetve a nagyon finom méretű pernyeszemcséknek. Az elpiszkolódás következtében lecsökken a hőátadás (kellő túlméretezés hiányában a kazánteljesítmény is), megnő a kazán ellenállása (kedvezőtlen esetben korlátozza a kazánba vezethető tüzelőanyag mennyiséget, így a kazán teljesítményt is). A lerakódásokban lévő korróziv anyagok (elsősorban olvadt állapotban), reakcióba lépnek a csőanyagokkal, az összesült, nagy salaktömbök (medvék) leszakadása üzemzavarokat eredményezhet. Miután az elpiszkolódás elsősorban a tüzelőanyag hamutartalmának összetételétől függ, a kazántervező, üzemeltető csak korlátozott beavatkozási lehetőségekkel bír. A füstgázoldali korrózió megelőzésére, a hőátadás kellő nagyságának megőrzésére, és súlyos meghibásodások, személyi sérülések elkerülésére kell törekedni. Salakosodás (2.222. fejezet) a tüzelőanyagok hamutartalmát alkotó vegyületek megolvadása, olvadt, ragadós állapotban dermedéspont alatti hőmérsékletű felületnek történő ütközése, és a ragadóssági pont alá történő lehűlése esetén következhet be. A folyamat során ragasztó, kitöltő anyagként szerepet játszó leggyakoribb vegyületek, eutektikumot alkotó keverékek, [1] alapján – növekvő olvadáspont sorrendben – a 6.8. táblázatban láthatók. A tiszta fűtőfelületek elsalakosodása fokozatosan megy végbe, az alapréteg finom méretű, illetve nagyon alacsony olvadáspontú alkotókat tartalmazó szemcsékből áll [2]. 6.8. táblázat [1] Vegyület Na2K3Fe2(SO4)6 NaCl K2S Na2O*2SiO2 Na2SO4 K2SO4 Na2O*SiO2 K2O*Al2O3*6SiO2 Na2O*Al2O3*6SiO2 FeS2 Na2S FeS Ca2O*SiO2 Ca2O*Al2O3*2SiO2
Olvadáspont °C 552 799 840 874 884 1076 1089 1150 1115 1171 1175 1195 1544 1553
Eutektikumot alkotó keverékek Na2SO4-NaCl NaS-FeS SiO2-CaO-Na2O SiO2-CaO-K2O SiO2-Al2O3-K2O CaS-CaSO4 Na2SO4-CaSO4-K2SO4 Na2SO4-CaSO4 FeS-FeO CaO-FeO-SiO2-MgO SiO2-Al2O3-Fe2O3 CaO-FeO-SiO2 CaO-FeO SiO2-Al2O3-CaO CaO-Fe2O3 CaO-SiO2
Olvadáspont °C 625 640 725 730 750 850 845…933 918 940 1047 1073 1093 1133 1165…1260 1205 1436
A táblázatban felsorolt anyagok közül a szilikátok a tűztérbeli, a szulfátok az utófelületeken bekövetkező salakosodásnál, a szulfát-komplexonok a kisebb hőmérséklettartományban közvetlenül a fémfelületen történő lerakódás képződésnél játszanak lényeges szerepet. Oxidok (elsősorban a vasoxidok) kötőanyagként 650137
1250 °C tartományban, szulfidok csak oxigénhiányos tartományban jelennek meg [1]. Kőszeneknél az alapréteg a tüzelés során a hamu (FeS 2) pirittartalmából képződött FeO-FeS olvadékból állhat. A salakosodást a tüzelőanyagok hamutartalmán, összetételén túlmenően a tüzelési mód, füstjáratok kialakítása, tűzvezetés is befolyásolja. Várható mértékének előzetes megítéléséhez szeneknél a hamu olvadási tulajdonságaira jellemző hőmérsékletek (5.1 fejezet), illetve az 5.7. táblázatban összefoglalt jellemző számok adhatnak segítséget. Lerakódások a tűztérfalakon, besugárzott túlhevítő felületeken, füstgázvisszaszívó aknák belépő szakaszain, általában 1000 °C feletti füstgázhőmérsékleteknél várhatók [1]. Gyenge minőségű, nehezen gyulladó szeneknél az égőövben bekövetkező salakosodást esetenként kedvezőnek is ítélik. Biomasszáknál a hamuösszetételből adódóan 1000 °C alatti füstgázhőmérséklet tartományban is lehetséges salakosodás. A jellemző hőmérsékletekre a [6.31] irodalomban találhatók tájékoztató értékek. Rostélytüzeléseknél a füstgázok kisebb pernyetartalma következtében salaklerakódások csak a füstjáratok kedvezőtlen kialakítása (a láng ütközése, irányelterelése) esetén okozhatnak gondot. A tűzvezetés kialakítása elsősorban az NOx kibocsátás csökkentésére, lángterelésre alkalmazott levegő befúvások előnyös vagy hátrányos hatásán keresztül befolyásolhatja a salakosodást. Olajtüzelésnél a hamutartalom csak néhány század, esetleg tized százalék [6.32, 6.33], ebből adódóan hagyományos értelemben vett salakosodással nem kell számolni. Olajtüzelésnél az égők közelében, esetenként, helyileg kialakuló nagyobb méretű lerakódásokat − a tüzelés rossz beállítása, áramlási keresztmetszetek eltömődése miatt a szénláncok el nem égett maradványaiból és az el nem gőzölgött hamualkotókból képződő − olajkoksz alkotja. Elpiszkolódás a füstgázokban lévő, tüzelés során elgőzölgött anyagok lehűlés következtében létrejövő kondenzációja, illetve a legfinomabb méretű szemcsék termoforézis, Brown féle mozgás, elektrosztatikus és Van-der-Waals féle erők, illetve 10 μm-nél nagyobb méretű szemcsék közvetlen ütközésének hatására [1],[6.34] bekövetkező megtapadása következtében kezdődhet el. A lerakódások felépítése általában réteges. Széntüzelés esetén legbelül, a legelőször lerakódó, illó szublimátok SiO2-ből, Al, valamint alkáli vegyületekből állnak, amelyek mintegy ragasztóanyagként viselkednek. A nagyon finom (<1 μm) szemcsékből és a kötőanyagként szolgáló különféle (alkáli, vas, alumínium-alkáli) szulfátokból álló, 1-2 mm vastagságú, fehér színű réteg tapadása jó. Az előbbi rétegre váltakozva sötét-, vörös-, világosbarna rétegek rakódnak, amelyek nagyobb méretű szemcséket is tartalmaznak, mivel a felületen megtapadt, finom szemcsékből álló réteg megkönnyíti a nagyobb méretű szemcsék megtapadását mindaddig, amíg egyensúly nem jön létre a tapadást, befogást elősegítő folyamatok és a nehézségi erő, illetve a növekvő sebességű áramlás dinamikus hatása között. A kötőanyagként szolgáló vegyületek széles tartományban hatásosak, például [1]: Kloridok 620-780 °C Szulfátok -1030 °C Szulfidok 680-930 °C Oxidok 650-1230 °C Szilikátok 850°C
138
A lerakódások alakja elsősorban a hőmérséklettől, szemcseeloszlástól és az áramlási sebességtől függ. Kőszéntüzelésű kazánoknál elvégzett vizsgálatok során [6.35]: 800-1050 °C füstgázhőmérséklet tartományban bordaszerű, szintereződött, előrenyúló lerakódásokat (6.22. ábra a) részlet) is megfigyeltek, amelyek a csőkerület 25-40%-át takarták el. Magasságuk a csőátmérő felétől akár a sorosan elrendezett csövek közötti osztásköz 80%-áig terjedt. 600-800 °C közötti hőmérséklet tartományban finomszemcsés ékszerű lerakodások voltak jellemzők, kisebb füstgáz sebességnél a csövek homlokfelületén (6.22. ábra b) részlet), nagyobb (8-10 m/s feletti) sebességeknél csak a csövek mögött (6.22. ábra c) részlet) [6.31]. A csőkerület 25-50%-át takarták. Magasságuk a csőátmérő 20-97%-a között (kisebb érték az egyoldali, illetve a homlokoldali lerakódásoknál) volt megfigyelhető. A csövek 20-30%-ánál áthidalódás (6.22. ábra d) részlet) is tapasztalható volt, amelyek egyik oldalukon a csőkerület 20-25%-át takarták. 400-600 °C hőmérséklettartományban csak kis, egyoldali, finomszemcsés lerakódásokat tapasztaltak.
a)
b)
c)
d)
6.22. ábra Elrakódás formák széntüzelés esetén [6.35]
A 800-1050 °C közötti füstgázhőmérséklet tartományban megfigyelt lerakódások összetétele lényegesen különbözött a pernye összetételétől. A lerakódásokban nagyobb Fe2O3, SO3 tartalom, de kisebb Al2O3 és SiO2 tartalom volt megfigyelhető, és az eltérés a szintereződés mértékével nőtt. A hematit tartalomnál ötszörös eltérést is tapasztaltak, ami jelentős részben a cső vasanyagából származhatott. Megfigyelték a bázis-sav arány (5.7. táblázat) időbeli növekedését is, a pernyére jellemző 0,2-0,6 értékről 1,25-5,6 értékre, amivel együtt járt a lerakódások szilárdságának növekedése is. Az ilyen lerakódások rendszeres, alapos tisztítása meggyorsíthatja a cső anyagának lerakódásba történő diffúzióját, ezzel a csőanyag fogyását. A változások azzal magyarázhatók, hogy a lerakódott rétegek nem stabilak, szilárd fázisban is végbemehetnek kémiai átalakulások [1]. A 800 °C alatti füstgázhőmérséklet tartományban képződött lerakódások összetétele nem tér el lényegesen a pernye összetételétől, így az ebben a tartományban lévő, elpiszkolódott fűtőfelületek tisztítása célszerű [6.35]. Miután a lerakódások 3-4 órával a tisztítás után kialakulnak, a kellő hatékonyság érdekében a csőkötegek óránkénti tisztítása indokolt. Az áthidalódások kialakulását mindenképpen indokolt megelőzni, mivel ezek a felületek hatásosságát (a tiszta, lerakódásmentes fűtőfelület mérethez viszonyított csökkenését) nagyon lerontják. Míg az egyoldali ék alakú lerakódásoknál 0,75-0,85, a kétoldali ék alakú lerakódásoknál 0,53-0,65 a
139
hatásos felület aránya, addig áthidalás esetén csak 0,4-0,6 volt a vizsgálatok során megfigyelt hatásosság értéke. A már lerakódott rétegek összetétele a lerakódást alkotó vegyületektől és a hőmérséklettől is függően, időben változik; szintereződés, vissza-folyósódás következhet be [1]. A szóba jöhető anyagpárokat, hőmérsékleteket és a folyamatok eredményeként keletkező anyagokat 6.9. táblázat foglalja össze. A szilárd fázisban végbemenő átalakulás eredményeként a lerakódott rétegek keménysége növekedhet. 6.9. táblázat [1] Reagáló vegyületek CaO – SiO2 CaO – Fe2O3 MgO – Fe2O3 MgO – Al2O3 2MgO – SiO2
Reakció kezdeti hőmérséklete °C 402 502 602 902 1172
Salakalkotó Mész-szilikát (CaSiO3) Kalciumferrit (Ca(FeO2)2 Magnéziumferrit (MgFe2O4) Spinell (MgAl2O4) Forsterit, (Mg2SiO4)
A várható elpiszkolódás előzetes megítélésére az 5.7. táblázatban megadott összefüggéssel számítható eltömődési tényező, illetve ligniteknél az Egyesült Államokbeli Grand Forks-ban elvégzett vizsgálatok [2] alapján, közvetlenül a hamu Na2O tartalmának nagysága használható (6.10. táblázat). 6.10. táblázat [2] CaO+MgO+Fe2O3 tartalom a hamuban >20%
<20%
Hamu Na2O tartalma (%) <3 3-6 >6 <1,2 1,2-3 >3
Várható elpiszkolódás gyenge, közepes nagy súlyos gyenge, közepes nagy súlyos
A kis (0,01-0,28%) hamutartalom ellenére olajtüzelésű kazánoknál is kialakulhatnak vastagabb lerakódások (6.23. ábra). Már 2000-3000 üzemóránként olyan mértékű füstgázhőmérséklet növekedés következhet be, amely szükségessé teheti a kazánok tisztítását [6.32]. A lerakódások vastagsága általában 0,5-2 mm között, az éghetőtartalom a túlhevítőkön lerakódott rétegekben 1%, az utófűtő felületeknél ~3% körül van. A lerakódások azzal magyarázhatók, hogy a hamuban lévő alkáli fémvegyületek a tűztérben elgőzölögnek, és a felületre kondenzálódva ragasztó anyagként viselkednek. Az olajhamukban előforduló anyagok olvadáspontját a füstgázoldali korrózióval foglalkozó részben lévő, 6.11. táblázat foglalja össze. A V2O5-Na2SO4-O2-SO2 összetételű kötés alkotók arányától függő, legalacsonyabb olvadáspontja például mintegy 330 °C. A lerakódások összetétele, viselkedése a tüzelés minősége mellett (az égési folyamat eredményeként a gyűrűs szénláncok teljesen elégnek-e vagy hamuban gazdag, olajkoksz konglomerátumként visszamaradnak a füstgázban) nagy mértékben függ a csőfal hőmérséklettől [6.33]: 580 °C falhőmérséklet felett a vékony, lekondenzálódott alkáli vegyület réteget olvadt állapotú nátrium-vanádium eutektikum borítja, amely idővel vastagszik. Miután a csőfal és a korróziv vanádiumot tartalmazó olvadék között nincs
140
közbenső réteg, igen nagy sebességű, magas hőmérsékletű korrózióval lehet számolni. A lerakódást koromfúvással nem lehet eltávolítani. Kellő mennyiségű dolomit, magnezit adagolással a folyékony fázis kialakulása megelőzhető.
6.23. ábra Elrakódás olajtüzelés esetén [6.34]
330 °C falhőmérséklet felett komoly elpiszkolódással, esetenként akár a csőkötegbeli csövek közötti áthidalások kialakulásával lehet számolni. A lerakódás kondenzálódott alkáli vegyületekből, erre rakódott alacsonyabb olvadáspontú vanádium-nátrium eutektikumokból, füstgázokból befogott szilárd anyagokból áll. A nagyobb hőterhelésű (lángsugárzásnak kitett) oldalon szintereződés kezdődhet, majd megindulhat a külső réteg olvadása. Az ilyen lerakódások eltávolítása csak a kezdeti szakaszban (és csak dolomit, vagy magnezit adalékanyagok folyamatos adagolása esetén) lehetséges, egyébként a koromfúvás hatástalan. A lerakódás általában négy rétegből: belül lekondenzálódott alkáli vegyületekből, az erre rakódott (agglomerált) szilárd anyagokból, szintereződött anyagokból, kívül olvadt állapotú anyagokból áll. 330 °C falhőmérséklet alatt a ragasztóanyagként viselkedő kondenzálódott rétegbe a tüzelőanyagból, vagy az égéshez felhasznált levegőből származó ásványok rakódhatnak, melyek kezdetben még lazák, koromfúvással eltávolíthatók. Eltávolítás hiányában a lerakódás megvastagodik, a lerakódott anyagok rossz hővezető képessége következtében a falhőmérséklet elérheti az 580 °C-t. Ezt követően a lerakódás, a nátrium-vanádium vegyületekből képződő eutektikumokból kialakuló folyékony külső felület hatására, gyorsan vastagszik. Az ilyen lerakódások koromfúvással már nem távolíthatók el. Normál esetben a lerakódás lekondenzálódott alkáli vegyületekből és az erre rakódott (agglomerált) szilárd anyagokból áll.
Olajtüzelésű berendezések füstgázában az f [mg/m3] kihulló szilárd anyag tartalom az a [%] hamutartalom függvényében az 6.34 f 20 840 a összefüggéssel becsülhető, amelynek 15-30%-a maradhat vissza a fűtőfelületeken lerakódások formájában [6.32]. Rendszeres koromfúvás esetén a visszamaradt mennyiség közelítőleg zérusnak tekinthető. A lerakódás vastagsága a tüzelőanyag minőségétől is függően, 8000 üzemóra felett állandósulhat. A tisztítás nélküli felületeket azonban 50-60 százalékkal túl kell méretezni. A hatályos szabályok alapján a szilárd anyag kibocsátás minimalizálására (a megengedett határérték, például 50 mg/m3 betartására) olajtüzelésű kazánoknál is szükséges lehet szilárd anyag leválasztó beépítése.
141
Az előbbi lerakódásokat meg kell különböztetni az elégtelen légfeleslegből, rossz porlasztási, keveredési viszonyokból, a láng gyors lehűléséből adódó koromképződéstől, amely jó égőknél, jól beállított tüzelőberendezéseknél minimális. Kedvezőtlen esetben azonban a fűtőfelületek gyors elszennyeződéséhez vezethet (6.21. ábra). A megfelelően tisztított földgázok hamut nem tartalmaznak, de elégtelen légfeleslegből, rossz keveredési viszonyokból adódón földgáztüzelésnél is gyakran tapasztalható koromképződés, -lerakódás. Lerakódások tisztítása: Az előzőekből láthatóan a lerakódások és a hőátadó felületek között jól tapadó kapcsolat alakul ki. Emiatt, a lerakódások eltávolítására csak kellő nagyságú nyírófeszültség létrehozásával van mód. A gyakorlatban az üzemelő berendezések tisztítására alkalmazott berendezések a nyírófeszültséget: hősokkal, a forró lerakódás külső rétegének gyors lehűtésével, dinamikus erőhatással, nagy sebességgel áramló tisztítóközeg ütközésekor kialakuló torló nyomással, a fűtőfelület és a lerakódás rezgés hatására kialakuló, eltérő alakváltozásával hozzák létre. Az első csoportba tartoznak a tűzterekkel összefüggésben, a 2.222. fejezetben vázlatosan ismertetett, salaklerakódások eltávolítására alkalmas vízlándzsázó berendezések (6.24. ábra). Nagy kazánoknál a nagyobb hatékonyság, a membránfalak kisebb igénybevétele és a gazdaságosabb üzemvitel [6.36] következtében a szemközti falra beépített, irányítható vízlándzsák telepítése célszerű. A besugárzott túlhevítők terében (a határoló falak tisztítására) csak a körben forgó vízlándzsák alkalmazhatók. Telepítési helyüket, darabszámukat a különféle gyártók által ajánlott berendezések paraméterei alapján kell meghatározni. A gyakorlatban figyelembe kell venni, hogy az alapréteg a vízlándzsás tisztítást követően is a csöveken maradhat, elősegítve az ismételt gyors elsalakosodást [2]. Túl gyakori működtetésük a membránfalak sérülésével járhat, emiatt két működtetés között a biztonságos, illetve gazdaságos üzemvitel szempontjából megengedhető maximális időközt kell tartani.
Vízsugár nyomvonala
Vízsugár
Vízsugár
Csőfal kihúzás
Gömbcsukló
Csőfal Forgatás
Betolás, kihúzás Vízszintes, függőleges elforgatási lehetőség
b) Betolható vízlándzsa
a) Irányítható vízlándzsa
6.24. ábra Vízlándzsák salaklerakódások eltávolítására A dinamikus erőhatással működő, berendezéseket a konvektív fűtőfelületek tisztítására alkalmazzák. Leggyakoribb a „koromfúvó”-k felhasználása. Ezek elvileg levegővel, gőzzel, vízzel is üzemelhetnek, a leginkább telített, (enyhén túlhevített, esetleg 330-350 °C hőmérsékletű) gőzt használnak tisztítóközegként. A koromfúvók 142
működtetése nagy zajjal jár [6.37], ezért kellő hangtompításról, árnyékolásról gondoskodni kell. Két fajtáját alkalmazzák széleskörűen: Kocsizó koromfúvó: üzemen kívüli állapotban a kazánon kívül elhelyezkedő, a kazán fél, vagy teljes szélességének megfelelő hosszúságú cső, amelynek kazánhoz közelebbi végén egy vagy több fúvókát helyeznek el. Indítást követően, a cső forgó mozgással belső végpontjáig, majd visszafelé halad. A cső hűtését a csőben a fúvókáig végigáramló tisztítóközeg biztosítja. A nagy sebességgel kiáramló (15-20, esetleg 45! bar nyomású) tisztítóközeg (rendszerint gőz) minkét oldalukról éri a konvektív fűtőfelületek csöveit. Helyigénye nagy, mivel a kazán oldalfalai mellett a kihúzott koromfúvó alátámasztó, vezető rendszerének és mozgató berendezésének elhelyezését biztosítani kell. Az alátámasztó és vezető rendszernek a csőkötegek közé benyúló fúvócső pontos vezetése, lehajlásának, belengésének elkerülése érdekében kellően merevnek kell lenni. Körforgó koromfúvó: A kazán szélessége mentén végighaladó, fogathatóan alátámasztott és csapágyazott, a hossza mentén a csőosztásoknak megfelelően fúvókákkal ellátott cső. Üzembe helyezését követően a csövek közé eső fúvókából kiáramló gőz, vagy levegő a csövek mindkét oldalát tisztítja. Miután állandóan a füstgázjáratokban van, a csövet hőálló acélból kell készíteni, a fúvókákat, alátámasztásokat rendszeresen tisztítani kell. Mivel kőszéntüzelésnél a lerakódások elsősorban a csövek hátoldalán helyezkednek el, a koromfúvóknak célszerűen a füstgáz áramlási iránnyal szemben kell működni. [6.35] Ilyen esetben nincs szükség a koromfúvók körforgására, elegendő az ingázó mozgatásuk. Telepítési helyüket, darabszámukat, típusukat a koromfúvó gyártók típusadatai, ajánlatai alapján célszerű meghatározni. Dinamikus erőhatás elvén működnek, a függőleges füstgázhuzamokba telepített, golyós tisztítóberendezések is. Ezeknél 4-6 mm átmérőjű acélgolyókat ejtenek szabadon, egyenletesen, mintegy 150-250 db/m2 eloszlással a huzam tetején. A golyók a vízszintesen elhelyezett csőkígyókra hullva, az ütközéstől irányt változtatva, többszöri ütközéssel, a levert lerakódásokkal, kihullott pernyével keveredve esnek a huzam alján lévő tölcsérbe. Összegyűjtés, rostálással, vagy más módon (például széreléssel) történő szétválasztás után pneumatikus szállítással jutnak vissza az ejtő berendezéshez. A golyók fogyása miatt pótlásukról gondoskodni kell. A golyós tisztítás hatékonysága az ütközések nagyobb száma következtében sakktáblás csőosztásnál kedvezőbb, mint soros csőelrendezésnél. Rezgés, eltérő sajátfrekvencia elvén működő berendezések közül megemlítendők: Kűrt: A lerakódások eltávolításához szükséges dinamikus erőhatást a füstjáratok falába beépített, megfelelő (100-2000 Hz közötti) frekvenciára hangolt, középnyomású levegővel működtetett, úgynevezett tyfon membrános kűrt (6.25. ábra a) részlet) gerjeszti. Elsősorban porszerű lerakódásokra hatásos. 30 Hz alatti, elektromosan gerjesztett infrahang tartományban működő változat is ismert, az alacsonyfrekvenciás rezgések azonban súlyos egészségkárosodást idézhetnek elő, így csak korlátozottan alkalmazhatók. Légágyú: A dinamikus erőhatást egy megfelelő (10-500 liter) méretű tartályban tárolt, 4-10 bar nyomású sűrített levegő gyors (néhány milliszekundumon belüli) expanziója (6.25. ábra b) részlet), vagy egy robbanótérben előkevert gáz levegő keverék, szikragyújtással előidézett
143
robbanása (6.25. ábra c) részlet) hozza létre. Az 50-150 mm átmérőjű kipufogó cső, a tisztítani kívánt térrészbe csatlakozik. Hatástérfogata a teljesítménytől függ, telepítésükre a lerakódások tulajdonságainak ismeretében, a különféle gyártók ajánlatainak figyelembevételével kerülhet sor. Elsősorban porszerű, kevésbé kemény lerakódásokra alkalmazható. Levegő bevezetés Furatok Sűrített levegő bevezetés
Dugattyú Membrán
a) Kűrt Légtartály Gáz bevezetés Gyújtógyertya
Robbanó tér
Levegő bevezetés
b) Martin féle légágyú
c) Robbanó keverékkel működtetett légágyú
6.25. ábra Légtér rezgésének kiváltására alkalmas berendezések
A sűrített levegővel működő légágyuknál a töltés, expanzió vezérlését gyakran mozgó dugattyúval biztosítják. A 6.25. ábra b) részletén vázolt megoldásnál [6.38] a töltővezetéken beáramló sűrített levegő a dugattyút az „ágyúcső” ülésére szorítja, a levegő a dugattyú körben elhelyezett furatain keresztül a légtartályba áramlik, a nyomás kiegyenlítődik. Az elsütés a levegő bevezetés elzárásával, a dugattyú mögötti tér nyomásának környezeti nyomásra csökkentésével történik. Ekkor a tartályban uralkodó nagyobb nyomás hatására a dugattyú – az ábrán halványabban vázolt – hátsó helyzetébe lökődik, a szabaddá váló nagy keresztmetszeten keresztül a levegő gyorsan expandálva nyomáshullámot gerjeszt. A levegő bevezetés nyitásával a dugattyú ráül a záró felületre (ezt rendszerint a dugattyú mögötti gyenge rúgó is elősegíti), megkezdődik az újratöltés. Rázás: Függőleges, felső csőhajlításoknál felfüggesztett fűtőfelületek tisztítására alkalmazható, a csőkígyók páronkénti egymáshoz ütögetésével (6.26. ábra a) részlet) [6.39], vagy felső felfüggesztésének rázásával [1]. A lerakódások leválását a rezgések által gerjesztett alakváltozás, nyírófeszültség idézi elő. Kopogtatás: A tisztítóhatást a csőkígyókat összekötő rudazat, kazánon kívülre vezetett végére mért, rendszeres ütésekkel (6.26. ábra b) részlet), ezzel a csőkígyók megrázásával éri el. A rázás, kopogtatás hatásmechanizmusának, hatékonyságának megismerésére végzett vizsgálatok [6.39] alapján, a mintegy 5 mm vastagságú lerakódások eltávolításához legalább 100g nagyságú gyorsulás szükséges. A lerakódások a legnagyobb gyorsulás (rendszerint a csőkígyók végén), illetve a cső legnagyobb alakváltozásának (meghajlásának) helyén váltak le a legnagyobb mértékben. A csomópontok helyén (ahol sem elegendő gyorsulás, sem elegendő alakváltozás nem volt) gyenge tisztítóhatás jelentkezett. A vizsgálatokból kitűnt, hogy kemény lerakódásoknál a 144
lerepesztéshez szükséges gyorsulás közel állandó, ezzel szemben puhább lerakódásoknál nagyobb gyorsulásra van szükség, melynek szórása is nagyobb. A megfelelő tisztítóhatás csak nagyobb, 100 Hz feletti frekvenciákkal érhető el, ezért a rázást, kopogtatást kemény, a csőkígyók alsó harmadában ható ütésekkel kell végezni, a csőkígyóknak az ezekből adódó nagyfrekvenciás rezgést károsodás nélkül kell elviselni. A rázás, kopogtatás hatékonyságát javíthatja a kazánteljesítmény rövid időre történő, átmeneti csökkentése, amely a lerakódások keménységének átmeneti növelésével segíti elő a lerakódások leválását.
Csőkígyók
Csőmegfogások Periodikus ütések
Periodikus billegtetés Összekötőrúd
a) Rázás
b) Kopogtatás
6.26. ábra Csőkígyók rezgésének kiváltására alkalmas berendezések [6.39] Az előbbi, üzem közben működő tisztítóberendezések használatával a kazánok normál üzemvitele általában biztosítható. Nehézségek a kellő gyakorlati tapasztalatok nélkül létesített berendezéseknél, a rendszeres tisztítás elhanyagolásánál, vagy tüzelőanyag minőség (hamu mennyisége, összetétele) változása esetén adódhatnak. Utóbbi esetben újabb, vagy más típusú tisztítóberendezések telepítése is szükségessé válhat. A kazánok javításához, hatósági ellenőrzéséhez, vagy kisebb, tisztítóberendezés nélküli kazánoknál a lerakódások eltávolítását kézi erővel kell elvégezni. Ennek során különös figyelmet kell fordítani a balesetek megelőzésére, amelyek elsősorban nagyobb salakdarabok lehullásából adódhatnak. A tisztításhoz felhasználhatók kézi működtetésű vízlándzsák (a veszélyes salaklerakódások leállás alatti eltávolítására), légkalapácsok, pneumatikus, vagy elektromos hajtású drótkefék. Füstcsöves kazánok csöveinek tisztításához, a csövek átmérőjének megfelelő méretű csőkefék szükségesek. A letisztított lerakódások (amelyek között lehetnek veszélyes anyagok is) környezetvédelmi előírásoknak megfelelő kezeléséről, elhelyezéséről gondoskodni kell. Regeneratív léghevítők mosatásánál, a lerakódások bekötésének megelőzésére különleges gondossággal, a gyártók utasításai alapján kell eljárni. Vegyszeres mosatás: Olajtüzelésű kazánoknál a lerakódásokkal érintett felületek vegyszeres mosatása is alkalmazható [6.32]. A mosatás eredményességének előfeltétele, hogy a lerakódások vízben oldhatók legyenek. Ezért mosóberendezés telepítése előtt mindig bizonyosságot kell szerezni arról, hogy a várható, vagy a meglévő lerakódások oldhatósága célszerűvé teszi a berendezés beépítését. (A lerakódások döntő részét leggyakrabban alkotó nátriumszulfát általában elősegíti a vízben történő oldódást.) A mosóberendezés létesítésének további feltétele, hogy a fűtőfelületekről lefolyó oldat visszavezethető legyen a mosóberendezésbe, azaz a kazán fenékkialakítása kellően tömör, nedvszívó (tűzálló beton, tömítő massza, stb.) borításoktól mentes legyen.
145
A mosóberendezés a mosó- és öblítő folyadék előkészítésére, tárolására, kondicionálására szolgáló tartályokból, keringtető szivattyúból, a tisztítani kívánt, függőleges elrendezésű kazánhuzam tetejére beépített permetező berendezésből, a huzam alján összegyűlő, szennyezett folyadékot tartályokba visszavezető rendszerből áll. A mosófolyadék pH értékét nátriumfoszfát és nátronlúg adagolásával pH=11, az öblítő folyadék pH értékét nátriumfoszfát adagolással pH=9 értékre kell beállítani. A folyadékokat keverő előmelegítéssel, vagy gőz befúvásával 90 °C-ra kell felmelegíteni. A szivattyúteljesítményt a nedvesítendő keresztmetszet, a tartályméreteket a nedvesítendő keresztmetszet és a rendszer várható tároló képessége (holtideje) figyelembevételével lehet meghatározni. A tisztításra a berendezés leállított állapotában kerül sor. A mosás időtartama mintegy 2 óra, az ezt követő öblítésé 2-3 óra. Az öblítés alatt a felületekről lefolyó folyadék pH értékét pH=7 értéken kell tartani. Az öblítést követően a kazánt a kiszáradás érdekében azonnal üzembe kell venni. A tartályokban visszamaradt, szennyezett folyadékot semlegesíteni kell, ezt követően a környezetvédelmi előírások betartásával elhelyezéséről gondoskodni kell. A mosatások során eltávolított, mosó, illetve öblítő tartályokban várhatóan visszamaradó anyagmennyiség az előző mosatás óta felhasznált tüzelőanyag mennyiségtől, a tüzelőanyag átlagos hamutartalmától, a szilárd anyag tartalom tényleges bekötési arányától, és a mosással tisztított kazánfelület összes bekötéshez viszonyított részesedésének arányától függ, nagyobb kazánoknál esetenként a több tonnát is elérheti. 6.32. Felületek kopása Kopás alatt a szerkezeti elemek felületének különféle üzemi igénybevételek hatására bekövetkező, nem szándékolt alakváltozását értjük. Előfordulhat például két szerkezeti elem egymáson történő csúszása, gördülése, csiszolása, egymásnak történő ütközése, szerkezeti elemek és szilárd szemcsék ütközése, szerkezeti elemek szemcsékkel történő csiszolása, folyadék, folyadékcseppek nagy sebességgel történő áramlása, folyadékcseppek felületnek történő nagy sebességű ütközése, kavitáció esetén. Megjelenési formáját tekintve megkülönböztetünk többek között kifáradási kopást, eróziós korróziót, felületi rétegek, anyagdarabok leválását, bemaródást (utóbbiak vízoldali megjelenési formáit, okait, megelőzését a 4.7. fejezet tárgyalja), csiszolást. Jelen fejezetben csak a szilárd tüzelőanyaggal működő berendezések gázjárataiban tapasztalható, a gázárammal szállított tüzelőanyag, pernye szemcsék által okozott, helyi kopással foglalkozunk. A gázárammal mozgó szemcsék alapvetően kétféle folyamat: ütközés vagy csiszolás eredményeként okozhatnak felületi alakváltozást. Előbbinél a felületnek ütköző részecskék deformálják a felületi szemcséket, amelyek a plasztikus helyi alakváltozás következtében előbb vagy utóbb kifáradnak és kitöredeznek. A csiszolásnál a felületnek ferdén ütköző szemcsék vágóhatása érvényesül, a felületi rétegbe belevágódva egy darabot kiszakítanak vagy kivágnak a felületi rétegből. A valóságban a kétféle folyamat egyidejűleg játszódik le, a domináns hatást (6.27. ábra) az ütközési szög és a szerkezeti anyag keménysége határozza meg [6.40]. Nagy ütközési szög és kellően kemény szemcse esetén a keményebb, kisebb ütközési szög esetén a kevésbé kemény szerkezeti anyagok kopása nagyobb. A
146
fémforgácsszerű anyagdarabok kiszakítása a nagyobb ütközési energiájú, kemény, éles sarkú szemcsékre jellemző. Megfigyelések alapján nagyobb kopási sebesség csak a szerkezeti elem keménységének 1,6 szorosát elérő koptatószemcsék esetén tapasztalható (kisebb ütközési szögre: 6.27. ábra b) részlet). Az anyagfogyás az érintkezésbe kerülő anyagok tulajdonságain túlmenően, az ütközési szögtől, szerkezeti elem hőmérsékletétől, a mozgó szemcsék sebességétől, koncentrációjától, nagyságától, alakjától függ. Érdekes módon a megfigyelések alapján a hőmérséklet növekedése csökkenti az eróziót [6.40, 6.41]. A várható anyagfogyás becslésére, (illetve a gyakorlati tapasztalatok más berendezéseknél történő hasznosítására) a Raesk [6.34] által javasolt
K C p u 3,5 6.35 alakú összefüggés használható, ahol kopási sebesség [µm/s], K anyagjellemzőktől, szemcsealaktól, szemcsemérettől függő állandó, C p porkoncentráció [kg/m3],
u
szemcsék átlagos ütközési sebessége [m/s].
Az előbbi képletben szereplő, p u 3,5 szorzatot a gyakorlatban kopási számnak is nevezik. Mások által végzett vizsgálatok alapján, az ütközési sebesség kitevője a szerkezeti elemek szívósságától, ridegségétől függően eltér az előbbi összefüggésekben szereplő 3,5 értéktől, és 2-5 között változik [4], [6.40]. A várható kopási sebesség értékének meghatározására az irodalomban az ütközési-, nyíróenergiát, ütköző anyagok keménységét, ütközési szöget és más paramétereket is figyelembe vevő, bonyolultabb összefüggések is megtalálhatók (például: [1], [6.41]), Kínában számítási eljárást is szabványosítottak [4], azonban ezek megbízható alkalmazásához is szükség van az adott folyamatra jellemző, kísérletek, gyakorlati tapasztalatok alapján megállapítható tényezőkre. A kopási sebesség átlagos értékére, porszéntüzelésű kazánoknál 2-15*10-5 µm/s értéket említenek [4], ahol az utóbbi sebességgel már rövid üzemidőn belül csőlyukadások következhetnek be.
Kopási sebesség
Kopási sebesség
Lágyabb acél
Keményebb acél
Lágyabb acél (V1)
Keményebb acél (V2)
0
a)
45 Ütközési szög (fok)
90
V1 1,6V1 V2 1,6V2 Ütköző szemcse keménysége
Kopási sebesség az ütközési szög függvényében
b) Kopási sebesség a keménységek függvényében
6.27. ábra Koptatóhatás az ütközési szög és a keménységek függvényében [6.40] Kopás miatti meghibásodások kazántesten belül leggyakrabban irányeltereléseknél, csőkötegek végén, füstcsövekbe történő belépésnél, függesztő elemeknél, nagy hamutartalmú szeneket felhasználó kazánok konvektív csőkötegeinél fordulnak elő. Miután a technológiai folyamatok a porkoncentrációt meghatározzák, a kazán tervezőjének befolyásolási lehetősége csak a hordozóközeg áramlási sebességének megválasztásával és az ütközési szöget, esetleges ütközés megelőzését illetően, a
147
szerkezeti elemek kialakításával van. Utóbbi lehetőség azonban korlátos, mivel a portartalmú gázokat szállító vezetékekben, füstcsatornákban általában szükség van irányelterelésekre, a fűtőfelületeket alkotó csövek kerülete mentén, illetve a csőkötegek csőívein mindig előfordulhat a maximális koptatóhatás kialakulásához kedvező ütközési szög. Megelőzésként az alábbi intézkedések jöhetnek szóba: Füstgázsebesség csökkentése. A korábban széntüzelésű kazánokra megszokott 12-15 m/s (kis hamutartalmú, nem koptató hatású szeneknél akár ~20 m/s [2]) értéket, a gyakori meghibásodások elkerülésére, a nagy hamutartalmú berendezéseken szerzett tapasztalatok alapján, 7-10 m/s értékre kell csökkenteni. A p u 3,5 kopási szám tervezési értéke a Deutsche Babcock cég által épített, lignittüzelésű toronykazánoknál – valószínűsíthetően a pernyeösszetétel (nagyobb koptató hatású alkotók: SiO 2, Al2O3 eltérő arányának) figyelembe vételével – 0,4-1,45 között volt [6.40]. Toronykazán kialakítás. A hagyományos kéthuzamú kazánkialakításnál az irányelterelésekben a pernyeszemcsék a kanyarokban kifelé vándorolnak, a koncentráció eloszlás egyenlőtlenné válik, így a kanyarokat követő járatokban (kereszthuzamokban felső részen, második huzamban hátfal előtt) nagy helyi koptatóanyag koncentráció jelentkezik. Ennek hatását fokozhatja az irányelterelés miatt egyenlőtlenné váló füstgázsebesség eloszlás is (az irányelterelésekben a maximális sebesség az átlagérték 1,5-3,0-szoros értékét is elérheti [1]). A megoldást a toronykazán konstrukció kialakulása (2.121. ábra) jelentette, amelyekben elmaradnak a fűtőfelületek közötti irányelterelések. Terelőlemezek. Kisebb teljesítményű kazánoknál, illetve a hagyományok [2] alapján továbbra is szokásos két vagy többhuzamú elrendezéseknél az irányelterelésekből adódó, nagyobb koptatóhatást a függesztő csövekre felerősített, nyílásokkal áttört ütközőlemezekkel lehet csökkenteni (6.28. ábra), amelyek áteresztik a füstgázt, de irányelterelő hatásuk révén csökkentik a koncentráció és sebességeloszlás egyenlőtlenségét. A huzamok elején elhelyezett csőkötegeknél arra is vigyázni kell, hogy a csövek lehetőleg ne lógjanak be a kereszthuzamokba, így célszerű visszahúzásuk a sarkok alá. Függesztő csövek
Ütközőlemezek
Takarólemezek
Csőköteg visszahúzása a sarok alá
6.28. ábra Védekezés irányelterelésből adódó kopás ellen
Soros csőelrendezés. A sakktáblás elrendezésből adódó folyamatos, csőkötegen belüli irányelterelés növeli a koptatóhatást, ezért nagyobb hamutartalmú szeneknél csak soros csőelrendezés alkalmazása célszerű. Ezeknél az első csősorok megfelelő védelmével hosszabb, kopásból adódó meghibásodás nélküli üzemidő érhető el. Csövek védelme. A füstgázok koptató hatásának kitett különálló (például: átlépő keresztmetszetekben lévő, vagy függesztő) csősorokat, csőkötegek 148
legelső csősorait, fluid ágyas kazánok ágyba merülő csőkötegeit a zavarmentes üzemeltetés érdekében különös gondossággal kell kialakítani. A kopás megelőzése történhet: o a csövek falvastagságának megnövelésével, o ómega, dupla ómega (2.64. ábra), vagy négyszögletes külső keresztmetszetű csövek alkalmazásával (melyeknél a lapos ütköző felület irányelterelő hatása segíti elő a védelmet), o csövek, csőívek ütköző felületét takaró, csövet körülfogó kengyelekkel felerősített lemezszalag, szögvas, vagy fél-cső borítással (a nagyobb hőmérsékletű takaráson kisebb a kopás, esetenként a fél-cső borítást szakaszos varratokkal rögzítik a csőre), o a kopásnak kitett oldalon (például nikkel bázisú, nagy króm tartalmú stellittel végzett) felrakó hegesztéssel, o a határoló falaknál csövek tüskézésével és tömedékelésével, o fluid tüzelésű kazánokban a csőkötegek csőíveket tartalmazó végeinek bedobozolásával. Tapasztalatok alapján lemezszalagokhoz X15CrNiSi°20°12, fél csövekhez a Sicromal (X10CrAlSi 7-X10CrAlSi 18) anyagminőségek alkalmazhatók [6.40]. Füstcsöves kazánok, vagy csöves léghevítők füstjáratainak belépésénél az átmérő 3-5-szörösének megfelelő hosszúságú betétcsövek beépítése jelenthet megoldást, amelyek kellő időnként cserélhetők. A betétcsövek beépítése füstcsöves kazánoknál a 2.13 képlettel összefüggésben ismertetett hő torlódás hatását is mérsékelheti.
Kopás
Füstgáz felgyorsul
a) Áramlási egyenlőtlenség csőkötegekben
b) Csőívek kopása
c) Takarólemez kialakítása
6.29. ábra Védekezés áramlás felgyorsulása ellen
Hézaglezáró (ütköző, takaró) lemezek. Csőkötegek és a határoló falak közötti hézagokban a füstgáz a kisebb ellenállás következtében felgyorsulhat és a csőívek gyors kopását eredményezheti (6.29. ábra). Megakadályozására a hézagokat az áramlás irányában áttört, a gátlemezekre felhegesztett bordaszerű tartókra fektetett és erősített lemezzel kell lezárni. Költségcsökkentés érdekében a lezáró lemezek helyett a határoló falra a csőosztásnak megfelelő osztással felhegesztett, csőátmérőnél szélesebb – a takarólemezeknek megfelelő hosszúságban fésűszerűen benyúló – csőíveket (úgynevezett védő csöveket), vagy a csőkötegek hajlításainak veszélyeztetett szakaszait eltakaró félcső borításokat is alkalmaznak. Lezáró lemez helyett a csőköteg teljes oldalfelületét takaró lemezborítást is említenek, amely az így kialakuló csatornában lehetővé teszi a füstgáz gyorsabb áramlását [4].
Erózió koromfúvásból: A rendszeres koromfúvás hatására, széntüzelésű kazánoknál viszonylag rövid üzemidőn belül bekövetkezhetnek eróziós
149
meghibásodások. Ezért az elpiszkolódás hatásának csökkentésére beépítendő, 6.31. fejezetben ismertetett, koromfúvók elhelyezésénél, gőzsebesség megválasztásánál különös gondossággal kell eljárni. Raesk [6.41] 100-150 m/s-nál kisebb ütközési sebességet és 5-10 kN/m2 alatti ütközési nyomást javasol. 6.33. Füstgázoldali korrózió A korrózió a szerkezeti anyag és környezete között lejátszódó, az anyag (alakjának, tulajdonságainak, viselkedésének, stb.) megváltozásával járó kémiai vagy elektrokémiai (redox) folyamat, amely a füstgázokban lévő, tüzelőanyagból (hamujának alkotóiból) keletkező, a szerkezeti anyagokkal, azon képződött védőrétegekkel reakcióba lépő, illetve lokálelemek kialakulását elősegítő vegyületek hatására jöhet létre. (Utóbbi elméleti alapjait a vízoldali korrózióval összefüggésben a 4.1. fejezet ismerteti.) Leggyakoribb a korrodáló hatású anyagok kondenzációja, olvadt állapota esetén, de gáz és szilárd halmazállapotú állapotukban is bekövetkezhet. A megjelenési füstgázhőmérséklet tartománytól függően, magashőmérsékletű és alacsonyhőmérsékletű korróziót különböztetnek meg. Magashőmérsékletű korrózió a tűztér határoló felületeken, túlhevítőkön, a füstgázokban lévő, csőfelületek védőrétegét károsító hatású gázok (CO, H 2S, Cl), illetve a felületeken lerakódó a csövek védőrétegével reakcióba lépő anyagok hatására következhet be. Kialakulásának lehetőségét, lefolyását befolyásolja: a fűtőfelület hőmérséklete, amely meghatározza az esetleges lerakódások halmazállapotát, korróziós sebességet, a füstgáz hőmérséklet, amelytől a szállított anyagok összetétele, lerakódási sebessége függ, a felület menti hőmérséklet gradiens, amely a lerakódás (kondenzáció) sebességét határozza meg, a lerakódások összetétele, (alkáli, szulfát, klór tartalma, ezek korróziót befolyásoló tulajdonságai), és a hőmérséklet ingadozások előfordulása, amelyek a korrózió termékek leválását, az ezt követő nagyobb sebességű korróziót okozhatják. A sokféle folyamat közül a következőkben csak a legnagyobb károsodást előidéző korróziós mechanizmusokkal: a széntüzeléseknél (esetenként biomassza tüzeléseknél) jelentkező salakkorrózióval, az fűtőolaj tüzelésekre jellemző vanádium korrózióval és az elsősorban hulladék, biomassza tüzeléseknél (de esetenként széntüzeléseknél is) fellépő klór korrózióval foglalkozunk részletesebben. Salakkorrózió széntüzeléseknél: Az elpiszkolódásokkal kapcsolatban már utaltunk arra, hogy a 800-1050 °C tartományban megfigyelt lerakódások hematit tartalma jelentős részben a cső vasanyagából származhatott. A korróziót a tüzelőanyag hamujában lévő, alkáli, alumínium és szilikát alkotókból a tüzelőanyag égésénél, vagy katalitikus folyamatok eredményeként keletkező kéntrioxiddal szulfátokat alkotó vegyületek okozzák. Széntüzeléseknél elsősorban szulfát olvadék és piroszulfát olvadék korróziót különböztetnek meg. A főleg túlhevítő felületeket károsító, 538-760 °C falhőmérséklet tartományra jellemző, szulfát olvadék korróziót alapvetően a hamu nátrium, kálium tartalmából a tüzelés során képződött, és a csőfelületeken lekondenzálódó Na2SO4, K2SO4 vegyületek idézik elő. A szulfátok a védőréteggel reakcióba lépve: 150
3Na2SO4 + Fe2O3 + 3SO3 → 2Na3Fe(SO4)3, illetve 3K2SO4 + Fe2O3 + 3SO3 → 2K3Fe(SO4)3 komplex szulfátvegyületeket alkotnak [6.42], amelyek folyamatosan reakcióba lépnek a fémfelülettel:
nem
stabilak,
2Na3Fe(SO4)3 + 19Fe + 6O2 → 6Fe3O4 + 3FeS + 3Na2SO4 és újratermelődnek a folyamathoz szükséges alkáli szulfátok. Néhány, a folyamat során képződő komplex vegyület olvadáspontját [6.42] alapján, a 6.11. táblázat mutatja. 1:1-1:4 közötti K:Na mol-aránynál a komplex vegyületek olvadáspontja 552 °C-ra csökken [4] és a hematit réteg folyamatosan oldódik. A komplex vegyületek képződéséhez szükséges SO 3 döntő része a lerakódás külső rétegében bekövetkező katalitikus oxidációból származik. A korróziós sebesség az alkáli vegyületek keverékének olvadáspontjától, stabilitásától függ, 680 °C hőmérséklet felett a komplex vegyületek bomlása miatt jelentősen csökken. A vas mellett az olvadékban alumínium vegyületek is előfordulnak, például [2]: 3K2SO4 + Al2O3 + 3SO3 → 2K3Al(SO4)3 6.11. táblázat [6.42] Anyag K3Fe(S04)3 K3AI(SO4)3 Na3Fe(S04)3 Na3AI(SO4)3 KFe(SO4)2 NaFe(SO4)2
Olvadáspont (°C) 618 654 624 646 694 690
A csövek homlokfelületén megjelenő, korrodáló hatású lerakódások három rétegből állnak: [2] fekete, üveges, mintegy a cső eredeti oxidrétegét helyettesítő, 1,6 mm-nél vékonyabb, belső rétegekről, 0,76-6,35 mm vastagságú, fehér-sárga színárnyalatú, az enyhén korrodált vagy korróziómentes helyeken krétaszerű, a korrodált helyeken olvadt, fél-fényes és keményen tapadó, 538 °C felett megolvadó közbenső rétegekről, és porózus, vastag, gyakran kemény és törékeny külső rétegekről tesz említést. A közbenső rétegben a már említett, Na, K, Fe, Al oxidok és SO 3 különféle vegyületei dominálnak. A legnagyobb mértékű falvastagság csökkenés a csőkerület mentén, a füstgázok áramlási irányához viszonyítva ±45-60 fok szögek között következik be. A szulfát korrózió elvileg gáz fázisban is lejátszódhat. A korróziós sebesség azonban 720 °C hőmérséklet alatt sokkal kisebb, mint olvadék állapotban. E hőmérséklet felett a gáz fázisban bekövetkező korrózió sebessége válik nagyobbá [4], de értéke ekkor is csak mintegy negyede az olvadék állapotban végbemenő korrózió maximális sebességének. A tűztéri felületeket a piroszulfát olvadék korrózió károsíthatja. A nátrium és kálium piroszulfát (Na2S2O7 vagy K2S2O7) vegyületek, amelyek a szulfát vegyületekből kéntrioxiddal történő reakció során, 320-480 °C közötti hőmérséklet tartományban keletkezhetnek:
151
Na2SO4 + SO3 → Na2S2O7 alacsony hőmérsékleten (Na2S2O7 olvadáspontja: ~400 °C, K2S2O7 olvadáspontja: ~300 °C, különböző arányú keverékük olvadáspontja: 335-410 °C), a tűztércsövek falhőmérséklet tartományában olvadnak [6.43], és ilyen állapotban reakcióba léphetnek a szerkezeti anyaggal: Na2S2O7 + 3Fe → Fe2O3 + FeS + Na2SO4 illetve 4Na2S2O7 + 13Fe → 3Fe3O4 + 4FeS + 4Na2SO4 E folyamatnál is jól megfigyelhető, hogy ciklikus korróziós folyamatról van szó, a folyamathoz szükséges alkáli szulfátok újratermelődnek. 300
Súlyveszteség (mg/cm2)
TP 316H TP 321H TP 310 TP 347H 150
Incoloy 800H Incoloy 807 In 671 0 600
650
700
750
Hőmérséklet (°C)
6.30. ábra Korróziós súlyveszteség különböző acéloknál [6.45] A salakkorrózió ellen elsősorban a megfelelő tüzelőanyag kiválasztásával (kereskedelmi forgalomban beszerzett kőszenek esetében kis kéntartalomra, klórtartalomra törekedve), a túlhevítési hőmérséklet és az alkalmazott anyagminőség optimális megválasztásával lehet védekezni. A gyakorlati tapasztalatok alapján a 20-22%-nál nagyobb krómtartalmú acélok megfelelő ellenálló képességgel rendelkeznek [6.44]. Közepesen korrodáló környezetre a TP 347H (19% Cr, 11% Ni, Nb tartalom), erősen korrodáló környezet esetén a TP 310, HR3C (25% Cr, 20% Ni, Nb, N), AC 66 (26-28% Cr, 31-33% Ni, Nb, Al) acélféleségeket ajánlják (jellemzőiket részletesen a 7.1 fejezetben ismertetjük) [6.46], [6.61]. Néhány anyag, azonos idő alatti, korróziós súlyveszteségét a [6.45] irodalom alapján a 6.30. ábra mutatja. 600-650 °C gőzhőmérséklet esetén, >25% Cr, 4-14% Si vagy >4% Al ötvözőt tartalmazó acélok alkalmazása megfelelőnek tűnik, de a tüzeléstechnikai eszközökkel végzett NOx mentesítés esetén előálló redukáló atmoszférában csak 45% Cr, 50% Ni tartalmú ötvözetek, illetve ilyen ötvözetekből fémszórással készített bevonatok tűnnek alkalmasnak, ami a költségek akár tízszeres növekedését is eredményezheti [6.45].
Vanádium korrózió: A fűtőolajok hamujában előforduló V2O5 és Na2SO4 vegyületek különböző arányú keveréke alacsony szintereződési, lágyulási és olvadási hőmérsékletet eredményezhet [6.33]. A füstgázok más alacsony olvadáspontú, ilyen eutektikumot alkotó fémoxidokat, szulfátokat, szulfidokat is tartalmazhatnak. Az olvadáspont a V2O5/Na2SO4≈2,5 (molekula) aránynál a legalacsonyabb, mintegy 585 °C, a lágyuláspont minimuma 555 °C, a szintereződési hőmérséklet minimuma 540 °C körül van, 1,5-2 közötti
152
V2O5/Na2SO4 arány esetén. A lágyuláspont feletti hőmérsékleten a feltételek mind a felületek elszennyeződéséhez mind magas hőmérsékletű korróziójához kedvezőek. A Na2O-V2O5 anyagpár 0,4-1,5 közötti aránya esetén is alacsony (540-555 °C) jellemző hőmérsékletek figyelhetők meg. CaO-V2O5 keverék esetén a minimális olvadáspont érték, 0,3 körüli molekula aránynál, 610 °C körül van. Az egyéb – alumínium, kalcium, magnézium, szilícium – vegyületek lényegesen nagyobb olvadásponttal jellemezhetők, így korrózió és elszennyeződés szempontjából kisebb jelentőségűek (6.12. táblázat). 6.12. táblázat [6.33], [2] Vegyületek NaHSO4 Na2S2O7 Fe2(SO4)3 5Na2O*V2O4*V2O5 Na3Fe(SO4)3 Na2O*V2O4*5V2O5 Na2O*V2O4*V2O5 Na2O*V2O5 2Na2O*V2O5 V2O5 Al2(SO4)3 3Na2O*V2O5 Na2SO4 CaSO4 Fe2O3 SiO2 ZnO V2O3,V2O4 Al2O3 MgO CaO
Olvadáspont °C 230 400 480 535 538 580 627 630 640 675 771 850 880 1450 1566 1720 1800 1970 2050 2500 2570
Megjegyzés 250 °C-nál szétesik, Na2S2O7 keletkezik 460 °C-nál szétesik, Na2SO4 keletkezik [2] [2] [2] [2]
691 °C [2] [2]
A vanádium vegyületek korróziós hatásukat a szerkezeti anyagokon lévő védőréteg feloldásával, a vas oxidálásával fejtik ki, például: Na2O*6V2O5 + Fe → Na2O*V2O4*6V2O5 + FeO A nátrium-vanádium vegyület az olvadék külső felületén, oxigén felvételével visszaalakul a kiinduló vegyületté 2(Na2O*V2O4*6V2O5)+O2 → 2(Na2O*6V2O5) A vanádium vegyületek elősegítik a kéndioxid kéntrioxiddá alakulását, alkáli szulfátok, piroszulfát képződését. A túlhevítő csövek mellett, az akár 100-150 °C-al nagyobb hőmérsékletű (2.142. ábrán vázolt) tartófüleket is károsítják. A korrózió megelőzésére a csövek falhőmérsékletét nagy vanádium tartalmú olajok tüzelése esetén 585 °C alatt kell tartani. Ebből adódóan 530-535 °C feletti gőzhőmérsékletek csak kevés (nyomokban-0,4%) vanádium (V2O5) tartalmú hamuval jellemezhető olajoknál célszerűek. Miután az arab, venezuelai, mexikói olajok többségének hamuja esetenként 15-50% vanádiumot (V2O5) tartalmaz, az ilyen fűtőolajat felhasználó berendezések
153
túlhevítőinek kialakításánál különös gondossággal kell eljárni. A korrózió különösen a Ni tartalmú acélokat veszélyezteti. Megoldást jelenthet az olvadáspont SiO2, CaO, MgO, Al2O3 tartalmú adalékanyagokkal történő növelése. A V2O5-CaO kétkomponensű olvadék 35 százaléknál nagyobb CaO tartalma esetén a folyáspont 1000 °C fölé kerül. A napi gyakorlatban a CaO bejuttatása finomra őrölt kalciumtartalmú ásványok és más adalékanyagok (például olajban oldódó alkálikus hatású vegyületek), tüzelés előtti egyenletes tüzelőanyagba keverésével célszerű.
Klór korrózió: A jelenlegi ismeretek alapján, a klór korróziót nagy klór, alkáli és alkáliföldfém tartalmú anyagok okozzák, amelyek gáz (gőz) fázisból, vagy aeroszolként a füstgáz szilárd alkotóira, illetve végül a felületeket borító lerakódásokban deponálódnak [6.47]. A főleg szeméttüzelésű kazánoknál megjelenő korróziónak, négy megjelenési formáját különböztetik meg, amelyek közül az első háromnál, a korrózió a védőréteg hiányában vagy annak tönkremenetelével, az utolsónál elemi klór támadására következik be: o Vas(II)klorid (FeCl2) képződés a tiszta csőfelületen (kezdeti korrózió erózióval vagy a nélkül). Ez a folyamat elsősorban az új vagy megtisztított berendezések üzembe helyezését követően, 300 °C (más forrás [6.48] szerint 260 °C) feletti fémhőmérsékleteknél jelentkezhet. A tűztérből kikerülő „nagy” koncentrációban lévő klór könnyen kondenzálódik a „hideg” fűtőfelületekre, így nagy mennyiségben keletkezhetnek vas-kloridok. Ezekből szulfátképződéssel klórtartalmú gázok képződhetnek, amelyek a cső védőrétegének sérülésével járhatnak. Utóbbit az alacsony olvadáspontú, fémolvadék eutektikumok kialakulása is gyorsíthatja. o Vas(II)klorid képződés oxigénszegény környezetben (főleg a tűztérben, égéstér feletti besugárzott huzamban). A szerkezeti anyagok esetleges sérülése oxigénhiányos környezetben, a szénmonoxid és a klór (illetve HCl) együttes hatására következik be, ahol a szénmonoxid a klórvegyületek hatását erősíti, ugyanis a klór- vagy sósavgőz a csövek felületén képződött magnetit és hematit rétegeket nem tudja korrodálni, a szénmonoxid hatására megsérülő védőréteg alatti vasat, vaskarbidot azonban igen [1], [6.49, 6.50]: Fe2O3 + 3CO → 2Fe + 3CO2 illetve Fe + Cl2 → FeCl2 vagy 2Fe + 4HCl +O2 → 2FeCl2 + 2H2O Fe3C + 6HCl → 3FeCl2 + C + 3H2 A reakció során képződött vas-klorid illóvá válhat, így anyagfogyás következhet be. A klór megjelenési formája (Cl2 vagy HCl) a hőmérséklettől függ. 2HCl + ½O2 → H2O + Cl2 600 °C hőmérséklet alatt Cl2 a felett HCl a jellemző. Vízgőz jelenléte elősegíti a HCl képződést. Az előbbi, gázhalmazállapotú klórvegyületek által okozott korrózióra elsősorban hulladékok, illetve biomassza tüzelése esetén, 400 °C alatti falhőmérsékleteknél (elgőzölögtetőknél) [6.49] lehet számítani. A korrózió megelőzésére a szénmonoxid keletkezést, illetve az esetlegesen keletkezett szénmonoxid, klór határoló falakkal, csövekkel
154
történő érintkezését kell (például az 5.33. ábra b) részletén vázolt megoldással) minimalizálni. A klór tartalmú tüzelőanyagot felhasználó (elsősorban hulladéktüzelésű) berendezéseknél a karbon tartalom tökéletes elégetésére 6% feletti oxigéntartalom biztosítása indokolt az utóégető térrészekben. 400 °C feletti hőmérsékletű túlhevítőknél az előbbiek szerinti klór korrózió előfordulása nem valószínű. 6.13. táblázat [6.49],[6.51, 6.52] Kloridok, összetétel (%) FeCl3 FeCl2 MgCl2 KCl CaCl2 NaCl ZnCl2 PbCl2 25% NaCl - 75% FeCl2 48% ZnCl2 -52% KCl 82% ZnCl2 -18% KCl 84% ZnCl2 -16% KCl 73% ZnCl2 -27% PbCl2 60% KCl - 40% FeCl2 58% NaCl – 42% FeCl2 31% NaCl -69% PbCl2 21% KCl -79% PbCl2 17% NaCl -83% PbCl2 39% ZnCl2 -50% KCl -11% PbCl2 35% ZnCl2 -48% NaCl -17% PbCl2 16% NaCl -40% KCl -44% PbCl2 K2SO4 –Na2SO4 -ZnSO4 KCl -ZnCl2 - K2SO4 -ZnSO4 K2SO4 -Na2SO4 - CaSO4
Olvadáspont (°C) 303 675 714 772 782 800 318 498 156 250 262 262 300 355 370 410 411 415 275 350 400 384 292 776
Oxigén jelenlétében az előbbi szétesés mindig bekövetkezik. A klór a lerakódások, védőrétegek pórusain, repedésein keresztül a védőréteggel, vagy (az előbbi alpontban ismertetett, kezdeti korróziónál) közvetlenül a fémfelülettel lép reakcióba [6.48]. Az ekkor keletkezett FeCl2 egy része elgőzölög és a füstgáz oxigéntartalmával Fe2O3-má vagy Fe3O4-é oxidálódik és Cl2 válik szabaddá. Ezek a vasoxidok durvaszemcsések, védőhatást nem fejtenek ki. o Eutektikus klorid olvadékok által okozott korrózió (200 °C hőmérséklet felett). Annak ellenére, hogy a lehetséges kloridok olvadáspontja magas (6.13. táblázat), mindig előfordulhatnak alacsonyabb olvadáspontú eutektikumok, amelyek gyors korróziót eredményezhetnek. A 262 °C hőmérsékleten olvadó, 82% ZnCl2, 18% NaCl eutektikummal, laborvizsgálatok során, 23 mm/év korróziós sebességet is megfigyeltek [6.48]. A károsodások lassítására nikkelbázisú, nagy krómtartalmú ötvözetek alkalmazhatók. o Lerakodásokban deponálódott kloridokból szulfátképződés során szabaddá váló klór által okozott korrózió, egy a korrózió során bekövetkező klórveszteséget a kloridokból történő szulfátképződéssel pótló körfolyamat (aktivált oxidáció) kialakulása. A tüzelés során a klór elsősorban NaCl,
155
illetve más alkáli kloridok formájában kerül lekötésre, amelyek 800 °C felett gázhalmazállapotúak. Na2O + 2HCl → 2NaCl + H2O Elegendő tartózkodási idő és 700 °C alá csökkenő hőmérséklet, oxidáló atmoszféra esetén, az illó alkáli-klorid vegyületek a lerakódás melegebb, külső felületéről a hidegebb csőfelületek felé diffundálva kondenzálódnak és a füstgázból származó kéndioxiddal szulfátokká alakulhatnak, melynek eredményeként gázfázisú HCl, vagy nagyon agresszív Cl2 keletkezhet: 2NaCl + SO2 + ½O2 + H2O → Na2SO4 + 2HCl 2KCl + SO2 + O2 → K2SO4 + Cl2 A folyamat sebessége az alkáli-kloridok kondenzációjától és a füstgáz kéndioxid tartalmának hatására bekövetkező szulfátképződéstől függ. Irodalmi adatok szerint az SO2 hatására bekövetkező szulfátképződés lassú folyamat [6.47]. Az átalakulás SO3 hatására sokkal (mintegy 1000szer) gyorsabban bekövetkezik. Nagy Na és Ca tartalom esetén a HCl csak részben tud szabaddá válni, a füstgázokban a klór döntően NaCl formában van jelen. A szulfátképződés során szabaddá vált klór a porózus védőrétegen áthatolva a fémfelület korrózióját eredményezheti: Fe + Cl2 → FeCl2 A keletkezett, gőzfázisú FeCl2 ellenkező irányban diffundálva oxigénnel, érintkezve hematittá 2FeCl2 + 1,5O2 → Fe2O3 + 2Cl2 oxigénnel és kéndioxiddal reagálva magnetitté és vasszulfiddá 4FeCl2 + O2 + SO2 → Fe3O4 + FeS + 4Cl2 alakul, a szabaddá váló klór pedig az előbbi reakció alapján ismét kloridképződésre vezet. A magnetit reakciója vas-kloriddal és oxigénnel is klór szabaddá válását eredményezi. FeCl2 + Fe3O4 + O2 → 2Fe2O3 + Cl2 427 °C hőmérséklet felett gázfázisú FeCl3 is képződhet [6.48]: 9FeCl2 + 2O2 → 6FeCl3 + Fe3O4 amely oxigénnel hematittá alakul és klór válik szabaddá: 6FeCl3 + 4,5O2 → 3Fe2O3 + 9Cl2 A reakciók során keletkezett (Fe2O3) vasoxid durvaszemcsés, porózus, nem képez a további korróziót megakadályozó védőréteget, koromfúvás, vagy erózió hatására könnyen leválhat. A folyamatosan újraképződő klór zárt korróziós folyamatot eredményez, emiatt a korrózió sebessége független az égéstermékekben lévő klór, kloridok koncentrációjától [6.49].
156
A korróziós folyamat az előbbiek alapján az alkáli-kloridok hamulerakódásokba történő kondenzációjából, az alkáli-kloridok szulfátosodásából, a szulfát képződés során a Cl2, HCl szabaddá válásából, a szerkezeti anyag felületén vas-klorid képződéséből, a vasklorid hőmérséklettől függő elgőzölgéséből, oxigénnel és kénoxidokokkal történő reakcióját követő széteséséből, ennek eredményeként a klór folyamatos szabaddá válásából áll [6.50]. A folyamathoz a reakciótermékek kellő parciális nyomására és mintegy 540 °C feletti hőmérsékletre van szükség, így károsodás elsősorban a túlhevítő csöveknél, hűtetlen tartó elemeknél várható. 16Mo3 minőségű csöveknél, 420 °C gőzhőmérséklet és 650 °C füstgázhőmérséklet esetén 1 mm/1000 h korróziósebességet is megfigyeltek [6.53]. A korrózió eredményeként a fém felületen, a korrózió helyén FeCl 2 réteg figyelhető meg. E felett, rétegesen az eredeti védőréteg (Fe3O4) maradványai, illetve a korrózió eredményeként képződött porózus szerkezetű vasoxidok, vas szulfid (Fe2O3, Fe3O4, FeS) találhatók. A külső felületet a kloridokat, szulfátokat, szilikátokat és más anyagokat tartalmazó, illó alkáli-klorid kondenzációnak, szulfátképződésnek kedvező feltételeket biztosító hamu réteg borítja. A szulfátosodás során keletkezett agresszív Cl2 a lerakódásban lévő Si, Al oxidokkal is reakcióba léphet, így illó SiCl 4, illetve Al2Cl6 vegyületek képződhetnek, amelyek eltávozva a tüzelőanyag hamujához viszonyítva a lerakódások lényegesen kisebb SiO 2, Al2O3 tartalmát eredményezhetik. [6.50]. FeCl2 jelenlétét a lerakódásokban szeméttüzelésű berendezéseknél 149-593 °C hőmérséklettartományban figyelték meg [6.48]. Barnaszéntüzelésnél a hamu nagyobb kalciumtartalma következtében 800 °C-ig a kén lekötött állapotban van, a fölött növekvő mértékben szabaddá válik. A klór elsősorban NaCl formájában van lekötve, amely 800 °C felett válik illóvá. KCl, CaCl2 csak szerényebb mértékben mutatható ki. Kőszeneknél a hamu kisebb kalcium, nátrium tartalma következtében a kén jelentős része kálium, alumínium vegyületek formájában kötődik meg. A klór, kisebb hőmérséklet tartományban elsősorban HCl formájában jelenik meg. Szeméttüzelésnél a jelentős kalcium tartalom ellenére a kén elsősorban a kellő mennyiségben jelen lévő nátriumhoz kötődik. A szulfátképződést a redukáló atmoszféra nehezíti, ezért a kálium KAlSi3O8, a nátrium 850 °C felett Na2SiO3 vegyületeket alkot [6.49]. A kalcium-klorid tartalom nagyon kicsi. Biomassza tüzelőanyagok esetén [6.50] a tüzelőanyag 4-nél nagyobb S/Cl tartalma esetén alig lehet klórkorróziót megfigyelni, míg 2-nél kisebb S/Cl arány esetén nagyobb korrózióra lehet számítani. A már lerakódott nátrium-klorid és (az oxidréteggel borított vagy anélküli) fémfelületek között 700 °C hőmérsékletig a reakció valószínűtlen. Ezzel szemben a kalcium-klorid tartalmú lerakódások korrózióra vezetnek, mivel (a vas-kloridból az előbbiekben vázolt korróziós folyamat eredményeként) klór válhat szabaddá [6.49]: CaCl2 + Fe3O4 → CaFe2O4 + FeCl2
157
Fontos megemlíteni, hogy amennyiben a szulfátképződés nem a lerakódásokban, hanem még gázfázisban történik (amelyet az égéstermékek nagyobb SO3 tartalma elősegíthet), a klórtartalmú lerakódások mennyisége, ezzel a korrózió veszélye csökkenhet. Amennyiben a lerakódások hulladéktüzelésű, vagy biomassza kazánok esetén ólmot, cinket is tartalmaznak, az előbbi korróziós folyamatok felgyorsulhatnak. A lerakódások külső, füstgázoldali rétege CaSO4 Na2SO4 - K2SO4 - ZnSO4 - PbSO4 alkotókat tartalmazó szulfátokból, belső, csőoldali rétege KCl - ZnCl2 alkotók keverékéből áll [6.51]. A [6.53] irodalomban összefoglalt gyakorlati esetek alapján, a fémfelületen, a korrózió helyén néhány μm vastag FeCl2 réteg figyelhető meg. E felett a sima csőfelületen az eredeti védőréteg vékony maradványai találhatók. A következő réteget mintegy 200 μm vastagságban, döntően komplex klorid és szulfát sókból álló réteg borítja. A réteg szerkezete (az alkotók eloszlása) aktív anyagátadásra utal. A vastartalmú korrózió termékek is helyenként, komplexen oszlanak el. Ettől a rétegtől éles határral válik el a felette lévő ólom-, kalcium-, káliumszulfátokból álló, pórusszegény, jól színtereződött, olvadék állapotban lerakódott réteg. Ez a réteg segíti elő a korrózió front közelében a nagy klór- és (kén-) parciális nyomás fenntartását, megakadályozva az oxigén diffúzióját. A ZnCl2 – KCl keverék olvadáspontja (6.13. táblázat) 250-300 °C között van, így a legbelső rétegben kedvezőek a feltételek a korrózióhoz. Helyileg, kráterszerűen (ahol az ólom, cink szulfátok kiválnak) nagy korróziósebesség alakulhat ki, amelynek következtében gyors anyagfogyás (például: 0,4 mm/1000 h [6.53], 1 mm/1000 h [6.54]) jelentkezhet. A klór korrózió ellen megfelelő védelmet csak a korrózióálló csőanyagok, szerkezeti elemek alkalmazása, illetve a hagyományos csőanyagokra fémszórással, felrakó hegesztéssel (cladding) felhordott bevonatok, égéstérben a megfelelő összetételű tűzálló anyag burkolatok, azt követő utóégető térben döngölések adnak. A korrózióálló acélok, bevonatok korrózióállóságának jellemzésére a nemzetközi gyakorlatban, a különböző ötvözőelemek hatását együttesen kifejező egyenértékű korrózióállósági számot (az angol, pitting resistance equivalent number elnevezés rövidítése alapján: PREN) alkalmaznak. Ennek általános alakja: 6.36 PREN Cr(%) m Mo(%) n N (%) A képletben szereplő m , n tényezők értéke a különféle hatásvizsgálatok alapján széles tartományban eltérhet, m =3,2-5, n =9-36 közötti értékeket is ismertetnek [6.55]. A gyakorlatban, különféle acélféleségekre alkalmazott számítási összefüggéseket az alábbi táblázat foglalja össze. 6.14. táblázat [6.56] Ferrites acél Ausztenites acél Duplex (ausztenites-ferrites) acél Szuper duplex acél Nagy Ni-Cr-Mo tartalmú ötvözet
Egyenértékű korrózióállósági szám Cr (%) + 3,3Mo (%) Cr (%) + 3,3Mo (%) + 30N (%) Cr (%) + 3,3Mo (%) + 16N (%) Cr (%) + 3,3(Mo (%) +0,5W (%)) + 16N (%) Cr (%) + 1,5(Mo (%) + W (%) + Nb (%))
158
Az egyenértékű korrózióállósági szám értéke a szeméttüzelésű berendezések felrakó hegesztésénél bevált Alloy 625 anyagminőségre mintegy 52, a tüzelőberendezések fémszórásához használt ferrites anyagoknál 30-40, nikkel bázisú anyagoknál >60 [6.57]. Az anyagminőség megválasztásánál a költségeket is figyelembe kell venni; például az Alloy 625 minőségű anyag a ferrites anyag négyszeresébe kerül. A bevonatok utólagosan, a helyszínen is felhordhatók. A széntüzelésekre ismertetett szulfátolvadék salakkorrózió hulladék, biomassza tüzeléseknél történő önálló előfordulása esetén elégségesnek tűnik a >27% krómtartalmú acélok alkalmazása [6.48]. Alacsonyhőmérsékletű korrózió: A kazánok utófűtő felületein, füstgázjáratokban, füstgázelszívó ventilátorokban, a füstgázban lévő kénoxidokból képződő savak kondenzációja, illetve a korrodáló hatású anyagokat tartalmazó lerakódások visszanedvesedése következtében bekövetkező, szerkezeti anyagok károsodásával járó folyamat.
Savkorrózió: Kéntartalmú tüzelőanyagoknál az égési reakció eredményeként elsősorban kéndioxid (SO2) képződik, de kis mennyiségben kéntrioxid (SO3) is keletkezik. A kazánokban a hőmérséklet lefutástól, légfeleslegtől, tüzelőanyag kéntartalmától, katalizátoranyagok (például vanádium oxidok, más, fűtőfelületeket borító lerakódások) jelenlététől függően a kéndioxid tovább oxidálódhat kéntrioxiddá. A kénoxidok a tüzelőanyag nedvesség-, illetve hidrogéntartalmától, valamint az égési levegő páratartalmától függő mértékben mindig jelen lévő vízgőzzel kénessavat, illetve kénsavat alkotnak. Ennek egy részét a füstgázban lévő pernyeszemcsék adszorbeálhatják, bázikus kémhatásuk esetén semlegesíthetik. A füstgázban lévő savgőzök a parciális nyomásukhoz tartozó telítési hőmérsékletnél (amelyet savharmatpontnak nevezünk) hidegebb fűtőfelülettel érintkezve kondenzálódnak. Miután a kénsav telítési hőmérséklete nagyobb a kénessav telítési hőmérsékleténél, kondenzációja is előbb kezdődik meg. A kicsapódó sav töménysége kezdetben nagyobb, majd a hőmérséklet csökkenésével csökken. Ismert, hogy a tömény kénsav nem károsítja az acéltartályokat, a koncentráció csökkenésével azonban korrodálja azokat. A hőmérséklet csökkenésével nemcsak a koncentráció csökken, hanem a kondenzáció mértéke is növekszik. Ebből következik, mint az a 2.172. ábra bal oldalán megfigyelhető, hogy a maximális korróziósebesség a savharmatpontnál 20-30 °C-al kisebb hőmérsékleten alakul ki. A hőmérséklet csökkenésével a korrózió sebessége csökken, és csak a vízgőz harmatpontja alatt növekszik meg ugrásszerűen. A kénessav korróziós hatása a relatíve kisebb telítési hőmérséklet következtében gyakorlati szempontból elhanyagolható, mivel a berendezéseket a nagyobb hőmérsékleten kezdődő, kénsav okozta korrózió figyelembevételével kell kialakítani. A felületen lévő lerakódások külső hőmérséklete nagyobb a fémfelület falhőmérsékleténél, így lassíthatják vagy lehetetleníthetik a kondenzációt. A korróziós folyamat az Fe + H2SO4 + ½O2 → FeSO4 + H2O összefüggéssel jellemezhető. Az egyenlet alapján keletkező FeSO 4*H2O korrózió termék az ásványtanban ismert szomolnokit. Megfigyelhető, hogy a reakció eredményeként képződő vegyületekben a vas és a szulfát gyök
159
aránya 1:1, ebből következik, hogy a kezdeti korrózió sebessége arányos a kénsav kondenzációs sebességével. A korróziós termékként keletkező vasszulfát nedvszívó, oxigén jelenlétében tovább oxidálódhat és az alábbi reakciók eredményeként kénsavat termelhet: 4FeSO4 + 2H2SO4 + O2 → 2Fe2(SO4)3 + 2H2O Fe2(SO4)3 + 3H2O → Fe2O3 + 3H2SO4 Így a kénsav a folyamatban alapvetően katalizátorként hat, anélkül hogy elhasználódna [6.50]. A korrózió megfelelő mennyiségű oxigén és vízgőz jelenlétében újabb savkondenzáció nélkül is folytatódhat. A kénsav a szerkezeti elem felületén lévő védőréteget is megtámadhatja, amelynek eredményeként az előbbi „kénsavtermelő” folyamat kiinduló anyaga jöhet létre: Fe2O3 + 3H2SO4 → Fe2(SO4)3 + 3H2O A korrózió a felületet egyenletesen károsítja, más elektrolitok kráteres vagy lyuk korróziós hatásától jól megkülönböztethető. A savharmatpont a füstgázban lévő kénsavgőz és vízgőz parciális nyomásától függ. Számítására közelítő függvényeket, diagramokat dolgoztak ki, mint például az [1] irodalomban közölt alábbi összefüggés, amely a 7*10-2< pH 2O <1 bar, 10-6< pH 2 SO4 <2*10-4 bar tartományban érvényes. t s 255 27,6 lg pH2O 18,7 lg pH2SO4
6.37 A vízgőz harmatpontja, parciális nyomásának ismeretében a szokásos gőztáblázatok (például 1. függelék) alapján meghatározható. A gyakorlatban, miután a keletkező SO3 mennyisége, a tüzelőanyag kéntartalmán, tüzelési módon, tűztérhőmérsékleten, légfelesleg tényezőn túlmenően, a katalitikus hatásoktól, bázikus hamualkotók mennyiségétől és más tényezőktől is függ, a kénsavgőz várható parciális nyomásának becslése nem lehetséges. Az összefüggések általában csak a füstgáz összetételének (a pH 2O , illetve pH 2 SO4 parciális nyomások) ismeretében adnak módot a harmatpont becslésére, ez azonban megfelelő mérőeszközökkel közvetlenül is mérhető. Az előbbi az oka, hogy speciális esetektől (egy adott tüzelőanyagfajta, azonos kazánban, azonos feltételekkel történő, kellő számú mérési eredménnyel alátámasztott felhasználásától) eltekintve, a várható savharmatpont adott esetre vonatkozó számítása helyett, a megengedhető füstgáz és szerkezeti elem hőmérsékletekre − gyakorlati tapasztalatok alapján − ajánlott irányértékeket (lásd a 2.228. Léghevítők fejezetben) veszünk figyelembe. Az egyes gyártók a saját berendezésekkel szerzett tapasztalatok alapján eltérő értékeket is ajánlhatnak (6.31. ábra). Az ábrán megadott hőmérsékleteket 0,2%-nál nagyobb kéntartalmú tüzelőanyagok esetén o melegvíz, forróvíz kazánok esetében az előremenő- és visszatérő víz átlaghőmérsékletének, o gőzkazánoknál a telítési hőmérséklet, o tápvíz előmelegítőknél a tápvíz belépő hőmérsékletének
160
minimális értékére javasolják. Gyakori üzemállapot változás esetén nagyobb értékek ajánlottak. Ez esetben a korrózió az elfogadható mértéket nem lépi túl [6.58]. Az ábrából is látható a kéntartalom megengedhető hőmérsékletre gyakorolt hatása, ezért a tüzelőanyagok beszerzésénél a kéntelenítési költségeket, légszennyezési bírságot is figyelembe véve a legalacsonyabb kéntartalomra kell törekedni. A hatásfok javítására kisebb berendezéseknél gazdaságosabb lehet saválló anyagokból készített utófűtő felületek alkalmazása. Erőművi kazánoknál a léghevítő korrózióját a levegő gőzfűtésű kaloriferrel történő előmelegítésével, vagy előmelegített levegő visszakeringtetésével (8.25. ábra), hőtranszformációval (2.167. ábra) lehet minimalizálni. Az SO3 képződés minimalizálására minden esetben törekedni kell a légfelesleg csökkentésére, ez azonban klórt is tartalmazó hulladékok esetén növelheti a klór korrózió veszélyét. Ez esetben a saválló anyagból készült utófűtő felületek alkalmazása jelenthet megoldást [6.59]. 130
Minimális hőmérséklet (°C)
125
120
115
110
105
100
95
90 0
1
2
3
4
5
Tüzelőanyag kéntartalma (%)
6.31. ábra Közegoldali minimális hőmérséklet a tüzelőanyag kéntartalma függvényében [6.58]
Visszafolyósodás miatti korrózió: Hulladékok, biomasszák tüzelésénél, ammónia adagolással végzett NOx kibocsátás csökkentésnél nyilvánvalóvá vált, hogy az előbbiekben tárgyalt savkorrózió mellett, más típusú alacsonyhőmérsékletű korrózió is előfordulhat. A korróziós hatás kis felületen, lyukszerűen jelentkezik. Előidézői a fémfelületekre rakódott, alacsony füstgáz nedvesség tartalom esetén, száraz pernye meghatározott összetételű sói, amelyek a füstgáz nedvességének növekedésével higroszkopikus hatásuknál fogva azt magukba szívják és folyékonnyá válhatnak [6.60]. A CaCl 2 például 95 °C hőmérsékletnél 15 tf% füstgáz nedvesség tartalomnál telített sóoldatot képezhet. A jelenséget a nemzetközi szakirodalomban a légkörkutatásból átvett angol, deliquescence (szétmállás, szétfolyás) kifejezéssel jelölik. Más visszafolyósodásra hajlamos sók ZnCl2 (cink-klorid), NH4Cl (ammóniumklorid), NH4NO3 (ammónium-nitrát), (NH4)2SO4 (ammónium-szulfát). Az ammónium vegyületek elsősorban a katalitikus NOx mentesítéshez (húgysav (C5H4N4O3), vagy ammónia vizes oldata formájában) bejuttatott ammóniából származnak. A klór transzportjához szükséges ammónia előfordulására NOx mentesítés nélküli estekben is számítani lehet, ugyanis a tüzelőanyag N tartalmából, az NOx képződésre vezető reakciók közbenső lépéseként, 600850 °C közötti hőmérsékleten (elsősorban rostély, fluid ágyas tüzeléseknél) 161
NH3 keletkezhet. Képződését a tüzelőanyag darabossága, nagyobb aminosav-, nedvességtartalma elősegíti, 1000 °C felett az NH3 képződés csökken. Az ammónium-klorid (köznapi nevén szalmiák, amely mintegy 340 °C hőmérsékleten szublimál) elsősorban a tápvíz előmelegítő felületeken rakódik le fehér, szorosan álló, tűszerű kristályok formájában, akár cm vastag rétegekben is. A lerakódás jellege arra utal, hogy nem a füstgázok által szállított, szilárd halmazállapotú szemcsék ütközéséből, hanem a hideg felületre történő deszublimáció során jön létre. Valószínűsíthető, hogy a lerakódást megelőzően a füstgázban lévő ammónia (NH3) és sósav (HCl) gőzből keletkezik. A képződési hőmérséklet az alkotók koncentrációjától függ, 180, illetve 140 °C alatti hőmérsékleten tesznek említést NH4Cl só képződésről. Nedvesség hatására a képződött sókristályok ismét oldatba mehetnek NH3, illetve HCl formájában. A keletkezett NH4Cl sókristály méretétől és a relatív nedvességtartalomtól függ, hogy a kristály ellenáll-e az oldódásnak. A korróziós folyamatoknál a jóval kisebb mennyiségben brómot tartalmazó tüzelőanyagok esetén képződő NH4Br (ammónium-bromid) is szerepet játszhat, amely a természetben nem fordul elő, szublimációs hőmérséklete mintegy 450 °C, és az ammónium-kloriddal kevert kristályokat alkot [6.60]. Végeredményben, ez esetben is klór korrózióról, annak egy alacsony hőmérsékleten lejátszódó formájáról van szó, amelyhez a korróziót okozó anyagot a gázfázisból történő kristályképződés és visszafolyósodás biztosítja. A korrózió terméke a gránátvörös színű ammónium-vas(III)-klorid (NH4FeCl4, más felírással FeCl3*2NH4Cl+H2O). A visszafolyósodás miatti korrózió 160180 °C hőmérséklet alatt, elsősorban alacsony, 100-120 °C körüli tápvíz hőmérséklet, hideg, szigeteletlen határolófalak, füstcsatornák esetén jelentkezik, a vastag, oxidokból, szilikátokból, szulfátokból álló lerakódások megakadályozzák kialakulását. A visszafolyósodás miatti korrózió csökkentése a könyv írásának idején rendelkezésre álló információk alapján, elsősorban a füstgáz ammónia tartalmának mérséklésével: az NOx mentesítéshez bevezetett ammónia feleslegének csökkentésével, illetve a minimális ammónia képződést eredményező tüzeléssel lehetséges.
162
7. Gőzkazánok elemeinek szilárdsági számítása A kazánok szerkezeti elemeinek végleges formája a szilárdsági számítások eredményeként alakul ki. Az anyagválasztás, szerkezeti kialakítás az üzemeltetési lehetőségekre, élettartamra is hatással van. A méretezést a biztonsági, megvalósíthatósági és gazdasági szempontok egyidejű figyelembevételével kell végezni. Cél: a tervezett élettartam alatt várható üzemmenet mellett megbízhatóan (elvárt rendelkezésre állással) működő, a személyzet testi épségét és a környezetet nem veszélyeztető, versenyképes berendezések kialakítása. Az alapvető számításokat közösségi és nemzeti szabványok alapján, általában szabványosított anyagminőségek, szokványos kialakítások figyelembevételével, gyakran fekete dobozként viselkedő számítási programok, kódok felhasználásával kell végezni, de csaknem minden berendezésben vannak olyan elemek, amelyekre nincsenek egyezményes számítási eljárások, így a tervezőnek önállóan, a szakirodalomra támaszkodva kell eljárni. Hasonlóan különös felelősséget és gondosságot igényel az új, kevéssé kipróbált anyagok használata is. Jelen fejezet a szerkezeti anyagok és tulajdonságaik, az alapvető számítási eljárások, a névleges paraméterekből, gyártásból és az üzemvitelből adódó, esetenként változó terhelések számításának, a korszerű berendezéseknél elvárt üzemvitelt, karbantartást támogató szakértői rendszerek alapelveinek megismerését kívánja elősegíteni. Miután egyre újabb szerkezeti anyagok jelennek meg, újabb üzemi tapasztalatokat ismertetnek, változnak a tervezési előírások, a megrendelők igényeinek felelős teljesítése érdekében a konstruktőr nem mellőzheti a szakirodalom rendszeres tanulmányozását, és a közös tudásanyag gyarapítására, saját tapasztalatainak közzétételét sem. 7.1.
Szerkezeti anyagok
A szerkezeti anyagokkal szemben támasztott alapvető követelmény, hogy károsodás nélkül, vagy elfogadható károsodással viseljék el az üzemi igénybevételek hatását. Ehhez a várható teljes működési (hőmérséklet) tartományban megfelelő szilárdsági tulajdonságokkal kell rendelkezni, melyeknek a tervezett üzemidő alatt csak elfogadható mértékben szabad romlani. Az anyagoknak a várható belső (4.2, 4.7. fejezet) és külső oldali (6.33. fejezet) korróziós hatásoknak ellenállónak kell lenni. Gyakori, hogy a szerkezeti elemek a statikus igénybevételek mellett változó, váltakozó igénybevételeknek is ki vannak téve. A tartósan nagy hőmérséklet, terhelés hatására az anyagokban szövetszerkezeti változások indulhatnak el, amelyek váratlan meghibásodásokat eredményezhetnek. Gyakorlatban csak azon anyagféleségek felhasználása jöhet szóba, amelyek a rendelkezésre álló eszközökkel megmunkálhatók, hőkezelés nélkül hegeszthetők vagy megbízhatóan hőkezelhetők. A gyártás, üzemvitel során szerzett tapasztalatok az anyagok megítélését, felhasználását lényegesen befolyásolhatják. Ezek alapján – leegyszerűsítve – az anyagféleségek három csoportba sorolhatók: Régebben gyártott, működő berendezésekben előforduló, de ma már nem gyártott, alkalmazott szerkezeti anyagok. Elhagyásukra kedvezőtlen tulajdonságaik vagy jobb, azonos feladatra gazdaságosabban alkalmazható anyagok megjelenése miatt került sor.
163
Bevált, széleskörűen alkalmazott, EU vagy nemzeti szinten szabványosított, hatályos dokumentumokban jellemzőik megadásával ismertetett anyagok. Vizsgálatok, kísérleti alkalmazások alapján alkalmasnak vélt, de kellő tapasztalattal, hosszú időtartamú vizsgálati eredményekkel még nem rendelkező anyagféleségek. Alkalmazásukhoz, az alkalmasság megfelelő bizonylatokkal történő alátámasztása, ezek hatósági befogadása mellett, a megrendelő beleegyezése is szükséges, aki hozzájárulásával tudomásul veszi a várható kockázatokat, amelyek következményeit nem vagy csak korlátozottan háríthatja át a szállítóra.
A tervezők, szakértők helyzetét nehezíti, hogy az idők során az anyagok elnevezése, jelölése változott29, a szilárdsági jellemzőket (elsősorban a tartamszilárdság értékét) az üzemi tapasztalatok, hosszabb időtartamú vizsgálatok eredményei alapján módosították. Erre tekintettel a leggyakrabban alkalmazott anyagok elnevezéseit összehasonlító táblázatokat (7.3.-7.4. táblázat) közlünk. A szilárdsági és egyéb jellemzőket a legújabb szabványok, illetve adatlapok alapján adjuk meg, kivéve a már nem alkalmazott anyagféleségek adatait, amelyeket a korabeli adatbázisok alapján foglaltunk össze. 7.11. Az anyagok tulajdonságai A szerkezeti anyagok jellemzőit ismertető adatbázisokban, adatlapokon az összetétel, szilárdsági jellemzők mellett, a változó igénybevételek, hőfeszültségek számításához szükséges adatokat (rugalmassági modulus, fajlagos hővezető képesség, lineáris hőtágulási együttható) is feltüntetik. A kazántechnikában előforduló különféle feladatokra alkalmas anyagok ismertetése előtt – esetenként a vizsgálati módszer vázlatos bemutatásával – összefoglaljuk az anyagok viselkedését a különféle igénybevételek hatására. Szakítószilárdság B Folyáshatár 0,2 Rugalmassági
e
ep p
e p m
p
m
határ
a) Szakító diagram
m
b) Rugalmas-képlékeny alakváltozás
m
c) Rugalmas- ideálisan képlékeny alakváltozás
7.1. ábra Szakító diagram, maradó alakváltozás a folyáshatár elérése után Folyáshatár, szakítószilárdság: Terhelés hatására a szerkezeti anyagok megnyúlnak, alakváltozásuk kezdetben rugalmas, a terhelés növelésével megfolynak (maradó alakváltozást szenvednek) és egy adott terhelés felett elszakadnak. A folyamatot szemléletesen a szakító diagram mutatja (7.1. ábra a) részlet). A tervező számára a folyamatból:
A könyvben a régebben használatos anyagoknál a hagyományos, a hatályos szabványban felsorolt anyagoknál a szabványos jelöléseket használjuk, megadjuk az azonosító számot is. Az új, esetenként végleges jelöléssel még nem rendelkező anyagok esetén, törekszünk a szakirodalomban említett minden elnevezés bemutatására. 29
164
a rugalmassági határ (az a terhelés, amely alatt az alakváltozás rugalmas, az anyag visszatér eredeti állapotába, a gyakorlatban a maradó alakváltozás nagyon kicsi 0,005-0,010%), a folyáshatár (amelynél a terhelés megszüntetése után maradó alakváltozás tapasztalható, a gyakorlatban egyezményesen a 0,2% maradó alakváltozáshoz tartozó 0,2 feszültséget nevezik folyáshatárnak), a szakítószilárdság (az a maximális B feszültség érték, amely az anyag elszakadása előtt megfigyelhető) bír gyakorlati jelentőséggel. Fontos megjegyezni, hogy az egyezményes megállapodás alapján az anyagban ébredő feszültség kiszámítása az eredeti keresztmetszetre történik, annak ellenére, hogy az alakváltozás hatására az anyag keresztmetszete csökken, erre átszámítva a tényleges, szakadást okozó feszültség lényegesen nagyobb a szakítószilárdság értékénél. A táblázatokban a szakítóvizsgálatok során megfigyelt szakadási nyúlás ( ) értékét – amely az anyag szívósságára jellemző – is megadják. A tulajdonságok függnek a gyártástól (a gyártás során végzett alakítástól) és a hőmérséklettől, növekvő lemez-, csőfalvastagsággal, alkalmazási hőmérséklettel általában romlanak. A folyáshatár elérését követően tehermentesített anyag nem nyeri vissza eredeti méreteit, a változás az anyag tulajdonságaitól függően rugalmas-képlékeny (a feszültség a nyúlás növekedésével nő, 7.1. ábra b) részlet), vagy rugalmas-ideálisan képlékeny (a feszültség az alakváltozással már nem növekszik, 7.1. ábra c) részlet) alakváltozási modellel közelíthető. Az ábrákon e a rugalmas, p a képlékeny, ep a rugalmas-képlékeny alakváltozást (nyúlást) jelöli. Az m
maradó alakváltozás
rugalmas-képlékeny és tökéletesen képlékeny anyagoknál is az p képlékeny nyúlással egyenlő. Az anyagok sorozatos maradó deformálódásával járó alakváltozások halmozódhatnak ( p , 7.1. ábra c) részlet), ezek eredményeként repedések is megjelenhetnek. Elsődleges kúszás Harmadlagos kúszás
ε, fajlagos nyúlás
Másodlagos kúszás
σ
εp képlékeny alakváltozás εe rugalmas alakváltozás Idő
7.2. ábra Kúszás állandó hőmérséklet és terhelés esetén Kúszás, szövetszerkezet degradációja: A kúszás tartósan nagyobb hőmérsékleten, a folyáshatárnál kisebb feszültségen bekövetkező képlékeny alakváltozás. Kialakulását több, aktiválási energiától (Arrheinus törvény) is függő, részfolyamat befolyásolja, amelyek lehetővé teszik a kristályrácsok deformációját a folyáshatárnál kisebb feszültségen is [7.1]. Az alakváltozás nagysága a szerkezeti
165
anyagok összetételétől, gyártási módjától, hőkezelésétől, terhelésétől és az igénybevétel időtartamától is függ. A folyamat (7.2. ábra) több szakaszra osztható: Az anyag terhelését követően (a szakító diagramnak megfelelően) azonnal rugalmas, majd a diszlokációk átrendeződésével képlékeny alakváltozás következik be. A tartós igénybevétel hatására megkezdődik az anyag felkeményedése, amely fokozatosan csökkenő sebességű nyúlással jár. A folyamatnak ezt a szakaszát elsődleges vagy átmeneti kúszásnak nevezik. Az ezt követő másodlagos, vagy állandó kúszás tartományában az alakváltozás sebessége hosszabb időn át közel állandó, értéke az anyagban végbemenő szövetszerkezeti változásoktól (mikropórusok, pórusláncok kialakulásától) függ. A harmadlagos szakaszban a szövetszerkezeti változások hatására a szemcsék mentén megjelenő mikro repedések következtében a nyúlás sebessége nő, végül az anyag eltörik. A minimális kúszási sebesség jól közelíthető az n
a 0 e R T 7.1 0 hőmérséklettől függő kifejezéssel [7.1], ahol kúszási sebesség [mm/h], az adott anyagra jellemző állandó [mm/h], 0 az anyagban ébredő feszültség [N/mm2], 0 az adott anyagra jellemző állandó [N/mm2], az anyagminőségtől, feszültségtől függő kitevő, értéke nagy feszültségek n esetén 3-8 között, kis feszültségek esetén 1 körül van, Ea aktiválási energia [kJ/mol], gázállandó [kJ/molK], számértéke 8,31 J/molK, R hőmérséklet [K]. T E
Az aktiválási energia értéke egy adott anyagra a második (állandó kúszás) tartományban, a hőmérséklet kismértékű (10-20 °C-os) változtatásával mért kúszási sebességek alapján számítható [7.1]:
Ea R ahol 1 2 T1 T2
ln(1 / 2 ) 1 1 T1 T2
7.2
kezdeti T1 hőmérsékleten mért kúszási sebesség [mm/h], változtatott T2 hőmérsékleten mért kúszási sebesség [mm/h], kezdeti hőmérséklet [K], változtatott hőmérséklet [K].
Egy adott hőmérsékleten megfigyelhető kúszási sebesség, és a terhelő feszültség közötti összefüggésre más közelítő egyenletek is ismertek [7.4-7.5]. ezek többsége a 7.1 kifejezésben is szereplő, Arrheinus féle, hőmérséklettől függő kinetikus folyamatokat leíró törvényből indul ki. 166
A kúszás elfogadható értéken tartása érdekében a tartósan nagy hőmérsékleten üzemelő anyagok szilárdsági számításánál szilárdsági jellemzőként a kúszáshatár ( 1,t , 100 000 üzemóra után 1% nyúlást okozó feszültség), illetve a tartamszilárdság (kúszási szilárdság, B , 100000, t a 100 000, illetve B , 200000, t a 200 000 üzemóra után szakadást okozó feszültség) figyelembevétele szokásos. Mivel az ezek megbízható meghatározásához szükséges vizsgálatok hosszú időt vesznek igénybe, gyakran előfordul, hogy a rövidebb időtartamú (esetleg nagyobb hőmérsékleten elvégzett) vizsgálatok alapján adnak meg az előbbi időtartamokra vonatkozó kúszáshatár, tartamszilárdság értékeket. A különféle hőmérsékleteken, időtartamban elvégzett vizsgálatok közötti átszámítás korábban általánosan a Larson-Miller paraméter i
LMP( ) T ( C log ) ai log( )i
7.3
0
felhasználásával történt, ahol tartamszilárdság [N/mm2], alkalmazási hőmérséklet [K], T a szerkezeti anyagtól függő állandó, egyedi adat hiányában szokásos értéke C C =20, igénybevétel időtartama [h], regressziós összefüggés együtthatója, ai regressziós összefüggés fokszáma (maximum hetedfokú közelítést i alkalmaznak). E mellett a gyakorlatban más modellek alkalmazása is elterjedt, részletesebb elemzésük, összehasonlításuk az irodalomban (például [7.5-7.6]) megtalálható. A rövidített időtartamú vizsgálatokból a 7.3 képlet felhasználásával kiszámított értékek általában nagyobb tartamszilárdságot adnak, mint a később befejeződő, hosszabb időtartamú vizsgálatokkal ténylegesen megállapított értékek [7.5], ezért új anyagféleségeknél gyakoriak a helyesbítések, emiatt ezek felhasználásánál óvatosan kell eljárni. Egy adott gyártmány tényleges jellemzői a szabványokban adatlapokon megadott tartamszilárdság értékektől ±20 százalékkal eltérhetnek (a vizsgálati eredményeknek a ±20% tűrésmezőn belül kell esni). 7.1. táblázat [7.3] Besorolási osztály 0 1 2a 2b 3a 3b 4 5
Szövetszerkezet állapota Szállítási állapot, igénybevétel nélkül Kúszás, mikropórusok nélkül Előrehaladott kúszás, esetenkénti mikropórusokkal 2 Jól előrehaladott kúszás, számos (> 150 db/mm ) mikropórus, rendeződés nélkül Kúszási károsodás, számos, rendeződött mikropórus Előrehaladott kúszási károsodás, mikropórusláncok és/vagy szemcsehatárok (<1 szemcsehatár hossz) elválása Előrehaladott kúszási károsodás, mikro repedések Erős kúszási károsodás, makro repedések
Nagyobb terhelés, hőmérséklet gyorsabb alakváltozást és meghibásodást eredményez. A folyamat előrehaladását az alakváltozás (például a csövek átmérőjének) rendszeres időközönkénti mérésével, a bekövetkezett szövetszerkezeti változások szövetszerkezet lenyomatok (7.83. ábra) alapján történő vizsgálatával 167
ε, fajlagos nyúlás
lehet nyomon követni. A változások megítélésére osztályozási rendszereket [7.2, 7.3] dolgoztak ki. Az európai gyakorlatban széleskörűen elterjedt VGB osztályozási rendszer (VGB-Richtlinie R 509 L), amely a leggyakrabban és jelenleg is alkalmazott – 13 CrMo 4 4, 10 CrMo 9 10, 14 MoV 6 3, X 20 CrMoV 12 1, X 8 CrNiNb 16 13 – csővezeték anyagokkal szerzett gyakorlati tapasztalatok alapján került összeállításra, az előző (7.1.) táblázatban látható minősítéseket alkalmazza. Hagyományos szerkezeti anyagoknál, nagyobb terhelések esetén, a másodlagos kúszási tartomány második felében várható a mikropórusok megjelenése, a tartomány vége felé már rendeződött mikropórusok, mikropórusláncok is megfigyelhetők (7.3. ábra).
4 3b 2a
Idő
7.3. ábra Szövetszerkezet változása tartós terhelés hatására [7.2]
σ, terhelő feszültség
Relaxáció (ernyedés): Amennyiben a nagy hőmérsékleten történő tartós igénybevétel esetén a szerkezeti anyag hossza állandó (például szorító csavaroknál), a megnyúlás hatására a szerkezeti elemben ébredő erő csökken. A folyamat azzal magyarázható, hogy a szövetszerkezeti változások hatására a kezdeti rugalmas (akár a folyáshatárnál kisebb feszültség hatására kialakuló) alakváltozás fokozatosan maradó alakváltozássá alakul. Utánfeszítés (az eredeti terhelés visszaállítása) esetén újabb megnyúlás, végül az anyag tönkremenetele következne be. Ennek megelőzésére a szorító csavarok kezdeti terhelését csak akkora értékre szabad beállítani, hogy a tartósfolyás eredményeként bekövetkező relaxáció esetén is kellő szorítóerő maradjon vissza.
σ0,2 ε, kezdeti fajlagos nyúlás
Idő
7.4. ábra Relaxáció tartósfolyás hatására Ütőmunka, átmeneti hőmérséklet: Az anyagok viselkedése szempontjából fontos, hogy a szerkezeti elemek, igénybevétel hatására bekövetkező, károsodás (alakváltozás) esetén se hibásodjanak meg azonnal. Ezt, a gyakorlatban szívósságnak nevezett tulajdonságot a törési munka jellemzi. Értéke egyirányú húzás esetére a szakító vizsgálat során felvett szakító ( - ) görbe alatti területtel (a próbatestben ébredő feszültség, fajlagos nyúlás menti integráljával) egyenlő. A valóságban általában többtengelyű feszültségállapot fordul elő, az igénybevétel jellege, üzemi hőmérséklet változhat, így a tönkremenetelt eredményező törési 168
100 Ütőmunka
Töretfelület
27 Átmeneti hőmérséklet 0
Képlékeny töretfelület aránya (%)
Ütőmunka (J)
munka lényegesen eltérhet az ideális körülmények mellett meghatározott értéktől. Erre is tekintettel, a bonyolult számítás helyett, a törési munka meghatározására, egyszerű gyakorlati módszert, ütésvizsgálatot alkalmaznak. A vizsgálat eredménye egy megfelelően kialakított, (kazántechnikában a Charpy V [7.7]) bemetszéssel ellátott próbatest eltöréséhez felhasznált munka, az úgynevezett ütőmunka. A vizsgálat során az ütőmunka meghatározása mellett a töretfelület szemrevételezése is megtörténhet, megállapítva a szívósan (borostás töretkép) vagy ridegen (sima töretkép) eltört felületrészek arányát. Általában négyféle töretkép különböztethető meg [7.8]: ridegen induló és teljesen ridegen terjedő repedés, képlékenyen induló, de rideggé váltó repedés, ridegen induló, de képlékennyé váló, esetleg megálló repedés, teljesen képlékeny repedés.
Hőmérséklet (°C)
7.5. ábra Ütőmunka változása a hőmérséklet függvényében Az ütőmunka értéke a hőmérséklet csökkenésével csökken (7.5. ábra), egyúttal megváltozik a töret képe is, egy bizonyos, úgynevezett átmeneti hőmérsékletnél az anyag rideggé válik. Az átmeneti hőmérséklet meghatározása különféle szempontok alapján lehetséges. A kazántechnikában azt a hőmérséklet értéket tekintik átmeneti hőmérsékletnek, amelynél az ütőmunka az egyezményesen megállapított 27 J alá csökken. (Más felhasználási célokra például a 40, vagy 60 J ütőmunkát, vagy a töretfelület képlékeny arányának 40% alá csökkenését alkalmazzák az átmeneti hőmérséklet értékének megállapításához). Repedésterjedés, törésmechanika: A szerkezeti elemek gyártása során, a legnagyobb gondosság ellenére, visszamaradhatnak anyaghibák, mikro repedések, mivel a gyártási folyamatokba beépített hibakereső anyagvizsgálatokkal a kisméretű hibák nem minden esetben határolhatók be. Repedések az üzemi igénybevételek hatására is megjelenhetnek. Méretük az igénybevételek hatására növekedhet. Ez, az anyag tulajdonságaitól, a hiba méretétől, elhelyezkedésétől, az igénybevétel módjától, nagyságától függően bekövetkezhet nagy sebességgel, ridegtörés formájában, vagy fokozatosan. Miután az anyaghibák, repedések nem kerülhetők el, felvetődik a kérdés: vajon a hibakereső készülék érzékelési tartományánál kisebb méretű esetleges hiba, vagy egy adott méretű − esetleg üzem közben keletkezett − repedés megengedhető-e, számítani lehet-e és milyen sebességgel a repedés terjedésére. A repedések hatásával, a megengedhető repedésméretek megállapításával, illetve a kritikus helyzetek megelőzésével a törésmechanika foglalkozik. Egy végtelen méretű lemezben lévő, végtelenül lapos, 2a hosszúságú repedés végén, egyoldali húzó igénybevétel hatására kialakuló feszültségek (7.6. ábra) a következő összefüggésekkel számíthatók [7.1], [7.9]: 169
Repedésre merőleges irányban: a yy 0 cos 1 sin / 2 sin3 / 2 2 r 2 Repedés hossztengelye irányában: a xx 0 cos 1 sin / 2 sin3 / 2 2 r 2
7.4
7.5
Nyírófeszültség:
xy
0 a sin cos / 2 cos 3 / 2 2 r 2
7.6
σ0
σyy 2a
φ r
σ0
7.6. ábra Lapos repedés végtelen lemezben [7.1] Az összefüggések felbonthatók egy az igénybevételtől, repedésmérettől, illetve egy a geometriai jellemzőktől függő tényezőre. Az előbbi
K I 0 a 7.7 [N/mm ] értéket feszültségintenzitás tényezőnek nevezik. Felhasználásával a repedés síkjában, hossztengelyére merőlegesen ébredő feszültség: 3/2
yy
0 a KI 2 r 2 r
7.8
alakban írható fel. Számértéke a repedés végén a legnagyobb:
KI 7.8a 2 a Nagysága lényegesen nagyobb lehet a folyáshatárnál, ebből adódóan az anyag a repedés széle mellett – miután a tényleges feszültség nem lépheti túl a folyáshatárt – képlékeny alakváltozást szenvedhet. Ez (az erőegyensúly teljesülésének követelménye miatt) a feszültségeloszlás átrendeződését eredményezi, melynek eredményeként a képlékeny zóna a 7.4 képlet szerinti elméleti feszültségeloszlás felhasználásával számítható értéknél szélesebb lesz [7.1].
yy
Elméleti vizsgálatok és gyakorlati tapasztalatok alapján minden anyagra létezik egy, a hőmérséklettől (és az anyag előtörténetétől, például a gyártás során végzett alakítás, hőkezelés, üzemi igénybevétel, annak ideje), alakváltozási sebességtől függő, kritikus K Ic feszültségintenzitás tényező [N/mm3/2] (a gyakorlatban szokásos a törési szívósság elnevezés is), amelynél egy adott méretű repedés már nem terjed tovább: 170
K Ic a 7.7a A kifejezést átrendezve az egy adott repedésméretnél megengedhető (annak négyzetgyökével fordítva arányos) terhelő feszültség adódik:
meg
K Ic 7.8b 2 a
K Ic értéke az ütőmunkához hasonlóan a hőmérséklettel csökken, így alacsonyabb hőmérsékleten ugyanarra a repedésre kisebb lesz a megengedhető feszültség értéke. Nagysága acéloknál 800-6000 között lehet [7.9], [7.19]. Az előzőekben az egytengelyű húzó igénybevételnél bekövetkező repedés hatását mutattuk be. A húzó igénybevétel mellet felléphet nyíró és hajlító (tépő) igénybevétel is (7.7. ábra). y
y
y
x
x
z
I) Húzó igénybevétel
x
z
z
II) Nyíró igénybevétel
III) Hajlító igénybevétel
7.7. ábra Erőhatás irányának hatása a törés módjára A vizsgálatok és a gyakorlati tapasztalatok alapján az I. jellegű, húzó igénybevétel hatására bekövetkező repedéskinyílás a legvalószínűbb jelenség, mivel K Ic értéke kisebb a K IIc illetve K IIIc értékénél [7.10]. A jelenleg alkalmazott vizsgálati eljárásokkal a különféle (elsősorban I., illetve II. jellegű) igénybevételek együttes vizsgálata is lehetséges [7.9]. A megengedhető feszültség, illetve repedésméret a repedés alakjától is függ. Hatását alaktényezővel lehet figyelembe venni:
a meg ahol Q
Q K Ic2
2
7.9
a repedés alakjától függő alaktényező (7.2. táblázat), átlagfeszültség [N/mm2]. 7.2. táblázat [7.14]
Q alaktényező
Repedés alakja Végtelen széles lapban átmenő repedés Hosszú lapos repedés Belső kör alakú repedés Belső elliptikus repedés
1 0,8258
2 /4
0,212 B 2
/ 2
, ahol
0
másodfajú elliptikus integrál Felületi fél elliptikus repedés
1 2 0,212 1,21 B
171
1/ 2
a 2 b2 1 sin 2 a
d
Feszültségintenzitás tényező
Az előzőekben bemutatott 7.4-7.6 összefüggések a repedések körül kialakuló feszültséget a Hooke törvénynek megfelelően viselkedő, tökéletesen rugalmas (7.10. ábra) anyag síkbeli alakváltozásának feltételezésével adják meg (ebből származik a lineárisan30 rugalmas törésmechanika elnevezés is). A feltételezés a valóságban csak vastag szerkezeti elemekben előforduló repedésekre teljesülhet, ugyanis vékony lemezeknél a feszültségállapot ugyan síkbeli, de az alakváltozás nem. Síkbeli alakváltozás vastag lemezeknél is csak a magrészben fordul elő. Emiatt a K Ic értékének pontos meghatározására csak vastag mintákon elvégzett vizsgálattal van mód (7.8. ábra).
Próbatest vastagság függvényében mért KI érték
KIc
Próbatest vastagság
7.8. ábra Próbatest vastagságának hatása a vizsgálat pontosságára Nagy szívósság és kis repedésméret esetén a lineárisan rugalmas törésmechanika nem alkalmazható. Az ilyen anyagoknál a repedések végénél megfigyelt öblösödésből adódó repedéskinyílás, illetve a nagy mintaméretekből adódó nehézségek kezelésére fejlődött ki a rugalmasan képlékeny törésmechanika. Két jellemző számot alkalmaz: J integrált: a repedés végének környezetében a repedés növekedése közben elnyelt fajlagos energiát
J ahol U A
dU dA
7.10
a repedést tartalmazó elem potenciális energiája [Nmm], a repedés területe [mm2].
Meghatározása lehetséges véges elemes számítással (a repedés vége körüli körintegrállal), illetve különböző hosszúságú repedéseket tartalmazó, azonos mintatesteken mért törési munkából (mint arra utaltunk, a szakító görbe alatti terület azonos a szakadás előidézéséhez bevezetendő törési munkával). Gyakorlati szempontból az állandó sebességű repedésterjedést előidéző J Ic [N/mm] értéke mértékadó. Mivel a gyakorlatban a törési szívósság használata terjedt el, a J integrált is visszavezetik a K Ic értékére. Az átszámítás lineárisan rugalmas anyagokra: síkbeli feszültségállapot esetén a
K Ic J Ic E
síkbeli alakváltozás esetén a
K Ic J Ic
30
E 1 2
Megjegyezzük, hogy vannak nem lineárisan rugalmas anyagok is, amelyeknél a terheléssel csökken.
172
7.11 7.11a
/
értéke a
kifejezéssel történhet, ahol E [N/mm2] a rugalmassági modulus. CTOD (Crack Tip Opening Displacement) kritikus repedéskinyílást [7.1], amelyet a szabványos méretű próbatest viselkedésétől függően: o a stabil képlékeny repedésnövekedés megindulása, o a stabil képlékeny repedésnövekedést követő instabil hasadás bekövetkezéséhez tartozó repedéskinyílás, o a stabil képlékeny repedésnövekedést követő instabil repedésnövekedés bekövetkezéséhez tartozó repedéskinyílás, vagy o az el nem törött próbatestek esetében a maximális terheléshez tartozó ideálisan képlékeny nyúlás alapján határoznak meg. Meghatározása a vizsgálatok során megfigyelt rugalmas és képlékeny repedésterjedés összegzésével történik [7.11]. Számítása síkbeli feszültségállapotra, tökéletesen képlékeny anyagokra, a folyáshatárnál lényegesen kisebb feszültségek esetén Dugdale továbbfejlesztett összefüggése alapján
8 0 ,2 a 1 2 7.12 CTOD ln sec E 2 0 ,2 kifejezéssel [7.12-7.13] történhet, ahol 0,2 folyáshatár [N/mm2], repedésméret fele [mm], a Poisson szám, rugalmassági együttható [N/mm2], E az anyagban ébredő átlagfeszültség [N/mm2]. A szerkezeti anyagokra, azok hegesztési varrataira megengedett legnagyobb értékére (például acélszerkezetek készítéséhez felhasznált, 40 mm-nél nagyobb vastagágú elemekre: CTOD <0,1-0,25 mm) az egyes szakmai előírások adhatnak előírást. Kazánokra ilyen általános előírás nem ismert, így a megrendelő által előírható értékek lehetnek mérvadóak. Gyakorlati szempontból: az anyagban, az üzemidő során ébredő feszültségnek kellő (biztonsági) tartalékkal kell kisebbnek lenni a meghibásodást eredményező feszültségnél. A J integrál és a kritikus repedéskinyílás között a
J C 0,2 7.13 alakú összefüggést találtak [7.13], ahol a C állandó értéke síkbeli feszültségállapotra C =1, más esetekben 1-2 között változik. Meg kell jegyezni, hogy a könyv összeállításának idején, a CTOD értékének meghatározására vonatkozó szabványok között még további harmonizációt tartottak szükségesnek [7.13]. Repedéskinyílás: A gyakorlati tapasztalatok alapján a változó, ciklikus igénybevétel elősegíti a korrózió vagy gyártási hibák miatt kialakuló felületi repedések méretének növekedését. A folyamat a következők szerint vázolható (7.9. ábra) [7.1]: Kezdetben a repedés még állandó igénybevételek esetén is gyorsan növekedhet, iránya a főfeszültség irányával közel 45 fokos szöget zár be. A repedés növekedésével a repedés peremén kialakuló feszültségmező
173
lg(da/dN)
hatására a repedés iránya a főfeszültség irányára merőlegessé válik. Amennyiben a továbbiakban a feszültségintenzitás tényező változása K min alatt marad, a repedés nem terjed tovább.
Gyors repedés terjedés
Egyenletes repedés terjedés tartománya
Kezdeti repedés tartománya ΔKmin
lg(ΔKI)
7.9. ábra Repedésterjedés ciklikus igénybevétel hatására [7.9]
A K min értéket meghaladó feszültségintenzitás tényező változást eredményező le- és felterhelések (ciklikus igénybevételek) hatására a repedés keresztben barázdálttá válhat, miután a terhelés megszűnését követően terjedése leáll, vége (az esetleges korrózió hatására is) öblösödhet, majd ismételt terhelés hatására tovább terjedhet. A terjedés sebessége a feszültségintenzitás tényező változásától függ: da C0 K n 7.14 dN ahol repedésméret [mm], a ciklusszám [db], N C0 kísérleti állandó [mm/ciklus], feszültségintenzitás tényező változása [N/mm3/2], K K max K min kitevő, értéke az anyagoktól függően 2-7 között lehet. n
A nagyságrendek érzékeltetésére: például X20Cr13 minőségű anyagra C0 =1,61*10-10 mm/ciklus értékű állandó és n =2,01 értékű kitevő adódott [7.9]. Korrózió hatására a repedés nyílása bezáródhat, amely a feszültségintenzitás tényező, így a repedés méretének csökkenésére vezethet [7.1]. A méret növekedésével gyorsan bekövetkezik a képlékeny vagy rideg törés.
Az előbbiek alapján a repedések megengedhető méreténél nemcsak a 7.9 összefüggésből számítható értéket, hanem a ciklikus terhelésváltozások következtében várható repedés terjedést is figyelembe kell venni. Csak olyan méretű kezdeti repedések engedhetők meg, amelyek nagysága a várható terhelésváltozások hatására bekövetkező növekedést követően is alatta marad a megengedhető repedésméretnek. Változó, váltakozó igénybevétel, kisciklusú kifáradás: A szerkezeti anyagok a berendezések üzemeltetése során hőmérséklet, nyomás változásából adódóan változó, váltakozó igénybevételnek vannak kitéve. Szövetszerkezeti változásokat nem okozó hőmérséklettartományban − elsősorban a berendezések indításábólleállításából, terhelésváltozásából − adódó periodikus igénybevételek hatására
174
Feszültség
kisciklusú kifáradás jelentkezik. A folyamat eredményeként a feszültséggyűjtő helyeken kialakuló képlékeny alakváltozás (húzó-nyomó igénybevétel) hatására repedések jöhetnek létre, amelyek a szerkezeti elemek meghibásodásához vezethetnek. Nagyobb hőmérsékleten a kisciklusú kifáradás az esetleges kúszással, korrózióval, ezekből adódó szövetszerkezeti átalakulással együtt jelentkezhet.
εe
εp σid rug= ε E
σ0,2
εm
Nyúlás
εö Ellenkező irányú alakváltozás
7.10. ábra Nyúlások, és az ideálisan lineárisan rugalmas feszültség értelmezése Mint a 7.1. ábra b) részletéhez kapcsolódóan már bemutattuk, a képlékeny alakváltozásnak ( p ) kitett anyagok a leterhelést követően nem térnek vissza eredeti
2ε,m
2εm
Nyúlás
2σa = 2E εö
Feszültség
állapotukba, maradó nyúlás ( m ) jelentkezik. Ellenkező irányú, képlékeny alakváltozást is okozó igénybevétel hatására a maradó nyúlás csökken, majd maradó összenyomódássá változik (7.10. ábra). Amennyiben a folyamat állandó (2 ö ) nyúlás amplitúdó mellett ciklikusan ismétlődik, az alakváltozás a 7.11. ábrán vázolt hiszterézis görbe szerint alakul (például [7.36]).
2εe 2εö
7.11. ábra Hiszterézis görbe állandó nyúlások melletti fárasztásnál A szerkezeti elemek meghibásodása a rugalmas és képlékeny alakváltozások együttes hatására következik be. Míg az előbbiek hatása csak nagy ciklusszám esetén jelentkezik, addig képlékeny alakváltozások esetén kis ciklusszám esetén is bekövetkezhetnek meghibásodások. A kazán üzem szempontjából az utóbbi „kis
175
ciklusú” (100000-nél kevesebb ciklus [2] alatt bekövetkező) kifáradás jelenthet veszélyt. A meghibásodás nélkül elviselhető ciklusok számára, különféle szerkezeti anyagokkal nagyszámú vizsgálatot végeztek. A könyv összeállításának idején még nem alakult ki egységes számítási eljárás, a különféle iskolák eltérő gyakorlatot követnek. Magyarországon korábban a stuttgarti MPA vizsgálatain [7.15] alapuló német TRD [8] előírások alkalmazása volt szokásos. Ennek TRD 301 Anlage 1 munkalapja alapján, egy elvárt nˆ ciklusszám esetén, a megengedhető 2 a feszültség amplitúdó: 2 a A Bnˆ lg C
7.15
illetve egy, az igénybevételekből adódó 2 a feszültség amplitúdó esetén lg 2 a A lg B lg C
nˆ 10 7.15a ciklusszámot követően várható meghibásodás. Előbbi képletekben S2 S3 S S2 , C segédváltozók, amelyek az A S1 BC 2 , B 2 1 2 S1 S 2 C (1 C )
S1 78724,99997 965775936,9 t x 13137,5 S2 2877,06645 4861735,668 t x 2542,868719 S3 528,0508475 261452,4563 t x 1448,305085 kifejezésekből számíthatók. A számítási eljárás (7.223. fejezet) az anyagminőség hatását az igénybevételekből, a szerkezeti elemekben, kialakuló feszültség amplitúdó (7.85 képlet) számításánál veszi figyelembe.
Feszültség amplitúdó (N/mm2)
10000
20 °C 100 °C 200 °C 300 °C 400 °C
1000
500 °C 600 °C
100 100
1000
10000
100000
1000000
Repedést okozó ciklusszám (db)
7.12. ábra Kifáradást okozó feszültség amplitúdó a ciklusszám függvényében [8] Az előbbi kifejezések felhasználásával számított kifáradási görbéket a 7.12. ábra mutatja. A gyakorlatban esetenként szükséges gyors számításokhoz a 3000< nˆ <100000 és 20 °C< t x 0,75t 0,25t <500 °C tartományban [7.16] a
2 a e A*(ln nˆ ) összefüggések használható, ahol tx A 17 ,4674 0,083268 2 100
B
2
176
7.16
2
tx B 0,4139 0,001871 1 100 A közelítés hibája -3,+1 százalék. A 7.15a összefüggésből, illetve a 7.16 képlet megfordításából kiadódó ciklusszámból a hidegindítások (más jellemző terhelésváltoztatások) megengedhető száma Sn=5 biztonsági tényezővel történő osztással adódik.
Az egységes európai, MSZ EN 12952-3 [7.17] szabvány az angolszász gyakorlaton [7.1] alapuló
2 a 0,8 B 173150 0,8 B nˆ 0 ,547 Ct 7.17 összefüggést tartalmazza, ahol ferrites anyagokra Ct 1,03 1,5* 104 t x 1,5* 106 t x 2
ausztenites anyagokra
Ct 1,043 4,3* 104 t x
Egy adott ciklusszámhoz megengedhető feszültség nagysága a 2 a előbbi 7.17 képlet alapján kiszámított értékének S=1,5 nagyságú biztonsági tényezővel történő osztásával, illetve nˆ helyébe az adott ciklusszám 10-szeresét helyettesítve elvégzett számításból adódik. A két (biztonsági tényezővel csökkentett, illetve az igényeltnél 10-szer nagyobb ciklusszámra meghatározott) feszültség amplitúdó érték közül a kisebbet kell figyelembe venni. A tengerentúli gyakorlatot tükröző [2] irodalom a Harvey munkáján [7.18] alapuló
100 E ln 0,01 0 ,2 7.18 4 nˆ 100 kifejezést közli, ahol a már ismert jellemzőkön kívül, a szakadási nyúlás (%). Az összefüggésben a rugalmassági modulus és a folyáshatár értékét a ciklus közepes hőmérsékletén kell figyelembe venni.
a
Korrózió ellenállás: A szerkezeti anyagok fontos jellemzője a víz-gőz, illetve füstgázoldali korrózióval szembeni ellenálló képesség. A víz-gőz oldali védőréteg képződését, vastagodását a 4.2. fejezetben, sérülését, ennek következményeit a 4.7. fejezetben, a füstgázoldali korróziós folyamatokat a 6.33. fejezetben ismertettük. Az újabb anyagféleségek jellemzőire az eddigi üzemi tapasztalatokkal összefüggésben térünk ki. 7.12. Szerkezeti anyagok fejlesztése, jellemzői A kazánok burkolatának, állványszerkezetének, kezelőjárdáinak, stb. készítéséhez számos, a normál gépszerkesztési, acélszerkezeti gyakorlatban használatos anyagféleség is felhasználásra kerül. Ezek ismertetésétől eltekintünk, az alábbiakban csak a nyomástartó részek készítéséhez felhasználható anyagféleségeket, fejlesztésüket, jellemzőiket foglaljuk össze. Mint a 2.226. Túlhevítők, újrahevítők című fejezetben már vázoltuk, az egyre nagyobb hatásfokhoz szükséges nagyobb gőznyomás és gőzhőmérséklet a
177
szerkezeti anyagok folyamatos fejlesztését igényli. A 1920-as években elindult folyamat kezdeteiről, az 1980-as évekig elért eredményekről a [7.20] irodalom ad vázlatos áttekintést. Az 1990-es években felgyorsuló európai fejlesztés [7.21] célja a szilárdsági jellemzőket tekintve a következő volt [7.22]: 100 N/mm2 tartamszilárdságú martenzites anyagok kifejlesztése 650 °C-ra 100 N/mm2 tartamszilárdságú ausztenites anyagok kifejlesztése 700 °C-ra 100 N/mm2 tartamszilárdságú nikkel bázisú anyagok kifejlesztése 750 °C-ra A VGB által irányított, részben az EU által is támogatott kutatási (COST-501, COST522, KOMET-650, KOMET-700, AD 700, COMTES 700, MARCKO 700) programokban minden jelentős európai berendezés üzemeltető, acél és berendezés gyártó részt vett, [7.23-7.33]. Az első célt a könyv összeállításának időpontjáig nem sikerült teljesíteni, a P92-es minőségű anyagnál (<625-635 °C) még nem tudtak jobb martenzites anyagot találni. Az ígéretesnek tűnő anyagféleségeket széles körben tesztelték [7.34-7.53]. A kilépő fokozatoknál általánossá vált az ausztenites anyagok alkalmazása [7.22], [7.29], [7.54-7.57], kifejlesztették a megfelelő hegesztési technológiákat, így a hegesztőanyag gyártók megbízható elektródákat, technológiákat ajánlhatnak minden, újonnan kifejlesztett acéltípushoz (például: [7.587.60]). A könyv összeállításának idején megállapítható, hogy a 650 °C frissgőz és (egyszeres vagy kétszeres) újrahevítési hőmérsékletű, optimális (300-350 bar) nagyságú szuperkritikus nyomású körfolyamat megvalósításához a kellő rendelkezésre állást szavatoló szerkezeti anyagok rendelkezésre állnak, a 700 °C gőzhőmérséklet biztonságos alkalmazásához még további fejlesztések szükségesek. Ötvözők szerepe: A tulajdonságok javítását a szerkezeti anyagok összetételének módosítása tette lehetővé. A kazántechnikában alkalmazott acélok a vas (Fe) mellett sok más elemet is tartalmaznak (5. függelék), néha csak nagyon kis mennyiségben. Miután az egyes alkotók a tulajdonságokat eltérő mértékben, kedvezően vagy kedvezőtlenül befolyásolják, célszerű a hatások áttekintése. Az alkotók az alábbiak szerint csoportosíthatók és jellemezhetők [7.8], [7.14], [7.61]: Kísérőelem o Karbon (C) − az acélok hagyományos gyártási folyamatából marad vissza, egyúttal fontos, mennyiségénél fogva a karbidképződést, szövetszerkezet befolyásoló, a szakítószilárdságot, folyáshatárt, keménységet növelő, nyúlást, törési szívósságot, megmunkálhatóságot csökkentő, 0,25%-nál nagyobb arány esetén, hegesztés utáni ridegséget eredményező alkotó. Szennyezők o Foszfor (P) − környezeti hőmérsékleten kis mennyiségben is rontja a szívósságot, ridegtörékenységet okoz. Akadályozza a fázisok kiválását, szétválását. Mennyiségét a lehető legalacsonyabb értékre kell csökkenteni. o Kén (S) − vörös- és meleg törékenységet okozhat meleg alakítás közben. Oxigén jelenléte hatását fokozza. Mangán ötvözéssel törékenységet okozó hatása csökkenthető. A keresztirányú szívósságot rontja, a hegesztési repedéshajlamot növeli. o Oxigén (O) − oldott állapotban gyorsítja az öregedést, növeli az átmeneti hőmérsékletet, esetleges oxidzáródmány vörös törékenységet eredményezhet. Keresztirányban csökkenti az ütőmunkát. o Hidrogén (H) − oldott, vagy elnyelt gázállapotban fordulhat elő. Ridegedést, nyúláscsökkenést, keménységnövekedést okozhat. Nagyobb
178
króm, króm-nikkel tartalom esetén az acélok felületén foltosodást (pelyhesedést) eredményezhet. o Nitrogén (N) − növeli az átmeneti hőmérsékletet, öregedést, ridegséget, (300-350 °C tartományban (kék)törékenységet eredményez, a kúszást csökkenti. Az acélokban jelen lévő karbonnal rideg karbon-nitritet alkot, emiatt az újabban kifejlesztett ötvözeteknél nagyon kis mennyiségben ötvözőelemként is megjelenik. A gamma mező szélesítésével elősegíti az ausztenites acélok stabilitását, növeli szilárdságukat, folyáshatárukat. o Réz (Cu) − a meleg alakíthatóságot rontja, repedéshajlamot növeli. 0.30,5% között az edzhetőséget, időjárás állóságot javítja. Megfelelő hőkezelés esetén a folyáshatárt növeli, emiatt a második világháború alatt, azt követően (az 1960-as évek első feléig) ötvözőelemként is széleskörűen alkalmazták. Újabban ismét alkalmazzák, például a japán fejlesztésű HCM12A acélnál (~0,9% arányban), a német-francia DMV 304 HCu acélnál (2,5-3,0% arányban), a svéd Sanicro 25, nikkel bázisú ötvözetnél (~3% nagyságrendben). Ennek ellenére a kedvezőtlen hatások miatt általában szennyezőnek minősül. Dezoxidáló alkotók o Szilícium (Si) − kedvező dezoxidáló hatása mellett növeli a szilárdságot, rugalmassági modulust, rugalmassági határt, reveállóságot, utóbbi következtében a hőálló anyagok fontos ötvözőeleme. Nagyobb mennyiségben ridegséget eredményezhet, csökkenti az alakíthatóságot, megmunkálhatóságot. o Alumínium (Al) − leggyakrabban alkalmazott dezoxidáló elem. Dezoxidáló hatása mellett igen finom szövetszerkezetet eredményez. Leköti a nitrogént, ezzel csökkenti az öregedési hajlamot. Növeli a reveállóságot. o Mangán (Mn) − erős dezoxidáló hatása van, a visszamaradó ként mangánszulfid formájában leköti, ezzel csökkenti a vörös-törékenység veszélyét. Növeli a folyáshatárt és a szakítószilárdságot (98 N/mm2/% mangán), tágítja az ausztenites mezőt, javítja a kúszásállóságot. Az átedzhetőség javul, ugyanakkor mennyiségének növelése a beedződési veszély (lassú lehűlésnél kialakuló rideg, martenzites szövetszerkezet) miatt rontja a hegeszthetőséget Ötvözők o Molibdén (Mo) − a kúszásállóság növeléséhez a legfontosabb ötvözőelem. Hatása 0,5%-ig meredeken nő, maximális hatását 1,2% körül éri el. Javítja az acélok szakítószilárdságát, folyáshatárát, szívósságát és hegeszthetőségét, csökkenti a ridegedési, ridegtörési hajlamot is. Erős karbidképző, ezáltal növeli a hidrogén állóságot. Más ötvözőkkel (króm, króm-nikkel) együtt javítja a korrózióállóságot. Nagy molibdén tartalom csökkenti a lyukkorrózió veszélyét. Alumíniummal dezoxidált acéloknál, nagy hőmérsékleten, előfordulhat grafitosodás. o Króm (Cr) − javítja a korrózió-, rozsdaállóságot, meleg szilárdságot, karbonnal együtt a kopásállóságot. Erős karbidképző, a képződött karbidok növelik a szakítószilárdságot (78-98 N/mm2/% króm), a hidrogén állóságot, ugyanakkor a szívósság csökken. A 13% krómtartalom feletti acélok korrózióállók, 15% felett 475 °C-nál krómacél-ridegség, 650-900 °C tartományban úgynevezett szigmaridegség jelentkezik. Alumíniummal együtt csökkenti a revésedést.
179
o Vanádium (V) − erős karbidképző elemként a molibdénhoz hasonló, de erősebb hatású. A tartamszilárdság 0,35% vanádium tartalom felett is növekszik, azonban a szívósság csökken, ami az ötvözetet érzékennyé teszi a hegesztési, hőkezelési technológiára, ez a gyártás során jelentős nehézségeket eredményezhet. Emiatt alkalmazása csak 0,15-0,35% arányban szokásos. Dezoxidáló hatása is van. A hidrogénállóságot javítja. o Wolfram (W) − növeli a ferrit-perlites, ferrit-ausztenites acélok kúszásállóságát, tartamszilárdságát. Azonos tartamszilárdság eléréséhez a Mo tartalom kétszeresére van szükség. o Nikkel (Ni) − növeli a szakítószilárdságot, folyáshatárt, szívósságot, átedzhetőséget, szemcsefinomságot, kis hőmérséklet tartományban is az ütőmunkát, tágítja az ausztenites mezőt. Növeli az acélok hidrogén és kén érzékenységét. Nagyobb mennyiségben csökkenti a lineáris hőtágulást. 8% feletti mennyiségben (megfelelő mennyiségű krómmal együtt) ausztenites szövetszerkezet kialakulását eredményezi. o Titán (Ti) − erős dezoxidáló hatása (az oxigén mellett a nitrogént, ként is leköti) mellett erős karbidképző, a hőálló acélokban elsősorban stabilizálás céljából alkalmazzák, emellett a szemcsefinomságot is javítja. Növeli a meleg szilárdságot, hajlamos a kiválások elősegítésére. o Nióbium (Nb) − Erős karbidképző, tágítja a ferrit mezőt, növeli a melegfolyáshatárt, tartamszilárdságot, elsősorban karbid stabilizáló hatása miatt adagolják. Azonos hatás eléréséhez a titánhoz viszonyítva kétszeres mennyiség szükséges. Hatása, ferrit-martenzites acéloknál, kis mennyiségben (0,08%) is jelentős. A tantállal együtt fordul elő, szétválasztásuk nehéz, emiatt a speciális (például atomerőműi) alkalmazásoktól eltekintve, együttes adagolásuk szokásos. o Bór (B) − kis mennyiségben (0,001-0,01%) is jelentősen növeli az ausztenites acélok tartamszilárdságát [7.21]. o Kobalt (Co) − a bórhoz hasonlóan javítja a meleg-szilárdságot, tartamszilárdságot, de csökkenti az ütőmunkát. Eltérő követelmények: Az egyes szerkezeti elemeknél lényegesen eltérő igények jelentkeznek. A kazándobok, kamrák, kovácsolt szerkezeti elemek a gyártást, hegesztést követően hőkezelhetők, így minőséget szavatoló körülmények között elérhető a megfelelő szilárdsági jellemzőket biztosító szövetszerkezet. Túlhevítő, újrahevítő csöveknél, csőcsatlakozásoknál a helyszíni hegesztést követően általában elvégezhető hőkezelés, így a megfelelő szövetszerkezet e szerkezeti elemeknél is biztosítható. A membránfalas elgőzölögtető, vagy más fűtőfelületeknél ilyen utólagos hőkezelésre általában nincs mód. Ezeknél az alkalmasság előfeltétele a biztonságosan alkalmazható hegesztési technológia. Lemezanyagok: Különböző vastagságú kazánlemezeket kazándobok, vízleválasztó edények, nagy átmérőjű be- és kilépő kamrák, lángcsövek, fordulókamrák gyártásához használnak fel. Az alkalmazott anyagféleségek általában ferrit-perlites szövetszerkezetűek, a kisebb nyomásoknál általában durvaszemcsés, nagyobb nyomásoknál finomszemcsés kivitelben. Utóbbiak gyártása, javítása az előírt megmunkálási, hegesztési, hőkezelési technológiák szigorú betartását igényli. A teljesítendő minőségi követelményeket, az ezek ellenőrzéséhez a gyártás során előírt vizsgálatokat a vonatkozó szabványok rögzítik [7.62-7.64]. A gyakorlatban alkalmazott acélféleségek egy része nem szerepel a szabványban. Ez esetben a
180
gyártók anyaglapjai, szakmai szervezetek (például VGB) ajánlásai vehetők figyelembe. Ilyenek hiányában a szélesebb körben nem alkalmazott szerkezeti anyagok az érintett tanúsító szervezet által előírt, egyedi minősítő vizsgálatok alapján használhatók csak fel. A kazánlemezeknél a szakítószilárdság, meleg-folyáshatár, nyúlás, ütőmunka, átmeneti hőmérséklet a legfontosabb mechanikai jellemzők. A nagyobb hőmérsékleten üzemelő kamrák, gőzhűtők esetében a kúszási szilárdságot és a kúszáshatárt is figyelembe kell venni. Előbbiek értékét a szabványok, anyaglapok általában 10000, 100000, 200000 h időtartamra, a kúszáshatár értékét 10000, 100000 h időtartamra adják meg. 27 J helyett 40 J szavatolt ütőmunka értékben is meg lehet állapodni. Az átmeneti hőmérséklet alakulását, amelynek a szerkezeti elemek új állapotában ≤-20 °C-nak kell lenni, üzem közben is figyelemmel kell kísérni. 7.3. táblázat [7.14], [7.63] 31
MSZ EN 10028-2 Jelölés Anyag szám P235GH 1.0345 P265GH 1.0425 P295GH P355GH 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10
1.0481 1.0473 1.5415 1.7335 1.7380
Korábbi magyar anyagok KL1 KL2
Korábbi német anyagok HI H II
KL3 KL7 KL8 KL9
17 Mn 4 19 Mn 5 15 Mo 3 13 CrMo 4 4 10 CrMo 9 10
Korábbi szovjet anyagok 15K 20K 16GSz
KL10 15NiCuMoNb5-6-4
1.6368
13CrMoV9-10 12CrMoV12-10 X10CrMoVNb9-1
1.7703 1.7375 1.4903
WB 35 WB 36
Korábbi cseh anyagok 11 336 11 416 11 444 13 030 15 020.1 15 121.5 15 313.5 15 111.9 ~15 223
Korábbi lengyel anyagok St 36 K St 41 K
K 22 M 15 HM
16GNM
A régebben használt, illetve a könyv írásának idején szabványosított kazánlemez anyagok összehasonlítását a 7.3. táblázat mutatja. Meg kell jegyezni, hogy a P235GH-P355GH anyagminőségek összetételükben, szilárdsági jellemzőikben sem felelnek meg teljesen az azonos sorban szereplő korábbi anyagoknak. A régebbi, külföldi lemezanyagok vázlatos felsorolását az indokolja, hogy megtalálhatók a korábban importált, a könyv összeállításának idején még üzemelő hazai berendezésekben. Ezek összetételét, jellemzőit a korabeli (1990-et megelőző) nemzeti szabványokban (például: [7.66-7.67], a szélesebb körben használatos anyagféleségekre a [7.14] irodalom mellékletében lehet megtalálni. Utóbbi olyan, 31
Az acélok jelölését az EN 10027-1:2005 Designation systems for steels – Part 1: Steel names, az anyagszámozását az EN 10027-2:1992 Designation systems for steels – Part 2: Numerical system szabvány szabályozza. A jelölésben az ötvözetlen acéloknál csak a szobahőmérsékleten szavatolt folyáshatár, a nyomástartó szerkezetek gyártására való alkalmasságra utaló P betű, illetve az egyéb követelményekre utaló G és a hőkezelésre utaló H betű szerepel. Ötvözött acéloknál az ötvözőket jelölő betűk előtt a karbon tartalom százszorosa, utána az ötvözök sorrendjében a Cr, Co, Mn, Ni, Si, W tartalom négyszerese, az Al, Be, Cu, Mo, Nb, Ta, Ti, V, Zr tartalom tízszerese, Ce, N tartalom százszorosa és a B tartalom ezerszerese szerepel. A mennyiségre vonatkozó utalás csak a legfontosabb ötvözőelemekre szerepel. A karbon tartalom előtti X az erősen ötvözött jelleget jelöli. Az anyagszámoknál az első szám az alapanyagra, a második- harmadik számpár a karbon tartalomra, illetve az ötvözet jellegére, az utolsó két szám az adott csoporton belüli sorszámra utal.
181
elsősorban kazándobok készítéséhez felhasznált anyagféleségek (CuNi 47, CuNi 52 Spec, BHW 35, BHW 38) jellemzőit is ismerteti, amelyeket az 1940-50-es évtizedekben külföldről behozott, esetenként még üzemelő berendezések kazándobjainál alkalmaztak [7.68]. A 7.3. táblázatban felsorolt, szabványos lemezanyagok összetételét az 5. a) függelék táblázatában adjuk meg. A szilárdsági számításokhoz szükséges jellemzőik a hivatkozott szabványban megtalálhatók. Az összehasonlíthatóság, illetve a gyors számításokhoz szükséges számadatok könnyű elérhetősége érdekében az 5. függelék b)-e) diagramjain bemutatjuk a leggyakrabban használt anyagok egyezményes (0,2% maradó nyúláshoz tartozó) folyáshatár, és 100000 h időtartamra vonatkozó tartamszilárdság (kúszási szilárdság) értékeit. A b) diagramon megadott meleg folyáshatár értékek általában 16-40 mm lemezvastagságra érvényesek, kivéve a 13CrMo4-5 anyagféleséget, amelynél 16-60, és a 10CrMo9-10 anyagféleséget, amelynél 40-60 mm falvastagságra vonatkoznak a hivatkozott szabvány [7.63] alapján ábrázolt értékek. A c) diagramon látható értékek 15NiCuMoNb5-6-4 anyagminőségre, 60-100 mm lemezvastagságra, az egyéb anyagokra 60 mm-nél kisebb lemezvastagságra érvényesek. A 7.3. táblázatban felsorolt anyagféleségek közül az ábrákon nem látható a 13CrMoV9-10 minőségű anyag folyáshatára, illetve tartamszilárdsága, mivel a szabványban megadott számértékek teljesen azonosak a 12CrMoV12-10 jelű anyag jellemzőivel. Az ötvöző anyagok mennyisége és az ábrák összevetése alapján jól megfigyelhető, hogy a folyáshatár a karbon és mangán tartalom növelésével kedvezően növelhető (például a P355GH anyagféleségnél), a kúszási szilárdság azonban alig növekszik a kevésbé ötvözött acélokhoz viszonyítva. Hasonlóan a nikkel és réz ötvözés (15NiCuMoNb5-6-4) megnöveli a folyáshatárt, de a kis króm, molibdén tartalom mellett a kúszási szilárdság gyorsan lecsökken. Emiatt ezek az anyagok elsősorban tartály, kazándob, vízleválasztó, jól hűtött lángcső anyagként jöhetnek szóba, míg a nagyobb hőmérsékleten is nagyobb tartamszilárdságú (5. függelék e) diagram) anyagok túlhevítő, újrahevítő, gőzhűtő kamraanyagként is. Minden szempontból kiemelkedő jellemzőkkel bír a X10CrMoVNb9-1 (P91/T91) anyagminőség, amelynek folyáshatára és tartamszilárdsága is nagyobb az egyéb anyagokhoz viszonyítva, és így nagyobb közeghőmérsékletek esetén is kedvezően alkalmazható. A szilárdsági jellemzőket bemutató görbék átlagtól eltérő lefutása (5. függelék b) diagramon 16Mo3, 10CrMo9-10, 12CrMoV12-10 anyagoknál), törése (5. függelék e) diagramon 13CrMo4-5, 12CrMoV12-10 anyagoknál) az anyagok különböző összetételéből adódik. Különleges igények esetén rozsdamentes lemezanyagok is alkalmazhatók [7.65]. A szabványba felvett anyagféleségek közül az X5NiCrAlTi31-20+RA (anyagszám: 1.4958+RA), X3CrNiMoBN17-3-3 (1.4910) és az X8CrNiNb16-13 (1.4961) összetételét az 5. a) függelék, egyezményes folyáshatárát − a szabványban megadott hőkezelési állapotra − az 5. f) függelék diagramja, tartamszilárdságát az 5. g) függelék diagramja mutatja be. Megfigyelhető, hogy a folyáshatár értékek alacsonyabbak, a tartamszilárdság értékek a rácsszerkezet eltéréséből adódó lényeges diffúziós együttható csökkenés következtében általában nagyobbak a hagyományos lemezanyagokhoz viszonyítva
182
Csőanyagok: A csövek készítéséhez felhasznált anyagoknál, a folyáshatár és a tartamszilárdság mellett, a füstgáz és víz-gőzoldali korróziónak történő ellenálló képesség a legfontosabb jellemzők. A nyomástartó berendezésekhez alkalmazható varrat nélküli acélcsövek műszaki szállítási feltételeire vonatkozó, hatályos MSZ EN 10216-2:2002+A2 [7.70] két minősítési osztályt különböztet meg. A 63,5 mm-nél kisebb külső átmérőjű csöveknél 80 bar üzemnyomás és 450 °C közeghőmérséklet felett [8] alkalmazandó, szigorúbb, 2. kategóriánál a hosszirányú gyártási hibák ellenőrzésére kötelező 100% terjedelmű, roncsolás mentes hibakereső vizsgálatok elvégzése, míg az 1. kategória esetén ilyen vizsgálatokat nem végeznek. A 2. kategóriánál opciósan, a megrendelő igénye alapján az érintőleges és vastagságirányú roncsolás mentes (például ultrahangos) hibakereső vizsgálatok is előírhatók. Csöveknél a szokásos (összetétel, egyezményes folyáshatár, ütőmunka) minőségtanúsító vizsgálatokat kiegészíti a minden csövön elvégzett tömörségi próba, a tételenkénti lapító vizsgálat (a csőből kivágott gyűrűt előírt mértékig összenyomva nem jelentkezhet repedés), gyűrűtágító vizsgálat (a csőből kivágott gyűrűt meghatározott mértékben, egyenletesen tágítva nem jelentkezhetnek repedések). Az ütőmunka elvárt értéke a szabvány alapján 20 °C-on hosszirányban 40 J, keresztirányban 27 J. 7.4. táblázat [7.14], [7.70-7.71] MSZ EN 10216-2 MSZ EN 10216-5 Jelölés Anyag szám P195GH 1.0348 P235GH 1.0345 P265GH 1.0425 20MnNb6 1.0471 16Mo3 1.5415 8MoB5-4 1.5450 14MoV6-3 1.7715 13CrMo4-5 1.7335 10CrMo9-10 1.7380
Korábbi magyar anyagok
Korábbi német anyagok
A 35.47 A 45.47
St 35.8 St 45.8
Mo 45.47
15 Mo 3
Cr5Mo45.47 2Cr10Mo45.47
14 MoV 63 13 CrMo 4 4 10 CrMo 9 10
Korábbi szovjet anyagok
Korábbi cseh anyagok
M20
12 022.1 11 444 15 020.1
15HM
15 128.5 15 121.5 15 313.5
12H1M1F 15H1M1F 15 111 15 123 15NiCuMoNb5-6-4 7CrMoVTiB10-10 X10CrMoVNb9-1 X10CrMoVNb9-2 X11CrMoVNb9-1-1 X20CrMoV11-1 X6CrNiTiB18-10 X5NiCrAlTi31-20 (RA) X3CrNiMoBN17-13-3 X8CrNiNb16-13 X8CrNiMoNb16-16
1.6368 1.7378 1.4903 1.4901 1.4905 1.4922 1.4941 1.4958 (+RA) 1.4910 1.4961 1.4981
X20CrMoV121 X18H12T
X8CrNiNb16.13
A könyv összeállításának idején szabványosított, leggyakrabban alkalmazott, illetve a korábban használatos csőanyagokat a 7.4. táblázat foglalja össze. A jelenlegi és korábbi anyagféleségek azonos sorban történő feltüntetése (a német anyagok esetén azonos anyagszáma) nem jelenti az összetételek, szilárdsági jellemzők teljes
183
azonosságát, ezért régebbi berendezések felülvizsgálata, utólagos ellenőrzése során az eredeti anyagvizsgálati bizonylatokból, korabeli szabványokból (például [7.727.73] kell kiindulni, esetlegesen a berendezésekből kivett anyagmintákon kell ellenőrző összetétel, szilárdsági jellemző, ütőmunka vizsgálatokat elvégeztetni. A táblázatban felsorolt, szabványosított anyagok összetételét az 5. függelék a) alatti táblázatában foglaltuk össze. Szilárdsági jellemzőiket (az egyezményes folyáshatárt, illetve a tartamszilárdságot) az 5. függelék h)-o) szakaszaiban látható diagramok mutatják be. Míg a kazánlemezekre vonatkozó szabványokban [7.64-7.66] a tartamszilárdság értékek csak 100000 órára kerültek megadásra, csőanyagoknál 200000-250000 órára vonatkozó értékek is szerepelnek. Az 5. függelék csőanyagokra vonatkozó lapjain általában a 200000 órára vonatkozó tartamszilárdság értékek szerepelnek. Kivételt képez a „modern” csőanyagokra összeállított diagram (5. függelék q) szakasz), amelyen a 100000 órára vonatkozó értékek szerepelnek. Egyéb esetekben (például 5. függelék m) szakasza) az eltérést külön is jeleztük. A rozsdamentes (döntően ausztenites) csőanyagok szilárdsági jellemzői a szabványban [7.71] megadott hőkezelési állapotra vonatkoznak. Néhány modern csőanyag − például: Alloy 263 [7.76], Alloy 740 [7.78] − szilárdsági jellemzőit megbízható adatok hiányában nem tudtuk megadni. A szabványban megadott, táblázatban felsorolt csőanyagok tetszőleges célokra alkalmazhatók. A gyakorlati igények, gyárthatóság, gazdaságosság figyelembevételével azonban a kazánlemezekhez hasonlóan a csőanyagoknál is jellegzetes felhasználási területek alakultak ki. Lángcsöves kazánok füstcsöveinél például csaknem kizárólag ötvözetlen csőanyagokat alkalmaznak [2.102]. Túlhevítőiknél a gyengén ötvözött csőanyagok is megjelennek. Ipari kazánoknál az igényeket a hagyományos ötvözött csőanyagok kielégítik. A TRD 102 alapján [8] 32 bar nyomás, 450 °C gőzhőmérséklet alatt a kamrák 1. minőségi osztályba tartozó szénacélokból, régebbi típusú 17 Mn 4, 19 Mn 5 minőségű anyagokból is készíthetők. Nagyobb kihívást a csőanyagokkal szemben a szuperkritikus kazánoknál alkalmazott nyomások, hőmérsékletek támasztanak. Megfigyelhető a membránfalakhoz, illetve a túlhevítőkhöz, utóbbiak kamráihoz alkalmas anyagféleségek tulajdonságok, illetve gyakorlati tapasztalatok alapján történő megkülönböztetése, miközben egyes acélfajtákat többféle célra is alkalmaznak. A 7.4. táblázat fejlécében hivatkozott, MSZ EN 10216 szabvány sorozatban szabályozott varratnélküli csőanyagok mellett, a vonatkozó előírások betartásával (kisebb nyomású berendezéseknél) hegesztett csövek is alkalmazhatók. Ezek minőségi előírásait az MSZ EN 10217 sorozat szabályozza (például: [7.85]). Membránfal anyagok: A membránfalaknál a hatósági előírások a falvastagságot 6,3 mm-re korlátozzák, így a korábban a nagyteljesítményű, erőművi kazánoknál általánosan alkalmazott 13 CrMo 44 típusú anyaggal, 42,4 mm külső csőátmérőt feltételezve 335 bar méretezési nyomás mellett, 495 °C méretezési hőmérsékletet lehet megengedni [7.23]. Az egyéb, szóba jöhető anyagok jellemzőit mérlegelve megállapítható, hogy 10 CrMo 910 minőségű anyaggal csak jelentéktelen mértékben lehetne növelni a nyomást vagy hőmérsékletet. Hasonlóan a rozsdamentes anyagok is kiesnek az 500 °C körüli/feletti méretezési tartományban. Így nagyobb igények esetén a tartamszilárdságot, és a víz-gőz oldali korrózióval szembeni ellenálló képességet figyelembe véve, az MSZ EN 12952 számú európai szabványelőírásban megfogalmazott követelmények alapján a 7.5. táblázatban felsorolt további
184
membránfal anyagok alkalmazása jöhet szóba [7.23], melyek folyáshatárát a 7.13., tartamszilárdságát a 7.14. ábra mutatja.
Egyezményes folyáshatár (N/mm 2)
400
350
300
250
200
150
100
50 200
300
400
500
600
Hőmérséklet (°C) 13CrMo4-5 X10CrMoVNb9-1
7CrMoVTiB10-10 AC 66
VM12 Alloy 617
7.13. ábra Membránfalak készítéséhez használatos csőanyagok folyáshatára [7.70] [7.75], [7.80] 7.5. táblázat [7.29] 13CrMo4-5 7CrMoVTiB10-10 T 91 VM 12 AC 66 Alloy 617
Méretezési hőmérséklet (°C) <500 500-550 550-580 580-590 <600 590-630
A csőanyag sorozattal a közeljövőben várható legnagyobb igények is kielégíthetőnek tűnnek. A 7.13-7.14. ábrákon a 6.33 fejezetben már említett AC 66 jelű, kiváló korrózió ellenálló képességű csőanyag szilárdsági jellemzőit is feltüntettük. A gyártó az anyagra más anyagféleségekhez képest alacsony egyezményes folyáshatár értékeket közöl [7.75], ugyanakkor az ECCC (European Creep Collaborative Committee) közleménye [7.82] alapján a tartamszilárdság értékek kedvezőek, jóllehet utóbbiak rövidebb időtartamú vizsgálatokból, extrapolációval kerültek megállapításra. Túlhevítő, újrahevítő anyagok: A túlhevítő anyagokkal kapcsolatos elvárásokat a 2.226. Túlhevítők, újrahevítők fejezetben részletesen ismertettük. A 2.12-2.13. táblázatokban megadtuk a nagyteljesítményű kazánoknál szóba jöhető különféle anyagféleségekre az eddigi tapasztalatok alapján megengedhetőnek tűnő méretezési hőmérséklet értékeket is [7.29]. Újabb anyagminőségek esetén figyelembe kell venni, hogy a gyártási, üzemi tapasztalatok a hagyományos anyagokhoz viszonyítva, a bevezetőben vázolt különféle fejlesztési programok ellenére is, csak szerénynek tekinthetők. Ezért az alkalmazás során esetenként nem várt meglepetések (például meghibásodások hegesztési varratok környezetében) jelentkezhetnek, így a korábban szélesebb körben nem alkalmazott anyagféleségeknél kellő gondossággal kell eljárni. 185
Tartamszilárdság (N/mm 2)
300
250
200
150
100
50
0 500
550
600
650
Hőmérséklet (°C) 13CrMo4-5
7CrMoVTiB10-10
VM12
X10CrMoVNb9-1
AC 66
Alloy 617
7.14. ábra Membránfalak készítéséhez használatos csőanyagok tartamszilárdsága [7.70], [7.82] Gőzoldali oxidáció: A kedvező szilárdsági jellemzők ellenére a gőzoldali oxidáció korlátozhatja az alkalmazási hőmérsékletet. A KOMET 650 program keretében, 23215 teljes terheléses üzemórát követően (7.15. ábra) elvégzett anyagvizsgálatok során például a következőket állapították meg [7.22], [7.53]: A 9% króm tartalmú martenzites acélok (a T 91 is), kedvezőtlen gőzoldali oxidációs tulajdonságaik miatt, max. 550 °C hőmérsékletig alkalmazhatók. A topotaktikus és epitaktikus oxidrétegek vastagsága az előbbi acéloknál minden hőmérsékleten és az üzemidő különböző fázisaiban közel azonos. A teljes rétegvastagság 130-250 µm között volt. Az ausztenites acéloknál az epitaktikus réteg mindig vékonyabb, üzemeltetés közben csak a topotaktikus réteg növekszik. Az AC 66 és Inconel 617 anyagokon vékony, tömör topotaktikus oxidréteg képződik, amely az epitaktikus réteg kialakulását lényegében megakadályozza. 250
Oxidréteg vastagság m
550 °C 575 °C
200
600 °C 630 °C
150
100
50
17 y6 All o
NF 70 9
12 50 Es sh et e
G 34 7H F
pe r3 04 HC u Su
6 DM V
AC 6
N1 7- 1 3- 3 oB
NF 61 6 X3 Cr N iM
X1 1C rM oV
Nb 9
-11,
E9 11
0
7.15. ábra Oxidréteg vastagság 23215 üzemóra után [7.53]
186
Minden ausztenites anyag, valamint a nikkel bázisú anyagok, füstgázoldalon, határrétegbeli karbon bedúsulásra hajlamosak, de ez a jelenség az AC 66 anyagnál 600 °C-nál, az Inconel Alloy 617 anyagnál pedig 630 °C-nál tapasztalható.
A vizsgálatok alapján a füstgázoldali korrózióra vonatkozóan nem lehetett megbízható állásfoglalást kialakítani. A könyv összeállításának idején rendelkezésre álló üzemi tapasztalatokat is mérlegelve, a tartós, meghibásodásoktól mentes üzem érdekében a 7.6. táblázatban megadott gőzhőmérséklet határok figyelembe vétele célszerű. Az értékek a különféle hőmérséklet pótlékokat beszámítva, összhangban vannak a 2.12. táblázatban megadott méretezési hőmérséklet értékekkel. 7.6. táblázat [7.22], [7.84] Legnagyobb gőzhőmérséklet (°C) T 91, E911, NF 616 X3CrNiMoBN17-13-3, X6CrNiTiB18-10, Esshete 1250, Super 304 HCu TP 347H FG AC66 HR3C Sanicro 25 Inconel Alloy 617 Alloy 617 A 130
<550
<570 <600 <620 <630 ≥630 <720
Összehasonlíthatóság: Az európai gyakorlat a szerkezeti elemek méretezésénél az egyezményes folyáshatárból, illetve az időtartam (kúszási) szilárdságból indul ki, az anyagszabványokban (például [7.63], [7.70]) ezekre adnak meg értékeket. Ezzel szemben az ASME (American Society of Mechanical Engineers) a Boiler and Pressure Vessel Code alapján [2] megengedhető feszültség értékeket állapít meg és tesz közzé (például ASME Code Case 2328-1), amely a kúszási tartomány alatti hőmérséklettartományban (az egyezményes folyáshatár és a 100000 órás tartamszilárdság metszéspontjához tartozó hőmérséklet alatti hőmérsékleteken) o a szobahőmérsékleten mért szakítószilárdság 1/3,5-e, o az adott hőmérsékleten mért szakítószilárdság 1/3,5-ének 1,1-szerese, o a szobahőmérsékleten mért folyáshatár 2/3-a, o az adott hőmérsékleten mért folyáshatár 2/3-a, a kúszási tartományban (az egyezményes folyáshatár és a 100000 órás tartamszilárdság metszéspontjához tartozó hőmérséklet feletti hőmérsékleteken) o a 0,01%/1000h kúszási sebességet eredményező átlagos feszültség 100 százaléka, o a 100000 óránál szakadást eredményező minimális feszültség 80 százaléka, o a 100000 óránál szakadást eredményező átlagos feszültség 67 százaléka közül a legkisebb. Olyan alkalmazások esetén, amikor nagyobb (1%) alakváltozás engedhető meg, az adott hőmérsékleten mért folyáshatár 2/3-a helyett ausztenites
187
acéloknál, bizonyos nikkel ötvözeteknél a folyáshatár 90 százalékát kell a minimális érték megállapításánál figyelembe venni.
Maximálisan megengedhető feszültség, 0,2 % nyúlás mellett Maximálisan megengedhető feszültség, 1 % nyúlás mellett Egyezményes folyáshatár Tartamszilárdság
200
2
tartamszilárdság (N/mm )
Megengedhető feszültség, folyáshatár,
A kétféle gyakorlat összehasonlítására a 7.16. ábrán DMV 304 HCu minőségű anyagra mutatjuk be az európai gyakorlatban szokásos egyezményes folyáshatár és tartamszilárdság értékeket, illetve az ASME előírások alapján megadott, megengedhető feszültség értékeket [7.74]. Az európai gyakorlatban a megengedett feszültség értékeket a szabványokban, anyaglapokon közétett, vagy egyedi vizsgálatokkal meghatározott értékekből a méretezési szabványokban megadott biztonsági tényezőkkel lehet meghatározni.
150
100
50
0 0
100
200
300
400
500
600
700
800
Hőmérséklet (°C)
7.16. ábra Méretezési gyakorlat összehasonlítása [7.74], Acélöntvények: Nyomás alatti idomdarabok, szerelvények, bordáscsöves vízhevítők, nagyobb hőmérsékletnek kitett szerkezeti elemek készítéséhez a vonatkozó szabványban [7.86] szabályozott hőmérséklet-tartományban és falvastagsággal acélöntvények használhatók. A hűtetlen tartógerendákat is célszerű hőálló acélöntvényből készíteni [7.87].
Ausztenites
Ferrites, martenzites
7.7. táblázat [8] Jelölés GP240GH G20Mo5 G17CrMo5-5 G17CrMo9-10 G17CrMoV5-10 GX8CrNi12 GX23CrMoV12-1 GX5CrNi9-10 GX5CrNiNb19-11 GX6CrNiMo19-11-2 GX5CrNiMoNb19-11-2
188
Anyagszám 1.0619 1.5419 1.7357 1.7379 1.7706 1.4107 1.4931 1.4308 1.4552 1.4408 1.4581
A szabványos minőségek közül kazánoknál, nyomás alatti szerkezeti elemek előállításához a TRD 103 [8] alapján a 7.7. táblázatban felsorolt anyagféleségek alkalmazhatók. Ezek többsége az előzőekben ismertetett bevált hőálló acélféleségek öntészeti megfelelője. Más ötvözetek felhasználására, a tulajdonságok igazolását követően, az ellenőrző hatóságok egyetértésével van lehetőség. A szobahőmérsékleten mért ütőmunka értékének ferrites, martenzites anyagoknál ≥27 J, ausztenites anyagoknál ≥35 J értékűnek kell lenni. Kedvezőtlen környezetben korrózióálló anyagféleségek alkalmazása ajánlott [7.88]. Az MSZ EN 12952-2 szabvány nem tesz említést acélöntvények alkalmazhatóságáról [7.103]. Vasöntvények: Gömbgrafitos öntöttvas 40 bar üzemi nyomásig, 350 °C üzemi hőmérsékletig, 175 mm névleges átmérőig, illetve a keringtető- és tápszivattyúk házöntvényeihez 40 bar üzemi nyomásig építhető be. Közönséges (lemezes grafitos) öntöttvasból vasöntvények fűtetlen kazánfalakhoz 10 bar nyomásig, 300 °C hőmérsékletig, maximum 300 mm belső átmérőig, keringtető szivattyúkhoz 10 bar üzemi nyomás, 183 °C előremenő hőmérséklet, 200 mm belső átmérő értékig, tápszivattyúkhoz az anyagminőségtől függően maximum 32 bar üzemi nyomás, 140 °C tápvíz hőmérséklet értékig, bordás csöves tápvíz előmelegítőkhöz anyagminőségtől függően maximum 700 °C füstgázhőmérséklet, 260 °C kilépő tápvíz hőmérséklet, 100 bar üzemi nyomás értékig, forróvíz kazánok bordás csöves víz-előmelegítőihez 600 °C füstgázhőmérséklet, 200 °C kilépő víz hőmérséklet, 32 bar üzemi nyomás értékig alkalmazhatók (TRD 108 [8], [7.91]). A [7.102] csak 13 bar túlnyomásig, 220 °C hőmérsékletig teszi lehetővé <200 mm névleges átmérőjű szerelvényekhez szabványos [7.89-7.90] minőségű öntöttvas használatát. Csavarok, felfüggesztő rudak: Fokozott igénybevételnek kitett csavarok (például: nyomás alatti részek lezárásához, karimák összefogásához), felfüggesztő rudak (például: csőkötegek, tartógerendák felfüggesztéséhez) készítéséhez hengerelt vagy kovácsolt, nagyobb hőmérsékleteken is szavatolt szilárdsági jellemzőkkel rendelkező acélok alkalmazandók [7.92-7.95] [7.102-7.103]. Alárendeltebb célokra a [7.96] szerinti anyagok vagy az acélszerkezeteknél szokásos anyagféleségek alkalmazhatók. Réztermékek: Rézötvözeteket manapság csak régi berendezések felújításához, háztartási, kisüzemi berendezések gyártásához alkalmaznak. A szóba jöhető anyagféleségeket, alkalmazási feltételeket a [7.97-7.99] irodalom ismerteti. Árak, költségek: A szerkezeti elemek, komplett berendezés technikai megfelelősége, feladat ellátására való alkalmassága mellett elkerülhetetlen a gazdaságosság elemzése. Ehhez szükséges a felhasznált anyagok beszerzési költségének, a gyártáshoz felhasznált gépek, energia, segédanyagok, gyártási hulladékok elhelyezési költségének, és magának a gyártási (elsősorban munkaerő) költségeknek a figyelembevétele. Utóbbiak elsősorban a gyártó adottságaitól, a rendelkezésre álló technikai feltételrendszertől függnek. A tervező szempontjából a költségeket legjobban befolyásoló tényező elsősorban az anyagválasztás. Jobb
189
minőségű anyaggal biztonságosabb lesz a berendezés működése, csökkenhet tömege (erre vonatkozó számszerű értékeket a 7.22. fejezetben mutatunk be), de az ötvözők mennyiségével, áraival arányos fajlagos költségek bizonyosan növekszenek. A legnagyobb tömegben felhasznált kazánlemezek, csövek, szerkezeti acélok ára a világpiaci nyersanyagáraktól függ, így tartósan érvényes árarányok megadására nincs mód, a szerző csak a könyv összeállításának idején ismert arányok bemutatására vállalkozhat. A kazándobok, kamrák gyártásához leggyakrabban felhasznált acéllemezek ab acélmű többletárát, az egyik legnagyobb európai gyártó árjegyzéke alapján az S185 minőségű, azonos méretű, kiszerelésű acéllemezhez viszonyítva a 7.8. táblázat mutatja. 7.8. táblázat Többlet anyagár 8,9% 9,4% 11,2% 40,7% 66,2% 108,1% 95,8%
P235GH P265GH P355GH 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10 15NiCuMoNb5-6-4
Csőanyagok tekintetében a VDI Wärmeatlas Ce munkalapjára [7.100], illetve az egyik legnagyobb európai csőgyártó tájékoztató árainak arányára utalunk (7.9. táblázat). 7.9. táblázat [7.100] Ötvözetlen szénacél DMV 304L DMV 316 DMV 316 TI DMV 321 DMV 310 DMV 347 Incoloy 825 hegesztett Inconel 625 hegesztett
Csőárak aránya 1 2,2 2,6 2,6 2,4 3,6 2,5 7,6 15,1
Hőcserélő árak aránya 1 1,6 1,8
3,0 5,0
Kevésbé kelendő ötvözött anyagok esetében a szállítók általában csak kívánságra adnak árakat. Erre is tekintettel mindig célszerű a kiviteli tervezés megkezdése előtt a szóba jöhető anyagféleségekre vonatkozó árajánlatok bekérése és a költségszámítások ezek figyelembevételével történő elvégzése.
190
7.2.
Méretezési eljárások
Kazánok szilárdsági méretezésére nagyvízterű kazánokra az MSZ EN 12953-3 [7.101], vízcsöves kazánokra az MSZ EN 12952-3 [7.17], általánosságban a TRD [8], illetve MSZ EN 13445-3 [7.104] tartalmaznak előírásokat. Ezek mellett európai gyártók exportszállításaiknál széleskörűen alkalmazzák az ASME Boiler and Pressure Vessel Code [2] előírásait. Ezek, az ismeretek fejlődésével, időről-időre felülvizsgálatra, átdolgozásra kerülnek. A tényleges számítások elvégzésére minden tervező irodában, saját fejlesztésű vagy kereskedelemben beszerezhető számító programok állnak rendelkezésre, amelyekkel a részletek kialakításához szükséges számítások, vevők, hatóságok által kért okmányok elkészíthetők. A következőkben nem a szabványos számítási eljárások elméleti levezetését, részleteit kívánjuk ismertetni, hanem a lényeges szerkezeti elemekre vonatkozó, tervezést, üzemeltetést meghatározó, az esetleges meghibásodások elemzésénél felhasználható alapokat. 7.21.
Igénybevételek típusai
A szerkezeti elemekben az üzembe helyezés, üzem során különféle igénybevételek alakulhatnak ki. Ezek lehetnek folyamatosak, vagy az üzemállapot változások során létrejövő átmeneti, változó igénybevételek. Ennek megfelelően hatásuk, veszélyességük, így megítélésük is különböző lehet. Egységes kezelésük − az 1950-es években, az atomreaktorok elemeire kifejlesztett − feszültséganalízissel lehetséges. 7.10. táblázat [8],[7.104] Igénybevétel kategóriák Elsődleges feszültségek Az edény egyensúlyban tartásához szükségesek, nagyságuk a terheléstől függ, a nyomástartó edény egyszeri igénybevétel hatására bekövetkező meghibásodását is okozhatják. Másodlagos feszültségek Önkorlátozók (folyáshatár elérése, helyi képlékeny alakváltozás), többszöri (megállapodás alapján 1000szeri) ismétlődésük a berendezés meghibásodását okozhatja. Ciklikus feszültségek Önkorlátozók (folyáshatár elérése, helyi alakváltozás), a szerkezeti anyag kifáradását okozhatják.
Elnevezés Általános membránfeszültség ( m ) Helyi membránfeszültség ( mh ) Általános hajlítófeszültség ( h ) Helyi hajlítófeszültség ( hh ) Általános hőfeszültség ( hő ) Helyi hőfeszültség ( hő h ) Csúcsfeszültség ( cs )
191
Előidéző ok Külső-, belső nyomás hatására a nyomástartó edény falában ébredő, falvastagság mentén állandó, húzó-, vagy nyomófeszültség. A nyomástartó falra ható koncentrált, külső erő, nyomaték, egyéb igénybevétel hatására ébredő, rövid távolságon belül csökkenő, húzó-, vagy nyomófeszültség. Külső terhelések hatására ébredő, a nyomástartó edény (vagy része) egész felületén ható, falvastagság mentén lineárisan változó hajlítófeszültség. Különböző vastagságú, görbületi edényrészek csatlakozásánál ébredő, rövid távolságon belül elhaló, falvastagság mentén lineárisan változó hajlító feszültség. Hőmérséklet-, hőtágulás különbség hatására az edény falában ébredő nagyobb alakváltozást előidéző húzó-, nyomófeszültség. Helyi hőmérséklet-, hőtágulás különbség hatására ébredő, helyileg ható, lényeges alakváltozást nem okozó, falvastagság mentén változó húzó-, nyomófeszültség Feszültségkoncentrációk hatására kialakuló, nagyon kis kiterjedésű, lényeges alakváltozást nem okozó, falvastagság mentén változó húzó-, nyomófeszültség.
A feszültséganalízis elvégzéséhez, hatások megítéléséhez az igénybevételeket a 7.10. táblázatban vázolt kategóriák szerint lehet osztályozni. Míg a főterhelések (belső nyomás, önsúly) hatására kialakuló elsődleges feszültségek, a terhelés megengedett érték fölé növelésével, a nyomástartó rész közvetlen meghibásodását eredményezhetik, addig a mellékterhelések hatására keletkező másodlagos feszültségekből meghibásodás csak a korlátozott alakváltozási lehetőségek (a folyáshatárt meghaladó, ideálisan rugalmas feszültségek) hatására létrejövő képlékeny alakváltozások többszöri ismétlődése esetén következik be. A ciklikus feszültségek hatása helyileg jelentkezhet, nagyobb számú ismétlődést követően a szerkezeti elem helyi kifáradásával, pórusok, majd mikro repedések megjelenésével, repedéstágulással. Az előbbi feszültségek, − mint a későbbiekben bemutatjuk − az edény falához viszonyítva különböző (hossz, kerületi/érintőleges, és falra merőleges/sugár) irányban is kialakulhatnak. Az egységes kezelhetőség, megengedhető feszültségértékkel történő összevethetőség érdekében a különböző okokból keletkező, különböző irányú feszültségeket irányonként összegezni kell, majd ki kell számítani a redukált feszültséget. A redukált feszültségek számítására mind a legnagyobb nyírófeszültség (nemzetközi gyakorlatban általában Tresca-ról elnevezett, közép európai gyakorlatban Mohr féle) elmélete
red max min
7.19 mind a maximális alakváltozási munka (HMH, Huber-Mises-Hencky-féle) elmélete
1 1 2 2 2 3 2 3 1 2 3 322 232 312 7.20 2 szokásos. Miután az előbbi az utóbbi alapján számított értéknél nem ad kisebb eredményt, így biztonságosabb méreteket eredményez, a nyomástartó berendezésekre általában a legnagyobb nyírófeszültség elméletén alapuló számítási összefüggéseket alkalmazzuk.
red
7.11. táblázat [7.104] Redukált feszültség számításánál figyelembevett feszültségek
m mh m h mh h hö m h hh hö mh h hh hö m h hh hö höh cs max m h hh hö höh cs min
mh
h hh hö höh
2 cs max mh h hh hö höh cs min 2
192
Megengedett érték
K
1,5 K
3,0 K Kifáradási görbe alapján [7.104]
A berendezés és egyes elemeinek kialakítása akkor tekinthető megfelelőnek, amennyiben az eredő redukált feszültség kisebb az egyes értékelési kategóriákra, a 7.11. táblázatban megadott, megengedett értékeknél. A 7.32. képlettel számítható K megengedett feszültség megállapításánál a várható üzemállapottól függően figyelembeveendő anyagjellemzőket, biztonsági tényezőket a 7.12. táblázat tartalmazza. Az elsődleges és másodlagos feszültségekre együttesen megengedett K számításánál mindig a közepes ciklushőmérsékletre vonatkozó folyáshatárból kell kiindulni [7.104]. Az ASME Code a megengedett értékeket az üzem (tartós, tartós + átmeneti) állapottól, illetve a nyomáspróbánál alkalmazott közegtől (víz, levegő) is függővé teszi [2]. A különféle kazánok nagyon sokféle szerkezeti elemből állnak, amelyek közül jelen könyvben csak a hengeres öveket, csöveket és a hengeres öveket lezáró, merevítő, egyéb elemeket tárgyaljuk. 7.22.
Hengeres szerkezeti elemek
7.221. Belső nyomásból, külső terhelésekből adódó feszültségek Feszültségeloszlás: A kazánok nyomástartó részét alkotó kazándobokban, kamrákban, lángcsövekben és más hasonló, hengeres övek falában a belső-, külső nyomás hatására többtengelyű feszültség állapot alakul ki (7.17. ábra). A feszültségek nagysága [N/mm2] az egyes irányokban a következő képletekkel számítható [7.14]: B Érintő irányban: t A 2 7.21 r B Sugár irányban: r A 2 7.22 r Hosszirányban: 7.23 a A t t Fa axiális erő
a
t
a
a
Fa
a
p r
pb belső nyomás
t
s
rk
r
a t
rb
7.17. ábra Feszültségeloszlás tartály falvastagsága mentén Ahol
pb rb2 pk rk2 A rk2 rb2
nyomásoktól, külső, belső sugártól függő tényező [N/mm 2],
193
B
r rb rk pb pk
rk2 rb2 ( pb pk ) nyomásoktól, külső, belső sugártól függő tényező [N], rk2 rb2 sugár az edény falában [mm], az edény belső sugara [mm], az edény külső sugara [mm], belső nyomás [N/mm2], külső nyomás [N/mm2].
pb p k u 2
rk2 ( pb pk ) u2 1 u2 1 adódik. A feszültségek falvastagság menti lefutását a 7.17. ábra mutatja. A HMH elmélet szerint számított redukált feszültség, a belső nyomáshoz viszonyítva az általában nagyon kicsi külső nyomás elhanyagolásával: p u2 A tartály belső felületén 7.24 red b 3 2b u 1 p A tartály külső felületén 7.25 red k 3 2 b u 1
Az u rk / rb átmérőviszony bevezetésével A
, illetve B
Kazánformula: A méretezési szabványokban megadott összefüggések nem az előbbi általánosan érvényes, vastag falú, hanem membránfelületnek feltételezett hengeres övekre levezett képletekből indulnak ki, vastag falú elemként a gyakorlatban általában csak a Dk / Db >1,6 átmérőviszonnyal jellemezhető szerkezeti elemeket számítják. A 7.18. ábrán vázolt, vékony hengerfelület esetén a tangenciális feszültség a henger-félre ható erőből számítható:
t
Db p 2sv
7.26
ahol Db p s
az edény belső átmérője [mm], méretezési nyomás [N/mm2], falvastagság [mm],
v
gyengítési tényező (a hegesztési varratok
v h jósági fokát is figyelembe véve).
t
p
Db
t
7.18. ábra Hengerpalástra ható erők Hasonlóan (a zárt tartály fenekére ható erőből és az azzal egyensúlyt tartó, tartályfalban ébredő axiális erőből) felírható a membránfelületben ébredő axiális feszültség is
194
Db p 7.27 4 sv amely a tangenciális feszültség fele. A redukált feszültséget a Mohr elmélet felhasználásával felírva (miután a legkisebb feszültség a negatív értékű radiális feszültség, és ennek átlagos értéke a nyomás felével vehető azonosra: min r p / 2 )
a
Db p p 7.28 2sv 2 Átrendezve és figyelembe véve, hogy a redukált feszültség maximális értéke a megengedett feszültséggel (szilárdsági jellemzővel) lehet azonos:
red
Db p 7.29 ( 2 K p )v a hengeres öv minimális falvastagságát megadó, közismert kazánformula adódik, ahol biztonsági tényezővel csökkentett, méretezési hőmérsékletre vonatkozó K szilárdsági jellemző [N/mm2]. s
Méretezés: A méretezés doboknál, kamráknál alapvetően a belső nyomásra, lángcsöveknél a külső nyomásra történik. E mellett mindig vizsgálni kell [7.17]: az önsúlyból, töltet súlyából adódó terhelések hatását, a megtámasztások, függesztések hatását, a csatlakozó csövek által közvetített terhelések hatását, a normál esetben terhelésmentesen csatlakozó csőrendszer és a vizsgált szerkezeti elem közötti átmeneti hőmérséklet-különbségből, vagy a csatlakozó csőrendszer korlátozott hőtágulási lehetőségeiből adódó terhelések hatását, a szerkezeti elem kerülete, illetve sugara mentén kialakuló hőmérsékletkülönbségekből eredő feszültségeket, a nyomás és hőmérséklet gyors és gyakori változásának hatását. A belső nyomásra történő méretezésnél, az s legkisebb falvastagság az előbbi 7.29 képletből, vagy az edény külső átmérőjével felírt kazánformulából, a legkedvezőtlenebb gyengítési tényezőt figyelembe véve, a falvastagság pótlék hozzáadásával számítható:
s
Dk p c ( 2 K p )v 2 p
2.1b
ahol a c falvastagság pótlék [mm]. A dob gyártójának meg kell adni, hogy a dob belső vagy külső átmérőjét vegye alapul és a másik méret adódjon a gyártási folyamatok eredőjeként. Méretezési nyomás: A legnagyobb megengedett nyomás, általában a kazánra felszerelt biztonsági szelepek legnagyobb beállítási nyomása. A kazánok alsóbb részeire beépített szerkezeti elemeknél a kazán töltetének hidrosztatikai nyomását is figyelembe kell venni. A kazánokat nemcsak az üzemi nyomásra, hanem a
195
próbanyomásra is ellenőrizni kell. A próbanyomás értéke az alábbi két érték közül a nagyobb [7.17], [7.101]: p pr 1,43 p 7.30 illetve
p pr 1,25 p
0 ,2 , 20 sz
7.31
ahol
0 ,2 , 20 20 °C hőmérsékletre vonatkozó, egyezményes folyáshatár [N/mm2], méretezési hőmérsékletre vonatkozó szilárdsági jellemző ( 0 ,2 , t - B , 200000, t ) sz [N/mm2].
Méretezési hőmérséklet: Általában az adott szerkezeti elemet kitöltő, azon átáramló közeg átlagos hőmérséklete alapján vehető fel. Természetes cirkulációjú kazánok dobjainál, elgőzölögtető csőrendszeri kamráinál a megengedhető nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet. Kényszer átáramlású kazánok kamráinál, vízleválasztó edényeinél, túlhevítő, újrahevítő kamráknál az átáramló közeg közepes hőmérsékletét kell alapul venni, amelyet a hőmérséklet szabályozás minőségétől függően 5-15 °C pótlékkal növelni kell. Forróvíz kazánoknál a szerkezeti elem várható hőmérsékletét kell méretezési hőmérsékletként figyelembe venni. A kazán füstjárataiban elhelyezett (részben elfalazott vagy tűzálló hőszigeteléssel védett) kamráknál, lángsugárzásnak kitett doboknál, minden esetben vizsgálni kell és figyelembe kell venni a füstgázoldali hőátadás esetleges hatását a falhőmérsékletre. Részletes számítások hiányában, a hőmérsékletpótlék értéke kamráknál (76,2 mm külső átmérő felett) döntően sugárzásos hőátadás esetén 30+3s, döntően konvektív hőátadás esetén 15+2s °C nagyságú, de egyik esetben sem lehet kisebb 50 °C-nál. A külső fűtésből a szerkezeti elem falában kialakuló hőmérséklet-különbség a 30 °C értéket nem haladhatja meg [7.17]. Szilárdsági jellemző, biztonsági tényezők: A szerkezeti elemeket minden esetben ellenőrizni kell szobahőmérsékleten szavatolt szakítószilárdsággal, méretezési hőmérsékleten szavatolt egyezményes folyáshatárral, a kúszási hőmérséklet tartományában üzemelő elemeknél, a tervezett élettartam figyelembevételével a méretezési hőmérsékleten érvényes időtartam (kúszási) szilárdsággal, illetve a próbanyomásra történő ellenőrzéshez szobahőmérsékleten mért egyezményes folyáshatárral. A megengedhető feszültség (figyelembe vehető szilárdsági jellemző) a szerkezeti anyagra jellemző előbbi szilárdsági jellemzők S (szilárdsági jellemzőtől függő) biztonsági tényezővel történő osztásával adódik:
K sz 7.32 S A belső nyomásra történő méretezésnél, különféle tervezési állapotokra, anyagokra figyelembe vehető szilárdsági jellemzők és biztonsági tényezők értékét, [7.17] alapján hengerelt, kovácsolt acélokra, az ausztenites acélokat kivéve a 7.12. táblázat foglalja össze. 10000 óra tervezett élettartam alatt, kúszásra történő méretezésnél, 10000 h-ra vonatkozó tartamszilárdság értékek is figyelembe vehetők, 1,25 nagyságú biztonsági tényezővel. Az európai szabványok hatálybalépését megelőzően széleskörűen alkalmazott TRD előírásokban [8] a kúszásra vonatkozó K
196
méretezésnél, kisebb biztonsági tényezőt írtak elő. Ausztenites acéloknál, 35% szakadási nyúlás felett, az egyezményes folyáshatár értéket a 0,2% maradó alakváltozáshoz tartozó érték helyett az 1% maradó alakváltozáshoz tartozó értékkel lehet figyelembe venni. Az egyéb anyagokra, hegesztési varratokra figyelembe veendő szilárdsági jellemzők, biztonsági tényezők a hivatkozott [7.17] szabványban megtalálhatók. 7.12. táblázat [7.17], [7.101] Anyagra jellemző szilárdsági jellemző
Biztonsági tényező ( S
)
Normál üzemállapotra Szoba (20 °C) hőmérsékleten mért szakítószilárdság
B / 20
2,4
Méretezési (t °C) hőmérsékletre vonatkozó, egyezményes folyáshatár Méretezési (t °C) hőmérsékletre, 200000 (h) időtartamra vonatkozó, időtartam szilárdság Méretezési (t °C) hőmérsékletre, 100000 (h) időtartamra vonatkozó, időtartam szilárdság Próbanyomásra történő ellenőrzés
0 ,2 / t
1,5
B / 200000/ t
1,25
B / 100000/ t
1,5
0 ,2 / 20
1,05
Szoba (20 °C) hőmérsékletre vonatkozó, egyezményes folyáshatár
Furatgyengítés: A hengeres övekhez a munkaközeg be- és elvezetésére szolgáló csővezetékek csatlakoznak, ezért az öveken szabályos vagy szabálytalan elrendezésben több furat található. A betekintésre, belső ellenőrzések elvégzésére nyílásokat is készítenek. A furatok, nyílások méretének általában kisebbnek kell lenni a tartályok belső átmérőjének harmadánál. Amennyiben a nyílás kihúzással, kiperemezéssel készül, átmérője normál esetben elérheti a tartály belső átmérőjének 80%-át is, kivéve a kúszási hőmérséklet tartományban üzemelő szerkezeti elemeket, amelyeknél csak a belső átmérő 70%-át meg nem haladó méretű nyílás alkalmazható azzal, hogy a gyengítési tényezőt 0,9-el szorozni kell. A furatok, nyílások miatti folytonossági hiány következtében az alapanyagban a nyílás környezetében nagyobb feszültség ébred. Ennek megítélése függ attól, hogy a folytonossági hiányok merevítettek-e, illetve egyedi furatokról vagy furatsorokról, furatmezőkről van-e szó. Önmagában a szerkezeti anyag külön megerősítés nélkül is kellő merevítést tud biztosítani, amennyiben a furat átmérője nem nagy és az úgynevezett hatásos merevítő (együttműködő)
le ( Db st )st 7.33 méreten belül más nyílás nem helyezkedik el. Előbbi képletben Db a hengeres öv belső átmérője [mm], st a hengeres öv falvastagsága a nyílás környezetében [mm]. A merevítéstől egyedülálló furat esetén akkor lehet eltekinteni, ha a furat átmérője nem nagyobb a hatásos merevítő méret 14%-ánál, illetve a tartály külső átmérőjének 10%-ánál. Ebben az esetben a gyengítési tényezőt a v
2 le 2 le d csk
197
7.34
összefüggéssel lehet meghatározni [7.17], ahol d csk a csatlakozó cső külső átmérője. Megjegyezzük, hogy a TRD 301 [8] ez esetben is a 7.39, illetve 7.39a képlet alkalmazását írja elő, mivel a furathoz csatlakozó csőcsonk hozzájárulhat a nyílás merevítéséhez. Olyan esetben, amikor a hengeres öv a furat környezetében vastagabb a tartály általános falvastagságánál és a vastagítás furatperemtől mért szélessége kisebb a 7.33 képletből meghatározott együttműködő méretnél, az előbbi összefüggésbe csak a tényleges szélességet (7.19. ábra) szabad behelyettesíteni. Behengerelt, illetve tömítő hegesztéssel csatlakozó csövek esetén a cső külső átmérője helyett a furat átmérőjét kell az előbbi képletbe helyettesíteni. dcsk
dcsk
dcsb Am m
dcsb Am m
st
Tehermentesítő l e furat 30°
st
le cs
le
Am t
Ap
Ap
Db
Db
Am t
b) Merevítés merevítő tárcsával
a) Merevítés csővel
7.19. ábra Nyílások merevítése Több, egymás mellett elhelyezkedő nyílás (7.20. ábra) akkor tekinthető különálló nyílásnak, ha a közöttük lévő t osztásra teljesül a
t 0,5 d k1 0,5 d k 2 ( Db st )st
7.35
feltétel, ahol csatlakozó cső külső (behengerelt csövek esetén furat) átmérője [mm], d k1 dk 2 szomszédos nyíláshoz csatlakozó cső külső (behengerelt csövek esetén furat) átmérője [mm]. Amennyiben a nyílások nem tekinthetők különállóknak, a gyengítési tényezőt a
v
2 (t d cs k )
7.36
(1 cos 2 )t
képlettel kell meghatározni, ahol a nyomástartó edény hossztengelyéhez viszonyított szög [fok].
d k2 d k1
t
7.20. ábra Szabálytalanul elhelyezkedő nyílások Különböző átmérőjű szomszéd csövek esetén d csk helyébe az átmérők átlagát kell helyettesíteni. A 7.35 képlet szerinti feltétel teljesülése esetén is vizsgálandó, hogy a 198
nyílások merevítésétől az egyedülálló furatra vonatkozó szabályok alapján el lehet-e tekinteni vagy sem. Minden más esetben a nyílások merevítése (a tartály falvastagságának helyi növelésével, merevítő csonkok vagy merevítő tárcsák beépítésével: 7.19. ábra) szükséges. A 7.36 összefüggésből a hosszirányú osztásokra (7.20. ábra) vonatkozó =0, illetve a keresztirányú osztásokra vonatkozó =90 fok értékének behelyettesítésével:
vt
th d csk th
7.36a
va
2 ( tk d csk ) tk
7.36b
Hosszirány
Hosszirány
th
tk th
th
b) Egyenletes osztású furatmező
tk
cs k
d
Keresztirány
tk th
a) Egyenletes osztású furatsor
tk
cs k
th
th
d
th
Keresztirány
d
cs k
Keresztirány
Hosszirány
c) Eltolt (ferde) osztású furatmező
7.21. ábra Furatok elrendezése A 7.21. ábra c) részletén vázolt eltolt osztás esetén, ferde irányban: ve
Merevítés
mérete:
A
2 ( t h2 / 4 t k2 d csk ) t2 1 2 h 2 t h2 / 4 t k2 t h 4t k
merevítésekkel
7.36c
beépítendő
Am m
többlet
teherviselő
keresztmetszet nagyságát, illetve a merevítés figyelembevételével adódó gyengítési tényezőt a merevítés környezetének egyensúlyi feltételeiből lehet meghatározni. A 7.19. ábra a) részletének bal oldalán vonalkázott, belső nyomással terhelt palástfelületek, illetve a Mohr elmélet szerinti redukált feszültségből számítható, tangenciális irányban megengedhető feszültséggel terhelhető teherviselő felületek egyensúlya alapján p Ap p K ( Am t Am m ) 7.37 2 ahol a már ismert jelöléseken túlmenően: Ap belső nyomással terhelt felület [mm2],
Am t
tartály merevítő (együttműködő) felülete [mm2],
Am m
csőcsonk, merevítő tárcsa (együttműködő) merevítő felülete [mm 2].
Az előbbi összefüggést átrendezve
199
p (2 Ap Am t Am m ) 2K ( Am t Am m )
7.37a
amelyből a merevítés egyik oldali minimális keresztmetszete:
Am m
2 p Ap ( 2K p ) Am t
7.38 2K p Ennek ismeretében, a 7.29 képletből v gyengítési tényezőt kifejezve, és az így kapott összefüggésbe a 7.37 egyenlet átrendezésével adódó p /( 2K p) arányt behelyettesítve, kiszámítható a merevített nyílással bíró tartálytest gyengítési tényezője is: v
Db ( Am t Am m )
7.39 2 st Ap Az esetben, ha a merevítés megengedhető szilárdsági jellemzője eltér az alapanyagétól, az egyensúlyt kifejező egyenlet:
p p Ap p K Am t K m Am m 7.37b 2 2 ahol Km
a merevítés − biztonsági tényezővel csökkentett, méretezési hőmérsékletre vonatkozó − szilárdsági jellemzője [N/mm2].
Ebből a merevítés egyik oldali minimális keresztmetszete Am m
2 p Ap ( 2K p ) Am t
7.38a 2K m p illetve a 7.29 képlet átrendezésével, 7.37b egyenletből p /( 2K p) kifejezésével a
K Db Am t m Am m K v K st 2 Ap Am m 1 m K gyengítési tényező is levezethető.
7.39a
Az Am t és Am m merevítő keresztmetszetek számításánál csak az öv, illetve a csőcsonk vagy merevítő tárcsa együttműködő hosszúságát szabad figyelembe venni. A csőcsonkoknál figyelembe vehető együttműködő hosszúság (7.19. ábra a) részlet) számítása a hengeres övhöz hasonlóan történhet:
le cs ( d csb scs )scs ahol d csb scs
7.33a
a csatlakozó cső belső átmérője [mm], a csatlakozó cső falvastagsága a nyílás környezetében [mm].
200
Az öv vagy csőcsonk merevítendő nyílás közelében történő megvastagítása esetén az együttműködő hosszúság nem lehet nagyobb a megvastagított szakasz hosszánál. A gyakorlatban, az előzőekben vázlatosan bemutatott folytonossági hiányokon túlmenően, sok másféle nyílás, csőcsatlakozás, övgyengítés is előfordul, ezek közül a gyakrabban alkalmazottakra (ferde, Y alakú csonkok merevítése, kovácsolt idomok, elliptikus alakú nyílások, stb.) a hivatkozott szabványok ([7.17], [7.101], [7.104]) adnak eligazítást. Ilyenek hiányában véges elemes számításokkal, kísérleti vizsgálatokkal kell az alkalmazni tervezett megoldás megfelelőségét igazolni. Merevítő tárcsa: Merevítő tárcsát, kivágás merevítésére, csak ciklikus igénybevételnek ki nem tett nyomástartó edényeknél, 250 °C alatti tervezési hőmérséklet esetén szabad alkalmazni. Méreteinek választásánál a következőket kell figyelembe venni: átmérőjének a merevítendő nyílás átmérőjének négyszeresénél kisebbnek kell lenni, de nem lehet kisebb a hatásos merevítési hosszúság ( ( Db st )st ) felénél, vastagsága nem lehet kisebb a tartály falvastagságának negyedénél, és nem lehet nagyobb a tartály falvastagságánál, illetve 40 mm-nél. Merevítő csonk: A merevítő csonk scs falvastagsága [mm], vastagsági pótlék nélkül (a dobokba, kamrákba bekötő fűtőfelületek csöveinek kivételével) nem lehet kisebb, mint
scs 0,015dcs 3,5 7.40 A különféle d cs csonkátmérők, d cs Db csonk/hengeres öv átmérő arányok esetén betartandó egyéb feltételeket a 7.13. táblázat tartalmazza. 7.13. táblázat [7.17], [7.101] Peremfeltételek d csb ≤50 mm, illetve
d csb ≤0,2 és d csb >50 mm esetén Db d csb >0,2 és d csb >50 mm esetén Db d csb s d ≥0,7 és cs < csb esetén Db s t Db
Teljesítendő feltétel
s cs ≤2 st s cs ≤1 st
ahol
d scs p Db st 0,2 csb 1,5 2 st scs
Db st st
< K min
K min a hengeres övre vagy a merevítő csonkra (adott hőmérsékletre vonatkozó egyezményes folyáshatárból számított) megengedett szilárdsági jellemzők közül a kisebb értékű
Az előbbiekben csak a furatok, más nyílások által okozott gyengítés hatását mutattuk be. Ezek mellett mindig ellenőrizni kell a hengeres övön lévő varratok jósági fokát is. Hegesztési varratot metsző nyílásokat kerülni kell. Amennyiben mégis előfordul, a nyílás miatti gyengítés és varrat jósági fokának együttes hatását (a két jósági fok 201
szorzatával) kell a gyengítési tényező megállapításánál figyelembe venni. A 2.1b képletbe, az érintő irányra meghatározott gyengítési tényezők közül a legkedvezőtlenebb értéket kell behelyettesíteni. Ma kazándobokon behengerelt csőcsatlakozásokat már nem készítenek. A gyakorlatban azonban még lehet ilyen megoldásokkal találkozni. Ezek ellenőrzésénél, javításánál figyelembe kell venni, hogy a hossz-, ferdeirányú gátak legkisebb méretének a csőátmérő 80%-ánál, a keresztirányú gátaknak a csőátmérő 50%-ánál nagyobbnak kellett lenni [7.14]. Hegesztési varrat gyengítési tényezője: A hegesztési varrat minőségét megfelelően kivitelezett, szükség szerint hőkezelt varratok esetén általában v h =0,8 értékkel lehet figyelembe venni. Nagyobb, akár v h =1,0 érték figyelembevétele csak a vonatkozó szabályzatok alapján minősített technológiák, gyártóművek, (kézi hegesztésnél: hegesztők) esetén lehetséges. Kedvezőtlen esetben (egy oldalról, kézzel hegesztett tompavarratok, kézzel hegesztett sarok-, T varratok) v h =0,7 érték felvétele nagyobb biztonságot ad. Alátámasztás, függesztés: A dobok, kamrák alátámasztása, felfüggesztése a hőtágulásból adódó feszültségek minimalizálására fix pont választásával, és ehhez képest a szabad elmozdulást lehetővé tevő módon történik. Az egyes szerkezeti kialakítások jellemzőit a nagyvízterű gőzkazánokkal (2.21. fejezet), illetve a vízcsöves kazánokkal (2.221. szakasz) összefüggésben ismertettük. Az alátámasztások, függesztések szilárdságtani szempontból általában kéttámaszú tartóként vizsgálhatók (7.22. ábra), csak hosszabb kamráknál fordul elő a többtámaszú alátámasztás, megfogás. Ez esetben az egyes alátámasztásoknál/függesztéseknél ébredő erő, és ezzel a hajlító nyomaték eloszlás a szerkezeti elem hőmérséklet eloszlástól függő alakváltozása következtében üzem közben változhat. Az önsúlyból és a töltet súlyából megoszló terhelés adódik, csak esetenként kell külső terhelésből adódó, koncentrált erőket figyelembe venni [7.104]. A hajlító nyomaték nagyságának csökkentésére a hengeres övek az alátámasztásokon, függesztéseken mindkét végükön túlnyúlnak.
a
l
a
q vonalterhelés
Mt
Mt Mk
7.22. ábra Hengeres övek alátámasztása, felfüggesztése Kéttámaszú tartóként vizsgálható kialakítást feltételezve az önsúlyból, töltet súlyából adódó maximális hajlító nyomaték [Nmm] értéke: q a2 Mt az alátámasztás/függesztés síkjában 7.41 2
202
Mk
a két alátámasztás/függesztés között
q l 2 4a 2 1 2 7.42 8 l
ahol az önsúlyból és a töltet súlyából adódó vonalterhelés [N/mm], q (mö mt ) g az alátámasztások/függesztések közötti távolság [mm], l túlnyúlás [mm], a a nyomástartó edény hosszegységre eső fajlagos tömege [kg/mm], mö a töltet hosszegységre eső fajlagos tömege, az üzemállapotok függvényében mt változhat [kg/mm], nehézségi gyorsulás [m/s2]. g
M t és M k értéke a l / 8 esetén egyenlő egymással, ennél nagyobb arányú túlnyúlásnál az alátámasztások/függesztések síkjában ébredő nyomaték meghaladja az alátámasztások, függesztések közötti maximális nyomaték értékét. A hajlításból adódó h feszültség nagysága:
h ahol M
I
y
My I
7.43
az önsúlyból, töltet súlyából, valamint a külső terhelő nyomatékok összegéből adódó mértékadó (maximális) hajlító nyomaték [Nmm], a hengeres öv másodrendű nyomatéka [mm4]. Miután értéke a hengeres öv gyengítésétől függően változhat, a hajlító feszültség számítását a legveszélyesebb keresztmetszetre kell elvégezni, a szélső szál távolsága a hajlítás tengelyétől [mm].
Horpadásveszély: Nagyobb átmérőjű, kisebb falvastagságú hengeres övek bölcsős, patás alátámasztásánál fennáll a horpadás veszélye. Erre a [7.104] szabványelőírás alapján akkor nem kell részletes vizsgálatokat végezni, ha a helyi ho feszültség kisebb a megengedett feszültségnél [7.17]:
W ( Dk D b ) K 7.44 4s k st ahol a már ismert jelöléseken túlmenően az alátámasztás terhelése [N], W a felfekvő ív hossza [mm], 120 fok kerületi szögnél hosszabb felfekvés nem k vehető figyelembe.
ho 0,78
Falvastagság pótlékok: A falvastagság növelése a szerkezeti elem készítéséhez felhasznált félgyártmányok negatív gyártási tűrése, illetve az üzem közben valószínűsíthetően bekövetkező korrózió miatt szükséges. Utóbbira normál üzemi körülményeket feltételezve általában csak 30 mm falvastagság alatt vesznek fel pótlékot, ≥0,75 mm értékben [7.101]. Nagyobb korrózió veszélye esetén a pótlék értékét növelni kell. Ausztenites acélok esetén a korróziós pótlék a gyártó és megrendelő közötti külön megállapodás hiányában elhagyható. Dobok, kamrák falvastagságának minimális értéke 300 mm külső átmérő alatt nem lehet kisebb 6
203
mm-nél, e fölötti külső átmérő esetén 9,5 mm-nél [7.17]. A falvastagság értékénél a felhegesztéssel felvitt védőrétegeket nem lehet figyelembe venni. Feszültségkoncentráció: Egyetlen furat körül síklemezben ébredő feszültségek (7.23. ábra) a 0 az átlagos feszültséghez viszonyítva Kirsch alapján [7.9], [7.105] a 7.14. táblázatban összefoglalt képletekkel számíthatók. A képletek változóinak értelmezése a 7.23. ábrán látható. σ0
σ0
σ0
σyy
σyy
σyy
2a
R x r
2a
2b
φ r
x
σt
φ
σr σ0
σ0
σ0
7.23. ábra Feszültségkoncentráció, kör-, ellipszis alakú folytonossági hiány esetén 7.14. táblázat [7.9], [7.105] Kör alakú folytonossági hiány [7.9]
Ellipszis alakú folytonossági hiány
R2 R2 R4 1 2 1 4 2 3 4 cos 2 2 r r r R2 R4 t 0 1 2 1 3 4 cos 2 2 r r 2 4 R R tr 0 1 2 2 3 4 sin 2 2 r r
r
0
yx 0 1 0,5
xy
R2 R4 1 , 5 r2 r 4
R2 yy 0 1 2 r R2 R4 0 0,5 2 1,5 4 r r
yx 3 0 xy 0
yx 0 1
2a b
Az összefüggések alapján megállapítható, hogy a legnagyobb feszültség a nyílások peremén, az átlagos feszültség irányára merőleges síkban ébred. Ennek a 0 átlagfeszültséghez viszonyított arányát az m0 feszültségkoncentrációs tényezővel fejezzük ki:
m0
max 0
204
7.45
Az átlagfeszültség értékét a hengeres öv Dm közepes átmérőjére számított t tangenciális membránfeszültséggel:
p Dm 7.46 2 st kell figyelembe venni. Egyoldali húzó igénybevétel esetén, mint a 7.14. táblázatban, és a 7.24. ábrán látható m0 =3. A kazándobban, más hengeres övekben többtengelyű feszültségállapot ébred. Ezeknél a radiális feszültségek elhanyagolása esetén, kétoldali húzó igénybevétel (7.24. ábra) feltételezésével, ideális esetben m0 =2,5 adódik. A valóságban a kazándob nem síklemez, a radiális feszültségek nem hanyagolhatók el, a furat pereme a szerkezeti kialakítástól függően nem éles, így m0 tényleges értéke különböző értékű lehet. A TRD 301 Anlage 1. [8] alapján: átdugott, áthegesztett, a hengeres öv belsejében túllógó, illetve kihúzott, csőcsonkok, valamint kovácsolt elágazások esetén m0 =2,6, kimunkált hegesztési gyökökkel készített, kívülről ráhegesztett csőcsonkok, esetén m0 =2,9, (50 mm-nél kisebb külső csonkátmérő 0,2-nél kisebb csonk/hengeres öv átmérőarány és 1,6-2 közé eső csonk/hengeres öv falvastagság arány esetén m0 =2,4-re választható), kihúzott csonkra hegesztett csőcsonkok esetén a gyök kimunkálásával, maradó hézag nélkül m0 =3,2, (amennyiben a gyök nem kerül kimunkálásra és a maradó hézag 1,5 mm-nél kisebb, m0 előbbi értékét
0 t
f m0
1 1 0,5d b Db
7.47
tényezővel növelni kell), behengerelt csonkok esetén m0 =3,5,
behengerelt, tömítő-hegesztett csonkok esetén m0 =5,0. y
0
0 3 0
x
0 2
0 2
0,5 0
0
2 ,5 0
0 2
1,5 0
0 2
0,5 0
0
0
Egyoldali húzó igénybevétel
Kétoldali húzó igénybevétel
7.24. ábra Furat mentén ébredő feszültségek egyoldali, illetve kétoldali húzó igénybevétel esetén [7.106] A vízcsöves kazánok szilárdsági méretezésére vonatkozó szabvány [7.17], a leggyakrabban alkalmazott, kívülről ráhegesztett, kimunkált gyökökkel készített csőcsonkokra a feszültségkoncentrációs tényező értékének felvételére (véges elemes számítási, illetve mérési eredmények hiánya esetére), a következő összefüggés alkalmazását írja elő:
m0 2,2 e A B 205
7.48
ahol 2
s A 1,14 cs st
s 0,89 cs st
1,43
s B 0,326 cs st d Dm m Dm 2 st
s 0,59 cs 1,08 st
2
az scs csonk, és st tartály falvastagságától, illetve a d m csonk és Dm tartály közepes átmérőjétől függő tényezők. A 7.48 összefüggésből adódó érték a csonkok kialakításától függően csökkenthető vagy növelendő [7.17]. Két furat közötti gátban y irányú, 0 feszültség hatására [7.105]
R2 R4 R2 R4 1 , 5 0 , 5 1 , 5 7.49 2 4 2 4 x x ( t x ) ( t x ) feszültségeloszlás alakul ki, ahol a furatok közötti osztás [mm], t t R 1 1 1 k 1 4 2 t R 2 t R 1 t R 1
yx 0 k 0,5
Több furat egymásra hatása esetére az m0 feszültségkoncentrációs tényező értékére az irodalomban (például [7.14], [7.107]) találhatók értékek, a számítási előírások a gyakorlati tapasztalatok alapján azonban mindig csak az egyedi furat peremén kialakuló igénybevételeket veszik figyelembe.
w
w
w
Köralaktól való eltérés: A hengeres övek gyártása során az öv profilja eltérhet a kör alaktól. A belső nyomás hatására a hengeres öv a kör profil felvételére törekszik. Ebből adódóan az öv falában hajlítófeszültség ébred. A furatok peremén a hajlítófeszültségből adódóan is többletfeszültségek jönnek létre.
wφ
φ
rφ
Sugár irányú mérések
a) Általános eset
r0
b) Elliptikus torzulás
c) Háromszögletű torzulás
d) Egy oldalon csúcsos torzulás
7.25. ábra Profil torzulások hengeres övön [7.109] A körprofiltól történő eltérés a dobok, kamrák, csövek gyártási módjától függően sokféle lehet, amelyek közül néhányat a 7.25. ábra mutat. Hegesztett, esetleg több lemezből összeállított doboknál a torzulás általában a lemezek csatlakozásánál, a hengerlési, hegesztési [7.118] eltérésekből adódik. Általános esetben (7.25. ábra, a) részlet) a profilok Fourier sorokkal közelíthetők, amelynek állandóit a profil mérése (a dob kerülete mentén kellő sűrűséggel felvett szögeknél a körprofiltól való w eltérés) alapján lehet meghatározni [7.108]: 206
r r0 An cos n Bn sinn
7.50
n 1
Az erősen görbe tartók hajlítására vonatkozó differenciálegyenlet felhasználásával (a levezetést lásd [7.108], illetve [7.14] irodalomban) a hajlítófeszültség:
h 6p
r0 st2
K A n 2
n
n
cos n Bn sinn
7.51
ahol
Kn
1 3
3 1 2 p Dm 1 2 n 2 1 E st Előbbi képletben a szerkezeti anyag rugalmassági modulusa [N/mm2], E a Poisson szám, általában =0,3 értékkel vesszük figyelembe. A számítások egyszerűsítésére a hajlítófeszültséget is a 7.46 képletből számítható átlagos membránfeszültségre vonatkoztatjuk.
h fn t
7.52 ahol a 7.51 és a 7.46 összefüggések hányadosaként:
6 K n An cos n Bn sinn 7.52 st n 2 A tényleges alak ellenőrzését követően az f n hajlítófeszültség tényező értéke, és ezzel a profileltérésből adódó hajlítófeszültség kiszámítható. A gyakorlatban a profil eltérését általában az átlagos köregyenlőtlenséggel (ovalitással) veszik figyelembe, mely a legnagyobb ( Dmax ) és legkisebb ( Dmin ) dobátmérő mérése alapján a fn
Dmax Dmin 7.53 Dmax Dmin képlettel számítható. Szabályos (például a 7.25. ábra b) részletén vázolt elliptikus) ovalitás esetén a 7.52 képlet egyszerűsíthető. Gyakorlati számítások céljára elégséges a hajlítófeszültség tényező maximális értékének számítása: u 2
f n max
D 6 K 2 w 1,5 m st st
u
7.54 3 1 2 p Dm 1 2 E st 6 Háromszögletű profilra (a 7.25. ábra c) részlet) f n max K 3 w , egy oldalon csúcsos st 6 profilra (a 7.25. ábra d) részlet) f n max K 60 w . Más profilok esetén f n max az st irodalomban [7.14], [7.109] található összefüggésekkel számítható.
207
A furatok peremén az előbbiekben meghatározott hajlítófeszültség feszültségkoncentrációs tényezővel növelt értéke jelentkezik. A hajlítófeszültségre vonatkozó b feszültségkoncentrációs tényező elméleti [7.106] értéke:
1 7.55 3 A 7.55 összefüggésből, =0,3 figyelembe vételével adódó 1,79, illetve a kísérleti vizsgálatokkal [7.106] síklapra megállapított 1,87 helyett, a gyakorlatban [8] b =2 értékkel számolnak.
b 1 2
Furat és ovalitás együttes hatása: Az előbbiek alapján a furatok peremén ébredő csúcsfeszültséget
t max p t m0 f m0 b f n max t t
7.56
képlettel lehet meghatározni (TRD 301 Anlage 1. [8]). A kazánok szilárdsági méretezésére vonatkozó, könyv összeállításának idején hatályos szabvány [7.17] csak az m 0 feszültségkoncentrációs tényező figyelembe vételét írja elő. Feszültséganalízis: A hatályos méretezési szabvány [7.17] alapján, a feszültséganalízis során a következő ellenőrzéseket is el kell végezni: Axiális irányú feszültség nagyságának ellenőrzését a hengeres öv hosszirányú terhelésének figyelembevételével:
Db2 p W p K 7.57 4 As As 2 A hosszirányú hajlításból adódó feszültségek nagyságának ellenőrzését:
p K 7.58 2 A ferde gátakban ébredő feszültségek nagyságának ellenőrzését:
h exc
1 p A B A B 2 4 C K 7.59 2 2 Előbbi összefüggésekben a hengeres öv hosszirányú terhelése [N], W As a dob keresztmetszete a gyengítések, megerősítések figyelembevételével [mm2], önsúlyból, töltet súlyából, külső terhelésekből adódó hajlító feszültség (7.43 h összefüggésből), [N/mm2], p Db exc u hengeres öv u ovalitásából (7.53 képlet) adódó hajlító feszültség 4 [N/mm2],
208
1 t ax t ax cos 2 a ferde gátra merőleges átlagfeszültség32, 2 2 2 [N/mm2], 1 ax t ax cos 2 a ferde gát irányú átlagfeszültség [N/mm2], B t 2 2 2 ax sin 2 C t átlagos nyírófeszültség a ferde gátban [N/mm2]. 2 v
A
Hosszirány
ax
tφ
d
k
tk
t
th
7.26. ábra Eltolt (ferde) osztású furatmező A t tangenciális membránfeszültség (7.26. ábra) értékét a 7.46 képlet alapján kell helyettesíteni. Az átlagos ax axiális feszültség értékét a
ax h exc
tk 7.60 tk d k összefüggéssel, a hajlításból és az ovalitásból adódó feszültségek alapján lehet számítani. Az átlagos nyírófeszültség képletében v a ferde gát irányú gyengítési
tényező: v
t d k t
7.36d
7.222. Hőmérséklet-különbségekből adódó feszültségek A szerkezeti elemeken belül, szerkezeti elemek között mindig létrejöhetnek hőmérséklet-különbségek, amelyek gátolt alakváltozás esetén feszültségek kialakulására vezethetnek. Ilyen, úgynevezett hőfeszültségek azonos hőmérséklet esetén, eltérő hőtágulási tulajdonságokkal rendelkező, egymáshoz erősített, alakváltozásukban gátolt szerkezeti elemek között is megjelenhetnek. Megkülönböztetjük az általános és helyi hőfeszültséget. Előbbi a szerkezeti elem egészén (például két különböző hőmérsékletű, azonos hőtágulású, vagy azonos hőmérsékletű, de eltérő hőtágulású, végeiken összeerősített rúdban) hat. A helyi hőfeszültség a szerkezeti elemek falában a belső (munkaközeg oldali) és külső alkotók között, vagy a tartály kerülete mentén különféle üzemállapotokban létrejövő hőmérséklet-különbség hatására kialakuló feszültség, amelynek nagysága a falon belüli, illetve kerület menti hőmérséklet eloszlástól függően, üzem közben is
32
A
A , B , C
számítására szolgáló összefüggések levezetése az irodalomban, például [7.110]
megtalálható.
209
változhat. Gyakorlati vizsgálatánál, számításánál általában az alábbi elméleti feltételezésekkel élünk [7.111.]: a szerkezeti anyag rugalmas, izotróp és homogén, a Hooke törvény korlátlanul érvényes, az alakváltozás a rugalmas tartományban van, a falvastagság nem változik, a belső fal fűtése, hűtése egyenletes, a külső felület tökéletesen szigetelt, az esetleges hőveszteségek elhanyagolhatók, az anyagjellemzők ( E , G , , L t ) a vizsgált időtartamban bekövetkező
hőmérséklet-változás mértékéből adódóan a közepes falhőmérséklethez tartozó értékkel helyettesíthetők, a vizsgált öv elég széles, így a falhatások elhanyagolhatók, a fal hőtágulását kívülről semmi nem korlátozza, csak hőfeszültségek jönnek létre, ellenkező esetben a hőfeszültségek és az egyéb feszültségek szuperponálhatók.
Síklapbeli lineáris hőmérséklet eloszlást (7.27. ábra),
z 7.61 s és kéttengelyű egyenletes feszültségállapotot feltételezve, egy tetszőleges szálban ébredő hőfeszültség a t tb ( t k tb )
E E m L t t tm 1 1 kifejezéssel [7.111, 7.112] számítható, ahol m L t (t m tb ) a semleges szál nyúlása,
y
L t (t tb )
Lt
a vizsgált szál nyúlása,
semleges szál hőmérséklete [°C], rugalmassági modulus [N/mm2], Poisson együttható, általában =0,3 értékű, lineáris hőtágulási együttható [1/K]. s
tm E
7.62
tk
z x
tb
y
Semleges szál
7.27. ábra Síklap alakváltozása hőmérséklet-különbség hatására [7.112] Semleges szálnak minden esetben azt az alkotót nevezzük, amelyre a hőmérsékletkülönbségből adódó húzó és nyomófeszültségek kiegyenlítik egymást, így ezen az alkotón a feszültség értéke nulla. Helyének meghatározására az erőegyensúly (egységnyi szélességű lemezre, övre történő) felírása alapján van mód:
210
E Lt 1
E Lt
zm
s
t t 1 dz 1 t m
0
m
t 1 dz
7.63
zm
Az egyenletet síklapra, a 7.61 egyenlet szerinti lineáris hőmérséklet eloszlást feltételezve, megoldva, a semleges szál hőmérséklete:
t m tb
tb t k 2
7.64
yb
Ennek felhasználásával az alsó szálon
E Lt 1
tm tb
7.62a
E Lt
tm tk 7.62b 1 feszültség ébred. Látható, hogy a feszültségek ellentétes előjelűek. Keresztirányban, illetve vastagsági irányban (mivel az alakváltozás nincs korlátozva) nem ébrednek feszültségek. Az előbbi megfontolásokat a kazánszerkezeteknél leggyakrabban előforduló üreges hengerre és gömbre alkalmazva, a hőfeszültségek számítására a 7.15. táblázatban összefoglalt eredmények adódnak [7.111]. Ezeknél, a gátolt alakváltozás következtében minden irányban ébred feszültség. A t , t m hőmérséklet-különbségeket − egyezményesen − a belső alkotó t b hőmérsékletéhez viszonyítjuk. yk
a felső szálon
7.15. táblázat [7.111] Tangenciális irányban
r E L t r 2 rb2 1 k t t t r dr t m 1 2 r 2 r 2 rb
Radiális irányban
Üreges gömb
r E L t r 2 rb2 1 k r t t r dr m 1 2 r 2 r 2 rb
Axiális irányban
Üreges henger
a
E Lt 1
r E L t 2r 3 rb3 1 k 2 t t t r dr t m 1 3r 3 r 3 rb
r 2 E L t r 3 rb3 1 k 2 r t t r dr m 1 3r 3 r 3 rb
tm t
A közepes szál t m hőmérséklete, illetve az ehhez viszonyított t m hőmérsékletkülönbség, a 7.63 egyenlet hengerre, gömbre történő felírásával határozható meg. Hengerre például: E Lt 1
E Lt
rm
rk
t t r dr 1 t m
rb
rm
amiből
211
m
t r dr
7.63a
r
2 k tm 2 t r dr rk rb2 rb
7.64a
Általánosítva r
n k n1 tm n n t r dr rk rb rb
7.64b
ahol síklapra n=1, hengerre n=2, gömbre n=3. Hasonlóan r
k n tm n t r n 1 dr n rk rb rb
7.65
A 7.64b, 7.65 egyenletek felhasználásával a közepes hőmérséklet, illetve a belső-, külső fali hőmérséklet-különbségek és ezek alapján a hőfeszültségek bármilyen hőmérséklet eloszlás esetén meghatározhatók. Hőmérséklet eloszlás: Általános esetben a hőmérséklet eloszlás a hővezetés differenciál egyenlete alapján határozható meg.
2t Előbbi egyenletben a
1 t q a c
7.66
a hőfokvezetési szám [m2/s]. A berendezések állandósult c
állapotában a szerkezeti elemek falában megfigyelhető hőmérséklet eloszlás is állandósultnak tekinthető (7.28. ábra). Üzem közben a hengeres övekben a hőszigetelés minőségétől függő logaritmikus hőmérséklet lefutás és hőmérsékletkülönbség alakul ki, miután azonban a hengeres övek általában jól szigeteltek, a hőmérséklet-különbség nagysága kicsi. Bármilyen üzemállapot változás a hőmérséklet lefutás és különbségek megváltozását eredményezi. Az egyensúlyi hőmérséklet eloszlás megváltozása mindig a belső (hőhordozóközeg) oldalról indul. A változás egyre beljebb terjed, és végül eléri a külső oldalt is. Elképzelhető olyan folyamat, amikor a belső és külső szál hőmérséklete azonos sebességgel változik. Ennek alapfeltétele, hogy a belső oldalon lehetséges legyen a teljes keresztmetszet állandó sebességű melegítéséhez/hűtéséhez szükséges hőmennyiség felvétele/leadása. Ezt az állapotot kvázistacioner üzemállapotnak nevezzük, miután a belső és külső alkotók közötti hőmérséklet lefutás és hőmérséklet-különbség (a 7.28. ábrán t max értékkel jelöltük) az állapot fennállása alatt állandó. b
k
t
t
tkö tk 0 vt Állandósult állapot
tmax
tb
tm Állandósult állapot
b
tb
s
tk
t tk m
tmax
tk 0
b
s
k
b
s
k
Állandósult állapot
7.28. ábra Fal felmelegedése, lehűlése kvázistacioner állapotban [7.112]
212
Kvázistacioner üzemállapot: Az állapot matematikailag a
t vt állandó (a
2t 2t 0 (a hőmérséklet z r változási sebesség független a helytől) feltételekkel határozható meg. Gyakorlatban a folyamat (7.28. ábra) − miközben a közeghőmérséklet végig, egyenletesen vt sebességgel nő vagy csökken, − egy b beállási idővel (ez alatt alakul ki a kvázistacioner állapothoz tartozó t max hőmérséklet-különbség), a kvázistacioner folyamat s fennállási idejével, és a hőmérséklet-változási folyamatot lezáró k kiegyenlítődési idővel jellemezhető. Utóbbi során a külső hőveszteség eltérő falhőmérséklet miatti megváltozásától eltekintve, a falban a folyamatot megelőző hőmérséklet eloszlás alakul ki. A fal hőszigetelését tökéletesnek tekintve a 7.66 egyenlet egyszerűsíthető: hőmérséklet-változási sebesség állandó), illetve a
vt 7.66a a A megoldást [7.112], [7.14] nem részletezve, a jellemző hőmérséklet-különbségek 2t
vt s 2 7.67a tm tm tb b a v s2 tm tk tm tk t k 7.67b a alakban írhatók fel, ahol b a belső alkotóra, k a külső alkotóra vonatkozó geometriai formatényező, melyek a 7.16. táblázatban összefoglalt képletekkel számíthatók (a képletekben u0 Dk / Db átmérőviszony a külső és belső átmérők aránya), illetve a 7.29. ábra alapján vehetők figyelembe. 7.16. táblázat [7.14.] Külső alkotón ( k )
Belső alkotón ( b )
b 1/ 3
Síklap Üreges henger Üreges gömb
b
k 1/ 6
(u02 1)(3u02 1) 4u04 ln u 8(u02 1)(u0 1)2
b
9u05 5u06 5u03 1 15(u03 1)(u0 1)2
k
k
( u04 1 ) 4u02 ln u 8( u02 1 )( u0 1 )2
(u05 1) 5u02 (u0 1) 10(u03 1)(u0 1)2
Hőfeszültségek nagysága: A hőmérséklet-különbségek előbbi képleteinek felhasználásával a 7.62a, 7.62b kifejezésekbe történő behelyettesítéssel felírhatók a kvázistacioner állapotban kialakuló hőfeszültségek is. A belső alkotón:
b
E L t vt s 2 b 1 a
7.68a
A külső alkotón:
k
E L t vt s 2 k 1 a
7.68b
213
A 7.29. ábrán megfigyelhető, hogy a belső alkotón kialakuló hőfeszültség nagyságára jellemző b értéke többszöröse a k értékének, ezért a belső felületen kialakuló hőfeszültség kvázistacioner vagy ahhoz hasonló folyamatok esetén mindig nagyobb, mint a külső alkotón. Ebből következik, hogy a későbbiekben, a folyamatirányításnál, feszültséganalízisnél a számításokat a belső alkotóra végezzük el, a hibakereső vizsgálatoknál elsősorban a belső alkotókon kell ellenőrizni a szövetszerkezet változását, keresni esetleges repedéseket. -0,3
Síklap
Φb geometriai formatényező
-0,4
Heng e
r
-0,5
Gö
-0,6
mb
-0,7
-0,8 1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
2,2
2,4
Átmérőviszony
0,17
Φk geometriai formatényező
Síklap
Henger
0,16
Göm b
0,15 1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
2,2
2,4
Átmérőviszony
7.29. ábra Geometriai formatényezők az átmérőviszony függvényében [7.112] Egy, a geometriai kialakítástól és az anyagjellemzőktől függő Tks [s] időállandó
s2 Tks b a bevezetésével [7.112], a 7.67a egyenlet a
7.69
tm vt Tks
7.67c alakba írható át. A Tks tulajdonképpen azt fejezi ki, hogy a közepes alkotó hőmérséklete (idealizált állapotot feltételezve) mennyi idővel követi a belső alkotó hőmérsékletét. Felhasználásával a hőmérséklet-változási sebesség ismeretében könnyen meghatározható a mértékadó hőmérséklet-különbség. Hasonlóan egyszerűsítést tesz lehetővé a közepes és a külső alkotón, kvázistacioner folyamat során kialakuló hőmérséklet-különbségek tm b 7.70 tk b k arányának meghatározása, amelynek értéke a nagynyomású doboknál, kamráknál, főgőz vezetékeknél szokásos d k / bb =1,1-1,5 átmérőtartományban 0,68-0,72 között van. Középértékük felhasználásával
214
b 0,7
E Lt 1
k 0,3
tk
7.71a
E Lt
tk 7.71b 1 alakú közelítő összefüggések adódnak. Ezekkel a külső, belső falhőmérsékletek ismeretében a hőfeszültségek nagysága a gyakorlat számára elfogadható pontossággal becsülhető. Az összefüggésekből az is látszik, hogy felfűtés esetén ( t k értéke negatív) a belső alkotón nyomófeszültség, a külső alkotón húzófeszültség alakul ki. Hőátadási tényező hatása a hőmérséklet-különbségre: Az előbbiekből láthatóan a hengeres öv belső felületén kialakuló hőátadási tényezőnek és az ebből számítható közeghőmérséklet és belső falhőmérséklet közötti eltérésnek a kvázistacioner folyamat során kialakuló hőmérséklet eloszlásra, hőfeszültségre nincs befolyása, mivel az csak a geometriai méretektől, a szerkezeti anyag jellemzőitől, és a hőmérséklet-változási sebességtől függ. A hőátadás hatása a hőfeszültségre a kezdeti szakaszban jelentkezik: a belső falhőmérséklet milyen gyorsan, milyen késedelemmel követi a közeghőmérséklet változását. A t kö közeghőmérséklet és a t b belső falhőmérséklet-különbségét a fal hőmérlege alapján felírva [7.111-112]: sc síklapra 7.72a tkö tb vt vt Tb
üreges hengerre
b s c u0 1 u 1 tkö tb vt vt Tb 0 b 2 2 sc
7.72b
u02 u0 1 u 2 u0 1 vt Tb 0 b 2 2 alakú kifejezések adódnak, ahol a már ismert jelöléseken túlmenően b belső hőátadási tényező [W/m2K], sc a falhőmérséklet közeghőmérséklethez viszonyított Tb
gömbre
tkö tb
vt
b
7.72c
késedelmére
jellemző időállandó [s]. A 7.28. ábrán vázolt b beállási idő, közelítőleg a
b 3,5Tb* Tks
7.73
összefüggéssel határozható meg [7.112], amely a v t felfűtési sebességtől független. Üreges hengernél, gömbnél Tb* a 7.72b, 7.72c képletek átmérőviszonytól függő tényezőit is tartalmazza. A kvázistacioner hőmérsékletprofil tartályfalban történő kialakulásának késedelme a belső hőátadási tényező nagyságától, geometriai- és anyagjellemzőktől függ. A kezdeti időszakban, a falban a hőmérséklet-különbség kisebb a v t sebességű, kvázistacioner állapothoz tartozó értéknél. Ebből adódóan az üzemállapot változás kezdetén − rövid ideig − a 7.98 képlettel számítható mértékadónál sokkal nagyobb hőmérséklet-változási sebesség alkalmazható [7.113].
215
Egyenlőtlen fűtés, hűtés hatása: A vízcsöves kazánok dobjainál, túlhevítő, tápvíz előmelegítő kamráknál a szerkezeti elemek hőmérséklet-változását (a nyomásváltozás hatására a kazándobban bekövetkező telítési hőmérsékletváltozástól eltekintve) a csöveken be-, kiáramló változó hőmérsékletű közeg okozza. Miután a csőcsonkokban, furatokban jobb a hőátadás, mint a hengeres övek palástfelületén, a furatok közötti osztásközökben, holt terekben a szerkezeti elem hőmérséklete lényegesen eltérhet a furatperemeken, furatok közelében mért értékektől [7.107]. Az eltérésből a furatperemeken járulékos nyomófeszültségek (a hidegebb öv a gyorsabban melegedő furat körüli gyűrűt nem hagyja tágulni) vagy húzófeszültségek (a melegebb öv a gyorsabban lehűlő furat körüli gyűrűt nem hagyja összehúzódni) ébredhetnek. A hivatkozott irodalomban ismertetett mérési eredmények alapján, természetes cirkulációjú erőművi kazánoknál, szokásos dob és csonk méretek, csonkosztások esetén max. 15 °C hőmérséklet-különbség jelentkezett az ejtőcsövek pereme és a csonkok közötti gátmezők közepe között. A számítási eljárások az osztásközön belüli hőmérséklet egyenlőtlenségből eredő járulékos feszültségek hatását nem veszik figyelembe. Hatásuk a hőátadási folyamatok számításának bizonytalansága következtében véges elemes számításokkal is csak közelítőleg becsülhető. 7.17. táblázat
t k
t k tb
Síklap
t k tb
Üreges henger
Üreges gömb
t m s
tm tb
qk
Rk ln u0
q k
t m tb
1 1 2 Rk2 Rb Rk q t k tb k
s q k 2
R k Rk2 Rb2 ln u 0 , 5 q k 0 2 4
t m tb
2Rk2 1 Rk2 Rb2 q Rb Rk3 Rb3 k
Hőmérséklet-különbség állandósult állapotban: A hőmérséklet felfutását (csökkenését) követően a szerkezeti elem falában állandósult állapot alakul ki, amelyben a hőmérséklet eloszlás a külső hőszigetelés jóságától ( q k [W/m2K] fajlagos hőveszteségtől) függ. A hővezetéssel foglalkozó szakirodalom alapján a számítási összefüggéseket a 7.17. táblázat foglalja össze. A szokásos hőszigetelés kialakításoknál a falban ébredő hőmérséklet-különbség csak néhány fok, az ebből adódó hőfeszültségek a felfűtés, lehűtés alatti értékekhez viszonyítva általában elhanyagolható nagyságúak. 0,50 0,49
0,55
Közepes hőmérséklet helye
Közepes hőmérséklet helye
0,56
Gömb 0,54
Henger
0,53 0,52 0,51
Síklap 0,50 0,49
Gömb
0,48 0,47
Henger
0,46 0,45 0,44
Síklap
0,43 0,42 0,41
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2,0
Átmérőviszony
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2,0
Átmérőviszony
a) Állandósult üzemállapot
b) Kvázistacioner üzemállapot
7.30. ábra Közepes hőmérséklet helye az átmérőviszony függvényében [7.112]
216
Közepes hőmérséklet helye: A közepes hőmérséklet helye a geometriai kialakítástól és a falvastagságtól függ. A belső felülettől mért, falvastagságra vonatkoztatott, relatív helyét állandósult, illetve kvázistacioner üzemállapotra a 7.30. ábra mutatja. Hőlökés: A gyakorlatban a dobok töltésénél általában nem biztosítható a falhőmérséklettel azonos hőmérsékletű töltőközeg. A tápvíz lényegesen melegebb vagy lényegesen hidegebb a dob falhőmérsékleténél. Hasonlóan a kazánok indulásánál a fűtött csövekből a kamrákba beáramló közeg hőmérséklete is lényegesen eltér a kamra falhőmérsékletétől. Ilyen esetben ugrásszerű belső falhőmérséklet változás, úgynevezett hőlökés (7.31. ábra bal oldala) következik be. Az ekkor kialakuló belső falhőmérséklet a közeg oldali hőátadástól, fal hővezetési tulajdonságaitól függően eltérhet a közeg hőmérséklettől. Az eltérés hatását a s számtól függő f a helyesbítő tényezővel (7.31. ábra jobb oldala) veszik Bi b
figyelembe. A belső falhőmérsékletben jelentkező, közeghőmérséklet változásnál kisebb hőmérséklet-változás csökkenti a hőfeszültség értékét is.
b 0,7
E Lt
f a tk 7.71c 1 Kis közeghőmérséklet változás esetén a maximális hőmérséklet-különbség nem haladja meg a kvázistacioner üzemállapothoz tartozó mértékadó hőmérsékletkülönbséget. Ez lehetőséget ad arra, hogy a felfűtési, lehűtési folyamat − a szerkezeti anyag károsítása nélkül − egy kisebb közeghőmérséklet ugrással kezdődjön [7.112]. 0,8
tu
u0=2
tk
tb s
Hőmérséklet hőlökés előtt
fa helyesbítő tényező
0,7
Hőmérséklet hőlökés után
0,6
u0=1
0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0
5
b s
10
15
Biot szám
7.31. ábra Hőmérséklet lefutás hőlökés esetén [7.112] Hajlító feszültség kerület menti hőmérséklet-különbségből: A dobok, kamrák alsó és felső része közötti hőmérséklet-különbség hatására a hengeres öv meggörbül (7.32. ábra). Az egyes keresztmetszetek sík alakjának megmaradását feltételezve egy adott kerületi szögnél az 0 közepes nyúláshoz viszonyított nyúlás
0 1 cos
7.74 összefüggéssel számítható, amely alapján a hosszirányú hajlítófeszültség is meghatározható:
h l E( L t t )
217
7.75
1
Lttg
0
tg tf
Közepes nyúlás
/2 Lt t
t0 0
7.32. ábra Kerület menti hőmérséklet hatása a dob alakjára, hajlító feszültségekre [7.14] Lineáris hőmérséklet eloszlás esetén 0 és 1 a kiindulási feltételekből levezethető kifejezésekkel számítható [7.114]. Általános esetben 1 0 L t t g tmax t d 7.76 0
illetve 2 2 1 L t tmax sin ( t cos ) d 0 A dimenzió nélküli
fh
7.77
Lt t 7.78 L t t max
hajlító feszültségtényező bevezetésével a 7.75 összefüggés
h l f h E L t tmax 7.79 alakra egyszerűsíthető. Az f h hajlító feszültségtényező értéke általános esetben a 7.76-7.78 kifejezések alapján határozható meg. Kazándob jellemző alkotóira, lineáris víz- és gőztérbeli hőmérséklet eloszlást feltételezve, a következő képletekkel számítható [7.114]: 2 legalsó alkotó 7.80a f h 1 sin
vízszint alatti alkotó
vízszint feletti alkotó
legfelső alkotó
1 f h 1 sin 1 f h sin 2 2 f h sin
7.80b 7.80c 7.80d
A különféle középponti szögekhez tartozó feszültségtényező értékét az előbbi jellemző alkotókra a 7.35. ábra mutatja. Az ábra alapján megállapítható, hogy a legnagyobb érték az üres dob eltérő hőmérsékletű vízzel történő feltöltésekor, illetve
218
normál üzemben a vízszint közelében lévő alkotókon ébred. A középponti szög (rad) a vízállás függvényében a
2
arcsin
2( h m ) Db
7.81
képlettel számítható, ahol a vízállásmutató középvonala a dob vízszintes tengelysíkja felett [mm], m vízszint a vízállásmutató középvonalától mérve [mm], h a dob belső átmérője [mm]. Db 1,00 0,80 0,60
Feszültségtényező
0,40 0,20 0,00 0
1/4
1/2
3/4
1
-0,20
Vízszinthez tartozó szög (ß, rad) -0,40 -0,60
Legalsó alkotó Vízszint alatti alkotó
-0,80
Vízszint feletti alkotó Legfelső alkotó
-1,00
7.35. ábra Hajlító feszültség tényező Mint a 7.78 képletből megállapítható, f h előjele a hőmérséklet eloszlástól függ, üzem közben is változhat. A melegebb részeken (negatív előjel) nyomófeszültség, a hidegebb részeken (pozitív előjel) húzófeszültség ébred. A 7.80a-7.80d összefüggések akkor is érvényesek, ha a kamra, dob teljesen üres, és a falon kondenzálódó víz folyik lefelé. Ekkor és t f a nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklettel egyenlő. Főgőzvezetékeknél, túlhevítő kamráknál a kondenzáció időtartama alatt f h =0,9 érték figyelembevétele javasolható [7.115]. Amennyiben a túlhevítő csövek a túlhevítő kamrába a 2.151. ábrán vázolt megoldáshoz hasonlóan, előkamrákon keresztül, csatlakoznak, a kamra kerülete mentén folyamatosan változó hőmérséklet eloszlás is kialakulhat. Ez esetben, feltételezve a kamra szabad elmozdulási (meggörbülési) lehetőségét a hajlító feszültség tényező az kerületi szög függvényében a
1 4 cos 7.82 2 2 képlettel számítható, amely az alsó, felső alkotóra az előbbi, 0,9 nagyságú érték alig több mint egy tizedét adja [7.117]. Amennyiben a kamra meggörbülésére nincs lehetőség, az összefüggés fh
219
1 7.82a 2 alakra egyszerűsödik, amelyből ±0,5 nagyságú maximális értékek adódnak. fh
Az üzemállapot változások hőmérséklet eloszlásra, és ebből adódóan a hajlító feszültségtényező nagyságára, eloszlására kifejtett hatására a 7.36. ábrán mutatunk jellegzetes példákat. Normál üzemben a gőztér és víztér falhőmérséklet eloszlása egyenletes, de közöttük a telítési hőmérsékletnél hidegebb tápvíz víztérbe vezetése következtében hőmérséklet-különbség van. (A valóságban nem az ábrán vázolt „idealizált”, ugrásszerű, hanem folyamatos hőmérséklet-csökkenés van a dob falában a két térrész között.) Leürítésnél a víztér hőmérséklete a nyomáscsökkenés következtében a gőztérnél gyorsabban csökken és megkezdődik a két térrész közötti hőmérséklet kiegyenlítődés. Lehűlés során a hőmérséklet kiegyenlítődik, de a leürítés végén kialakult alacsonyabb vízoldali hőmérséklet hatása hosszú ideig érvényesül. A leürült dob falhőmérsékleténél hidegebb vízzel történő (gyakorlatban általános) gyors feltöltés esetén a dobba bevezetett víz a vízteret lehűti, míg a gőztér hőmérséklete csak keveset változik. Az ábra alapján megállapítható, hogy dob esetén a legnagyobb változások a vízszint közelében adódnak, így a kerület menti egyenlőtlen hőmérséklet eloszlásból adódó esetleges meghibásodásokkal is a vízszint zónájában kell számolni. Hőmérséklet eloszlás a dob kerülete mentén
aa)
ba)
ca)
da)
ea)
fa)
ga)
Hajlító feszültségeloszlás a dob kerülete mentén 0,137
0,143
0,5 -0,5
-0,137
ab)
0,224 -0,408
0,041
-0,5
0,142
-0,25
0,105
cb)
0,137
0,25
0,125 -0,375
bb)
0,155
0,145
0,5
0,345
db)
eb)
0,5 -0,5
-0,417
0,024
fb)
-0,137
gb)
7.36. ábra Hőmérséklet és hajlítófeszültség eloszlás a dob kerülete mentén az üzemállapot függvényében (Üzemállapotok: a) normál üzem, b) leürülés kezdete, c) leürülés vége, d) lehűlés kezdete, e) lehűlés vége (gátolt alakváltozás), f) töltés kezdete, g) töltés vége) Feszültségkoncentrációs tényező hőfeszültségre: Amennyiben a hengeres övön furatok vannak, akkor a furatszéleken a 7.24. ábrán, a mechanikai igénybevételek eloszlására bemutatott arányoknak megfelelően a másik irányban is ébrednek feszültségek. A falvastagság menti hőmérséklet-különbségből eredően hengeres övnél az egyik főfeszültség irányban háromszoros, a rá merőleges főfeszültség irányban ellenkező előjelű egyszeres nagyságú feszültség ébred. Ezek eredőjeként a fal menti hőmérséklet-különbségekből eredő hőfeszültségek feszültségkoncentrációs tényezője hő =2 értékű [7.116]. A kerület menti hőmérséklet egyenlőtlenségből
220
adódó hosszirányú hajlítófeszültség esetén a furatok peremén azonos nagyságú, de ellentétes előjelű, érintőleges feszültség alakul ki. A vízcsöves kazánok méretezésére vonatkozó hatályos előírás [7.17] az hő értékére a belső hőátadás hatását is figyelembevevő számítási összefüggést ismertet:
hő
2 b b 2700 7 z 2 z e 1 0,81z 2 b 1700 b 1700
0 ,5
7.83
ahol
b
a belső hőátadási tényező [W/m2K], számértéke vízzel érintkező felületekre b =3000 [W/m2K], gőzzel érintkező felületekre b =1000 [W/m2K], d scs a csőcsonk és a hengeres öv közepes átmérőjének aránya. z csb Db s Az összefüggésből a pontszerű furat esetét kivéve minden esetben f hő <2 érték adódik [7.17]. 7.223. Ellenőrzés váltakozó feszültségekre A váltakozó feszültségekre vonatkozó ellenőrzések során a legjobban igénybevett helyek értékelését kell elvégezni. Az előírások az egyenértékű feszültségek [7.17] vagy a főfeszültségek (TRD 301 [8]) alapján történő vizsgálat elvégzését írják elő. A hazai gyakorlatban az utóbbi előírás alkalmazása terjedt el, emellett a főfeszültségek vizsgálatán alapuló eljárás (kevesebb, egyszerűbb számítási igényéből adódóan) alkalmasabb a kezelők munkáját megkönnyítő, illetve automatikus folyamatirányító rendszerek számítási összefüggéseinek kidolgozásához. Erre tekintettel, a hatályos méretezési szabványban [7.17] előírt számítási eljárásokat megelőzően, a német szabályzatban rögzített gyakorlat alapelemeit is bemutatjuk. Ellenőrzés főfeszültség alapján: A TRD 301 [8] a váltakozó feszültségekre való méretezést a furatperemeken, tangenciális irányban ébredő főfeszültségek alapján részletezi. A számítási eljárás a gyakorlati tapasztalatok alapján alakult ki, mivel a legtöbb repedés kazándobok, kamrák furatperemein, a hossztengellyel közel párhuzamosan, az érintőleges feszültségek hatására jelentkezett. Ugyanakkor üzemi vizsgálatok alapján [7.16] nyilvánvalóvá vált, hogy esetenként az axiális feszültségek meghaladhatják a tangenciális feszültségeket, így a folyamatirányításnál (7.3. fejezet) szükséges az axiális váltakozó feszültségek korlátozása, ellenőrzése is. Emiatt a hivatkozott TRD előírástól eltérően, azt kiegészítve, az ellenőrzésnél a kerület menti hőmérséklet egyenlőtlenségből adódó axiális feszültségek hatását is indokolt vizsgálni. Nyomáspróba hatása: A furatszélek első alakváltozását a 7.30, 7.31 képletek alapján számított nagyságú próbanyomással elvégzett nyomáspróba okozza. Ennek során, a furatperemen képlékeny alakváltozás következik be, és a nyomás megszűnése után az anyagban nyomó előfeszültség marad vissza. Ideálisan rugalmas alakváltozást feltételezve, ennek nagysága
e max 0,2, 20 221
7.84
ahol
max a próbanyomásnál a furatperemen kialakuló csúcsfeszültség [N/mm 2], 0, 2, 20 20 °C hőmérsékleten mért egyezményes folyáshatár [N/mm 2].
A berendezés üzembe helyezése, működése során kialakuló feszültségek az előbbi előfeszültségre szuperponálódnak (7.37. ábra). A felfűtés során általában a belső szál melegszik gyorsabban, így a furatperemen további nyomófeszültség jön létre, amely az előfeszültséggel összegződve elérheti a folyáshatár értékét. Az anyag ismét képlékeny alakváltozást szenvedhet. A nyomás növekedésével megjelenő mechanikai feszültség csökkenti a nyomófeszültség értékét, a hőmérsékletek kiegyenlítődésével a hőfeszültség is csökken, így a furatperemen fokozatosan növekvő húzófeszültség alakul ki. Állandósult üzemben, a jól szigetelt falban, illetve a gőztér és víztér között is fennálló hőmérséklet-különbségek általában szerény hatásától eltekintve, döntően csak a belső nyomásból keletkező feszültségekkel kell számolni. A nyomás, hőmérséklet csökkenésekor a felfűtéshez képest fordítottá váló hőmérséklet-különbség hatására a falban a húzófeszültség megnövekszik, kedvezőtlen esetben elérheti a folyáshatár értékét, ismét képlékeny alakváltozás következhet be. A belső nyomásból és a hőmérséklet-különbségekből adódó feszültségek csökkenésével a feszültség a furatperemen visszatérhet az előfeszültség értékére. Az egymás utáni, sokszor megismétlődő előbbi ciklusok azonban az előfeszültség nagyságát is módosítják, így a ciklushatárok megállapításánál nem e értékét, hanem egy, a ciklushatárokon belüli középfeszültség értéket (7.86 képlet) kell figyelembe venni.
Felső ciklushatár
Megengedett hőfeszültség leállás kezdetén
it
p p pind
it
Névleges nyomás
Megengedett hőfeszültség indulás kezdetén
Alsó ciklushatár
7.37. ábra Változó terhelésnél megengedhető feszültségek [7.115] A furatperemen ébredő eredő f
feszültség előbbiekben vázolt változásának
nagyságától függően két eset lehetséges [7.119]: Tartósan rugalmas eset, amelynél furatperemen a maximális feszültség a rugalmassági határon belül marad (7.38. ábra). Rugalmassági határon túli eset, amelynél a furatperemen kialakuló maximális feszültség eléri a folyáshatárt, az anyag maradó alakváltozást szenved (7.40. ábra). A megengedhető feszültség amplitúdó kiszámításánál a 7.12. ábrán bemutatott, kifáradást okozó (megengedett) feszültség amplitúdó értékéből lehet kiindulni, amelyet az anyagminőség alapján korrigálni kell, figyelembe véve hogy a nagyobb
222
szilárdságú anyagok nyúlása kisebb, és ennek következtében a repedések megjelenésére érzékenyebbek:
*
2 a f fel
7.85
ahol f fel számértékét a 7.18. táblázat tartalmazza. Mint a 7.11. ábrán korábban vázoltuk: 2 a 2E ö , így a megengedhető feszültség amplitúdó nagyságának korlátozásával tulajdonképpen az igénybevételek hatására bekövetkező nyúlásváltozást korlátozzuk. A ciklushatárok ( és ) elhelyezkedése az üzemi igénybevételektől függ, a belső nyomásból adódó feszültségek ismeretében, a megengedhető hőfeszültségek korlátozásával értékük a kifáradási határokon belül tartható. 7.18. táblázat [8] 0, 2 20 f fel ≤355 >355-600 >600
1 1,2 1,4
Tartósan rugalmas ( * 2 0, 2 t * ) eset: Ebben az esetben a ciklushatároknak a hőfeszültségek figyelembevételével is folyáshatáron belül kell maradni. ténylegesen kialakuló középfeszültség abszolút értéke nem haladhatja meg a
f 0, 2 t *
p 2
A
7.86
értéket [7.119], ahol 0, 2 t * egyezményes folyáshatár a t * mértékadó hőmérsékleten [N/mm2],
p
a 7.56 képlet alapján számítható, belső nyomás hatására a furatperemen ébredő maximális feszültség [N/mm2], t * 0,75t 0,25t mértékadó hőmérséklet [°C], amelyben t [°C] a felső ciklushőmérséklet (általában a névleges üzemi hőmérséklet), t [°C] az alsó ciklushőmérséklet (általában a környezeti hőmérséklet).
0 ,2 t
i i
f
Leállítás
p
i
i Indítás
pmax
p
i f E 2 0 ,2 t
f e
i
0 ,2 t
7.38. ábra Feszültségek változása tartósan rugalmas esetben A tartósan rugalmas esetre ténylegesen megengedhető, redukált, i feszültség amplitúdó [8] a statikus és váltakozó feszültségek között kapcsolatot létesítő Haigh
223
diagram alapján, a határgörbét Gerber féle parabolával közelítve (7.39. ábra), határozható meg [7.14].
* i 7.87 B2 B2 ( f )2 1 Figyelembe véve, hogy i f (7.38. ábra) és f 0, 2 t * f 2
* i
(2 B )2 (2 B )2 ( 2 0, 2 t * i )2
7.87a
amelyből a f középfeszültségnél megengedhető i redukált váltakozó feszültség amplitúdó a következő összefüggéssel számítható [8]:
* * 2 7.88 i 2 B 0, 2 t B * 1 2 0, 2 t* B * B Az előző és következő összefüggésekben az i index az ideálisan rugalmas feszültségekre utal. Megjegyezzük, hogy a gyakorlatban a Gerber féle közelítés mellett más, empirikus közelítő összefüggéseket (például Goodman, Soderberg féle képletek) is alkalmaznak. változó
* i
f f2
B
B2 statikus
7.39. ábra Kifáradási diagram közelítése [7.14] Rugalmassági határon túli ( 2 0, 2 t * * ) eset: A megengedhető i változó feszültség amplitúdó számítási összefüggésének levezetésénél abból a − Neuber-től származó − feltevésből indultak ki, hogy a valóságos képlékeny alakváltozás feszültség és nyúlás korrekciós tényezői, és az ideálisan rugalmas korrekciós tényezők k el el között fennáll a
k2
7.89
összefüggés, amelynek mindkét oldalát a névleges 0 feszültséggel és 0 nyúlással megszorozva kiadódik, hogy a furatperemen ébredő tényleges f 0, 2 t * feszültség és f * 2E nyúlás szorzata megegyezik az ideálisan rugalmas állapotra vonatkozó i i 2 feszültség és i i 2E nyúlás szorzatával (7.40. ábra):
f f i i 7.90
224
i p
i
áll .
Leállítás
0 ,2 t
i
f
0 ,2 t
f
e
i f 2 0 ,2 t
Indítás
f
* i
pmax p
i
áll .
7.40. ábra Feszültségek változása rugalmassági határon túli esetben Az egyes tényezők értékét behelyettesítve, és * értékét kifejezve
*
i 2
2 0, 2 t *
7.91
amelyből a i redukált váltakozó feszültség amplitúdó a rugalmassági határon túli esetre a
i 2 0, 2 t *
7.91a
képlettel számítható [8]. Ciklushatárok számítása: A megengedhető váltakozó feszültség amplitúdók ismeretében eldönthető, hogy a ciklus a =0 feszültséghez képest szimmetrikusan vagy aszimmetrikusan helyezkedjen el.
i ahol i
i p
i p ≥0
( i p i p ) i 1
i p 7.92
alsó ciklusfeszültség [N/mm2], a leállítás kezdetén fennálló felső ciklus (általában üzemi) nyomáshoz tartozó, 7.56. képlet alapján számítható, furatperemen ébredő, ideálisan-rugalmas feszültség [N/mm2], az indítás kezdetén fennálló alsó ciklus (hidegindításnál általában környezeti, meleg indításnál a tényleges) nyomáshoz tartozó, 7.56. képlet alapján számítható, furatperemen ébredő, ideálisan-rugalmas feszültség [N/mm2], a ciklus szimmetriaviszonyaira jellemző szám, az indulásnál megengedett hőfeszültség összes megengedett hőfeszültséghez viszonyított aránya, =1 esetén a ciklus szimmetrikus, <1 esetén az indulási (negatív) hőfeszültség tartomány nagyobb.
A TRD 301 [8] alapján, egyéb megállapodás hiányában =0 értékkel javasolt a ciklushatárokat számolni. Ebben az esetben a i felső ciklushatár a leállítás
225
kezdetén fennálló, belső nyomásból adódó i p feszültséggel lesz azonos. Egyéb
esetekben a felső ciklushatár:
i i i
7.93
Magnetit réteg épségének megőrzése: Vízzel érintkező részeknél, a magnetit réteg sérülésének elkerülése érdekében, a magnetit réteg keletkezési állapotához viszonyítva a maximális nyomófeszültség nem haladhatja meg a 600 N/mm 2, a maximális húzófeszültség a 200 N/mm2 értéket (4.7. fejezet). Miután a magnetit réteg elsősorban normál üzemben keletkezik, a maximális ciklusfeszültségre a
i p 200
7.94
a minimális ciklusfeszültségre pedig a
i p 600
7.95
feltételnek teljesülni kell. Előbbi összefüggésekben p a névleges üzemi nyomáshoz tartozó, a feszültségkoncentráció és az ovalitásból adódó hajlítás együttes hatását figyelembevevő, 7.56 képlettel számított, furatperemen érintőleges irányban kialakuló, maximális feszültséget jelöli. Hőfeszültségek megengedhető értékei: A hőfeszültségekre megengedhető értékek a ciklushatárokból számíthatók: i t i p ind az indulás kezdetén 7.96 i t i p a leállás kezdetén 7.97 A p ind az indulás kezdetén fennálló, belső nyomásból eredő, furatperemen ébredő csúcsfeszültséget jelöli. Az előbbi összefüggésekből számítható értékek a megengedhető hőfeszültségek minimális értékét adják, ugyanis a nyomás növekedésével nő az indítási folyamat során megengedhető hőfeszültség nagysága, mint az a 7.37. ábrán látható. Hasonlóan a leállás során is egyre nagyobb hőfeszültségek engedhetők meg. A hőfeszültségre megengedett értékekből, az esetleges kerület menti hőmérséklet egyenlőtlenség hatását elhanyagolva, a 7.68a képlet átrendezésével és a hőfeszültség koncentrációs tényező figyelembevételével, minden üzemállapotra kiszámítható a megengedett vt [K/min] kvázistacioner hőmérséklet-változási sebesség:
vt i t
1
a
E L t hő s
2 t b
7.98
6 107 Előbbi képletbe az a hőfokvezetési számot [mm2/min] dimenzióval kell c helyettesíteni. A magnetit réteg épségére tekintettel meghatározott ciklushatárok biztosítják, hogy az előbbi összefüggésből kiadódó megengedhető feszültségváltozások betartása esetén a réteg sérülésével, leválásával nem kell számolni.
226
Egyszerűsített számítások: Kevésbé igénybevett szerkezeti elemek esetén az előbbi, részletes elemzés helyett a szabályozás egyszerűsített ellenőrzések elvégzését teszi lehetővé: Egyszerűsített számítás szénacélokra, gyengén ötvözött acélokra: A kivágásokkal gyengített ötvözetlen és gyengén ötvözött acélokból − P295GH (korábban 17 Mn 4) acélminőségig − készített hengeres öveket, 10000 hidegindításig nem kell belső nyomás- vagy hőmérséklet-változásból adódó váltakozó igénybevételekre ellenőrizni, amennyiben a megengedett üzemnyomás, illetve túlnyomás 3,2 N/mm2 (32 bar) értéknél nem nagyobb, vagy ennél nagyobb nyomások esetén a hengeres öv 0 átlagos membránfeszültségére teljesül a
Db st 7.99 150 [N/mm2] 2st feltétel. A részletesebb ellenőrzés elhagyását az teszi lehetővé, hogy az ilyen anyagféleségek nagy nyúlással rendelkeznek, és a megengedett feszültségtartományban repedések megjelenésére kevésbé érzékenyek. Egyszerűsített számítás elhanyagolható nagyságú hőmérsékletingadozások esetén: Olyan esetekben, amikor a maximális nyomásingadozások száma nem haladja meg a 2000 ciklust, és e mellett 10000 darab, a maximális nyomás és annak 60 százaléka közötti, nyomásingadozásra lehet számítani, az előbbi 0 membránfeszültség alaktényezővel való szorzatára teljesülni kell a
0 p
0 ~
7.100
feltételnek, ahol a hengeres öv átlagos membránfeszültsége [N/mm2], 0 megengedett váltakozó feszültség amplitúdó [N/mm2], értékére az ~ előírás diagramokat tartalmaz, amelyeket a 7.15 összefüggéssel nˆ =10000 ciklusszámra, az elgőzölögtető rendszer részét képező szerkezeti elemeknél t x =250 °C, túlhevített gőzzel érintkező szerkezeti elemeknél t x =400 °C mértékadó hőmérséklet, S n =5 élettartamra vonatkozó biztonsági tényező figyelembevételével meghatározható, 2 a megengedhető váltakozó feszültség amplitúdó alapján dolgoztak ki. alaktényező, értékét önhordó (csőcsonkkal, vagy tárcsával merevített) csonkok, illetve csőbehengerlés esetén =3,5, nem önhordó csonk csatlakozás (behengerlés tömítő hegesztéssel, nem megfelelően kimunkált gyökvarratok) esetén =5 értékkel kell figyelembe venni. A megengedhető hőmérséklet-változási sebességek a
a1 Db ~ 0 7.101 E L t f hő Db st st2 képlettel számíthatók. Előbbi összefüggésben a már ismert jelöléseken túlmenően vt fel vt le 1,13
227
vt fel
a felfűtés kezdetén megengedett (legkisebb) hőmérséklet-változtatási
vt le
sebesség [K/min], a lehűtés kezdetén megengedett (legkisebb) hőmérséklet-változtatási sebesség [K/min].
Egyszerűsített számítási eljárás alkalmazása esetén is biztosítani kell, hogy a vízzel érintkező részeknél a maximális nyomófeszültség ne haladja meg a 600 N/mm2, a maximális húzófeszültség a 200 N/mm2 értéket. Ezt figyelembe véve:
vt fel 2,27
a1 Db 600 0 E L t f hő Db st st2
vt le 2,27
7.102
a1 Db 200 E L t f hő Db st st2
7.103
Ellenőrzés kifáradásra: A furatperemeken üzem közben kialakuló, az anyag kifáradását, repedését eredményező tangenciális főfeszültségek általánosságban a
E L t vt st2 Db st m 0 f m 0 b f n max hő b ma f h E L t tmax 7.104 st 1 a képlettel számíthatók, amely a belső nyomásból, a falvastagság és kerület menti hőmérséklet-különbségből adódó feszültségek hatását összegezve adja. (Megjegyezzük, hogy a hivatkozott TRD előírás a kerület menti hőmérsékletkülönbség hatását nem veszi figyelembe.) Kiszámítva az indítás (felfűtés) során kialakuló legkisebb, és a leállítás (lehűtés) során kialakuló legnagyobb feszültség értékét, meghatározható a tényleges redukált váltakozó feszültségingadozás:
f p
i f f
7.93a
Ez alapján a kifáradást okozó váltakozó feszültség amplitúdó Tartósan rugalmas ( * 2 0, 2 t * ) esetben
2 a i f fel
2 B 2
2 B 2 2 0,2 t * i 2
7.105
Rugalmassági határon túli ( 2 0, 2 t * * ) esetben
2 a i f fel
i
7.106
0, 2 t *
A 2 a váltakozó feszültség amplitúdó függvényében a 7.15a összefüggéssel, vagy a 7.12. ábrából meghatározható a repedést okozó nˆ ciklusszám. A ténylegesen megengedhető indítási-leállítási ciklusok száma S n =5 biztonsági tényezővel való osztással adódik:
n
nˆ 5
7.107
228
Olyan esetben, ha az indítási-leállítási ciklusokon kívül más ciklusok is előfordulnak, az egyes üzemállapotokra megengedett tényleges ciklusszámot a
ni
1 7.108 2 i i feltétel teljesülése figyelembevételével kell meghatározni.
nˆ
Ellenőrzés egyenértékű feszültségek alapján: A könyv összeállításának idején hatályos méretezési szabvány [7.17] a váltakozó feszültségek hatására bekövetkező kifáradás elkerülésére vonatkozó ellenőrzést az egyenértékű feszültségek alapján írja elő. Az egyenértékű feszültségeket, a legnagyobb nyírófeszültség elméletén alapuló, 7.19 képlettel, a főfeszültségek: tangenciális irányban a belső nyomásból, illetve a falvastagság menti hőmérséklet-különbségből adódó feszültségek összege (meghatározásuk véges elemes számításokkal, vagy a 7.56 képlet alapján az ovalitás hatásának elhanyagolásával, illetve 7.68a képlet alapján a belső hőátadás hatását figyelembevevő, 7.83 összefüggés szerinti hőfeszültség koncentrációs tényezővel történhet) radiális irányban a negatív belső nyomás érték, axiális irányban a negatív belső nyomás érték alapján számítja. A váltakozó feszültség alapján történő ellenőrzéshez, a három − üzemi igénybevételek függvényében folyamatosan változó − egyenértékű feszültség közül a legkedvezőtlenebbül (legnagyobb feszültség amplitúdóval) változó egyenértékű feszültséget kell figyelembe venni. Általában a
red 12 tan g rad 7.19a változása adódik a legnagyobbnak. A szélső értékek alapján meghatározható a váltakozó feszültségingadozás
v red 12 red 12 7.109 A 7.109 képlet szerinti számítást minden egyenértékű feszültségre el kell végezni. A szerkezeti kialakítás akkor tekinthető megfelelőnek, amennyiben az előbbiek szerint számított legnagyobb feszültségingadozás kisebb a megengedett feszültségingadozásnál:
v v meg 7.110 A feszültségingadozás mellett meg kell határozni a közepes ciklusfeszültséget is. Például:
v
red 12 red 12
7.111 2 A valóságban kialakuló tényleges feszültségingadozás és középfeszültség meghatározásához az előbbi, a szerkezeti anyag tulajdonságait, illetve a szerkezeti elem kialakítását még figyelembe nem vevő értékeket helyesbíteni kell:
* Ck v illetve
229
7.112
v* Ck v ahol Ck
7.113
korrekciós tényező tényleges kifáradási vizsgálat, vagy a szabványban megadott, anyagminőségtől, felületi érdességtől, szerkezeti kialakítástól függő tényezők alapján.
Kifáradást okozó feszültség amplitúdó: Meghatározásánál a szabvány három esetet különböztet meg: Rugalmas ( v* * / 2 2 0 ,2 t* ) esetben a kifáradást okozó feszültség amplitúdót a Gerber féle közelítés alapján levezetett 7.87 képlettel kell kiszámítani. 2 2 B 2 a 2 B 2 v* 2 *
7.105a
Részben képlékeny ( v* * / 2 > 2 0 ,2 t* de * / 2 2 0 ,2 t* ) esetben az előbbi 7.105a összefüggést kell alkalmazni azzal, hogy v* helyébe a 7.105 képlettel azonos módon v*R 2 0 ,2 t* * értéket kell behelyettesíteni.
2 a
Teljesen
*
2 B 2
7.105b
2 B 2 2 0 ,2 t* * 2
képlékeny ( * > 2 0 ,2 t* ) esetben
a
kifáradást
eredményező
feszültség amplitúdóját a 7.91 képlet alapján lehet kiszámítani.
2 a
* 2
2 0 ,2 t*
7.106a
Az előbbi összefüggés helyett 2 a a 2 a 2 E ö (7.11. ábra), illetve a 2 a E( ) (7.40. ábra) összefüggések alapján is meghatározható, amennyiben számításokból vagy mérési eredmények alapján a nyúlások ismertek. Az előbbi feszültség amplitúdóknál megengedhető ciklusszám a 7.17 képletből nˆ kifejezése után, az S =1,5 biztonsági tényezővel növelt váltakozó feszültség amplitúdóra, illetve S n =10 kifáradást okozó ciklusszámra vonatkozó biztonsági tényező figyelembevételével számítható. (Mint a 7.17 képlethez kapcsolódóan arra utaltunk, a számításokat S -el növelt kifáradást okozó feszültség amplitúdóval is el kell végezni, és az így kiadódott nˆ , vagy az eredeti feszültség amplitúdóval kiadódott S n biztonsági tényezővel csökkentett ciklusszám közül a kisebbet kell figyelembe venni.) Amennyiben az ellenőrzés csak hidegindításokra történik, az ebből adódó terheléskollekció (értelmezését lásd 7.108 képletnél) nagysága nem haladhatja meg a 0,4 értéket. A ciklushőmérséklet t * 0,75t 0,25t meghatározása az előbbiekkel azonos módon történik. A magnetit réteg épségének biztosítása érdekében (az ausztenites szerkezeti anyagokat kivéve) a [7.17] is előírja a 7.94-7.95 képlet szerinti ellenőrzések elvégzését.
230
A megengedhető hőmérséklet-változási sebességek meghatározása, a v meg értékből (amelyet egy elvárt ciklusszám esetén a 7.105a, 7.105b, 7.106a, illetve a 7.113, 7.112 képletek megfelelő alkalmazásával lehet kiszámítani) kiindulva, a 7.967.98 összefüggésekkel lehetséges. A főfeszültségek alapján történő ellenőrzéshez viszonyítva lényeges eltérés, hogy a ciklushatároknál és a hőfeszültségre megengedett feszültségtartományok számításánál, a tangenciális főfeszültség mellett az egyenértékű feszültség számításhoz felhasznált másik főfeszültség változását is figyelembe kell venni. Ezek megállapításánál a csonkokat terhelő külső nyomatékok hatása az igénybevételek szempontjából mértékadó belső furatperemeken általában elhanyagolható [7.17]. A szabvány a számítások megkönnyítésére, az anyagjellemzőkre számítási összefüggéseket közöl. Gyors számítási eljárás: A szabályzat annak ellenére, hogy alapvetően az egyenértékű feszültségek alapján történő számítási eljárásokat alkalmazza, több esetben lehetővé teszi a főfeszültségek alapján történő számítást is. Példa erre a megengedhető hőmérséklet-változási sebesség gyors meghatározási lehetősége. 500-nál több hidegindításra tervezett hengeres övek esetén: vt fel 550
ahol
Z
D st 1 Z p m 0 f m 0 b 2 2 st 2 st
7.114
a 1 anyagjellemzőktől, szerkezeti kialakítástól függő tényező 2 E L t f hő b [mm4K/Ns], számértékére az előírás ferrites acélok esetén Z=2 [mm 4K/Ns], ausztenites acélok esetén Z=1 [mm4K/Ns] értéket javasol. Miután az átmérőviszonytól függő b geometriai formatényezőt is tartalmazza, az előbbi közelítő értékek használata helyett célszerű az adott konstrukcióra vonatkozó tényleges értékekkel történő kiszámítása.
Hasonlóan az előírásban javasolt m 0 f m 0 =4 feszültség koncentrációs tényező helyett is célszerűbb a 7.48 képlettel, a tényleges méretek figyelembe vételével történő számítás. Amennyiben a 7.114 képletből kiadódó, megengedett hőmérséklet-változási sebesség túl alacsony vagy az eredmény negatív, el kell végezni az egyenértékű feszültségek alapján történő, előbbiekben ismertetett ellenőrzést. Ettől csak a következő esetekben lehet eltekinteni: Az állandó igénybevételekre való méretezés a szabvány előírásainak megfelelően történt. A hidegindítások száma 3000-nél kevesebb. Minden olyan indítást, amelynél a nyomásváltozás 50%-nál nagyobb, hidegindításnak kell tekinteni. Az 50%-nál kisebb nyomásváltozással járó indítások száma nem haladja meg a 10000 darabot. A csonkokra ható M [Nmm] nyomatékból adódó
meg 0,5 d cs b 4/3
M 3/ 2 1 / 6 scs Db st st5 / 3
231
7.115
paraméternek 1-nél kisebbnek kell lenni, ahol meg [N/mm2] a méretezési
hőmérsékletre vonatkozó megengedett feszültséget jelöli. A szerkezeti elem két jellemző pontja (például a hengeres öv és a csonk) közötti, állandósult és átmeneti állapotban kialakuló hőmérséklet-különbségből képzett, paraméternek nem szabad meghaladni az előírásban az anyagminőségtől és méretezési hőmérséklettől függően megadott értéket. Az állandósult és átmeneti állapotban kialakuló hőmérséklet-különbségeknek nem szabad meghaladni az előírásban az anyagminőségtől és a meg [N/mm2] a méretezési hőmérsékletre vonatkozó megengedett feszültségtől függő értéket.
Héjak egymásra hatása: A nyomástartó szerkezeti elemeket alkotó különféle részelemek: hengeres övek, tartályfenekek, átmeneti övek, stb. a mechanikai- és hőigénybevételek hatására eltérően változtatnák alakjukat, amennyiben azt összeerősítésük nem korlátozná. Különösen nagy különbségek alakulhatnak ki eltérő fizikai tulajdonságokkal rendelkező (például ferrites-martenzites illetve ausztenites) anyagokból készült elemek között [7.144]. Miután a gátolt alakváltozás alapvető oka a külső terhelések, hőmérséklet változásában van, a héjak egymásra hatásából adódó feszültségek is változó feszültségnek minősülnek. A kazántechnikában ilyen gátolt alakváltozásból eredő meghibásodások leggyakrabban az eltérő minőségű, falvastagságú csövek egymáshoz, eltérő anyagú kamrához történő csatlakozásánál fordulnak elő, ezért a számítási eljárást, legalapvetőbb következtetéseket a 7.23. fejezetben, a csövekkel összefüggésben ismertetjük. A konstrukció véglegesítésénél, elemzésénél minden szerkezeti elemnél meg kell vizsgálni, hogy az összeerősítésből adódó igénybevételek mekkorák, és indokolt esetben az összeerősítési keresztmetszetekre is el kell végezni a váltakozó feszültségekre történő számítást. Anyagminőség hatása: Egy adott feladat megoldására általában többféle szerkezeti anyag is felhasználható. Eltérő szilárdsági és más jellemzőikből eredően azonban lényegesen különböző költségek (beépítendő anyagmennyiség), üzemi tulajdonságok adódhatnak. Ennek érzékeltetésére egy 300 mm belső átmérőjű, 240 bar üzemi nyomású, 560 °C üzemi hőmérsékletű, konvektív fűtésű túlhevítő csőköteg kilépő kamrájára számított eredményeket mutatjuk be. A kamrába a csövek 38 mm külső átmérőjű, 6 mm falvastagságú, kimunkált gyökökkel hegesztett, 300 mm-es osztással, sorosan elrendezett csőcsonkokon keresztül csatlakoznak. A kamra falvastagságának meghatározása és a változó igénybevételek szempontjából megengedett feszültségek, megengedett felfűtési, lehűtési sebességek kiszámítása négy (három ferrites-martenzites, egy ausztenites) anyagminőség figyelembevételével történt: „A” jelű: X20CrMoV11-1, „B” jelű: X10CrMoVNb9-1, „C” jelű: X10CrWMoVNb9-2, „D” jelű: X3CrNiMoBN17-3-3, ausztenites anyag. A számításokat a TRD 301 előírás (furatperemen ébredő tangenciális főfeszültségek korlátozása), illetve az MSZ EN 12952-3 szabvány (furatperemen ébredő, tangenciális és radiális főfeszültségek alapján számított egyenértékű feszültségek korlátozása) alapján is elvégeztük. Az eredményeket a 7.19. táblázat foglalja össze.
232
7.19. táblázat Anyagminőség Falvastagság, pótlékok nélkül Közepes ciklushőmérséklet Folyáshatár ciklushőmérsékleten Rugalmassági modulus Lineáris hőtágulási együttható Hőfokvezetési szám Megengedhető feszültség amplitúdó
A mm °C 2 N/mm 2 N/mm 1/K 2 mm /min N/mm
TRD 301 alapján MSZ-EN 12952-3 alapján
C 54,2
D 45,2
37,9
440 336,0 185000 -6 12,84*10 304,0
324,0 187000 -6 13,64*10 356,0
362,4 187001 -6 13,64*10 356,0
161,0 164000 -6 19,64*10 270,9
470,93
470,93
470,93
470,93 Rugalmassági határon túli eset
Rugalmas eset
Rugalmas eset
Rugalmas eset
N/mm
2
459,79
460,50
447,35
389,41
N/mm
2
142,19
227,28
265,78
310,35
1,00 -158,80 300,99
1,00 -116,61 343,89
1,00 -90,79 356,56
1,00 -39,53 349,88
2
N/mm 2 N/mm N/mm
2
-158,80
-116,61
-90,79
-39,53
N/mm
2
158,80
116,61
90,79
39,53
°C
-23,40
-16,23
-12,64
-4,23
°C
23,40
16,23
12,64
4,23
K/min
1,96
5,42
6,16
2,26
K/min
-1,96
-5,42
-6,16
-2,26
N/mm
2
684,51 Képlékeny tartomány
652,26 Képlékeny tartomány
646,89 Rugalmas tartomány
772,26 Képlékeny tartomány
N/mm
2
678,23
650,13
683,03
498,67
N/mm 2 N/mm 2 N/mm
2
152,03 -263,10 415,13
242,58 -203,77 446,35
285,25 -198,89 484,14
335,53 -81,57 417,10
N/mm
2
-263,10
-203,77
-198,89
-81,57
N/mm
2
263,10
203,77
198,89
81,57
°C
-22,39
-16,40
-16,07
-5,24
°C
22,39
16,40
16,07
5,24
K/min
1,87
5,48
7,83
2,79
K/min
-1,87
-5,48
-7,83
-2,79
Minősítés Megengedhető váltakozó feszültség amplitúdó Belső nyomásból adódó változó feszültség Alsó ciklushatár Felső ciklushatár Hőfeszültségre megengedett érték indulásnál Hőfeszültségre megengedett érték leállásnál Indításnál megengedett közepes hőmérséklet-különbség Leállásnál megengedett közepes hőmérséklet-különbség Indításnál megengedett hőmérséklet-változási sebesség Leállásnál megengedett hőmérséklet-változási sebesség
97,2
2
Minősítés Megengedhető váltakozó feszültség amplitúdó Belső nyomásból adódó változó feszültség Szimmetriaviszonyokra jellemző szám Alsó ciklushatár Felső ciklushatár Hőfeszültségre megengedett érték indulásnál Hőfeszültségre megengedett érték leállásnál Indításnál megengedett közepes hőmérséklet-különbség Leállásnál megengedett közepes hőmérséklet-különbség Indításnál megengedett hőmérséklet-változási sebesség Leállásnál megengedett hőmérséklet-változási sebesség Megengedhető feszültség amplitúdó
B
A táblázat alapján a következők állapíthatók meg:
233
Az anyagminőség (szilárdsági jellemzők) javulása a falvastagság lényeges csökkenését eredményezi. A falvastagság csökkenése, a belső nyomásból adódó váltakozó feszültség növekedése, és az ezzel egyidejű, hőfeszültségekre megengedett váltakozó feszültség tartomány csökkenése ellenére az indításnál és a leállásnál megengedhető hőmérséklet-változtatási sebességek növekedését eredményezi. Az ausztenites anyagnál a rugalmassági modulus és a hőfokvezetési szám kisebb, a hőtágulási együttható illetve a belső nyomásból adódó feszültség nagyobb a ferrites anyagokénál, ebből adódóan kisebb megengedhető hőmérséklet-változási sebességek adódnak. A kétféle számítási eljárás közel azonos megengedett hőmérséklet-változási sebességeket eredményez, érdemes azonban megfigyelni, hogy a főfeszültségek alapján rugalmasnak minősített „A”, „B” eseteket az egyenértékű feszültségeken alapuló eljárás plasztikusnak minősíti. Anyagjellemzők: A hőfeszültségek, megengedett hőmérséklet-változási sebességek számításánál minden esetben szükség van a fizikai jellemzőkre, illetve az ezekből képzett tényezőkre. Az E rugalmassági együtthatót, L t lineáris hőtágulási tényezőt,
Poisson számot, hővezetési tényezőt, sűrűséget, c közepes fajhőt − az anyaggyártók − az anyag szavatolt szilárdsági jellemzőit, tulajdonságait, alkalmazhatóságát, hegeszthetőségét, hőkezelési ajánlásait tartalmazó anyaglapokon általában közlik. Az adatok használatánál figyelembe kell venni, hogy a 7.222. fejezetben ismertetett összefüggések használatához az adott üzemállapotra jellemző hőmérséklet tartományban érvényes anyagjellemzőkre van szükség, miközben az adatbázisokban esetenként átlagos integrált ( L t ) értékek szerepelnek. Különösen gyakori ez a L t lineáris hőtágulási együttható esetén, amelyet az adott hőmérséklet és 20 °C között átlagolva adnak meg. Ebből egy adott hőmérsékletre vonatkozó érték a
Lt Lt
L t
(t 20) 7.116 t összefüggéssel számítható. A sűrűséget gyakran csak 20 °C értékre adják meg. Más hőmérsékletre történő átszámítás a
t
20C
1 t 20
3
7.117
Lt
kifejezéssel lehetséges [7.69]. A [7.17] előírás az anyagok összetételtől függő csoportosítása alapján nem anyagféleségenként, hanem az egyes csoportokra adja meg a számítások elvégzéséhez szükséges előbbi fizikai jellemzőket. Az előbbieken túlmenően a legtöbb, használatos szerkezeti anyagra a VDI Wärmeatlas-ban [7.69] is megtalálhatók az anyagjellemzők. A különféle források között azonban eltérések tapasztalhatók, amelyekre a témakörrel foglalkozók már az 1960-as évek elején (például [7.111]) rámutattak. Úgy tűnik az egységesítésre vonatkozó erőfeszítések [7.120] azóta sem vezettek eredményre. Ennek az is oka lehet, hogy a méretezési
234
előírások egységesítéséért felelős testületek (mint azt a hatályos európai szabvány [7.17] tükrözi) az anyagjellemzők pontosságának kisebb jelentőséget tulajdonítanak. Valószínűsíthető, hogy a [7.120] irodalom 1980-as évek elején közzétett megállapításai (7.20. táblázat), az egyes anyagjellemzők pontosságára vonatkozóan ma is helytállóak lehetnek, bár a VDI Wärmeatlas [7.69] a táblázatban szereplőknél kisebb mérési hibára utal. A gyakorlati számításoknál, közöttük a 7.3. fejezetben ismertetett folyamatirányító, élettartam elhasználódás ellenőrző rendszereknél az anyagjellemzőkből képzett alábbi tényezőket használjuk E Lt a hőfeszültségek (7.62a-b képletek alapján), w 1 6 107 a megengedett hőmérséklet-változási sebesség (7.67a-b képletek a c szerinti) megengedett hőmérséklet-különbségből, E Lt 1 a hőfeszültségek kvázistacioner üzemállapotban hőmérsékletwa 1 a változási sebességek alapján (7.68a-b képletekkel), E Lt 1 a hőfeszültségek állandósult állapotban, a külső hőszigetelés w 1 fajlagos hővesztesége (7.17. táblázat) alapján, K d t E L t , a hajlító feszültségek, 7.79 képletből történő számításához. A táblázatokban megadott anyagjellemzőkből az ott megadott vonatkoztatási hőmérsékletekre képzett tényezőkre közelítő függvények illeszthetők, amelyekkel a számértékek a közbenső hőmérsékletekre is gyorsan meghatározhatók. A [7.120] irodalom alapján a harmadfokú polinommal történő közelítés kellő pontosságot biztosít. 7.20. táblázat [7.120] Jellemző rugalmassági együttható
E
Lt
átlagos lineáris hőtágulási
tényező L t lineáris hőtágulási tényező
c
sűrűség közepes fajhő
a
hővezetési tényező hőfokvezetési szám
w
wa w
Befolyásoló tényező Szövetszerkezet, hőkezelés
Hiba > ± 5%
Összetétel
± 2-8%
Összetétel
± 5-10%
Összetétel Összetétel Összetétel Összetétel
± 1-2% ± 5-7% ± 4-7% ± 7-10% ± 6-11%
E Lt
1 E Lt 1 1 a E Lt 1 1
± 9-15% ± 8-15%
235
A tényezők hibája az alappontokban az egyes anyagjellemzők hibájának alábbi összefüggés szerinti összegzésével számítható: x 100 x
2
y i y 7.118 i
y az egyes anyagjellemzők hibája. A 7.20. táblázatban a w , wa , w y tényezők eredő hibáját is feltüntettük. ahol
7.224. Lángcsövek A külső nyomásra igénybevett lángcsövek méretezésének alapelveit a 2.1. táblázathoz kapcsolódóan − elsősorban a TRD 305 [8] előírás alapján − ismertettük. Megadtuk a méretezési hőmérséklet számítására szolgáló (2.4) összefüggést is. Az ott leírtak alapján könnyen megállapítható, hogy a lángcsövek méretezése lényegesen eltér a belső nyomásra igénybevett hengeres övek méretezésétől. Míg az utóbbiak méretezése szilárdságra történik, addig a lángcsöveké alapvetően stabilitásra. Ez befolyásolja a megengedett feszültség számításánál figyelembe veendő biztonsági tényezőt, a megengedhető ovalitást, esetleges kivágások merevítését és más tényezőket is. Szilárdsági jellemzők, biztonsági tényezők: A lángcsövek, külső nyomásra igénybevett hengeres fordulókamrák méretezésénél, a K megengedett feszültség számításánál, szilárdsági jellemzőként a 2.4 képlet alapján számított falhőmérséklethez, vagy az engedélyezési nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet − tüzelési módtól függő − hőmérsékletpótlékkal növelt értékéhez, mint méretezési hőmérséklethez tartozó melegfolyáshatárt kell figyelembe venni. Az S biztonsági tényezők a hatályos európai szabvány alapján, a 7.21. táblázat szerint választandók [7.101] 7.21. táblázat [7.101] Biztonsági tényező ( S ) 2,5 Láng hatásának kitett lángcsövek, forduló kamra lemezek p >6 bar, vagy p ≤ 6 bar és d m / <0,25 esetén 2,0 Láng hatásának kitett lángcsövek, forduló kamra lemezek p <6 bar, és d m / ≥0,25 esetén Láng hatásának nem kitett lángcsövek, forduló kamra lemezek 2,0 A következő fejezetben ismertetendő, növelt nyomású nyomáspróba előkészítése során − amennyiben a vizsgálat alatt figyelik a horpadást, és a mindenkori ovalitás a 3 százalékot nem haladja meg − a TRD 503 alapján a megengedett feszültség számításához 1,8 értékű biztonsági tényező vehető figyelembe [8]. Sima lángcsövek: A hatályos szabvány alapján a rugalmas horpadásra történő ellenőrzést nem a 2.1. táblázat jobb oldali oszlopában megadott összefüggéssel, hanem az alábbi képlettel kell elvégezni:
236
2
2,6 E s0 d m s0 p 7.119 3 d m A megengedhető nyomások ellenőrzése helyett, az ezekre vonatkozó számítási összefüggések átrendezésével, elvégezhető a falvastagság előzetes kiszámítása is: a képlékeny alakváltozás korlátozásával s0
p dm 0,12 d m u 1 1 1 5 d m / 4 K 1 0,1d m /
7.120
a rugalmas horpadás elkerülésére 0, 4
3 p 7.121 s0 d 2,6 E A két érték közül, a méretek megállapításánál, a nagyobbat kell figyelembe venni. A sima lángcső minimális falvastagsága, 400 mm alatti átmérő esetén, nem lehet kisebb 6 mm-nél, 400 mm fölötti átmérő esetén 7 mm-nél. A számított falvastagságot meg kell növelni a lángcső készítéséhez felhasznált lemez gyártási tűrésével, valamint 0,75 mm korróziós pótlékkal. A falvastagság a 22 mm értéket nem haladhatja meg. Az előbbi összefüggések alkalmazását a szabvány ≤1800 mm átmérőig ajánlja. Amennyiben hullámos lángcsöveknél 250 mm-nél hosszabb sima szakaszokat alkalmaznak, ezeket a hosszúságuk másfélszeresét figyelembe véve kell, az előbbi sima lángcsövekre vonatkozó összefüggések alapján, minimális falvastagságra ellenőrizni. 0,6 m
A lángcső u ovalitását a 7.53 összefüggéssel kell számítani, egyéb adat hiányában (amennyiben az alkalmazott gyártástechnológia biztosítani tudja, vagy a szállító szavatolja) hullámos lángcsöveknél u =1%, sima lángcsöveknél u =1,5% értéket kell figyelembe venni.
s
h
b
2 e ≤ b ≤ 22 5e≤h ≤6 b
a) Merevítő borda
b) Merevítő hullám
7.41. ábra Merevítő gyűrű, merevítő hullám [7.101] A sima lángcsövek stabilitása javítható merevítő gyűrűk, megfelelő távolságonkénti, elhelyezésével. Ilyen gyűrűk azonban nem helyezhetők el 11 mm-nél vastagabb lángcsövek nagy hőterhelésű szakaszaira, amelynek hosszát a 2.11. ábrából adódó lángcső átmérő kétszeresére kell feltételezni. A gyűrűk méreteit, a 7.41. ábra a) részletén megadott szokásos méretek figyelembevételén túlmenően, úgy kell megválasztani, hogy a másodrendű nyomaték nagyobb legyen az alábbi, 7.122 képletből számított értéknél:
I
p d m3 7.122 1,33 106 237
A másodrendű nyomatékot a merevítő, valamint a lángcső, 0,55 d m s0 hosszúságú, mindkét oldali szakaszának figyelembe vételével adódó keresztmetszetre, e keresztmetszet semleges tengelyére kell kiszámítani. A 7.122 képlet alapján látható, hogy az osztásköz csökkentésével a szükséges másodrendű nyomaték, és a (7.120-7.121 képletekből kiadódó) falvastagság csökkenthető. Ebből következik, hogy a gyűrűk távolságát, méreteit az anyag és gyártási költségek együttes optimalizálásával célszerű megválasztani. Merevítő gyűrűk hullámos lángcsöveken is elhelyezhetők, ez esetben a 2.1. táblázatban szereplő összefüggésekbe, a lángcső profil és a lángcső falvastagság hatszorosánál nem magasabb merevítő gyűrű együttes másodrendű nyomatékát kell helyettesíteni. A sima lángcső 2.21 fejezetben ismertetett, kedvezőtlen hosszirányú merevsége csökkenthető egy vagy több hullám (angol elnevezéssel bowling hoop) beépítésével (7.41. ábra b) részlet), amely (a lángcső belső átmérője harmadának megfelelő, de nem kisebb, mint 500 mm) osztással a lángcső merevítésére is alkalmas. Ez esetben a méretezést a sima lángcsőre vonatkozó összefüggésekkel kell elvégezni, az merevítetlen lángcsőszakasz méret helyébe a hullámok középvonala közötti távolság másfélszeresét helyettesítve. A szabvány [7.101] tartalmazza a szokásos hullám kialakítások méreteit és falvastagságtól függő másodrendű nyomatékát, amelynek nem szabad a merevítő gyűrűre stabilitás szempontjából megengedett (7.122 képlettel számítható) minimális, másodrendű nyomatéknál kisebbnek lenni. A hullámokkal merevített lángcső falvastagságának 10 mm-nél nagyobbnak kell lenni. Különböző sugarú elemekből összeállított fordulókamrák esetén a stabilitás ellenőrzéséhez az előforduló legnagyobb sugarat kell figyelembe venni. Amennyiben lángcsöveken (tüzelőanyag bevezetéshez, salak elvezetéshez, vagy más célra) kivágásokat kell kialakítani, ezeket a 7.37 képlet figyelembevételével merevíteni kell, de merevítő tárcsák egyáltalán nem alkalmazhatók, csak csonkok. A külső nyomásnak kitett hengeres elemeket a sima lángcsövekkel azonos módon kell méretezni. A merevítő csonkok, csatlakozó elemek falvastagságának 10-22 mm között kell lenni. 7.225. Víznyomáspróba és értékelése A víznyomáspróbát, amelynél a készre szerelt kazánt még az esetleges befalazás, hőszigetelés előtt, rövid ideig, az engedélyezési nyomását meghaladó nyomás alá helyezik, a kazángyártás kezdeteitől alkalmazzák. Ennek ellenére, feladatának megítélésében a szakmai közvéleményben még nem alakult ki egységes álláspont. A szakértők egy része szerint a lényeges célokat tekintve a víznyomáspróba [7.125], [7.129]: Integrált szilárdsági vizsgálat, jóllehet csak belső nyomásból eredő mechanikai igénybevételek ébrednek, a járulékos terhelések, hőfeszültségek hatása nem jelentkezik. Alkalmas a sérülések, hibás szerkezei elemrészek kimutatására, azonosítására, jóllehet a sérülések kiterjedéséről (a van/nincs megállapításon túlmenő) érdemi kijelentést nem tud adni. Bizonyos határokon belül hibás anyagok beépítése is kiderülhet. A képlékeny alakváltozás következtében visszamaradó nyomófeszültségek előidézésével hozzájárulhat a csúcsfeszültségek csökkentéséhez.
238
Elősegíti a hegesztésből, más okokból adódó sajátfeszültségek, gyártási alakhibák leépülését. Ehhez azonban az anyagoknak megfelelő képlékenységgel kell rendelkezni. A próbanyomás nagyságától, hiba méreteitől függően kimutathatja a meggyengült vagy repedt elemeket. Ellenőrzi és megállapítja a szerkezeti elem, rendszer tömörségét.
Mások a kazántechnika történeti fejlődését tekintve elismerik [7.123], hogy korábban, a számítási eljárások, szerkezeti anyagok, gyártástechnológia, vízkezelés adott színvonala mellett, a víznyomáspróbát kétségen kívül szilárdsági vizsgálatnak kellett tekinteni, ugyanakkor az ipari és erőműi kazánoknál jelenleg általában követett konstrukciós elvek, roncsolásos és roncsolás mentes anyagvizsgálatok mellett, a növelt próbanyomással végzett víznyomáspróba − a következőkben bemutatandó korlátokból adódóan is − csak tömörségi vizsgálatnak tekinthető. Próbanyomás nagysága: A próbanyomás engedélyezési nyomáshoz viszonyított aránya a kazántechnika fejlődése során csökkent, majd az ezredfordulón az úgynevezett növelt nyomású víznyomáspróba megjelenésével nőt, esetenként túlhaladva a kezdetleges gyártmányoknál alkalmazott arányokat is. A szabályozás megjelenésétől a XX. század első harmadáig, általában a kétszeres üzemnyomással végezték a víznyomáspróbát. A nyomás növelésével, szerkezeti anyagok, gyártási eljárások, anyagvizsgálatok fejlődésével a próbanyomás értéke fokozatosan csökkent, az 1970-es években, hazánkban az engedélyezési nyomás 1,25-szöröse volt. A TRD 503 korábbi (1996. március) kiadása dobos kazánoknál az engedélyezési nyomás 1,2-szeresét, kényszerátáramlású kazánoknál a legnagyobb teljesítményhez tartozó tápvíznyomás 1,1-szeresét írta elő próbanyomásként [8]. A nagyvízterű kazánoknál már ekkor is a 7.31 képlet szellemének megfelelő szabályozás érvényesült. A helyzet az egységes európai szabályozás kidolgozásával, az integrált szilárdsági vizsgálat nézet képviselőinek megerősödésével, a növelt nyomással végzett nyomáspróba kereteinek EN szabványba foglalásával változott. Az új berendezéseknél a nyomáspróbát a 7.307.31 kifejezésekkel meghatározott próbanyomással, a folyáshatár megközelítésével, a szerkezeti elemek részbeni képlékeny alakváltozásának elérésével kell elvégezni. A TRD 503 Beilage (2002. április) [8] az érdekeltek közötti megállapodás alapján a 7.31 képlettől eltérő, annál szigorúbb előírást tartalmaz. A szilárdsági jellemzők aránya helyett, a megengedett feszültségek arányával írja elő a próbanyomás nagyságának kiszámítását:
p pr 1,25 p
0, 2, 20 S próba sz Süzemi
7.123
Hajókazánoknál, vízzel hűtött hőhasznosító kazánoknál maradt a régi, az engedélyezési nyomás 1,2-1,5-szörösével végzett próbanyomás. Előbbi képletben 0 ,2 , 20 20 °C hőmérsékletre vonatkozó, egyezményes folyáshatár [N/mm2],
sz S próba
méretezési hőmérsékletre vonatkozó szilárdsági jellemző ( 0 ,2 , t - B , 200000, t ) [N/mm2], próbanyomásra vonatkozó biztonsági tényező (7.12. táblázat alapján hengerelt, kovácsolt acélokra S próba=1,05),
239
Süzemi a méretezésnél figyelembevett szilárdsági jellemzőre vonatkozó biztonsági tényező (7.12. táblázat, illetve vonatkozó előírások alapján). Az így számított próbanyomás nagysága a biztonsági tényezők arányával nagyobb a 7.31 összefüggés alapján számított értéknél. Az előbbi összefüggésből számított nyomás értéket azonban szükség esetén csökkenteni kell, hogy az egyenértékű feszültség a mértékadó szerkezeti elemben ne haladja meg a nyomáspróba hőmérsékletére megengedett folyáshatár 95 százalékát. Az ezzel a feltétellel megengedett próbanyomást a 7.29 képlet átrendezésével lehet kiszámítani:
2 * 0,95 * 0, 2, 20 7.124 Db 1 sv A számításoknál a falvastagság pótlékok hatását nem kell figyelembe venni, a próbanyomás nagysága a szilárdsági számításból kiadódó, minimális falvastagságot feltételezve számítandó. Miután gyártási okokból gyakran kerekíteni kell a számított értékeket, az előírások a rajz szerint falvastagságokból a pótlékok levonásával meghatározott falvastagság alapján írják elő az előbbi, 7.123 képlet szerinti számítás elvégzését. A próbanyomás nagyságának szilárdsági jellemzőktől történő függővé tételével, a tényleges számérték az alkalmazott anyagminőségek függvényévé vált. Ennek érzékeltetésére, a 7.22. táblázatban bemutatjuk a 86 bar engedélyezési nyomás (300 °C telítési hőmérséklet) esetén, a különféle megfontolások (számítási képletek) alapján, az anyagminőségtől függően, elérendő próbanyomás értékeket. A táblázatban feltüntetett értéksorok közül a p pr1 jelű a 7.30, a p pr 2 jelű a 7.31, a p pr 3 p pr
jelű próbanyomás a 7.123 képlettel került kiszámításra. Miután a szabvány [7.17] alapján számított értékek közül a p pr 2 nagyobb, ezekkel a nyomás értékekkel kellene elvégezni víznyomáspróbát. Ekkor azonban az egyenértékű feszültség nem érné el a 20 °C hőmérsékletre vonatkozó egyezményes folyáshatár 95 százalékát.
Anyagminőség P235GH P265GH P295GH P355GH 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10 15NiCuMoNb5-6-4
0 ,2 , 20
0, 2, 300
p pr1
p pr 2
p pr 3
p pr 4
215 245 285 345 260 290 300 460
140 160 186 225 183 209 228 380
123 123 123 123 123 123 123 123
165,1 164,6 164,7 164,8 152,7 149,2 141,4 130,1
235,8 235,2 235,3 235,5 218,2 213,1 202,1 185,9
188,2 187,7 187,8 187,9 174,1 170,0 161,3 148,4
7.22. táblázat p pr 2 / p p pr 4 / p 1,92 1,91 1,92 1,92 1,78 1,73 1,64 1,51
2,19 2,18 2,18 2,19 2,02 1,98 1,88 1,73
Ezzel szemben a TRD 503 Beilage33 alapján [8] számított p pr 3 jelű próbanyomás értékeknél az egyenértékű feszültség túlhaladná a folyáshatárt. Ezért a ténylegesen alkalmazható próbanyomásokat, ezen előírás alkalmazása esetén, csökkenteni kellene a 7.124 képlettel számított p pr 4 jelű értékekre. Látszik, hogy az anyagminőség javulásával (meleg folyáshatár növekedésével) csökken a szükséges Megjegyezzük, hogy ez az előírás csak a vevő és szállító közötti, erre vonatkozó szerződéses megállapodás esetén alkalmazható, más esetben a honosított EN szabványt, vagy más nemzeti, nemzetközi szabályzatokat kell figyelembe venni. 33
240
nyomás nagysága. Ebből adódik, hogy miután a berendezések gyártásához különféle anyagokat alkalmaznak, és a nyomáspróbát a legjobban igénybevett szerkezeti elem túlterhelésének elkerülésével kell elvégezni, a szerkezeti elemek többsége a korábbi gyakorlathoz képest megnövelt próbanyomásértéknél sem lesz kellően (a folyáshatárát megközelítve) megterhelve. A vízcsöves kazánoknál ténylegesen alkalmazható próbanyomás értékét általában a tápvíz előmelegítő, vagy a kazándob, vízleválasztó jellemzői határozzák meg [7.123], mint a − [7.123] alapján rajzolt − 7.42. ábrán egy szuperkritikus nyomású, kényszerátáramlású kazánra vázoltuk. A túlhevítő kilépő fokozatán az egyenértékű feszültség gyakran a nyomáspróba hőmérsékletére vonatkozó folyáshatár felét sem éri el. Ugyanarra a feladatra jobb anyagminőséget választva is jelentősen csökken a megengedhető próbanyomás, mint a felfűtési/lehűtési sebesség számítására a 7.19. táblázatban összefoglalt esetekre, a 7.23. táblázat mutatja. 2500
7.123 képlet szerinti próbanyomás 7.32 képlet szerinti próbanyomás
Nyomás (bar)
2000
Régi TRD szerinti próbanyomás Méretezési nyomás
1500
1000
500
Újrahevítő 2.
Újrahevítő 1.
Túlhevítő 4.
Túlhevítő 3.
Túlhevítő 2.
Túlhevítő 1.
Elgőzölögtető bekötőcső
Tápvíz előmelegítő
0
7.42. ábra Próbanyomás a különféle szabályzatok alapján [7.123] 7.23. táblázat Szerkezeti anyag Szakító szilárdság Folyáshatár környezeti hőmérsékleten Folyáshatár üzemi hőmérsékleten Időtartam szilárdság Próbanyomás (7.30 képlet alapján) Próbanyomás (7.31 képlet alapján) Egyenértékű feszültség próbanyomáson* Csökkentett próbanyomás Egyenértékű feszültség próbanyomáson* Próba-/engedélyezési nyomás
2
N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm bar bar 2 N/mm bar 2 N/mm
A 690 490 200 68 2161,8 490 2058,8 466,7 8,58
B 630 450 237 110
C 620 440 268 129
343,2 1227,3 1023,3 450 440 1168,8 974,5 428,6 419,1 4,87 4,06
D 550 260 153 151 516,6 260 492,0 247,6 2,05
Növelt nyomáspróba előnyei, korlátai: Növelt nyomású nyomáspróba előnyeiként a feszültségcsúcsok, saját feszültségek leépülése mellett [7.122]: az esetlegesen előforduló hibahelyek növekedésének késletetését, optimálisabb nyomástartó edény geometria elérését (jobb körkörösséget, kipúposodások leépülését) is hangsúlyozzák. Az esetleges hibahelyeken a próbanyomás nagyságától, valamint a hiba méretétől függően vagy szivárgás következik be (és ez esetben a javítás elvégezhető), vagy a hiba növekedése megáll, illetve lefékeződik. Utóbbi esetben a következő víznyomáspróbáig nem kell meghibásodással számolni. [7.124] szerint a növelt nyomással végzett víznyomáspróba hatása − a nagyobb negatív előfeszültségek kialakulása következtében − feszültségmentesítő hőkezeléshez lehet
241
hasonló. Hátrányos következmények nélkül alkalmazható. A csővezetékeknél javasolt „feszültségteszt”-nél (Streßtest, Yield-Test) [7.124] a legkisebb szilárdsági jellemzőkkel rendelkező csőszakaszt is a szilárdsági jellemző eloszlásgörbéje -2,5%os értékének megfelelő folyáshatárig kell terhelni, a tényleges többtengelyű feszültségállapotban. A növelt nyomás alkalmazása mellett is figyelemmel kell lenni a következőkre [7.123]: A kazánok minőségét a gyakorlatban, a növelt nyomással végzett víznyomáspróba mellett is, a tervezés, gyártás minősége, a kellő terjedelemben gondosan elvégzett roncsolás mentes anyagvizsgálatok határozzák meg. Ezeket a nagyobb nyomással nem lehet helyettesíteni, a gyártási hiányosságot a növelt nyomású vizsgálat nem szünteti meg. Miután különféle szerkezeti anyagok kerülnek alkalmazásra, a feladatkörtől függően változó hőmérsékletek mellett, a próbanyomás értékét a leggyengébb szerkezeti elem határozza meg [7.122-123]. A kívánt folyáshatárt megközelítő állapot csak ennél az egy elemnél következik be, a többi elem igénybevétele lényegesen elmaradhat ettől. Az elemenkénti eltérő próbanyomás alkalmazásához a berendezéseket elzárható elemekkel szakaszolni kellene, ami jelentős költségnövekedéssel járna és a szokásos konstrukciós kialakításból adódóan nem vagy csak nehezen lehetne megvalósítható. A nyomáspróba során a kevésbé igénybevett helyek kevésbé gyengülnek, vagy a meglévő hibák növekednek ugyan, de rejtve maradnak [7.129], így a növelt nyomással végzett próbanyomás sem alkalmas minden hibahely kimutatására. Nem lehet kizárni, hogy a következő ismétlődő vizsgálatig nem következnek be meghibásodások. Közel azonos igénybevételi állapot csak közel azonos anyagminőségeknél üzemi hőmérsékleteknél alakulhat ki, ezért az eljárás kedvező lehet különféle csővezetékeknél, illetve nagyvízterű kazánoknál, nagyobb nyomású, vízcsöves kazánoknál azonban nem kínál lényeges előnyöket. Utóbbiaknál a feszültséggyűjtő helyeken bekövetkező magnetit réteg sérülés, a meglévő mikrorepedések kitágulása gyorsíthatja a károsodási folyamatokat. A korábban említett előnyök korlátozottan vagy nem érvényesülhetnek, mivel a vékonyabb csöveknél nincs előfeszültség, a nagy igénybevétel következtében károsodó magnetit réteg „begyógyulására” nincs tapasztalat, a kazántechnikában rendszerint hőkezelésekkel biztosítják a feszültségek leépülését, a geometria javításához általában a növelt nyomás is elégtelen. A nagyobb próbanyomáshoz a berendezések szerkezeti kialakítását megfelelően illeszteni kell (például nagyvízterű kazánoknál behengerelt füstcsövek, a kihúzódás veszélye miatt, nem alkalmazhatók [7.121]). Régebbi berendezéseknél, megfelelő alapadatok hiányában, a növelt nyomású vizsgálat előtt részletes felmérést kellene elvégezni, ennek költségét azonban a vizsgálattól várható előnyök általában nem kompenzálnák. Ez is oka lehet, hogy a könyv összeállításának idején érvényes előírás (TRD 507 [8]) alapján az ismétlődő vizsgálatnál alkalmazott próbanyomás nem lehet nagyobb az eredeti próbanyomás értékénél. A várható kopásra tekintettel alkalmazott esetleges nagyobb falvastagságpótlék nagyobb kezdeti próbanyomást tenne szükségessé, a későbbiekben az időszakos vizsgálatoknál az anyagfogyástól függően a próbanyomás értékét rendszeresen csökkenteni kellene. 242
Nyomáspróba megítélése törésmechanikai szempontból: Az üzemi, illetve próbanyomásra számítható kritikus repedés méretek arányát a 7.9 képlet alapján felírva [7.126]:
a a
meg üzemi meg pr
2 2 K Qüzemi K Ic üzemi pr Q üzemi Ic üzemi 2 2 Q pr K Ic pr üzemi Q pr K Ic pr
2
p pr p üzemi
2
7.125
Az előbbi összefüggésben szereplő jellemzők közül a K Ic kritikus feszültségintenzitási tényező a hőmérséklettel nő, a Q alaktényező, amely a gyakorlatban előforduló repedések közelítésére alkalmas, elliptikus repedések esetén függvénye a hőmérsékletnek, a hőmérséklet növekedésével (a 7.2. táblázatbeli képletekben szereplő szilárdsági jellemző csökkenésével) ugyancsak nő, így üzemi hőmérsékleten számértéke nagyobb, mint a próbanyomás hőmérsékletén. Ebből következik, hogy az üzemi hőmérsékletre számítható kritikus repedésméret sokkal nagyobb a próbanyomáson érvényesülő peremfeltételekre kiadódó kritikus hibaméretnél. Annál nagyobb a tartalék, mennél nagyobb a próba/üzemi nyomás arány. Ez a megállapítás adja a nyomáspróbát integrált vizsgálatnak tekintők legfontosabb érvét: a nyomáspróba során kellően megterhelt szerkezeti elemben, a nyomáspróba során felnyílt hibahelyeknél csak lényegesen kisebbek maradnak vissza. A gyakorlatban a kazánoknál, a belső vizsgálatok során szemrevételezéssel vagy a roncsolás mentes hibakereső anyagvizsgálatokkal, az üzembiztonságot veszélyeztető hibák kimutatása már a nyomáspróba előtt megtörténhet. Másrészt a nyomáspróba idején meghibásodást még nem okozó, vagy a hibakereső vizsgálatok során „maradható”-nak minősített (kritikus méret alatti) hibahelyek az üzemi igénybevételek hatására kitágulhatnak, így még a következő időszakos vizsgálat előtt meghibásodást okozhatnak. Ezen túlmenően az elridegedés, kúszás élettartamot csökkentő hatása a nyomáspróbával nem mutatható ki. Ezért a biztos megoldást az időszakos vizsgálatok időpontjának, körének helyes megválasztása, az időközök szükség szerinti rövidítése jelenti. Az esetlegesen meglévő repedések feltágítással, repesztéssel történő kimutatására az engedélyezési nyomás 1,2-1,3-szorosával végzett nyomáspróba megfelelőnek tűnik [7.129]. Az esetleges hibahelyek azonosítására azonban kellő számban kell roncsolás mentes, hibakereső anyagvizsgálatot végezni [7.131]. Az atomerőművek súlyos üzemzavarainak (elsősorban nagy átmérőjű csővezetékek törésének) megelőzésével kapcsolatos kutatások eredményei (például [7.1277.130]), az ennek során kidolgozott módszerek: Plastic Limit Load (PLL), Flow Stress (FSK, toughness dependent plastic deformation) koncepciók, R6 (kettős kritérium módszer) [7.130] a kazántechnikában is felhasználhatók. A megfontolások lényege, hogy a súlyos üzemzavarra vezető törés előtt a hiba méretének növekedésével először mindig csak szivárgás következik be (Leak-Before-Break, Lech vor Bruch, szivárgás törés előtt viselkedés). Ennek hátterét az USA-beli Battelle cégnél az 1970es évek elején csövekre kidolgozott, de ma is alkalmazott, kellő pontosságú, konzervatív [7.134], nagyon szemléletes kritériumrendszeren mutatjuk be (7.43. ábra) [7.127-128]. A falon átmenő hiba hosszának függvényében a repedési határ (az a nyomásérték, amelynél kisebb nyomás esetén csak szivárgás, nagyobb nyomás esetén repedés következhet be) a
243
p
2 s f
7.126
Ca
Db M t
képlettel számítható, ahol a hengeres öv (cső) falvastagsága [mm] s B az anyagra jellemző folyást okozó feszültség [N/mm2] f 0, 2 2 hengeres öv belső átmérője [mm], Db hiba l méretétől függő tényező Mt
l2 l2 M t 1 0,6275 0,003375 Db s Db s
l2 ≤50 esetén Db s
2
7,127
l2 l2 M t 3,3 0,033 >50 esetén Db s Db s Ca az anyag szívósságától függő tényező,
7.127a
4l Av2E 7.128 Ca arcsos e f a hiba felületi hossza [mm] fajlagos ütőmunka, szokásos méretű, v bemetszésű próbatesten [J/mm2], rugalmassági együttható [N/mm2]. 2
l Av E
400
Repedés
Tönkremenetelt okozó nyomás (bar)
350
300
lkrit 250
l > lkrit
Szivárgás Kritikus repedésméret
200
Nagy törés
150
100
a
Szivárgás törés előtt görbe
50
Korlátozott törés
Szivárgás 0 0
200
400
600
800
1000
1200
Repedésméret (mm)
7.43. ábra Repedési, szivárgási határok [7.127] Egy adott, falon át nem menő hiba méret esetén szivárgás várható, amennyiben a nyomás a p
2 s f Db M p
Ca
7.129
értéket meghaladja, ahol M p hiba a mélységétől és az M t
paramétertől függő tényező,
Négyszögletes alakú hibák esetén
Mp
244
1 a / s M t 1 a / s
7.130
Mp
Elliptikus alakú hibák esetén [7.128]
1 a / 4s M t 1 a / 4s
7.130a
a hiba mélysége [mm]. a Szabálytalan alakú hibák esetén a / s helyébe a hiba keresztmetszetének a hibával megegyező hosszúságú falkeresztmetszethez viszonyított aránya helyettesítendő, a hiba l hosszúsága a hiba keresztmetszetének és legnagyobb a mélységének arányából számítható [7.134]. A kritikus repedés méret a 7.126 és a 7.129 képletekkel számított nyomásértékek metszéspontjánál adódik. A 7.43. ábra alapján látható, hogy kisebb felületi hibák esetén (a hiba fokozatos mélyülésével) először szivárgás következik be és csak nagy, teljes falvastagságon átmenő hibák esetén várható repedés. A módszer az anyag szívósságától (ütőmunka nagyságától) függő Ca tényezőn keresztül az öregedés hatásának bemutatására is alkalmas. Ekkor a f folyási feszültség ugyan megnő, de a környezeti hőmérsékleten mért ütőmunka csökkenése következtében a szivárgási határgörbe a repedés méret növekedésével kisebb nyomások felé tolódik el [7.127], [7.129]. Az anyag öregedésével, azonos nyomással végzett nyomáspróbák esetén a szivárgást okozó, így kimutatható repedésméret csökken, miközben az üzemi hőmérsékleten ridegtörést okozó hibaméret gyakorlatilag változatlan marad (7.44. ábra) [7.129]. 500
Tönkremenetelt okozó nyomás (bar)
450 400
Eredeti állapotban Üzemi hőmérsékleten, öregedett állapotban
350 300
Próbanyomás hőmérsékletén, öregedett állapotban
250 200
Próbanyomás
150
Üzemi nyomás 100
lkrit jelenlegi
50
lkrit első
lkrit üzemi nyomásnál
próbanyomásnál 0 0
200
400
600
800
1000
1200
Repedésméret (mm)
7.44. ábra Kritikus méretek [7.129] A módszer gyakorlati alkalmazásával: A [7.127] megállapítja, hogy a hosszirányú hibákat tartalmazó csövek megbízhatóan megítélhetők. A [7.128] különböző hosszúságú, mélységű, mesterségesen létrehozott hibák mellett, egy 1200 mm külső átmérőjű, 36 mm falvastagságú, 11 Ni MoV 5 3 anyagú tartályon végzett repesztő vizsgálatok során elért tényleges, és az előbbi képletek alapján számított, várható repedési nyomások összevetésével 2
K megállapítja, hogy a számítási módszer kellő ( > 0,4 a ) mélységű 8 0, 2 hibák esetén alkalmas a várható repedési nyomás elfogadható pontosságú előrejelzésére.
245
A [7.129] a kazándob anyagként gyakran alkalmazott WB36 anyagú csővezetékekre bemutatja, hogy az anyagok üzem közbeni öregedésének (folyáshatár, szakítószilárdság növekedése, ütőmunka, törési szívósság csökkenése, átmeneti hőmérséklet növekedése) hatására az azonos nyomással végzett ismétlődő nyomáspróba során a kritikus repedésméret ugyan rövidül, de az üzemi nyomáson, hőmérsékleten törést okozó kritikus repedésméret nagyobb, mint az üzembehelyezést megelőző, legelső próbanyomás feltételrendszerében kritikusnak minősülő repedéshosszúság.
Nyomáspróba végrehajtása: Az új előírások nemcsak a próbanyomás nagyságán, hanem a vizsgálat lefolytatásán is változtattak (7.45. ábra). A korábbi gyakorlat alapján csak egyszer kellett megnyomni a berendezéseket, mintegy fél órán keresztül nyomás alatt hagyni, majd csökkenthető volt a nyomás és megkezdődhetett bejárás. Az új előírások (TRD 503 Beilage [8]) alapján kétszer kell megnyomni a kazánokat, közbenső nyomásmentesítéssel és a bejárást csak a második nyomatás után lehet megkezdeni. A bejárás alatt a próbanyomástól függő (80 bar üzemnyomás felett 80 bar) nyomást kell fenntartani. A nyomás növelése a próbanyomás kétharmadáig gyorsabban, azt követően lassan végzendő. A második csúcsnyomás nagysága szerény mértékben (<0,5%) kisebb lehet az első nyomatás során elért próbanyomás értéknél.
Nyomás (bar)
Nyomásnövelés 1-2 bar/perc
Nyomástartás >15 perc Próbanyomásnál ≤0,5 %-al kisebb nyomás
p pr 0,75 p pr
Utolsó harmad lassú nyomáscsökkentés Nyomásnövelés ≤10 bar/perc
80 bar
Nyomástartás füstgázoldali bejárás alatt
Idő
Minimális nyomás >0 bar, >10 perc
7.45. ábra Nyomáspróba lefolytatása [8] Képlékeny alakváltozás: A hivatkozott szakmai elvárások, vélemények értékelésére célszerű az alkalmazott próbanyomás feszültségállapotra gyakorolt hatásának elemzése is. Erre a véges elemes programokkal teljes körűen, a szerkezeti elemek részleteit illetően is lehetőség van. A következőkben példaként − vázlatosan − csak egy nyitott (axiális feszültség nélküli) hengeres övben kialakuló feszültségállapotot mutatjuk be. A nagy nyomás hatására a hengeres öv egy részén képlékeny alakváltozás következik be. Egy adott r sugáron a képlékeny állapot eléréséhez a 0, 2 folyáshatár függvényében
0, 2 r
r p ln 1 7.131 2 rb rk nagyságú nyomásra van szükség. Ebből a levezethetők azok a nyomásértékek, amelyek a képlékeny állapot 2
246
2
0 ,2
r pf 1 b 2 rk
belső sugáron
2
7.132
rk 7.133 rb történő kialakításához szükségesek. A 7.132 képlettel számítható érték azt a nyomást jelöli, amely a szerkezeti elem képlékeny alakváltozásának meginduláshoz szükséges. A „B” jelű, X10CrMoVNb9-1 minőségű anyag feltételezésével a sugár (ameddig az anyag képlékennyé válik) függvényében elvégzett számítás eredményét a 7.46. ábra mutatja.
illetve teljes keresztmetszetben
pk 0, 2 ln
1400
1,4
Határnyomás
1300
1,3
1200
1,2
1100
1,1
1000
1,0
900
0,9
800
Képlékeny tartalék
Határnyomás (bar)
Képlékeny tartalék
0,8 150
160
170
180
190
200
Sugár (mm)
7.46. ábra Képlékeny alakváltozást okozó nyomás és képlékeny tartalék Az ábrán a képlékeny tartalék pk / p értékét is feltüntettük. Megfigyelhető, hogy a közelítő számítás alapján a 7.23. táblázat „B” oszlopában feltüntetett 1168,8 bar próbanyomásnál a kerekítve 50 mm falvastagságú kamra belső, mintegy 18 mm vastagságú öve kerülne képlékeny állapotba. Ekkor a képlékeny tartalék 1,10-1,11 körül lenne. (A belső furatperemeken a feszültségkoncentrációból adódóan már lényegesen kisebb nyomásnál képlékeny állapot alakul ki.) Dobrepesztések tapasztalatai: Az 1960-70-es években, az üzem közben meghibásodott (furatperemeken, furatok közötti gátakban megrepedt) és emiatt a berendezésekből kiszerelt dobokon, több dobrepesztési vizsgálatot végeztek [7.132133]. Ezek célja egyrészt a gyengítési helyeken (furatperemek, csőcsonkok, búvó nyílás kerete) fellépő nyúlások vizsgálata, másrészt a dobok várható szétrepedésére vonatkozó elképzelések és a tényleges lefolyás összehasonlítása, a szétrepedést ténylegesen előidéző körülmények megfigyelése volt. Emellett esetenként arra is szerettek volna választ kapni, hogy a kicserélésre okot adott repedések mellett a dobok vajon tovább üzemeltethetők lettek volna, vagy hasonló meghibásodások esetén továbbra is a csere a megfelelő megoldás. A megállapításokat az alábbiakban lehet összefoglalni: A kazándobok a méretezési nyomásnál lényegesen nagyobb nyomásnál repedtek szét. A [7.132] irodalomban ismertetett esetnél a ~125 atü (lásd 4. lábjegyzetet) méretezési nyomással szemben a tönkremenetel 378 atü nyomásnál következett be, miközben már 340 atü nyomásnál jelentős
247
képlékeny alakváltozás volt megfigyelhető. A [7.133] irodalomban ismertetett kísérletnél, a 136 atü tervezési nyomásra készített dobnál 162 atü nyomásnál várták a folyás megindulását a furatok közötti gátakban, a repedést pedig 250 atü körüli nyomásnál. Ezzel szemben, a repedés az egyik fenékvarratból kiindulva csak 440 atü nyomásnál következett be. A dobok „növelt” próbanyomása a 7.31 képlet alapján számítva, az engedélyezési nyomás 1,667-szerese lett volna, ami mindkét esetben lényegesen kisebb lett volna a tönkremenetelt előidéző nyomásnál. A vizsgálatok megerősítették a nyílások peremén, közelében bekövetkező feszültségkoncentrációra vonatkozó várakozásokat [7.132]. A [7.133] alapján a dob kicserélésére okot adó repedések nem a mechanikai igénybevételből következtek be, javíthatók, az erre alkalmazott technológia megfelelő anyagminőséget, meghibásodás mentes üzemet biztosít. Utóbbit igazolja, hogy a szétrepesztett dobbal azonos minőségű kazándobok − a repedéseket előidéző, tápvíz dobba történő bevezetésével összefüggő konstrukciós hiba megszüntetését követően − a 2000-es évekig üzemben maradtak.
7.23. Csövek, csőrendszerek 7.231. Fűtőfelületek A fűtőfelületeket, mint azt a kazánszerkezetekkel kapcsolatban a 2.22. fejezetben bemutattuk, döntő mértékben belső vagy (füstcsöves kazánoknál) külső nyomásra igénybevett, egyenes és hajlított csövek alkotják. Méretezésük elsősorban nyomásra történik, de feladatukból adódóan (például függesztő csöveknél) az egyéb igénybevételek esetenként meghaladhatják a nyomásból adódó igénybevételeket. Egyenes csövek belső nyomásra: A méretezés a 2.1 kazán formulával történhet, amelyet − a túlhevítőkkel összefüggésben − a 2.226. szakaszban már ismertettünk. dk p c0 c 2.1a K sz p v 2 p 2 z A méretezési hőmérsékletet a vonatkozó szabványokban, számítási előírásokban [8], [7.17], [7.101] megadott pótlékok, vagy a korábban ismertetett számítási összefüggések (2.76, 2.76a képletek) alapján kell meghatározni. A méretezési nyomás megegyezik a kazán adott szerkezeti elemben ébredő, hidrosztatikus nyomással megnövelt, engedélyezési nyomásával, kényszerátáramlású kazánok esetén a legkedvezőtlenebb üzemállapotban várható nyomással. A szerkezeti elemekben megengedett feszültség számításához a biztonsági tényezőt a 7.12. táblázatban megadott értékekkel lehet figyelembe venni. Megjegyezzük, hogy a TRD 300 [8] 200000 órára vonatkozó tartamszilárdság értékek figyelembevétele esetére S =1 biztonsági tényezőt tartalmaz a hivatkozott táblázatban szereplő, hatályos szabványok által előírt 1,25 értékkel szemben, a TRD 508-ban előírásban részletezett, rendszeres ismétlődő vizsgálatokra vonatkozó, szabályozás követésének feltételezésével. Megjegyezzük, hogy csőcsere esetén az újonnan beépítendő fűtőfelület, a tervezett élettartam figyelembevételével, 200000 óránál rövidebb időtartamra vonatkozó tartamszilárdság alapján is méretezhető. s
248
A c falvastagsági pótlék a cső gyártási tűréséből (a fűtőfelületeknél szokásos méret tartományban általában ±12,5%, de minden esetben egyeztetendő a csőgyártókkal), az üzemviszonyoktól függően várható kopás ellensúlyozására felvett falvastagság pótlékból (amelynek nagysága a tervezett csőcsere időpontjától is függ), valamint a 0,75 mm korróziós falvastagság pótlékból tevődik össze. Megfelelő vízelőkészítés esetén a korróziós falvastagság pótlék elhagyható. Az előbbi pótlékok beszámításával kiadódó falvastagságot a következő nagyobb, szokásos méretre kell kerekíteni. Az alkalmazható legkisebb (pótlékok nélküli) falvastagságot a 7.47. ábra mutatja. A falvastagság nagy hőterhelésnek kitett elgőzölögtető csöveknél 6,3 mmnél nem lehet nagyobb (TRD 301 [8]). Kivételt csak a nagy terhelésnek, erős kopásnak kitett, kevésbé fűtött ómega, dupla szuper ómega csövek (2.64. ábra) képeznek, ezeknél 10-12,5 mm falvastagság is előfordul. Túlhevítő csöveknél 8,8 mm a legnagyobb szokásos falvastagság. 4
Csőfalvastagság (mm)
Külső nyomásra igénybevett csövek 3
2
Belső nyomásra igénybevett csövek 1
0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
130
Külső csőátmérő (mm)
7.47. ábra Minimális csőfalvastagság értéke [7.17], [7.101] Tompán egymáshoz hegesztett csőkígyók esetén az axiális külső terhelésből adódó járulékos erőhatások esetén ellenőrizni kell, hogy a varrat minősége figyelembevételével is kellő falvastagsággal rendelkezik-e a cső. Ilyen esetben a tompavarratnál a pótlékok nélküli falvastagságnak legalább:
2 d p 4 F / d b 7.134 s b 1 1 2 K sz p v S méretűnek kell lenni, ahol a már ismert jelöléseken túlmenően járulékos terhelésből adódó hosszirányú, tompavarratot terhelő húzóerő [N], F a tompavarrat roncsolás mentes anyagvizsgálatának mértékétől függő jósági v tényező, v =0,85-1,0 (10-100% ellenőrzése esetén). Egyenes csövek külső nyomásra: A füstcsöves kazánoknál, hőcserélőknél alkalmazott, külső nyomásra igénybevett csövek falvastagságát a
dk p c 7.135 K 1,6 sz S képlettel kell meghatározni [7.101]. Az alkalmazható legkisebb, pótlékolás nélküli falvastagság, mint a 7.47. ábra mutatja, kis mértékben eltér a belső nyomásra igénybevett csövekre megadott értékektől. s
249
A 7.135 összefüggésben alkalmazandó biztonsági tényező a [7.101] előírás alapján megegyezik a 7.12. táblázatban megadott értékekkel. Érdekességként megjegyezzük, hogy a TRD 300 előírás [8] külső nyomásra igénybevett hengeres övek esetén, a melegfolyás határt 1,8 nagyságú biztonsági tényezővel javasolja figyelembe venni, a [7.101]-ben előírt 1,5 értékkel szemben. A méretezési hőmérséklet meghatározása a belső nyomásra igénybevett csövekhez hasonlóan az előzőekben ismertetett, szabványokban megadott pótlékokkal, vagy részletes számításokkal történhet.
r
sb
db/2 db/2
sk
Hajlított csövek, csőívek: A különféle fűtőfelületekben alkalmazott csőkötegek mindig tartalmaznak csőhajlításokat. Ezeken, az egyenes csövektől eltérően, a feszültségek a cső kerülete mentén változnak, és a hajlításból adódóan a csőfalvastagság sem lesz egyenletes. A belső íven az esetleges tömörödésből adódóan nőhet, a külső íven a nyúlásból adódóan csökken a falvastagság. Ehhez járul, hogy a hajlításból adódóan általában a csövek eredetileg kör alakú profilja is torzul. A kerület mentén eltérő feszültségek hatását a falvastagság megállapításánál, a 2.1a képletben szereplő c0 tényezővel lehet figyelembe venni. A c0 korrekciós tényező számítására több összefüggés ismert. A következőkben csak az egyszerű, közelítő, de az előírások által megengedett számítási eljárást ismertetjük, a pontos számítási összefüggések a hatályos szabványban [7.17], illetve a TRD 312 Anlage 2 [8] előírásban megtalálhatók. A [7.136] irodalom ezek elméleti hátterét is részletesen ismerteti. Az R / d k > 1 és R / d k <4,5 közötti hajlítási sugár/külső csőátmérő tartományban (7.48. ábra): 2R d k 0,5 a belső íven 7.136a c0 2R d k 1 2 R d k 0,5 a külső íven 7.136b c0 2R d k 1
dk/2
dk/2
R
7.48. ábra Jelölések csőívek számításához Az R > 4,5 d k hajlítási sugárral hajlított csöveket egyenes csőnek lehet tekinteni. A pótlékok nélküli legkisebb falvastagság hajlított csövek esetén sem lehet kisebb a 7.47. ábrán megadott értékeknél. A pótlékolás nélküli falvastagság negyvenszeresénél nagyobb közepes átmérőjű ( d m / s0 > 40) hajlított csövek nem alkalmazhatók. A csőívekben ébredő egyenértékű feszültségeknek kisebbnek kell lenni a K megengedett feszültségnél. Ennek ellenőrzése:
250
adott belső átmérő esetén p d b 2 r 0,5d b p o a belső íven b 7.137a K 2 sb v h 2 r d b sb 2 p d b 2 r 0,5d b p o külső íven 7.137b k K 2 sk v h 2 r d b sk 2 adott külső átmérő esetén p ( d k sk sb ) 2 R 0,5d k 1,5sb 0,5sk p o a belső íven b K 7.138a 2 sb v h 2 r d k sb 2 p ( d k sk sb ) 2 R 0,5d k 0,5sb 1,5sk p o külső íven k K 7.138b 2 sk v h 2 r d k sk 2 összefüggésekkel történhet [8]. A képletekben szereplő méretek értelmezését a 7.48. ábra mutatja. A vh az esetleges hegesztés jósági tényezője. Varrat nélküli csövekre
vh =1. Ovalitás hatása: Mint arra utaltunk a hajlítás következtében az eredetileg kör keresztmetszetű profil torzulhat. A hajlítás módjától függően kétféle alakváltozás jöhet létre. Hidegen végzett csőhajlításnál a külső ív lapulhat, melegen végzett alakításnál a külső ív csúcsosodhat (7.49. ábra). Az előbbit lapos ovalitásnak, az utóbbit magas ovalitásnak nevezik. A csőívek alakjának megítélésére (a 7.49. ábra jelöléseivel) két mérőszámot, a szokásos átlagos ovalitás u
2Da Db Da Db
7.53a
illetve a torzulás
db 2 7.139 db százalékos mértékét alkalmazzák. Lapos ovalitásnál u általában kisebb 5 százaléknál, magas ovalitásnál értéke negatív. Az 5%-ot az utóbbi abszolút nagysága sem haladhatja meg. A torzulás mértéke egyik esetben sem lépheti túl a 30%-ot. T
a a
Legkisebb sugár
b
Db
Db
b
A
A
Da
Da
a) Lapos ovalitás
b) Magas ovalitás
7.49. ábra Ovalitások csőhajlításnál Belső nyomás hatására a torzult csőprofil kör alakot igyekszik felvenni. Ebből adódóan a keresztmetszetben (érintőleges) hajlítófeszültség ébred. A változó üzemi igénybevételekből adódóan kisciklusú kifáradás jöhet létre, amely sorozatos meghibásodásokhoz vezethet. Az 1980-as években számos ilyen meghibásodás történt. Az okok és a megelőzési lehetőségek vizsgálatára széleskörű programot 251
indítottak, melynek eredményeiről a [7.137-7.138] közlemények adnak tájékoztatást. Az eredmények azonban a szabványokba, szabályzatokba a könyv összeállításának időpontjáig még nem kerültek beillesztésre. Így gyakorlati célokra megbízható számítások csak véges elemes eljárásokkal végezhetők. Az érintettek a VGB honlapján hozzáférhető hírek alapján, a TRD mellékletét képező szoftver összeállítását tervezik. Ennek hiányában közelítő számítások a szakirodalomban hozzáférhető számítási összefüggésekkel (például [7.139]) végezhetők: A tangenciális hajlítófeszültség maximális nagysága a 7.49. ábrán jelölt A pontban a 2 /( R s ) <1 esetén [7.135] az egyenes cső u d k / d b átmérőviszonya és a torzult keresztmetszet méreteinek b / a aránya függvényében:
t max
p u 1 3 u 1 b b 3 2 7.140 1 2 u 1 8 u 1 a a
A külső erőhatásokból, hőfeszültségből eredő M [Nmm] hajlító nyomaték hatására az A pont közelében ébredő maximális feszültség [7.105]:
M dk 2 d 9 1 6 2 m 7.141 2 I 1 12 2R Ahol a cső méreteitől és a hajlítás sugarától függő paraméter:
t hajl
4R s 7.142 d m2 A csövek változó igénybevételekre történő ellenőrzése a hengeres övekre a 7.223. fejezetben ismertetett eljárásokkal történhet. Vastagabb csöveknél a hőfeszültségek hatását is figyelembe kell venni.
Felfüggesztő elemek: A túlhevítőkkel összefüggésben a 2.142-2.144. ábrákon vázoltuk a szokásos csőfelfüggesztéseket, csőköteg merevítéseket. Az ott bemutatott, és más gyakorlati kialakítások visszavezethetők a 7.50. ábrán összefoglalt alapvető (cső tengelyére merőleges, cső tengelyével párhuzamos, cső tengelyéhez viszonyítva ferde erőhatás) megoldásokra. G a
G
a
G b
α
α b
b
a) Függesztő elemek vízszintes csövön
b) Tartófül
c) Függesztő elem csőíven
7.50. ábra Felfüggesztések, alátámasztások [7.17] A méretezés, a vonatkozó szabvány [7.17] alapján, a q [N/mm] vonalterhelésre történik, amelyet a hegesztési varratot terhelő húzó (nyomó) feszültség és az esetenkénti, külpontos hajlításból adódó, hajlítófeszültség eredőjeként számítanak:
q
R Ga b b2 252
7.143
Előbbi összefüggésben a függesztő, tartóelemet terhelő erő [N], G a függesztő, tartóelemet terhelő erő, varratra merőleges összetevője [N], R a hajlító erő karjának nagysága [mm], a a varrat hossza [mm]. b A q vonalterhelés K megengedett feszültséghez viszonyított, megengedett − a 7.50. ábrán vázolt szögtől is függő − aránya a szabványban közölt diagramokból határozható meg. A függesztő, alátámasztó elemek vastagságának a csőátmérő negyedénél kisebbnek kell lenni. Amennyiben túlzottan nagy vonalterhelés adódna, és az elem b méretének növelése nem kívánatos, a 7.50. ábra a) részletének jobb oldalán vázolt kettős elemet lehet alkalmazni. Membránfalak: A fűtőfelületeken belül külön kell említést tenni a membránfelületekről, amelyeknél a szerkezeti kialakításból, merevítésből adódóan az egyenes, hajlított csövektől álló csőkötegekétől eltérő igénybevételek is előfordulhatnak, és méretezésük általában nem végezhető el a hagyományos, szabványosított számítási eljárásokkal. A membránfalak, − mint azt a 2.22. fejezetben, az egyes konstrukcióknál vázlatosan bemutattuk − a fűtőfelület funkció mellett a kazán tartószerkezetének is részét képezik. Alsó megtámasztás esetén nyomásra, függesztés esetén húzásra vannak igénybe véve. Minden esetben vannak járulékos terhelések is: a víztöltet és a membránfal súlyából, a membránfalra felfüggesztett szerkezeti elemekből (tűzálló falazatok, égők, vízlándzsák, stb.), füstjáratokban elhelyezett, membránfalakon átvezetett fűtőfelületekből, ezek be-, kilépő kamráiból, ráterhelt kazándobból, esetleges salaklerakódásokból. Mivel az előbbi terhelések általában külpontosak, a nyomó, húzó igénybevétel mellett mindig megjelenik a hajlító igénybevétel is. Nagyobb, szabadtéri, félszabadtéri kialakítású kazánoknál a szélterheléssel is számolni kell. A membránfalakból készített doboz nyomástartó edény is, alakját a füstgázjáratokban uralkodó túlnyomás, vákuum esetén is meg kell őrizni. Utóbbit a kazánokon kívül, körben elhelyezett, a 2.221. fejezetben ismertetett bandázsgyűrűk segítik elő. A bandázs gyűrűkre jutó terhelés nagyságát távolságuk határozza meg. A csövek terhelésének csökkentésére sűrűbb alátámasztásra lenne szükség, ez a bandázsok méreteit, járulékos terheléseket is csökkentené, ugyanakkor a gyártási költségek lényegesen növekedhetnének. Ezért a gyűrűk távolságát a technikai megvalósíthatóság mellett a gazdasági optimum figyelembevételével kell megválasztani. A bandázsokból adódó súlyterhelés, járulékos nyomatékok a membránfalakat terhelik, de esetenként a kazán acélszerkezetére is történhet terhelésátvitel. Az előbbieket rendszerezve, a bandázsokkal merevített falak méretezésénél a következő terhelésekkel kell számolni: belső nyomásból adódó terhelés, önsúlyból, a membránfalra függesztett szerkezeti elemekből, munkaközeg súlyából, esetleges lerakódásokból adódó súlyterhelés, szélterhelés, nem a fal síkjába eső erőhatásokból eredő hajlító nyomaték, a füstgázoldali belső túlnyomásból adódó, hossz mentén egyenletesen megoszló terhelés (döntően a bandázst terheli, a bandázs végén a sarkok kialakításától függően bevezetésre kerül a szomszéd falakba, vagy az ezt merevítő bandázsba),
253
a szomszéd falakat terhelő füstgázoldali belső túlnyomásból adódó, szomszéd oldali bandázs által közvetített, sarokmerevítésen (2.68. ábra b), c) részletek) bevezetett, koncentrált erő, segédbandázsok alkalmazása esetén, az ezek bekötéseinél ébredő koncentrált erő, a membránfal és a bandázs hőtágulásának különbségéből eredő erőhatás (meleg bandázsok esetén ez folyamatosan jelentkezhet, kettős, hidegbandázsok esetén csak a végpont kostrukciós kialakításától függően). A nagyobb méretű berendezések kialakítását minden esetben vizsgálni kell földrengésállóságra, szabadtéri kazánkialakítás esetén szélterhelésre is. A membránfalakkal, és ezek között különösen a tűzteret határoló, tápvíz előmelegítő, „elgőzölögtető” csőrendszerrel szembeni sokféle követelmény összehangolása gondos tervezést igényel. Ennek elvégzésére a kazángyártók véges elemes számításokat is tartalmazó számítógép programokat, „szabványosított” számítási eljárásokat fejlesztettek ki. A Deutsche Babcock által korábban alkalmazott eljárás [7.140] főbb elemeit, felsorolásszerűen, a 7.24. táblázat foglalja össze. 7.24. táblázat [7.140] Csőhűtés A teljes terhelésnél szükséges tömegáram sűrűség meghatározása. A tűztérméretekhez tartozó uszonyos cső geometria, csőszám, kiválasztása. A teljes terheléshez tartozó hőátadás, csőfal hőmérséklet számítás. A csőanyagra megengedett értékekkel történő összehasonlítás. Hőmérséklet eltérések, statikus stabilitás Az elgőzölögtető csövek csőhossz, csőelhelyezkedés menti hőmérséklet eltéréseinek meghatározása a hőáram sűrűség profil alapján. A csőkilépésnél adódó hőmérsékletek számítása, beleértve a párhuzamosan kapcsolt csövekben fellépő nyomásveszteséget. Összehasonlítás a megengedhető anyaghőmérsékletekkel, és a különböző elgőzölögtető csövek megengedett hőmérséklet-különbségeinek ellenőrzése. Feszültséganalízis, kifáradás A membránfal elemek, tartószerkezet konstrukció véges elemes számítása a csövekben fellépő hőátadás figyelembevételével. Feszültségszámítás az elsődleges (belső nyomásból, súlyból, égőtér nyomásból), és másodlagos (hőmérsékletmező) feszültségek alapján. Értékelés a megengedett statikus és váltakozó feszültségek figyelembevételével. Membránfal felületi hőmérséklete Membránfal elem hőmérséklet mezejének meghatározása véges elemes módszerrel, a csőbeli hőátadás figyelembevételével. A maximális falhőmérséklet (rendszerint gátközépben) összehasonlítása a reveképződési hőmérséklettel. Áramlási oszcilláció (dinamikus stabilitás). Egy fűtött cső (be- és kilépő kamrával) termohidraulikai lengésgerjesztéseinek (például: fűtési zavar) numerikus szimulációja. Instabilitásnál (periodikus nyomás-, áramlás ingadozásnál) a kivitel módosítása.
A számítás minden esetben a hőáram nagyságának, eloszlásának meghatározásával, csőhűtés megtervezésével (2.223., 2.225. fejezetek) indul. Ezt követi a főméretek felvétele, alapvető szilárdsági számítás, majd a geometriai kialakításból, áramlási, fűtési egyenlőtlenségekből adódóan várható hőmérséklet egyenlőtlenségek meghatározása, anyagválasztás, feszültséganalízis elvégzése, a várható élettartam ellenőrzése és végül a dinamikai vizsgálatok, valamint az eredmények értékelése, esetleges módosítások, ezekkel az elemzés megismétlése. 254
Míg az atomerőműveknél a hasonló számításokra széleskörűen egyeztetett, elfogadott számítási kódok alakultak ki, addig a gőzkazánoknál ilyenek nem állnak rendelkezésre, a vevőnek, vevő mérnökének, a biztonság érdekében eljáró hatóságoknak általában nincs módja a részletszámítások hátterének ellenőrzésére, el kell fogadniuk a szállítók által a szabványok alapján összeállított ”szilárdsági” számításokat, szállítói nyilatkozatokat. A membránfal-bandázs rendszernek a kazánban bekövetkező esetleges tűztéri robbanás esetén is meg kell őrizni kellő merevségét, hogy a kezelőszemélyzet, környezet veszélyeztetése minimális legyen. A szokásos méretezési nyomás 500600 mbar. Mindig célszerű ellenőrizni, hogy ez elégséges védelmet ad-e a begyújtásnál kialakuló (6.17 képlettel számítható) nyomáshullámok ellen. Hasonlóan el kell végezni a tüzelés kiesésekor bekövetkező nyomáscsökkenés miatti esetleges vákuumra történő ellenőrzést is. Az üzemi tapasztalatok alapján a membránfalakra és a környezetre a legnagyobb veszélyt a füstgázjáratokban (például a 2.44.-2.48. ábrákon vázolt kazánoknál) vezetett ejtőcsövek esetleges sérülésekor kiáramló nagy mennyiségű vízből (víz-gőz keverékből) kigőzölgő gőz jelenti, amelyet a kazán füstgázelvezető rendszere csak jelentős nyomásnövekedést követően tudna elvezetni. Az ekkor kialakuló nyomáshullám azonban rendszerint nagyobb a membránfal sarkok, bandázsszerkezet teherbírásánál, így kedvezőbb esetben csak a sarokvarratok, kedvezőtlen esetben a bandázskeretek is felnyílnak [7.141]. Az ilyen következmények ellen csak kellő nagyságú, tűztérre, füstgázjáratokra elhelyezett robbanófedelekkel lehet védekezni. A megelőzési lehetőségekre, a 8.4. fejezetben, az ejtőcső meghibásodásokkal kapcsolatban utalunk. 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10 X10CrMoVNb9-1 HCM12 7CrMoVTiB10-10
Méretezési nyomás (bar)
400
350
300
250
200
150 450
500
550
600
Csőfalhőmérséklet (°C)
7.51. ábra Membránfal csőanyagokkal megvalósítható nyomások A 7.12. fejezetben ismertettük a membránfalak készítésénél szóba jöhető csőanyagokat, melyek nyomás és hőmérséklet függvényében történő alkalmazhatóságát (a járulékos igénybevételek elhanyagolásával), a szuperkritikus nyomású kényszerátáramlású kazánoknál gyakran alkalmazott, 42,4 mm külső átmérőjű, 6,3 mm maximális falvastagságú csőre a 7.14. ábrán összefoglalt tartamszilárdság értékek alapján a 7.51. ábra mutatja. Látható, hogy a szuperkritikus kazánoknál várható falhőmérséklet és nyomás tartományokban csak az újonnan kifejlesztett anyagok alkalmazása javasolt. Membránfalak közelítő számítása: Véges elemes számítási eljárások hiányában a mechanikai igénybevételekből keletkező feszültségek a 7.25. táblázatban összefoglalt képletekkel határozhatók meg. Az irodalomban (például [7.145]) a
255
membránfalakban ébredő feszültségek számítására az előbbiektől eltérő, más méretezési eljárások is megtalálhatók. 7.25. táblázat [7.14] Feszültség iránya Tangenciális
Axiális Belső nyomásból
p 1 2 Ag / Acs 2 u 1 1 Ag / Acs
Külső alkotón:
Egy részét a gát viseli.
Belső alkotón:
Függőleges csőben Külső, cső síkjába eső terhelésből
Külső, falra merőleges terhelésből Járulékos nyomatékokból
Vízszintes csőben
G
p l t
2
p L t
4s
t
( Acs Ag ) h
( Acs Ag ) vh
p l
t dk
t
16( I cs I g )
M
Hajlító feszültség:
0,5451 pt L d m 2s 2
2
2p u2 1 p (u 2 1) u2 1
Függőleges csőben Membránfeszültség:
p Lt
Radiális Belső alkotón:
p
Vízszintes csőben Membránfeszültség:
G 2s
Hajlító feszültség:
1,0902 G d m 2s 2
t dk
16( I cs I g ) j
dk
2( I cs I g )
Előbbi képletekben (lásd 7.53. ábrát is): belső nyomás [N/mm2], p u d k / db cső átmérőviszonya, Poisson szám, h hegesztési varrat gyengítési tényezője, Acs , Ag cső, illetve gát keresztmetszete [mm2],
G
t csőosztásra eső (víztöltetből, salaklerakódásokból, égők, felfüggesztett elemek súlyából, stb. adódó) vonalterhelések eredője [N/mm], pt L a szomszéd falat terhelő füstgázoldali nyomásból a sarkon átadódó (bandázskeretre át nem vezetett) vonalterhelés [N/mm], bandázsgyűrűk közötti távolság [mm], l cső falvastagság [mm], s dm cső közepes átmérője [mm], dk cső külső átmérője [mm], t csőosztás [mm], I cs , I g a cső, illetve a gát másodrendű nyomatéka [mm4],
M
j
a t osztásra jutó fajlagos járulékos nyomatékok eredője [Nmm/mm].
A bandázsok sarok kialakítása befolyásolja az előbbi terheléseket, a terhelések bandázsok és membránfalak közötti megoszlását. A sarokkialakítás bandázsokat terhelő nyomatékra gyakorolt hatását vázlatosan a 7.52. ábra mutatja. Csuklós 256
erőbevezetés esetén nagyobb lehet a bandázsok alakváltozása és a szomszédos membránfalak keresztirányú húzó igénybevétele [7.146]. Merev sarokkapcsolat esetén a sarokelemben a bandázstartók hosszirányú szabad tágulási lehetőségét biztosítani kell.
Nyomatékeloszlás
b) Merev sarokkapcsolat
a) Csuklós sarokkapcsolat
7.52. ábra Membránfal sarokkapcsolatok hatása [7.146] Hőfeszültségek membránfalakban: A belső nyomásból, különféle mechanikai igénybevételekből adódó terhelések mellett jelentős járulékos feszültségek adódhatnak hőmérséklet-különbségekből is. Általában a csövek és a gát, a membránfal és a kapcsolódó bandázsszerkezet, az eltérő hőmérsékletű szomszédos membránfalak közötti járulékos feszültségeket, illetve utóbbiak csatlakozó gátjainak végén kialakuló nyírófeszültségeket célszerű megvizsgálni.
pt Vizsgált cső
t s
db
h sg
sk
Mj l
Ha jlító
nyo ma ték
Füstgázoldali nyomás
L
z y
Fü gg ő le ter g es hel és
x
a) Jellemző méretek
G
b) Jellemző terhelések
7.53. ábra Membránfal terhelései Uszony, gátlemez hőmérséklete: A membránfalaknál a legnagyobb fémhőmérséklet az uszonyok végén, gátlemez felében alakul ki. Ezek nagysága az uszonyokat, gátlemezeket egy oldalról fűtött bordaként közelítve számítható [7.142]: Uszonyos cső hegesztési varratának várható hőmérséklete a talpponti tcs hőmérsékletből kiindulva:
t f tcs
sk sk sk ln 1 2 sk s g s g s g 1000 g s g 1 sg q h 2
7.144
Gátlemez felében várható hőmérséklet (a cső határrétegében, csőfalban és a gátlemezben bekövetkező hőmérséklet-növekedést figyelembe véve):
257
q h s q h q h 2 7.145 2 s g b 2000 cs s g 8000 g s g Előbbi képletekben (a méretek jelölését a 7.53. ábra a) részlete is mutatja): gát, uszony hőmérséklete [°C], tf t f tk
tcs tk q h s sg
cső falhőmérséklet az uszony talppontjánál [°C], közeg hőmérséklet a csőben [°C], füstgázoldali hőáram sűrűség [W/m2], uszony magassága, gátlemez szélessége [mm], csőfal vastagsága [mm], uszony vastagsága a csőnél [mm],
sk
gátlemez, uszonyvég vastagsága [mm],
b cs g
hűtőközeg oldali hőátadási tényező [W/m2K], cső anyagának hővezetési tényezője [W/mK], uszony, gátlemez anyagának hővezetési tényezője [W/mK].
Az előbbieknél részletesebb, véges elemes számításokkal is ellenőrzött, közelítő összefüggéseket [7.143] ismertet. A gátlemezek vastagsága egységesen 6 mm, a cső falvastagságának gyártástechnikai okokból legalább 4 mm-nek kell lenni. A csövekre a gátlemezt mindkét oldalról rá kell hegeszteni. A két varrat együttes mérete nem lehet kisebb a gátlemez vastagság 125%-ánál. A gátlemez maximális szélessége a 30 mm-t nem haladhatja meg. Az uszonyos csövek hegeszthetők egy oldalról is, ez esetben a varrat méretének legalább az uszonyvastagság 5/7 részét el kell érni. Hőmérséklet eltérésből adódó járulékos terhelés: Meleg bandázsok, vagy kapcsolólemezzel támasztott bandázskialakítások esetén a membránfal és bandázs eltérő hőmérsékletéből adódó járulékos erőhatást a következő összefüggéssel lehet meghatározni [7.147]:
cosh x L t t F 1 1 cosh l Ccs Cb
Cf Cf Ccs Cb Cf Cf Ccs Cb
7.146
Előbbi képletben t a membránfal és a bandázs közötti hőmérséklet-különbség [°C] b t Ccs cs a membránfal merevsége [N], t ' h f s 3f E Cf a kapcsolólemez merevsége [N], lf x
Cb Ab E bcs t
a bandázs merevsége [N], a bandázzsal együttműködő csőfalsáv szélessége [mm], (7.54. ábra), csőosztás [mm],
258
hf
kapcsolólemez magassága [mm],
sf
kapcsolólemez vastagsága [mm]
lf
kapcsolólemez rugalmas (hegesztések közötti) hossza [mm],
Cb, Ab
Cf
x
bcs
l
t
Ccs
sf hf
Ab
szimmetriasíktól mért távolság [mm], membránfal egységnyi vonalterhelésre bekövetkező alakváltozása a t osztásközben [mm/N/mm], számítása a [7.147] irodalomban megadott diagram közelítése alapján a t' 0,0775((( 2,09648 d k 51 1,689 ) d k 51 0,59295 ) d k 51 ) 0,0046332 ) s 3,10615 összefüggéssel lehetséges. a bandázs keresztmetszete [mm2].
Együttműködő sáv (bcs≈ 1000mm)
x t'
Kazán szimmetria vonala lf
7.54. ábra Membránfal és bandázs közötti kapcsolat [7.14] A membránfalban ébredő erő nagysága elsősorban a kapcsolólemezek l f hosszától és a membránfal és a bandázs közötti t hőmérséklet-különbségtől függ. A lemez hosszának növelése, hőmérséklet-különbség csökkentése mérséklik a járulékos erőhatásokat, ugyanakkor a kapcsolólemez hosszának növelésével nő a membránfalat terhelő hajlító nyomaték, a hőszigetelés vastagításával a súlyterhelés, így az optimális megoldást az összefüggő paraméterek együttes vizsgálatával kell kialakítani. Eltérő hőmérsékletű membránfalak kapcsolódása: A fűtőfelületek optimális kialakítása érdekében gyakori eltérő hőmérsékletű (elgőzölögtető-túlhevítő, vagy túlhevítő-túlhevítő) membránfalak (rendszerint sarok-sarok kapcsolattal történő) egymáshoz erősítése. Ilyen esetekben, a membránfalakban, illetve a csatlakozó uszony-uszony vagy cső-gátlemez varratoknál járulékos feszültségek ébrednek. A kialakuló feszültségek közelítőleg, analitikus módszerekkel is számíthatók [7.148]. Hazai gyakorlatban például az 1980-as évek elején üzembe helyezett, ajkai 100-M típusú kazánoknál alkalmaztak ilyen kialakítást. Az eredő feszültségek folyáshatár alatt tartásával a meghibásodások megelőzhetők [7.149]. Az egymás melletti, eltérő hőmérsékletű csöveket összekötő varratok végeinél, nem befogott végű kialakítás esetén azonban az átlagfeszültség többszörösét kitevő nyírófeszültség alakulhat ki [7.149-7.150], ami rövid időn belül is meghibásodásokhoz vezethet. Ennek megelőzésére célszerű a csövekhez tartozó, nagyobb merevségű kamrák közvetlen vagy kapcsolóelemekkel történő egymáshoz erősítése.
259
r
F
l
f
7.55. ábra Egy oldalon fűtött cső alakváltozása Bandázsfelületre merőlegesen ébredő erők: Az egyik oldalukon fűtött membránfalak a fűtött oldalukon jobban megnyúlnak, így a füstjáratok felé be akarnak domborodni. Az alakváltozást a bandázstartók megakadályozzák, így a bandázskereteket a hőmérséklet-különbségtől, bandázs távolságtól is függő, a füstjáratok felé mutató erőhatások terhelik, amelyek a füstgázoldali nyomásból adódó erőhatásokat részben kiegyenlíthetik. Miután az egyes, párhuzamosan kapcsolt csövek fűtöttsége különböző, a csövek, bandázsgerendák a terhelések hatására meghajlanak, nagyon bonyolult erőjáték alakulhat ki, amelyet hagyományos módszerekkel nem lehet vizsgálni. Közelítő becslés, egyetlen csőelem gátolt alakváltozása esetén ébredő erő számításával végezhető (7.55. ábra):
F
48 I E f 7.147 l3
Előbbi képletben egy osztásköznyi cső-gát rendszer másodrendű nyomatéka [mm4], I a cső anyagának rugalmassági együtthatója [N/mm 2], E 2 l f r 1 1 a cső feltételezett behajlása a fűtött és fűtetlen oldali 2r hőmérséklet-különbség hatására [mm], szomszédos bandázsgyűrűk távolsága [mm]. l
Az f behajlás előbbi összefüggésében szereplő r [mm] képzeletbeli, görbült sugár d az r m kifejezésből adódik a cső d m [mm] közepes átmérője, anyagának adott L t t hőmérséklet-különbségre vonatkozó L t átlagos lineáris hőtágulási együtthatója és a fűtött és fűtetlen csőoldalak közötti t átlagos hőmérséklet-különbség alapján. Csövek szabad mozgása, gátolt tágulása: A membránfalakba a 2.147. ábrán vázolt módon befogott csövek a füstjáratokban általában szabadon elmozdulhatnak, a membránfal és a belépő, elvezető kamra közötti szakasz mozgása azonban a kamra megfogásától, csőcsatlakozásoktól függően rendszerint gátolt (7.56. ábra). A csövek a szabadon elmozduló szakaszokon is járulékos terheléseknek lehetnek
260
kitéve, mivel a membránfal, függesztő csövek, fűtőfelületi csövek az üzemállapottól (hőmérséklettől, mechanikai terheléstől) függően különbözőképpen tágulnak, rövidülnek. Így előfordulhat, hogy a környezeti hőmérsékleten erőhatásmentesen szerelt fűtőfelületi csövekben, üzem közben a befogásnál hajlítófeszültség ébred. A vízszintesen elmozduló, hosszukat változtató fűtőfelületi csövek a tartófüleken keresztül a függesztő csöveket oldalirányban is el kívánják mozdítani. Az előbbi hatásokból adódó járulékos terhelések általában alacsonyak, ennek ellenére mindig célszerű a különböző üzemállapotokban várható rendezetlen elmozdulások maximális mértékének és az igénybevételeknek a meghatározása. Függesztő cső
Elmozdulások
Elmozdulás Befogás
Átvezető hüvely
Tartófül
Gátlemez
Befogás
Gátolt hőtágulások
Membránfal
a) Csövek elmozdulásai
b) Csőcsatlakozások gátolt elmozdulásai
7.56. ábra Membránfalba befogott csövek szabad mozgása és gátolt tágulása Az előbbiektől eltérően a membránfal és kamrák közötti gátolt hőtágulás esetén (7.56. ábra b) részlet) a csövek számától, mozgásában gátolt hosszától, vonalvezetésétől függően jelentős járulékos feszültségek alakulhatnak ki. Ezek elsősorban a bekötőcsövek csőíveiben, kamrákhoz csatlakozó csonkokban jelentkezhetnek. Előfordulhat, hogy a csövek által közvetített erőhatások eredőjeként, a kamra csavaró igénybevételnek lesz kitéve. Az egyes, rendszerint különböző alakú csövekben ébredő erőhatások közelítő számítása azt feltételezve végezhető el, hogy a membránfal és a kamra alakja nem változik, és ezeken a fix (vagy a megfogás módjától, merevségtől függően csak korlátozottan elmozduló) befogási pontokon ébredő erők hatására a csövek egyenes szakaszaikon meghajlanak, változik a csőívek hajlásszöge. A csövek terhelés alatti alakváltozására vonatkozó számítási összefüggések az irodalomban megtalálhatók [7.139], [7.151, 7.152]. 7.232. Csövek csatlakozása, perem igénybevételek A kazánok nyomástartó szerkezeti elemeihez felhasznált különböző alakú, anyagú részelemek az igénybevételek hatására eltérően változtatják alakjukat, így az összeerősítési keresztmetszetekben járulékos igénybevételek jöhetnek létre [7.144]. A következőkben ezek közül csak az eltérő anyagú, méretű, hőmérsékletű csövek egymáshoz, tartályfalhoz erősítésével foglalkozunk, mivel a gyakorlati tapasztalatok alapján a legtöbb − gátolt alakváltozásból eredő − meghibásodás ilyen csatlakozásoknál következik be. A lineáris hőtágulás alapegyenletét felírva l L t l t
7.148 megállapítható, hogy a folyamatban szerepet játszó mindhárom paraméterben: az anyagminőségtől függően a L t lineáris hőtágulási együtthatóban, a szerkezeti elem 261
l méretében (falvastagságában), t hőmérsékletében (a kiinduló állapothoz viszonyított t hőmérséklet változásában) bekövetkezhet eltérés. Ebből adódóan a részelemek csaknem minden esetben gátolják egymás szabad alakváltozását. A folyamatok a héjelmélet felhasználásával vizsgálhatók [7.144]. Hengeres héj tengelyszimmetrikus alakváltozása az alábbi differenciálegyenlettel írható le [7.14]:
D
d 4w s Nz Es D (1 ) Lt d 2 (tk ) 7.149 E w p t Lt 0 dz 4 r2 r r s dz 2
ahol
w z s w p Nz T0
E s3 a héj hajlító merevsége [N/mm ], a D kifejezéssel számítható, 12(1 ) alakváltozás [mm], a csatlakozás helyétől mért hosszirányú koordináta [mm], cső falvastagsága [mm], hengeres öv (héj) sugara [mm], belső nyomás [N/mm2], hosszirányú húzóerő [N], kiinduló állapothoz viszonyított hőmérséklet változás [°C],
Tk
a cső falában ébredő hőmérséklet-különbség [°C].
D
2
Hosszú héjak esetén
d 4 p d 4 T0 d 2 Tk 7.150 dz 4 dz 4 dz 2 feltételezésével, az előbbi egyenlet egyik megoldása w( z ) e (C1 sin C2 cos ) e (C3 sin C4 cos ) ahol
p r2 N 1 z r L t T0 Es pr
7.151
méretektől, Poisson számtól függő paraméter, z , méretektől, Poisson számtól függő paraméter,
4
3 (1 2 ) sr
.
A w(z ) sugárirányú elmozdulás függvényében az igénybevételek is kiszámíthatók (7.57. ábra): d 2w T M l( z ) D 2 (1 ) L t k 7.152 Hosszirányú hajlító nyomaték: s dz d 2w T Érintőleges irányú hajlító nyomaték: M t ( z ) D 2 (1 ) L t k 7.153 s dz
Sugárirányú nyíróerő:
Érintőleges irányú nyíróerő:
d 3w 1 d (Tk ) H 0( z ) D 3 L t 7.154 s dz dz Es 7.155 H t( z ) N z w L t E s Tk r 262
w
H0
s
M0
r
7.57. ábra Élerő, élnyomaték hatására bekövetkező alakváltozások hengeres héjon [7.14] Nagy z értékek ( z > 2,5 r s ) esetén C3 = C4 =0, így a 7.151 kifejezésben az ezeket a tényezőket tartalmazó tagok elhanyagolhatók. Bevezetve az M 0 [Nmm/mm] egyenletesen megoszló élnyomaték és a H 0 [N/mm] egyenletesen megoszló élerő fogalmát, és feltételezve, hogy p =0, a teljes kerülete mentén azonos hőmérsékletű, falvastagságú, homogén anyagú cső átmérőjének változása (megállapodás alapján a növekedés pozitív előjelű) r w
1
( f3M 0
f2
H 0 ) 7.156 2 D elfordulása (megállapodás alapján pozitív, amennyiben a cső kifelé fordul)
2
dw 1 (2 f1M 0 f 4 H 0 ) dx 2 2 D
7.157
Előbbi összefüggésekben f1 e cos f 2 e sin f 3 f1 f 2
f 4 f1 f 2 Az axiális irányú hajlító nyomaték ( w előbbi képletéből a deriváltat az M l (z ) fenti képletébe behelyettesítve és átrendezve)
M l ( z) f4 M 0
f2
7.158
H0
Érintőleges irányban
M t ( z) M l ( z)
7.159
Nyíróerő sugárirányban ( w előbbi képletéből a deriváltat az H 0( z ) fenti képletébe behelyettesítve és átrendezve)
H 0 ( z ) 2 f 2 M 0 f 3 H 0
263
7.160
Csövek összeerősítése: A módszer alkalmazását ferrites és ausztenites cső, tompavarrattal hegesztett, csatlakozásának vizsgálatára mutatjuk be. Feltételezzük, hogy a csövek méretei azonosak, hőmérsékletük azonos, csak hőtágulási együtthatójuk különbözik. Miután a csövek egymáshoz vannak erősítve, sugárirányú elmozdulásuk és szögelfordulásuk azonos. A gátolt alakváltozásból adódóan a csövekben járulékos nyomaték és nyíróerő ébred, amelyek járulékos feszültséget okoznak. Ezek meghatározásához az elmozdulások és elfordulások azonosságát felíró egyenletekből kell kiindulni. Az egyenletek mindkét oldalán 3-3 tag szerepel: a hőtágulás, az élnyomaték és az élerő hatására létrejövő elmozdulások, illetve elfordulások. w f t w f M 0 w f H 0 wa t wa M 0 wa H 0
7.161
illetve 7.162 f t f M0 f H0 a t a M0 a H0 A 7.156-7.157 összefüggések felhasználásával a 7.58. ábra a) részletén vázolt irányoknak megfelelően behelyettesítve: r L tf T
1 2 D 2
f3M f 0
f2
2 D 3
H f 0 r L ta T
1 2 D 2
f3M a 0
f2
2 3 D
1 1 1 1 f1 M f 0 f4 H f 0 f1 M a 0 f4 Ha 0 2 D 2 D D 2 2 D
Ha 0
7.161a
7.162a
Figyelembe véve, hogy z =0 helyen =0, e =1, sin =0, cos =1, adódik, hogy f1 =1, f 2 =0, f 3 =1, f 4 =1. Átrendezve és egyszerűsítve
r T ( L ta L tf )
1 H 7.161b 3D 0
2 M 0 0 7.162b D Az előbbiekből következik, hogy eltérő anyagminőségű, de azonos méretű, hőmérsékletű csövek összeerősítésénél élnyomaték nem, csak élerő ébred. Nagysága a 7.161b képlet átrendezésével
H 0 3D r T ( L ta L tf ) 7.163 kifejezésből határozható meg. Az összeerősítési helytől távolabbi nyomatékok, illetve nyíróerő a 7.152-7.155 képletekbe behelyettesítve adódnak: M l ( z ) 2 D r T ( L ta L tf ) e sin M t ( z) M l ( z)
7.164
7.165
H ( z ) 3D r T ( L ta L tf ) e (cos sin )
7.166
A hosszirányú hajlítófeszültség hatására ébredő hajlítófeszültség (pozitív előjel külső, negatív előjel belső szálon): 264
6M l s2
7.167
képlettel számítható. H0 f H0a
H0
w
M0 M0 f
M 0a
Ferrites cső
Ferrites lemez
Ausztenites cső
L tf < L ta
Ausztenites cső
L tf < L ta b) Eltérő anyagú lemez és cső összeerősítése
a) Eltérő anyagú csövek összeerősítése
7.58. ábra Eltérő anyagú szerkezeti elemek egymáshoz erősítése A szerkezeti elemeket terhelő, összeerősítésből eredő nyomatékok, nyíróerő más esetekre is levezethetők. Példaként (csak a végeredményt közölve) cső merevnek tekinthető, alakját nem változtató, vastag falú szerkezeti elemhez történő erősítése (7.58. ábra b) részlet) esetén: H 0 4 3D r T ( L ta L tf ) az élerő 7.168
M 0 2 2 D r T ( L ta L tf )
az élnyomaték
7.169
Ezek felhasználásával a hosszirányú hajlító nyomaték
M l ( z ) 2 2 D r T ( L ta L tf ) e ( cos sin 2 sin )
7.170
Összeerősítési hely 200
Vastag lemez + cső összeerősítése
Főfeszültség
Két cső összeerősítése
(N/mm2) 100
0 -60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
50
60
Összeerősítési helytől mért távolság (mm) -100
X20CrMoV11-1 anyagminőség
X8CrNiNb16-13 anyagminőség -200
-300
7.59. ábra Érintőleges feszültség az összeerősítés módjától függően [7.14] A kétféle összeerősítés esetén ébredő, belső nyomásból és hajlításból eredő, tangenciális feszültségek összehasonlítását 57 mm külső átmérőjű, 5 mm falvastagságú, 550 °C-ra felmelegedő, X20CrMoV11-1, illetve X8CrNiNb16-13 anyagból készült csövek, illetve az ausztenites anyagú cső vastag X20CrMoV11-1 anyagú lemezhez történő csatlakozásának esetére a 7.59. ábra mutatja. Látható, hogy a merevnek tekinthető falhoz történő cső csatlakoztatás esetén lényegesen nagyobb feszültségek ébrednek, mint cső-cső csatlakozás esetén. Ebből következik, hogy kamráétól, kazándobétól eltérő anyagú csövek csatlakoztatása esetén, a nagy járulékos feszültségek megelőzése érdekében minden esetben célszerű a z > 2,5 r s
265
méretet meghaladó, dobbal, kamrával azonos anyagú csonkok beépítése és az eltérő anyagú csövek ezekhez történő csatlakoztatása. Axiális hőmérséklet-különbség hatása: A szabadra menő, tartályok belsejébe (a csőben áramló közegétől eltérő hőmérsékletű térbe) vezető csöveknél, a cső hossztengelye mentén, a közeg és ezzel a csőfal hőmérséklete változik (7.60. ábra). t t0 a z alakú lineáris hőmérséklet lefutást feltételezve az M 0 élnyomaték értéke M 0 D L r a
7.171
nagyságúra adódik, amelyből a hajlítófeszültség a 7.167 képlettel számítható. A hőmérséklet lefutás előbbi képletében a [°C/mm] a hosszirányú hőmérséklet gradiens. Meg kell említeni, hogy szabad csővégek esetén a járulékos igénybevételek a csővégeken a legnagyobbak ezért a repedések a peremről indulnak ki.
M0
t1
t
t0
t( z )
z1 2,5 r s
z
7.60. ábra Csővég axiális irányú hőmérséklet-változásának hatása Más esetekre, például sugárirányú hőmérséklet-különbség, vagy az eltérő anyagminőség és falvastagság együttes hatására az irodalomban [7.14], [7.150] találhatók összefüggések. Ezek ismertetésétől eltekintünk. Tápvíz dobba vezetése: A gyakorlatban gyakran előfordul, hogy a vastag falú szerkezeti elem és a csatlakozó cső között nemcsak az anyagminőségben van különbség, hanem a csőben szállított közeg hőmérséklete lényegesen eltér a vastag falú szerkezeti elem hőmérsékletétől. Utóbbi hőmérséklet üzem közben ingadozhat is. A hőmérséklet-különbségből, annak változásából adódóan a szerkezeti elem és csőfal csatlakozásánál jelentős igénybevételek lépnek fel, amelyek rövid időn belül repedésekre vezethetnek. Tápvíz bevezetés
Védőcső Kazándob
Védőcső
a) Külső védőcső
b) Belső védőcső
7.61. ábra Védőcső alkalmazása nagy hőmérséklet-különbség esetén
266
A jelenség különösen a telítésinél hidegebb tápvizet kazándobba vezető csőcsatlakozásoknál, telítési hőmérsékletűnél hidegebb folyadékot, gőz befúvással, melegítő nyomástartó edényeknél lehet veszélyes. Ilyen esetben a 7.61. ábrán vázolt megoldások alkalmazhatók, amelyeknél az eltérő hőmérsékletű közeget szállító cső kellő hosszúságú védőcsővel csatlakozik. A csatlakozást külső védőcső alkalmazása esetén csak a gőztérben lehet elhelyezni. Az esetlegesen folyadéktérben elhelyezett belső védőcső és a tápvíz bevezetés közötti varrat kritikus helynek minősül, mivel a védőcső hőmérséklete a jobb folyadéktéri hőátadásból adódóan a folyadék hőmérséklettel lesz azonos, így nagy járulékos feszültségek alakulhatnak ki. Ezért az átvezetéseket lehetőleg minden esetben a gőztéren kell kialakítani. 7.24. Egyéb szerkezeti elemek Fenekek: A hengeres övek lezárására, a hengeres öv méretétől, felhasználási céltól, nyomástól függően, különféle fenekeket alkalmaznak. Kazándoboknál nagy nyomás esetén a szoknyalemez nélküli félgömb, közepes, kisebb nyomások esetén a domborított fenekek (7.62. ábra) alkalmazása szokásos. Elgőzölögtető, túlhevítő kamrákat kisebb, közepes nyomások esetén a 7.63. ábra b) részletén, nagyobb nyomások esetén a c) részletén vázolt sík fedelekkel zárnak le. Lapos fenekeket (7.62. ábra d) részlet, illetve 2.27. ábra) csak kisebb nyomásoknál és olyan esetben alkalmaznak, amikor merevítésüket a csatlakozó szerkezeti elemek (lángcső, füstcsövek, támcsapok, stb.) biztosítani tudják és kiegészítő merevítésekre (merevítő rudak, sarokmerevítők, stb.) csak az előbbiek kiegészítésére van szükség. hp
hp
h
hp
r
r
s s
rb
a) Félgömb fenék
dk
dk
dk
rb
s
b) Domborított (kosárgörbe alakú) fenék
c) Ellipszoid fenék
d) Lapos fenék
7.62. ábra Hengeres övek lezárására alkalmazott fenekek Az előbbiekből adódóan a félgömb és lapos fenekek általában egyedi, a hengeres öv méretéhez, falvastagságához igazodó méretekben készülnek. A domborított fenekek közül a sekély- és mélydomborítású fenék több országban szabványosítva van, a felhasználók a szabványokban szereplő választékból válogathatnak. A korábbi, már hatálytalanított hazai szabványok más fenéktípusokra is tartalmaztak méretsorozatokat. A domborított fenekek gömbövének rb , sarokgörbületének r sugarára, szoknyalemezének h p magasságára ipari szokványok alakultak ki, ezek jellemző értékeit a 7.26. táblázat foglalja össze. A d k külső átmérők általában 25 mmes, az s falvastagság 1 mm-es lépcsőkkel választhatók. A gyártók egyedi rendelésre, eltérő méretekkel is készítenek fenekeket.
267
7.26. táblázat h
rb
r
hp
dk
0,1d k
3,5 s
0,1935d k 0,455s
Mélydomborítású fenék
0,8 d k
0,154 d k
3s
0,255d k 0,635s
Lapos domborítású fenék
1,3 d k
15-50 mm
3,5 s
Átmeneti sugártól függően
Elliptikus domborítású fenék (2:1 tengelyaránnyal)
0,9 d b
0,17 d b
Rendelés alapján
0,25d b
Rendelés alapján
3,5 s
Sekélydomborítású fenék
Lapos fenék
Gömbövek falvastagsága: A félgömb fenekek, illetve a domborított fenekek gömbövének falvastagságát belső nyomásra történő méretezés esetén az 2p s rb 1 1 7.172 ( 2 K p )vh
illetve az
1 s rk
2p 1 ( 2 K p )vh
2p 1 ( 2 K p )v h
7.173
kifejezésekkel lehet kiszámítani [8], [7.17]. Vékony ( s / rb 0,1 ) övek esetén az
s
rb p ( 2 K p )vh
s
rk p 7.175 ( 2 K p )vh p
7.174
illetve az
képletek alkalmazhatók, ahol rb , rk gömbfelület belső, illetve külső sugara [mm], hegesztés jósági foka (hegesztés nélküli fenekeknél vh =1). vh Külső nyomásra (stabilitásra) történő méretezés esetén az sk falvastagság nem lehet kisebb az azonos belső nyomásra számított s falvastagság 1,2-szeres értékénél. A megengedhető nyomás a
p
illetve a
sk 0 ,2 ,t 1,2 rk
0,8 E p r 9 0,006 k sk
7.176
sk rk
268
2
7.177
kifejezésekből kiadódó kisebb érték [7.101]. Amennyiben ez kisebb a méretezési nyomásnál, az sk falvastagságot a szükséges mértékben tovább kell növelni. A TRD 303 [8] alapján a behorpadás elleni biztonságot a 2
0,366 E sk p S H rb
7.177a kifejezéssel kell ellenőrizni. Az S H biztonsági tényező értékét az előírás alapján a 7.27. táblázat tartalmazza. A közbenső falvastagság értékekre lineáris interpoláció végezhető. A 7.177 és 7.177a összefüggések összehasonlítása, valamint a 7.27. táblázatban megadott biztonsági tényezők alapján megállapítható, hogy a hatályos méretezési előírás alapján ugyanolyan megengedhető nyomáshoz nagyobb falvastagság választandó, mint a TRD alapján.
sk / rb
SH
7.27. táblázat [8] SH
0,005 0,01 ≥0,1
üzemi nyomásra 3,7 3,5 3,0
próbanyomásra 2,7 2,6 2,2
Domborított fenekek falvastagsága: Domborított fenekek esetén a falvastagságot a gömböv (7.172-7.175 képletek), hengeres szoknyalemez (2.1b, illetve 7.29 képletek) és a sarokgörbület alábbi, 7.178 összefüggéssel kiszámítható falvastagsága közül a legnagyobb értékre kell választani [7.17].
sg
p dk g 4 K vh
7.178
Előbbi képletben g alaktényező, a görbületben kialakuló feszültségkoncentráció hatását veszi figyelembe. Egyedi esetekben annak feltételezésével számítható, hogy a sarokgörbület, mint „gyengítés” merevítését a hengeres öv (szoknyalemez) és gömböv együttműködő hosszúságú szakasza biztosítja:
g
Ap h Ap g
4s 4s d m Am h Am ív Am g d m
( d b s )le h
( rb s / 2 ) le g
2 2 s ( le h lív le g )
7.179
ahol Ap h
együttműködő hengeres öv belső nyomással terhelt felülete [mm 2],
Ap g
együttműködő gömböv belső nyomással terhelt felülete [mm2],
Am h
hengeres öv merevítő (együttműködő) felülete [mm 2],
Am ív
görbület merevítő (együttműködő) felülete [mm2],
Am g
gömböv merevítő (együttműködő) felülete [mm2],
le h 0,8 ( d b s )s
együttműködő hossz a hengeres övre [mm],
269
le g 0,8 2( rb s )s együttműködő hossz a gömb övre [mm]. A szokásos fenéktípusokra g meghatározására a szakirodalom diagramokat, illetve számítási összefüggéseket ad meg. A hatályos méretezési előírás [7.17] alapján az 0,005 s / d k 0,15 tartományban: sekélydomborítású fenékre 7.180 g 0,5938 a 3 2,0964 a 2 2,5108 a 1,3844
mélydomborítású fenékre g 0,0591a 5 0,5314 a 4 2,0398 a 3 3,7668 a 2 3,455 a 0,3297
7.181
ahol a lg( s / d k ) . A szabvány alapján az s falvastagság a külső köpenyátmérő 5 ezrelékénél nem lehet kisebb. A TRD 303-ban [8] megadott, hivatkozott szabvánnyal azonos értékeket tartalmazó diagram 0,005 s / d k 0,10 tartományban elvégzett, ±0,5% pontosságú regressziós közelítése alapján 0,00218 sekélydomborítású fenékre 7.182 g 2 ,35 1,14462 s dk
mélydomborítású fenékre
g 1,5
0,0359
7.183 0 ,5501 s dk A TRD előírás a legkisebb falvastagságot nem korlátozza, de s / d k 0,005 falvastagság alatt előírja a szoknyalemez horpadásra történő ellenőrzését [8]. Kivágással gyengített fenekek: A kivágások (7.63. ábra) által okozott gyengítések figyelembevétele, merevítések számításának alapelve azonos a hengeres öveknél alkalmazott eljárással. Ugyanakkor a nyílások kialakítására korlátozások érvényesek: nem alkalmazható kivágás a fenék külső peremétől számított 0,1d k szélességű gyűrűben [7.17], két kivágás közötti gát nem lehet kisebb a két kivágás fél átmérőinek összegénél, illetve a közöttük lévő középponti szög nem lehet kisebb a szabványban [7.17] megadott képlettel számítható értéknél, ellenkező esetben a kivágásokat egy kivágásként kell számítani, a merevítés nélküli kivágás csak s / d k ≤0,1 estén alkalmazható, és mérete nem lehet nagyobb a gömböv együttműködő hosszúságának 14 százalékánál [7.17], tárcsás merevítések csak 250 °C alatt alkalmazhatók, a hegesztési varrat méretének el kell érni legalább a merevítő tárcsa falvastagságának 70 százalékát, és a merevítő keresztmetszet számításánál csak a tárcsa lemezvastagságának 70 százaléka vehető figyelembe, a merevítő cső falvastagsága d csb / rb ≤0,4 esetén nem lehet nagyobb a gömböv falvastagsága kétszeresénél, d csb / rb ≤1,4 esetén a gömböv falvastagságánál,
270
az együttműködő hosszúságot (értelmezésüket a 7.64. ábra mutatja) a gömbövre az le ( 2 rb s )s , a merevítő csőre az le cs ( d csb scs )scs összefüggéssel lehet figyelembe venni. d csb
dh
b) Domborított fenék behúzással merevített kivágással
a) Domborított fenék csonkkal merevített kivágással
7.63. ábra Kivágások fenekeken Kivágással gyengített gömböv falvastagságát a 7.172 képlettel kell meghatározni azzal, hogy a v h hegesztés jósági foka helyett a v kivágás miatti gyengítési tényezőt kell a képletbe beírni. 2p s rb 1 1 7.172a ( 2 K p )v d cs b
scs
Am m
le
Am t s
le cs
Ap
rb
7.64. ábra Kivágás merevítése A v gyengítési tényező egyedi kivágásra [7.17] szerint a
K rb Am t Am m m K v 7.184 K m s st 2 Ap Am t Am m 1 K rb összefüggéssel határozható meg, ahol az egyes betűk jelentését a 7.64. ábra mutatja. A v gyengítési tényező meghatározását a gömböveken elhelyezkedő merőleges kivágásokra a TRD 303-ban [8] megadott diagramok könnyítik meg. Olyan esetekben, amikor a merevítés megengedhető szilárdsági jellemzője eltér az alapanyagétól, az ellenőrzést (a TRD 303 szerint gömbövekre is érvényes) 7.37b egyenlőtlenség alapján kell elvégezni. Lapos domborítású „lángcső” fenekek: Domborított fenekekkel készített nagyvízterű kazánoknál sima lángcsövek esetén lapos domborítású fenekeket alkalmaznak. Ennek oka, hogy a lapos domborítású fenék, bizonyos merevsége ellenére, még képes a lángcsövekből adódó erőhatások kismértékű elmozdulással történő kiegyenlítésére (2.15. ábra). A sekély vagy mélydomborítású fenekek
271
nagyobb merevségük következtében utóbbi feladatra már alkalmatlanok. A TRD 304 [8] előírás erre tekintettel kifejezetten tiltja sekély- vagy mélydomborítású fenekek sima lángcsővel, illetve lapos domborítású fenekek hullámos lángcsővel történő alkalmazását. A kellő alakváltozási képesség biztosítására mind a lángcső, mind a köpenylemez körül megfelelő szabad távolságot kell biztosítani. A lapos domborítású fenék falvastagságának számítására a hivatkozott TRD szabályzat az
rb p 7.185 2K képletet adja meg. A K szilárdsági jellemzőt a 7.32 képlet alapján a 7.63. ábra b) részletén vázolt kialakítás esetén S =1,8 biztonsági tényezővel kell kiszámítani. A méretezési hőmérséklet: fűtetlen fenekek esetén az üzemi hőmérséklet +20 °C, fűtött fenekek esetén az üzemi hőmérséklet +50 °C. s
A 7.26. táblázatban megadottól eltérő egyedi ( rb d k ) lapos domborítású fenekek és a 7.63. ábra a) részletén vázolt, csonkkal merevített kivágások esetén a falvastagságot a
rb p ' 7.186 4K képlettel kell meghatározni. Ez esetben, a szilárdsági jellemzőt S =1,5 értékű biztonsági tényezővel kell számítani. A kivágással gyengített gömbövekre vonatkozó ' alaktényezőt véges elemes számítások [7.153], illetve a TRD 303-ban megadott diagramok ([8], [7.14], [7.154]) alapján lehet figyelembe venni. Minden esetben ellenőrizni kell, hogy a merevítő csonk hossza az alábbi feltételt kielégíti-e: s
d cs b scs h s scs 2
7.187
s
d0
a) Felfekvő, csavarral lefogott tárcsa s
s1≤0,77s
sf
b) Behegesztett fenék
d0
d0
s
c) Felhegesztett, gyengített fenék
7.65. ábra Fedelek, kamráknál alkalmazott fenekek [8] Síklapok, lapos fenekek méretezése: A nyílások, kamrák lezárására alkalmazott sík fenekek (7.65. ábra), illetve a nagyvízterű kazánoknál alkalmazott lapos fenekek (7.66. ábra) minimális falvastagságának megállapítása általánosságban a
272
p 7.188 K alakú képlettel történhet, ahol a már ismert jellemzőkön túlmenően a fenék, fedél kialakítástól függő tényező, C1 elliptikus, négyszögletes lapok kis/nagy tengely arányától függő tényező, C2 a sík lapokon lévő kivágásoktól függő tényező, C3 jellemző méret [mm], értéke a mértékadó felület alakjától, méretétől függ: b o nyomott oldalon, szabadon felfekvő vagy csavarral lefogott körtárcsák, behegesztett, felhegesztett fenekek (7.65. ábra b), c) részlet) esetén b = d 0 , a beírható kör sugara, o nyomásmentes oldalon, szabadon felfekvő és csavarral lefogott körtárcsák (7.65. ábra a) részlet) esetén a felfekvő felület közepes átmérője, illetve a csavarsor osztókörének átmérője, o lapos fenekeknél a merevítés nélküli részekbe berajzolható legnagyobb kör (7.66. ábra) átmérője, vagy a legnagyobb téglalap kisebb oldalának (7.67. ábra) mérete, o elliptikus (búvó) nyílás esetén a szabad nyílás kistengelye. A C1 - C3 tényezők figyelembevételére, nagyságára a méretezési eljárások [8], [7.17], [7.101], [7.104] részletes előírásokat, számítási összefüggéseket vagy diagramokat tartalmaznak. A méretezési hőmérsékletet a hengeres övekkel azonos értékre kell felvenni. s C1C2C3 b
<0 ,7 5b
a
b
Főkör Perem görbületének határa
Segédkör
Védőtávolság határa
Legnagyobb beírható kör vagy téglalap
7.66. ábra Sík kazánfenekek méretezése Merevített lapos fenekek: A nagyvízterű kazánokra szabályozás [7.101] a merevített lapos fenekek számítását az
s C4 y b
p K
vonatkozó
hatályos
7.188a
összefüggéssel írja elő, ahol C4 lapos fenék befogásától, felfekvésétől, merevítésétől, fűtésétől függő, 0,27-0,6 közötti számértékű alaktényező, a mértékadó felület környezetétől függő tényező, értéke: y o amennyiben a mértékadó felületet határoló körvonal négy vagy több támasztási ponton (merevítő cső, merevítő rúd, sarokmerevítés, sarokgörbület stb., 7.67. ábra) megy át y =1, o amennyiben a mértékadó felületet határoló körvonal három támasztási ponton (7.66. ábra) megy át, y értékét a 0,75 b átmérőjű, legalább két
273
támasztási ponton átmenő segédkörök középpontjáig rajzolható a hosszúságú ívek vagy szakaszok hosszának figyelembevételével a szabvány diagramja alapján kell megállapítani. A méretezéshez irányadó csőfal hőmérséklet számítására a 2.21. fejezet ad iránymutatást (2.15, 2.18-2.19 képletek). Lapos kazánfenekek és a hengeres öv kapcsolata: A nagyvízterű kazánok fenék csatlakozásainak lehetséges kialakítását a 2.27. ábrán már összefoglaltuk. A vázolt megoldások közül általánosan csak a (7.62. ábra b), d) részlet szerinti) domborított, peremezett, tompahegesztéssel csatlakozó fenekek alkalmazhatók. Költségek szempontjából a legkedvezőbbnek a támasztott (2.27. ábra c) részlet) fenekek alkalmazása tűnik. Ennél azonban a fenéken a hegesztési hely környezetében a lemez hengerlési irányára merőleges feszültségek keletkeznek, miközben az általánosan felhasznált kazánlemezek ebben az irányban rosszabb, és vizsgálatokkal nem ellenőrzött szilárdsági jellemzőkkel bírnak. Ennek ellenére különféle nemzeti szabványok lehetővé tették támasztott fenekek alkalmazását, és a könyv összeállításának idején hatályos EU előírás [7.101] sem tiltja. Egyes tagállamokban ugyanakkor a gyártók által elvégzett vizsgálatokat [7.121] követően IV. kategóriába (1.2. fejezet) tartozó berendezéseknél alkalmazását tiltják. Más tagállamok alkalmazásukat úgynevezett „z minőségű”34 lemezek felhasználásához kötik, az EU szabályozás azonban ilyen kikötést nem tartalmaz. A hegesztés környezetében ébredő jelentős járulékos feszültségek miatt a behegesztett kazánfenekek (2.27 b) részlet) alkalmazása is csak korlátozásokkal célszerű [7.121], [7.155]: csak kisebb nyomású kazánoknál jöhet szóba, a kazán hengeres öve és a fenék csak HII (P265GH) minőségű anyagból készülhet, a köpeny és lángcső között az egyébként szokásosnál nagyobb távolságot kell kialakítani, a kazán átmérőjét, hosszát az alakváltozási lehetőségek figyelembevételével kell megválasztani, a köpeny megfelelő túlnyúlását biztosítani kell, a hegesztési varratnak vízoldalon repedésmentesnek kell lenni és ezt rendszeresen ellenőrizni kell. Merevítések méretezése: A sík fenekek merevítésére és ezzel a szükséges falvastagság csökkentésére különféle megoldások lehetségesek. Ezek három csoportba sorolhatók: Falra felhegesztett merevítő bordák, amelyeknél a merevítés a fal teherviselő képességének növelésével történik. A nagy járulékos igénybevételek következtében az egyéb megoldásokhoz viszonyítva alacsonyabb biztonsági 34
Azok, a vastagsági irányban igénybevett lemezek sorolhatók ebbe a kategóriába, amelyek szilárdsági, alakváltozási jellemzőit nemcsak a hengerlési (x) és arra merőleges (y) irányban, hanem a falvastagságra merőlegesen (z irányban) is ellenőrízték. Ezen túlmenően teljeskörű ultrahangos hibakereső vizsgálatot is el kell végezni. Megfelelő értékek eléréséhez előfeltétel a kéntartalom normál értékekhez viszonyított csökkentése, illetve a hengerlés során a kiinduló anyaghoz viszonyított legalább 1/3 arányú áthengerlés (falvastagság csökkentés). A szakítóvizsgálat során mért kontrakció nagyságától függően Z15, Z25, Z35 osztályok (a szám a kontrakció százalékát jelöli) lehetségesek.
274
színvonalat jelentenek, ezért alkalmazásuk csak más, kedvezőbb Legnagyobb beírható kör vagy téglalap módszerekkel nem merevíthető szerkezeti részletek merevítésére javasolt. A b b repedésveszély miatt gyakori (legalább évenkénti) roncsolás mentes Sarokmerevítés Merevítő csövekaz hibakereső vizsgálattal történő ellenőrzés indokolt. Kialakításukra, alkalmazásuk esetén irányadó C 4 alaktényezőre a hatályos szabványban [7.101] található iránymutatás. Perem görbületének határa Legnagyobb be írható kör vagy téglalap
Merevítő rudak
b
b b
Sarokm erevítés Merevítő csövek
Legnagyobb beírható kör vagy téglalap
Perem görbületének határa
b
a) Merevítés sarokmerevítőkkel Merevítő rudak
b) Merevítés merevítőrúdakkal
7.67. ábra Sík kazánfenekek merevítése Legnagyobb be írható
kör vagy téglalapaz Sarokmerevítések, amelyeknél erőátvitel a szomszédos (rendszerint kazánköpeny) felületre történik. A kedvező erőbevezetést biztosító optimális kialakítást a hatályos szabvány [7.101] ismerteti. A hengeres övhöz viszonyított hajlásszögük ne haladja meg a 30 fokot. A lemezvastagságot a hengeres öv lemezvastagságának 50-150 százaléka közé kell választani. Méretezésüket (gerincmagasság megállapítása) az adott sarokmerevítés által tehermentesített fenékfelületet terhelő erő (összességében a füstcsövek által nem merevített körcikk felület − 7.67. ábra a) részlet − és a méretezési nyomás szorzata) alapján, húzásra kell elvégezni. A fenék falvastagságának számításánál az erre a merevítés típusra vonatkozó C 4 alaktényezőt kell figyelembe venni. Merevítő rudak, támcsapok, merevítő csövek, amelyek a merevítést a szemközti falra ható azonos erővel biztosítják. Méretezésük a sarokmerevítésekhez hasonlóan az egyéb módon nem merevített felületrészeket terhelő erő alapján történik. A füstcső kötegekben minden cső kialakítható a körülötte lévő csőfalat merevítő csőként (7.68. ábra a) részlet), a csőkötegek szélén levő csöveket azonban (7.67. ábra) az alakváltozásokat biztosító védőtávolságokon belül lévő csőfal részeket terhelő erőhatásokra is méretezni kell. A merevítő rudak, támcsapok hegesztését megfelelő erősségűre kell kialakítani. A szemrevételezéssel nem ellenőrizhető, belső oldalon esetlegesen megjelenő repedések kellő időben történő felismerésére, a rudak, csapok végét „kémlelő” furatokkal (7.68. ábra b) részlet kell ellátni. A merevítő csövek, támrudak csőfalakba történő csatlakoztatását, hegesztéseik kialakítását a vonatkozó szabvány [7.101] részletesen szabályozza. Behengerelt csövek merevítő csőként, még peremezés esetén sem használhatók. Ilyen csöveket tartalmazó csőfalmező merevítéséről a peremén elhelyezett, megfelelő kialakítású, hegesztett merevítő csövekkel kell gondoskodni. Ezekben a húzófeszültség a leggyengébb részen sem haladhatja meg a 80 N/mm2 értéket.
Az előbbi merevítés típusok közül költségek, gyártás szempontjából legkedvezőbbnek a támrudak alkalmazása tűnik. Ezek azonban − a kellő merevítéshez szükséges távolsággal beépítve − a belső szerkezeti vizsgálatot 275
végzők számára átjárhatatlanok, így megakadályozzák az alattuk elhelyezkedő szerkezeti részek közvetlen ellenőrzését. Megfontolandó a jobb anyagminőségek alkalmazása is. Ezekkel ugyan kisebb falvastagságok, keresztmetszetek adódnak, ugyanakkora erő hatására azonban lényegesen nagyobb alakváltozást szenvednek el, így változó igénybevételek hatására könnyebben meghibásodhatnak. ≥15 Terhelő, csővel merevítendő felület
a) Csövek közötti terhelt felület
b) Merevítő rúd végének kialakítása
7.68. ábra Csőközök merevítése, merevítő rúd A lapos kazánfenék és köpeny összeerősítésével, merevítések kialakításával összefüggésben említettek is rámutatnak arra, hogy bizonyos megoldások alkalmazásával lényegesen olcsóbb berendezések készíthetők. Ezek a ma szokásos, elsősorban a beruházási költségeket minimalizáló közbeszerzések során kiszoríthatják a jobb minőségű, immanens (beépített) biztonsággal tervezett és gyártott berendezéseket [7.121]. Ezért a költségek értékelése során, a beruházási költségek helyett, az élettartamra vonatkozó minden (beszerzési, üzemeltetési, felügyeleti, karbantartási, stb.) költségelem együttes figyelembevétele célszerű. Falvastagságpótlékok: Az előző összefüggések alapján számított falvastagságot, a hengeres övekhez hasonlóan, a negatív gyártási tűrések és az üzem közben várható korrózió miatt, a fenekeknél is meg kell növelni, és az így kiadódó értéket a járatos lemezvastagságra kell kerekíteni. Hőfeszültségek, változó igénybevételek: A fenekekben a sugárirányú hőmérséklet-különbségből ébredő hőfeszültségek számítása a hengeres öveknél ismertetett 7.68a-7.68b összefüggések alapján történhet. A k , b geometriai formatényezőket a fenék alakjának (gömböv, síklap) megfelelően kell, a 7.16. táblázatban összefoglalt képletekkel, meghatározni. A hőfeszültségekre vonatkozó hő feszültségkoncentrációs tényezőt a TRD 303 Anlage 1-ben ismertetett számítási eljárás [8] egyéb érték hiányában hő =1,5 számértékkel javasolja figyelembe venni. A furatperemeken a belső nyomásból adódó csúcsfeszültséget
ip m 0
dm p 4s
7.189
képlettel kell számolni, ahol m 0 feszültségkoncentrációs tényező, számértékére a TRD 303 Anlage 1: o nyomásterhelés nélküli, átdugott, teljesen áthegesztett csonkok (például hőmérőhüvelyek, búvó nyílás keretek) esetén m 0 =2,0, o átdugott teljesen áthegesztett csonkok esetén, amennyiben s / d b 0,04
m 0 =2,5, o minden más esetben, illetve amennyiben s / d b 0,04 m 0 =2,9
276
értéket javasol, falvastagságnál
( s d cs b )
nagyobb
belső
átmérőjű
ferde,
elliptikus
kivágásoknál a nagytengely kistengelyhez viszonyított aránya. Az esetleges ovalitás hatását nem kell figyelembe venni. A tervezett ciklusszámok biztonságos elviseléséhez megengedett hőmérsékletkülönbségek, hőmérséklet-változási sebességek, illetve az üzemi értékek figyelembevételével várható meghibásodást okozó ciklusszámok meghatározását a 7.223. fejezetben ismertetett eljárás alkalmazásával lehet elvégezni. Csőbehengerlés: Nagyvízterű kazánoknál még a könyv összeállításának idején is alkalmazták a csövek behengerlését. Régebben gyártott, még üzemben lévő vízcsövek kazánok dobcsatlakozásainál, ferdecsöves kazánoknál is gyakran előfordul. Kialakítása régebben kézzel, segéderővel forgatott görgős présekkel (hengerléssel) történt, ma csaknem kizárólagosan megfelelő célszerszámmal végzett hidraulikus préselést alkalmaznak [7.157-7.158]. A kézi behengerlés − még a széleskörű alkalmazás, így gyakorlott szakmunkások esetén is − nagyon egyenlőtlen minőséget tett csak lehetővé [7.156]. Cső
Csőfal
Cső Csőfal Maximális nyomás ( pmax)
Nyomás
Préselési nyomás
Csőfal gyűrű belső mérete Csőfal gyűrű külső mérete
Cső tágulása
b) Csőfal gyűrű értelmezése Csőfal tágulása
pT Nyúlás kerületi irányban
Tapadási nyomás
pT
a) Hidraulikus feltágítás
7.69. ábra Csőrögzítés feltágítással [7.157] A hengerlés közben és eredményeként kialakuló alakváltozásokat, nyomásokat a 7.69. ábra mutatja. Kezdetben a préselés hatására a cső képlékeny alakváltozást szenved, a csőfalnak történő felütközés után kellő préselési nyomás hatására a csőfalban is képlékeny alakváltozás következik be, majd a préselés megszűnését követően mindkét elemben maradó alakváltozás marad vissza, amelynek nagyságát a préselés után a csőfal és a cső között kialakuló, úgynevezett tapadási nyomás ( pT [N/mm2]) határozza meg. Ennek nagyságát [7.156] alapján a
pT pmax p0
7.190 2 1 ucső ( 1 ) 1 1 Ecső u 1 u 2fal ( 1 ) 1 képlettel lehet kiszámítani. A képletben p0 [N/mm2] az a préselési „határnyomás”, amelynek leépülése után a csőfal maradó rugalmas alakváltozása azonos lesz a cső maradó rugalmas alakváltozásával: 2 fal 2 cső
E fal u
277
p0
0 ,2 cső
2( u 2fal 1 )
E fal
4 3ucső 1( 1 )u 2fal 1 Ecső
2 ucső 1 2
7.191
A préselést követően a cső a következő Fcső [N] axiális erővel terhelhető:
Fcső 2 rk b pT
7.192
Előbbi összefüggésekben pmax a préselés során a fészekben kialakuló maximális nyomás (7.69. ábra a) részlet) [N/mm2], 0 ,2 cső cső anyagának folyáshatára [N/mm2],
u fal
a fal átmérőviszonya (a külső átmérő értelmezését lásd a 7.69. ábra b)
ucső E fal
részletén), a cső átmérőviszonya, csőfal anyagának rugalmassági együtthatója [N/mm2],
Ecső
cső anyagának rugalmassági együtthatója [N/mm2],
csőfal átmérőviszonyától függő korrekciós tényező, 1,2≤ u fal ≤2,4 tartományban: 0,125 u 4fal 1,020 u3fal 3,108 u 2fal 4,241u fal 1,326
b
Poisson szám, behengerlés hossza [mm], súrlódási tényező a behengerelt cső és csőfal között.
A TRD 305 [8] a behengerlés tartóerejére Fcső A alakú, tapasztalati képletet közöl, ahol sima fészekbe hengerelt csövekre ≤ 150, horonnyal ellátott fészekbe hengerelt csövekre ≤300, peremezett csövekre ≤400 N/mm2. Az A keresztmetszetet a kétszeres cső falvastagság (amely nem lehet nagyobb, mint a csőátmérő 10 százaléka) és a 40 mm-nél kisebb csőfal vastagság szorzataként kell számolni.
278
7.3.
Folyamatos üzemirányítás
A 7.223. fejezetben bemutattuk, hogy a szerkezeti elemekben − az üzemidő során elvárt terhelési ciklusok biztonságos teljesíthetősége érdekében − csak korlátozott nagyságú változó feszültségek engedhetők meg. Miután az erőművi berendezések többségére változó üzemmód, esetenként napi indítás, leállítás jellemző és ebből adódóan nagyszámú terhelési ciklus fordulhat elő, célszerű a változó feszültségek, illetve az ezek nagyságát befolyásoló paraméterek folyamatos ellenőrzése, a megengedhető korlátok túllépésének megakadályozása, ennek veszélyére történő figyelmeztetés. Célszerű az üzemi események hatásának folyamatos értékelése is, segítséget nyújtva a biztonságos működés érdekében szükséges ellenőrzések, karbantartások időpontjának, tartalmának tervezéséhez. Az adatgyűjtő, folyamatirányító számítógépek elterjedése előtt a megengedhető paraméterekre, nyomás, hőmérséklet-változási sebességekre a kazángyártók a kezelési utasításokban csak diagramokat adtak meg. Ezek azonban a nagyobb teljesítményű berendezéseknél elégtelenek voltak, így megjelentek az analóg elemeket felhasználó kazánellenőrző készülékek, amelyek a még megengedhető legkisebb hőmérséklet-különbség alapján határozták meg a kazán teljesítményének növelésére, csökkentésére rendelkezésre álló „szabad” hőmérséklet, illetve a fejlettebb készülékeknél a „szabad” tüzelési-, gőzteljesítmény tartományt [7.1597.161]. E készülékek a szabad hőmérséklet tartomány meghatározáshoz a belső nyomásból ébredő redukált feszültség, és a falban ébredő hőfeszültség összegéből [7.159], vagy a belső, illetve külső alkotókon ébredő tangenciális főfeszültségekből indultak ki. A számítógépek elterjedését követően az igények lényegesen változtak. A nagyteljesítményű kazánok folyamatirányító rendszereinek az üzemvitel kiszolgálása (gyors indítás, terhelésváltoztatás, leállítás, lehető legjobb hatásfok, kibocsátási határértékek betartása stb.) mellett a berendezések (kifáradás, kúszás miatti) elhasználódására jellemző paramétereket is szolgáltatni és gyűjteni kell. Az alapadatok gyűjtését az indokolja, hogy a későbbiekben esetleg fejlődő értékelési módszerek felhasználásával az elhasználódás újraértékelhető legyen. Igen nagy adatmennyiség megőrzését kell biztosítani, ezért már az alkalmazás korai szakaszában felvetődött a tárolandó adatmennyiség csökkentése az adatok „osztályokba” sorolásával [7.162-7.165]. Mértékadó feszültségek: Az irodalomban ismertetett eljárások a megengedhető hőmérséklet-különbségek (hőmérséklet változtatási sebességek), illetve a változó igénybevételekből adódó kifáradás számítására, a TRD 508 [8] előírásaival összhangban az esetleges köregyenlőtlenség, illetve a kerület menti hőmérsékletkülönbség hatását elhanyagolva a tangenciális főfeszültségek ellenőrzésére kerültek kidolgozásra. A Dunamenti Hőerőmű 215 MW-os blokkjai megszakításos üzemének megalapozására végzett ellenőrző mérések [7.117] során azonban nyilvánvalóvá vált, hogy a kerület menti hőmérséklet-különbségből adódó járulékos feszültségek − a 7.36. ábrán bemutatott különféle üzemállapotok lehetőségét feltételezve − általánosan nem hanyagolhatók el. Ezért a folyamatirányítás során, a furatperemeken kialakuló, tangenciális főfeszültségek ellenőrzése a 7.104 számú összefüggés alapján indokolt. Miután az üzemelő berendezéseken szerzett tapasztalatok alapján a tangenciális feszültségek mellett esetenként a
279
furatperemeken ébredő axiális folyamatirányításnál a tangenciális
f t ( m0 f m0 b f n max ) p
feszültségek
is
jelentősek
lehetnek,
E Lt Db st hő tm ma f h E L t t max st 1
a
7.193
és az axiális
E Lt Db st hő tm maa f h E L t t max 7.194 st 1 főfeszültség ellenőrzését is ajánlott elvégezni. Az előbbi kifejezésekben m0a a belső nyomásból (kéttengelyű feszültségállapot) a furatperemen axiális irányban ébredő feszültség feszültségkoncentrációs tényezője, ma a hosszirányú hajlító nyomatékból (egytengelyű feszültségállapot, 7.24. ábra) a furatperemen tangenciális irányban ébredő feszültség feszültségkoncentrációs tényezője, maa a hosszirányú hajlító nyomatékból a furatperemen axiális irányban ébredő feszültség feszültségkoncentrációs tényezője.
f a m0 a p
A kp
( m0 f m0 b f n max ) ( Dm st )
méretektől, illetve a w
hő E L t és K d t E L t , 1
2 st 2.223. fejezetben már említett, anyagminőségtől és hőmérsékletektől függő tényezők bevezetésével az algoritmusokban felhasználandó képletek egyszerűsíthetők:
f t k p p w tm ma f h K d t tmax f a kp p
7.193a
m0a w tm maa f h K d t tmax 7.194a m0 Közepes falhőmérséklet (fenn, tm f ) Belső falhőmérséklet (fenn, tb f )
Belső nyomás ( p )
Közeghőmérséklet ( t )
Közepes falhőmérséklet (lenn, tm l )
7.70. ábra Mérések változó feszültségek meghatározásához Elemi mérések: Az összefüggésekből látható, hogy a feszültségek ellenőrzéséhez a nyomás, falvastagság menti és kerület menti hőmérséklet-különbségek ismerete szükséges. A hagyományos megoldásoknál a falvastagság menti hőmérsékletkülönbséget a belső és közepes alkotóra, a kerület menti hőmérséklet-különbséget rendszerint az alsó és felső közepes alkotóra elhelyezett hőmérővel mérik (7.70. ábra).
280
Hőmérséklet korrekció: A gyakorlatban a hőmérők még a furatok gondos előkészítése esetén sem kerülnek a közepes alkotóra (7.30. ábra), illetve a belső alkotóra (a hengeres övek fala nem fúrható át, a belső falhőmérsékletet mérő hőmérő furata a belső faltól 3-5 mm-re végződik). Így a hőmérséklet mérése egy mérésekkel ellenőrizhető (a termoelemek méreteit is figyelembevevő) r1 , illetve (rendszerint a falvastagság felének megfelelő) r2 sugáron történik (7.71. ábra).
Hőszigetelés
Termoelem elhelyezésére szolgáló furat
rb
Belső alkotó hőmérsékletét mérő termoelem
r1 r2 Közepes alkotó hőmérsékletét mérő termoelem
rm rk
7.71. ábra Hőmérők elhelyezkedése Ilyen esetben a tm közepes hőmérséklet-különbség az r1 sugáron mért t1 és az r2 sugáron mért t 2 hőmérsékletek alapján a 7.195 tm K0 (t1 t2 ) képlettel számítható [7.16]. A K 0 korrekciós tényező értéke a hőmérséklet eloszlások r r jellegétől, valamint az u1 1 a belső, illetve az u2 2 a közepes falhőmérő rb rb elhelyezkedésére jellemző viszonyszámtól függ: Kvázistacioner hőmérséklet eloszlás esetén
4u04 ln u0 3u02 1 2 u 1 K0 0 u 2 u12 u22 2u02 ln 1 u2 Parabolikus hőmérséklet eloszlás esetén
5u04 12u03 6u02 4u0 3 K0 6(u02 1)[(u1 u0 )2 (u2 u0 )2 ] Logaritmikus hőmérséklet eloszlás esetén
281
7.196a
7.196b
u2 1 20 2 ln u0 u0 1 K0 ln u1 ln u2 ln u0 ln u0
7.196c
Kvázistacioner esetre, hengeres övre a mért értékek helyesbítésére a [7.170] közlemény 1 1 (u 1)2 2u 2 ln 1 (u 1) 7.197 K 2 4u 4 2 1 2 ln u 3u u 1 hőmérő helyenkénti korrekciós tényező alkalmazását javasolja, amelyből az eredő korrekciós tényező a 1 Km Kb kifejezéssel számítható. Előbbi képletben K0
7.198
r1 rb rk rb r r K m közepes mérőhelyre vonatkozó korrekciós tényezőt a 2 b rk rb értékkel kell figyelembe venni.
Kb
belső hőmérőhelyre vonatkozó korrekciós tényezőt a
A hőmérőket a lehető legközelebb kell beépíteni egymáshoz, mivel nagyobb távolság esetén a t1 t2 különbség a kerület vagy hosszirányú hőmérséklet eloszlástól is függ, így a ténylegestől lényegesen eltérő érték hibás eredményekre vezethet. Lényeges, hogy a hőmérők a lehető legnagyobb igénybevételű helyeket jellemző, legkedvezőtlenebb, hőmérséklet-változásoknak kitett helyen legyenek elhelyezve. Hőmérséklet-különbség számítási eljárások: Gyorsan változó folyamatok esetén a két hőmérős, illetve az előbbiek szerint helyesbített, két hőmérős mérések nem adnak megbízható információt a tényleges tb tm falhőmérséklet-különbségről, mivel egyrészt a belső alkotó közelébe elhelyezett hőmérő csak késedelemmel követi a folyamatot, másrészt a falban a hőmérséklet eloszlás gyakran nem kvázistacioner. Ezen túlmenően a nagyszámú mérőhely kialakítása, ellenőrzése, a mérési hibák csökkentésére a hőmérők „párba válogatása” jelentős ráfordítást igényel. Erre is tekintettel, a számítástechnika nyújtotta lehetőségeket kihasználva, több eljárást [7.170] dolgoztak ki a mérés, illetve számítás pontosságának javítására. Ezek közül néhányat kiemelve: A [7.167] közleményben ismertetett módszernél a szerző a két hőmérőre illesztett másodfokú polinommal közelíti a falbeli hőmérséklet eloszlást. Feltételezi a külső fal nagyon jó hőszigetelését ( q =0). A belső falhőmérséklet számításához figyelembe veszi a közeghőmérsékletet és a hőátadási tényezőt is. Utóbbit a mért és számított hőmérsékletek minimalizálásával határozza meg. A cikk az eljárás Fortran nyelven írt programjának blokkvázlatát is közli.
282
A [7.166] közlemény a belső szál közelében lévő hőmérő által mért értékek felhasználásán alapuló módszert ismertet. A hőmérséklet hely ( sajátléptékben) és időfüggését a hővezetési differenciálegyenlet parciális megoldásait jelentő n
m
t ( , ) bi
k (i 2k )
k!(i 2k )! függvényrendszer alapján ( m egész( i / 2 ) ) n 0,1, 2,...
i 0
2 t ( , ) b0 b1 b2 7.200 2 alakú függvénnyel közelíti. Az állandók meghatározása a kiinduláskor fennálló stacioner állapotban ismert, falvastagság menti hőmérséklet lefutás és az idő függvényében ismert időbeli, mért hőmérséklet-változás alapján lehetséges. A számítás során az eredeti stacioner hőmérséklet lefutás helyébe a megelőző, számított hőmérséklet lefutás lép. A folyamatosan változó hőmérséklet lefutás ismeretében mind a belső, mind a közepes hőmérséklet folyamatos számítását javasolja, így a hőfeszültségek számításához szükséges hőmérséklet-különbség a számítások eredményeként áll elő. A jól hőszigetelt ( q =0) külső felületen elhelyezett hőmérő által mért értékeken alapuló számítási eljárást ismertet [7.168]. Ez az eljárás is a hővezetés differenciálegyenletének előbbi, általános megoldásán alapul, az összefüggésben szereplő bi együtthatókat az
b F F
7.199
k 0
T
F t 1
T
7.201 egyenlet megoldásával határozza meg, ahol az F mátrix egyes elemeit a k ( 2i 2 k ) adják. Az F 7.199 képletben szereplő sorozat páros elemei k!(2i 2k )! egyes elemeinek felírását és az előbbi mátrixegyenlet megoldását [7.170] is ismerteti. Az eljárás alkalmazása lehetővé teszi, utólag, a külső felületre beépített mérőhelyek segítségével, a hiányos rendszerek kiegészítését, tökéletesítését. A [7.169] közleményben a szerző a hővezetés differenciálegyenletének megoldását a hőmérséklet-változás elemi, lineáris szakaszokra osztásával közelíti. A mértékadó tb ( ) hőmérséklet-különbség számítására a megelőző t ( j ) hőmérséklet-különbségből, a közeghőmérséklet és belső hőátadási tényező felhasználásával tesz javaslatot. Részletesen közli a számítási összefüggéseket. Hasonló, a hőmérséklet-változás lineárisan változó szakaszokra osztásán alapuló módszer a [7.170] közleményben is megtalálható. A belső fal közelében elhelyezett hőmérőn alapuló számítási eljárás [7.171], a falat r vastagságú, kellően vékony rétegekre osztva (7.72. ábra), az egyes rétegek hőmérlegét felírva, javasolja a hőmérséklet eloszlás számítását. A hővezetés
283
differenciálegyenletét falhőmérséklet,
1 t 1 t 7.66a r r r r a az r1 sugáron folyamatosan
a külső fal tökéletes hőszigetelése
mért
t ( r1, ) t1 ( )
t 0 , és r rk
a kiindulási (stacioner állapotbeli) hőmérséklet eloszlás t ( r,0) t0 ( r ) figyelembevételével oldja meg. Hengeres öv egy r vastagságú rétegére a hőmérleget felírva
r r ri 2 2 2
ri
2
2 2 dti r ti 1 ti r ti 1 ti 7.202 c r r i i 2 r 2 r d
átrendezve 2 r 2 r 1 ti 1 ti 1 ti 1 ti 2ri 2ri adódik. A dti / d differenciált
dti a d ( r )2
dti ti ,k 1 ti ,k d átalakítható
7.203
differenciahányadossal helyettesítve az előbbi összefüggés
2 r 2 r 1 ti 1 ti 1 ti 1 ti 7.204 2ri 2ri Miután a külső falon a hőmérséklet gradiens, az előbbiek alapján, zérussal egyenlő, a külső fal és az utolsó réteg közepes hőmérséklete azonos: t N 1,k t N ,k
a ti ,k 1 ti ,k ( r )2
r
rb
r
ri tb
pr
t1
ti 1 ti t N
t N 1
rk Hőszigetelés
7.72. ábra Fal rétegekre osztása A falvastagság rétegekre osztása során r értékét a belső fal és a belső falhőmérsékletet mérő hőmérő távolságával azonosra kell választani, így a
284
belső réteg vastagsága fele a r értékének. A külső réteg p r vastagsága maradékként adódik. A 7.204 összefüggés alkalmazásával az egyes rétegekben a kiindulási hőmérséklet eloszlásból és a két peremfeltételből a hőmérsékletek kiszámíthatók. Az eljárás általánosítható, így sík lapra és gömbre is alkalmazható. Ez esetben
1 a ti ,k 1 ti ,k 1 C (r )2
m r m r 1 ti 1 ti 1 ti 1 ti 204a 2ri 2ri
1 r Ahol sík lap esetén C 0 , gömb esetén C 12 ri
2
a ≤0,5 esetén stabil. A belső felület ( r ) 2 hőmérséklete a falhőmérőn mért hőmérséklet-változás alapján: m 1 ( r ) 2 dt1 r 7.205 tb ( ) t1 ( ) ( 1 C ) 1 t t 1 2 m a d 2ri r 1 2ri A közlemény szerzői a mérési hibák, számítási eljárásból adódó oszcillációk minimalizálására a dt1 / d differenciálhányados öt megelőző és 5 követő mérési eredményre is támaszkodó, harmadfokú polinommal közelített hőmérséklet-változás alapján történő meghatározását javasolják. A közlemény alapján a számítás
dt1 1 d 5148 g
300 t1 ( 5 g ) 294 t1 ( 4 g ) 532 t1 ( 3 g ) 503 t1 ( 2 g ) 296 t1 ( g ) 296 t1 ( g ) 503 t1 ( 2 g ) 532 t1 ( 3 g ) 294 t ( 4 ) 300 t ( 5 ) 1 g 1 g 7.206
g értékét a számítás stabilitása érdekében értékének többszörösére is lehet választani. A közepes szál hőmérsékletét a 7.64a képlet felhasználásával, numerikus integrálással lehet kiszámítani: m m m N (m 1)r tb t1 r ti 1 ti r rN rk tm ( ) m1 m1 7.207 r1 r1 0,5 p t N rk rb 2 2 2 2 2 i 2
Az irodalomban (például [7.172]) rossz külső hőszigetelésre, tetszőleges alakra is találhatók numerikus eljárások.
A közeghőmérsékletből kiinduló számítást javasol [7.173] is. Miután a hőmérőzsákokban elhelyezett hőmérőkkel mért hőmérséklet nem azonos a tényleges közeghőmérséklettel, a pontosság javítására a következő lépéseket ajánlja: o a hőmérőzsák külső hőmérsékletének meghatározása, o a tényleges közeghőmérséklet meghatározása,
285
o a pillanatnyi hőátadási tényező meghatározása a fal és a közeg között, o hőmérséklet eloszlás számítása a falban. A hőmérőzsák valamint a szerkezeti elem belső felülete, illetve a közeg közötti hőáram a 7.208 q (tkö tb ) összefüggésből adódik. A hőátadási tényezőt a közegparaméterek, áramlási sebesség (áramlási forma) és a hőátadás módja (közeg folyadék-, gőzfázisban, kondenzáció, elgőzölgés, stb.) figyelembevételével kell megállapítani. A számítás a [7.171]-ben ismertetett eljáráshoz hasonlóan a falvastagság rétegekre osztásával történik, ez esetben azonban a rétegek vastagsága szabadon választható, oly módon hogy a belső és külső réteg vastagsága r fele legyen. A közlemény alapján ~5 mm vastagságú rétegek választása célszerű. Ez még elegendő pontosságot biztosít a számítási időigény lényeges megnövelése nélkül. Miután kis áramlási sebességeknél a közegáram csak pontatlanul mérhető, [7.174] a hőmérőzsákban mért hőmérséklet alapján javasolja a közegoldali hőátadási tényező számítását. A módszer azon alapul, hogy a hőáramsűrűség az egymás utáni mérések között csak alig változik. Az előbbiek alapján megállapítható, hogy több, a minimális mérési igény ellenére, kellő pontosságot biztosító számítási eljárás áll rendelkezésre a közepes hőmérséklet-különbség, illetve a közepes falhőmérséklet meghatározására. Miután az eljárásoknál a közepes hőmérsékletet a számított hőmérséklet eloszlásból numerikus integrálással határozzák meg, az üzemi folyamat jellegének nincs befolyása a számítás pontosságára. Csővezetékek egyszerűsített számítása: Gőzvezetékeknél a belső falhőmérő helyett célszerűbb a közeghőmérséklet figyelembevétele a falvastagság menti hőmérséklet-különbségből adódó hőfeszültség számításához. A 7.67a, 7.68a és a 7.72a összefüggések felhasználásával (hengeres övekre, kvázistacioner esetre) levezethető [7.16], hogy
b w K ( tkö tm ) 7.209 Előbbi képletben
K ahol
1 1 7.210 (u0 1) Akorr 1 1 2 s b b b
Akorr
( u0 1 ) 2 s b
b
paramétereket tartalmazó tényező [m2K/W], a gőz és a fal közötti hőátadási tényező, a gőz nyomása, hőmérséklete és áramlási sebessége alapján számítható [W/m2K].
a
méretektől,
anyagminőségtől
286
(és
hőmérséklettől)
függő
Olyan esetben, amikor a hőmérő nem a közepes, hanem a külső alkotón van elhelyezve, K helyébe a 7.209 képletben K k alábbi, 7.210a összefüggéssel számítható értékét kell helyettesíteni.
Kk
1
7.210a 1 b K0 ahol K 0 értékét a kvázistacioner esetre vonatkozó 7.196a összefüggéssel kell meghatározni, u1 =1 és a hőmérő beépítésére jellemző u 2 figyelembevételével.
Akorr
Hőlökés: Hőlökés esetén a belső alkotón ébredő feszültség, a közepes alkotó és a hőlökést okozó közeg hőmérséklete alapján, a 7.71c képlet átalakításával számítható. Tápvíz kazándobba vezetésének esetére például
b w f a ( tm ttv ) 7.71d ahol fa
tm ttv
a Bi számtól függő együttható (7.31. ábra), a szokásos dobanyagok, =7000 W/m2K (a gyakorlatban megfigyelt hőmérséklet eltérésekből adódóan forrás következik be a dobfalon) hőátadási tényező feltételezésével f a =0,65 értékre választható, vagy a tényleges jellemzők ismeretében számítható, legnagyobb vízoldali közepes hőmérséklet [°C], dobba bevezetett víz hőmérséklete [°C].
A 7.71d összefüggés alkalmazható gőzvezetékekre is. Hideg gőzvezetékek esetén azonban a bevezetett gőz kondenzálódik a csőfalon, így a hőfeszültséget nem a gőzhőmérsékletből, hanem az adott helyen lévő nyomáshoz tartozó t s ( p ) telítési hőmérsékletből kiindulva, a kondenzációra jellemző hőátadási tényező figyelembevételével célszerű számítani.
b w f a (t s ( p) t f / l )
7.71e
Előbbi képletben tf /l a felső vagy alsó alkotó közepes hőmérsékletét jelöli [°C]. Ciklushatárok megállapítása: A folyamatirányítás során figyelembe veendő ciklushatárok a tervezett (alaperőműi, menetrendtartó, csúcs) üzemmenethez tartozó ciklusszámokból, a 7.223. fejezetben ismertetett eljárásokkal számíthatók. A tényleges ciklushatároknál − a 7.94-7.95 képletek alapján − a magnetit réteg épsége szempontjából megengedett korlátokat is figyelembe kell venni. Példaként a 7.73. ábrán bemutatjuk egy WB35 jelű anyagból készült, 186 bar engedélyezési nyomású 1700 mm külső átmérőjű, 105 mm falvastagságú kazándob, 2000 hidegindítás (a nyomás a névleges nyomás 40 százaléka alá csökken) alapulvételével számított ciklushatárait. A terhelési esettől függően, a 7.88 vagy 7.91a képlettel számítható i megengedett feszültség amplitúdó 687,41 N/mm 2, amelyből a 7.92 képlet alapján, tangenciális irányban, szimmetrikus ciklusra ( =1) -99,87 N/mm2 alsó és 587,54 N/mm2 felső ciklushatár adódik. A belső nyomásból kialakuló (egyensúlyi állapotban ébredő) csúcsfeszültség 487,67 N/mm 2. Ehhez viszonyítva kell ellenőrizni 287
700
500
Felső ciklushatár 381,49
400 300
275,58
75,58 Feszültség nyomásból
Feszültség (N/mm 2)
Magnetit réteg épsége szempontjából megengedett nyomó feszültség húzó feszültség
600
200 100 0 -100 -200
-305,92 Alsó ciklushatár
-300
-524,42
-500
Axiális irányban
Magnetit réteg épsége szempontjából megengedett nyomó feszültség húzó feszültség
a magnetit réteg épsége szempontjából megengedhető határértékeket. A vázolt esetben a kiadódó határfeszültségek (-112,33, illetve 687,67 N/mm2) nagyobbak az indítások tervezett száma alapján kiadódott előbbi ciklushatároknál, így a folyamatirányítás szempontjából azokat kell mértékadónak tekinteni. Más a helyzet axiális irányban. A tervezett indítások szempontjából megengedhető felső ciklushatár (381,49 N/mm2) nagyobb lenne a magnetit réteg leválásának megelőzése szempontjából megengedett 275,58 N/mm 2 értéknél, így a folyamatirányítás algoritmusában az utóbbit kell felső korlátként figyelembe venni. 687,67 587,54 Felső ciklushatár 487,67 Feszültség nyomásból
-99,87 Alsó ciklushatár -112,33
-400
-600
Tangenciális irányban
7.73. ábra Ciklushatárok megállapítása Felfűtési idő becslése: A 7.193a összefüggés átrendezésével (a kerület menti hőmérséklet-különbség hatását kifejező tagot elhagyva) kifejezhető a szerkezeti elem falában az alsó ciklushatár figyelembevételével megengedhető belső hőmérsékletkülönbség, illetve kvázistacioner állapotra vonatkozó hőmérséklet-változási sebesség:
tm
kp p w
7.211
kp p vt w a st2b
7.98a
A legkisebb megengedhető értékek, mint arra a 7.223. fejezetben a 7.98 képlettel, illetve a 7.37. ábrával kapcsolatban utaltunk, az indulás, leállás kezdetén vannak. Kazándob esetében − kvázistacioner állapotot feltételezve − a 100 °C-ra való felmelegítés is csak a legkisebb sebességgel lenne végezhető (7.74. ábra felső diagramja). Miután a felfűtés kezdetén a hőmérséklet-változás még nem kvázistacioner, a közeghőmérséklet a kezdeti szakaszban ugrásszerűen is növelhető [7.175-176]. A kezdeti, gyorsabb hőmérséklet-növelés számítására a 7.69, illetve 7.73 képletekkel bevezetett Tks és Tb* időállandók felhasználásával [7.113]-ban, [7.170]-ben találhatók közelítő összefüggések. Folyamatirányításnál történt gyakorlati alkalmazásra [7.183] mutat példát. A gőzfejlődés megindulását követően növekvő megengedett sebességek maximális kihasználásával a kazán „minimális” felfűtési
288
ideje is kiszámítható (7.74. ábra alsó diagramja). Az így számított értékek azonban csak közelítőnek tekinthetők, hiszen a felfűtési sebesség folyamatos változását megengedve, nem a 7.28. ábrán vázolt kvázistacioner, hanem egyre gyorsuló felmelegedés történik. Pontosabb eredmények a falbeli hőmérséklet eloszlás előbbiekben ismertetett numerikus módszerek szerinti közelítésével, vagy véges elemes számítások alapján [7.176] végzett iterációval nyerhetők. Hőmérsékletváltozási sebesség megengedett értéke (K/min)
12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0
50
100
150
200
250
300
350
Közeghőmérséklet (°C)
200 180
Gőznyomás (bar)
160 140 120 100 80 60 40 20 0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
Felfűtési idő a gőzfejlődés megindulásától (min)
7.74. ábra Az alsó ciklushatár figyelembevételével megengedett elméleti hőmérséklet-változási sebesség, felfűtési idő Rendellenességek kazándoboknál: A folyamatirányítás tervezéséhez, a működő berendezéseken szerzett tapasztalatok feldolgozásával, nem nélkülözhető annak elemzése, hogy milyen, élettartamot befolyásoló üzemi események fordulhatnak elő. A 7.36. ábrához kapcsolódóan már vázoltuk, a vízzel töltött, vízszintes tengelyű hengeres edényeknél, a kerület menti hőmérséklet-különbség változásából adódó hatásokat. Ezeken túlmenően is sok esemény befolyásolhatja a kazándobokban ébredő járulékos feszültségeket, ezek eloszlását. A teljesség igénye nélkül, néhány üzemi megfigyelés: A kazándob közepe, jobb, bal oldala között lényeges hőmérséklet eltérések lehetnek, melyik elgőzölögtető felület hova van bekötve, melyik égőt indítják először, melyik fal melegszik, hűl jobban. A tüzelés leállítását (gőzfejlődés megszűnését, gőzbuborékok összeesését) követően a vízszint leesik. A dob leürülését követően a dobtér hőszigetelésétől függően eltérés lehet a dob közepének és szélső síkjainak lehűlésében. A legnagyobb falhőmérséklet a dob gőzterében, középen marad vissza. Vízzel való feltöltésnél a hőmérséklet-változás nem egyenletes, az egyenlőtlenség a tápvízbevezetés becsatlakozásától, tápsín kialakításától függ. Leállást követően leürült kazándob hidegebb tápvízzel való feltöltésénél gyors, de nem lökésszerű hőmérséklet-csökkenés jelentkezik, a víztérben az axiális húzófeszültség általában túllépi a magnetit réteg épsége szempontjából megengedett feszültséget. Hőlökés hideg kazándob meleg (gáztalanítóból érkező) tápvízzel való feltöltése esetén is bekövetkezhet.
289
A belső falhőmérséklet a hidegebb vízzel való feltöltés időszakát kivéve (még a csúszó paraméteres nyomáscsökkentés esetén is) melegebb lehet a közepes falhőmérsékletnél, ami azt bizonyítja, hogy a falbeli hőmérsékletkülönbség számítási eljárással történő meghatározására kidolgozott algoritmusok alapfeltételezése (külső felületen q =0) általánosan nem érvényesül. A dob felfűtése, lehűtése során a víztérben kvázistacioner, a gőztérben inkább parabolikus hőmérséklet eloszlás alakul ki, mivel a rosszabb belső hőátadás fékezi a hőmérséklet-változási folyamatot [7.114], [7.116]. A gőzfejlődés megindulásakor, illetve gyors felfűtés esetén a víztérben gyakran a megengedett alsó ciklushatárt túllépő tangenciális nyomófeszültség alakul ki. Gyors felfűtés esetén a vízszint feletti furatperemeken ébredő axiális feszültség megközelíti a megengedett ciklushatárt. Meleg, forró indításnál a forrcsövekből visszaérkező hidegebb víz fröcskölése a dob falában helyi lehűlést (telítésinél alacsonyabb falhőmérsékletet) okozhat. Forrcsőszakadás vagy a dob más okból történő leürülése esetén a nyomás gyorsan csökkenhet, miközben a dobfal hőmérséklete csak lassan csökken a leürülés előtti telítési hőmérsékletről. Ilyen esetben az aktuális telítési hőmérsékletnél melegebb (telítési nyomásnál nagyobb nyomású) vizet a dobba bevezetve (a dobot után táplálva) az azonnal expandálna, telítési hőmérsékletre hűlve, hőlökés szerűen csökkentené az érintkező felületrészek hőmérsékletét. Új ellenőrzés Mérések beolvasása
Dob vízszint ellenőrzés
Vízszint megfelelő Nyomásból, falvastagság menti hőmérséklet különbségből adódó feszültségek számítása
Üres dob Esetleges töltés esetén keletkező feszültségek számítása
Kerület menti hőmérséklet különbségből adódó feszültségek számítása
Terhelési ciklusok felismerése, összegzése
Maximális feszültség választása
Túllépés Üzenet, utasítás
Ciklus határ túllépés ellenőrzése
kiírása Nincs túllépés
7.75. ábra Kazándob ellenőrzés blokkvázlata Kazándobok ellenőrzése: Az előbbiekben összefoglalt üzemi tapasztalatok alapján kialakított [7.16], a kazándobok jellemző, a várható meghibásodások szempontjából veszélyeztetettnek tekinthető, jellemző pontjaiban ébredő változó feszültségek alakulását ellenőrző, ezek alapján a kezelők munkáját támogató eljárás blokkvázlatát a 7.75. ábra mutatja. A vázolt eljárás: A vízzel való feltöltés előtt ellenőrzi, hogy megfelelő-e a töltővíz hőmérséklete.
290
Feltöltés, felfűtés, normál üzem, leállás, lehűlés közben ellenőrzi, hogy a dob jellemző pontjain a tangenciális és axiális főfeszültségek hogyan aránylanak a megengedett értékekhez. Az előbbi, jellemző pontokra végzett ellenőrzések eredményei közül kiválasztja a legkedvezőtlenebb értéket. A százalékos érték és hely kijelzése mellett a kezelők tevékenységét elősegítő üzenetek is megjeleníthetők. Az egyes, jellemző pontokban ébredő feszültségek lefutásának elemzésével felismeri a terhelési ciklusokat, elvégzi ezek összegzését.
A számítások, és az esetleges utasításokban szereplő számértékek meghatározása az előzőekben ismertetett összefüggésekkel, azok számítások gyorsítása érdekében végzett egyszerűsítésével történik. A mértékadó hőmérséklet-különbségek a hőmérők által mért értékek beépítési hely, folyamat jellege szerinti helyesbítésével, vagy az előbbi numerikus módszerek alkalmazásával is számíthatók. Az anyagjellemzőket tartalmazó együtthatók (például: w , w a , k d t ) meghatározása a kellő pontosságot biztosító másod-, harmadfokú polinomokkal [7.119] lehetséges. Terhelési ciklusok felismerése, összegzése: A biztonságos működéshez szükséges felülvizsgálatok időpontjának, terjedelmének meghatározásához a jelenlegi gyakorlatban csaknem általánosan alkalmazott „állapotfüggő” karbantartás esetén rendszeresen értékelni kell az üzemi igénybevételek hatását. Ez lehetséges az elemzésekhez szükséges alapadatok tömörített formában való gyűjtésével [7.1627.165], vagy a változó feszültségek üzem közbeni figyelése alapján, a terhelési ciklusok folyamatos felismerésével, hatásuk összegzésével. Az összegzés alapját a, Miner-Palmgren féle, lineárisan halmozódó károsodások elmélete adja [7.119], [8], [7.188]. Eszerint a váltakozó (kisciklusú) igénybevételre a kimerülési fok (kihasználási tényező, terheléskollekció):
En i
ahol i nˆ
1 nˆ
7.212
a terhelési ciklusok száma, az adott terhelési ciklushoz (változó feszültség amplitúdóhoz, össznyúláshoz) tartozó, repedést okozó ciklusszám [db]. 2
4
2
1 1 3
2
1
A változat
B változat
7.76. ábra Terhelési ciklusok megválasztása [8] Az eljárások kidolgozásánál a legnagyobb nehézséget a terhelési ciklusok egyértelmű felismerése, megkülönböztetése jelenti. Elméletileg akkor lehet terhelési ciklusról beszélni, amennyiben a terhelésváltozás során bekövetkező feszültségalakváltozás lefutás, a nyúlás-feszültség diagramban, egy zárt hiszterézis görbét (7.11. ábra) ad. A valóságban azonban mindig adódnak olyan ciklusok is, amelyek
291
nem záródnak. Erre is tekintettel, a számítások egységesítése, összehasonlíthatósága érdekében került kidolgozásra a VdTÜV-Merkblatt Dampfkessel 451-87/1, (Ausg. 05.87) szabályozás [8], illetve a vízcsöves kazánokra vonatkozó EN 12952-4 szabványban részletezett előírás [7.188]. A mértékadó eredmények szempontjából lényeges a ciklusok kezdőpontjának megválasztása. A 7.76. ábrán vázolt példánál [8] egy idealizált hidegindítást rendszeresen egy idealizált meleg indítás követ. Az A változat szerinti (pontok közötti) ciklusválasztásnál az első ciklus amplitúdója kisebb, a második ciklus amplitúdója nagyobb, mint a B változatnál. Mivel az En kihasználási tényező értékén a nagyobb amplitúdójú ciklusok többet rontanak, mint amit a kisebb amplitúdójú ciklusok javítanak, a B változat szerinti ciklushatár választásnál összességében nagyobb kihasználási tényező változás számítható. A hivatkozott megállapodás szerint, a széleskörűen elterjedt − angol elnevezések alapján − range-pair, illetve az ebből kifejlesztett rain-flow eljárásoknál a zárt ciklusokat a 7.77. ábrán megadott logikai művelet eredményeként kell kiválasztani. A ciklus amplitúdójának előbbiekben vázolt hatásából adódóan a számításnál elsőként a, 1 4 szélsőértékek közötti, nagy ciklusokat kell figyelembe venni. Ezt követheti a maradék ciklusok számítása. A szerző által − még a hivatkozott megállapodást megelőzően − hasonló megfontolások alapján kidolgozott eljárást, amely a nagyobb „fő” ciklusokon belül több kisebb ciklus megkülönböztetésére és figyelembevételére képes, a blokkvázlatok, számítási algoritmusok megadásával [7.16] ismerteti. 4
1
2
3
3
2
4
1 Terhelés változás, amennyiben:
( 4 3 1 3 2 4 ) ( 4 3 1 3 2 4 )
7.77. ábra Terhelési ciklusok minősítése [8] A kifáradási fok számításánál nˆ értékének megállapítására minden esetben biztonsági tényezővel kerül sor. Ennek nagyságát S n =3-10 közé, általában S n =5-re választják, így az En az ellenőrzési pontok helyes megválasztása esetén, a várható repedésekkel szemben kellő tartalékot tartalmaz. Ugyanakkor tudatában kell lenni annak, hogy a megengedhető értékek be nem tartása, az élettartam szempontjából megengedhető hőmérséklet-különbségek rendszeres túllépése, lényegesen csökkentheti a szerkezeti elem élettartamát. 2600
Megengedhető ciklusszám (db)
2400 2200 2000 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
Hőmérséklet különbség belső felületen (°C)
7.78. ábra Hőmérséklet-különbség hatása az élettartamra 292
A megengedhető ciklushatárokkal kapcsolatban hivatkozott kazándobnál a belső hőmérséklet-különbség ~19 °C-ról 25 °C-ra növelése (a gyorsabb indítások, leállások érdekében) megfelezheti a várható repedésmentes élettartamot (7.78. ábra). Rendellenességek túlhevítő kamráknál, gőzvezetékeknél: Túlhevítő kamrák, gőzvezetékek folyamatirányításának tervezésénél a következő üzemi tapasztalatokat célszerű mérlegelni: Túlhevítőkben, gőzvezetékekben üzemszerűen egyfázisú közeg áramlik, de indítás, felfűtés lehűlés során víz jelenléte is lehetséges. Erre berendezések indítása, leállítása alatt mindig számítani kell, mivel: o Hidegindítás során a csőkígyókból kilépő gőz környezeti hőmérsékletű kamrafallal találkozik, így részben, vagy teljesen lekondenzálódik. A falat az ütközés környezetében (a belépő csonkokkal szemközti oldalon) gyorsan telítési hőmérsékletre, illetve a fölé melegíti, miközben a belépő csonkok környezetében a hőmérséklet csak sokkal lassabban nő. Ebből adódóan mind a falvastagság, mind a kerület menti hőmérsékletkülönbségek hatására jelentős hőfeszültségek alakulhatnak ki, és az eredő feszültség meghaladhatja a megengedett értékeket [7.117]. A folyamat kezelői beavatkozással nem befolyásolható. o Hasonló jelenség forró- vagy meleg indításnál is előfordulhat. Ugyanis a füstgázhuzamokon a kéményhuzat hatására átáramló hideg levegő (még lezárt levegő és füstgázcsappantyúk esetén is) viszonylag gyorsan lekondenzáltatja a csőkígyókban visszamaradt gőzt, illetve a dob nyomáscsökkenéséből adódó kigőzölgés következtében, a kondenzálódó gőz helyére beáramló utánpótlást. Így a csőkígyók, akár teljesen is, az állásidő alatt csökkenő nyomáshoz tartozó telítési hőmérsékletnél kisebb hőmérsékletű vízzel telnek fel, miközben a kamrák, összekötő csővezetékek hőmérséklete csak a hőszigetelés jóságától, hővezetés mértékétől függően csökken. Újraindításnál a csövekből kilökődő, hidegebb, víz ugrásszerű hőmérséklet-csökkenést idéz elő a kamrák, csatlakozó csővezetékek belső felületén. o A kamrákon elhelyezett víztelenítések a folyadékfázis kamrafalnak ütközését nem tudják megakadályozni, csak hatását mérsékelni. Elvizesedés a befecskendezések üzembevételénél is előfordulhat. A befecskendezőkön bejutó aránytalanul nagy mennyiségű víz a fűtőfelületeket és az utánuk következő kamrákat még védőcsövek alkalmazása esetén is eláztathatja. Több párhuzamos ágra osztott túlhevítő elrendezés esetén, az eláztatott szakasz nagyobb áramlási ellenállása a gőz részbeni elterelését eredményezheti, ami a növelheti a párhuzamos ágak közötti hőmérsékleti anomáliákat. Túlhevítő kamráknál a mérési eredmények alapján kvázistacioner üzemállapot soha nem áll fenn [7.117]. Emiatt a hőmérséklet-változási sebesség figyelembevétele helyett a korrigált falhőmérséklet-különbség mérés alkalmazása célszerű. Gőzvezetékeknél a belső falhőmérsékletet a közeghőmérsékletekből célszerű meghatározni, mivel a belső falhőmérő esetenként csak nagy késedelemmel tudná követni a folyamatot. Gőzvezetékek felfűtésének megkezdésekor a lekondenzálódott víz a cső alsó alkotóján folyik a víztelenítési hely felé, miközben hőmérséklete fokozatosan csökken, ezért a hőlökés mellett jelentős nagyságú kerület menti hőmérséklet-
293
különbségek is kialakulhatnak. Kis gőzmennyiség esetén a csőnek csak egy kezdeti szakasza kezd el melegedni, ezen a részen (amíg a teljes gőzmennyiség lekondenzálódik) a felső alkotó lesz melegebb, a víztelenítésig tartó további szakaszon az alsó alkotó. Kis gőzáramok esetén, a csövek víztelenítésnél mélyebben fekvő alsó részén a folyadékréteg tartósan is megmaradhat, és akár 200 °C nagyságú hőmérséklet-különbség is kialakulhat a felső és alsó alkotók között [7.179]. A 7.193a-194a képletek alapján történő számítással csak az adott üzemi esemény eredménye állapítható meg. Célszerűbb a gőzvezetékek vonalvezetését gondosan ellenőrizni, az esetleges „vízzsákok” kialakulását megelőzni és a fal hőmérsékletének ismeretében előre meghatározni, hogy milyen nyomásnál, milyen gőzmennyiséggel kell a vezeték felfűtését megkezdeni. Túlhevítő kamrák, gőzvezetékek ellenőrzése: A túlhevítőkben, gőzvezetékekben ébredő váltakozó feszültségek ellenőrzésére alkalmas számítási eljárás egyszerűsített blokkvázlatát a 7.79. ábra mutatja: A számítás a mérési adatok ellenőrzött szelvényenkénti beolvasásával, a mért értékek hihetőségének ellenőrzésével, beépítési hely figyelembevételével elvégzett korrekciójával kezdődik. A hihetőség ellenőrzés a mérőeszközök esetleges meghibásodása miatt szükséges, és más mért értékekkel történő összehasonlítással történik. A következő lépésben a belső nyomásból hatására kialakuló feszültségek kerülnek kiszámításra. Megtörténik az esetleges kondenzáció lehetőségének vizsgálata, a kondenzáció esetén várható járulékos feszültségek becslése. Új ellenőrzés Mérések beolvasása Nyomásból, adódó feszültségek számítása Kondenzáció lehetőségének ellenőrzése, várható feszültségek számítása
Falvastagság menti hőmérséklet különbségből adódó feszültségek számítása a) Hőmérséklet különbség mérés alapján b) Gőzhőmérséklet alapján Kerület menti hőmérséklet különbségből adódó feszültségek számítása Eredő tangenciális, axiális feszültségek számítása
Ciklushatár módosítás Terhelési ciklusok felismerése, összegzése, időtartam szerinti kimerülési fok számítása
Maximális feszültség választása, kiírása
Túllépés
Ciklus határ túllépés ellenőrzése
Üzenet, utasítás kiírása Nincs túllépés
7.79. ábra Túlhevítő kamra, gőzvezeték ellenőrzés blokkvázlata
Következő lépésben, a mért és helyesbített hőmérséklet értékek alapján, a falvastagság, illetve a kerület menti hőmérséklet-különbségekből adódó hőfeszültségek kiszámítására kerül sor. A falvastagság menti hőmérsékletkülönbségek számítása mind a belső falhőmérsékletből mind a közeghőmérsékletből megtörténik. Utóbbi esetben a hőátadási tényező számítására a közeg paraméterei és áramlási sebessége alapján kerül sor. Minden ellenőrzési hely esetében kiválasztásra kerül a legkedvezőtlenebb érték. 294
Az ellenőrzési helyenkénti értékek (tangenciális feszültségek alsó, és felső alkotókon lévő furatperemeken, valamint axiális feszültségek alsó, és felső alkotókon lévő furatperemeken) összehasonlításra kerülnek a megengedett ciklushatárokkal, kiválasztásra, és a kezelők számára összefoglaló információt nyújtó megjelenítési formában kijelzésre kerül a legnagyobb arányú érték. (Egyoldali furatperemek esetén csak a furatperemeket tartalmazó alkotókra kerülnek számításra.) Amennyiben valamelyik feszültség túllépi a ciklushatárt, a kezelők üzenetet, illetve a túllépés megszüntetését elősegítő utasítást is kapnak. Minden ellenőrzött pont esetében ellenőrzésre kerül a terhelési ciklus lefutása, ciklushatárok megállapítása. Az En kifáradási fok számítására azonban csak a következő ciklus lezáródásának megállapítását követően kerül sor. Kúszási tartományban üzemelő szerkezeti elemek esetében az üzemidőtől függő E kihasználási tényező (7.213 képlet) és az eredő E kihasználási tényező (7.217 képlet) számítására is sor kerül. Lezárt ciklusok esetén ellenőrzésre kerül, hogy indokolt-e a ciklushatárok esetleges módosítása. Mint a ciklushatárok megállapításával (7.73. ábrával) kapcsolatban arra utaltunk, a ciklushatárokat a berendezések várható üzemi viszonyainak részletes ismerete hiányában célszerű =1 érték felvételével szimmetrikusra választani. Amennyiben az üzemi tapasztalatok alapján az egyes ellenőrzési pontokon a ciklusok nem szimmetrikusan helyezkednek el, célszerű a megengedett változó feszültség amplitúdó (és a magnetit réteg épsége szempontjából megengedett korlátok) figyelembevételével a ciklushatárok számított szimmetriapont szerinti eltolása. A szerző által javasolt eljárás [7.16] ezt a kiindulási ciklushatárok beszámításával, a ténylegesen előfordult szélső értékek súlyozásával végzi. Így a ciklushatárok egyre inkább a tényleges üzemi igénybevételeket tükrözik. Az eljárásnak ciklusonként minden ellenőrzött szelvényre, ellenőrzési pontra le kell futni.
Mérési helyek, ellenőrizendő pontok száma: A szerző tapasztalatai alapján belépő, kilépő kamránként legalább két szelvény ellenőrzése célszerű, gőzvezetékeknél befecskendezési helyeket, elzáró szerelvényeket követően, mélypontokon indokolt ellenőrzési helyek kialakítása. Négy túlhevítő és két újrahevítő fokozatot feltételezve, kazánonként 24 szelvény, a párhuzamos főgőz-, újrahevítő hideg-, melegági vezetékeket, vezetékenként három szelvénnyel számítva 18 szelvény adódik. Ezekhez jön még a kazándob, vízleválasztó ellenőrzése. A [7.16]ban összefoglalt − kihasználási fokokat számító, ciklushatárokat módosító − eljárásnál, egyetlen vizsgált helyen keletkező feszültség nyomon követésére 6 állandó és 23 változó paraméter szükséges. Így, még a falmenti hőmérsékletkülönbségek mért falhőmérséklet értékek alapján történő figyelembevétele esetén is, a folyamatellenőrzés megvalósításához nagy teljesítményű számítógépekre van szükség. Üzemidőtől függő kihasználási tényező: Tartósan a kúszási hőmérséklet tartományban üzemelő szerkezeti elemeknél az üzemidőtől függő károsodást is ellenőrizni kell. Az üzemidőtől függő kihasználási tényező számítása a TRD 508 Anlage 1 [8], illetve az EN 12952-4 [7.188] alapján az
295
E i
i b ( t , m )
7.213
képlettel történhet, ahol a t hőmérséklettel és m közepes feszültséggel jellemezhető i üzemállapotban eltöltött idő [h], b ( t , m ) a t hőmérséklethez és a m közepes feszültséghez tartozó élettartam, az anyag tartamszilárdsági jellemzői alapján számítva. Miután a tartamszilárdsági jellemzők egy ±20 százalékos tűrésmező középértékeként kerülnek meghatározásra, b ( t , m ) értékét a tűrésmező alsó határvonalán, az anyaglapokon, táblázatokban, diagramokban megadott, szilárdsági számításokhoz felhasználható tartamszilárdság értékek 80 százalékához kell kiszámítani. Az élettartam számítása történhet: A táblázati alappontok közötti iterációval. o [7.177] z B / 10000/ t < m < z B / 100000/ t közepes feszültség esetére
lg lg ( t , m )
z B / 10000/ t
lg
100000 10000
m z B / 10000/ t lg z B / 100000/ t
4
7.214
z B / 100000/ t < m közepes feszültség esetére lg lg ( t , m )
z B / 100000/ t
lg
200000 100000
m z lg B / 100000/ t z B / 200000/ t
5
7.214b
o [7.178] tetszőleges t hőmérséklethez, x élettartamhoz tartozó 0 ( t , B / x / t ) alapján
ln( 100000/ 10000)
ln( B / 100000/ t / B / 10000/ t ) ( t , m ) 0 ( t , B / x / t ) B / x / t 7.215 m összefüggést alkalmaz, ahol z a szórástartomány alsó határa, célszerűen z =0,8 (a valóságban a tényleges értékek elméletileg a z =0,8-1,2 mezőben bárhol lehetnek), B / 10000/ t a 10000 üzemórához, t hőmérséklethez tartozó tartamszilárdság [N/mm2], B / 100000/ t a 100000 üzemórához, hőmérséklethez tartozó t 2 tartamszilárdság [N/mm ], B / 200000/ t a 200000 üzemórához, hőmérséklethez tartozó t 2 tartamszilárdság [N/mm ]. A kúszási adatlapokon (például [7.82]) megadott különféle közelítő függvények alapján.
296
A táblázati alappontokra illesztett közelítő függvények alapján. Granacher [7.180.] például egy adott hőmérsékleten és feszültségszinten üzemelő anyag kifáradási idejének meghatározására ct 1 105 t0 d c m c 7.216 ( t , m ) 1 ln t d a b c alakú összefüggést javasolt, amely 10000< <100000 üzemóra között ±3 százalék pontosságú. Néhány szokásos korábbi anyagféleségre az állandókat a 7.28. táblázat tartalmazza. Az állandók meghatározására [7.16] mutat be eljárást.
St 35.8, St 45.8 15 Mo 3 13 CrMo 44 10 CrMo 910 14 MoV 63 15.128.9 X20 CrMoV 121 X8 CrNiNb 1613
7.28. táblázat [7.180] t0 ct d
Hőmérséklet °C
a
400-500
242
-1,497
0,176
1,502
450
300
470-530 460-560 470-580 370-560 500-600 480-600 580-700
525 760 520 810 1600 750 620
-1,923 -2,086 -1,934 -2,064 -2,6208 -1,833 -2,362
0,160 0,131 0,1015 0,1110 0,060 0,0965 0,0936
1,370 3,506 1,625 3,119 4,327 4,476 6,195
500 510 530 520 525 540 640
379 107 321 30 -375 -93 -679
b
c
Megjegyezzük, hogy E meghatározására, a különféle hőmérséklet, feszültségszint melletti igénybevételetek osztályokba sorolásán alapuló, úgynevezett tényező rendszer is kidolgozásra került [7.181-7.182], ez azonban a szerző ismeretei alapján a gyakorlatban nem terjedt el. Eredő kihasználási tényező: A szerkezeti elemek elhasználódását a kisciklusú kifáradás és a kúszás együttesen befolyásolják. A kétféle igénybevétel típus hatását együttesen figyelembevevő, eredő kihasználási tényező a 7.212 képlettel számítható változó igénybevételek miatti elhasználódásból számítható E n és az üzemidő miatti elhasználódást jellemző, 7.213 képlettel számítható E összegeként adódik [8], [7.188].
E En E
7.217
Az egyes kihasználási tényezők gyakorlati felhasználhatóságára a következő fejezetben térünk ki. Automatikus (vezérelt) indítás, leállítás: Az előbbi alapelvekből kiindulva, a berendezések dinamikai tulajdonságainak megismerésével és a nagyteljesítményű számítógépek által kínált lehetőségek felhasználásával kidolgozott számítási eljárások, a fejezet elején említett kazánellenőrző készülékektől eltérően, ténylegesen lehetővé teszik a szerkezeti elemek elhasználódási, öregedési folyamatainak megelőzését, nyomon követését. Jó minőségű, homogén tüzelőanyagok esetén, megbízhatóan, pontosan működő, a szükséges és várható közegáramokhoz jól megválasztott beavatkozó szerelvényekkel, mérőeszközökkel a 297
berendezések automatikus indítására is mód van. A mai, gyors indítási, terhelésváltoztatási igények a megengedhető feszültségtartományok teljes kihasználása nélkül nem is lennének teljesíthetők. Ugyanakkor nem szabad elfelejteni, hogy a túl igénybevételek egy részét még a legjobb konstrukciós kialakítás, száraz (túlhevítők feltöltése nélküli) indítás, gondos odafigyelés sem tudja megakadályozni. Így a folyamatirányító, elhasználódás ellenőrző eljárások az üzemi tapasztalatok alapján rendszeres korszerűsítést igényelhetnek.
298
7.4.
Döntés cseréről, selejtezésről
Meghibásodások száma (db)
Kazánoknál meghibásodások gyártási, szerelési hibákból, illetve szerkezeti anyagok kifáradásából, túlterheléséből, túlhevüléséből, kopásából adódóan következnek be. Utóbbiak tartós igénybevétel, vagy egyedi üzemi események hatására is kialakulhatnak. A meghibásodásokat időrendben ábrázolva, azok egy „kád” alakú hibagörbével jellemezhetők (7.80. ábra), kezdetben a gyártási, szerelési hibák nagyobb száma, az üzemidő végén a szerkezeti anyagok elhasználódása következtében. A gyártási folyamatba beépített ellenőrzések számának, minőségének növelése, az automatákkal végzett hegesztés elterjedése, a gyártási, szerelési hibák számát jelentősen csökkentette, de a helyszínen végzett hegesztésekből, a hegesztési folyamatoknál, hőkezeléseknél elkövetett mulasztásokból adódóan nem lehet kizárni az üzembe helyezés alatt vagy azt követően, rövid időn belül, megjelenő repedéseket. Ezek következményei, esetenként, katasztrofálisak is lehetnek [7.141]. A meghibásodások miatti kényszerű üzemszünet árbevétel kiesést jelent, a javítások elvégzése jelentős költségráfordítást igényelhet. Így az üzemeltetők rendelkezésre állási garanciát (például az üzemzavar miatt évente kiesett üzemórák maximális aránya) kérnek a szállítóktól, másrészt a szállítók javaslatai vagy saját tapasztalataik alapján gondos karbantartást végeznek. Döntés a leállításról
Üzemidő (h)
7.80. ábra Meghibásodások alakulása A berendezés jósága, mint arra már utaltunk, egyrészt a gondos tervezéstől, anyagválasztástól, bevált szerkezeti megoldások alkalmazásától függ (a rossz konstrukciót a tökéletes elkészítés nem tudja jobbá tenni), másrészt a gyártás, szerelés minőségétől (a legjobb konstrukciót is tönkreteheti a rossz gyártás, kivitelezés). A minőséget a szakhatóságok, szakmai szervezetek, vevők a gondos ellenőrzéssel kívánják garantálni. Ezt célozza az 1.2 fejezetben bemutatott hatósági felügyelet, ennek részeként a rendszeres felülvizsgálatok gondos elvégzése. Ezek részleteit a vonatkozó szabályzatok tartalmazzák. Jelen fejezetben csak a berendezések és a környezet biztonságát veszélyeztető leggyakoribb hiba okokkal, ezek vizsgálatával, értékelésével, javítási lehetőségeivel kívánunk foglalkozni. Jellegzetes változások, meghibásodások: A vízcsöves kazánoknál a hibastatisztikák általában a következő meghibásodási okokat jelzik (a nagyvízterű kazánok jellegzetes hibáit a 2.21. fejezetben részletesen ismertettük): Elgőzölögtető csöveknél: o Elégtelen cirkuláció miatti túlhevülés (2.76 képlet, 3.34.-3.37. fejezetek). o Nagy hőterhelés egyenlőtlenség (szúróláng) hatására bekövetkező túlhevülés. o Rossz vizelőkészítés, kondicionálás, vegyszerbetörés, konzerválás következtében korrózió, elridegedés (4.7. fejezet).
299
o Fésűs lemezekből, bandázs felfüggesztésekből, sarokcsatlakozásokból adódó járulékos terhelések hatására bekövetkező kisciklusú kifáradás, elridegedés (7.231. fejezet). o Rossz csőhajlítás miatti, nagy ovalitásból (7.49. ábra) adódó repedés. o Kényszerátáramlású kazánoknál a magnetit réteg vastagodása, esetleges leválása (4.2. fejezet). o Hulladék-, biomassza tüzelésű kazánoknál külső korrózió miatti falelvékonyodás, felszakadás (6.33. fejezet). Túlhevítő csöveknél: o Áramlási, fűtési egyenlőtlenségből adódó túlhevülés (2.226. fejezet) o Kopásból adódó elvékonyodás, felszakadás (6.32. fejezet). o Külső korrózió miatti falelvékonyodás, felszakadás (6.33. fejezet). o Ausztenites anyagból készült csöveknél vastagabb belső magnetit réteg képződés, az epitaktikus réteg hősokk hatására történő leválása, a levált rétegek jellemző helyeken bekövetkező tömörödése következtében a csövek eldugulása, túlhevülése (4.7. fejezet). o Kúszás hatására bekövetkező elhasználódás (7.1. fejezet). o Csövek rezgés miatti fáradásos repedése (6.1. fejezet). Tápvíz előmelegítő csöveknél: o Kopásból adódó elvékonyodás, felszakadás (6.32. fejezet). o Külső korrózió miatti falelvékonyodás, felszakadás (6.33. fejezet). o Hegesztési tömörtelenségből adódó erózió [7.141]. Kazándoboknál: o Kisciklusú kifáradás (7.223. fejezet) következtében az alsó alkotókon csatlakozó csőcsonkok belső peremén hosszirányú repedések megjelenése (7.81. ábra). o Régebbi kazándoboknál lemezbe zárt salakzárványok, hegesztési varrathibákból adódó repedések (például [7.184]). o Öregedés következtében megnövekedett átmeneti hőmérséklet [7.184], [7.197].
Hajszál repedések
7.81. ábra Hosszirányú repedések furatperemeken
Túlhevítő kamráknál: o Kúszás hatására bekövetkező elhasználódás (7.1. fejezet). o Repedések furatperemeken, csonkvarratoknál. Gőzvezetékeknél: o Kúszás hatására bekövetkező elhasználódás (7.1. fejezet). o Belső erózió a befecskendező helyek utáni szakaszokon. o Merev megfogásból adódó kisciklusú kifáradás. o Hegesztési hibákból adódó repedések körvarratoknál.
300
Szerelvényeknél: o Hegesztési hibákból adódó repedések körvarratoknál.
A felsorolt elváltozások jelentős része csak hosszabb idő alatt alakul ki, és okoz üzemzavarral járó meghibásodást. Így a rendszeres időközönként elvégzett felülvizsgálatokkal az elváltozások észlelhetők, és a szükséges intézkedések eldönthetők. A felülvizsgálatokat és az ezek alapján végrehajtandó beavatkozásokat a karbantartási stratégiával összhangban kell megtervezni. Karbantartási stratégiák: A mai liberalizált, piacorientált működési feltételek mellett az esetleges kiesések, karbantartási időráfordítás miatti árbevétel elmaradást, illetve a karbantartási ráfordításokat együttesen vizsgálják, és a cél a berendezés működési ideje alatti maximális profit elérése. Ezért a felülvizsgálatok, karbantartások esetében is, a biztonság hatósági előírásokban rögzített, illetve íratlan szabályainak teljes körű betartása mellett, a maximális hatékonyságra kell törekedni. Utóbbi karbantartások esetében a legkisebb idő- és költségráfordítást jelenti. Az energetikai gyakorlatban alapvetően háromféle karbantartási stratégiát alkalmaznak [7.185]: Tervszerű megelőző karbantartás. A berendezéseket a gyártók által javasolt, vagy az üzemi tapasztalatok alapján megállapított időpontokban leállítják és a gyártók által javasolt, illetve az üzemi tapasztalatok alapján szükségesnek vélt javításokat az esetleges meghibásodások, kiesések megelőzésére elvégzik. Szokásos időütemezés, karbantartástípus lignittüzelésű kazánoknál például [7.186]: 6 évenként nagyjavítás, 3 évenként közepes javítás, évente kisjavítás, erőműveknél, ipari üzemeknél évente több hétvégi javítás volt. Alapstratégiaként ma már csak kisebb teljesítményű, állapotellenőrző rendszerekkel, illetve a szükséges képzettséggel, tapasztalatokkal nem rendelkező üzemvezetés által irányított berendezéseknél alkalmazzák. Kényszerűen, a karbantartási háttér szűkössége (a rendelkezésre álló kapacitásokat előre, ütemezetten le kell kötni) esetén is sor kerülhet alkalmazására. Nagy rendelkezésre állást biztosít, de drága. Állapotfüggő karbantartás. A berendezések felülvizsgálatára a folyamatellenőrzés (esetleg gyártó, vagy erre specializálódott szakcég által végzett távfelügyelet) alapján indokoltnak tűnő időpontokban, körben kerül sor. A javítások terjedelmét a felülvizsgálatok (a berendezés állapotáról rendelkezésre álló ismeretek) alapján határozzák meg. Gyakran kockázat elemzéssel is kiegészül, amikor a felülvizsgálatok eredményei alapján a várható üzemi események bekövetkezési valószínűségét is mérlegelik a javítások mértékének megállapításához. Bizonyos nem, vagy nem kellő biztonsággal ellenőrizhető, kritikus szerkezeti elemeknél (például mérőműszerek, biztonsági jeladók, stb.), vagy redundáns szerkezeti elemeknél (amelyek meghibásodása a főberendezés rendelkezésre állására, biztonságára nincs hatással és következménykárokkal nem kell számolni) továbbra is a tervszerű megelőző karbantartást kell alkalmazni, jóllehet az élettartam kihasználása ez esetben csak 60-80% [7.185]. A javításokra, állapotfüggő karbantartásnál is a meghibásodások, kiesések, illetve veszélyes üzemállapotok bekövetkezése előtt kerül sor, ugyanakkor a kihasználás elérheti a 80-95%-ot. Jelenleg nagyobb berendezéseknél ez tekinthető az általános gyakorlatnak. Előfeltétele a kritikus szerkezeti elemek megbízható kiválasztása, ezek gyártás, szerelés, üzem alatti gondos ellenőrzése, felügyelete és az üzemi igénybevételek nyomon követése [7.185].
301
Hibafüggő karbantartás. Felülvizsgálatra, javításra csak üzemi hiba bekövetkezése esetén kerül sor, a meghibásodott alkatrész kihasználása 100 százalék. Élettartamuk végén járó, esetleg keveset üzemelő (kevésbé versenyképes) berendezéseknél alkalmazzák.
A szakirodalom [7.187], [7.200] az előbbiek mellett más (például a rendelkezésre állás alapú, minimális tartalék alkatrész készletre törekvő) stratégiákat is ismertet, ezek azonban az előbbi, alapvető stratégiák részének, továbbfejlesztésének tekinthetők. Intézkedések a kihasználás függvényében: Mint említettük, az állapotfüggő karbantartásnál az intézkedéseket a berendezések folyamatellenőrzése, távfelügyelete alapján valószínűsített állapota határozza meg. Az egyes felügyeleti hatóságok, gyártók, szakmai testületek gyakorlata, álláspontja a különféle jellemzők megítélésben eltérhet. A szerző tapasztalatai alapján, Európában a legszélesebb körben elfogadott gyakorlatnak a TRD 508 [8], illetve az ez alapján kidolgozott egyéb előírások tekinthetők. Az eljárás a kihasználási tényezők időbeli változásának függvényében a következőket javasolja: a) Amennyiben az E eredő kihasználási tényező a 60%, illetve E n változó igénybevételek miatti kihasználási tényező az 50% értéket meghaladja, endoszkópos, illetve roncsolás mentes repedéskereső vizsgálatokat (például mágneses repedéskereső vizsgálat, festékdiffúziós vizsgálat, ultrahang vizsgálat, felületi szövetszerkezeti vizsgálat) kell végezni. A vizsgálatok időközét, terjedelmét esetleges repedések megjelenéséig, illetve a maradó feltágulás 1%-os értékének eléréséig nem kell megváltoztatni. b) Az E eredő kihasználási tényező a 100%, értékének elérését követően a vizsgálatok terjedelmét meg kell növelni. A vizsgálati időközöket nem kell lerövidíteni, ha nincs repedés, valamint az E n változó igénybevételek és az üzemidő miatti elhasználódást jellemző E miatti kihasználási tényezők 100% alatt vannak. c) Ferrites acéloknál, 15 évnél fiatalabb berendezések esetén a változó igénybevételek, illetve üzemidő miatti kihasználási tényezők 100 százalékos értékének elérése esetén is el lehet tekinteni a vizsgálati időközök rövidítéstől, amennyiben az elvégzett hibakereső vizsgálatok alapján a károsodás tényleges mértéke, és a következő rendes felülvizsgálatig tervezett üzemmenet azt lehetővé teszi. A maradó nyúlás 1%-os értékének elérése esetén is az a) pontban vázolt vizsgálatokat kell elvégezni, a vizsgálati időközök szükség szerinti rövidítésével. Az előbbi óvatosság indokolt, mivel az E -ra kiadódott értékek értékelésénél nem szabad elfelejteni, hogy a hőmérséklet mérésénél elkövetett ±5 °C hiba -30-+50%, a feszültség meghatározásának ±10 % pontatlansága -40-+70%, míg a B / x / t tartamszilárdság tényértékének táblázati középértéktől való eltérése önmagában 1-4 szeres eltérést eredményezhet E számértékében [7.195]. Erre is tekintettel, a végső döntést mindig anyagszerkezeti vizsgálatok alapján kell meghozni. Egy 297000 órát üzemelt berendezés frissgőz (250 bar 530 °C, 10 CrMo 9 10 anyagból indukciós hajlítással) és újrahevített gőz (20 bar, 530 °C, 13 CrMo 4 4 anyagú, három lemezből hegesztett) vezetékéből kivett könyökökön elvégzett kúszásvizsgálat alapján például
302
megállapították [7.191], hogy az anyagok szívóssága következtében a 13 CrMo 4 4 anyagú könyök még 21000, a 10 CrMo 9 10 anyagú könyök még 82000 órát üzemelhetne az 1%-os kúszáshatár eléréséig. A replika vizsgálatok a felületen 2a, az anyag belsejében csak 1 besorolási osztályú minősítést (7.1. táblázat) adtak. Megbízhatóság alapú állapotértékelés: A módszer a hagyományos állapotértékelő eljárásokat valószínűségalapú megfontolásokkal egészíti ki, figyelembe véve és számszerűsítve a kiesési gyakoriságot és a kiesések hatásait. Amennyiben a várható zavar következményei a berendezés rendelkezésre állására nem gyakorolnak lényeges hatást, a zavar megelőzését szolgáló karbantartási programok csökkenthetők, elhagyhatók. A módszer alkalmazása segít azonosítani a leginkább érzékeny elemeket, és lehetővé teszi a beavatkozások ezekre történő összpontosítását [2.213]. Kockázat alapú állapotértékelés: A berendezések állapotán, rendelkezésre állásán alapuló karbantartási stratégiáktól eltérő, az állapotfüggő stratégiából továbbfejlesztett, a meghibásodások valószínűségét és következményeit együttesen értékelő, gőzvezetékekre, csővezetékekre kidolgozott elgondolást ismertet [7.190], illetve [7.213]. A módszer, a szerkezeti elem tény állapota és az üzemi gyakorlat alapján várható releváns károsodási mechanizmus értékelésével, a következő események bekövetkezésének valószínűségét számszerűsíti: ridegtörés nem észlelt repedés következtében, kúszás következtében bekövetkező repedés és kisciklusú kifáradás következtében bekövetkező repedés vagy kúszás és kisciklusú kifáradás együttes hatása következtében bekövetkező repedés, repedéskinyílás ciklikus terhelés, hősokk hatására. 1,0E+00
Igen nagy kockázat
Meghibásodás valószínűsége
1,0E-01
1,0E-02
Nagy kockázat 1,0E-03
Közepes kockázat 1,0E-04
Alacsony kockázat 1,0E-05 1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
Következmények (€)
7.82. ábra Kockázati mátrix [7.190] Az egyes események valószínűsége alapján számított, eredő meghibásodási valószínűség mellett kiszámításra kerül a meghibásodás következményeinek (mint a személyzet, környezet veszélyeztetése, kárelhárítás, gazdasági veszteség és más a társasággal kapcsolatos kockázatok) költsége is. Az értékelés a szerkezeti elem, berendezés működtethetősége szempontjából való, fontosságát is figyelembe veszi. A kiadódott eredmények a 7.82. ábrán vázolt kockázati mátrix alapján értékelhetők. Az elfogadhatónak tartott, megengedhető meghibásodási valószínűség alapján meghatározható a felülvizsgálatok gyakorisága is. Az elemzéseket a lehetséges kockázatok mérlegelésével több szinten végzik: először az egyes elemek, igénybevételek minőségi áttekintése alapján készítik el a kockázati mátrixot, amelyet a következő lépésben egyszerűsített mennyiségi elemzéssel pontosítanak, és ez
303
alapján készül el a kritikusnak tartott elemekre a részletes mennyiségi (kiesési valószínűségeket, következményeket is számszerűsítő) értékelés [7.189]. Szakértői állapotértékelés: Ennek során a berendezés üzemi tapasztalatai (elváltozások, meghibásodások, számított értékek), a korábbi külső, belső felülvizsgálatok, anyagvizsgálatok eredményeinek értékelése, valamint az állapotot befolyásoló üzemi adatokkal elvégzett kihasználási tényező számítások alapján, részletes (megbízhatóságra, meghibásodási hajlamra, veszélyességi potenciálra, rendelkezésre állásra gyakorolt hatásra kiterjedő) értékelő kérdőívek felhasználásával, a belső vagy külső szakértők, állapot és kockázat szerint osztályozhatják az egyes szerkezeti elemeket [7.189]. Az „üzemzavar-érzékeny” elemek azonosíthatók, és a következő − csak a kritikus állapotú, és a rendelkezésre állás szempontjából legnagyobb jelentőségű elemekre összpontosító − vizsgálati program megtervezhető. 7.29. táblázat [7.191] Vizsgálati módszerek Endoszkópia Helyszíni anyagvizsgálat Vizuális vizsgálat Felületi repedéskereső vizsgálatok Térfogati vizsgálatok Innovatív eljárások [7.201]
Alkalmazási lehetőségek A kamrák, befecskendezési helyek csőcsatlakozások belső tereinek megtekintése. Keménységmérés, metallográfiai, szövetszerkezeti vizsgálat. Erózió, korrózió, kopás ellenőrzése. Mágneses repedéskeresés, illetve festékbehatolási (festékdiffúziós) vizsgálat, többek között varratokon, makro repedések, repedésnyomok, illetve az öregedés kimutatására. Ultrahang-, röntgen-, örvényáram vizsgálatok varratok, gyártási, szerelési hibák helyének, mértékének, illetve kifáradási nyomok megállapítására. Ultrahangos laminográfia az anyagszerkezet homogenitásának mérésére, öregedésének megítélésére [7.191-7.192]. Átvilágító radiográfia repedések megállapítására. Kúszási alakváltozás mérése nyúlásmérő bélyegekkel.
Felülvizsgálatok: Az előbbiek alapján a biztonságos működés előfeltételét a rendszeres időközönként elvégzett, ismétlődő felülvizsgálatok jelentik. A felülvizsgálatok külső és belső vizsgálatokból állnak, és a berendezés első üzembe helyezése előtt is kötelező elvégzésük. Az élettartam szempontjából a belső felülvizsgálatoknak van jelentősége. Ezek általában szemrevételezésből, valamint kiegészítő vizsgálatokból, mint falvastagság mérés, feltágulás mérés, vagy repedéskereső vizsgálat állnak (7.29. táblázat). A szemrevételezés során minden szerkezeti elem külső, és amennyiben lehetséges, belső felületét is ellenőrizni kell, különös gondot fordítva a legnagyobb igénybevételű szerkezeti elemekre (például kazándob, vízleválasztó edény, illetve az E >60% kihasználási tényezővel jellemezhető elemekre), valamint részletekre (például: gátmezők, furatperemek, külső és belső hegesztési varratok, búvólyuk környezete, görbületek, meglévő mélyedések és hibák, felfüggesztések, alátámasztások, csőívek, csőcsatlakozások), az esetleges belső lerakódásokra, szabad hőtágulási lehetőségekre. Csöveknél kúszási károsodások elsősorban a külső, míg szerelvényeknél hőlökésből, változó igénybevételből adódó károsodások a belső felületeken lépnek fel [7.186]. Ezt a belső felülvizsgálatoknál figyelembe kell venni. Amennyiben felmerül a meghibásodás gyanúja, kiegészítő vizsgálatokat, mint például ultrahangos repedéskereső vizsgálat, röntgenezés, tágulásmérés, felületi repedésvizsgálat, anyagvizsgálatok, lerakódások kémiai vizsgálata, is kell végezni. A vizsgálatok
304
terjedelmét a vonatkozó szabályzatok (például TRD 506-508 [8], [7.188]) részletezik. A gyártók felülvizsgálati programokat dolgoztak ki [7.205]. Az egyes repedés kereső eljárások érzékenységének határértékeit a 7.30. táblázat foglalja össze. 7.30. táblázat [7.193-7.194] Repedés Szélessége Hossza (mm) (mm) 0,1 2,0
Eljárás Szemrevételezés
Megjegyzés
Mélysége (mm)
Festékdiffúziós vizsgálat Mágneses (reszelékes) repedéskereső vizsgálat
0,01 0,01
1,0 0,5
0,1 0,1
Mágneses (indukciós) repedéskereső vizsgálat Ultrahang vizsgálat Röntgen vizsgálat
0,01
1,0
0,1
0,01 0,03
2,0 5,0
0,2 0,3
Felület előkészítettségétől, optikai segédeszközöktől függően. Felület előkészítettségétől függően. Csak mágnesezhető anyagoknál, mágnesezéstől, megvilágítástól függően. Visszaverődési feltételektől függően. Anyagvastagságtól függően.
Nem tartozik a hagyományos értelemben vett hibakereső vizsgálatok közé, de itt kell említést tenni a hang emissziós eljárásokról. Kétféle gyakorlati alkalmazása terjedt el. A nyomáspróbák során, a nyomástartó edényekre felszerelt érzékeny mikrofonok által felvett zörejek alapján 0,001 mm-es méretű, aktív terjedő repedések is kimutathatók [7.194]. Az eljárás alkalmazása különösen új kazándobok első nyomáspróbájánál, illetve használt kazándobokon végzett javítások után indokolt [7.199]. Az üzemelő berendezéseken alkalmazott hang emissziós (zajvizsgáló) eljárásoknál, a berendezés különböző részein elhelyezett mikrofonok, rezgésérzékelők által felvett jelek elemzése alapján kis mennyiségű szivárgások is kimutathatók, és ezzel súlyos üzemzavarok előzhetők meg [7.141], [7.204]. Karbid
Karbid
Repedés
Csiszolás, pácolás
Repedés
Lenyomatkészítés
Lenyomat vizsgálata
(kemény alaplapon lévő műanyag fóliával)
(fénymikroszkóppal, bevonás után raszter elektronmikroszkóppal)
7.83. ábra Lenyomatkészítés, vizsgálat [7.193], [7.195] Szövetszerkezet vizsgálata: A szövetszerkezeti elváltozások (degradáció) vizsgálata az úgynevezett lenyomatos (replika) módszerrel, és a lenyomati képek 7.1. táblázatban bemutatott, osztályokba sorolásával lehetséges [7.193, 7.195]. Korábban az előkészített fémfelület helyszíni fémmikroszkópos vizsgálatát is alkalmazták, ez azonban nehézkessége, után-ellenőrizhetőségének hiánya következtében teljesen kiszorult a gyakorlatból. A vizsgálatokat általában elégséges az anyagok külső felületén elvégezni, mivel a járulékos (elsősorban hajlító) igénybevételek következtében a gyakorlati tapasztalatok alapján a kúszás és a károsodás a külső felületeken gyorsabb. Esetenként azonban (nagyobb mangántartalmukból adódóan, kisebb tartamszilárdsági jellemzőjű hegesztőanyagok felhasználásakor) a kúszási károsodás elsősorban a fal belsejében alakulhat ki [7.206]. A lenyomatkészítés vázlatát a 7.83. ábra mutatja35. A mikroszkópos vizsgálat 35
A vizsgálni kívánt felületet a szennyeződésektől, oxidrétegtől meg kell tisztítani, azt követően polírozni kell. A pácolt felületre egy, kemény alaplapon fekvő előzetesen oldószerrel nagyon puhává
305
során a 0,1-2 μm méretű karbidszemcsék, pórusok, néhány mikron nagyságú repedések is érzéklehetők. A kihasználási tényező és a szövetszerkezet változása között − a rendelkezésre álló adatbázis alapján − egyértelmű összefüggés még nem állapítható meg [7.211]. A lenyomatos módszerrel történő öregedésvizsgálat megbízható képet ad a szövetszerkezet állapotáról, ugyanakkor a mai, felgyorsult világban lassúnak és drágának tűnő eljárás. Helyettesítésére, az anyagok homogenitásának roncsolás mentes vizsgálatára a hang terjedési sebesség változásának mérése adhat lehetőséget [7.191-192]. A még fejlesztés alatt álló ultrahanglaminográfia, a hang terjedési sebesség relatív változásának értékelése alapján minősíti az anyag károsodását. Megkülönböztethetőnek tűnik a károsodás oka is. A [7.192] közlemény például különböző berendezésekben üzemelt X20CrMoV12-1 anyagból készített főgőzvezetékek vizsgálata alapján megállapította, hogy nagyobb hőmérsékleten történt üzemeltetés hatására bekövetkező, szövetszerkezeti elváltozással nem járó öregedés esetén a hang sebessége az öregedés mértékével növekszik, illetve kúszás (üregek megjelenésének) hatására a hang sebessége csökken. Referenciaként, a hibahelyek megtalálásához mindig a nagyobb hangsebességgel jellemezhető, már üzemelt anyagon mért hangsebességet kell használni. E mellett más eljárásokat (mágneses viselkedés, hővezetőképesség változása) is vizsgálnak, azonban ezek is csak kísérleti fázisban vannak [7.196]. Feltágulás mérése: A felülvizsgálatok során a kúszási hőmérséklet tartományban üzemelő csővezetékeken, kamrákon rendszeresen ellenőrizni kell a kúszás ( ) nagyságát. Az ellenőrzés a szerkezeti elemre, új állapotban, felhelyezett mérőjelek között távolság változásának (feltágulásának) mérésével történik. A szokásos megoldásokat a 7.84. ábrán vázoltuk. A hagyományos megoldás (a) részlet) az úgynevezett mesterdarabra (amelynek méreteit, összetételét, szilárdsági, szövetszerkezeti jellemzőit is ellenőrizték beépítés előtt) felhegesztett hőálló, keményfémből készült mérőtüskék közötti távolság nagyjavításonkénti ellenőrzése. A mért értékek alapján a kúszási sebesség kiszámítható, a kúszásgörbe (7.2. ábra) felrajzolható. Mesterdarabra hegesztett mérőtüske
Ponthegesztéssel felerősített mérőjelek Lenyomat vizsgáló hely
C Csőre erősített mérőelem
C
Kondenzátor
a) Mérőtüskék ellenőrzése
b) Lenyomatok ellenőrzése
c) Kapacitásváltozás mérése
7.84. ábra Feltágulás mérése [7.197-7.198] A ponthegesztéssel felerősített mérőjelek alkalmazása (7.84. ábra b) részlet) a szövetszerkezet változás és a feltágulás együttes vizsgálatát teszi lehetővé [7.197]. Az új állapotban 10 mm távolságra elhelyezett mérőjelek távolodását is rögzítik a lenyomaton, így a kúszás a lenyomat laboratóriumban történő mérésével nagyon tett műanyagfóliát kell rászorítani és meg kell várni a fólia kiszáradását, megkeményedését. Lefejtés után a felület negatívja áll rendelkezésre. amely fémmikroszkópon, arannyal való gőzölés után raszter elektronmikroszkópon vizsgálható.
306
pontosan meghatározható. A felületre 20 mm távolságra rögzített mérőelemek közé beépített kondenzátorlemezek (7.84. ábra c) részlet) közötti távolság változása (a kialakítástól függően növekedése, csökkenése) következtében megváltozik a kapacitás, amelyből előzetes hitelesítést követően a kúszás nagy hőmérsékleten is pontosan és folyamatosan számítható. A mérés a folyamatellenőrzésbe is integrálható [7.198]. Mintavétel: A gyári hőkezelést követően, illetve meghibásodások esetén gyakran szükséges mintavétel a kazándobok anyagából. A különféle vizsgálatokhoz szükséges minták a fal (≥62 mm belső átmérőjű) koronafúróval történő átfúrásával nyert furatmagból állíthatók elő. 70 mm-es falvastagság esetén például 1 darab (Φ6*30 mm méretű) szakító próbatest mellett 10 darab Charpy V vizsgálathoz alkalmas próbatest készíthető [7.199]. Az ütőmunka vizsgálathoz szükséges próbatestek nagyobb számát a dob öregedését jól jellemző átmeneti hőmérséklet meghatározásának igénye indokolhatja. A próbatesteket a dob hosszirányára merőlegesen, a belső, külső felületekkel párhuzamosan kell kimunkálni, így a vizsgálati eredmények az anyag nagyobb igénybevételű, érintőleges irányú jellemzőit adják. Lemunkálás megfogáshoz Tömítés Dobfal
Gömbfelület
Szellőztető furat
Lemunkálás megfogáshoz
7.85. ábra Lezáró „gomba” [7.199] A nyílások a furat körüli belső, külső síkfelület kimunkálásával, furatperemek kellő sugárral (~4 mm) történő lekerekítésével, úgynevezett gombával zárhatók le (7.85. ábra). A gyakorlatban különféle gombaalakok terjedtek el [7.184], [7.199]. A gomba anyaga régebben általánosan 16Mo3 volt, újabban a tömítő erő növelhetősége érdekében 21CrMoV5-7. A tömítés korábban (2-4 mm vastagságú) kilágyított acéllemezből készült, újabban a nagynyomású tömítésekhez szokásos tömítőanyagokból előállított, vékony tömítő lemezt alkalmaznak. Az ellendarabon levegőztető furatot kell kialakítani, hogy a tömítés esetleges tömörtelensége esetén a gombafej alatt átszivárgó kazánvíz okozta korrózió [7.199] megelőzhető, a szivárgás szemrevételezéssel felderíthető legyen. Eljárás gyártási varrathibák esetén: Kazándobok belső vizsgálata során fellelt gyártási varrathibák esetén a hegesztési varratoknál előforduló beégéseket, felületi egyenlőtlenségeket, gyökhibákat ki kell köszörülni. A köszörülés után visszamaradó felület egyenletes átmenetet biztosítson. Eljárás repedések esetén: Amennyiben a felülvizsgálatok alkalmával, kazándobokon, kamrákon, csővezetékeken, szerelvények csatlakozó varratain repedést találnak, a repedés méretétől és az anyag állapotától függően, az alábbiak szerint kell eljárni:
307
A vizsgálatok körének, mélységének bővítésével gondosan ellenőrizni kell, hogy nincsenek-e további, esetleg a felületre ki nem futó repedések. A lehető legjobban meg kell állapítani a repedés(ek) méretét. Kisebb méretű repedések esetén, az anyag tényleges állapotának ismeretében, számításokkal ellenőrizni kell, hogy a repedések kimunkálhatóke − az akár csökkentett paraméterekkel történő − továbbüzemeltetés érdekében. A számításokat véges elemes módszerrel, egyszerűbb esetekben a gyengítések számításánál alkalmazott terhelés-teherbírás összehasonlító eljárással (7.37 képlet alapján) lehet elvégezni. A szerkezeti anyag tényleges állapotának, szilárdsági jellemzőinek megismerése érdekében, szükség szerint, anyagmintát kell kivenni a repedéssel érintett lemezből. A használt anyagokon végzett vizsgálatokból nyert eredmények felhasználásánál óvatosan, az üzemeltetők, gyártók által szerzett tapasztalatok figyelembevételével kell eljárni [7.208]. Az elemzések megbízható elvégzésének előfeltétele a szerkezeti, gyártási, szerelési alapadatok, üzemi, karbantartási, korábbi felülvizsgálati adatok megismerése, értékelése. Ezek rendelkezésre állása érdekében minden korábbi dokumentációt meg kell őrizni, minden vizsgálatot, számítást gondosan dokumentálni kell. A feltárt repedéseket ki kell köszörülni. Ennek során gondosan kell eljárni, hogy a köszörülésből adódó hőbevitel hatására ébredő járulékos feszültségek károsító hatása megelőzhető vagy minimális legyen, ne keletkezzenek újabb felületi repedések. A felületfinomság olyan legyen, hogy a megkívánt roncsolásmentes repedéskereső vizsgálatok megbízhatóan elvégezhetők legyenek. Az eltávolítást követően repedéskereső vizsgálatot kell végezni, hogy teljes körűen megtörtént-e a kimunkálás. Repedés semmi körülmények között sem maradhat vissza. Repedést tartalmazó dobot, csövet nem szabad üzembe venni. Nagyobb méretű repedések esetén az eltávolításra marás, gyalulás is alkalmazható. A furatok éleit le kell kerekíteni. Szükség esetén, a dob, vagy más szerkezeti elem cseréjének előkészítéséig a berendezést nagyobb mértékben gyengített keresztmetszettel, kellően csökkentett (a [7.184] közleményben ismertetett esetben például 133 bar helyett 87 bar) nyomással üzembe lehet venni. Ilyen esetben a repedések eltávolítását követő nyomáspróba során − a repedés eltávolítására kimunkált rész környezetében − indokolt az alakváltozások ellenőrzése nyúlásmérő bélyegekkel, mind a belső mind a külső felületeken. Amennyiben a köszörülés, kimunkálás eredményeként a gyengítés olyan mértékű lesz, hogy a visszamaradó kialakítás az üzemeltetést kockáztatja, és a szerkezeti anyag állapota azt lehetővé teszi, a hibák feltárását, kimunkálást követően az eltávolított anyag feltöltő hegesztéssel történő pótlása is lehetséges. Ehhez megfelelő varratalak kialakítására, a dob előmelegítésére, előmelegített állapotban történő feltöltő hegesztésre, utólagos hőntartásra, hőkezelésre is szükség van [7.199]. A hegesztéssel történő javításhoz minden esetben indokolt a szállító, és a lemezeket, kovácsdarabokat, csöveket gyártó acélmű bevonása. A javítást követően, az alakváltozás nyúlásmérő bélyegekkel történő ellenőrzésén túlmenően, a nyomáspróba során célszerű a hang emissziós ellenőrzés igénybevétele is. Ezzel észlelhetők és kizárhatók a feltöltés belsejében bekövetkező esetleges mikro repedések. Minden esetben meg kell állapítani a hiba okát, amely lehet gyártási, szerelési eredetű (elsősorban hegesztési varratoknál, azok átmeneti zónájában), konstrukciós hibából adódó (átmeneti idomoknál, dobbeépítményeknél), 308
vízkezelési, kondicionálási hiányosságból eredő, különleges (túlnyomás, hősokk), vagy gyakran ismétlődő, nagy változó igénybevételt (kisciklusú kifáradást) előidéző üzemi esemény hatása, esetleg korrózió. A vízelőkészítést, kondicionálást, üzemvitelt úgy kell módosítani, hogy a meghibásodás ismételt bekövetkezése kellő biztonsággal megelőzhető legyen. Eljárás megnövekedett átmeneti hőmérséklet esetén: Az üzemi hőmérsékleten bekövetkezett öregedés hatására az ütőmunka értéke csökkenhet és előfordulhat, hogy a felülvizsgálatok során kivett anyagmintából készített próbatesten, környezeti hőmérsékleten mérhető érték a megengedett érték alá csökken, az átmeneti hőmérséklet (7.5. ábra) megnő, az anyag elveszti szívósságát: A [7.184] közleményben bemutatott esetben például a 162000 órát üzemelt CuNi 47 spezial anyagú kazándobnál az ütőmunka az eredeti érték 20 százalékára csökkent, a korabeli előírások szerint) elvárt 35 J/cm 2 ISO-V értéket csak 70 °C-nál érte el. A [7.198] közlemény szerint a 163000 üzemórát üzemelt 15 NiCuMoNb 5 anyagú kazándob anyagának ütőmunka értékei 15-20 J-al kisebbek voltak az eredeti értékeknél, ami az átmeneti hőmérséklet mintegy 40 °C értékű megnövekedését jelentette. Ilyen esetben fennáll a veszélye, hogy a környezeti hőmérsékleten végzett nyomáspróba, vagy nagyobb nyomással végzett indítás során ridegtörés következik be. Ennek megelőzésére, az anyag rideg viselkedésének tartományában, az igénybevételt korlátozni kell. A veszélyes állapotok elkerülésére, az érintettek megállapodása alapján [7.202]: Mivel a törésmechanikát megalapozó Pellini javaslatának figyelembevételével az NDT36+40 °C hőmérsékletig az anyag csak a folyáshatár 18%-áig vehető igénybe, a kazánformulával számítható átlagos feszültség, a szokásos dobanyagokra az indítás során, a gyengítetlen dobban az 50 N/mm 2 értéket, az átmeneti hőmérsékletből kiindulva meghatározott t fal meg tátm 80
7.218
megengedett falhőmérséklet alatt nem haladhatja meg Az ajánlás az átmeneti hőmérsékletet, a Charpy V próbatesten mért, 35 J ütőmunka értékhez tartozó hőmérséklettel veszi azonosnak. Az előbbi, megengedett hőmérséklet felett, növekvő hőmérséklettel a nyomás növelhető. A későbbi, módosított ajánlás alapján [7.203] az előbbi, nyomás alá helyezésre vonatkozó korlátot enyhítették, 27 J ütőmunka értékhez tartozó átmeneti hőmérséklet plusz 40 °C falhőmérséklet felett nincs szükség különleges intézkedésekre. A megnövekedett átmeneti hőmérséklettel rendelkező kazándobokon a hegesztéseket lehetőség szerint kerülni kell. Amennyiben mégis szükség van hegesztésre, csak előmelegítéssel, utólagos hőkezeléssel, megfelelő elektródaés technológia választással szabad elvégezni, és
36
NDT: Nil Ductility Temperature, az a hőmérséklet, amelyen a hőmérséklet csökkenésének hatására, a szerkezeti anyagok viselkedésének változása következtében, a szakítószilárdság egyenlő lesz a folyáshatárral. Miután ennek pontos meghatározása csak különböző hőmérsékleteken elvégzett szakítóvizsgálatokkal lehetséges, az energetikai gyakorlatban e helyett elsősorban az átmeneti hőmérsékletet alkalmazzák. Az átmeneti hőmérséklet − miután önkéntesen megállapított minimális ütőmunka értékhez tartozik − azonban nem azonos az NDT értékével.
309
keménységméréssel, roncsolás mentes hibakereső vizsgálatokkal ellenőrizni kell. A kazándobot csak a vonatkozó szabályzatokban meghatározott minimális ütőmunka értékhez tarozó átmeneti hőmérséklet felett lehet nyomás (beleértve a próbanyomást is) alá helyezni. A nyomáspróba megkezdése előtt és befejezése után a nagyobb igénybevételnek kitett, illetve kényes helyeken gondos repedéskereső vizsgálatokat kell végezni.
Szerkezeti elemek cseréje: A rendszeres időközönként végzett felülvizsgálatok eredményei alapján a szerkezeti elemeket ki kell cserélni (TRD 508 [8], [7.189]), ha: azokon nem javítható méretű, kúszás vagy kisciklusú kifáradás következtében létrejött repedések vannak, a változó igénybevételek, illetve üzemidő miatti kihasználási tényezők elérték a 100 százalékos értéket, és az előzőekben leírt kiegészítő vizsgálatok ellenére a veszélymentes üzem nem garantálható, az üzembe helyezés óta folyamatosan ellenőrzött szerkezeti elemen lévő mérőhelyen a maradó feltágulás eléri a 2 százalékot, az eredő kihasználási tényező 60 százalékos értékének elérésekor, utólagosan kialakított mérőhelyen a maradó feltágulás eléri az 1 százalék értéket. Az előbbieken túlmenően is a szerkezeti elemek cseréje mellett kell dönteni, ha: azokon üzemi igénybevételekből, vagy meghibásodásokból adódóan olyan maradó alakváltozások jöttek létre, amelyek a biztonságos üzemet veszélyeztethetik (például: szerkezeti elemek nagyobb mérvű, egyenlőtlen elmozdulása kazán állványzat deformációja következtében, tűztéri robbanás, csősérülés miatti fal-, cső-, csőköteg deformáció [7.207], csövek erózió, korrózió, kifúvás miatti elvékonyodása, feltágulása, elridegedése, nem tisztítható elrakódása, stb.) az anyag állapotára, sérülések kiterjedésére vonatkozó felülvizsgálatok nem végezhetők el megbízhatóan, a javítások (különösen hegesztések, kapcsolódó hőkezelések) nem végezhetők el megbízhatóan, a javítás nem eredményezné a rendelkezésre állás elvárt növekedését, a csere, várható rendelkezésre állás javulásból adódó bevétel növekedéssel csökkentett, költsége kisebb a javítás (és a további esetleges meghibásodások) együttes költségénél. A döntések előkészítése általában szakértők, anyagvizsgáló intézetek igénybevételével, esetenként jelentős időveszteséggel, költséggel jár. Ezek csökkentését, az üzemeltetők döntéseinek elősegítését szakértői rendszerek37 kidolgozása [7.209-7.210], szélesebb körű alkalmazása teheti lehetővé. Működési tartalék, beavatkozás optimális időpontja: Olyan elváltozások esetén, amikor a szerkezeti elem állapota nem igényel azonnali beavatkozást, mindig felmerül, hogy mekkora a tartalék a meghibásodásokig, milyen lefolyás várható, 37
Számítógépes tudásbázisok, amelyek alkalmasak a szakértők betáplált tudásbázisát felölelő információk semmit figyelmen kívül nem hagyó feldolgozására, ezzel egy adott témakörben, a tudás feladatok megoldására való felhasználására.
310
milyen következményekkel lehet számolni. Ennek elemzésére, példaként, a 4. fejezetben már hivatkozott, NUON holland villamos társaság HW8 jelű, 680 MW-os kényszerátáramlású blokkja (261 bar, 540 °C), X20CrMoV12.1 jelű anyagból készült, kilépő túlhevítő fokozatán végzett vizsgálatokat, az azokból kiindulva elvégzett számításokat, ezek alapján levont következtetéseket mutatjuk be [7.212]. A túlhevítő és újrahevítő csövek mintegy 25%-án, speciális ultrahangos szondával, 92000 és 107000 üzemóránál elvégzett magnetit réteg vastagság mérések, melyek eredményének eloszlását a 7.86. ábra mutatja, jelentős rétegvastagodást mutattak. 35
Eloszlás (db)
30
92000 üzemóra 107000 üzemóra
25 20 15 10 5
300-310
290-300
280-290
270-280
260-270
250-260
240-250
230-240
220-230
210-220
200-210
190-200
180-190
170-180
160-170
150-160
<150
0
Magnetit réteg vastagság (m)
7.86. ábra Magnetit réteg vastagságának változása [7.212] A magnetit réteg is gátolja az ionok diffúzióját, így összességében a nagyobb krómtartalmú, ferrites acéloknál az oxidációs folyamatot, mint arra a 4.7. fejezetben rámutattunk, a parabolikus réteg vastagság növekedés jellemzi. Az üzemidő függvényében számított rétegvastagság növekedésből, a mért adatok alapján ellenőrzött rétegvastagság növekedési sebesség állandóval, az átlagos és maximális hőterheléssel, a 7.87. ábrán vázolt falhőmérséklet növekedés volt előre jelezhető. 650
Falhőmérséklet (°C)
640 630 620 610 600 590 Maximális falhőmérséklet (°C)
580
Átlagos falhőmérséklet (°C)
570 0
30000
60000
90000
120000
150000 180000
210000
240000
270000
300000
Üzemidő (h)
7.87. ábra Falhőmérséklet változása az üzemidő függvényében [7.212] A falhőmérséklet növekedés ismeretében lehetőség van a várható élettartam, tisztítási időköz előrejelzésére is. Egy adott feszültség és falhőmérséklet esetén a várható teljes üzemidő a 7.214-7.215 összefüggésekkel becsülhető. A valóságban az egyes csövek a tűréshatárokon belül eltérő anyagszerkezetűek, tényleges szilárdsági jellemzőik eltérnek a névleges értéktől, eltérő falvastagságúak, eltérő hőmérsékleten üzemelnek, eltérő a képződött magnetit lerakódás, eltérő ennek növekedési sebessége, ezért a kimerülés nem egy időben, hanem véletlenszerűen, szórással fog bekövetkezni, a legelső meghibásodások az átlagos értékekből számítható
311
üzemidőnél sokkal korábban megjelenhetnek. A hivatkozott [7.212] közlemény ennek kezelésére a várható üzemidő valószínűség alapú megközelítését javasolja, oly módon, hogy a névleges falvastagsággal és a B / / t tartamszilárdság középértékével számítható üzemidőhöz 50 százalék, normál eloszlással közelített kiesési valószínűség, míg a 10%-al csökkentett falvastagsággal és a tartamszilárdság 0,8 B / / t alsó határértékével számítható üzemidőhöz 0,01 százalék kiesési valószínűség tartozzon. Így a 7.214-7.215 összefüggések alapján, a két jellemző ponthoz tartozó, várható üzemidőket kiszámítva, az eloszlási görbe illeszthető. Példaképpen, az 590, 600, 610 °C hőmérsékletekhez tartozó meghibásodási valószínűségek lefutását a 7.88. ábrán vázoltuk. Változó hőmérsékleten üzemelő szerkezeti elemek esetén azt is figyelembe kell venni, hogy a tényleges üzemidő közvetlenül nem hasonlítható össze egy adott hőmérsékleten történt, tartós igénybevételből számítható, várható üzemidővel. Ezért a tényleges üzemidőt az összehasonlíthatóság érdekében korrigálni kell, amelyre az üzemidő miatti kihasználási tényező (7.213 képlet) felhasználásával van mód:
i
i egyenértékű b (takt , m ) b (t , m )
7.219
ahol
i
i az üzemkezdettől vastagodó magnetit réteg miatt folyamatosan b (t , m )
növekvő t hőmérséklettel számított kihasználási tényező, egyenértékű a i [h] tényleges üzemidővel a t akt falhőmérsékletnél egyenértékű i
üzemidő [h], b (takt , m ) a tényleges üzemidőhöz tartozó, a magnetit réteg vastagodás következtében kialakult t akt falhőmérséklet alapján számítható átlagos élettartam [h]. A példában az 590 °C falhőmérséklethez ~46150, 600 °C falhőmérséklethez ~103800, 610 °C falhőmérséklethez ~184550 tényleges üzemórát becsültünk. Ezekhez sorrendben ~28650, ~58400, ~99100 egyenértékű üzemóra tartozik. t akt Utóbbiakat az azonos falhőmérséklethez tartozó meghibásodási valószínűségekkel összevetve, becsülhető a várható kiesési valószínűség (7.88. ábra), amely a magnetit réteg vastagodásával folyamatosan nő. Így a várható javítási költségek, kiesésekből adódó kár figyelembevételével megállapítható a szükséges beavatkozások optimális időpontja. Ez az adott esetben, egy optimális időpontban a magnetit réteg eltávolítására végrehajtott savazás, vagy teljes csőcsere lehet. Míg az utóbbinál a folyamat elölről kezdődik, savazás esetén csak az öregedési folyamat átmeneti lassulása várható. Felvetődhet ausztenites csőanyag alkalmazása is. Ennél is számolni kell azonban a gyors magnetit rétegvastagodással, és a külső réteg (4.9. ábra) hősokkok esetén bekövetkező leválásával [7.213]. A belső korrózió mellett mindig figyelembe kell venni a külső erózió, korrózió hatását is, amely a cső falvastagság csökkenésében, ezzel a terhelő feszültség növekedésében jelentkezik. Ennek közelítése az előbbiekhez hasonlóan végezhető, azzal hogy az egyenértékű 312
üzemidő számításához b (t , m ) , illetve b (takt , m ) értékeinek kiszámításánál, a hőmérséklet növekedése mellett, a mértékadó feszültség növekedését is figyelembe kell venni. egyenértékű 1,0000
Meghibásodás valószínűsége
600 °C
590 °C
610 °C 0,1000
0,0100
0,0010
0,0001 0
50000 100000 150000 200000 250000 300000 350000 400000 450000 500000
Élettartam (h)
7.88. ábra Meghibásodások valószínűségének változása a felhőmérséklet függvényében A beavatkozás optimális időpontját a költség minimum alapján lehet meghatározni. Az időpont késleltetése növeli az üzemzavarok miatti kiesések és a meghibásodások javításának költségét, a csere elméletileg nullára csökkenti a kiesések valószínűségét. Miután az üzemidő előrehaladtával nő a kiesések száma, meghatározható az az időpont, amelytől kezdve a teljes csőcsere előnyösebbé válik az egyre növekvő számú kieséshez kapcsolódó, egyedi csőcseréhez viszonyítva. A savazás csak kellően korai időpont esetén segít érdemben. Optimális időpontját a változatlan sebességgel növekvő kiesések kezelésének költsége, és a kiesési gyakoriság növekedési sebességének, savazás hatására bekövetkező lassulásából adódó megtakarítás eredőjének, savazási költségekkel történő összevetésével lehet megállapítani. Gyengébb minőségű szerkezeti elem beépítése: Miután a cserék során beépített szerkezeti elemek várható üzemideje rövidebb lesz az eredetileg beépített elemek üzemidejénél, a felügyeleti hatóság egyetértésével, a beépítendő elemek jellemzői, (kisebb tartamszilárdság, kisebb falvastagság) az azonos várható élettartam figyelembevételével, eltérhetnek az eredetileg beépítettől. Törésmechanika alkalmazása: Az előzőekben hangsúlyoztuk, hogy ismert, a szokásos vizsgálati eljárásokkal kimutatható repedés az ismételt üzembe helyezés előtt kazánoknál nem maradhat vissza. A repedéseket ki kell csiszolni, fel kell tölteni, vagy a szerkezeti elemet ki kell cserélni. Elvileg a törésmechanika felhasználása lehetőséget adna arra, hogy kivételes esetekben a berendezéseket ismert repedésekkel is − a szükséges felülvizsgálati időpontokat meghatározva − üzembe vegyék [7.214]. Ehhez azonban szükség lenne a törésmechanikai jellemzők (például a K Ic feszültségintenzitás tényező) üzemi hőmérsékleten, (elgőzölögtető rendszert kivéve, kúszási tartományban) történő ismeretére. Ilyen, megbízhatóan felhasználható alapadatok azonban, a könyv összeállításának idején, nem állnak rendelkezésre.
313
Döntés selejtezésről: Vízcsöves kazánoknál meghibásodás, elhasználódás esetén minden szerkezeti elem pótolható. (Elméletileg nagyvízterű kazánok esetén is, de a kazánköpeny cserét igénylő sérülése esetén, gyakorlatilag új kazán legyártásáról van szó.) Így egy berendezés selejtezése elsősorban gazdasági kérdés: megtérülnek-e a javítási költségek a berendezés ismételt üzembe helyezéséből, vagy sem. Ilyen elemzés elvégzése már az előrehaladott korban lévő, elhasználódott kazánok váratlan meghibásodása esetén is indokolt, hogy érdemes-e a kazán kijavítása, vagy javítás helyett a kazán selejtezése a gazdaságosabb megoldás.
314
8. Gőzkazánok üzemeltetése Az előző fejezetekben áttekintettük a kazántípusokat, a konstrukció, hő-, áramlás-, légtechnikai, szilárdsági méretezés, üzemi tulajdonságok fontosabb kérdéseit, a megbízható működés előfeltételeit, de nem foglalkoztunk a berendezések üzemeltetésével. Jelen fejezetben sem a tényleges üzemeltetéssel foglalkozunk, − csupán vázlatosan érintjük az üzembe helyezés, üzemeltetés néhány kérdését, − hanem elsősorban az üzemeltetői gyakorlatban felmerülő feladatok megoldásához kívánunk segítséget nyújtani. Az ismertetés nem teljes körű, a bemutatottakon túlmenően számos más kérdés is felmerülhet. Ezek, saját tapasztalatok hiányában, a szakirodalom felhasználásával, szakértők bevonásával kezelhetők. Az üzemeletetőkkel szembeni alapvető elvárásokat a berendezések névleges teljesítményének tartós szolgáltatása, a megbízható és gazdaságos működés jelentik. Ezek mellett, erőműi kazánok esetén újabban alapvető elvárás − a gyorsan változó piaci igényekhez való alkalmazkodás érdekében − a gyors indítási, terhelésváltoztatási, leállási képesség. Mint az előzőekből is kitűnt, a tulajdonságok alapvetően a tervezés, gyártás során dőlnek el, de az üzemeltetőtől függ, hogy a napi gyakorlatban a lehetőségek mennyire kerülnek kihasználásra. A folyamatok összetettek, az üzemeltető gondosságán, a beavatkozások hatásának előzetes számbavételén múlik, hogy a berendezések megbízhatóan, hosszú időn keresztül, a felesleges kiadásokat elkerülve, szolgálják tulajdonosaikat. 8.1.
Üzembe helyezés, indítás, leállítás, terhelésváltoztatás
A formális üzemeltetői tevékenység az üzembe helyezéssel kezdődik, a leendő üzemeltetőnek azonban a konstrukció, anyagok, beszállítók kiválasztásában is szerepe lehet. Ajánlott a szállító referenciáinak, minőségbiztosítási rendszerének megismerése, a főbb szerkezeti elemek (például kazándob), vagy nagyvízterű kazánok esetén a kész berendezések gyári átvételén való részvétel. A mai, beszállítókra, alvállalkozókra alapozott gyártási rendszerek esetén, gyakran indokolt lehet a szállító beszállítóinak ellenőrzése is. A berendezések megrendeléséhez, átvételéhez különféle irányelvek (például [8.1-8.5]), illetve a hatályos műszakibiztonsági szabályzat [8.6] nyújthatnak segítséget. A vevő elvárásait, az esetleges későbbi viták megelőzésére, a szállítási szerződésben teljes körűen indokolt rögzíteni. Táprendszer, tápszivattyú: A segédrendszerek közül − már a kiválasztás során − a ventilátorok, szivattyúk jellemzőire, szabályozhatóságára, beépítésére kell különösen ügyelni. Elégtelen teljesítményük, rezgéseik, esetleges kopásuk, korróziójuk sok gondot okozhat. A ventilátorokkal szembeni elvárásokat a 6.2. fejezetben ismertettük, így jelen fejezetben csak tápszivattyúkra térünk ki. A táprendszernek, a kazán gőzfejlesztéssel azonos nagyságú, folyamatos vízutánpótlása mellett a gőzhőmérsékletek szabályozására szolgáló befecskendezések igényét is ki kell elégíteni (8.1. ábra). A tápszivattyú nyomómagasságának megállapításánál a gőznyomás és a kazán nyomásvesztesége mellett a 8.1. ábrán vázolt nagynyomású tápvíz előmelegítők és a szabályozószelep nyomásveszteségét, valamint a biztonsági szelep működésekor fellépő átmeneti nyomásnövekedést is figyelembe kell venni. A szállítóképességnek
315
Újrahevítő befecskendezés
Befecskendezés
a kazán esetleges túlterhelése esetén jelentkező igényeket is ki kell elégíteni. A szabályzatok (például TRD 401 [8]) általában az alábbi elvárásokat47 rögzítik (8.2. ábra). A tápszivattyúnak alkalmasnak kell lenni: a biztonsági szelep működése esetén kialakuló dobnyomás (kényszerátáramlású kazánoknál kilépőnyomás) ellenében, a kazán névleges teljesítményének megfelelő közegmennyiség szállítására. Az engedélyezési nyomáshoz képesti többletnyomást, a ténylegesen beépített biztonsági szelepre vonatkozó adatok hiányában, 10%-al kell figyelembe venni. Amennyiben a folyamatos leiszapolás (kényszerátáramlású kazánoknál a cseppleválasztókból történő vízelvezetés) mennyisége az 5%-ot meghaladja, a tápszivattyú szállítóképességét megfelelően növelni kell. a kényszerátáramlású kazánokat kivéve, a kazán (gyűjtősínes kazántelep esetén a gyűjtősínre kapcsolt kazánok együttes) 125%-os teljesítményének megfelelő közegmennyiség, engedélyezési nyomás ellenében történő szállítására. Kényszerátáramlású kazánok esetén elégséges az előbbi feltétel kielégítése.
Táptartály
Tápfej
100 %
30 %
Megcsapolás újrahevítő befecskendezéshez
Minimális mennyiség szabályozó szelep Független hajtás
8.1. ábra Tápvízrendszer kapcsolása Amennyiben a tápszivattyú kiesésekor a kazánba történő hőbevezetés a tüzelés azonnali leállításával nem szüntethető meg (például rostélytüzelésű, fluid tüzelésű kazánoknál), legalább kettő, független energiaforrásról működtetett tápszivattyút kell alkalmazni. Független energiaforrásként elfogadható két különböző villamos gyűjtősínre kapcsolás (amennyiben valamelyik villamos energia ellátása mindig biztosított), vagy a villamos hajtású tápszivattyúk mellett, gőzhajtású tápszivattyúk beépítése. Különböző teljesítményű tápszivattyúk esetén, az előbbi szállítóképességre vonatkozó követelményeket, a legkisebb teljesítményű egységnek is ki kell elégíteni. Blokk kapcsolás esetén, amennyiben a nagyobb teljesítményű tápszivattyú kiesése esetén a tüzelés automatikusan visszaszabályozásra kerül, elégséges a kazán névleges teljesítménye 50%-ának megfelelő, kisebb szállítóképességű tápszivattyú beépítése. Az előbbieket figyelembe véve, dobos kazánoknál a tápszivattyúnak a névleges teljesítményhez tartozó szállítóképességnél, a „tápfej” előtti p sz [bar] nyomás legyőzéséhez szükséges szállítómagassággal kell rendelkezni. A p sz nyomás a
47
A könyv összeállításának idején hatályos hazai szabályozás [8.6] enyhébb követelményeket ír elő.
316
psz 1,1 peng pte pne ptsz
8.1
képlettel számítható (8.2. ábra, ahol a „kazán” előtt megjelölés a tápszelep nyomásvesztesége nélküli, míg a „tápfej” előtt megjelölés az utóbbi beszámításával meghatározott értéket jelöli). Előbbi képletben peng a kazándob engedélyezési (méretezési) nyomása [bar], (amely a várható nyomásingadozásokra tekintettel, a biztonsági szelep megszólalásának megelőzésére, kis mértékben nagyobb az üzemi dobnyomásnál), pte nyomásveszteség a tápvíz előmelegítőben [bar], pne nyomásveszteség a nagynyomású tápvíz előmelegítőkben, a csővezetékeket, szerelvényeket is beleértve [bar], (csak erőművi kazánoknál), ptsz nyomásveszteség a szabályozó szelepen [bar]. Nyomás „tápfej” előtt 240
Nyomásveszteség tápvíz előmelegítőkben Kazán előtti nyomás Dobnyomás
Nyomás „kazán” előtt
220
Nyomás (bar)
Engedélyezési nyomás 200
180
Gőznyomás
160
140
120
100 75
100
125
Kazánteljesítmény (% )
8.2. ábra Tápszivattyú „munkapontjai” Utóbbi nagysága a
ptsz
(Q / k v )2 0
8.2
összefüggésből adódik, ahol A kazán névleges teljesítményének megfelelő térfogatáram a tápszelepen Q [m3/h]. A szelepek kialakítására jellemző, a szelepnyitás függvényében változó kv paraméter, számértéke az 1 bar nyomáseséshez tartozó térfogatáram [m 3/h]. A szokásos tápszelepek jelleggörbéjére tekintettel, a névleges teljesítményre végzett számításoknál általában a 85% nyitáshoz tartozó értéket veszik figyelembe. A [8.7] irodalom alapján 30%-al túlméretezett szabályozószelep alkalmazása szokásos. Az ugyanabból a gyártási sorozatból származó szelepek jellemzői is eltérhetnek egymástól, ezért egyenkénti mérési eredmények megadása is elvárható a szállítóktól. A tápszelepen átáramló víz sűrűsége [kg/m3]. 0 A víz sűrűsége a k v érték meghatározására végzett mérésnél [kg/m3]. Kazántechnikában általában 0 =1000 kg/m3 érték vehető figyelembe. A sűrűség helyett gyakran a k v értékhez tartozó vonatkoztatási hőmérséklet kerül megadásra. Kényszerátáramlású kazánoknál, p sz meghatározásához a peng nyomást a kazán kilépő csonkjára kell figyelembe venni, és minden sorba kapcsolt fűtőfelület,
317
szerkezeti elem nyomásveszteségét be kell számítani. A fűtőfelületek nyomásveszteségénél az esetleges belső elpiszkolódások hatását is mérlegelni kell. A tápszivattyúk szívóvezetéke általában a gáztalanítós táptartályhoz csatlakozik, ahonnan telített állapotú folyadékot szállítanak. Ezért a szívócső kialakításánál kellő ráfolyási magasságot kell biztosítani annak érdekében, hogy a tápszivattyú szívócsonkján a túlnyomás, a szívócső és a szivattyú előtti szűrő nyomásveszteségének levonásával − a várható legnagyobb szállításnál is − meghaladja a kavitáció megelőzéséhez szükséges értéket. A kavitáció elkerülésére nagyobb kazánoknál gyakran alkalmaznak előtétszivattyút. Miután nagyon kis szállított mennyiségnél, a víz az áramlási veszteségek következtében a tápszivattyúban felmelegedhetne, és ennek következtében helyi elgőzölgés (kavitáció) alakulhatna ki, ami a szivattyú meghibásodását eredményezhetné, mindig indokolt a jelenség elkerüléséhez szükséges minimális vízáramot biztosító, minimális mennyiség szabályozó szelep (8.1. ábra) beépítése. Ez a szelep, a szivattyú védelmére szükséges biztonsági szelep feladatot is betölti. Az áteresztett folyadék a táptartályba folyik vissza. Kisebb kazánoknál általában kétállású (nyitva, zárva) szelepet, nagyobb teljesítmények esetén, folyamatos működésű szelepet célszerű alkalmazni. Utóbbi szelep nyitásának állítása a szivattyú által szállított teljes közegmennyiség alapján történik. A valóságban, − mint a 8.1. ábra mutatja − a tápfej (a tápvízáram szabályozó szelepeket és az eléjük, utánuk beépített elzáró szerelvényeket követő, belépő kamra) a nagynyomású tápvíz előmelegítők után helyezkedik el. A 8.1 képletnél alkalmazott felírásmódot az teszi célszerűvé, hogy míg a kazánbeli és a nagynyomású tápvíz előmelegítők nyomásvesztesége a tömegárammal (kazánteljesítménnyel) négyzetesen változik (8.2. ábra), addig a tápszelep nyomásvesztesége a szelepállástól is függ. A szivattyú jelleggörbe és a kazán nagynyomású tápvíz előmelegítőkével együttes jelleggörbéje közötti, a kazánterhelés függvényében változó nyomáskülönbséget a tápszelep nyomásvesztesége egyenlíti ki. Ez érvényes a fordulatszám szabályozással ellátott tápszivattyúkra is. Kazánonként általában két tápszelep alkalmazása célszerű: egy kisebb (30-50%) teljesítményű, úgynevezett töltőszelepé, és egy nagyobb, a kazán névleges teljesítményét meghaladó áteresztőképességű szabályozó szelepé. A befecskendezések szabályozó szelepeinek kiválasztásánál a várható befecskendezési mennyiséget és a kazán vége felé növekvő nyomáskülönbséget is figyelembe kell venni. A befecskendezendő mennyiség széles tartományban történő változása miatt, ez esetben is megfontolandó egy kisebb és egy nagyobb (a kazán esetleges elpiszkolódására, a felületek tervezettnél nagyobb hőfelvételére tekintettel, az 5.14. ábrához tartozó összefüggések alapján számított értéket meghaladó) teljesítményű szabályozószelep beépítése. A 8.1. ábrán az újrahevítőhöz is kettős szabályozószelep elrendezést vázoltunk. Az újrahevített gőz hőmérsékletének szabályozásához szükséges víz elvétele a tápszivattyú megcsapolásáról történik. A kisebb visszahűtő vízáram mennyiségre tekintettel, gyakori egy szelep alkalmazása. Üzemeltetői felügyelet: A szerelés alatt célszerű az állandó üzemeltetői jelenlét. Egyrészt a vevő mérnöke mellett, az üzemeltető szakszemélyzete önállóan is figyelemmel kísérheti a berendezés összeállítását (különös tekintettel a leggondosabb gyártás, előkészítés ellenére is mindig megjelenő helyszíni szerelési
318
problémákra), másrészt megismerheti a berendezés később hozzáférhetetlen, vagy eltakarásra kerülő szerkezeti elemeinek részleteit is. A későbbi üzemi események kezelésénél ezek az ismeretek különösen hasznosak lehetnek. A szerző tapasztalatai szerint elsősorban a csőívek ovalitásaira, helyszíni hegesztések minőségére kell gondot fordítani. A leendő üzemeltető érdeke a teljes gyártási dokumentáció (rajzok, anyagvizsgálati bizonylatok, esetleges maradék anyagminták, bizonylatok, gyári és helyszíni vizsgálati bizonylatok, tényleges méret, ellenőrzési dokumentumok stb.) összegyűjtése, rendszerezése, az „dokumentált minőség” [8.3] biztosítása.
számítások, gyártásközi falvastagság úgynevezett
A kazán nyomástartó rendszerét az eltakarás előtt házi, majd azt követően hatósági nyomáspróbával (7.225. fejezet) ellenőrizni kell. Utóbbihoz kapcsolódóan megtörténhet a biztonsági szelepek ellenőrzése, előzetes beállítása is. A nyomáspróbához egyes alátámasztások, függesztések, csőszakaszok túlterhelésének megelőzésére ideiglenes támasztások, függesztések is megengedhetők, ezeket azonban a vizsgálatot követően el kell távolítani. El kell végezni a füstgáz-, levegőoldali tömörségi próbákat is. Ezek sikeressége esetén elvégezhető a kazánfalazás, a külső hőszigetelés, vegyszeres kazántisztítás (4.6. fejezet) és elhelyezhető a kazán burkolata. Üzembe helyezés: Az üzembe helyezés folyamata a szállító által készre jelentett részelemek, vagy berendezés előzetes műszaki vizsgálatával kezdődik. Ennek során ellenőrzésre kerül, hogy a készre jelentett berendezés a terveknek megfelelően készült-e el, rendelkezésre állnak-e szükséges bizonylatok és a berendezés állapota megfelel-e a szállítási megállapodásban rögzítetteknek, illetve a szokásos elvárásoknak. Az eredményes műszaki vizsgálatot a szerkezeti elemek kézzel, majd ezt követően segédenergiával végzett működtetése (forgatása, stb.), az úgynevezett mechanikai próbák követik. Ezek célja annak ellenőrzése, hogy a mozgó, forgó elemek akadálytalanul, zajtalanul mozognak-e, a szerelvények teljes működési tartományukban működőképesek-e. A próbák során megtörténhet az ütközők, reteszelések beállítása is. Az üzemi próbák a mechanikai próbák során megvizsgált készülékek, részrendszerek tartós működésének ellenőrzésére, esetlegesen a szabályozók, védelmek előzetes beállítására szolgálnak. Amennyiben az előző próbák eredményesen lezárultak, sor kerülhet a berendezés első indítására. Ennek célja egyrészt a csak üzem közben elvégezhető beállítások, védelmi ellenőrzések végrehajtása, másrészt a még szükséges kazántisztítások (4.6. fejezet, [8.8]) megkezdése. Az üzemeltetőnek az első indítások során célszerű külön figyelmet fordítani a kazán akadálymentes hőtágulásának megfigyelésére, a mozgó alátámasztások fix ponthoz, illetve kamrák egymáshoz, kazándobhoz viszonyított elmozdulásának ellenőrzésére. Az üzem közbeni beállítások közül külön is ki kell emelni a biztonsági szelepek beállítását, nyitó-, záró nyomásuk ellenőrzését, amelyre csak vízoldalról kitisztított kazánoknál kerülhet sor, mivel az esetleges szennyeződések megsértenék a szelepülést, így a szelep tömörtelenné válna. Amennyiben a tisztítások, beállítások, ellenőrzések teljes körűen megtörténtek, sor kerülhet a kazán és kapcsolódó segédberendezései próbaüzemére. Ennek célja a szállítási feltételeknek megfelelő, folyamatos, zavarmentes üzem ellenőrzése. Időtartamát − általában 30 napban − a szállítási szerződés rögzíti. A próbaüzem alatt elvégezhető a kazán átvételi vizsgálata (1.3. fejezet). A próbaüzemet célszerűen
319
leállítás, belső, külső ellenőrzés követi az esetleges elrakódások, alakváltozások felmérésére. Amennyiben az állapotfelmérés során nem találnak elfogadhatatlan elváltozásokat, és a próbaüzem sikeres, sor kerülhet a berendezés üzemi géppé nyilvánítására. Előkészítés üzembe helyezéshez: Az első indítást, illetve a kazán (víz-, füstgázoldali) belső terének megnyitását követő indításokat megelőzően: Mindig ellenőrizni kell, hogy a felületek tiszták-e, nem maradt-e vissza idegen anyag. A füstjáratok, kazándob, illetve nagyvízterű kazánoknál a kazántest csak ezen ellenőrzést követően zárhatók le. Meg kell győződni a biztonsági rendszerek (különösen vízállásmutató, nyomásmérők, biztonsági szelep, esetleges robbanó ajtók), szerelvények, szabályozók, ellenőrző műszerek épségéről, működőképességéről. Az indítás közvetlen előkészítése gőzkazánoknál mindig az elgőzölögtető rendszer, ennek részeként a kazándob, vízleválasztó edény töltöttségének ellenőrzésével kezdődik. Leürített kazándob esetén a dob légtelenítő vezetékét ki kell nyitni, és a kazándobot a tápvíz előmelegítő töltő vezetékén keresztül lassan fel kell tölteni (célszerűen) a közepes vízszint -50 mm vízállásig. A feltöltést lehetőleg előírt minőségű, gáztalanított tápvízzel, a megengedett hőmérséklethatárok betartásával kell végezni. A feltöltésre meleg-, forróvíz kazánoknál is különös figyelmet kell fordítani. Gyakori, hogy a feltöltés nem gáztalanított vízzel történik, vagy leürült rendszer újraindításánál levegő keveredik a hűtőközegbe. Forróvíz kazánoknál a nyomástartás kiesésekor a hűtőközeg kigőzölöghet. Mindkét jelenség súlyos üzemzavarokat idézhet elő (2.3., 8.4. fejezet). Ezek megelőzésére a feltöltést − még üzem közbeni leállások esetén is − levegő bejutása esetén, a legfelső kamrákon, csővezetékek legmagasabb pontjain lévő légtelenítő vezetékek szükség szerinti megnyitásával − inkább lassan kell végezni, és a beépített ellenőrző szerelvények segítségével meg kell győződni a teljes feltöltés sikerességéről. A begyújtásra a kezelési utasításban előírtaknak megfelelően, a tüzelőanyag ellátó rendszer előkészítése és a füstjáratok kiszellőztetése után kerülhet sor. A tüzelés beindítását követően ellenőrizni kell a berendezés tömörségét. Esetleges füstgáz szivárgás vagy kiporzás esetén a kazánt le kell állítani. A berendezés első indítását általában a szállító vagy alvállalkozója szakszemélyzete végzi. Az üzemeltető − megfelelő hatósági vizsgákkal rendelkező − szakszemélyzete csak a kellő betanulást (erőműves gyakorlatban a helyismereti vizsga letételét) követően veszi át az üzemeltetést. Nagyobb berendezések esetében gyakori a szimulátoron végzett, különleges üzemi eseményekre is kiterjedő képzés. A próbaüzem alatt a szállító képviselője állandóan vagy időszakosan jelen lehet, támogatva, ellenőrizve az üzemeltető szakszemélyzetének tevékenységét. Túlhevítők védelme: Gőzkazánoknál az elgőzölögtető rendszer felmelegedése alatt, a gőzfejlődés hiányában, az esetleges túlhevítő felületeken nincs gőzáramlás. Hűtés nélkül könnyen bekövetkezhet a felületek túlhevülése. Ennek megelőzésére, a túlhevítők indítás alatti védelmére, kétféle indítási mód terjedt el: A száraz indításnál a túlhevítők indítás alatti, túlhevülés elleni védelmét a túlhevítők előtti füstgáz hőmérséklet (általában kisebb, mint 600 °C [8.9],
320
ennek betartásához a tüzelési teljesítmény) korlátozásával érik el. Alkalmazhatósága függ a kazán kialakításától, a túlhevítők elhelyezésétől, anyagminőségétől, a tüzelőberendezés szabályozhatóságától. A nedves indításnál a hidegindítást megelőzően a túlhevítőket feltöltik vízzel, amelyet a túlhevítő védelme érdekében az elgőzölögtető rendszer felfűtése alatt, a túlhevítő kifúvatásához, megfelelő hűtéséhez szükséges nyomás eléréséig keringtetnek, így a túlhevítő felület tápvíz előmelegítőként üzemelve elősegíti az elgőzölögtető rendszer felmelegedését.
Modern erőműi, illetve hőhasznosító kazánoknál általában a száraz indítást alkalmazzák, ipari kazánoknál gyakoribb a nedves indítás alkalmazása. Meleg (leállást követően általában 4-12 óra között) vagy forró (leállást követően 4 órán belül) kazán indítására nedves indítás nem alkalmazható. Az indítást a kazán kapcsolása is befolyásolja. Gőz gyűjtősínre csatlakozó kazánok esetén, a felfűtés végállapotának illeszkedni kell a gyűjtősín paramétereihez. Blokk-kapcsolás esetén, a gőzturbina vagy más felhasználó berendezés felmelegítése a kazán indításával összehangoltan végezhető. A kazánszállítók, gyakorlati tapasztalataik, szimulációs vizsgálataik alapján, mindig javaslatot tesznek az optimális (és biztonságos) indítási folyamatra. Közelítő számítások az egyes paraméterek hatásának ellenőrzésére hagyományos módszerekkel is végezhetők (például [8.9], [8.15]). Száraz indítás: Az indítást megelőzően ki kell nyitni a túlhevítő kilépő kamrán lévő légtelenítő vezetéket és a túlhevítő kamrákon lévő víztelenítő vezetékeket is. Be kell gyújtani a tüzelőberendezést, amelynek teljesítményét csak olyan mértékben szabad növelni, hogy egyrészt a túlhevítők előtti füstgáz hőmérséklet ne haladja meg a gyártó által meghatározott, csőanyagtól függő, 400-600 °C közötti értéket, másrészt a dob hőmérsékletváltozási sebessége a megengedett határon belül maradjon. Miután a hőmérséklet növekedésével az elgőzölögtető rendszerben lévő víz kitágul, a vízállás emelkedésének megelőzésére, a többletet a dob ürítő vezetékén le kell ereszteni. Túlhevítőhöz Kazándob/indító edény Elgőzölögtető
30-50 % Keringtető szivattyú
Tápszivattyúktól
100 %
Keringés szabályozó szelep Táptartályba Leeresztés szabályozó szelep
Visszaáramlás szabályozó szelep Kigőzölögtető edény Csapadékvíz kezeléshez
8.3. ábra Szabályozó szelepek (a szelepek elé/után beépített elzáró szelepek elhagyásával) A kazándob, kényszerátáramlású kazánoknál az indítóedény (8.3. ábra) vízszintjének szabályozása az ürítő, recirkulációs vezetékekbe beépített szabályozó szelepekkel lehetséges. Indítás időszakában a tápszivattyú minimális teljesítménnyel (fordulatszám szabályozás esetén általában a legkisebb fordulatszámmal) üzemel. Dobos kazánok esetén a minimális vízáramot a tápvíz előmelegítő felületek
321
hőfelvétele határozza meg: ezeken a felfűtés előrehaladásával növekvő, a forrás megelőzéséhez szükséges mennyiségű tápvizet kell átvezetni. Gőzfejlődés hiányában a kazándobból a víz, a dob ürítő vezetékén keresztül, a táptartályba is visszavezethető. Ekkor a dob vízszintjének szabályozása a visszaáramlás, egyébként a leeresztés szabályozó szeleppel történik. Kényszerátáramlású kazánoknál az indítóedény vízállásának szabályozása a keringtető szivattyú után beépített keringés szabályozó szeleppel, illetve a többlet elvezetése, az ürítő vezetéken keresztül, a leeresztés szabályozó szeleppel, a kigőzölögtető edénybe lehetséges. Újabb kazánoknál a keringtető szivattyú után beépített keringés szabályozó szelepet elhagyják, a keringtető szivattyú maximális teljesítménnyel üzemel, a vízállást a leeresztés szabályozó szeleppel szabályozzák. A gőzfejlődés megindulásakor a dob légtelenítését azonnal zárni kell. A forrás megindulását követően a gőzbuborékok egyre több folyadékot szorítanak ki, ezért gyors vízszintemelkedésre lehet számítani, a magas vízállást a kigőzölögtető edénybe történő leeresztés növelésével kell megelőzni. 1-3 bar túlnyomás elérésekor a túlhevítő légtelenítő vezetékét zárni, kifúvató vezetékét nyitni kell. A túlhevítőkön átáramló gőzmennyiségnek − lehetőség szerint − meg kell haladni a névleges gőzáram 10%-át [2]. Erőművi kazánoknál a kifúvató vezetéket a frissgőz, illetve az újrahevített gőz vezetékekhez csatlakozó nagy-, illetve kisnyomású redukálók helyettesítik. Újrahevítéses kazánoknál a nagynyomású redukálón átáramló gőz az újrahevítő hidegági vezetékébe, onnan az újrahevítőbe kerül, biztosítva annak megfelelő hűtését. A túlhevítőkön (és újrahevítőkön) keresztül történő gőzáramlás megindulását követően a tüzelési teljesítmény, ezzel a gőz nyomása és hőmérséklete növelhető. A tüzelési teljesítmény növelésénél mindig figyelemmel kell lenni a kazándobra, túlhevítő kamrákra megengedett hőmérsékletváltoztatási sebességekre. Gyűjtősínre kapcsolt kazánoknál a gyűjtősínhez csatlakozó gőzvezeték víztelenítő és kifúvató vezetékének nyitásával megkezdhető a gőzvezetékek előmelegítése is. A befüggesztett túlhevítőknél (2.131. ábra a)-b) részlet, 2.133. ábra a), c) részlet), száraz indítás esetén, a kazán víznyomáspróbáját, nedves konzerválását, vagy gőz kondenzálódását követően visszamaradt víznek a gőzáramlás megindulása előtt el kell gőzölögni. Ezért a tüzelési teljesítményt e gőzfejlődést is figyelembe véve kell szabályozni. A folyamat ellenőrzésére, az oldalfal közelében lévő (legkevésbé fűtött) csősorok csöveibe, a határoló falon való átlépés közelébe, hőmérőket kell beépíteni [2]. A hőmérők az elgőzölgés alatt a nyomásnak megfelelő, telítési hőmérséklet értéket mutatják, majd az elgőzölgés befejeződését követően a hőmérséklet gyors növekedése lesz megfigyelhető. Ez alapján megállapítható, hogy fűtőfelület kiszáradása megtörtént. A keletkezett gőz egy része a kazándob gőzterébe áramlik vissza, elősegítve a gőztér gyorsabb felmelegedését. Függesztő csövek
Lehajlott túlhevítő csövek Víztelenítés
8.4. ábra Túlhevítők elvizesedése
322
Dobos kazánoknál, a száraz indításra tervezett (vízszintes elrendezésű) túlhevítőknél is számítani lehet a túlhevítők részleges elvizesedésére. Ennek oka, hogy a füstgázjáratokban elhelyezkedő túlhevítő felületek a kazán leállítását követően − még a füstgázjáratok lezárása esetén is − gyorsan a dob nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet alá hűlnek, és kondenzátorként viselkedve, a dob vízterében lévő kazánvízből a folyamatosan csökkenő nyomás miatt kigőzölgő közeget ismét lekondenzáltatják. A folyamatot a kazán füstgázjáratainak begyújtás előtti, kötelező előszellőztetése is elősegíti, így kedvezőtlen esetben, még rövid leállások esetén is bekövetkezhet kondenzáció. A kondenzátum a csőkígyók mélyebben fekvő részein gyűlik össze. Ez vízszintes elrendezésű túlhevítő felületeknél is előfordulhat, miután hosszabb üzemidő után bekövetkezhet a csövek hullámosodása (8.4. ábra) [8.10]. E miatt az indításnál a túlhevítők víztelenítőit minden esetben ki kell nyitni. A csövekből − a gőzáramlás megindulásakor a kilépő kamrákba − kilövellő víz ugrásszerű hőmérséklet-csökkenést eredményez a csőcsonkokkal szemközti kamrafalon. Az ebből adódó hőfeszültségeket a kezelő személyzet nem tudja befolyásolni. Részleges megoldást a lassú felfűtéssel végzett, előbbiekben említett, kíméletes indítás jelenthet, amikor lehetőség van a lekondenzálódott, vagy visszamaradt folyadék túlhevítő csövekben történő elgőzölgésére. Teljesen elzárt csövek esetén azonban a megelőző szakaszokon fejlődött gőz, a mögötte elhelyezkedő vízdugókat a szükséges túlnyomás elérését követően, lökésszerűen kiszorítja. Ezek kamrafalnak ütközve több, egymást követő hőlökést is okozhatnak. Nedves indítás: Az indítást megelőzően ki kell alakítani a túlhevítő felületek és a tápvíz előmelegítő hűtéséhez szükséges cirkulációs útvonalakat. A hűtővíz a tápvíz előmelegítőn a normál áramlási irányban, a túlhevítőkön az utolsó fokozat kilépő kamrájától a normál iránnyal ellentétesen a kazándob felé áramlik (2.23., illetve 8.5. ábra). Indító kamra
Kifúvató vezeték
Légtelenítő vezeték
Túlhevítő keringtető vezeték
Gőzvezeték Víztelenítő vezeték
Tápvíz előmelegítőtől
8.5. ábra Csőkapcsolás nedves indításhoz A kapcsolásnak lehetővé kell tenni, hogy az áramlás a túlhevítőn és a tápvíz előmelegítőn egymástól függetlenül szabályozható legyen. A keringtetés történhet a tápszivattyúval, vagy külön keringtető szivattyúval. Utóbbi, általában a kazándob ürítő csonkjára, kellő ráfolyási magasságot biztosítva csatlakozik. A keringtetéshez szükséges vízelvételnek az elgőzölögtető rendszer cirkulációját nem szabad 323
megzavarni. Feltöltés előtt a kazándob légtelenítő vezetékét ki kell nyitni. A tápvíz előmelegítő, elgőzölögtető rendszer feltöltését a száraz indításhoz hasonlóan kell elvégezni. A túlhevítők töltését lehetőleg kisebb áramlási sebességgel kell elvégezni, hogy a függőleges csőkígyók felső íveiből a levegő a lehető legnagyobb mértékben eltávozhasson és a kazándob légtelenítésén keresztül a szabadba távozzon. A begyújtást követően, a száraz indításhoz viszonyítva, a tüzelés nagyobb teljesítménnyel történhet, csak a megengedhető hőmérséklet különbségek, hőmérséklet-változtatási sebességek betartására kell gondosan ügyelni. Az elgőzölgés gyorsabb megindulását az is elősegíti, hogy a túlhevítő felület is részt vesz az elgőzölögtető rendszer felmelegítésében. A vízállás emelkedésnél a száraz indításhoz hasonlóan kell eljárni. A gőzfejlődés megindulásakor a dob légtelenítését ez esetben is zárni, kifúvató vezetékét nyitni kell. A túlhevítőn a keringtetést addig kell fenntartani, amíg a dob nyomása és a keletkező gőzmennyiség el nem éri a túlhevítő csőkígyókban lévő víz kifúvatásához, és a túlhevítő megfelelő hűtéséhez szükséges értéket. A túlhevítőkön átáramló közeg tömegáramának beállításánál − miután a normál áramlási iránnyal ellentétesen átáramlott függőleges szakaszok is előfordulnak, − figyelmet kell fordítani az áramlás stabilitására, hogy ne alakuljanak ki pangó, vagy megforduló szakaszok (2.107. ábra), mert ezekben bekövetkezhet helyi elgőzölgés, ebből adódóan a csőfal helyi túlhevülése. A túlhevítő kifúvatása előtt le kell állítani a vízáramlást, ki kell nyitni a kilépő kamrákon lévő víztelenítő vezetékeket, és az utolsó fokozat kilépő kamráján, vagy a külön kialakított indító kamrán (8.5. ábra) lévő kifúvató vezetéket. Az indító kamrán a keringtetés szabályozására, a túlhevítő légtelenítésére, víztelenítésére szolgáló szerelvények is áttekinthetően elrendezhetők. A kifúvatás a vízveszteség megelőzésére, zajterhelés csökkentésére, rendszerint kigőzölögtető edénybe történik. A gőzvezeték előmelegítése, egyéb további lépések a száraz indításhoz hasonlóan végezhetők. Elgőzölgés megindulása, nyomásnövekedés: A száraz, nedves indítás ismertetésénél már utaltunk a gőzfejlődés megindulására. Részletesebben is indokolt annak bemutatása, hogy milyen folyamatok határozzák meg a gőzfejlődést, nyomásnövekedést, milyen tüzelési teljesítménnyel célszerű a felfűtés. Mint ismert, az indítások során bevezetett hőmennyiség részben a kazánszerkezet részben a munkaközeg felmelegítésére fordítódik. A folyamatot − az esetleges leeresztés hatását elhanyagolva − a tápvíz előmelegítő és az elgőzölögtető rendszer hőfelvétele határozza meg [8.9]:
dp Q e M g r M tv (h'htv ) K p r d
8.3
A képletben Q e az elgőzölögtető rendszer és a tápvíz előmelegítő hőfelvétele [kW], M gőzfejlődés [kg/s], g
M tv r h' htv
Kp
tápvízáram [kg/s], párolgáshő [kJ/kg], telített folyadék entalpiája [kJ/kg], tápvíz entalpiája [kJ/kg], tárolási állandó [kg/bar],
324
dp nyomásváltozási sebesség [bar/s]. d A K p tárolási állandó az elgőzölögtető rendszer és a benne lévő munkaközeg egységnyi nyomásnövekedéshez tartozó − gőzmennyiségben kifejezett (annak, az adott nyomáson lévő párolgáshőjével egyenértékű) − hőfelvételét jellemzi:
1 h' t K p M e met c s 8.4 r p p ahol Me
met h ' p c t s p
az elgőzölögtető rendszerben lévő víz tömege [kg], az elgőzölögtető rendszer tömege [kg], telített folyadékentalpia, telítési nyomás szerinti deriváltja [kJ/kgbar], az elgőzölögtető rendszer szerkezeti anyagának fajhője [kJ/kgK], a telítési hőmérséklet, telítési nyomás szerinti deriváltja [K/bar].
A 8.3 képletet átrendezve, kifejezhető a nyomásnövekedés sebessége:
dp 1 Q e M g r M tv ( h'htv ) 8.5 d K p r 1000,0
100,0
h' / p 10,0
ts / p
1,0
0,1 0,1
1
10
100
1000
Nyomás (bar)
8.6. ábra A h' / p és t s / p deriváltak változása a nyomás függvényében Miután a folyadékentalpia és a telítési hőmérséklet, telítési nyomás szerinti deriváltja kis telítési nyomásoknál lényegesen nagyobb, mint nagyobb nyomásoknál (8.6. ábra), ezért az indítás kezdetén a hőmennyiség nagyobb része fordítódik a rendszer felmelegítésére és kisebb a gőz fejlesztésére, így a nyomás növekedése lassan indul meg. A lassabb gőznyomás növekedés ugyanakkor előnyös az indítás kezdetén gyenge cirkuláció szempontjából, mivel a kisebb nyomásokhoz tartozó nagyobb fajlagos gőztérfogat, ugyanolyan fűtés mellett is nagyobb cirkulációt eredményez. A deriváltak változásából az is következik, hogy a felfűtés során a K p tárolási időállandó csökken, így a nyomásnövekedés sebessége még azonos tüzelési teljesítménynél is növekedhet. Az előbbi összefüggések alkalmazását nehezíti az elgőzölögtető (+tápvíz előmelegítő) rendszer, illetve az elgőzölögtető rendszerben
325
lévő közeg tömegének becslése, tekintettel arra is, hogy az utóbbi a felfűtés során változik. Erre megoldást néhány indítás adatainak rögzítése, utólagos kiértékelése jelenthet, amelyek alapján a gyakorlati alkalmazáshoz (a folyamatok optimalizálásához) már elfogadható pontosságú alapadatok állhatnak rendelkezésre. A 8.5 képlet alapján a gőzfejlesztés növelésében segíthetne a tápvíz betáplálás leállítása ( M tv =0), de ebben az esetben a tápvíz előmelegítő hűtés nélkül maradna. A 8.5 képletből arra is következtetni lehet, hogy gőzfejlődés megindulása után a tápvízáram ugrásszerű növelését kerülni kell, mert ez gőzfejlődés csökkenéséhez, kedvezőtlen esetben leállásához is vezethet. Hidegindításnál, a gőzfejlődés megindulását követően kialakuló kis gőzáram a túlhevítőt csak gyengén tudja hűteni, így a túlhevítő hőmérsékletének korlátozására a hőbevezetést az indítás kezdetén korlátozni kell. A nyomás növekedésével a gőzfejlődés is növekszik, javul a túlhevítők hűtése, így a tüzelési teljesítmény is növelhető. Az elgőzölögtető rendszer szempontjából a „csúszó nyomással” (növekvő gőznyomással és növekvő gőzelvezetéssel) történő indítás kedvezőbb, mint a nyomás növelés a gőzelvezetés minimalizálása mellett, mivel a nagyobb gőzfejlődés mellett a forrcsövekben intenzívebb az áramlás, és ebből adódóan jobb a csövek hűtése is. A felfűtés kezdete az elgőzölögtető rendszerbe (működő berendezésből) történő „idegen” gőz bevezetéssel gyorsítható, amely elősegíti a kazánszerkezet és tárolt közegmennyiség felmelegedését, így a tüzeléssel bevezetett hő nagyobb része fordítódhat a gőzfejlesztésre. A tüzelési teljesítmény növelése nemcsak lehetséges, hanem szükséges is, mivel a növekvő gőznyomással egyre nagyobb lesz a lefúvatott gőzmennyiség, és változatlan tüzelési teljesítménynél előadódhatna, hogy a fejlesztett és a túlhevítők hűtésére elvezetett (kifúvott) gőzmennyiség egyensúlyba kerülne, megállna a gőznyomás növekedése. Egy adott vonatkoztatási helyre (például a túlhevítő belépő keresztmetszetére) számítva a tömegáram sűrűség nem haladhatná meg a
2( pd pe ) G v 8. 6 e vv értéket, feltételezve, hogy egyetlen keresztmetszetben sem alakul ki kritikus áramlási sebesség. Kritikus áramlási sebesség kialakulása esetén a kifúvatható gőzmennyiséget a kritikus sebességgel kell meghatározni. Erre tekintettel mindig célszerű ellenőrizni, hogy az áramlási útvonal legszűkebb keresztmetszetében a gőzsebesség nem éri-e el a kritikus értéket. Az előbbi képletben dobnyomás [N/m2], pd pe ellennyomás [N/m2], e vonatkoztatási keresztmetszetre számított, eredő áramlási veszteségtényező, vv fajtérfogat a vonatkoztatási keresztmetszetben [kg/m3]. Az előbbi megfontolásokból az is megállapítható, hogy az indítás időtartama szempontjából lényegesen kedvezőbb a meleg indítás, mert elmarad a kezdeti, kis tüzelési teljesítménnyel végezhető, lassú felfűtési szakasz. Ugyanakkor ennél mindig tekintettel kell lenni a veszélyes hőfeszültségek kialakulásának elkerülésére (lásd később a befojtás ismertetését).
326
Kifúvatás: A nedves indításnál végzendő kifúvatáshoz szükséges minimális túlnyomás a túlhevítők és más − a kazándob és a kifúvató vezeték végpontja közötti − sorba kapcsolt elemek nyomásvesztesége alapján számítható. Amennyiben a kifúvatás nem a szabadba történik, az ellennyomást is figyelembe kell venni. A kifúvatás kezdetén a nyomásveszteségen belül a legnagyobb részt a vízzel feltöltött csövek geodetikus nyomáskülönbsége jelenti. E mellett a csöveket kitöltő közeget gyorsítani is kell, sebességét álló helyzetből a kifúvatáshoz szükséges sebességre kell növelni. A folyamat kedvező abból a szempontból, hogy a víz egy részének kiszorítását követően, lecsökken a legyőzendő geodetikus nyomáskülönbség és egyre nagyobb nyomás marad a csősúrlódási veszteség legyőzésére, és a közeg gyorsítására. Miután az egyes csövek eltérő hosszúságúak lehetnek, a p f geodetikus nyomáskülönbség számítása
p f g f hi
8.7
i
összefüggéssel történhet, ahol a csőkígyókat kitöltő víz sűrűsége [kg/m3], f
hí
az egyes, sorba kapcsolt csőszakaszok magasságkülönbsége [m] (8.7. ábra).
Csőkígyók esetén, az U csőhöz hasonló elrendezés miatt, mindig csak az egyik szárat kell figyelembe venni. A 2.131. ábra c)-g) részletein vázolt fűtőfelületeknél, vízszintes csőkígyóknál (2.136., 2.137. ábra), vagy faltúlhevítőknél a belépő és kilépő kamra közötti, legnagyobb magasságkülönbség lesz mérvadó.
hi
hi
8.7. ábra Túlhevítő geodetikus nyomáskülönbsége Amennyiben a kazán teljesítménye a kifúvatást megelőzően nem elegendően nagy, a kifúvatás nem megfelelő sebességgel történik, a csőkígyók egy részében víz maradhat vissza. A gőz a már teljesen víztelenített csöveken áramlik át, a nyomáskülönbség azonban esetleg nem lesz elegendően nagy, hogy a pangó csövekben visszamaradt folyadékot kinyomja. Így, ezek a csövek, a visszamaradt vízzel nedvesített, elgőzölögtetőként működő felületrészeket kivéve, hűtés nélkül maradhatnak, és kedvezőtlen esetben túlhevülhetnek. A jelenséggel akkor nem kell számolni, ha a felület be- és kilépőkamrája közötti nyomásveszteség nagyobb, mint a csövekben visszamaradt víz kiszorításához szükséges, p f geodetikus nyomás. Csak a gőzáramlásból adódó súrlódási veszteséget figyelembe véve, és egy csőkígyó víztelenedésének elmaradását feltételezve (több cső pangása esetén, az átáramlott csövekben nagyobb az áramlási sebesség, így a be- és kilépő kamrák közötti nyomásveszteség, ezért az a legkedvezőtlenebb állapot, amikor már csak egy csőben marad vissza víz):
327
p f g L i
M g2 v g d b2 2( n 1) 4
2
8.8
ahol
g L i M g
csősúrlódási tényező,
vg
átlagos gőznyomáshoz, hőmérséklethez tartozó fajtérfogat [m3/kg],
n db
párhuzamosan kapcsolt csövek száma, csövek belső átmérője [m].
a fűtőfelület be és kilépőkamrája közötti átlagos csőhossz [m], helyi ellenállások veszteségtényezője, gőzáram [kg/s],
Különböző belső átmérőjű csőszakaszokból összeállított felületek esetén, az eredő nyomáskülönbséget az egyes szakaszok nyomásveszteségének összegzésével kell megállapítani. Belátható, hogy a nyomásveszteség elsősorban a gőz tömegáramával befolyásolható, ezért a kifúvatást csak kellően nagy gőztermelésnél szabad megkezdeni. Előnyös a nagy fajtérfogat is, ami a minél kisebb, de a nyomáskülönbségek, veszteségek legyőzéséhez kellően nagy dobnyomás melletti kifúvatás megkezdésre ösztönöz. Leiszapolás, kondicionálás stabilizálása: Az elgőzölögtető rendszerben a leállásnál levált oxidok, javítás során bekerült szennyeződések a kazánok indítása során általában az alsó kamrákban, nagyvízterű kazánoknál a dob fenekén rakódnak le, ezért a felfűtés alatt a leiszapoló szelepeket (egyenként) meg kell nyitni, és az esetlegesen összegyűlt kiválásokat el kell távolítani. A leiszapolásokat követően a vízüzemet (kazánvíz vezetőképessége, pH értéke, kondicionáló szerek adagolása, folyamatos lelúgozás, stb.) be kell állítani az előírt normál értékekre (4.3. fejezet, illetve [8.16]). A leállás, indítás magnetit rétegre gyakorolt hatása az indítás alatti hidrogénképződés mérésével ellenőrizhető [8.11]. Ausztenites anyagból készült túlhevítő felületeknél üzemzavar miatti gyors leállásokat, nyomáspróbákat követő újraindításoknál, előfordulhat a mélyponton lévő csőszakaszok dugulása, majd a csőkígyók túlhevülés miatti gyors meghibásodása is [8.12-8.13]. Ennek megelőzésére, gyanú esetén, az ismételt üzembehelyezést megelőzően mindig indokolt az esetleges leválások endoszkópos ellenőrzése, esetleg anyagminták kivágása is. Normál üzem: Az üzemeltető személyzet feladata a kazánszállító által megadott, és az üzemi tapasztalatok, ellenőrző vizsgálatok, szimulációk [8.14] alapján folyamatosan javított, kezelési utasítások betartása. Különös gondot kell fordítani az üzemi adatok folyamatos gyűjtésére, az üzemi események naplózására, az előfordult különleges események, meghibásodások körülményeinek, kezelési módjának gépkönyvekben történő rögzítésére. A feljegyzések sok segítséget jelenthetnek a hatósági ellenőrzéseknél, a berendezések állapotának általános megítélésénél, a „dokumentált minőség” fenntartásánál. A berendezéseket a szállító által javasolt, illetve az üzemi tapasztalatok alapján módosított időpontokban, a hatósági előírásokat (például [8.6]) is figyelembe véve, le kell állítani felülvizsgálatra, karbantartásra. Az üzemeltető tevékenységét megkönnyíthetik a gyakorlati
328
tapasztalatok alapján összeállított irányelvek [8.3], [8.17-8.19], illetve a szállítók által telepített informatikai rendszerek. A kazánüzemet a biztonságot, hatékonyságot és a kazán üzemképes állapotának megőrzését szem előtt tartva kell folytatni: A biztonság megőrzése azt jelenti, hogy a berendezést csak a hatósági (1.2. fejezet), munkavédelmi előírásokat betartva, a hatóság által kiadott használatbavételi engedéllyel, vizsgázott, kellő gyakorlattal rendelkező személyzettel, az előírt biztonsági eszközökkel, rendszeresen ellenőrzött védelmekkel, az üzemi hibákat azonnal jelezve szabad üzemben tartani. Az ismételt előfordulás megelőzése érdekében, a személyzetet bármilyen különleges eseményről, annak megelőzhetőségéről, kezeléséről tájékoztatni kell. A hatékonyság a kazán paramétereinek betartását, és a minél jobb hatásfokkal (legkisebb fajlagos költséggel) történő üzemeltetést jelenti. Miután a veszteségek közül a füstgázveszteség a legnagyobb számértékű, a légfelesleg tényező és a távozó füstgáz hőmérséklet minimalizálására kell törekedni. A légfelesleg tényező a tüzelés minőségét (salak-, pernyeéghető, elégetlen gázok okozta veszteség), illetve az NO x képződés nagyságát is befolyásolja, így értékét az ezekre gyakorolt hatást is figyelembe véve kell beállítani. A füstgáz hőmérséklet elsősorban a felületek tisztaságától függ, amely az egyes fűtőfelületek hőfelvételét, a névleges paraméterek elérhetőségét is befolyásolja. A tűztér salakosodása esetén, a befecskendezések növekedése ellenére nehezen lesz tartható gőzhőmérséklet, lecsökkenhet a gőzteljesítmény. Az utófűtő felületek elszennyeződése nagyobb kilépő füstgáz hőmérsékletben jelentkezhet. Az elszennyeződés hatását elfedheti a léghevítő tömörtelensége miatti nagy levegőbeszökés. A csökkenő tűztéri hőfelvétel megállítására, a tervszerű állapot fenntartására a vízlándzsákat, a fűtőfelületek elrakódásának csökkentésére a koromfúvókat kell rendszeresen működtetni. A hígulás vizsgálatával rendszeresen ellenőrizni kell a léghevítők tömörségét is. Az üzemképes állapot megőrzése a névleges nyomások, hőmérsékletek betartását (a túllépések megelőzését), a változó feszültségek megengedett tartományokon belül tartását, a felülvizsgálatok kellő időben történő elvégzését, az üzemi hibák okainak feltárását, jövőbeli előfordulásuk megelőzésére szükséges intézkedések kidolgozását, alkalmazását, a szükséges javítások kellő időben történő elvégzését jelenti. Utóbbiakkal összefüggésben azonban figyelembe kell venni a 7.4. szakaszban – a berendezések elhasználódásával összefüggésben – ismertetett megfontolásokat. Gőzelvétel változás hatása: Ipari kazánoknál, gyűjtősínre kapcsolt erőműi kazánoknál a gőzelvétel nagyobb mértékű változása gyors nyomásváltozást idézhet elő, kis tárolóképesség és a tüzelés nagy holtideje esetén (2.20 képlet) a nyomásingadozás túllépheti a megengedett értéket. Gőzelvétel csökkenés esetén, kedvezőtlen esetben a biztonsági szelepek nyitását is előidézheti. E mellett az elgőzölögtető rendszerben lévő gőzbuborékok méretének (nyomásnövekedésből adódó) és számának (a tüzelésszabályozás hatására bekövetkező) csökkenése miatt a vízállás átmeneti leesése is bekövetkezhet. Az elvétel növelése nyomáscsökkenésre, vízállás növekedésre vezethet. A hatások, a kazánok
329
dinamikus tulajdonságait mérsékelhetők.
is
figyelembevevő,
táp-
és
tüzelésszabályozással,
Megengedhető nyomáscsökkentési sebesség: Amennyiben a nyomáscsökkenés gyorsan következik be, további kedvezőtlen hatásokra is számítani lehet. A lehetséges következményeket a 8.8-8.10. ábrák segítségével vizsgáljuk. Állandósult állapotban a telítésinél hidegebb tápvíz keveredése következtében, az ejtőcsövet a p dobnyomáshoz tartozó t s telítési hőmérsékletnél hidegebb t hőmérsékletű víz tölti ki. Az ejtőcsőben lefelé haladva a pv nyomás és a hozzá tartozó t v telítési hőmérséklet is nő, így a közeg fűtetlen ejtőcső esetén egyre inkább aláhűtötté válik (8.8. ábra a) részlet). ttv
p
t ts
p
t ts
t(p)
t(p)
p, ts
p Hg L w t ts t(p)
t ts
t th(pv -p) L w
H
th(pv -p)
th(pv -p)
th(pv )
t(Hρg)
t(Hρg)
a) Normál üzem
t(Hρg)
t(Hρg)
b) Ugrásszerű c) Gyors d) Megengedhető nyomáscsökkenés
8.8. ábra Megengedhető nyomáscsökkentési sebesség, fűtetlen ejtőcső estén Amennyiben a dobban végtelen sebességgel bekövetkezne egy p nagyságú nyomásesés (8.8. ábra b) részlet), az ejtőcsövet kitöltő közeg lecsökkenő nyomáshoz tartozó t v telítési hőmérséklete a közeg tényleges t hőmérséklete alá csökkenhetne, és megindulhatna a gőzfejlődés. Hasonló, de csak az ejtőcső kisebb részét érintő gőzfejlődésre vezethetne a gyors nyomáscsökkenés is (8.8. ábra c) részlet). A következmény a természetes keringés felborulása, a forrcsövek hűtésének leromlása, az elgőzölögtető csövek helyi túlhevülése lehetne. ttv
p
t ts
p
ts
t(p)
t(p)
p, ts
p Hg L w ts t(p)
ts
t th(pv -p) H
L w
th(pv -p)
th(pv -p)
th(pv )
Gőz fejlődés
t(Hρg) a) Normál üzem
t(Hρg)
t(Hρg)
t(Hρg)
b) Ugrásszerű c) Gyors d) Megengedhető nyomáscsökkenés
8.9. ábra Megengedett nyomáscsökkentési sebesség, fűtött ejtőcső esetén A jelenség csak a nyomáscsökkenés sebességének korlátozásával előzhető meg. A korlátozás azon alapul, hogy az ejtőcsőben akkor nem következik be elgőzölgés, ha a helyi pv nyomáshoz tartozó t v telítési hőmérséklet sehol sem lesz alacsonyabb a
330
közeg tényleges hőmérsékleténél. Ez oly módon érhető el, ha az ejtőcső geodetikus magasságának megfelelő
p H g
8.9 nagyságú, átlagos közegsűrűséggel számított nyomáscsökkenés akkor ér az ejtőcső fenekére, amikor a nyomáscsökkenést megelőző állapotú, t hőmérsékletű kazánvíz (8.8. ábra d) részlet). Miután az L hosszúságú ejtőcsövön w [m/s] átlagos közegsebességgel való végighaladáshoz
L 8.10 w időre van szükség, a nyomáscsökkenés p / [N/m2s] sebességének kisebbnek kell lenni a két érték hányadosánál [7]:
p Hgw 2.25a L Ez esetben, a cirkulációs körben az elgőzölögtető szakaszok hossza nem változik. Az előbbi, az elgőzölögtető szakaszok hosszának változatlanságára vonatkozó feltételnek fűtött ejtőcsövek (8.9. ábra), nagyvízterű kazánok (8.10. ábra) esetén is teljesülni kell. Míg a vízcsöves kazánoknál a 2.25a képletben figyelembeveendő H , L , , w értékek az ejtőcső méreteiből, dobban lejátszódó keveredési folyamatból, illetve a cirkulációs számításból adódóan kellő pontossággal megállapíthatók, addig nagyvízterű kazánoknál csak közelítőleg becsülhetők. Ennek ellenére, a lángcső meghibásodásának megelőzésére − olyan berendezéseknél, amelyeknek gyors gőzelvétel növekedések esetén is megbízhatóan kell működni − indokolt a számítások elvégzése, és azok figyelembevételével, különösen a hosszabb ideig tartó nyomáscsökkentések elkerülése. Óvintézkedésként, a 2.11. ábrához kapcsolódóan ismertetett, a nagy térfogati hőterhelésű lángcsövekre kötelezően előírt, lángcső-fal hőmérők beépítése jöhet szóba. p
t ts
t(p) ts
p Hg L w
t(p) ts
p, ts
L w H
t(Hρg) a) Normál üzem
t(Hρg)
t(Hρg)
b) Ugrásszerű c) Megengedhető nyomáscsökkenés
8.10. ábra Megengedett nyomáscsökkentési sebesség, nagyvízterű gőzkazánnál Tápszivattyú előtti nyomás leesése: Az atmoszférikus nyomásnál nagyobb nyomású gáztalanítós táptartályok esetén előfordulhat, hogy a táptartály fűtésének kiesése következtében megkezdődik a táptartály nyomásának csökkenése. A 331
nyomáscsökkenés kedvezőtlen esetben a szívócsőben bekövetkező kigőzölgéshez vezethet. A jelenség lehetőségének vizsgálata a táptartály hőmérlegének felírásával, és a 2.25a összefüggés szerinti feltétel teljesülésének ellenőrzésével lehetséges. Vízvesztés: Mind gőz- mind forróvíz kazánoknál előfordulhat, hogy a külön energiaforrással üzemeltetett tápszivattyúk (forróvíz kazánoknál keringtető szivattyúk) működésképtelenné válnak, a hőbevezetést azonban (rostély-, fluid tüzelésű kazánoknál) nem lehet leállítani, legfeljebb a levegőellátás csökkentésével teljesítményét csökkenteni. Ilyen esetben a gőzfejlődés hatására megkezdődik a kazánban tárolt víz fogyása. Amennyiben a vízszintsüllyedés befejeződik a füstgázokkal érintkező felületrészek legmagasabb szintje felett, illetve a füstgázok hőmérséklete a 400 °C értéket nem haladja meg, a fűtött felületrészek meghibásodása nem következik be. A folyamat számszerűleg a s [min] süllyedési idővel (TRD 401, TRD 402 [8]) jellemezhető:
60 V
s s M gv f ahol Vs
M g vf
8.11
a kazánban a füstgázokkal érintkező felületrészek legmagasabb szintje feletti, a vízállásmutatók alsó vízszintjéig terjedő, (forróvíz kazánoknál a teljes fűtött rész feletti) térfogatban tárolt víz [m3], a kazán névleges gőzteljesítménye [kg/s], forróvíz kazánoknál a névleges hőteljesítménynek megfelelő gőztermelő képesség, a kazánvíz fajlagos térfogata [m3/kg].
Miután a gyakorlatban a tüzelési teljesítmény a névleges érték alá csökkenthető, s a minimális süllyedési időt adja. A hivatkozott szabályzatok alapján a kazánt úgy kell kialakítani, hogy a süllyedési idő a 7 percet meghaladja. Ennél rövidebb, legalább 5 perces süllyedési idő akkor engedhető meg, ha: a kazán tüzelési teljesítménye szabályozható, a tüzelés leállítása után a vízszint nem csökken a megengedett legkisebb érték alá, illetve a vízmentes részekkel érintkező füstgáz hőmérséklete a 400 °C-t nem haladja meg, továbbá a kazán önműködő nyomás és vízszintszabályozással rendelkezik, és a minimális vízszint elérése a tüzelést automatikusan leállítja. Vízcsöves kazánoknál a süllyedési időre vonatkozó előbbi elvárások betartása nem kötelező, amennyiben a füstgázok csak 102 mm-nél kisebb átmérőjű csövekkel érintkeznek, vagy a füstgázok hőmérséklete a 400 °C értéket nem haladja meg. Gőzkazánok leállítása: Gőzkazánok leállítására kétféle gyakorlat terjedt el: Kazán befojtása. A gőzkazánt a gőzhálózatról a főgőz-szeleppel leválasztva vagy a turbina gyorszáró szelepét zárva állítják le. A berendezésben a paraméterek a leállást megelőző állapotnak felelnek meg. Miután a füstgázjáratok teljesen tömör zárása nem lehetséges, a járatokon, a kéményhuzat hatására, átáramló környezeti hőmérsékletű levegő megkezdi a kazán lehűtését. A túlhevítő felületek a dobnyomásnak megfelelő telítési hőmérséklet alá hűlve − a száraz indítással összefüggésben már említett módon − kondenzátorként viselkednek, és lassan feltelnek vízzel [8.10]. A hőelvonás hatására a dobnyomás csökken, a dob gőz és víztere között nagy
332
hőmérséklet különbség alakulhat ki (7.36. ábra c), d) hőmérséklet lefutások). A csövekben kondenzálódó víz, vízszintes elrendezésű felületeknél, a túlhevítő kamrákba is befolyhat, hőlökést, nagy kerület menti hőmérséklet különbséget előidézve. Így az eljárás alkalmazása, az üzemzavari eseteket kivéve, csak kisebb nyomású kazánoknál javasolt. Csúszó paraméteres leállás. A kazán leállítása előtt a gőz paramétereket csökkentik, és csak a kívánt értékek elérését követően ([2] szerint célszerűen a névleges nyomás 2/3-a alatt) kerül sor a szerelvények lezárására. Gőz gyűjtősínre csatlakozó kazánok esetén erre csak a kifúvató rendszer üzembevételével van mód. Amennyiben a leállítás célja valamilyen javítás gyors elvégzése, a nyomást a környezeti értékre lehet csökkenteni. Ilyen esetben gyakori a kazán lehűlésének, levegő aláfúvó, füstgáz elszívó ventilátorokkal végzett átszellőztetéssel történő, gyorsítása. A káros hőfeszültségek elkerülésére azonban ekkor is ügyelni kell [8.20]. Ellenkezik a jó üzemi gyakorlattal, ha a nagyobb bevétel érdekében (közvetlen személyi, környezeti veszély megelőzésétől, elhárításától eltekintve) a berendezés állapotát aránytalanul kell kockáztatni.
A hosszabb időre leállított berendezéseket konzerválni kell (4.7. fejezet, [8.18]). Fagyveszély esetén, a leállítandó kazánt célszerű teljesen kiszárítani. Azonnali leállítás: A berendezések azonnali leállítása szükséges minden olyan esetben, amikor a biztonságos üzemvitelt veszély fenyegeti, például (zárójelben a lehetséges következményeket is vázolva): A biztonsági berendezések üzemképtelenek. (A megengedett paraméterek túllépése észrevétlen, beavatkozás nélkül maradhat, így a kazán személyi sérüléssel, súlyos rombolással járó meghibásodása következhet be.) A vízbetáplálás és gőzelvétel különbsége a lelúgozás, leiszapolás figyelembevételével tömörtelenségre, kifújásra utal. (A fűtőfelületek hűtése elégtelenné válhat, a kiáramló közeg romboló hatása súlyos kazánsérüléseket okozhat, a füstgázelszívó rendszer képtelenné válhat a normál értéket lényegesen meghaladó közegáram eltávolítására, emiatt a tűztérben a nyomás megnőhet, és az ebből eredő esetleges levegőhiány következtében a tüzelés instabillá válhat, tűzkialvás következhet be.) A dob felső vízállást meghaladóan túltöltésre került, vagy a vízszint az alsó vízállás alá csökkent, a vízállásmutatók eltérő vízszintet jeleznek, a vízszint a beavatkozások ellenére gyorsan emelkedik vagy süllyed. (Túltöltés esetén megnőhet a gőz cseppelragadása, a túlhevítő részben elvizesedhet, pangó szakaszok alakulhatnak ki. Vízhiány esetén megállhat a természetes cirkuláció, az elgőzölögtető csövek hűtése, amelyek kellő hűtés hiányában könnyen túlhevülhetnek.) A gőznyomás 10%-nál jobban meghaladta az engedélyezési nyomás értékét és a normalizálást célzó intézkedések sikertelenek. (A nyomástartó rész „leggyengébb” elemének felszakadása következhet be, amely berendezés tönkremenetelével, a környezet és a személyzet életének súlyos veszélyeztetésével járhat.) A túlhevítési hőmérséklet meghaladta a névleges értéket és a normalizálást célzó intézkedések sikertelenek. (A túlhevítő felületek túlmelegedése élettartamuk lényeges csökkenésével, deformációkkal járhat.)
333
A kazán falazata, burkolata megsérült, füstgázkiáramlás, szilárd tüzelőanyag tüzelésénél kiporzás tapasztalható. (A nagy hőmérsékletű közeg közvetlen tűzveszélyt jelenthet, zárt kazánház esetén a kezelőszemélyzet mérgezése is bekövetkezhet.) Veszélyes salakhullás tapasztalható vagy ilyen veszélye fenyeget. (A nagyobb tömegű, nagyobb magasságból hulló salaktömbök a tűztértölcsér sérülését, tűz kialvását okozhatják, a lehullással együtt járó nyomáshullám következtében a nyílásokon, esetleg felszakadó csappantyúkon kiáramló égéstermék közvetlen veszélyt jelenhet a személyzetre). A tüzelés nagyon instabil, nagy nyomáshullámok, szokatlan hangjelenségek jelentkeznek, és a stabilizálási kísérlet nem vezet eredményre. (A nyomáshullámok falazat deformációt, sarkok felszakadását idézhetik elő, az esetleg kiáramló égéstermék közvetlen veszélyt jelenhet a személyzetre). Az égők közelében a lángalakot befolyásoló, rendszeresített eszközökkel el nem távolítható salak, kokszlerakódások alakulnak ki. (A láng alakját, hosszát, irányát megváltoztatva, a tűztér-hűtőfelületek sérülését eredményező, szúróláng jöhet létre.) A kazán füstgázhuzamaiban utóégés következik be. (Hiányoznak a feltételek a tüzelőanyag tűztérben történő kiégéséhez, az utóégésből adódó helyi hőfelszabadulás, az utóégéssel érintett térrészben lévő fűtőfelületek esetleges túlhevülését idézheti elő). A tápvíz, kazánvíz minősége lényegesen eltér az előírt (4.4. fejezet) értékektől és az egyes akciószintekre megengedett időtartamokon belül nem normalizálható. (A szerkezeti elemek súlyos korróziója, ridegedése, ennek következtében gyors meghibásodása, használatlanná válása következhet be.)
Üzemeltetés meghibásodások esetén: 57 mm-nél kisebb külső átmérőjű, elgőzölögtető, túlhevítő csövek alakváltozása, kisebb kifúvása, illetve gőz- és forróvíz vezetékek, szerelvények és egyéb berendezések tömítéseinek szivárgása esetén, ha: az azonnali leállás a gőz-, forróvíz felhasználó berendezések ellátásának hiánya esetén bekövetkező események veszélyessége miatt nem lehetséges, és nincs közvetlen balesetveszély, valamint a meghibásodás kiszámíthatatlan terjedése nem várható, a berendezések tovább üzemeltethetők azzal, hogy az esemény jelentése mellett a személyek védelmére − tekintettel a meghibásodás esetleges, mégis bekövetkező terjedésére is − a szükséges óvintézkedéseket meg kell tenni: A berendezést a hiba elhárítására a legrövidebb időn belül le kell állítani.
334
8.2.
Műszerezés, mérések
A kazánoknál rendszeresített mérések egyrészt a folyamatos, egyre inkább automatizált üzemvitelt, másrészt az előírt paraméterek (nyomás, hőmérséklet, teljesítmény, vízminőség, tüzelőanyag, tüzelési jellemzők, megengedett levegőszennyezés stb.), illetve a berendezés hatékonyságának megítélését szolgálják. Ezek mellett a tüzelőanyag, kazán sajátosságaiból adódóan különleges, időlegesen vagy állandóan telepített mérésekre is sor kerülhet. Üzemi mérések: Minden kazánt el kell látni a működés ellenőrzésére alkalmas mérőeszközökkel. A 7.3. fejezetben ismertetett, folyamatirányításhoz, elhasználódás számításhoz javasolt falhőmérséklet méréseket ismételten nem említve, legalább az alábbiakban részletezett mérések elvégzése célszerű. Vízoldalon: Nyomás mérés: o Tápvíznyomás, tápszabályozó szelep előtt, o Tápvíznyomás, tápvíz előmelegítő belépő kamrán, o Dobnyomás, (nívó-, vízleválasztó edény nyomása), o Frissgőznyomás, o Gőznyomás újrahevítő előtt, o Gőznyomás újrahevítő után. Hőmérséklet mérés: o Tápvíz hőmérséklet, o Vízhőmérséklet tápvíz előmelegítő után, o Gőzhőmérséklet minden túlhevítő/újrahevítő fokozat előtt és után, illetve minden befecskendezési/hőmérséklet szabályozási hely előtt és után, o Frissgőz hőmérséklet, o Újrahevítőbe belépő gőz hőmérséklete, o Újrahevített gőz hőmérséklet, o Kényszerátáramlású, szuperkritikus kazánoknál, a tűztér határoló fali csövekből kilépő közeg hőmérséklete, csövenként. Mennyiség mérés: o Tápvíz mennyiség, o Frissgőz mennyiség, o Újrahevített gőz mennyiség, o Befecskendezett vízmennyiségek, o Kényszer keringtetésű, kényszerátáramlású kazánoknál a keringtetett víz mennyisége, o Folyamatos lelúgozás mennyisége, o Vízleválasztó edényből, kazándobból leeresztett víz mennyisége. Vezetőképesség mérés: o Tápvíz vezetőképessége, o Kazánvíz vezetőképessége, o Túlhevített gőz vezetőképessége. pH érték mérése: o Tápvíz pH értéke, o Kazánvíz pH értéke. Oxigén tartalom mérés: o Tápvíz oxigén tartalma. 335
Levegő-, füstgázoldalon: Nyomás mérés: o Levegőnyomás levegőventilátor után, o Levegőnyomás léghevítő után, o Levegőnyomás égők előtt, égő szekrényekben, o Huzat tűztérben, túlhevítők, tápvíz előmelegítő, léghevítő után, o Füstgáznyomás füstgázelszívó ventilátor után, o Tápvíznyomás, tápvíz előmelegítő belépő kamrán, o Füstgáznyomás recirkulációs ventilátor után, o Levegőnyomás a rostély alatti légszekrényekben, rostélytüzelésnél, illetve fluid ágyas tüzelés esetén az ágy alatt (szektoronként). Hőmérséklet mérés: o Környezeti hőmérséklet, o Levegőhőmérséklet levegő ventilátor előtt, o Levegőhőmérséklet léghevítő előtt, után, o Levegőhőmérséklet (primer, szekunder) égők előtt, o Hordozógáz hőmérséklet égők előtt, o Füstgáz hőmérséklet konvektív túlhevítők előtt, o Füstgáz hőmérséklet vízhevítők előtt, után, o Füstgáz hőmérséklet léghevítő előtt, után, o Visszaszívott füstgáz hőmérséklete, keringtető ventilátor után. Mennyiség mérés: o Beszívott levegő mennyisége, o Levegőmennyiség léghevítő után, o Égési (szekunder) levegő mennyisége, égőnként, o Visszakeringtetett füstgáz mennyisége. Füstgáz összetétel: o O2 vagy CO2 tartalom a tűztér végén, o O2 vagy CO2 tartalom a léghevítő előtt, o O2 vagy CO2 tartalom a kazán után, o CO tartalom a tűztér végén, o NOx, SO2 tartalom a szabadra vezetés előtt. Tüzelőanyag oldalon Gáznemű tüzelőanyagoknál: o Gázáram összesen és égőnként, o Gáznyomás gázvezetékben, égők előtt. Folyékony tüzelőanyagoknál: o Olajáram összesen és égőnként, o Olajnyomás olajállomás után, égők előtt, o Olajhőmérséklet olajállomás előtt, után, égők előtt. Szilárd tüzelőanyagoknál: o Tüzelőanyagáram, o Adagolók fordulatszáma (szénportüzelésnél), o Rostély, alátoló, adagoló rendszer sebessége (darabos, aprított tüzelőanyag tüzelésénél), o Fűtőérték a hamutartalom, nedvességtartalom mérése alapján (gyenge minőségű, változó fűtőértékű tüzelőanyagoknál).
336
Az előbbi mérések elvégzésére alkalmas, gyakrabban alkalmazott, szokásos mérőeszközöket a 8.1. táblázat foglalja össze. Az egyes mérőeszközök, távadók működési elvének ismertetésétől eltekintünk. 8.1. táblázat
Nyomás mérés
Hőmérséklet mérés
Mérőeszköz Bourdon féle rugós manométer 0-1000 bar Fémlemezes rugós nyomásmérő 0-100000 Pa Fémlemezes nyomás távadó 0-1000 bar Barton cellás nyomás távadó 0-350000 Pa Folyadéktöltésű, differenciál nyomásmérő, 0-10000 Pa Folyadékhőmérő -40-540 °C Gáztöltésű hőmérő -130-540 °C Ellenállás hőmérő -220-550 °C Hőelem Hőelem-pártól függően 0-1600 °C Mérőperem, mérőtorok Venturi mérőszakasz
Mennyiség mérés „Vízóra” Prandtl cső
Füstgáz összetétel
Szalagmérleg Rota-méter Paramágneses oxigénelemző Infravörös gázelemző Átlátszóság mérés Izokinetikus porminta vétel Vezetőképesség
Vízminőség
Kombinált pH elektróda Oxigén mérőelektróda
Alkalmazás Közvetlen nyomásmérés, távadóval távmérés Távmérés Nyomás különbségek mérésére Kis nyomások, nyomás különbségek közvetlen mérésére Hőmérséklet közvetlen mérésére Füstgáz hőmérséklet közvetlen mérésére Lassan változó hőmérsékletek pontos mérésére Nagy hőmérséklet tartományban, illetve gyorsan változó hőmérsékletek mérésére Folyadék, gáz, gőz mennyiség mérésére folyadéktöltésű differenciál nyomásmérővel, Barton cellás nyomás távadóval Folyadék, gáz, gőz, füstgáz mennyiség mérésére folyadéktöltésű differenciál nyomásmérővel, Barton cellás nyomás távadóval Folyadék mennyiség mérésére Gázáramlás mérésére nagy keresztmetszetekben Szilárd anyagáramok mérésére Folyadék mennyiség közvetlen mérésére O2 tartalom CO, CO2, SO2, NH3, NOx tartalom Portartalom meghatározására Füstgáz portartalom szemcse eloszlásának, összetételének vizsgálatához Tápvíz, kazánvíz, gőz vezetőképességének mérésére pH elektrometriás mérésére Tápvíz oxigéntartalmának mérésére
A vizek, gőz kondenzátumok vizsgálati programjának tervezésére, mintavételére, előkészítésére, vizsgálatára vonatkozó, hatályos szabályozásokat a vízminőségi előírásokat tartalmazó szabványok [8.21-22] sorolják fel. Gyakorlati ismeretek, illetve a tüzelőanyagok vizsgálatának leírása a szakirodalomban (például [8.23]) találhatók. A nagy számban alkalmazott, hagyományos (mennyiség, nyomás, hőmérséklet) méréseknél, a széleskörű ismertség ellenére gyakran fordulnak elő mérési hibák. Nyomás mérésnél ezek a mérési hely kialakításából, a mérési hely és a mérőeszköz közötti geodetikus magasságkülönbségből, hőmérséklet mérésnél a hőmérő és a környezete közötti hőcseréből, a hőmérő (mért közegtől függően, 0,3-6 perc közötti) beállási időigényéből adódhatnak. Mennyiség mérésnél a mért közeg sűrűségének változása okozhat hibát. Ezek közül a következőkben csak a méréstechnikával foglalkozó irodalomban nem vagy csak kevéssé ismertetett példákra térünk ki. 337
Mérőperemes, Venturi csöves mennyiségmérés: A szűkítéseken áthaladó M [kg/s] tömegáram az 8.12 M Asz 2 p összefüggéssel számítható, ahol a szűkítés kialakításától és a szűkítés átmérőjével meghatározott Reynolds (Re) számtól függő átömlési szám, a szűkítés keresztmetszete [m2], Asz az áramló közeg sűrűsége [kg/m3], p a szűkítés előtti és utáni (mérőtoroknál, Venturi csőnél a legszűkebb keresztmetszetbeli) nyomás különbsége [N/m2]. A képletből látható, hogy azonos nyomáskülönbség esetén az átáramló mennyiség elsősorban a sűrűségtől függ. Így az egyszerűbb mennyiségmérőknél alkalmazott, tömegáramra hitelesített (esetenként analóg) kijelzők, számlálók csak a névleges sűrűségnél (gőz esetében a névleges gőznyomásnál, gőzhőmérsékletnél) adnak pontos értéket, eltérő paramétereknél hibásan jeleznek. Ennek ellenére, gyakran még elszámolási mérésekhez is alkalmaznak ilyen mérőeszközöket. Pontos mennyiségek megállapításához a számítást a tényleges sűrűséggel, indokolt esetben az aktuális Re számhoz tartozó átömlési számmal kell elvégezni. Erre számítógépes megjelenítő rendszerek alkalmazása esetén mindig van lehetőség. Hőmérséklet, összetétel, statikus, dinamikus nyomás mérése
Venturi mérőszakasz
m Ára
lás
Nyomáskülönbség mérése
a) Mennyiségmérés sebesség profil felvételével
b) Mennyiségmérés Venturi mérőszakasszal
8.11. ábra Mennyiségmérés nagy keresztmetszetű csatornákban [2] Levegő, füstgázáram mérése: A nagy keresztmetszetű csatornákon áramló, esetenként szennyezett, közegek mennyiségének mérése sebességprofil Prandtl csövekkel végzett kimérésével, vagy (egy oldalról behúzott) Venturi cső jellegű mérőszakaszok kialakításával lehetséges. A mérés pontosságát az előbbieknél a mérés időtartama alatt változó hőmérséklet, utóbbiaknál a mérőszakaszt megelőző, kellő hosszúságú, egyenes szakaszok hiánya korlátozza. A sebességprofil felvételéhez a keresztmetszetet kellő számú, egyenlő nagyságú, részre kell felosztani és ezek középpontjában (8.11. ábra a) részlet) kell mérni a hőmérsékletet, füstgázösszetételt, és a Prandtl csövön kialakuló nyomáskülönbséget. A Venturi mérőszakaszoknál (8.11. ábra b) részlet) a nagy méretekből adódóan a szakasz előtti és a legszűkebb keresztmetszetben kialakuló nyomást is több síkban kell mérni, és a számításoknál ezek átlagát kell figyelembe venni. Füstgáz hőmérséklet mérése: Füstgáz hőmérséklet mérésénél gondot okoz, hogy a hőmérő rendszerint melegebb a környező fűtőfelületeknél, emiatt közte és a határoló felületek között sugárzásos hőcsere (8.12. ábra a) részlet) történik. Ebből 338
adódóan a szokásos, mechanikai igénybevételeknek ellenálló, védőtokos hőmérők által mért érték általában kisebb a tényleges füstgáz hőmérsékletnél, mivel a sugárzásos hőveszteséget a füstgáz és a hőmérő közötti, hőmérséklet különbséggel arányos, konvektív hőfelvételnek kell pótolni. Az eltérés nagysága annál nagyobb, minél nagyobb az eltérés a füstgáz és a hőmérőt határoló felületek hőmérséklete között. Olyan esetekben, ha a hőmérőt tűztéri lángsugárzás éri, fordított eltérés is lehetséges. További pontatlanságot okozhat a hőmérő elsalakosodása, vagy az áramlási holt térben elhelyezett hőmérő pernyével történő elrakódása. Az elrakódott hőmérő nem a füstgáz, hanem a lényegesen hidegebb pernye hőmérsékletét méri, további jellemző, hogy a hőmérséklet a kazán teljesítményének változása ellenére közel állandó. Füstgáz hőmérő
Konvektív hőfelvétel a füstgázból
a) Szokásos hőmérő beépítés
Sugárzásos hőleadás a határoló felületeknek
Hűtővíz elvezetés Hőelem
Hűtővíz bevezetés
b) Elszívó hőmérő Árnyékoló kerámia csövek
Füstgáz elszívás
8.12. ábra Füstgáz hőmérséklet mérés Az előbbi hibák elszívó hőmérő (8.12. ábra b) részlet) alkalmazásával küszöbölhetők ki. Ennél, a hőmérsékletérzékelő termoelem kerámiából készített, árnyékoló csövekben kerül elhelyezésre, így a sugárzásos hőcsere a külső árnyékoló cső és a falazat között játszódik le. A porcelán csövecskékben vezetett termoelemet a füstgázzal körüláramlott, belső kerámiacső veszi körül, melynek hőmérséklete, az elszívó ventilátorral biztosított nagy áramlási sebességből adódóan, jól megközelíti a füstgáz hőmérsékletet. Így a termoelem által mért érték a tényleges hőmérséklettől alig tér el. Az árnyékoló csöveket, illetve a hőmérőt vízzel hűtött védőcső tartja. A kis résméretekből, „finom” kialakításból adódóan az elszívó hőmérő csak ellenőrző mérésekhez, az üzemi hőmérők eltéréseinek megállapítására alkalmas, folyamatos mérésre, üzemi gyakorlatban általában nem alkalmazzák. Lánghőmérséklet mérése: Lángok hőmérsékletének mérésére régóta alkalmazzák az összsugárzás vagy részsugárzás mérő pirométereket. Miután azonban a lángok nem „feketék”, a hagyományos pirométerekkel mért hőmérsékletek, az esetek többségében, kisebbek a tényleges értéknél. A pirométerek érzékelési hullámhosszának megfelelő megválasztásával, kapcsolódó számításokkal a mérési hibák minimalizálhatók. Megfelelő elrendezéssel (például 8.13. ábra), nem világító gázlángoknál a CO2 (4,5-4,6 µm hullámsávnál lévő) abszorpciós sávjában, világító lángoknál két (0,7-1,1 µm közötti) hullámsávban végzett sugárzásintenzitás mérés alapján, tomográfiai kiértékelés felhasználásával, a tűztér adott keresztmetszetének hőmérséklet eloszlása is meghatározható [8.24]. Alkalmas hullámhossz választásával végzett, egész tűztérre kiterjedő sugárzásintenzitás mérések alapján a
339
felületek elsalakosodásának mértéke is megállapítható, és ez alapján a lerakódások eltávolítása is vezérelhető [8.24]. Pirométer
Akusztikus jeladó, jelérzékelő
b) Hangsebesség mérés
a) Sugárzás-sűrűség mérés
8.13. ábra Kétdimenziós füstgáz hőmérséklet mérés Hőmérsékletmérés hangsebesség alapján: A füstgáz hőmérséklet eloszlásának vizsgálatára a hang terjedési sebességének változásán alapuló módszerek is felhasználhatók. Mint a 6.1. fejezetben bemutattuk, a hang sebessége gázokban a gáz összetételétől és hőmérsékletétől függ:
a p v R T 6.4a Ezt felhasználva, a 8.13. ábra b) részletén vázolt rácsos vagy más elrendezésben végzett mérés során, az egyik oldalon lévő jeladóból (például levegő, fúvókán való kiáramlásából, villamos ívből) származó jelet a kibocsátás helyén és a vele szemben lévő falon, vagy az oldalfalakon elhelyezett érzékelőkkel rögzítve, a spektrum eltéréséből, az egyes, eltérő útvonalakon megállapítható a hang átlagos terjedési sebessége. Ezekből az eredmények tomográfiai kiértékelésével meghatározható az átlagos gázhőmérséklet, illetve hőmérséklet-eloszlás. A gázösszetétel változásából adódó pontatlanság, a szokásos tüzelőberendezéseknél, elméletileg ±2% nagyságrendben van. Az akusztikus hőmérsékletmérés a tűztérkeresztmetszetek hőmérséklet eloszlásának ellenőrzése [8.25] mellett felhasználható [8.26]: hulladék- és biomassza-tüzelésű berendezéseknél, a szekunder levegő bevezetés felett vizsgált hőmérséklet-eloszlás alapján, a tüzelőanyag adagolás, és a rostély levegőellátásának szabályozására, a támasztóégők vezérlésére, szénportüzeléseknél az optimális malompozíció, primer-, szekunder levegő bevezetés, ezzel a minimális légfelesleg beállítására is. Cső falhőmérséklet mérés: Eltérő hosszúságú, hőterhelésű túlhevítő csövek esetén az egyenlőtlenségek, és ezek cső falhőmérsékletre gyakorolt hatása számítással is meghatározható (2.226. fejezet), gyakran indokolt azonban a kritikus csövek falhőmérsékletének mérésekkel történő ellenőrzése is. Erre a folyadékhiányos forrás tartományához (3.9. ábra) közel üzemelő forrcsövek esetén is szükség lehet. A mérésre, egyebek mellett, a 8.14. ábrán vázolt mérőszakasz alkalmazható. A csőre hegesztett zömítőgyűrüs tömítésen keresztül a cső belsejében vezetett, 1,2-2 mm átmérőjű köpeny hőelem érzékelőjét a csőből kivágott mérőszakaszba zömítéssel rögzítik, majd a mérőszakaszt a csőbe visszahegesztik. A közeghőmérséklet mérése a fűtetlen, de jól szigetelt csőszakaszokra, kondenzátoros hegesztéssel (12-24 V
340
feszültségen feltöltött, 4-20 μF kapacitású kondenzátor kisütésekor keletkező ívvel), egyenként rögzített, 0,4-0,6 mm átmérőjű, hőálló anyaggal szigetelt, szokásos (vaskonstantán, kromel-alumel, stb.) anyagú huzalokból kialakított hőelem huzalpárral is lehetséges (8.14. ábra). A megfelelő nagyságú, feltöltött kondenzátor kisülésekor keletkező ív hőhatása elégséges a huzal csőre történő erősítéséhez, de a cső anyagszerkezetében elváltozást nem okoz. Tartós használatra alkalmas, a hegesztések sérülésére a szigetelés hibajavítás érdekében történő megbontásakor kell számítani. Az irodalomban (például [2]) más hőmérő rögzítési módszerek is megtalálhatók. Zömítőgyűrüs köpeny hőelem kivezetés
Mérőszakasz Köpeny hőelem
Zömítéssel rögzítve Kondenzátoros hegesztéssel rögzített hőelem huzalpár
8.14. ábra Cső falhőmérséklet mérés Hőáramsűrűség meghatározása: A tűztéri hőáramlás, cirkulációs számítás ellenőrzéséhez gyakran szükség van a hőáramsűrűség ismeretére. Mérésére hordozható vagy fixen beépített hőáramsűrűség mérő szondákat alkalmaznak. Előbbiek különféle megoldásait például a [8.29] irodalom ismerteti részletesen. Utóbbiak közül csak a csőfalban kialakuló hőmérséklet-különbségen, illetve a csőre hegesztett lapkában kialakuló hőmérséklet-különbségen alapuló mérési módszereket vázoljuk: Elgőzölögtető csövek tényleges hőfelvételének megállapítására a cső homlokfelületén elhelyezett hőmérőpár (8.15. ábra) alkalmazható. A megfelelő szögben kialakított (pl. 1,6 mm átmérőjű) furatokba, a cső homlokfelületére vezetett (1,2-1,4 mm átmérőjű) köpeny-hőelemekkel, a hőáram sűrűséget a csőfalban kialakuló hőmérséklet különbségből lehet számítani.
q
m ( t k t b ) d r k ln 1 2 r2
8.13
A füstgázoldali tömörség a nyílások környezetének zömítésével, illetve a hátsó oldal dobozolásával biztosítható. Előbbi összefüggésben: m cső anyagának közepes hővezetési tényezője [W/mK], tk külső furatban elhelyezett hőmérővel mért hőmérséklet [°C], tb belső furatban elhelyezett hőmérővel mért hőmérséklet [°C], dk a cső külső átmérője [m], a külső hőmérő érzékelőjén átmenő körív sugara [m], r1 r2 a belső hőmérő érzékelőjén átmenő körív sugara [m], a cső kerülete mentén történő hővezetés hatását figyelembe vevő tényező, értéke a csőelrendezés és a Bi kf rb / szám függvényében a [8.27] közlemény alapján vehető fel, vagy az ott megadott iterációs 341
módszerrel számítható. A Bi számot a csőben lévő hőátadásra jellemző kf [W/m2K] hőátadási tényezővel (3.2. táblázat) és a cső rb [m] belső sugarával kell számítani. Hősugárzás
Köpeny hőelem
8.15. ábra Hőáramsűrűség mérés elgőzölögtető csövön Természetes cirkulációjú elgőzölögtető csöveknél, amennyiben a cső belső felülete lerakódásmentes, az axiális hővezetés hatása a radiális hővezetéshez képest elhanyagolható. Ilyen esetben, ha a külső hőmérő a csőfelület közelében van, =0,91-0,96 között lehet. Kényszerátáramlású kazánok elgőzölögtetőinél, illetve egy oldalról besugárzott túlhevítő felületeknél kisebb értékekkel kell számolni. A hőmérők beépítéséből, méreteltérésekből (az érzékelők köpenyen belüli tényleges elhelyezkedéséből) adódóan jelentős nagyságú mérési hiba lehetséges. Ezek csökkentésére, a tényleges beépítés hatásának figyelembe vételére [2] közöl gyakorlatban alkalmazható eljárást. A [8.28] közlemény a 8.15. ábrán vázolttól eltérő hőmérő elhelyezések (például homlokfal külső felület-gát szimmetriavonal) esetére is ismertet elméleti összefüggéseket a hőáramsűrűség megállapítására. Köpeny-hőelemek
Forrcsövekre hegesztett mérőlapka Köpeny-hőelem elhelyezésére szolgáló furat
b 1 mm széles rés
rm
8.16. ábra Hőáramsűrűség mérés forrcsövekre hegesztett lapkával
Az előbbi megoldás helyett, a hazai gyakorlatban, a forrcsövekre hegesztett mérőlapka (8.16. ábra) alkalmazása terjedt el, amelynek elkészítése, hitelesítése, ellenőrzése is lényegesen egyszerűbb. A két szomszédos csőre felhegesztett, hőálló acélból készített, szimmetrikus kialakítású lapkába két köpeny hőelem rögzíthető. A hőelemek a membránfal gátlemezén fúrt lukakon keresztül vezethetők a fűtetlen térrészbe. A füstgáz kiáramlása az átvezetések dobozolásával, esetleg zömítőgyűrüs átvezetések alkalmazásával akadályozható meg. A lapkában a homlokfali hőfelvétel és a cső falának történő hőleadás hatására, a cső felé irányuló hővezetés alakul ki. A hátsó fali
342
hőveszteség számítása a
hőálló
hőszigeteléssel
q
csökkenthető.
A
hőáramsűrűség
m s tm
8.14 m2 rm 2 összefüggéssel lehetséges, amelyben a lapka anyagának átlagos hővezetési tényezője [W/mK], m a lapka vastagsága [m], s t m a lapkában elhelyezett hőmérők között mért hőmérséklet-különbség [°C], hőmérő furatának befűrészeléstől mért távolsága [m] (8.16. ábra), r hőmérő furatok egymástól mért távolsága [m], (8.16. ábra). m A lapkát, célszerűen, nagyobb hőmérsékleten is jó korrózióálló képességű anyagból kell készíteni, pontosan (például homlok, hátsó falat párhuzamosra köszörülve) kell gyártani. A szokásos falvastagság 4 mm, a mérősáv b szélessége 20 mm. Lerakódás vizsgáló cső: Különleges összetételű (hulladék, biomassza eredetű) tüzelőanyagok felhasználásánál, tüzelőanyag váltásnál gyakran a lerakódások mennyiségének, összetételének megváltozásával, korábban nem tapasztalt korrózió megjelenésével is számolni kell. A folyamatok kellő időtartamú, beállítható, ellenőrizhető feltételrendszerben történő megfigyelése lerakódás vizsgáló cső beépítésével lehetséges [8.30]. Ez egy mintegy 0,5 m hosszú, vizsgálni kívánt anyagú, méretű, beállítható, szabályozott hőmérsékletű közeggel hűthető, falhőmérőkkel (a belső, illetve a külső alkotókon) egyenletesen ellátott cső, amely 500-4000 óra vizsgálati időt követően eltávolítható a kazánból (8.17. ábra). A kivételt követően, szemrevételezéssel, laboratóriumi vizsgálatokkal megállapítható az esetleges lerakódások mértéke, összetétele, korróziós, anyagszerkezetre gyakorolt hatása. Miután a cső hossztengelye mentén a hőmérséklet változik, meghatározható egy adott lerakódás, korróziótípus, anyag szempontjából mértékadó hőmérsékletsáv, fogyási sebesség [8.30.]. Különféle csőanyagokkal végzett, párhuzamos vizsgálatokkal a legalkalmasabb anyagminőség is kiválasztható. Falhőmérséklet mérések
Hűtőközeg belépés Hűtőközeg kilépés
Maximum Hőmérséklet-változás Minimum
Csőhossz
8.17. ábra Lerakódás vizsgáló cső [8.30] Zajmérés (hang emissziós vizsgálatok) alkalmazása: A kazánok üzemeltetésekor jelentkező különféle rezgések spektrumának folyamatos megfigyelése (mint arra a 7.4. fejezetben utaltunk) lehetőséget ad a kazán elzárt terében jelentkező 343
meghibásodások (lyukadások, csőkinyílások, repedések) kezdeti fázisban történő felismerésére, ezzel a súlyosabb meghibásodások megelőzésére [8.31-8.32]. A zajspektrum felvételére általában kétféle eszközt alkalmaznak [8.33]: akusztikus mikrofont, az áramlási zajok változásának ellenőrzésére, a fűtőfelületek mellett a füstgázhuzamok mindkét oldalán, illetve a membránfalra jelvezető rudazattal támaszkodó piezoelektromos érzékelőt, a kazánfal, mint akusztikus doboz felhasználásával, az esetleges szivárgásokból a kazántestben ébredő ultrahangok érzékelésére, szükség szerint a fal több síkjában, oldalán elhelyezve (8.18. ábra). TE
TH1 UH1 TH1 TH3
Akusztikus érzékelők a kazán mindkét oldalán
UH2
TH4 TH2
E
E
Rezgés érzékelők a kazán mindkét oldalán
8.18. ábra Akusztikus és rezgés érzékelők elhelyezése [8.33] Az érzékelőket, a rezgések spektrumának, lefutásának kiértékelésére alkalmas számítástechnikai rendszerhez csatlakoztatva, egyrészt általában elemezhetők a rezgések, másrészt a spektrumok gyors megváltozásakor, előre beállított amplitúdók túllépésekor azonnal figyelmeztető jelzés adható a kezelőszemélyzet részére, így a szükséges beavatkozások kellő időben megkezdhetők. Tervezett, erős zajjal, rezgéssel járó beavatkozások, mint például vízlándzsás salakeltávolítás, koromfúvók használata, idejére a jelek kiértékelése átmenetileg felfüggeszthető.
344
8.3.
Működés üzemi ellenőrzése, javítása
A mai kazánkezelők munkáját − a háztartási berendezésektől eltekintve − dinamikus sémaképek, dinamikus kapcsolási állapot ábrák, színes megjelenítés segítik. A szokásos megjelenítések a mért, számított paraméterek mellett általában a kazánhatásfokot, maximális kazánteljesítményt, szabad kazánteljesítményt jelenítik meg. A kazánhatásfokot általában indirekt módszerrel számítják. A szabad kazánteljesítmény számítására a váltakozó igénybevételekre megengedett ciklushatárok alapján kerül sor. A maximális kazánteljesítmény megállapítása a tényleges és lehetséges tüzelési teljesítmény, illetve a tényleges és megengedett tűztérhőmérséklet, túlhevítő cső falhőmérsékletek összehasonlítása alapján történhet. Esetenként a segédberendezések egyedi munkapontjait is vizsgálják. A kazánszállítók nagyobb berendezéseik mellé általában komplett diagnosztikai rendszereket is ajánlanak. Az ezt kiszolgáló infrastruktúra: lehetővé teszi az üzemi események nyomon követését, biztosítja a jellemzők pontos számítását, támogatja a kereskedelmi, gazdasági elszámolásokat, statisztikák, jelentések elkészítését, a tevékenység és az események hatóságok részére történő dokumentálását, hosszú távú felügyeletet, emellett elősegítheti o az esetleges hibajelenségek, hiba okok gyors felismerését, elhárítását, o a gyártónál, szakértőknél felhalmozódott tapasztalatok átvételét, hasznosítását, o a berendezések élettartamának meghosszabbítását, o az üzemeltetési, karbantartási költségek csökkentését. A szakértői rendszerek fejlesztése − a felhalmozódott tapasztalatok integrálásán túlmenően − az 3-7. fejezetekben részletezett ismereteken, számítási eljárásokon alapul. Az általános ismertetés meghaladná a könyv kereteit. Példaként csak a felületek hőfelvételének elemzését, ehhez kapcsolódóan a befecskendezések működésének vizsgálatát, illetve a közvetlen befúvású malomkör ellenőrzését vázoljuk. Fűtőfelületek hőfelvételének ellenőrzése. A fűtőfelületek tervezése, mint arra utaltunk részben üzemi tapasztalatok alapján történik. A tényleges hőfelvétel eltérhet a tervezett értékektől, és üzem közben a tüzelőanyag tulajdonságaitól, égők beállításától, felületek elpiszkolódásától függően változhat. A változások a csőfalhőmérsékleten keresztül a felület élettartamát is befolyásolhatják. Ezért indokolt a hőfelvétel rendszeres ellenőrzése. Erre salakosodással, pernyelerakódással együtt járó tüzeléseknél a tisztítóberendezések (vízlándzsák, koromfúvók, légágyuk, stb.) működtetésének optimalizálásához szükség is van. Az ellenőrzés történhet hőáramsűrűség-mérő szondák (8.2. fejezet), a kazán üzemi mérőeszközei által mért értékek és hőtechnikai számítások alapján. Utóbbi, az 5.151 összefüggés átalakításával, a felület hőfelvételéből és közepes hőmérséklet-különbségéből kiindulva lehetséges:
kF
Q tln
345
5.151a
Fűtőfelületeknél − miután a felületek mentén a hőáramsűrűség folyamatosan változik − a felület átlagos hőfelvételének jellemzésére, a kF szorzat [W/K] értének számítása célszerű. A különféle terheléseken számított kF értékeket a hőtechnikai számításban felhasznált értékkel összevetve, az 5.167-5.171 összefüggések átrendezésével, kiszámítható a tényleges elpiszkolódási tényező, a kF értékek üzem közbeni változását figyelve pedig megállapítható a kazán elpiszkolódása. Párhuzamos gőz, füstgáz, levegő utak esetén lehetőség van a felületek hatásosságának összehasonlítására, szimmetria viszonyainak vizsgálatára is, az esetleges eltérést okozó jellemzők megállapítása után, a szimmetria helyreállítására.
600
0,65321
y = 53,60149x 2 R = 0,99759
550 500
kF (kW/K)
450
0,81663
y = 20,83010x 2 R = 0,98456
400 350 300
y = 13,37362x0,74961 R2 = 0,98876
250 200
kF léghevítő kF vízhevítő
150
kF újrahevítő 100
Hatvány (kF léghevítő) 20
25
30
35
Tüzelőanyagáram (t/h)
40
Hatvány (kF vízhevítő) Hatvány (kF újrahevítő)
8.19. ábra A hőfelvételre jellemző kF szorzat változása a tüzelőanyag tömegáram függvényében Példaként, a Dunamenti Erőmű egykori, 5. számú, fűtőolaj tüzelésű kazánján, nagyjavítás után, különböző teljesítményeknél elvégzett ellenőrző mérések [8.34] alapján a léghevítő, vízhevítő, újrahevítő fűtőfelületekre számított kF értékeket és az ezekre illesztett, közelítő hatványfüggvények lefutását a 8.19. ábra mutatja. A mért értékek „hullámzását” az adott esetben a légfelesleg tényező és a közegáramok tüzelőanyag áramtól független változásából adódó eltérések magyarázzák Az előbbi, 5.151a képlet használatához szükség van az egyes felületeken átadott hőmennyiség, illetve a felület előtti, utáni közeghőmérsékletek ismeretére: A felületek hőfelvételét vízoldalon a közegáramokból és a felület előtti, utáni nyomás és hőmérséklet értékek alapján meghatározott entalpiákból lehet számítani. Nehézséget a túlhevítőkbe, újrahevítőkbe befecskendezett közegáramok, befecskendezések utáni közeghőmérsékletek értékének megbízhatósága jelenthet. Ezért mindig célszerű ellenőrizni, hogy a mért értékek összhangban vannak-e. A befecskendezések utáni mért gőzáram és a befecskendezés előtti, utáni mért közegparaméterek alapján a 2.159a-2.159c összefüggések felhasználásával megállapíthatók a befecskendezett mennyiségek számított értékei. Hasonlóan a 2.159a-2.159c képletek átrendezésével kiszámíthatók a befecskendezés utáni ( hT 2 u , hT 1u , stb.) entalpiaértékek, ezek alapján meghatározhatók a befecskendezés utáni közeghőmérsékletek. A kiadódott értékek alapján a következő esetek lehetségesek [8.10]: o A mért és számított értékek között csak jelentéktelen, a mérési eltérésekből adódó különbség van, a mért értékek használhatók. 346
o A befecskendezés után mért hőmérséklet közel azonos a telítési hőmérséklettel, a számított entalpia a telített folyadékentalpia alatt van, a befecskendezés értéke túl nagy, a befecskendezés utáni felületbe nedves gőz áramlik. o A befecskendezés után mért hőmérséklet kisebb a telítési hőmérsékletnél, a hőmérőre a befecskendezésből származó vízcseppek csapódnak, amelyek a telítési hőmérséklet alá hűtik. Amennyiben a számított entalpia kisebb a telített folyadékentalpiánál, a fűtőfelületbe nedves gőz áramlik. Telített folyadékentalpiánál nagyobb számított entalpia esetén a fűtőfelület nedvesítése nem következik be, a porlasztás minősége, vagy a hőmérő elhelyezése, illetve a hőmérő maga rossz. Célszerű ezek ellenőrzése. o A befecskendezés után mért hőmérséklet nagyobb a telítési hőmérsékletnél, de a számított entalpia kisebb a telített folyadékentalpiánál, a mennyiség- vagy hőmérsékletmérés hibás. Hasonlóan, a mért és számított értékek közötti nagy eltérés (például a mért és számított hőmérséklet 5 °C-nál nagyobb eltérése) is mérési hibára utal. Célszerű mind a mennyiség mind a hőmérsékletmérés ellenőrzése. A logaritmikus hőmérséklet-különbség meghatározásánál a nehézséget a füstgáz hőmérsékletek megbízhatósága jelenti. Mint arra utaltunk, a hőmérők és határoló felületek közötti hőcsere következtében a szokásos hőmérők által mért értékek eltérnek a tényleges hőmérsékletektől. Ezért a füstgázoldali hőmérsékletek többségének megállapítása általában − a megbízhatóan mért értékekből kiindulva − számítással történik. A gyakorlatban megbízhatónak a tomográf eljárás alkalmazásával kiértékelt akusztikus, vagy pirométeres hőmérsékletmérések (általában a tűztér kilépő keresztmetszetében), vagy a léghevítő előtt, után hálósan telepített hőmérőkkel mért füstgáz hőmérsékletek tekinthetők. Ezekből, az egyes térrészek, víz-, gőzoldali hőmérsékletek nyomások, mennyiségek alapján számított hőfelvételéből, füstgáz tömegáramból − az 5.108 képlet felhasználásával − a kazán végéről kezdett számításnál a felület előtti, a tűztértől kezdett számításnál a felület utáni füstgáz hőmérséklet meghatározható. 1,5 1,4 1,3
y = 1,40881x-0,05506
1,2
R2 = 0,41616
1,1
W 1/W 2, q /1000
1 0,9
y = 0,40313x0,21396
0,8
R2 = 0,94428
0,7 0,6 0,5
y = 1,53703x-0,49252
0,4
R2 = 0,92336
0,3
W1/W2 légh
0,2
W1/W2 vízh
0,1
teta/1000 Hatvány (W1/W2 légh)
0 20
25
30
35
Tüzelőanyagáram (t/h)
40
Hatvány (W1/W2 vízh) Hatvány (teta/1000)
8.20. ábra Hőkapacitás áram arányok, túlhevítők utáni relatív füstgáz hőmérséklet változása a tüzelőanyag tömegáram függvényében Az egyes fűtőfelületek hőmérlege a füstgáz és a levegő tömegáram felhasználásával írható fel. Előbbi − mennyiségmérés hiányában − a tüzelőanyag tömegáram, légfelesleg tényező, fajlagos mennyiségek alapján számítható. Utóbbi mennyisége − 347
egyéb lehetőség hiányában − a léghevítő hőmérlegéből határozható meg. A léghevítőn bekövetkező hígulást (áthordást) a füstgázösszetétel változásából lehet kiszámítani. A példaként bemutatott esetre (Ljungstrőm típusú léghevítő, vízhevítő fűtőfelületekre) számított W1 / W2 hőkapacitás áram arányok (az 1 index a füstgázoldalra vonatkozik) és a kazán végéről számított „teta/1000”, túlhevítők utáni, relatív füstgáz hőmérséklet lefutását a 8.20. ábra mutatja. A légfelesleg tényező és a közegáramok, tüzelőanyag áramtól független, változásából adódó eltérések ezen az ábrán is megfigyelhetők. Az eltérések következtében a léghevítőkre vonatkozó hőkapacitás áram arányokra illesztett, közelítő hatványfüggvény regressziós együtthatója csak mintegy 0,42. Fűtőfelületek hőfelvétele üzemi mérések alapján: Az eljárás normál üzemi mérések alapján történő alkalmazására, a visontai lignittüzelésű erőmű, 4. helyszámú kazánján 1989. december 1-én, 11-12 óra között, 216,6 MW blokk teljesítménynél rögzített, átlagos értékek alapján végzett számítások eredményeit mutatjuk be. A 8.2. táblázatban összefoglalt, ljungstrőm előtti hőmérsékletekből előre haladva, az egyes térrészek hőmérlegéből, kiszámított füstgáz hőmérsékletek alapján látható, hogy a tűzteret követően kis mértékben egyenlőtlen füstgázhőmérséklet, a fűtőfelületeken kiegyenlítődik. A hőmérlegek felírásánál, a határoló falak hőfelvételét felületükkel és a vizsgált térrészre jellemző hőmérsékletkülönbséggel vettük arányosnak. 8.2. táblázat Ljungström Tápvíz előmelegítő Határoló fal TH2 Határoló fal UH1 Határoló fal TH1 Elgőzölögtető rács UH2 Határoló fal TH1 TH4 Határoló fal Schott1 Határoló fal Schott2 Határoló fal
Jobb oldal Füstgáz előtte Füstgáz utána 304 168 424 309 424 367 530 424 530 424 639 530 639 530 642 639 663 642 775 663 775 663 775 663 861 775 861 775 1015 861 1015 861 982 861 982 861
Bal oldal Füstgáz előtte Füstgáz utána 315 168 424 309 424 367 531 424 531 424 638 531 638 531 641 638 662 641 771 662 771 662 771 662 857 771 857 771 1013 857 1013 857 1012 857 1012 857
A gőzoldali hőmérsékletekből (8.3. táblázat) azonban az is látható, hogy a tűzteret követő fűtőfelületek (Schott2, Schott1, TH4, UH2) hőfelvétele a kazán két oldalán lényegesen eltér egymástól. A különbség a felületek eltérő elrakódásával, a Schott2, Schott1, TH4 felületeknél tűztéri lángsugárzásból adódó, eltérő hőfelvétellel magyarázható.
348
8.3. táblázat Jobb oldal Közeg előtte Közeg utána 34 281 243 308 357 357 359 393 357 357 332 462 357 357 357 359 357 357 389 541 357 357 357 359 465 540 357 357 382 429 357 357 429 475 357 357
Ljungström Tápvíz előmelegítő Határoló fal TH2 Határoló fal UH1 Határoló fal TH1 Elgőzölögtető rács UH2 Határoló fal TH1 TH4 Határoló fal Schott1 Határoló fal Schott2 Határoló fal
Bal oldal Közeg előtte Közeg utána 30 278 243 308 357 357 359 391 357 357 332 462 357 357 357 359 357 357 414 544 357 357 357 359 454 540 357 357 382 417 357 357 417 474 357 357
650 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0
kF jobb oldal kF bal oldal
Tá L pv jun íz el gst őm rö e m H le g at í ár tő ol ó fa l H T at ár H2 ol ó fa l H at UH ár 1 ol El ó gő fa zö l lö gt TH et 1 ő rá cs H at UH ár ol 2 ó fa l TH 1 H T at ár H4 ol ó f S al H ch o at t t ár ol 1 ó f Sc al H ho at ár tt2 ol ó fa l
kF szorzat (kW/K)
Az előbbi hőmérséklet-különbségek ellenére a kF szorzatok értékében (8.21. ábra) csak minimális eltérések figyelhetők meg. A léghevítőnél ezt az eltérő levegőbetörés, a Schott2 felületnél az eltérő elsalakosodás magyarázza.
8.21. ábra A hőfelvételre jellemző kF szorzat alakulása a fűtőfelületeken Malomkör ellenőrzése üzemi mérések alapján: A közvetlen befúvású szénőrlő rendszereknél (8.22. ábra) a szokásos üzemi mérések: malom előtti, utáni hőmérséklet (8.23. ábra), adagoló fordulatszám, malom üzemóra, hajtómotorok áramfelvétele és a hőfelvétel ellenőrzésnél kiadódott eredmények alapján a malomkörök működésének részletes elemzése is elvégezhető. A malomkörökben a szénpor-hordozóközeg szállítását elősegítő berendezések (ventilátorok, verőkerekes malmok) „köböző” gépek, azaz működésükre az adott ellennyomás, és állapot függvényében szállítható térfogatáram jellemző. Így a hordozóközeg térfogatárama:
349
8.15 Vm ( fg fol hil vg )v ahol a 8.22. ábrán feltüntetett jellemzőkön túlmenően: w wu vg e m ta a szárítás során elpárolgó vízgőz tömegárama [kg/s], 100 wu t2 273 v fg fol hil vg fg fol hil vg ( fg fol hil vg ) 273
a
hordozóközeg
fajtérfogata
[m3/kg]. fg fg
Füstgáz visszaszívás
m ta tk
hil Páraégő
fol
Főégő
Vm t2
t fol
t1
8.22. ábra Közvetlen befúvású malomkör ellenőrzése A Vm térfogatáram verőkerekes malmoknál a beadagolt szénmennyiségtől, a verőlapok kopásától (általában az ü üzemórával jellemezhető) függ, és minimális értékét az úgynevezett lefulladási határ (egységnyi térfogatra számított porkoncentráció) korlátozza. Üzemi elemzésekhez, szimulációs számításokhoz általában tab 8.16 Vm a(1 ü c )m alakú összefüggéssel közelíthető, amely a malomkör ellenállásának változását is figyelembe veszi. Kellően nagyszámú üzemi mérés alapján mód van a közepes szemcseméret és szárítási hatásfok malom utáni hőmérséklet függvényében történő közelítésére is. A közepes szemcseméret például
d k ae
t2 b
8.17
a szárítás mértéke 2 we wu 100 a e b 8.18 we alakú kifejezéssel közelíthető [8.35]. Előbbi összefüggésekben a , b , c az üzemi mérésekkel meghatározott, összefüggő paraméterekre illesztett közelítő függvények eltérő számértékű, regressziós együtthatói. A szemcseméret, nedvességek felhasználásával becsülhető a malom utáni hőmérséklet optimális értéke, amely egyéb, itt nem tárgyalt, a tüzeléstechnika illetékességi körébe tartozó jellemzőktől is függ. t
350
A malomban lejátszódó folyamatokra teljesülni kell az energia-megmaradás törvényének is, amely a malomkör hőmérlege alapján ellenőrizhető:
fg h fg fol h fol hil hhil Pma hvg hv hta m ta fg h fg t ( fol hil )hl t Pm sv 2
2
8.19
Előbbi összefüggésben a szárításhoz visszaszívott füstgáz entalpiája [kJ/kg], h fg h fg t 2 h fol
hhil hl t 2 hvg
hv
a szárításhoz visszaszívott füstgáz entalpiája a malom utáni hőmérsékleten [kJ/kg], az előmelegített levegő entalpiája [kJ/kg], környezeti hőmérsékletű levegő entalpiája [kJ/kg], a szárításhoz bevezetett levegő entalpiája a malom utáni hőmérsékleten, [kJ/kg], w wu a szárítás során elpárologtatott vízgőz hvg e ( 2500 1,88t2 4,186tk ) 100 wu entalpianövekedése [kJ/kg], a szárítás után a szénben visszamaradt nedvesség
Pma Pm sv
100 we wu 100 wu 4,186 0,96 t2 entalpiája a malom utáni 100 wu 100 100 hőmérsékleten [kJ/kg], 100 we w a tüzelőanyag entalpiája környezeti hta e 4,186 0,96 tk 100 100 hőmérsékleten [kJ/kg], malom teljesítményfelvétele [kW], malom sugárzási, vezetési vesztesége [kW],
we wu
nyers szén nedvességtartalma [%], a szén malom utáni nedvességtartalma [%].
hv
hta
Malom után
1000
Malom előtt
900
Hőmérséklet (°C)
800 700 600 500 400 300 200 100 0 1
2
3
4
5
6
7
8
Malomszám
8.23. ábra Malom előtti, utáni hőmérsékletek Az előbbi összefüggések alkalmazásával kidolgozott eljárás alkalmazására, példaként a visontai erőmű már hivatkozott, 4. helyszámú kazánjára, az 1989. december 1-én, 11-12 óra között mért átlagos értékekkel, kiadódott eredményeket ismertetjük. A számítás a malmok szállítóképességének az üzemidő és őrlési teljesítmény alapján − az üzemi tapasztalatok felhasználásával kidolgozott regressziós összefüggésekből − történő kiszámításával indul. 351
A malom utáni hőmérsékletek felhasználásával a 8.18 alakú regressziós összefüggésből − malmonként − megállapításra kerül a szénpor őrlőszárítás utáni nedvességtartalma, ez alapján az elpárolgott nedvesség és a hordozógáz vízgőz tartalma. Ezt követően, a malom utáni hőmérsékletek felhasználásával, az egyes malomkörök között szétosztásra kerül az előző számításokból ismert, léghevítőket megkerülő hideg levegő mennyiség, majd az egyes malomkörök (8.19 összefüggés szerinti) hőmérlegének és a malmok szállítóképességének, hordozóközeg sűrűség változásának figyelembevételével, iterációs számítással, kiadódik a visszaszívott füstgáz, meleg- és hideg levegő, valamint vízgőz áram (8.24. ábra). 60
Vízgőz Hideg levegő Meleg levegő Visszaszívott szárítógáz
Közegáram (kg/s)
50
40
30
20
10
0 1
2
3
4
5
6
7
8
Malomszám
8.24. ábra Hordozógáz összetétele A mennyiségek ismeretében meghatározható a primer levegő hányad, befúvási sebesség, hordozó közeg szénpor koncentrációja, és a fajlagos őrlési energiafogyasztás is (8.4. táblázat). 8.4. táblázat Malomszám Primer Befúvási Szénpor Fajlagos őrlési levegő sebesség koncentráció energiafogyasztás hányad 3 (%) (m/s) (g/m ) (kWh/t) 1 28,4 18,9 197 9,25 2 24,9 19,8 188 9,24 3 Üzemen kívül 4 39,1 18,5 187 9,94 5 56,9 20,4 169 9,98 6 52,8 20,5 167 10,04 7 42,2 19,5 190 9,29 8 33,4 19,1 195 9,24
A vázlatosan bemutatott példák alapján belátható, hogy az ismert összefüggések, meglévő mérések alapján is kidolgozhatók a kezelők munkáját segítő diagnosztikai rendszerek. Így az üzemvezetésnek a mai mérés- és számítástechnikai háttérre alapozva − a készen megvásárolható rendszerek mellett − lehetősége van a helyi igényeket kielégítő, saját készítésű ellenőrző, megjelenítő eljárások megvalósítására, illetve a meglévő diagnosztikai rendszerek szükség szerinti kiegészítésére is. A berendezések iránt támasztott igények (hőhordozó közeg paraméterek), tüzelőanyag minőség változásával gyakran szükségessé válik a várható működés elemzése, a fűtőfelületek esetleges átalakításának vizsgálata. Az ilyen számítások is elvégezhetők az előző fejezetekben ismertetett, részletes számítási 352
összefüggésekkel, különféle, széles körben használt kódokkal. A gyakorlati tapasztalatok alapján azonban, az esetek nagy részében célszerűbbnek tűnnek a berendezéseken mért hőmérséklet, közegáram, hőátbocsátási tényező értékekkel történő számítások. Utóbbiak ugyanis ténylegesen jellemzik a berendezés, felületek, stb. állapotát, míg az elméleti számítások csak közelítik azokat. A számítások ez esetben is a mérlegegyenletekkel, hőmérséklet-változásokat leíró (8.5. táblázat) összefüggésekkel történnek. A számított értékek helyett azonban a mért, vagy a mérések alapján várható értékeket vesszük figyelembe. További egyszerűsítés, hogy feltételezzük a változással nem érintett, így várhatóan azonos közegáramokkal, stb. működő, megelőző fűtőfelületek utáni füstgáz hőmérséklet változatlan lefutását, amelyet a kazánterhelés ( m i tüzelőanyag áram, füstgáz tömegáram) függvényében általában, a 8.20. ábrán is feltüntetett:
fg e a m i b
8.20
alakú összefüggéssel közelítünk. 8.5. táblázat Füstgáz hőmérsékletváltozása Ellenáram
Egyenáram
(1 t1 )
1 eR1 1NTU1 1 R1 eR1 1NTU1
1 eR1 1NTU1 (1 t1 ) 1 R1
Víz-, levegőoldali hőmérsékletváltozás
t R1
t R1
Állandó hőmérsékletű t ( 1 t1 )e NTU2 fűtőközeg Állandó hőmérsékletű ( 1 t1 )e NTU1 fűtött közeg Az összefüggésekben szereplő jelölések értelmezése az 5.240 kifejezéssel azonosan:
W1 1c p 1 és W2 m 2c p 2 hőkapacitás áramok aránya , a W1 m W2 kF az átviteli egységek száma NTU1 W1
R1
Ezekből kiindulva − a felület 8.5. táblázatban megadott típusától függően − a számított, vagy megfigyelt hőátadási tényezők, tömegáramok, alapján meghatározható a hőátviteli folyamatban résztvevő közegek hőmérséklet-változása, ezzel hőleadása, hőfelvétele. A fő fűtőfelületekkel azonos térrészbe beépített mellék fűtőfelületek (például: határoló fal, függesztő csövek) hőfelvétele a térrészben leadott hőmennyiség százalékában is figyelembe vehető. A megváltozó üzemi körülmények között, állandósult állapotban várható üzemi jellemzők becslésére alkalmazott módszerek szemléltetésére regeneratív léghevítő, meleg levegő visszakeveréssel történő belépő hőmérséklet növelésének vizsgálatát mutatjuk be. Léghevítő rendszer ellenőrzése: A rendszer − melynek kapcsolását a 8.25. ábra mutatja − két, párhuzamosan kapcsolt regeneratív léghevítőből, ezeket megelőző
353
gőzfűtésű kaloriferekből, a kaloriferek közé beépített levegő aláfúvó ventilátorokból, levegőoldali megkerülő csatornákból áll. A vizsgálat tárgyát a levegő oldali visszakeringtetést, ezzel a belépő levegő hőmérsékletének növelését, és a hidegoldali korrózió csökkentését, lehetővé tevő, az ábrán eredményvonallal jelölt csatorna esetleges megvalósítása képezte. Kéménybe
m V m L
fg u tv e
tk m L fol m L
Gőzfűtésű kalorifer
( 1 x )m L fol m L x m L fol
z( 1 x )m L fol m L ( 1 z )( 1 x )m L fol m L tL e Ljungström 1.
Ljungström 2.
t'L u
( 1 x )m L fol tL u
m V
fg e
m L fol Tápvíz előmelegítő
Kazánból
8.25. ábra Léghevítő üzemállapotának szimulációja Az ábrán jelölt mennyiségekkel és hőmérsékletekkel, a közepes levegő fajhők csekély különbségének elhanyagolásával a hőmérleget felírva, a visszakeverést követően kialakuló levegőhőmérséklet: tve
L folt Lu ( m L fol m L )tk xm L fol m L (1 x )m
8.21
A levegő aláfúvó ventillátorban bekövetkező, csekély hőmérséklet-növekedést elhanyagolva, a második gőzfűtésű kalorifer a t ve hőmérsékletű, de a korábbiaknál a visszakeringtetett mennyiséggel nagyobb tömegáramú levegőt melegíti tovább. A kaloriferből kilépő levegő várható előmelegítési hőmérséklete (a 8.5. táblázatban, állandó hőmérsékletű fűtőközegre, megadott összefüggésbe a tényleges értékeket behelyettesítve): t L e t s (t s tve )e
ahol ts k kal Fkal c pL
k kal Fkal L fol m L] c pL [( 1 x ) m
8.22
a kalorifer fűtőgőz telítési hőmérséklete [°C], a kalorifer hőleadására jellemző szorzat [kW/K], a levegő közepes fajhője [kJ/kgK].
A léghevítő utáni t L' u levegőhőmérséklet az „ellenáramú” hőátadást figyelembe véve:
354
8.23 t L' u t L e ( fg e t L e )R1 Ahol a 8.25. ábra jelölésein túlmenően: m V c p fg a füstgáz és levegőoldali hőkapacitás áramok aránya, R1 L fol ]c pL [(1 z )(1 x )m
NTU1
klh Flh m V c p fg
a regeneratív léghevítőre jellemző átviteli egységek száma,
klh Flh a regeneratív léghevítő hőátadására jellemző szorzat [kW/K], c p fg a füstgáz közepes fajhője [kJ/kgK],
fg e
a léghevítőt megelőző fűtőfelületből kilépő füstgáz 8.20 alakú (füstgáz tömegáramtól függő) összefüggéssel közelített hőmérséklete (°C)
A léghevítő utáni füstgáz hőmérséklet:
fg u fg e (t L' u t L e )/ R1
8.24
Az égők előtti t L u levegőhőmérséklet, a levegőoldali megkerülést figyelembe véve, a közepes levegő fajhők különbségének elhanyagolásával:
t Lu t L' u (1 z ) t L e z 8.25 A számítások elvégzéséhez szükség van az egyes fűtőfelületek hőátadására jellemző kF szorzatokra. Ezek, megfelelő pontosságú ellenőrző mérések alapján általában előállíthatók (R2 általában nagyobb 0,98-nál) az adott fűtőfelületen átáramló tömegáramtól függő i ki Fi a m 8.26 alakban. Felhasználásukkal a különböző kazánterhelésekre, légfelesleg tényezőkre, t ve ventilátor előtti hőmérsékletekre, z, x megkerülési, visszakeringtetési arányokra a várható hőmérsékletértékek számítása elvégezhető, ez alapján a lemezbetétek minimális átlaghőmérséklete, hőmérsékletingadozása (5.237, 5.238 képletekkel) is becsülhető. b
Áttérés fuzzy szabályozásra: Gyakorlati tapasztalatok arra mutatnak, hogy a gyakorlott kezelők − megfigyeléseik alapján − gyakran jobb kazánüzemet tartanak, mint a szabályozó készülékek. Ezt felismerve, a hagyományos szabályozások kiváltása, a gyakorlott kezelők beavatkozási szokásait, mint eljárási szabályokat felhasználó fuzzy48 szabályozással, jelentős hatékonyságjavulást eredményezhet [8.36, 8.37]. A szabályozás hátterének, részleteinek ismertetése túllépne a könyv 48
A fuzzy szó jelentése elkenődött, életlen, elmosódott. A fuzzy szabályozás a halmazelmélet és a Bool algebra felhasználásával kifejlesztett, fuzzy logikán alapuló, sokparaméteres nemlineáris rendszerek szabályozására alkalmas, „életlen” szabályozást jelenti. A beavatkozási szokások (szakértői ismeretek) logikai megfogalmazása például: Ha „A” nagy és „B” közepes és „C” kicsi akkor „D” növelendő alakú, vagy hasonló lehet [8.36]. Ilyen műveletek formalizálásához a mért („A”, „B”, „C”) jellemzőket a tagsági függvények alapján rész (például nagy, közepes, kicsi, stb.) halmazokba kell rendezni. Ezekkel meg kell határozni a szakmai tapasztalatokat leképező logikai összefüggések eredményét (amely csak egy művelet, tevékenység irányát jelöli, így egy részhalmazra mutat), és ezt (például az egyes „A” stb. részhalmazok tagsági függvényeinek súlyozásával) a szabályozó számára a beavatkozó jellemző értékének egyértelmű meghatározására alkalmas értékké kell visszaalakítani.
355
keretein, ezek megismeréséhez − magyar nyelven is (például [8.38]) bőséges irodalom áll rendelkezésre. Az áttérés a szerző véleménye alapján akkor lehet célszerű, ha a hagyományos szabályozásokkal, a nagy zavarások következtében, a szabályozott paraméterek nem vagy csak nagy ingadozásokkal tarthatók, és van hasznosítható tapasztalatokkal rendelkező szakértő, gyakorlott kezelő, illetve a beavatkozási szokások más, hasonló berendezésről átvehetők. Statikus, dinamikus szimuláció: A számítástechnika fejlődése lehetővé tette a berendezésekben lejátszódó, számítási összefüggésekkel leképezhető folyamatok dinamikus viselkedésének leírását, tanulmányozását, ez alapján szimulátorok kifejlesztését. A gyakorlati igények kielégítésére több programcsomagot fejlesztettek ki, amelyek alkalmasak a kazánok működésével kapcsolatos részletkérdések (például tűztéri áramlás, hőátadás, elgőzölgés), vagy a teljes berendezés működésének akár dinamikus, numerikus vizsgálatára. Utóbbiak a különféle üzemi események lefutásának, hatásának vizsgálata mellett, (amelyek alapján például a szabályozók, védelmek beállítása javítható) a kezelők képzésére is felhasználhatók. A szerző tapasztalatai alapján számos, jól felkészült vállalkozó kínál akár berendezés-független, általános oktatási felhasználásra is szimulációs programokat. Az üzemvezetés szándékán, hozzáértésén múlik, hogy indokoltnak tartja-e egy, az adott berendezéseket leképező szimulátor kidolgozását és ennek megvalósítása során: kellően dokumentált, széles körben közzétett mérési eredmények szimulációjával ellenőrzött, ugyanakkor egyes részleteiben fekete doboznak tekinthető kész programcsomag (például [8.39]), vagy a szokásos mérlegegyenletek, számítási összefüggések alapján, az adott berendezésre kidolgozott egyedi számítási eljárás (például [8.40-8.42]) alkalmazása mellett dönt.
356
8.4.
Üzemzavarok
A kazánoknál nagyon sokféle meghibásodás fordulhat elő. Rendszerezésükre több kezdeményezés történt (például [8.43]), azonban egységesen elfogadott csoportosításról, minősítésről még nem lehet beszélni. Szerző − szakértőként − nagyon sok meghibásodással találkozott, a szakmai közvélemény érdeklődésére számot tartó, nagyobb eseményekről a szakirodalom is beszámol (például [8.32], [8.44]). Ennek ellenére jelen ismertetés nem egyes, tényleges meghibásodások ismertetésére, elemzésére törekszik, hanem az üzemeltetők számára hasznosítható összefoglalásra. Az események a kiváltó okokat tekintve alapvetően két nagy csoportra oszthatók: a normál üzemi körülményektől eltérő, rendszerint váratlan események hatására bekövetkező meghibásodásokra, illetve az üzemvitel eredményeként bekövetkező elváltozásokra, meghibásodásokra. Utóbbiak a választott felügyeleti filozófiának megfelelően végzett külső, belső felülvizsgálatokkal (7.4. fejezet) általában kellő időben felfedezhetők, így a nagyobb kárral, veszélyeztetéssel járó állapotok megelőzhetők. Erre tekintettel, az alábbiakban elsősorban a normál üzemi körülményektől eltérő, váratlan eseményeket vázoljuk: Tüzelésoldali meghibásodások. o Tűztéri robbanás: A tűztérbe nem szándékoltan bejutó, vagy az ott lejátszódó folyamatok eredményeként nem tervezetten keletkező éghető gáz, gőz begyulladásából kiinduló robbanás49 következtében az égők leszakadhatnak, a tűztér határoló felületei deformálódhatnak, a folyamat gyorsasága, kiterjedése következtében csaknem minden esetben súlyos, gyakran halálos személyi sérüléseket okoz. Leggyakoribb oka a tüzelőanyag ellátó rendszer tömörtelensége. A rendszeres ellenőrzés elmulasztása következtében, még a mai kettős elzárás, közbenső tehermentesítés (szabadra vezetés) alkalmazása esetén is bekövetkezhet. Megelőzése a biztonsági szerelvények gondos megválasztásával (a felhasznált tüzelőanyagnak megfelelő tömítések, záró elem anyagok), a tömörség rendszeres ellenőrzésével, a berendezés begyújtást megelőző megfelelő időtartamú szellőztetésével lehetséges. A tűztéri robbanás különleges esete a vízoldali szivárgás következtében − nagyobb karbon tartalmú szilárd tüzelőanyagokból keletkező, egy adott térrészben felhalmozódó vízgáz (CO+H2) − berobbanása [8.44]. Ez ellen csak a vízgáz keletkezésének, felhalmozódásának megelőzésével: a vízoldali szivárgás kizárásával, mielőbbi észlelésével, a reakcióképes karbon szabályozott elégetésével, bedúsulásának megakadályozásával lehet védekezni. A tűztéri robbanások következményei kellő nagyságú robbanó nyílások, fedelek (1.2. fejezet, [8]) beépítésével csökkenthetők. o Lángalak megváltozása: Rossz fúvókák alkalmazása, égők rossz beállítása következtében bekövetkezhet a szénhidrogén lángok megnyúlása, az így kialakuló szúróláng − rövid időn belül − a szemközti falon több csőre, lángcső fenékre, fordulókamra falra kiterjedő túlhevülést, deformációt idézhet elő. Az égők közelében keletkező lerakódások a lángok elhajlását okozhatják. A jelenség gyakran csak súlyos meghibásodást követően fedezhető fel. Estenként a kazán teljes tönkremenetelét is előidézheti, és a környezetre, személyzetre is súlyos veszélyt jelenthet (2.36. ábra). Megelőzése az égő javításokat, Robbanás: a normál lángterjedési sebességgel induló, gyorsuló égés sebessége eléri a hangsebességet. 49
357
beállításokat követő ellenőrzésével, az esetleges lerakodások kialakulásának folyamatos figyelésével, a lerakódások eltávolításával lehetséges. o Salaklerakódások lehullása: Szénportüzelésű berendezéseknél a besugárzott túlhevítő felületen, határoló falakon nagy magasságban képződött, nagyobb méretű salaklerakódások terhelésváltozás hatására, vagy más okból bekövetkező lezuhanása a tűztérben nyomáshullámot, a salaktölcsérben, utóégető rostélyon szerkezeti meghibásodást idézhet elő. A környezetre a legnagyobb veszélyt a nyomáshullám következtében a berendezésből kiáramló forró füstgázok jelenthetik, különösen, ha a nyomáshullám átmeneti (akár részleges) tűzkialvást is előidézett. A visszagyulladáskor kialakuló nyomáshullám még az esetleg javítás alatt álló malmok visszaszívó aknáiban lévő, elzáró toló lapokat is deformálhatja, felnyithatja. Megelőzése a salakosodás csökkentésével, rendszeres salakeltávolítással, vízlándzsák megfelelő időközönként végzett működtetésével lehetséges. Ejtőcső meghibásodások: Nagyobb keresztmetszetű, vagy nagyobb számú ejtőcső meghibásodása esetén a kazándobban tárolt telített folyadék rövid időn belül kifolyik, de a belőle, az expanzió következtében keletkező gőzmennyiség elvezetésére a füstgázelvezető rendszer képtelen, így a nyomás gyorsan meghaladhatja a határoló falak teherbírását, amelyek súlyos környezeti és személyi sérüléseket okozva felszakadhatnak [8.32]. Különösen súlyos következményekkel járhat, ha felszakadásra a falazatban (2.62. ábra b) részlet, 5.31. ábra b) részlet) vezetett ejtőcsőnél kerül sor, amikor az expanzió következtében keletkező gőz eltávozására csak a falazat befelé vagy kifelé való kinyílását követően van mód. Az ejtőcsövek meghibásodására többek között hegesztési varrathibából, nagy ovalitás (7.49. ábra) miatti repedésből, vagy vízkifúvás miatti erózióból [8.32] adódóan kerülhet sor. Megelőzése az ejtőcső varratok, csőívek teljes körű repedéskereső vizsgálatával, az ejtőcsövek megfelelő vonalvezetésével, az esetleges szivárgások hang emissziós méréssel történő mielőbbi felfedezésével lehetséges. Dobösszekötő csövek meghibásodása: A többdobos (2.95. ábra) kazánok dobjait összekötő csövek csőívekben, csőcsonkok környezetében bekövetkező meghibásodása gátolt hőtágulásból alakul ki, egy vagy több ejtőcső törésével és az előző bekezdésben vázolt, súlyos következményekkel járhat. A gátolt alakváltozás a dobok „megfogásából”, a fix alátámasztású dobokba bekötött csövek (például 2.44. ábra) másik végének gátolt tágulásából adódik. Mint arra utalás történt, a 2.89. ábrán 10-es jelölésű vízoldali összekötő csöveken is bekövetkezhetnek meghibásodások, a csövek periodikus kiszáradása következtében. A megelőzésre egyrészt a szabad mozgási lehetőség első indításnál (akár az elmozdulások mérésével) történő ellenőrzésével, későbbi rendszeres felülvizsgálatával, a vízoldali összekötő vezetékek esetében az áramlás gondos, rendkívüli üzemállapotokra is kiterjedő tervezésével, a csövek falhőmérsékletének ellenőrző mérésével van lehetőség. A repedéskereső vizsgálatoknál elsősorban a legkevésbé rugalmas vezetékekre kell figyelmet fordítani. Dugulás: A vízoldali szennyeződések leiszapolhatatlan mélypontokban való lerakódása (2.37. ábra), elgőzölögtető, túlhevítő csövek váratlan magnetit réteg leválás következtében bekövetkező dugulása a fűtőfelületek kellő hűtés hiányában bekövetkező túlhevülését, ezzel rövid időn belüli meghibásodását
358
idézheti elő. A kiáramló folyadék, gőz a környező fűtőfelületekben, egyéb szerkezeti elemekben is nagy károkat, a határoló falak felnyílása esetén személyi sérülést okozhat. Megelőzése az elgőzölögtető rendszernél a gondos tervezéstől, a mélypontok elkerülésétől függ. Amennyiben a berendezésen mégis előfordulnak mélypontok, indokolt ezek rendszeres megbontással vagy száloptikával történő ellenőrzése. A magnetit réteg gyors leválása ellen az ugrásszerű hőmérséklet-változással járó üzemállapotok megelőzésével lehet védekezni. Ilyen üzemállapotot [8.45] követően a súlyosabb meghibásodások megelőzésére célszerű a veszélyeztetett felületek akár csőkivágással történő ellenőrzése. A korszerű vízelőkészítő berendezések ellenére a személyzet, üzemvezetés gondatlanságából adódóan ma is előfordulnak kazánkő kiválásból adódó lerakódások, dugulások. Ilyen esetben elsősorban a szerkezeti anyag károsodásának mértékét kell ellenőrizni: a lerakódások eltávolítását követően alkalmas lehet-e még további üzemeltetésre vagy ezt a bekövetkezett szövetszerkezeti, szilárdsági elváltozások kizárják. A berendezés mechanikai eszközökkel vagy kémiai kezeléssel történő esetleges tisztítása csak a szerkezeti elemek további üzemeltetésre történő alkalmassága esetén lehet indokolt. Túlhevülés: Túlhevítőknél, régebbi, skin casing kivitelű (2.63. ábra) tűztéri határoló falaknál gyakran előfordul, hogy egy-egy cső a hőtáguláskülönbségekből adódó elmozdulások következtében elszabadul. Túlhevítőknél leugrik a tartófülekről, elgőzölögtetőknél leszakad a fésűs lemezről. Ennek következtében mind a cső felé irányuló hőátadás, mind a hőátadó felület megnövekedhet, miközben a hőelvonás túlhevítőknél (a fajtérfogat növekedése következtében megnövekvő nyomásveszteség miatt) csökken, elgőzölögtetőknél alig javul, így a cső helyileg túlhevülhet és rövid időn belül meghibásodhat. Elgőzölögtetőknél a meghibásodás gyakran nem a belógás környezetében, hanem a cső felsőbb (nagyobb gőztartalommal jellemezhető, kiszáradáshoz közeli) szakaszán következik be, a felszakadást követően kiáramló gőz-víz keverék a szomszédos csöveket is károsíthatja. Megelőzése túlhevítőknél a felfüggesztések, kapcsolóelemek megfelelő, a kiugrást megakadályozó kialakításával (2.142. ábra a) részlet, 2.143. ábra), illetve a leállások során történő szemrevételezéssel, visszarendezéssel lehetséges. Utóbbi skin casing kivitelű határoló falaknál gyakran nem vezet megfelelő eredményre, mivel mind a csövet, mind a fésűs lemezt a korábbi varrat helyén kellene hegeszteni, ami a rendszerint bekövetkező elridegedés következtében nem eredményezhet tartós megoldást, rövid időn belül általában újabb leszakadás várható. Emiatt gyakran a cső egy szakaszát, fésűslemez darabot is cserélni kell. Ridegtörés: Előfordul, hogy a kazán vegyszeres tisztításának előkészítése, rosszul végzett ioncserélő töltet regenerálás következtében a kazánba savas, vagy lúgos folyadék jut és ezzel a kazánt begyújtják vagy tartósan üzemeltetik (4.7. fejezet, vegyszerbetörés). A következmény a csövek elridegedése. Sósav betörés esetén vastag magnetit réteg képződés, hidrogén diffúzió (hidrogénridegség) is előfordulhat, a forrcsövek belsejében leváló magnetit lemezkék a csövek teljes dugulását is előidézhetik, így rövid időn belül is bekövetkezhet csőfelszakadás. A savas oldat a kazándob ejtőcső furatainál a kisciklusú kifáradás következtében megindult károsodásokat (7.81. ábra) előhívhatja, a furatperemeken repedések jelenhetnek meg. Miután a csövek károsodása az egész elgőzölögtető csőrendszerre kiterjed, a javítás csak
359
teljes csőcserével végezhető el. E nélkül gyakori, rideg töretfelülettel jellemezhető (4.40. ábra d) részlet) csőmeghibásodásokra lehet számítani. Megelőzés csak gondos üzemvitellel, a kényes üzemviteli műveleteknél kettős személyzettel lehetséges. Utóbbi még az automatizált, elméletileg a tévedést, hibás kapcsolást kizáró vezérlésekkel felszerelt berendezéseknél is indokolt lehet. Csonkvarratok repedése: A 7.32. ábrához kapcsolódóan bemutattuk, hogy a kerület menti hőmérséklet-különbségek hatására szabad alakváltozási lehetőségek esetén a kazándobok, kamrák, meggörbülnek. A gyakorlatban azonban a kazándobokhoz, kamrákhoz csatlakozó csövek (például 7.56. ábra) a szabad alakváltozást gátolják. Ilyen esetben gyakori, hogy egyes csonkok varrataiban (miután hegesztési hőbehatások, hegesztési, hőkezelési hibák következtében ezek szívóssága kisebb a csövek, hengeres övek tervezett szívósságánál) kisciklusú kifáradás következtében − már a tervezett indítási szám töredékénél − repedések jelennek meg. A csonkok általában hőszigetelt, nehezen hozzáférhető térben helyezkednek el, így az esetleges kezdődő meghibásodások is észrevétlenek maradhatnak. Az ejtőcső csonknál bekövetkező repedés az előzőekben már említett, nagyon súlyos következményekkel járhat, de a túlhevítő kamra varratoknál bekövetkező esetleges gőzkifújások is nagy rombolást, személyi sérülést okozhatnak. Megelőzésük a gyártási, szerelési előírások betartásának megkövetelésével, a veszélyeztetett csonkvarratok szerkezeti vizsgálatokhoz kapcsolódó, rendszeres hibakereső ellenőrzésével lehetséges. Füstgázoldali korrózió: Elsősorban hulladék, biomassza tüzelésű berendezéseknél, a nem kellően alapos előzetes tüzelőanyag vizsgálat, a hulladék összetételének megváltozása, tervezésitől eltérő biomassza felhasználása, illetve a tűztérfalak, fűtőfelületek védőelemeinek sérülése esetén következhet be gyors meghibásodás. A korrózió nagyobb felületen jelentkezik, érdemi javítása csak nagyobb felületrészletek egyidejű cseréjével lehetséges. Részleges csere esetén folytatódó meghibásodásokkal lehet számolni. Miután a javítás a gyors meghibásodásra vezető folyamat okát nem szünteti meg, a javítással együtt minden esetben meg kell állapítani az oko(ka)t is, és az újabb meghibásodások elkerülésére e tekintetben is intézkedéseket kell hozni. Megelőzése a potenciális szállítók referenciáinak, a már működő, hasonló tüzelőanyagra tervezett berendezések üzemi tapasztalatainak megismerésével, a berendezés megrendelése előtt kezdődik. Az üzem megkezdését követően folyamatosan vizsgálni és rögzíteni kell a tüzelőanyag eredetét, összetételét, különösen a hamu korróziv alkotóinak mennyiségét, megfelelnek-e a tervezett tüzelőanyag jellemzőinek. Új beszállítók, biomassza fajták esetén mindig ellenőrizni kell a berendezés alkalmasságát, különös tekintettel az új tüzelőanyagfajták más berendezésekkel szerzett üzemi tapasztalataira. Bármilyen tüzelési kísérlet csak ezek pozitív megítélése esetén kezdhető meg, mivel az alkalmatlan tüzelőanyag esetleges rövid ideig tartó felhasználása is nagy károkat okozhat. Vízütés: Forróvíz kazánoknál, a nyomástartás (általában a nyomástartó szivattyú, villamosenergia kimaradásból adódó) kiesése esetén, a nyomás forróvíz hőmérsékletnek megfelelő telítési nyomás alá csökkenését követően, megkezdődik a kigőzölgés. A kazán és a csőrendszer magasabban lévő részei megtelnek gőzzel. A védelmek megfelelő működése esetén a tüzelés leáll, megkezdődik a berendezés lehűlése. Üzemzavar a visszaindulásnál
360
következhet be. Ugyanis, ha a kiesést megelőző, kigőzölgést kizáró nyomás lassú helyreállítása helyett a nagy teljesítményű keringtető szivattyúkat indítják be először, és a kigőzölgött gőz kondenzációja pillanatszerűen játszódik le, a csőrendszerekben − különösen a vízcsöves forróvíz kazánok hosszabb, egyenes csöveiben − vízütés, ennek hatására csőfelszakadás következhet be. A vízütés, a gőzdugók egyik helyen történő összeroppanásából, más helyen történő keletkezéséből kialakuló, nagy nyomásamplitúdójú lengés a távhő vezeték nagyobb törését is előidézheti, amely télen a feltárás, javítás időigényére is tekintettel elfagyásokkal is járhat. Megelőzése a víznyomás fokozatos, a kigőzölgött gőz pillanatszerű kondenzációját kizáró helyreállításával lehetséges. Állványcső, tágulási tartály, vezetékek elfagyása: A kisnyomású fűtéseknél szokásos tágulási tartályokat általában fűtetlen térben (esetenként szabadon álló kémény oldalán) helyezik el, de biztonsági állványcsövek fűtetlen térben történő elhelyezésére is van példa. Ilyen esetekben, nagyobb hidegben (különösen, ha hétvégi üzemszünetet is tartanak) könnyen elfagynak a vezetékek, ami a munkaközeg újrainduláskor bekövetkező hőtágulása következtében csövek, lemezek deformációjához, a védett rendszer leggyengébb részének, rendszerint a kazán hegesztési varratainak felszakadásához vezet. A rendszerből kifolyó víz környezeti károkat, személyi sérüléseket okozhat. A meghibásodás gyakran olyan helyen van vagy olyan kiterjedésű, hogy a berendezés hosszabb ideig nem helyezhető üzembe, ami további elfagyásokkal is járhat. Megelőzésre a rendszer melegen tartásával van mód. A rendszer üzembe vételét követően, az első télen gondosan ellenőrizni kell a biztonsági rendszerek környezetében uralkodó hőmérsékletet és szükség esetén temperáló fűtések beépítéséről kell gondoskodni. Nagy hidegben a hétvégeken sem szabad üzemszünetet tartani. Szabadtéri telepítésű kazánoknál, mérő-, vezérlővezetékek elfagyására lehet számítani, melyet alapvetően a kazán tervezésekor, a csövek nyomvonalának megfelelő kialakításával, kísérőfűtések rendszeresítésével lehet megelőzni. Az esetleges nagyobb károsodások elkerülésére, ilyen berendezéseknél is ajánlott az első télen, állásidőben történő ellenőrzés, a „veszélyeztetett” helyek felmérésére. Kedvezőtlen üzemi tapasztalatok esetén a nyomvonal változtatása, kísérőfűtés utólagos telepítése jelentheti a megoldást. Erózió: Gyakran előfordul, hogy a siettetett javítások végén a füstgázhuzamokban megbontott kopásgátló elemeket (6.32. fejezet) nem vagy rosszul szerelik vissza, illetve az eredetileg a gyártó által javasolt megoldások nem hatékonyak. Ilyen esetben gyorsan, nagyobb hamutartalmú szeneknél akár néhány száz órán belül csőmeghibásodások jelentkezhetnek, amelyek több csőre is kiterjedhetnek. A ténylegesen meghibásodott csövek környezetében rendszerint több, nagyon elvékonyodott cső is megtalálható. Így a javítás (különösen a környezetre is kiterjedő rongálás esetén) nagyobb kieséssel, ráfordítással járhat. Ezért szénportüzelésű (elsősorban lignittüzelésű) kazánok esetén mindig ajánlott a helyi védelmek állapotának, javításokat követő gondos ellenőrzése. Új kazánoknál, a próbaüzemet követő első bejárásnál az összes, erózióval fenyegetett szerkezeti elemet gondosan át kell vizsgálni és a tapasztalatok alapján a védelmeket ki kell egészíteni, vagy módosítani kell. A felülvizsgálatra − megfelelő időközönként − a kazán más okból történő leállítása esetén is sort kell keríteni.
361
Eljárás meghibásodás esetén: Meghibásodások esetén a vonatkozó szabályzatok [8.6] alapján kell eljárni. Különösen érvényes ez az „azonnali beavatkozást igénylő váratlan, a biztonságot kedvezőtlenül befolyásoló, személyek életétének, testi épségének és biztonságának, illetve háziállatok, vagy anyagi javak biztonságának veszélyeztetését magában hordozó”, rendkívüli események esetén, amelynek kezelésére különleges előírások vonatkoznak: A rendkívüli eseményt a hatóságnak (a könyv összeállításának idején: Magyar Kereskedelmi Engedélyezési Hivatal, illetékes Területi Mérésügyi és Műszaki Biztonsági Hatóság) telefonon, faxon azonnal, majd egy napon belül írásban, a vonatkozó szabályzathoz [8.6] mellékelt, rendkívüli esemény bejelentésére szolgáló formanyomtatványon (telefonon, faxon annak megfelelő adattartalommal) be kell jelenteni. A Hatóságnak rendkívüli ellenőrzést kell végezni. A vonatkozó szabályozás alapján: o „A rendkívüli esemény helyszíne a rendkívüli ellenőrzés befejezéséig nem változtatható meg, kivéve, ha a további károk, balesetek megelőzése vagy más ok azt indokolttá és szükségessé teszi. Ez esetben a helyszín megváltoztatása előtti állapotot rögzíteni kell (például fotón, videofelvételen, helyszínrajzon). o A rendkívüli ellenőrzés során kell megállapítani a rendkívüli esemény okait, valószínű lefolyását és következményeit. o A rendkívüli ellenőrzés eredményéről készített jegyzőkönyvben kell rögzíteni: a rendkívüli esemény valószínűsíthető okát, lefolyását, a megállapított rendellenességeket, az esemény megismétlődését kizáró műszaki-biztonsági feltételeket, az újbóli használatbavételhez szükséges műszaki-biztonsági feltételeket.” A hatóságnak rendkívüli eseménynek nem minősülő, olyan esetekben is rendkívüli ellenőrzést kell tartani, ha az eredeti állapot visszaállításához a nyomástartó berendezés javítása válik szükségessé, de az üzemeltető akkor is kérhet rendkívüli ellenőrzést, ha kétségesnek ítéli meg a berendezés vagy valamely részének biztonsági állapotát, illetve a részleges, soron kívüli ellenőrzést más okból tartja indokoltnak. Meghibásodásokat követően − a 7.4. fejezetben vázoltak alapján − el kell végezni a berendezés általános vagy részleges vizsgálatát és a sérülések mértékétől, berendezés állapotától függően lehet dönteni a javításról, ehhez a sérült részek esetleges felhasználásáról, szerkezeti elemek pótlásáról vagy nagyobb meghibásodások esetén a berendezés szanálásáról.
362
Irodalomjegyzék a második kötethez Általános szakirodalom 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10.
H. Effenberger: Dampferzeugung, Springer, Berlin, 2000 Steam, its generation and use, The Babcock & Wilcox Company, Edition 41, 2005 R. Doležal: Dampferzeugung, Springer-Verlag, Berlin, 1990 P. Basu, C. Kefa, L. Jestin: Boilers and Burners, Design and Theory, SpringerVerlag, New York, 2000 A. Schumacher, H. Waldmann: Wärme- und Strömungstechnik im Dampferzeugerbau, Vulkan Verlag, Essen, 1972 M. A. Sztürikovics et al.: Processzi generacii para na elektrosztancijah, Energijá, Moszkva, 1969 M. Ledinegg: Dampferzeugung, Springer-Verlag, Wien, 1966 TRD-Technische Regeln für Dampfkessel 2007, Heymanns Beuth, Köln, 2007 Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 2., 3., 4. Ausgaben, Vulkan-Verlag, Essen, 1974, 1977, 1980 R. Doležal: Durchlaufkessel, Vulkan-Verlag, 1961
Irodalom az egyes fejezetekhez 5. Hőtechnikai számítások 5.1. 5.2. 5.3. 5.4. 5.5. 5.6. 5.7.
5.8. 5.9. 5.10. 5.11. 5.12.
5.13. 5.14.
F. Nuber: Gőzkazánok és tüzelőberendezések hőtechnikai számítása, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1963 Coal Handbook 1991, Agipcoal Limited Wärmetechnisches Taschenbuch, EVT, Stuttgart, 1981 Steinmüller Taschenbuch, Dampferzeugertechnik, 25. Auflage, Vulkan-Verlag, Essen, 1992 Energetikai szénféleségek minőségi adatbankja, Központi Bányászati Fejlesztési Intézet, Témafelelős: Takács Józsefné, Budapest, 1989 Czuczor T., Takács Jné: A villamosenergia iparágban felhasznált tüzelőanyagok minőségi jellemzőinek áttekintése, II. kötet, Budapest, 1990 A. Meschgbitz, M. Bals, J. König: Bewertung der Verbrennungsversuche mit ungarischer Braunkohle aus dem Bükkabrany an der Versuchsverbrennungsanlage in Niederaußem, RWE Energie AG, März 1993 M. Kaltschmitt, H. Hartmann, H. Hofbauer (Hrsg.): Energie aus Biomasse, Grundlagen, Techniken und Verfahren, 2. Auflage, Springer, 2010 Bai A., Lakner Z., Marosvölgyi B., Nábrádi A.: A biomassza felhasználása, Szaktudás Kiadó Ház Budapest, 2002 C. Higmann, M. Burgt: Gasification, Elseiver, Amsterdam, 2003 Gerse K.: Diplomaterv, Budapesti Műszaki Egyetem, 1967 H. D. Baehr, Chr. Diederichsen: Berechnungsgleichungen für Enthalpie und Entropie der Komponenten von Luft und Verbrennungsgasen, BWK Bd 40. (1988), Nr. 1/2, S. 30-33 S. Dauer: Verbrennungstechnik, Hartmann & Braun AG., Frankfurt am Main, L 3376, 1973 Tyeplovoj raszcsot kotyelnüh agregatov (NORMI), Goszenergoizdat, Moszkva, 1978
363
5.15. G. Cerbe, H-J. Hoffmann: Einführung in die Thermodynamik, 13. Auflage, Carl Hanser Verlag, München, 2002 5.16. MSZ EN 12952-15:2004 Vízcsöves kazánok és segédberendezéseik, 15. rész: Átvételi vizsgálatok 5.17. Luzsa I., Móricz I., Pótsa E.: Gőzkazánok szerkesztése, Hőtechnikai méretezés, Tankönyvkiadó, Budapest, 1971 5.18. T.R. Johnson, J.M. Beér: The zone method analysis of radiant heat transfer, A model for luminous radiation, University of Sheffield, Kézirat, évszám nélkül 5.19. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Kc 5.20. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Kd 5.21. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Mf 5.22. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Ga 5.23. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Gg 5.24. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Ca 5.25. H-J. Kretzschmar, I. Kraft: Kleine Formelsammlung Technische Thermodynamik, 3. Auflage, Fachbuchverlag Leipzig im Carl Hanser Verlag, München, 2009 5.26. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Mb 5.27. Mannesmann Röhren-Werke: Stahlrippenrohren, Berechnungsunterlagen, Ausgabe Oktober 1971 5.28. Környei T. Hőátvitel, Műegyetemi Kiadó, Budapest, 1999 5.29. M. Pronobis: Einfluß der Verschmutzung auf den Wärmeaustausch in konvektiven Kesselrohrbündeln, VGB Kraftwerkstechnik 69 Heft 11 November 1989, S. 1067-1074 5.30. M. Pronobis: Weitere Erkenntnisse zum Einfluß der Verschmutzung auf den Wärmeaustausch in konvektiven Kesselrohrbündeln, VGB Kraftwerkstechnik 66 Heft 2 Februar 1986, S. 120-127 5.31. M. Baran, M. Pronobis: Konvektiver Wärmeübergang bei querangeströmten Membranrohren, VGB Kraftwerkstechnik 62 Heft 8 August 1982, S. 633-640 5.32. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Dd 32-60 5.33. Gerse K.: Jelentés Ljungström léghevítők gyors számítási módszerének kidolgozásáról és ennek alkalmazásáról a Kangáli és Bicskei léghevítők számításánál, BME Kalorikus Gépek Tanszék, Budapest, 1977. 5.34. W. E. Fuchs: Einsatz feuerfester Baustoffe im Dampferzeuger, VGB Kraftwerkstechnik 55 Heft 5 Mai 1975, S. 302-308 5.35. W. E. Fuchs: Feuerfester Baustoffe und Wärmedämmstoffe, Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 3. Ausgabe, S. 319-327 5.36. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Eb 5.37. Farkas O-né: Ipari kemencék tüzeléstani számításai, Tankönyvkiadó, Budapest, 1990 5.38. Feuerfeste Auskleidung von Wirbelschichtfeuerungen, VGB Merkblatt (M219), 01/1995 5.39. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Deb 5.40. J. Krüger: Thermische und mechanische Beanspruchung von Feuerfestmaterialien in MVA, VGB PowerTech 1/2 of 2005, S. 82-88 5.41. V. Köhne et al.: Zur Haltbarkeit feuerfester Werkstoffe in kommunalen Müllverbrennungsanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 68 Heft 12 Mai 1988, S. 1279-1286 5.42. Kesselbetrieb, VGB, Vulkan Verlag, Essen,1953 5.43. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Ec
364
5.44. S.Pollmann: Einfluß der mineralischen Bestandteile von Steinkohlen auf die Verschlackung und Verschmutzung von Feuerräumen und Heizflächen in Dampferzeugern, Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik 4. Ausgabe, VulkanVerlag, Essen, 1980 5.45. H. Hensel, M. Werschy, S. Tscherny: Gasdichte Wärmedämmwände für Heißgasräume von Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991) Heft 10, S. 930-933 5.46. Wärmetechnische Berechnung der Wasserrohrkessel, 3. Ausgabe 1963, Wasserrohrkessel Verband, Düsseldorf 5.47. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Dec 5.48. MSZ EN 12953-3:2002 Nagy vízterű kazánok, 3. rész: Nyomás alatti részek tervezése és számítása. 5.49. E. Klapp: Apparate und Anlagentechnik, Springer Verlag, Berlin, 2002 5.50. M. Beckmann, K-H. Schreyer, N. Tanner: Optimierung von Müllverbrennungsanlagen am Beispiel des Müllheizkraftwerk Kasse. In: Tagungsband 2. Fachtagung Schloss Hohenkammer 19.03-20.03.2009, München 6. Füstgázoldali folyamatok, légtechnikai számítások 6.1. 6.2. 6.3.
6.4.
6.5.
6.6. 6.7. 6.8. 6.9.
6.10. 6.11. 6.12. 6.13.
M. Berg: Brennkammerschwingungen – Ursache und Abhilfemaßnahmen, Technische Mitteilung, Essen, 65. Jg. H. 3. März 1972, S. 41-49 R. Oppenberg: Feuerraumresonanzen bei erdgasgefeuerten Dampferzeugern – Erfahrungen und Maßnahmen, Die Industriefeuerung, Heft 6,1976, S. 22-30 Y.N. Chen: Rachgasseitige Schwingungen in Dampferzeugern – Verbrennungsinstabilität und Wärmetauscherschwingungen, VGB Kraftwerkstechnik 59, Heft 5, Mai 1979, S. 420-433 R. Leithner, W. Herrmann, G. Trautmann: Rauchgasdruckschwingung im Dampferzeuger bei Ausfall der Feuerung, VGB Kraftwerkstechnik 59, Heft 4, April 1979, S. 305-316 Bosznai Á.: Egyenes rúd transzverzális (hajlító) lengése, in Pattantyús Gépész- és villamosmérnökök kézikönyve 2. kötet, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1961, 967-968. old. 7 Eigenschwingungen des Balkens, www-docs.tu-cottbus.de/mechanik/.../tm3m07.pdf Muttnyánszki Á: Szilárdságtan, 2. kiadás, Tankönyvkiadó, Budapest, 1957, 126. old. V. Ganapatthy: Avoid heat transfer equipment vibration, Hydrocarbon Processing, June 1987, p. 61-63 S. Kaneko, T. Nakamura, F. Inoda, M. Kato: Flow-Induced Vibrations, Classifications and Lessons from Practical Experiences, Elseiver, Amsterdam, 2008 VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Oc (Schwingungen in Wärmeübertrager-Rohrbündeln) VDI Heat Atlas, Second Edition, Springer-Verlag, Berlin, Heidelberg, 2010, pp: 1553-1585 R. Brinke: Explosionsdrücke in Feuerräumen, Technische Mitteilung, Essen, 65. Jg. H. 3. März 1972, S. 49-54 TRBS 2152-Teil 4, Gefährliche explosionsfähige Atmosphäre – Maßnahmen des konstruktiven Explosionsschutzes, welche die Auswirkung einer Explosion
365
6.14. 6.15. 6.16. 6.17.
6.18. 6.19. 6.20. 6.21. 6.22. 6.23.
6.24. 6.25. 6.26. 6.27. 6.28.
6.29.
6.30.
6.31. 6.32.
6.33. 6.34.
auf ein unbedenkliches Maß beschränken, Technische Regeln für Betriebssicherheit, GMBI. Nr. 26 vom 4. Juli 2008, S. 530 EN 14797:2006, Explosion venting devices EN 14491:2006, Dust explosion venting protective systems EN 14994:2007, Gas explosion venting protective systems Report on the experimentally determined explosion limits, explosion pressure and rates of explosion pressure rise – Part 1: methane, hydrogen and propylene, Project SAFEKINEX, Federal Institute for Materials Research and Testing, Contract No. EVG1-CT-2002-00072 F. Foiles: Explosion Protection in Pulverized Coal Processes, Safety Technology News, Summer 2000, Volume 12, Issue 1, pp: 1-2 E.-W. Scholl: Brenn- und Explosionsverhalten von Kohlenstaub, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990) Heft 7, S. 574-576 VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Laa (Druckverlust in einphasigen Strömungen) VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Lab (Druckverlust in durchströmten Rohren) VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Lac (Druckverlust in Leitungen mit Querschnittsänderungen) VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Lad (Druckverlust in querangeströmten Bündeln aus glatten sowie berippten Kreis- und Ovalrohren) F. Brandt: Dampferzeuger, Kesselsysteme Energiebilanz Strömungstechnik FDBR-Fachbuchreihe Band 3, Vulkan-Verlag, Essen, 1992 Lajos T.: Az áramlástan alapjai, Műegyetemi Kiadó, Budapest, 2004 Steinmüller Taschenbuch, Dampferzeugertechnik, 25. Auflage, Vulkan-Verlag, Essen, 1992 Gerse K.: Kazánok légtechnikai számítása, Segédlet tervezési feladatok kidolgozásához, Kézirat, 1979 Gerse K.: Jelentés Ljungström léghevítők gyors számítási módszerének kidolgozásáról és ennek alkalmazásáról a Kangáli és Bicskei léghevítők számításánál, BME Kalorikus Gépek Tanszék, Budapest, 1977 MSZ EN 13384-1:2002+A2:2009 Égéstermék elvezető berendezések. Hő és áramlástechnikai méretezési eljárás. 1. rész: Egy tüzelőberendezést kiszolgáló égéstermék elvezető berendezések. MSZ EN 13384-2:2003+A1:2008 Égéstermék elvezető berendezések. Hő és áramlástechnikai méretezési eljárás. 2. rész: Égéstermék elvezető berendezések több tüzelő berendezéshez. M. Kaltschmitt, H. Hartmann, H. Hofbauer (Hrsg.): Energie aus Biomasse, Grundlagen, Techniken und Verfahren, 2. Auflage, Springer, 2010 D. Wiese, K. Dreßen: Heizflächenverschmutzung und Feststoffauswurf ölgefeuerter Dampfkessel, VGB Kraftwerkstechnik 58 Heft 3 März 1978, S. 177-182 Th. Geissler: Ölgefeuerte Dampfkesselanlagen und ihre Probleme Teil II. Energie, Jahrg. 14 Nr. 9. September 1962, S. 372-384 M. Pronobis: Einfluß der Verschmutzung auf den Wärmeaustausch in konvektiven Kesselrohrbündeln, VGB Kraftwerkstechnik 69 Heft 11 November 1989, S. 1067-1074
366
6.35. M. Pronobis: Weitere Erkenntnisse zum Einfluß der Verschmutzung auf den Wärmeaustausch in konvektiven Kesselrohrbündeln, VGB Kraftwerkstechnik 66 Heft 2 Februar 1986, S. 120-127 6.36. J. Müller: Wasserlanzenbläser zur Abreinigung von Membranwänden eines 600-MW-Braunkohlendampferzeugers, VGB KraftwerksTechnik 12/2000, S. 80-83 6.37. A. Müller: Rußbläseranlagen in großen Kraftwerken, VGB Kraftwerkstechnik 62 Heft 11 November 1982, S. 945-949 6.38. MARTIN® BIG BLASTER® XHV – Luftkanonen, Montageanleitung M3404G, M3404G-01/10, ©MARTIN ENGINEERING 1987, 2006 6.39. J. Jekerle: Mechanismus und Wirksamkeit der Heizflächenreinigung durch Rütteln und Klopfen, BWK Bd. 41 (1989) Nr.5-Mai, S. 235-238 6.40. G. Heiermann: Erosionen an Heizflächen in hochstaubbeladenen Rauchgasströmungen, Seminarvortrag in Most/CSSR, vom 26.-28.04.1988 6.41. E. Raesk: Erosion durch Aschepartikeln in kohlegefeuerten Kesselanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 59 Heft 6 Juni 1979, S. 496-502 6.42. D. Kalmanovitch: Phase Relationships in Coal Ash Corrosion, DB Riley Inc., Worcester, MA, http://web.anl.gov/PCS/acsfuel/preprint 6.43. R. S. Koripelli, D. C. Crowe, D. N. French, J. Brand: The Role of Fireside Corrosion on Boiler Tube Failures, Part I, COALPOWER, April 1, 2010, www.coalpowermag.com/... 6.44. R. U. Husemann: Werkstoffseitige Maßnahmen zur Reduzierung der Hochtemperaturkorrosion in kohlebefeuerten Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 69 Heft 1, Januar 1989, S. 105-114 6.45. J. F. Henry, J. V. Nava: The Changing Face of Corrosion In Coal-Fired Boilers, ALSTOM, April 12, 2005, Chattanooga, TN 6.46. M. S. Gagliano, H. Hack, G. Stanko: Fireside Corrosion Resistance of Proposed USC Superheater and Reheater Materials, Laboratory and Field test Results, Foster Wheeler North America Corp., The 2008 Clearwater Coal Conference, 33th International Technical Conference on Coal Utilization & Fuel Systems, Clearwater, FL, USA, June 1–5 6.47. Vorhaben EU 16: Korrosion in Anlagen zur thermischen Abfallbehandlung, Charakterisierung und Analyse der Beläge und des Korrosionsangriffs in MVA, Schlussbericht, April 2007, (Projektbeteiligte: Gemeinschaftskraftwerk Schweinfurt GmbH, Lehrstuhl für Experimentalphysik I + II Universität Augsburg, Anwenderzentrum Material- und Umweltforschung) 6.48. R. U. Husemann: Korrosionserscheinungen und deren Reduzierung an Verdampfern und Überhitzerbauteilen in kommunalen Müllverbrennungsanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 72 (1992) Heft 10, S. 918927 6.49. M. Born, P. Seifert: Chlorkorrosion an Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 76 (1996) Heft 10, S. 823-828 6.50. R. Simon, A. Christ, M Deutsch, R. Weiher: Untersuchung von Biomasse- und Altholz(heiz)kraftwerken im Leistungsbereich 5 bis 20 MWel zur Erhöhung der Wirtschaftlichkeit, Abschlussbericht Phase 1, Juni 2008 (VGB-Nr. 302), Transferstelle Bingen, www.tsb-energie.de 6.51. J. Pawlowski: Systematische Untersuchungen zu Korrosionsprozessen an Feuerfestmaterialien in Müll- und Biomasseverbrennungsanlagen und Einsatzmöglichkeiten von Additiven als Korrosionsinhibitoren, InauguralDissertation zur Erlangung des Doktorgrades der Fakultät für
367
6.52.
6.53.
6.54. 6.55.
6.56. 6.57. 6.58. 6.59. 6.60.
6.61.
Geowissenschaften der Ludwig Maximilians-Universität München, September 2007, edoc.ub.uni-muenchen.de/8720/1/Pawlowski_Jan.pdf T. Klasen: Erstellung und Validierung eines mathematischen Modells für die heterogene Verbrennung auf dem Müllrost und dessen Anwendung bei CFDSimulationen hinsichtlich einer optimierten Feuerungstechnik, Dissertation zum Erwerb des Grades Doktor-Ingenieur (Dr.-Ing.), UniversitätsGesamthochschule Essen, Lehrstuhl für Umweltverfahrenstechnik und Anlagentechnik, 22.07.2003, http://duepublico.uni-duisburg-essen.de /servlets/DerivateServlet/Derivate-11899/Diss_Thomas_Klasen.pdf W. Spiegel, Th. Herzog, G. Magel, W. Müller, W. Schmidl: Dynamische chlorinduzierte Hochtemperaturkorrosion von Verdampferund Überhitzerbauteilen aufgrund spezieller Belagsentwicklungen, VGB PowerTech 1/2 of 2005, S. 89-97 W. Schmidl, Th. Herzog, G. Magel, W. Müller, W. Spiegel: Korrosionsschutz in Überhitzerbereich, VGB PowerTech 3/2011, S. 69-74 R.F.A. Jargelius-Pettersson: Application of the Pitting Resistance Equivalent Concept to Some Highly Alloyed Austenitic Stainless Steels, Corrosion, Volume 54, Number 02, February, 1998 Chemical & Process Technology: Different Equation for Pitting Resistance Equivalent Number (PREN), Tuesday, August 28, 2007 W. Satke: Verschleiß- und Korrosionsschutz in Abfallverbrennungsanlagen durch Thermisches Spritzen, VGB PowerTech 3/2011, S. 65-68 Taupunkt von Rauchgasen, Technische Information, TI014, Ausgabe 2 (08/05), Loos International (jelenleg Bosch Industriekessel GmbH) U. Heubner, M. Köhler: VDM Report Nr. 26, Hochlegierte Werkstoffe für besondere Beanspruchung, Krupp VDM GmbH T. Herzog, W. Müller, W. Spiegel, J. Brell, D. Molitor, D. Schneider: Korrosion durch Taupunkte und deliqueszente Salze im Dampferzeuger und in der Abgasung, in K.J. Thomé-Kozmiensky und M. Beckmann (Hrsg.): Energie aus Abfall, Band 9. Neuruppin: TK Verlag , 2012, S. 429-460 J. Lindemann, W. Schendler: Ein neuer Fe-Ni-Cr-Werkstoff (AC 66) für Komponenten in Combined-cycle-Kraftwerken sowie in modernen Müllverbrennungsanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991) Heft 8, S. 746754
7. Gőzkazánok elemeinek szilárdsági számítása 7.1.
7.2. 7.3.
7.4. 7.5.
C. Rae: Materials Science, C.15: Fracture, Fatigue and Creep Deformation, University of Cambridge, Department of Materials Science and Metallurgy, Lent Term 2011-2012 Residual Life Assessment and Microstructure, ECCC Recommendations – Volume 6 (Issue 1), 27/07/05 H. Müsch, H. Remmert: Richtreihen zur Bewertung der Gefügeausbildung und –schädigung zeitstandbeanspruchter Werkstoffe von Hochdruckleitungen und Kesselbauteilen, VGB Kraftwerkstechnik 73 (1993), Heft 2, S. 180-183 S. R. Holdsworth,& G. Merckling: ECCC Developments in the assessment of Creep-Rupture Properties, S. Holmström: Engineering Tools for Robust Creep Modeling, Dissertation, Aalto University, Espoo, 2010, VTT Publications 728
368
7.6.
7.7. 7.8. 7.9. 7.10. 7.11.
7.12.
7.13.
7.14. 7.15. 7.16. 7.17. 7.18. 7.19.
7.20. 7.21. 7.22. 7.23.
7.24.
7.25.
S. Holmström, P. Auerkari: Effect of short-term data on predicted creep rupture life – pivoting effect and optimized censoring, in Materials at High Temperatures, Vol. 25 (2008) 3, September, pp: 103-109, Northampton, UK: Science Reviews 2000 Ltd. EN 10045-1, Metallic materials – Charpy impact test – Part 1: Test method Kristyák E.: Erőművek hőálló acélanyagai, Energiaipari Szakirodalmi Tájékoztató, NIM Műszaki Dokumentációs és Fordító Iroda, Budapest, 1970. H. A. Richard: Grundlagen und Anwendungen der Bruchmechanik, Technische Mechanik, 11(1990) Heft 2, S. 69-80 B. Wunderle: Bruchmechanik, Előadás ábrák, TU Berlin, Wintersemester 2007-2008 L. M. Plaza: The Determination of Uncertainties in Critical Crack Tip Opening Displacement (CTOD) Testing, Standards, Measurement&Testing Project No. SMT4-CT97-2165, Code of Practice No. 04, Issue 1, September 2000 J. Beek, R. Forman, V. Shivakumar: Numerical Strip-Yield Calculation of CTOD and CTOA, http://ntrs.nasa.gov/archive/nasa/casi.ntrs.nasa.gov/ 20070018141_2007015501.pdf X-K Zhu, J. A. Joyce: Review of fracture toughness (G, K, J, CTOD, CTOA) testing and standardization, Engineering Fracture Mechanics 85 (2012), pp: 1– 46 Gerse K., Móricz I., Pammer Z.: Gőzfejlesztők szilárdsági számítása, Tankönyvkiadó, Budapest, 1979 K. Wellinger, G. Luft: Wechselformungsverhalten von Stählen, Mitteilungen der VGB 48., Februar 1968 Gerse K.: Gőzkazánok folyamatos üzemirányítása és élettartam ellenőrzése, Kandidátusi értekezés, Budapest, 1984. EN 12952-3:2001 Vízcsöves kazánok és segédberendezéseik, 3. rész: nyomástartó részek tervezése és számítása J. F. Harvey: Theory and Design of Pressure Vessels, van Nostrand Reinhold Company, New York, 1985 G. Vazoukis, E. Tenckhoff: Erfassung auch des Übergangsbereiches zwischen der linear-elastischen Bruchmechanik (Sprödbruch) und der plastischen Grenzlast (Zähbruch), VGB Kraftwerkstechnik 1/1990, S. 60-67 W. Schoch, H.R. Kautz, H.E.D. Zürn: Konstruktionswerkstoffe der Kraftwerkstechnik, VGB Kraftwerkstechnik 66 Heft 7 Juli 1986, S. 663-672 B. Melzer, P. Seliger: 1991 bis 2000 – das Jahrzehnt der warmfesten 9- bis 12%- Chromstähle in Europa, VGB PowerTech 3/2003, S. 83-86 R. Blum, J. Bugge, S. Kjćr: USC 700 °C Power Technology – A European Success Story –, VGB PowerTech 4/2009, S. 26-32 R.U. Husemann: Neue Werkstoffe für kritische Komponenten in kohlegefeuerten Dampferzeugern in Kraftwerken mit erhöhten Dampfparametern, Babcock Mitteilung Nr. 253., 3. Aachener Schweißtechnik Kolloquium R. Blum, J. Hald, W. Bendick, A. Rosselet, J.C. Vaillant: Neuentwicklungen hochwarmfester ferritisch-martensitischer Stähle aus den USA, Japan und Europa, VGB Kraftwerkstechnik 74 (1994), Heft 8, S. 641-652 R.U. Husemann, O. Wachter, K. Zabelt: Verarbeitung und Betriebseinsatz von neuen Werkstoffen im Kraftwerksbau, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 3, S.265-279
369
7.26. W. Bendick, K. Haarmann, M. Ring, M. Zschau: Stand der Entwicklung neuer Rohrwerkstoffe für den Kraftwerksbau in Deutschland und Europa, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 5, S. 407-412 7.27. Q. Chen, G. Scheffknecht: New Boiler and Piping Materials, VGB PowerTech 11/2003, S. 91-98 7.28. W. Bendick, B. Hahn, B. Vandenberghe: Neue Werkstoffentwicklungen für moderne Hochleistungskraftwerke, VGB PowerTech 7/2004, S. 82-88 7.29. R.U. Husemann: Advanced materials for AD 700 Boilers, Babcock-Hitachi Europe GmbH, 27th October 2005, CESI Auditorium, Milano 7.30. B. Hahn, W. Bendick: Stand der Werkstoffenentwicklungen für neue Kraftwerke, VGB PowerTech 6/2006, S. 46-55 7.31. H. Meyer, D. Erdmann, P. Moser, S. Polenz: KOMET 650 – Kohlebefeuerte Kraftwerke mit Dampftemperaturen bis zu 650 °C, VGB PowerTech 3/2008, S. 36-42 7.32. K. Schmidt, A. Klenk, E. Roos: Qualifying Materials for the 700/720 °C Power Plants – Results from MARCKO 700, Part I. VGB PowerTech 1/2 2012, S. 7484 7.33. K. Schmidt, A. Klenk, E. Roos: Qualifying Materials for the 700/720 °C Power Plants – Results from MARCKO 700, Part II. VGB PowerTech 3 2012, S. 97103 7.34. B. Melzer, H. Dobers: Eigenschaften, Verarbeitung und Anwendung des warmfesten Stahles 15°CrMoV°5°10 für zeitstandbeanspruchte Rohrleitungen VGB Kraftwerkstechnik 72 (1992), Heft 7, S. 642-645 7.35. W. Bendick, K. Haarmann, G. Wellnitz, M. Zschau: Eigenschaften der 9-bis 12-%- Chromstähle und ihr Verhalten unter Zeitstandbeanspruchung, VGB Kraftwerkstechnik 73 Heft 1 Januar 1993, S. 77-84 7.36. Th. Petersmeier, D. Eifler: Isothermes Wechselverformungsverhalten des Stahles X°22 CrMoV°12°1 im Temperaturbereich 20 °C≤T≤650 °C, VGB Kraftwerkstechnik 76 (1996), Heft 4, S. 345-350 7.37. B. Hahn, V. Baumhoff, K. Peters, M. Zschau: Einsatz des Stahles X°10°CrMoVNb°9°1 im Rahmen von Anlagenertüchtigungen, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 3, S. 214-220 7.38. F.-J. Adamsky, H. Teichmann, E. Tolksdorf: Betriebserfahrungen mit dem warmfesten Werkstoff 15°NiCuMoNb°5 in konventionellen Kraftwerksanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 8, S. 667-675 7.39. H. Cerjak, P Hofer, B. Schaffernak, K. Spiradek, G Zeiler: Haupteinflußgrößen auf die Kriechbeständigkeit von 9- bis 12%igen Cr-Stählen für Kraftwerke mit erhöhten Dampfparametern, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 9, S. 762769 7.40. O. Wachter, P.J. Ennis: Die Eigenschaften des 9 %-Chromstahles vom Typ 9°Cr-0,5°Mo-1,8°W-V-Nb im Hinblick auf seine Verwendung als Rohrleitungsund Kesselbaustahl, Teil 1., VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 9, S. 770785 7.41. K. Zabelt, O. Wachter, B. Melzer, A. Reuter: Ergebnisse von Feldversuchen an 9 %-Cr-Stählen im Kraftwerk Wilhelmshaven, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 11, S. 962-965 7.42. H. Müsch, H. Meyer, H. Remmert, N. Schlüter: Erprobung von Austenit-FerritVerbindungen der Werkstoffe X°3°CrNiMon°17°13 (1.4910) und X°10°CrMoVNb°9°1 (1.4903) für den Einsatz in modernen
370
7.43.
7.44.
7.45.
7.46. 7.47.
7.48.
7.49.
7.50. 7.51. 7.52. 7.53.
7.54. 7.55.
7.56.
7.57.
7.58. 7.59. 7.60.
Hochtemperaturkraftwerken, VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Heft 10, S. 858-866 W. Bendick, K. Haarmann, K. Heinrich, M. Zschau: P91 als Ersatzwerkstoff für P22 bei der Herstellung von Kraftwerkskomponenten für bestehende Anlagen und Neubauprojekte, Mannesmann Anlagenbau 3-6897-000/019203 P. Seliger, B. Melzer: Neue Ergebnisse zum Kriech- und Zeitstandverhalten des warmfesten Rohrstahles 15°CrMoV°5-10, VGB Kraftwerkstechnik 1/98, S. 91-94 P.J. Ennis, O. Wachter: Die Eigenschaften des 9 %-Chromstahles vom Typ 9°Cr-0,5 Mo-1,8°W-V-Nb im Hinblick auf seine Verwendung als Rohrleitungsund Kesselbaustahl, VGB Kraftwerkstechnik 1/98, S. 95-106 B. Schaffernak, H. Cerjak, P. Hofer: Neues Konzept zur Optimierung moderner 9- bis 12 %-Cr-Stähle, VGB Kraftwerkstechnik 3/2000, S. 80-84 R.U. Husemann, W. Bendick, K. Haarmann, J. Heeschen, A. Helmrich: Der neue Werkstoff 7CrMoVTiB10-10 für die Kesselkomponente Membranwand (Teil 1), VGB Kraftwerkstechnik 7/2000, S. 86-88 R.U. Husemann, W. Bendick, K. Haarmann, J. Heeschen, A. Helmrich: Der neue Werkstoff 7CrMoVTiB10-10 für die Kesselkomponente Membranwand (Teil 2), VGB Kraftwerkstechnik 8/2000, S. 97-101 O. Wachter, K. Zabelt, P.J. Ennis, A. Helmrich, A. Böhme: Auslegung, Fertigung und Montage der ersten in Deutschland gefertigten und in einem Steinkohlekraftwerk eingebauten P92-Sammler, VGB Kraftwerkstechnik 9/2000, S. 93-98 U. Kern, K. Wieghardt: The application of High-temperature 10Cr Materials in Steam Power Plants, VGB PowerTech 5/2001, S. 125-131 D. Kmetič, J. V. Tuma, F. Vodopivec: Investigation of Tube Fittings on Steam Headers of Steel X20CrMoV12 1, VGB PowerTech 6/2001, S. 95-97 M. Rauch, K. Maile, P. Seliger, A. Reuter: Kriechschädigungsentwicklung in Bauteilen aus X 10CrMoVNb 9-1 (P-91), VGB PowerTech 9/2004, S. 71-75 R. Uerlings, Dr. U. Brucht, H Meyer: KOMET 650 – Untersuchungen des Betriebsverhaltens von Kesselwerkstoffen sowie deren Schweißverbindungen bei Temperaturen bis 650 °C, VGB PowerTech 3/2008, S. 43-49 G. Waltengerger, P. Mattern: Einsatz austenitischer Werkstoffe in Dampfkesseln, VGB Kraftwerkstechnik 1/1990, S. 68-76 K. Zabelt, B. Melzer, A. Reuter, P. Seliger: Results of Recent Investigations for Boiler Application on Austenitic Steels to Ensure Long-term Service Integrity at High Steam Temperatures, VGB Power Tech 2/2001, S. 81-85 G. Engelhard, L.M. Habin, D. Pellkofer, J. Schmidt, J. Weber: Optimierung der Schweißeigenspannungen an austenitischen Rohrverbindungen, VGB Kraftwerkstechnik 2/98, S.103-108 R. Heitmüller, F.J. Adamsky, A. Helmrich, G. Scheffknecht: Austenit/Martensit-Mischverbinder für den BoA-Block Niederaußem K, VGB Kraftwerkstechnik 6/2000, S. 92-99 Böhler Schweisstechnik Deutschland GmbH: Welding filler Metals for Creep Resistant Steels, Used in Power Plant Manufacturing, 2008 H. Heuser, C. Jochum: Alloy Design for similar and dissimilar Welding and their Behaviours, Böhler Thyssen Sweisstechnik Deutschland GmbH. K. K: Coleman, W. F. Newell: P91 and Beyond, Welding Journal August 2007, p. 29-33
371
7.61. Steinmüller Taschenbuch, Dampferzeugertechnik, 25. Auflage, Vulkan-Verlag, Essen, 1992 7.62. MSZ EN 10028-1:2007+A1:2007 Lapos acéltermékek nyomástartó berendezésekhez. 1. rész: Általános követelmények 7.63. MSZ EN 10028-2:2009 Lapos acéltermékek nyomástartó berendezésekhez. 2. rész: Ötvözetlen és ötvözött acélok növelt hőmérsékleten előírt tulajdonságokkal 7.64. MSZ EN 10028-3:2009 Lapos acéltermékek nyomástartó berendezésekhez. 3. rész: Hegeszthető, finomszemcsés, normalizált acélok 7.65. MSZ EN 10028-7:2008 Lapos acéltermékek nyomástartó berendezésekhez. 7. rész: Rozsdamentes acélok 7.66. MSZ-1741 Acélok kazánokhoz és nyomástartó edényekhez 7.67. DIN 17155 Blech und Band aus warmfesten Stählen, Technische Lieferbedingungen 7.68. K. Haarmann, G. Kalwa: Fünf Jahrzehnte warmfeste Kupfer-Nickel-(Molybdän)Stähle, VGB Kraftwerkstechnik 66, Heft 6, Juni 1986, S. 588-598 7.69. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Dea (Stoffwerte von reinen Metallen und Metall-Legierungen) 7.70. MSZ EN 10216-2:2002:A2 Varrat nélküli acélcsövek nyomástartó berendezésekhez. Műszaki szállítási feltételek 2. rész: Növelt hőmérsékleten szavatolt tulajdonságú, ötvözetlen és ötvözött acélcsövek 7.71. MSZ EN 10216-5:2004 Varrat nélküli acélcsövek nyomástartó berendezésekhez. Műszaki szállítási feltételek 5. rész: Rozsdamentes acélcsövek 7.72. MSZ 4747 Melegszilárd acélcső 7.73. DIN 17175 Nahtlose Rohre aus warmfesten Stählen, Technische Lieferbedingungen 7.74. Boiler Grade DMV 304 HCu, Salzgitter Mannesmann Stainless Tubes, 04/2008 7.75. High-alloy Materials for Boiler Tubes, Salzgitter Mannesmann Stainless Tubes, Gyártmányismertető, 04/2008 7.76. NIMONIC alloy 263, Special Metals Corporation, 2004 (Sept 04), SMC-054 7.77. NIMONIC alloy 617, Special Metals Corporation, 2005 (Mar 05), SMC-029 7.78. INCONEL alloy 740, Special Metals Corporation, 2004 (Sept 04), SMC-090 7.79. Sanicro 25, SANDVIK Datasheet, 2012-08-02, http:/www.smt.sandvik.com/en/materials-center/material-datasheets 7.80. B. Hahn, M. Spiegel, W. Bendick: T23, T24 and VM 12, Structure, Properties, Application, Salzgitter Mannesmann Forschung, évszám nélkül 7.81. A. Klenk: Anforderungen an Schweißverbindungen in Hocheffizientkraftwerken, Cluster-Forum Schweißtechnik im Kraftwerksbau, SLV München 20.10.2009 7.82. ECCC Data Sheets 2005, (European Creep Collaborative Committee), 5/9/05 7.83. Esshete1250, SANDVIK Datasheet, 2012-08-02 http:/www.smt.sandvik.com/en/materials-center/material-datasheets 7.84. J. Franke, R. Kral: Supercritical boiler technology for future market conditions, Parsons Conference 2003, Oct. 2003 7.85. MSZ EN 10217-2:2002/A1:2005 Welded steel tubes for pressure purposes – Technical delivery conditions – Part 2: Electric welded non-alloy and alloy steel tubes with specified elevated temperature properties 7.86. MSZ EN 10213:2007/AC:2008 Steel castings for pressure purposes
372
7.87. 7.88. 7.89. 7.90. 7.91.
MSZ EN 10295:2002 Heat resistant steel castings MSZ EN 10283:2010 Corrosion resistant steel castings MSZ EN 1561:2011 Founding - Grey cast irons MSZ EN 1563:2011 Founding - Spheroidal graphite cast irons MSZ EN 16124:2011 Founding - Low-alloyed ferritic spheroidal graphite cast irons for elevated temperature applications 7.92. MSZ EN 10222-1:1999/AC:2000 Steel forgings for pressure purposes- Part 2: Ferritic and martensitic steels with specified elevated temperature properties 7.93. MSZ EN 10222-5:1999/AC:2000 Steel forgings for pressure purposes- Part 5: Martensitic, austenitic and austenitic-ferritic stainless steels 7.94. MSZ EN 10272:2000 Corrosion resistant steel bars for pressure vessels 7.95. MSZ EN 10273:2007 Hot rolled weldable steel bars for pressure purposes with specified elevated temperature properties 7.96. MSZ EN 10207:2005 Steels for simple pressure vessels – technical delivery requirements for plates, strips and bars 7.97. EN 1653:1997/A1:2000 Copper and copper alloys – Plate, sheet and circles for boilers, pressure vessels and hot water storage units 7.98. EN 12451:2012 Copper and copper alloys – Seamless, round tubes for heat exchangers 7.99. EN 12452:2012 Copper and copper alloys – Rolled, finned seamless, round tubes for heat exchangers 7.100. VDI-Wärmeatlas, 10. Auflage 2006, Springer, Arbeitsblatt Ce 1, Kosten und Wirtschaftlichkeit von Wärmeübertragern 7.101. EN 12953-3:2002 Shell boilers – Part 3: Design and calculation for pressure parts 7.102. EN 12953-2:2002 Shell boilers – Part 2: Materials for pressure parts of boilers and accessories 7.103. EN 12952-2:2002 Water tube boilers and auxiliary installations – Part 2: Materials for pressure parts of boilers and accessories 7.104. EN 13445-3:2009+A1:2013 Unfired pressure vessels – Part 3: 7.105. S. Schwaigerer: Festigkeitsberechnung von Bauelementen des DampfkesselBehälter- und Rohrleitungsbaues, Springer, Berlin, 1970 7.106. H. Dietmann, K. Kussmaul: Spannungen in unrunden Hohlzylindern unter Innendruck, insbesondere an Ausschnitträndern, Mitteilungen der VGB, Heft 90 Juni 1964, S. 218-223 7.107. A. Kuhlmann G. Henjes, H. Ouge-Hengel, D. Blunck, W. Hansch: Spannungsverhältnisse beim An- und Abfahrvorgang in Trommel von Wasserrohrkesseln, Mitteilungen der VGB, Heft 101 April 1966, S. 93-106 7.108. R. Pich: Betrachtungen über die durch den inneren Überdruck in dünnwandigen Hohlzylindern mit unrundem Querschnitt hervorgerufenen Biegespannungen, Mitteilungen der VGB, Heft 93 Dezember 1964, S. 408-416 7.109. R. Pich: Die Zusammenhang zwischen der Unrundheit von Kesseltrommeln und der zugehörigen Biegezusatzspannungen, Mitteilungen der VGB, Heft 103 August 1966, S. 270-279 7.110. Muttnyánszki Á.: Szilárdságtan, Második kiadás, Tankönyvkiadó, Budapest, 1957 7.111. R. Pich: Die Berechnung der Elastischen, instationären Wärmespannungen in Platten, Hohlzylindern und Hohlkugeln mit quasistationären Temperaturfeldern, Mitteilungen der VGB, , Heft 87 Dezember 1963, S. 373382, illetve Heft 88 Februar 1964, S. 53-60
373
7.112. R. Pich: Wärmespannungen in druckführenden Bauteilen und deren meßtechnische Überwachung, VGB Kraftwerkstechnik 59 Heft 6 Juni 1979, S. 510-519 7.113. R. Pich: Näherungsgleichungen zur Abschätzung der instationären Wärmespannungen in krümmungsbehinderten Platten, Hohlzylindern und Hohlkugeln bei linear veränderter Leittemperatur, VGB Kraftwerkstechnik 63 Heft 10 Oktober 1983, S. 915-924 7.114. Szabolcs G.: Forrcsőszakadás következtében fellépő hirtelen nyomásesés befolyása a kazándob feszültségi állapotára, VEIKI Közlemények, 1964/2 7.115. Erdei J., Szabolcs G.: Erőművi blokkokban fellépő tranziens hőfeszültségek jelentősége, KGST VÁB közlemények, 1975/4 7.116. K. Wellinger, W. Schoch, E. Krägeloch, H. Grell, F. Baumüller: Wärmespannungen in Kesseltrommeln, Mitteilungen der VGB, Heft 6 Dezember 1968, S. 409-430 7.117. Gerse K.: Jelentés a Dunamenti Hőerőmű Vállalat 10. helyszámú kazánján végzett üzemi kísérletek értékeléséről, BME Kalorikus Gépek Tanszék, Budapest, (I. rész 1981, II. rész 1982, III. rész 1983) 7.118. R. Gillessen, W. Freund: Festigkeitsbetrachtungen der Schweißnaht im Hochdruck-Anlagenbau, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 7, S.630-636 7.119. N. Makinejad: Dynamische Lochrandspannungen und zulässige Temperaturdifferenzen in rotationssymmetrisch belasteten zylindrischen Bauteilen größerer Dampferzeuger, VGB Kraftwerkstechnik 54 Heft 3 März 1974, S. 186-194 7.120. R. Pich: Betrachtungen über Werkstoffkennwerte, die bei der Berechnung von Wärmespannungen benötigt werden, VGB Kraftwerkstechnik 61, Heft 7 Juli 1981, S. 593-610 7.121. E. Franz: Konstruktionsregeln für Großwasserraumkessel im europäischen Wandel, VGB Kraftwerkstechnik, 77 (1997) Heft 8, S. 617-622 7.122. K.-E. Dechant, W. Roßmaier: Verbesserte Wasserdruckprüfungen bei Flammrohr-Rauchrohr- und Wasserrohrkesseln, VGB Kraftwerkstechnik, 77 (1997) Heft 8, S. 623-629 7.123. E. Uhlig, B. Kempkes, W. Oppermann, F.-J. Adamsky: Wasserdruckprüfungen an Kesselanlagen, Prüfung mit erhöhtem Druck: Aussagefähigkeit, Wirkung, Durchführbarkeit, VGB PowerTech 1/2 of 2004, S. 95-104 7.124. H-J. de la Camp: Prüfen und Optimieren mittels „Stresstest”, bbr (Fachzeitschrift über Bändern, Blechen, Rohren und Profilen) 7-8/2006, S. 1823 7.125. O. Baumann, K-H. Herter, U. Schirmer, X. Schuler: Bewertung von Druckprüfungen mit „erhöhtem” Prüfdruck bei Müllheizkraftwerken, VGB PowerTech 7/2010, S. 56-63 7.126. H. Spähn, H. W. Lenz: Die Bruchmechanik und ihre Anwendung auf Fragen der Bauteilzähigkeit, Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 2. Ausgabe, Vulkan Verlag, Essen, 1973 7.127. K. Kussmaul, D. Blind, E. Roos, D. Sturm: Leck-vor-Bruch-Verhalten von Rohrleitungen, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990) Heft 7, S. 553-565 7.128. F. Salzmann, T. Varga, H.D. Teichmann, M. Wolf: Berstversuche an einem geschweißten Behälter aus 11 NiMoV 5 3, VGB Kraftwerkstechnik 69 Heft 4 April 1989, S. 373-379
374
7.129. E. Roos, K.-H. Herter, B. Kempkes: Pressure Test – Evaluation from the Materialmechanical and Safety-relevant Point of View, VGB PowerTech 12/2003, S. 111-118 7.130. K.-H. Herter, H. Diem, J. Bartonicek, A. Kessier, G. Nagel: Leak-before-break Behaviour of Piping Comparison of Testing with Calculation, VGB PowerTech 11/2001, S. 84-92 7.131. J. Winkler, P. Lange: Festigkeitsprüfung an einem 920-MW Dampferzeuger, Ersatz durch gleichwertige zerstörungsfreie Prüfungen, VGB PowerTech 10/2008, S. 42-46 7.132. K. Wellinger, W. Schoch, E. Krägeloch: Versuchen an einer ausgebauten Kesseltrommel mit Dehnmessung, Großkraftwerk Mannheim AG., Sonderdruck aus Mitteilungen der VGB, Heft 107, April 1967 7.133. G. Szabolcs: Erfahrungen beim Berstversuch mit einer Kesseltrommel, Mitteilungen der VGB 50, Heft 5. Oktober 1970, S. 411-420 7.134. A.B. Rothwell, R.I. Coote: A Critical Review of Assessment Methods for Axial Surface Flavs in Pipe, Pipe Technology Conference, Ostend, 2009 7.135. E. Ulrich: Über die Festigkeit von Rohrbogen mit elliptischem Querschnitt bei Innendruck und zusätzlicher Auffederung Mitt. der VGB (1960), S. 48-58, 410411 7.136. N. Makinejad: Berechung des Rohrbögens unter Innendruckbeanspruchung, VGB Kraftwerkstechnik 69, Heft 6 September 1989, S. 944-949 7.137. H. Kastl, D. Möller, K. Maile, W Eckert. Kriechen von Rohrbogen aus warmfesten Stahl 14 MoV 63 unter statischer Beanspruchung aus Innendruck und Biegemoment, VGB Kraftwerkstechnik, 72 (1992), Heft 12, S. 1109-1117 7.138. K. Kußmaul, K. Maile, H. Purper: Verformungs- und Versagensverhalten von Rohrbogen unter Innendruck und konstantem Zusatzmoment im Kriechbereich, VGB Kraftwerkstechnik, 76 (1996), Heft 8, S. 661-666 7.139. A. Kunz: Formelsammlung, VGB-B 501, Dritte, überarbeitete Ausgabe, 1981, Essen 7.140. H. Griem, W. Köhler, H. Schmidt: Wärmeübergang, Druckverlust und Spannungen in Verdampferwänden, VGB KraftwerksTechnik 1/1999, S. 30-39 7.141. P. Schobesberge, R. Weiher: Kesselexplosion in Girne/Zypern, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 10, S. 849-854 7.142. R. Kapteina: Dampfkessel mit geschweißter Rohrwand, Schweissen und Schneiden Jg. 18 (1966) Heft 9, S. 1-4 7.143. R. Haneke: Temperaturverlauf im Querschnitt geschweißter Rohrwände bei überwiegend konvektivem Wärmeübergang auf Rauchgasseite, VGB Kraftwerkstechnik 55 Heft 11, November 1975, S. 758-764 7.144. Varga L: Nyomástartó edények tervezése, Tankönyvkiadó, Budapest, 1984 7.145. A membránfalak szilárdsági méretezésének módszere, 01.813.45-87 számú KGST-szabványjavaslat, KGST Szabványügyi Intézete, 1988 7.146. H. H. Danzer: Neuzentliche Bauelemente für den Industrie- und Großkesselbau, VGB Kraftwerkstechnik 53 Heft 11, November 1973, S. 689698 7.147. V. Linzer, W. Lempp, G. Gross: Berechnung von Spannungen und Temperaturfeldern in Flossenwänden und aufgeschweissten Bauteilen, VGB Kraftwerkstechnik, 54 Jg., H. 9., September 1974 7.148. F. Aray, C. de Pater, R.M.E.J. Spiering: Wärmespannungen in Flossenrohrwänden mit stufenförmigem quergerichtetem Temperaturgradienten, VGB Kraftwerkstechnik 59 Heft 6, Juni 1979, S. 455-461
375
7.149. Gerse K.: Jelentés az Ajkai Hőerőmű kazánrekonstrukciója során beépítésre kerülő 100-M típusú gőzkazánok membránfal túlhevítőinek vizsgálatáról, BME Kalorikus Gépek Tanszék, Budapest, 1980 7.150. I. I. Goldenblat: Szilárdsági számítások a gépészetben, Testek nagy hőmérsékleten, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1969 7.151. W. Wagner: Acél csővezetékek, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1985 7.152. Kolonits F.: Energetikai csővezetékek szilárdsági méretezése, Műszaki Könyvkiadó, 1982 7.153. E. Weiß, J. Rudolph, A. Lietzmann: Komplexe Festigkeitsanalyse von Komponenten des Druckbehälter- und Dampfkesselbaus am Beispiel der Kugelschale-Stutzen-Verbindung, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 9, S. 824-828 7.154. W. Wagner: Festigkeitsberechnungen im Apparate- und Rohrleitungsbau, 8. Auflage, Vogel Buchverlag, Würzburg, 2012 7.155. Richtlinie für Beurteilung von Großwasserraum-Kesselkonstruktionen. Verbändevereinbarung Dampfkessel 451-94/1, (VdTÜV e.V.) Verlag TÜV Reinland, Köln, 1994 7.156. Eh. Höhne: Die Einwalzen von Kesselrohren, Wt 1023 Inf.-Mappe 076 a/2, Franckh’sche Verlagshandlung, Abt. Berlin, Februar 1935, különlenyomat 7.157. H. Krips, M. Podhorsky: Hydraulisches Aufweiten von Rohren für Wärmetauscher mit Rohrplatten, Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 4. Ausgabe, Vulkan Verlag, Essen, 1980, S. 434-441 7.158. M. Podhorsky: Entwicklungen beim hydraulischen Aufweiten von Rohren, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990), Heft 6, S. 502-504 7.159. W. Stürmer: Freispannunsgmeßgeräte für den Dampfkesselbetrieb, H&B, Einzelbericht L3405 zu H&B-messwerte, évszám nélkül 7.160. Újhelyi G. : Villamos teljesítménycsúcsok ellátása az energiarendszerben, in Lévai A., Zettner T.: Hőerőművek IV., Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1971 7.161. Zettner T.: Erőművi blokkok és főberendezések irányításának lehetőségei instacioner és labilis terhelési állapotokban, Budapesti Műszaki Egyetem Továbbképző Intézete, Budapest, 1973 7.162. R. Pich, K. Erlmann: Automatische Überwachung der rechnerischen Lebensdauer druckführender Bauteile, EVT Bericht 71/83 7.163. FACOS, Ein System zur Erfassung des rechnerischen Lebensdauerverbrauchs druckführender Bauteile, EVT, jelzet nélkül 7.164. R. Leithner: Messdaten-Erfassungsanlage für große Dampferzeuger, EVT Bericht 77/84 7.165. K. Erlmann: Rechnerische Überwachung der Lebensdauer druckführender Bauteile, EVT Bericht 78/85 7.166. D. Brockel, R. Graf: Ein numerisches, mathematisch-physikalisches Lösungsverfahren zur Bestimmung instationärer Temperaturfelder zwecks Ermittlung von Temperaturdifferenzen mittels einer Meßstelle, VGB Kraftwerkstechnik 64 Heft 9, September 1984, S. 808-815 7.167. J. Taler: Überwachung der instationären Wärmebeanspruchung in dickwandigen Bauteilen von Kraftwerksblöcken, BWK Bd. 39 (1987) Nr. 11, S. 484-489 7.168. L. Speitkamp: Bestimmung von Temperaturdifferenzen in dicken Druckbehälterwänden aus der zeitlichen Folge von Temperaturmeßwerten an der isolierten Wandaußenseite, VGB Kraftwerkstechnik 68 Heft 2, Februar 1988, S. 182-186
376
7.169. R. Haneke: Berechnung des zulässigen zeitabhängigen Druck- und Temperaturverlaufes in Bauteilen von Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 66 Heft 12, Dezember 1988, S. 1178-1190 7.170. R. Leithner, F. Steege, R. Pich, K. Erlmann, C. T. Nguen: Vergleich verschiedenen Verfahren zur Bestimmung der Temperaturdifferenz in dickwandigen Bauteilen für die Lebensdauerberechnung, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990) Heft 6, S. 446-457 7.171. J. Taler, F. Lehne: Bestimmung von Wärmespannungen in dickwandigen Bauteilen mittels einer Temperaturmeßstelle, BWK Bd. 48 (1996) Nr. 3, S. 5760 7.172. J. Taler: Experimentelle Bestimmung instationärer Temperatur- und Wärmespannungsfelder in druckführenden Bauteilen unter Betriebsbedingungen, BWK Bd. 42 (1990) Nr. 1/2, S. 52-57 7.173. F. Lehne, R. Leithner: Berechnung der Wandtemperaturdifferenz dickwandiger Bauteile von Dampferzeugern aus Dampftemperaturmesswerten, VGB KraftwerksTechnik 1/2000, S. 44-48 7.174. F. Lehne, R. Leithner: Ermittlung von Wandtemperaturdifferenzen in dickwandigen Bauteilen zur Lebensdauer-verbrauchsberechnung, VGB PowerTech 10/2002, S. 77-80 7.175. R. Pich: Dynamische Beanspruchung von druckführenden Bauteilen, EVT Bericht, 59/81, Sonderdruck aus der Jahrbuch der Dampferzeugertechnik, 4. Ausgabe 80/81 7.176. J. Taler, M. Zborowski, B. Węglowski: Optimatisation of Construction and Heating of Critical Structural Components of Boiler Drums, VGB PowerTech 11/2002, S. 19-24 7.177. J. Weber: PC-Software zur Lebensdauerbewertung von Rohrbögen im Zeitstandbereich, VGB PowerTech 7/2004, S. 60-65 7.178. H. Zeibig: Lebensdauerbeurteilung von innenbeanschpruchten Rohrbögen im Kriechbereich, BWK Bd. 46 (1994) Nr. 3, S. 87-90 7.179. H. Reitz, H. Walter: Verformung der Frischdampfleitungen einer 180-MW Turbogruppe, VGB Kraftwerkstechnik 69 (1989) Heft 1, S. 32-39 7.180. H. Lindner: Berechnung des Erschöpfungsgrades von Kesselteilen mit Hilfe statistischer Auswertungsmetoden, VGB Kraftwerkstechnik 57, Heft 1 Januar 1977, S. 62-70 7.181. K.H. Kloos, J. Granacher, P. Hillenbrand: Verhalten warmfester Stähle bei mehrstufiger Zeitstandbeanspruchung, VGB Kraftwerkstechnik 74 (1994), Heft 1, S. 75-82 7.182. K.H. Kloos, J. Granacher, B. Müller: Zyklisches Zeitstandverhalten warmfester Kraftwerksstähle im Zugbereich, unter intermittierender Beanspruchung und im Zug-Druck-Bereich, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 12, S. 10591064 7.183. H.-A. Kurpjuhn A., Reiche: Zulassige Druck- und Temperaturänderungsgeschwindigkeiten für Dampferzeuger- und Rohrleitungsbauteile und deren graphische Darstellung im Echzeitbetrieb, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991), Heft 6, S. 544-546 7.184. F.-W. Hübner, H. Kerkhoff, J. Schumacher: Schnelle Wiederinbetriebnahme einer schadhaft gewordenen Kesseltrommel, VGB Kraftwerkstechnik 62 Heft 8 August 1982, S. 715-722 7.185. H.R. Krautz: Zustandorientierte Instandhaltung VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991), Heft 7, S. 653-657
377
7.186. R. Kolb: Mittel und Methoden zur Zustandsbewertung von Bauteilen des Wasser-Dampfkreislaufes, insbesondere des Druckkörpers von Dampfkesseln, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991), Heft 6, S. 598-602 7.187. F.A. Sturm: Efficient Operations, VGB-B 011e, VGB PowerTech Service GmbH, Essen, 2003 7.188. EN 12952-4:2000 Water tube boilers and auxiliary installations – Part 4: Inservice boiler life expectancy calculations 7.189. Zustandsüberwachung und Prüfung der Komponenten von Druckbehälteranlagen und Wasser oder Dampfführenden Hochdruckleitungen, S-506-R-00;2012-03-DE, VGB PowerTech e. V. 7.190. J. Bareß et al.: Risk-based Maintenance Concept – European Development and Experience in Implementation on High-temperature Steam Tubes and Pipes, VGB PowerTech 1/2 of 2006, S. 77-82 7.191. K. Metzger et al.: Zustandüberwachung von heißgehenden dickwandigen Bauteilen an Dampfkesselanlagen unter Einbeziehung der Ultraschalllaminographie (USL) als innovatives Prüfverfahren, VGB PowerTech 10/2011, S. 78-84 7.192. E. Kellerer: On Site Creep Detection by Messurement of Sound Velocity, VGB PowerTech 4/2002, S. 106-109 7.193. G. Schramm, F. Pöhler: Möglichkeiten und Grenzen der Lebensdauerermittlung thermisch beanspruchter Bauteile, Energietechnik 38.Jg. Heft 2 Februar 1988, S. 68-73 7.194. H. Blumenauer, G. Pusch: Műszaki törésmechanika, Műszaki Könyvkiadó, Budapest, 1987 7.195. H. Heinrich: Warmfeste Stähle in Kraftwerken, Ingenieur-Werkstoffe 3 (1991) Nr. 12, S. 55-59 7.196. B. Melzer, P. Seliger, W. Illmann: Verbesserte Lebensdauerabschatzung kriechbeanspruchter Rohrbögen mittels bauteilspezifischer Kennwerte, VGB Kraftwerkstechnik 73 (1993), Heft 4, S. 394-399 7.197. H.Chr. Schröder: Prinzipielle Überlegungen zur Bewertung und Überprüfung von älteren Kraftwerksanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 9/98, S. 38-47 7.198. P. Hofstötter: Laborerprobung und praktischer Einsatz kapazitiver Dehnungsmeßstreifen zur Messung von Kriechdehnungen im Betrieb bei 530 °C, VGB Kraftwerkstechnik 69 Heft 6 Juni 1989, S. 613-617 7.199. P. Rau, M. Schick, F. Albert, A. Helmrich: Schaden und Reparatur an einer Kesseltrommel aus 15NiCuMoNb5 (WSB 62), VGB Kraftwerkstechnik 72 (1992), Heft 5, S. 444-454 7.200. H.Chr. Schröder, A. Foss: Instandhaltung im Umbruch, VGB PowerTech 4/2013, S. 71-76 7.201. J. Mircea et al.: Innovative zerstörungsfreie Prüftechniken im konventionellen Kesselbau, VGB PowerTech 4/2013, S. 82-87 7.202. Empfehlung „Behandlung von älteren Kesseltrommeln mit niedriger Kerbschlagzähigkeit” DDA, Essen, 4 Dezember 1972 7.203. Empfehlung für die Behandlung von älteren Kesseltrommeln mit niedriger Kerbschlagzähigkeit, Herausgegeben von FDBR, VDEh, VdTÜV, VGB, Oktober 1974 7.204. B. Hartleben: Erfahrungsbericht über Schadensfrüherkennung und Überwachung durch Körperschallanalyse in Kraftwerksanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 74 (1994), Heft 9, S. 783-786
378
7.205. P. Koschel, R. Gillessen, R. John, G. Steegmanns: Konzept zur Lebensdauerüberwachung und Ertüchtigung von Kraftwerksrohrleitungen im Zeitstandbereich, VGB Kraftwerkstechnik 66 Heft 10 Oktober 1986, S. 983999 7.206. H.D. Schulze, W. Arnswald, F. Arens-Fischer: Schäden an einer Mischverbindung 14 MoV 6 3/10 CrMo 9 10, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991), Heft 12, S. 1136-1140 7.207. G. Horgan, G. Ryan, E. Byrne: Untersuchung von schweren Rohr- und Rohrwandschäden an einem Zwangdurchlauf-Dampferzeuger, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990), Heft 12, S. 1007-1010 7.208. Guidance for the Assessment of Creep Rupture Data, ECCC Recommendations – Volume 5 part III (Issue 2), 31/08/05 7.209. B. Buchmayr et al.: Expertensystem zur Analyse von Schäden an Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990), Heft 9, S. 749-753 7.210. B. Burger: Anwendung von Expertensystemen in der Kraftwerkstechnik, VGB Kraftwerkstechnik 71 (1991), Heft 7, S. 649-652 7.211. P. Hofstötter, E. Mai: Überblick über das VGB-Forschungsprojekt 92 „COST 501/2-WP5C: Restlebensdauervorhersage unter simulierten Betriebsbelastungen“, VGB Kraftwerkstechnik 74 (1994), Heft 10, S. 883-889 7.212. J. R. Bos, R. van der Star: Probabilistic Approach to Determining the Optimum Replacement of a Superheater Stage in a 680 MW Coal-fired Boiler, VGB PowerTech 4/2009, S. 43-48 7.213. O.H. Larsen, R.B. Frandsen, R. Blum: Exfolation of Steam Side Oxides from Austenitic Superheaters, VGB PowerTech 7/2004, S. 89-94 7.214. H. Theilig: Praktische Anwendung der Bruchmechanik in der konventionellen Kraftwerkstechnik, VGB PowerTech 7/2006, S. 82-87 8. Gőzkazánok üzemeltetése 8.1 Richtlinie für die Bestellung von Hochleistungsdampfkesseln, R101, VGB PowerTech e. V. 8.2 Material specification for components in fossil-fired power plants, S-109-002012-08-DE-EN, VGB PowerTech e. V. 8.3 Zustandsüberwachung und Prüfung der Komponenten von Druckbehälteranlagen und Wasser oder Dampfführenden Hochdruckleitungen, S-506-R-00;2012-03-DE, VGB PowerTech e. V. 8.4 Herstellung sowie Bau- und Montageüberwachung von Dampfkesselanlagen, R501, VGB PowerTech e. V. 8.5 Abnahme- und Kontrolluntersuchungen, R123 I.2, VGB PowerTech e. V. 8.6 Nyomástartó berendezések műszaki-biztonsági szabályzata a 63/2004. (IV. 27.) GKM rendelet és a 23/2006. (II. 3.) Kormányrendelet végrehajtásához szükséges részletes műszaki követelmények, 2007. november 8.7 W. Wagner: Regel- und Sicherheitsarmaturen, 1. Auflage, Vogel Buchverlag, Würzburg, 2008 8.8 Innere Reinigung von Wasserrohr-Dampferzeugeranlagen und Rohrleitungen Product No.: R513, VGB PowerTech e. V. 8.9 R. Doležal: Anfahrdynamik eines Naturumlaufkessels beim Kaltstart, VGB Kraftwerkstechnik 53, Heft 5 Mai 1973, S. 306-314
379
8.10 Gerse K.: Jelentés a Dunamenti Hőerőmű Vállalat 10. helyszámú kazánján végzett üzemi kísérletek értékeléséről, BME Kalorikus Gépek Tanszék, Budapest, (I. rész 1981, II. rész 1982, III. rész 1983) 8.11 Civin V: Jelentés a Dunamenti és Gagarin Hőerőművekben végzett indítási kísérletekről (VEIKI Kézirat 1978) 8.12 O.H. Larsen, R.B. Frandsen, R. Blum: Exfolation of Steam Side Oxides from Austenitic Superheaters, VGB PowerTech 7/2004, S. 89-94 8.13 G. Lüdenbach, P. Körner: Dampfseitiges Oxidationsverhalten austenitischer Kesselrohre VGB-Konferenz "Kraftwerke im Wettbewerb 2011", 30.-31. März 2011, Karlsruhe, illetve G. Lüdenbach, P. Körner: Dampfseitiges Oxidationsverhalten austenitischer Kesselrohre, VGB PowerTech 11/2011, S. 45-49 8.14 R. Doležal: Auskühlen des abgestellten Trommelkessels und sein Warmhalten, VGB Kraftwerkstechnik 53, Heft 7 Juli 1973, S. 427-434 8.15 R. Leithner: Druckänderungen im Hochdruckteil und Zwischenüberhitzer eines Dampferzeugers infolge Notschaltung, EVT-Bericht, 26/1974 8.16 Speisewasser-, Kesselwasser- und Dampfqualität für Kraftwerke/Industriekraftwerke Product No.: S-010-T-00;2011-12.DE, VGB PowerTech e. V. 8.17 Betrieb von Dampfkesselanlagen, Anforderungen an den Betreiber für den Betrieb von Dampfkesselanlagen der Kategorie III (ab 1.000 bar/Liter) und IV, Product No.: S-031-00-2012-08-DE, VGB PowerTech e. V. 8.18 Konservierung von Kraftwerksanlagen, Product No.: R116, VGB PowerTech e. V. 8.19 Condition Monitoring and inspection of components of steam boiler plants, pressure vessel installations and high-pressure water and steam pipes, Product No.: S-506-R-00;2012-03-EN, VGB PowerTech e. V. 8.20 G. Henjes, H. Rese, R. Krause: Das Auffüllen, Anwärmen und Konservieren der Trommeln und Sammler von Dampfkesseln, Mitteilungen der VGB 50, Heft 5 Oktober 1970, S. 394-410 8.21 MSZ EN 12953-10:2003 Nagy vízterű kazánok, A táp- és kazánvíz minőségi követelményei 8.22 MSZ EN 12952-12:2003 Vízcsöves kazánok és segéd berendezéseik, A táp- és kazánvíz minőségi követelményei 8.23 Dr. Chovanecz T., Kovács E.: Vegyészlaboráns szakmai ismeretek, MVM Rt. Szakoktatási Jegyzetek, Budapest, 1993 8.24 Temperatur-Messtechnik in Feuerräumen, CMV Systems GmbH & Co. KG, Mönchengladbach, évszám és egyéb jelölés nélkül 8.25 W. Derichs, K. Menzel, E. Reinartz: Schallpyrometrisch ermittelte Feuerraumtemperaturen in einem braun-kohlegefeuerten Kraftwerkskessel, BWK 46 (1994), Nr. 6, S. 286– 93 8.26 Betriebserfahrungen mit dem Temperaturmeßsystem agam, VDI Wissensforum, Messtechnik bei Verbrennungsanlagen, Seminar 434324, München, Bonnenberg+Drescher Projektentwicklung GmbH, évszám és egyéb jelölés nélkül 8.27 J. Taler: Messung der lokalen Heizflächenbelastung in Feuerräumen von Dampferzeugern, BWK Bd 4. (1990) Nr. 5 - Mai, S. 269-277 8.28 J. Taler: Messung der Wärmebelastung der gasdicht verschweißten Verdampfer-Rohrwände in Dampferzeugern, VGB Kraftwerkstechnik 70 (1990) Heft 8, S. 644-650
380
8.29 M. Seeger, J. Taler: Konstruktion und Einsatz transportabler Wärmeflußsonden zur Bestimmung der Heizflächenbelastung in Feuerräumen, Fortschr.-Ber. VDIZ. Reihe 6 Nr. 129, Düsseldorf: VDI Verlag 1983 8.30 T. Herzog, W. Müller, W. Spiegel, J. Brell, D. Molitor, D. Schneider: Korrosion durch Taupunkte und deliqueszente Salze im Dampferzeuger und in der Abgasung, in K.J. Thomé-Kozmiensky und M. Beckmann (Hrsg.): Energie aus Abfall, Band 9. Neuruppin: TK Verlag , 2012, S. 429-460 8.31 B. Hartleben: Erfahrungsbericht über Schadensfrüherkennung und Überwachung durch Körperschallanalyse in Kraftwerksanlagen, VGB Kraftwerkstechnik 74 (1994), Heft 9, S. 783-786 (7.204) 8.32 P. Schobesberge, R. Weiher: Kesselexplosion in Girne/Zypern, VGB Kraftwerkstechnik 75 (1995), Heft 10, S. 849-854 (7.141) 8.33 Procon Engineering Ltd: Akustische Kessel-Dampfleck-Erkennung, www.proconeng.com 8.34 Ábrahám L., Újhelyi G.: 5. sz. 150 MW-os blokk üzemi méréseinek kiértékelése, Százhalombatta, 1970. március 8.35 Herrman P.: A GHV tüzeléstechnikai berendezésein végzett fejlesztő munkák értékelése, GHV, 1983 8.36 F. W. Albert: Fuzzy logic und ihre Anwendung in Müllheizkraftwerken, VGB Kraftwerkstechnik 1998, Heft 12 8.37 Chr. Gierend: Feuerungsregelung durch Fuzzy Control, VGB Kraftwerkstechnik 76 (1996), Heft 6, S. 487-497 8.38 Kóczy L. T., Tikk D: Fuzzy rendszerek, Digitális tankönyvtár, 2001 8.39 J. Lappalainen, H. Blom, K. Juslin: Dynamic process simulation as an engineering tool – a case of analysing a coal plant evaporator, VGB PowerTech 1/2, 2012 S. 62-68 8.40 E.J. Adam, J.L. Marchetti: Dynamic simulation of large boilers with natural recirculation, Computers and Chemical Engineering 23 (1999) 1031-1040 8.41 J.M.P Van der Looij: Dynamic modeling and control of coal fired fluidized bed boilers, Technische Universiteit Delf, 1888, Disszertáció 8.42 F. Ahnert: Steam Boilers: process Models for Improved Operation and design, Technische Universiteit Delf, 2007, Disszertáció 8.43 Utasítás az MVMT energetikai berendezéseiben bekövetkező üzemi hibák (nem tervezett üzemi események) fogalmainak meghatározására, jelentésére, kivizsgálására és nyilvántartására, MVMT, 1989 8.44 R. Jaerschky, N. Hengstler: Die Explosion des SchmelzkammerDampferzeugers „Leiningerwerk Block 3”, VGB Kraftwerkstechnik 68 Heft 3, März 1988. S. 237-244 8.45 O.H. Larsen, R.B. Frandsen, R. Blum: Exfolation of Steam Side Oxides from Austenitic Superheaters, VGB PowerTech 7/2004, S. 89-94
381
382
FÜGGELÉK Jellemzők vízre, telített folyadék és gőzfázisban Entalpiagörbék Füstgáz entalpia − h ( ) − közelítő függvények állandói Hőátadási tényezők gyors meghatározása a. Konvektív hőátadás csőben, csatornában b. Konvektív hőátadás soros elrendezésű csőkötegben c. Konvektív hőátadás eltolt (sakktáblás) elrendezésű csőkötegben d. Sugárzásos hőátadás e. Hőátadás csőben, gőzáramlás esetén 5. Szerkezeti anyagok a. Szerkezeti anyagok összetétele b. Hagyományos lemezanyagok folyáshatára c. Növelt szilárdságú lemezanyagok folyáshatára d. Jellemző dobanyagok tartamszilárdsága e. Kamrák lemezanyagainak tartamszilárdsága f. Rozsdamentes lemezanyagok folyáshatára g. Rozsdamentes lemezanyagok tartamszilárdsága h. Ötvözetlen, gyengén ötvözött csőanyagok folyáshatára i. Ötvözetlen, gyengén ötvözött csőanyagok tartamszilárdsága j. Hagyományos csőanyagok folyáshatára k. Hagyományos csőanyagok tartamszilárdsága l. Növelt szilárdságú csőanyagok folyáshatára m. Növelt szilárdságú csőanyagok tartamszilárdsága n. Rozsdamentes csőanyagok folyáshatára o. Rozsdamentes csőanyagok tartamszilárdsága p. Korszerű anyagok folyáshatára q. Korszerű anyagok tartamszilárdsága 1. 2. 3. 4.
383
Jellemzők vízre, telített folyadék és gőzfázisban (az IAPWS-IF 97, illetve a VDI Wärmeatlas 1984, Db 5 alapján) Hőmérséklet °C 0,01 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00 70,00 80,00 90,00 100,00 110,00 120,00 130,00 140,00 150,00 160,00 170,00 180,00 190,00 200,00 210,00 220,00 230,00 240,00 250,00 260,00 270,00 280,00 290,00 300,00 310,00 320,00 330,00 340,00 350,00 360,00 370,00 373,99
Nyomás bar 0,006112 0,012271 0,023368 0,042417 0,073749 0,12335 0,19919 0,31151 0,47359 0,70108 1,01325 1,4326 1,9854 2,7012 3,6136 4,7597 6,1804 7,9202 10,027 12,552 15,551 19,080 23,201 27,979 33,480 39,776 46,904 55,051 64,191 74,448 85,917 98,697 112,900 128,646 146,079 165,367 186,737 210,528 220,64
A táblázatban
Sűrűség kg/m3 Víz Gőz 999,8 999,7 998,3 995,7 992,2 988,0 983,1 977,7 971,6 965,1 958,1 950,7 942,8 934,6 925,9 916,8 907,3 897,3 886,9 876,0 864,7 852,8 840,4 827,3 813,6 799,2 783,9 767,8 750,5 732,1 712,2 690,6 666,9 640,4 610,2 574,5 528,3 448,3 322
0,004850 0,009397 0,01720 0,03037 0,05116 0,08300 0,1302 0,1981 0,2932 0,4233 0,5974 0,826 1,121 1,496 1,966 2,547 3,259 4,122 5,160 6,395 7,865 9,595 11,625 13,999 16,767 19,990 23,742 28,112 33,215 39,198 46,255 54,648 64,754 77,144 92,755 113,352 143,467 201,685 322
Fajlagos entalpia kJ/kg Víz Gőz -0,0416 42,02 83,92 125,75 167,54 209,34 251,15 293,02 334,95 376,97 419,10 461,36 503,78 546,39 589,20 632,25 675,57 719,21 763,19 807,57 852,39 897,74 943,64 990,21 1037,52 1085,68 1134,83 1185,09 1236,67 1289,77 1344,77 1402,00 1462,15 1525,74 1594,45 1670,99 1761,49 1891,60 2087,55
2500,89 2519,23 2537,47 2555,58 2573,54 2591,31 2608,85 2626,10 2643,01 2659,53 2675,57 2691,07 2705,93 2720,09 2733,44 2745,92 2757,43 2767,89 2777,22 2785,31 2792,06 2797,31 2801,05 2803,01 2803,06 2800,95 2796,64 2789,63 2779,82 2766,65 2749,57 2727,92 2700,67 2665,97 2622,07 2563,63 2480,99 2329,52 2087,55
ßf 10-3/K -0,0853 0,0821 0,2066 0,3056 0,3890 0,4624 0,5288 0,5900 0,6473 0,7019 0,7547 0,8068 0,8590 0,9121 0,9667 1,0237 1,0837 1,1475 1,2162 1,2906 1,3721 1,4623 1,5629 1,6763 1,8658 1,9552 2,1301 2,3379 2,5893 2,8998 3,2932 3,8079 4,5104 5,5306 7,1672 10,3944 19,2762 98,1843 ∞
σ*10-3 N/m
cpf kJ/kgK 4,217 4,193 4,182 4,179 4,179 4,181 4,185 4,100 4,197 4,205 4,216 4,229 4,245 4,263 4,285 4,310 4,339 4,371 4,408 4,449 4,497 4,551 4,614 4,686 4,770 4,869 4,986 5,126 5,296 5,507 5,773 6,120 6,586 7,248 8,270 10,078 14,987 53,920 ∞
75,65 74,22 72,74 71,20 69,60 67,95 66,24 64,49 62,81 60,82 58,92 56,97 54,97 52,94 50,86 48,75 46,60 44,41 42,20 39,95 37,68 35,39 33,08 30,75 28,40 26,05 23,70 21,35 19,00 16,63 14,37 12,10 9,88 7,71 5,64 3,68 1,89 0,39 0
b [ g( g f )] a Laplace tényező.
384
Víz μf*10-6 Ns/m2 1791,4 1307,7 1002,7 797,7 653,1 547,1 466,8 404,4 355,0 315,0 282,2 254,9 232,1 212,7 196,1 181,9 169,5 158,8 149,3 141,0 133,6 126,9 121,0 115,5 110,5 105,8 101,5 97,4 93,4 89,6 85,8 82,1 78,3 74,4 70,2 65,7 60,2 51,4 38,2
νf*10-6 m2/s 1,792 1,308 1,004 0,801 0,658 0,554 0,475 0,414 0,365 0,326 0,294 0,268 0,246 0,228 0,212 0,198 0,187 0,177 0,168 0,161 0,154 0,149 0,144 0,140 0,136 0,132 0,129 0,127 0,124 0,122 0,120 0,119 0,117 0,116 0,115 0,114 0,114 0,115 0,122
λf W/mK 0,562 0,582 0,600 0,615 0,629 0,640 0,651 0,659 0,667 0,673 0,677 0,681 0,683 0,604 0,685 0,684 0,682 0,679 0,674 0,669 0,663 0,656 0,648 0,639 0,629 0,618 0,606 0,593 0,578 0,562 0,545 0,526 0,506 0,485 0,461 0,436 0,412 0,420 0,830
Prf 13,44 9,42 6,99 5,42 4,34 3,57 3,00 2,570 2,234 1,969 1,756 1,583 1,442 1,325 1,228 1,147 1,079 1,023 0,976 0,937 0,906 0,880 0,851 0,847 0,838 0,834 0,835 0,842 0,856 0,877 0,909 0,954 1,018 1,112 1,260 1,517 2,190 6,602 ∞
cpg kJ/kgK 1,864 1,868 1,874 1,883 1,894 1,907 1,924 1,944 1,969 1,999 2,034 2,075 2,124 2,180 2,245 2,320 2,406 2,504 2,615 2,741 2,883 3,043 3,223 3,426 3,656 3,918 4,221 4,574 4,996 5,507 6,144 6,962 8,053 9,589 11,920 15,951 26,792 112,928 ∞
1. függelék
μg*10-6 Ns/m2 9,22 9,46 9,73 10,01 10,31 10,62 10,94 11,26 11,60 11,93 12,28 12,62 12,97 13,32 13,67 14,02 14,37 14,72 15,07 15,42 15,78 16,13 16,49 16,85 17,22 17,59 17,98 18,38 18,80 19,25 19,74 20,28 20,89 21,62 22,52 23,72 25,53 29,35 38,20
Gőz νg*10-6 m2/s 1900,1 1006,8 562,5 329,6 201,4 127,9 83,99 56,85 39,54 28,19 20,55 15,28 11,57 8,90 6,95 5,50 4,41 3,57 2,92 2,41 2,006 1,681 1,418 1,204 1,027 0,880 0,757 0,654 0,566 0,491 0,427 0,371 0,323 0,280 0,243 0,209 0,178 0,146 0,122
λg W/mK 16,5 17,2 18,0 18,7 19,5 20,3 21,1 22,0 22,9 23,8 24,8 25,8 27,0 28,1 29,4 30,8 32,2 33,8 35,4 37,2 39,1 41,1 43,4 45,7 48,3 51,2 54,3 57,9 61,8 66,4 71,8 78,4 86,5 97,1 111,8 134,2 175,8 308 830
Prg 1,041 1,027 1,016 1,008 1,002 0,999 0,997 0,997 0,999 1,002 1,007 1,014 1,022 1,031 1,043 1,057 1,073 1,092 1,115 1,137 1,163 1,193 1,226 1,262 1,302 1,347 1,396 1,453 1,519 1,596 1,688 1,801 1,945 2,135 2,402 2,819 3,890 10,763 ∞
b 10-3 m 2,775 2,752 2,729 2,704 2,679 2,653 2,625 2,597 2,568 2,530 2,506 2,474 2,440 2,404 2,368 2,330 2,290 2,249 2,206 2,161 2,115 2,066 2,015 1,961 1,904 1,844 1,781 1,714 1,643 1,566 1,483 1,393 1,294 1,182 1,055 0,903 0,709 0,403 0
Entalpiagörbék
2. függelék
1000
900
800
Fajlagos entalpia (kJ/kg)
700
Donyecki antracit Francia Magerkohle Kohógáz I. Lengyel Gaskohle Fűtőolaj Barnaszén generátorgáz Oroszlányi nyers akna II. Gázolaj Miscanthus Búzaszalma Nyárfa Földgáz I. Metilalkohol Kamragáz II. Bükkábrányi lignit Levegő
600
500
400
300
200
100 100
200
300
400
500
Hőmérséklet (°C)
385
600
700
800
1700
1600
1500
Fajlagos entalpia (kJ/kg)
1400
Donyecki antracit Francia Magerkohle Kohógáz I. Lengyel Gaskohle Fűtőolaj Barnaszén generátorgáz Oroszlányi nyers akna II. Gázolaj Miscanthus Búzaszalma Nyárfa Földgáz I. Metilalkohol Kamragáz II. Bükkábrányi lignit Levegő
1300
1200
1100
1000
900
800 700
800
900
1000 1100 Hőmérséklet (°C)
386
1200
1300
1400
2900
2800
2700
2600
2500
Fajlagos entalpia (kJ/kg)
2400
Donyecki antracit Francia Magerkohle Kohógáz I. Lengyel Gaskohle Fűtőolaj Barnaszén generátorgáz Oroszlányi nyers akna II. Gázolaj Miscanthus Búzaszalma Nyárfa Földgáz I. Metilalkohol Kamragáz II. Bükkábrányi lignit Levegő
2300
2200
2100
2000
1900
1800
1700
1600 1300
1400
1500
1600
1700
Hőmérséklet (°C)
387
1800
1900
2000
Füstgáz entalpia − h ( ) − közelítő függvények állandói
Donyecki antracit Francia Magerkohle Kohógáz I. Lengyel Gaskohle Fűtőolaj Barnaszén generátorgáz Oroszlányi nyers akna II. Gázolaj Miscanthus Búzaszalma Nyárfa Földgáz I. Metilalkohol Kamragáz II. Bükkábrányi lignit Levegő
a -4 1,66468*10 -4 1,69329*10 -4 1,74197*10 -4 1,73523*10 -4 1,78166*10 -4 1,80865*10 -4 1,81987*10 -4 1,80282*10 -4 1,86848*10 -4 1,89726*10 -4 1,90653*10 -4 1,94411*10 -4 1,99801*10 -4 1,99687*10 -4 2,06044*10 -5 7,07647*10
388
b 0,942765 0,950631 0,952924 0,960863 0,974628 0,975849 0,977906 0,980549 0,990405 0,996727 0,998990 1,01604 1,02575 1,02897 1,03322 1,02632
c 12,0947 12,5407 10,8989 13,0760 14,1296 13,1461 13,8930 14,4897 13,8949 14,0618 14,1702 16,3067 16,2182 16,9355 15,8370 6,43433
3. függelék 2
R 0,999701 0,999698 0,999715 0,999695 0,999688 0,999699 0,999690 0,999686 0,999694 0,999694 0,999693 0,999678 0,999680 0,999675 0,999684 0,999971
4. függelék Konvektív hőátadás csőben, csatornában
a)
80 14 16 18 20
70
30 35 40 45 50 60 70 80 90 100
0 hőátadási tényező (W/m2K)
60
50
150 200 250 300 400 500 600 800 1000
40
30
Hidraulikus átmérő (mm)
25
1500 2000 3000
20
k 0 CT C A Cl
10
0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
800
900
11
12
2
Tőmegáram sűrűség (kg/m s)
CT hőmérséklet korrekciós tényező
1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 100
200
300
400
500
600
700
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
389
1000
1100
1200
CA anyagjellemző korrekciós tényező
1,20 0,28 0,26 0,24 0,22 0,20 0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02
1,15 1,10 1,05
1,00 0,95
Levegő
0,90 100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
45
50
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
Cl korrekciós tényező
2,5
2,0
1,5
1,0 0
5
10
15
20
25
l/dh arány
390
30
35
40
b)
Konvektív hőátadás soros elrendezésű csőkötegben 10
180
13,5
16
17,2 20
170 160
25 26,9
150
30 31,8 33,7
140
38 42 44,5 48,3 51 57 60,3 70 76,1
0 hőátadási tényező (W/m2K)
130 120 110
Külső csőátmérő (mm)
21,3
100 90 80 70 60
k 0 CT C A Ct Cn
50 40 30 20 10 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
2
CT hőmérséklet korrekciós tényező
Tőmegáram sűrűség (kg/m s) 1,3 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 100
200
300
400
500
600
700
800
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
391
900
1000
1100
1200
0,28 0,26 0,24 0,22 0,20 0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02
1,15 1,10 1,05
1,00 0,95
Vízgőz tartalom (kg/kg)
CA anyagjellemző korrekciós tényező
1,20
Levegő
0,90 100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
1,0
t1/d≤1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 t1/d≥3,0
t1/d
0,8
0,7
0,6
0,5 1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
t2/d osztás arány
Cn korrekciós tényező
Ct korrekciós tényező
0,9
1,00 0,99 0,98 0,97 0,96 0,95 0,94 0,93 0,92 0,91 0,90 0,89 1
2
3
4
5
6
7
Csősorok száma (db)
392
8
9
10
1,8
1,9
Konvektív hőátadás eltolt (sakktáblás) elrendezésű csőkötegben 10
13,5
16 17,2
190
20 21,3
180 170
25 26,9
160
30 31,8 33,7
150
38
0 hőátadási tényező (W/m2K)
140
120
42 44,5 48,3 51 57 60,3
110
70 76,1
130
Külső csőátmérő (mm)
c)
100 90 80 70 60
k 0 CT C A Ct Cn
50 40 30 20 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
2
CT hőmérséklet korrekciós tényező
Tőmegáram sűrűség (kg/m s) 1,3 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 100
200
300
400
500
600
700
800
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
393
900
1000
1100
1200
0,26 0,24 0,22 0,20 0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04
1,15 1,10 1,05 1,00 0,95
Vízgőz tartalom (kg/kg)
0,28
0,02 Levegő
0,90 100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
1,7 1,6
Ct korrekciós tényező
1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0
0,1
0,9
1,7
0,8 0,7 0,6 0,0
0,5
1,0
1,5 2,0 2,5 3,0 T, elrendezéstől függő paraméter
3,5
4,0
4,5
1,0
Cn korrekciós tényező
CA anyagjellemző korrekciós tényező
1,20
0,9
0,8
t1/d<3
0,7
t1/d≥3
0,6 1
2
3
4
5
6
Csősorok száma (db)
394
7
8
9
10
5
4
T, elrendezéstől függő paraméter
t2/d=0,7
t2/d osztásviszony
0,8
3
0,9
1,0
2
1,1 1,2 1,3 1,4 1,5
1
2,0 3,0 4,0
t2/d=5
0 1
2
3
4
5
t1/d osztásviszony
395
6
7
8
Sugárzásos hőátadás
d)
800
700 600
500
250
s0 sugárzásos hőátadási tényező (a=1, W/m2K)
400
Falhőmérséklet °C
300
300
200
200
150
100
50
s s 0 a CT
0 200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
Közepes füstgázhőmérséklet (°C) Falhőmérséklet (°C) 1,11 400
CT korrekciós tényező
1,10 200
1,09
500
600
700
900
800
1000
300
1,08 1,07 1,06 1,05 1,04 1,03 1,02 1,01 1,00 200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
Közepes füstgázhőmérséklet (°C)
396
1200
1300
1400
1500
Hőátadás csőben, gőzáramlás esetén
e) 5000
4500
4000
g0 hőátadási tényező (W/m2K)
3500
3000
2500
Gőzhőmérséklet 2000
500°C
1500
400 °C 1000
200 °C
g g 0U D
300 °C
500
0 0
10
20
30
40
50
Nyomás (bar)
αg0 értéke 1-60 bar gőznyomás, 200-580 °C gőzhőmérséklet tartományban
397
60
16000 15500 15000 14500 14000 13500 13000 12500 12000 11500
Gőzhőmérséklet
g0 hőátadási tényező (W/m2K)
11000 10500 10000 9500 9000 8500
300 °C
8000 7500 7000 6500
500°C
6000 5500
400 °C
5000 4500
g g 0U D
4000 3500 3000 2500 2000 60
70
80
90
100
110
120
130
140
150
160
170
180
190
200
Nyomás (bar)
αg0 értéke 60-200 bar gőznyomás, 300-580 °C gőzhőmérséklet tartományban
398
20000 19000
550 °C
500 °C
450 °C
600 °C
18000
g0 hőátadási tényező (W/m2K
17000
650°C 16000 15000 14000 13000
700°C
12000 11000
Gőzhőmérséklet
10000
g g 0U D
9000 8000 7000 6000 200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
Gőznyomás (bar)
αg0 értéke 200-400 bar gőznyomás, 400-700 °C gőzhőmérséklet tartományban 3,0
U helyesbítő tényező
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0 0
5
10
15
20
Sebesség (m/s)
399
25
30
35
40
1,25 1,20
D helyesbítő tényező
1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90 0,85 0,80 10
15
20
25
30
35
40
45
Belső csőátmérő (mm)
400
50
55
60
65
70
5. függelék a) Szerkezeti anyagok összetétele Szabványosított kazánlemezek [7.63], [7.65] C
Si
P235GH
≤0,16
≤0,35
P265GH
≤0,20
≤0,40
0,080,20 0,100,22 0,120,20 0,080,18 0,080,14
≤0,40
≤0,17
0,250,50
0,110,15 0,100,15 0,080,12 ≤0,04
≤0,10
X5NiCrAlTi31-20 (RA)
X8CrNiNb16-13
P295GH P355GH 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10 15NiCuMoNb5-6-4 13CrMoV9-10 12CrMoV12-10 X10CrMoVNb9-1 X3CrNiMoBN17-13-3
P max.
S max.
Cr
Ni
Mo
Al
Cu
V
Ti max.
0,025
0,010
≤0,30
≤0,30
≤0,08
≥0.020
≤0,30
≤0,02
0,03
0,025
0,010
≤0,30
≤0,30
≤0,08
≥0.020
≤0,30
≤0,02
0,03
0,025
0,010
≤0,30
≤0,30
≤0,08
≥0.020
≤0,30
≤0,02
0,03
0,025
0,010
≤0,30
≤0,30
≤0,08
≥0.020
≤0,30
≤0,02
0,03
0,025
0,010
≤0,30
≤0,30
0,025
0,010
≤0,30
0,020
0,010
0,701,15 2,002,50
0,025
0,01
≤0,30
1,001,30
0,015
0,005
0,015
0,005
0,020
0,005
0,035
0,015
≤0,7
≤1,50
0,015
0,010
12,0014,00 30,0032,50
0,250,35 0,400,60 0,901,10 0,250,50 0,901,10 0,901,10 0,851,05 2,002,30
0,030,08
2,002,50 2,753,25 8,009,50 16,0018,00 19,0022,00
≤0,25
≤0,75
Mn 0,61,20 0,81,40 0,91,50 1,101,70 0,400,90 0,401,00 0,400,80 0,801,20 0,300,60 0,300,60 0,300,60 ≤2,00
0,040,10
0,300,60
≤1,50
0,035
0,015
15,0017,00
12,0014,00
≤0,60 ≤0,35 ≤0,35 ≤0,50
≤0,15 ≤0,50
≤0,25 ≤0,30
401
≥0.015
N≤0,012, Cr+Cu+ Mo+Ni≤0,70
N≤0,012
≤0,30
N≤0,012
≤0,30
N≤0,012
0,500,80
≤0,20
0,200,50
Egyebek
≤0,30
≤0,20
≤0,040
Nb
≤0,30
≤0,5
0,0150,045 0,250,35 0,250,30 0,180,25
0,03
≤0,07
0,03
≤0,07
0,200,50
N≤0,020 N≤0,012, B≤0,002, Ca≤0,015 N≤0,012, B≤0,003, Ca≤0,015
0,060,10
N=0,03-0,07
≤0,1
N=0,10-0,18, B=0,0015-0,0050 Al+Ti:0,70, N≤0,03, Co≤0,50, Ni+Co:30,00-32,50
≤10 C %, ≤1,2
Szabványosított csőanyagok [7.70-7.71] C
Si
Mn
P195GH P235GH P265GH
≤0,13 ≤0,16 ≤0,20
20MnNb6
≤0,22
≤0,35 ≤0,35 ≤0,40 0,150,35 ≤0,35
10CrMo9-10, T/P 22
0,120,20 0,060,10 0,100,15 0,100,17 0,080,14
15NiCuMoNb5-6-4
≤0,17
7CrMoVTiB10-10, T/P 24
0,15* 0,45
0,250,50 0,150,45
≤0,70 ≤1,2 ≤1,4 1,001,50 0,400,90 0,600,80 0,400,70 0,400,70 0,300,70 0,801,20 0,300,70
X10CrMoVNb9-1, P 91
0,080,12
0,250,50
X10CrMoVNb9-2
0,070,13 0,090,13 0,170,23 0.040,08 0,030,08
16Mo3 8MoB5-4 14MoV6-3 13CrMo4-5
X11CrMoVNb9-1-1, E911 X20CrMoV11-1 X6CrNiTiB18-10 X5NiCrAlTi31-20 (RA)
0,100,35 0,150,35
P max. 0,025 0,025 0,025
S max. 0,020 0,020 0,020
0,025
0,020
0,025
0,020
≤0,30
0,025
0,020
≤0,20
0,025
0,020
0,025
0,020
0,020
0,020
0,025
Cr
Ni
Mo
Al
Cu
V
≤0,30 ≤0,30 ≤0,30
≤0,30 ≤0,30 ≤0,30
≤0,08 ≤0,08 ≤0,08
≥0.020 ≥0.020 ≥0.020
≤0,30 ≤0,30 ≤0,30
≤0,02 ≤0,02 ≤0,02
≤0.060
≤0,30
0,250,35 0,400,50 0,500,70 0,400,60 0,901,10 0,250,50 0,901,10
≤0,040
≤0,30
≤0.060
≤0,30
≤0,040
≤0,30
≤0,30
≤0,30
0,020
≤0,30
1,001,30
0,020
0,010
2,202,60
0,300,60
0,020
0,010
8,009,50
≤0,40
0,851,05
≤0,040
≤0,50
0,300,60
0,020
0,010
8,509,50
≤0,40
0,300,60
≤0,040
0,150,25
0,100,50 0,150,50 ≤1,00
0,300,60
0,020
0,010
0,025
0,020
0,901,10 0,801,20
0,180,25 0,250,35
≤2,00
0,035
0,015
≤1,50
0,015
0,010
0,100,40 0,300,80 9,0012,00 30,0032,50
≤0,040
≤1,00
8,509,50 10,0012,50 17,0019,00 19,0022,00
≤0,50
≤0,7
≤0,30 ≤0,30
402
Ti max.
Nb
0,04 0,04 0,04
≤0,010 ≤0,010 ≤0,010 0,0150,10
0,06
0,300,60 0,701,15 2,002,50
≤0,35
W
Egyebek Cr+Cu+Mo+Ni≤0,70
B=0,002-0,006
0,220,28
≤0,30 ≤0,040
≤0,30
≤0,050
0,500,80 0,200,30
≤0,020
≤0,040
0,200,50
0,0150,045
≤0,30
≤0,30
≤0,5
N≤0,010, B≤0,00150,007
0,050,10
0,180,25
0,06-0,10
N=0,030-0,070
1,502,00
0,04-0,09
N=0,030-0,070, B=0,001-0,006
0,901,10
0,06-0,10
N=0,050-0,090, B=0,0005-0,005
≤5 C %, ≤0,80 0,200,50
≤0,1
Al+Ti:0,70, Co≤0,50, Ni+Co:30,00-32,50
X3CrNiMoBN17-13-3
≤0,04
≤0,75
≤2,00
0,035
0,015
X8CrNiNb16-13
0,040,10 0,040,10
0,300,60 0,300,60
≤1,50
0,035
0,015
≤1,50
0,035
0,015
X8CrNiMoNb16-16
16,0018,00 15,0017,00 15,5017,50
12,0014,00 12,0014,00 15,5017,50
2,002,30
N=0,10-0,18, B=0,0015-0,0050 ≤10 C %, ≤1,2 ≤10 C %, ≤1,2
1,602,00
* A [7.26], illetve a [7.29] irodalom a karbon tartalomra 0,050-0,095% értéket ad meg.
Nem szabványosított anyagféleségek HCM12 [7.25]
C ≤0,14
Si ≤0,50
P ≤0,030
S ≤0,030
≤0,40
Mn 0,300,70 ≤0,70
HCM12A [7.25]
≤0,15
≤0,030
≤0,020
NF 616, P92 [7.35]
0,050,10
0,030,15
0,200,60
≤0,020
≤0,010
C 0,040,10 0,080,18 0,100,14
Si ≤0,5
P ≤0,020
S ≤0,010
0,200,60 0,400,60
Mn 0,300,60 0,100,80 0,140,45
≤0,020
≤0,010
≤0,020
≤0,010
Alloy 263 [7.76]
0,040,08
≤0,40
≤0,60
≤0,007
≤0,007
Alloy 617 [7.77]
0,050,15 0,050,10
≤1,0
≤1,0
≤0,015
≤0,008
≤0,70
≤0,70
≤0,012
≤0,008
0,050,08
≤0,30
≤0,30
≤0,012
≤0,008
HCM2S, T/P23 [7.59-7.60] VM12 [7.29-7.30] VM12 [7.32]
*
Alloy 617 [7.29] NiCr23Co12Mo 2.4663 Alloy 617 mod* Alloy 617 A 130
Cr 11,0013,00 10.0012,00 8,309.80 Cr 1,902.60 10,013,0 11,012,0
Szerkezeti anyagok Ni Mo 0,801,20 ≤0,70 0,200,60 0,300,80 Csőanyagok Ni Mo 0,050,30 ≤0,60 ≤0,80
Al
Cu
≤0,040
≤1,70
Al ≤0,030
Co
≤0,040
0,502,00 1,401,80
V 0,200,30 0,150,30 0,150,25
W 0,801,20 1,502,50 1,502,50
Ti
V 0,200,30 0,180,30 0,200,30
W 1,451,75 1,001,80 1,301,70
Ti
0,100,40
0,200,40
≤0,020
19,021,0
Maradék
5,6-6,1
≤0,60
19,021,0
1,92,4
20,024,0 20,023,0
Maradék
8,010,0 8,010,0
0,801,50 0,601,50
10,015,0 10,013,0
≤0,6
21,023,0
Maradék
8,010,0
0,801,30
10,013,0
0,300,50
Maradék
403
0,200,50
Nb ≤0,2
Egyebek
0,020,10 0,0400,080
N=0,02-0,10 B ≤0,006 N=0,02-0,10 B ≤0,01
Nb 0,0200,080 0,0300,060 0,0300,080
Egyebek N<0,03 B=5-60 ppm N=0,030-0,090 B=0,0015-0,0070 N=0,030-0,070 B=0,003-0,006 Cu≤0,25 Cu ≤0,20, B ≤0,005 Fe ≤0,70 Al+Ti ≤2,4-2,8 Fe ≤3,0, Cu ≤0,50 Fe ≤2,0 As ≤0,010 Pb ≤0,007 B=0,002-0,005 Fe ≤1,50
[7.32], [7.81] Alloy 740 [7.29], [7.78] Esshete 1250 [7.53] 1.4982
DMF 347H FG [7.75], 1.4908 Super 304 HCu [7.74], 1.4907 HR3C [7.29], [7.53] DMV 310 N [7.75], 1.4952 Sanicro 25 [7.29], [7.79], 1.4990 DMV AC 66 [7.75], 1.4877
0,03
≤0,50
0,30
≤0,007
≤0,007
0,060,15
0,201,00
5,507,00
≤0,040
≤0,030
C 0,060,10 0,070,13 <0,10
Si ≤0,75
Mn ≤2,00
P ≤0,040
S ≤0,030
≤0,30
≤1,00
≤0,040
≤0,010
≤1,5
≤2,00
≤0,030
≤0,030
0,040,10 ≤0,08
≤0,75
≤2,00
≤0,030
≤0,030
0,2
0,5
≤0,025
≤0,015
0,040,08
≤0,30
≤1,00
≤0,015
≤0,010
22,0Maradék 0,50 0,90 25,0 14,09,0-11,0 0,8016,0 1,20 Túlhevítő, újrahevítő anyagok Cr Ni Mo Al 17,09,0020,0 13,0 17,07,5-10,5 0,00319,0 0,030 24,017,026,0 23,0 24,017,026,0 23,0 22,023,024,0 25,0 26,028,0
≤0,025
31,033,0
* 700°C elérését célzó fejlesztések
404
20,0
1,8 0,150,40
0,751,25
Cu
Fe Maradék
Nb 8*C
2,503,50
Maradék
0,300,60 0,200,60 0,200,60 0,5
Maradék Maradék 3,0
Maradék Maradék
2,0
Ti
Co
As ≤0,010, Bi ≤0,010 Cu ≤0,05, Pb ≤0,007 Cu≤0,70 Fe ≤0,70 B=0,003-0,009
Egyebek 8*C
1,5
W=3,6 N=0,23 Nb=0,80-1,00 Ce=0,05-0,10
b) Hagyományos lemezanyagok folyáshatára [7.63]
300
P235GH P265GH
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
P295GH P355GH 16Mo3 250
13CrMo4-5 10CrMo9-10
200
150
100 100
200
300
400
500
Hőmérséklet (°C)
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
c) Növelt szilárdságú lemezanyagok folyáshatára [7.63]
15NiCuMoNb5-6-4 12CrMoV12-10 400
X10CrMoVNb9-1
350
300 100
200
300
Hőmérséklet (°C)
405
400
500
d) Jellemző dobanyagok tartamszilárdsága [7.63]
350
P235GH, P265GH P295GH, P355GH 15NiCuMoNb5-6-4
Tartamszilárdság (N/mm2)
300
250
200
150
100
50
0 400
450
500
550
Hőmérséklet (°C)
e) Kamrák lemezanyagainak tartamszilárdsága [7.63] 300 16Mo3 13CrMo4-5 10CrMo9-10
250
12CrMoV12-10
Tartamszilárdság (N/mm2)
X10CrMoVNb9-1 200
150
100
50
0 450
500
550
Hőmérséklet (°C)
406
600
f) Rozsdamentes lemezanyagok folyáshatára [7.65]
Egyezményes folyáshatár (N/mm 2)
220
X5NiCrAlTi31-20+RA
200
X3CrNiMoBN17-3-3 X8CrNiNb16-13
180
160
140
120
100 100
200
300
400
500
Hőmérséklet (°C)
g) Rozsdamentes lemezanyagok tartamszilárdsága [7.65]
Tartamszilárdság (N/mm 2)
250
X5NiCrAlTi31-20+RA 200
X3CrNiMoBN17-3-3 X8CrNiNb16-13
150
100
50
0 500
550
600
Hőmérséklet (°C)
407
650
700
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
h) Ötvözetlen, gyengén ötvözött csőanyagok folyáshatára [7.70]
300
P195GH P235GH P265GH
250
20MnNb6 16Mo3
200
150
100
50 100
200
300
400
Hőmérséklet (°C)
500
i) Ötvözetlen, gyengén ötvözött csőanyagok tartamszilárdsága [7.70]
Tartamszilárdság (N/mm2)
250
P235GH és PG265GH
200
20MnNb6 16Mo3 150
100
50
0 400
450
Hőmérséklet (°C)
408
500
550
j) Hagyományos csőanyagok folyáshatára [7.70]
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
300 280
16Mo3 14MoV6-3
260
13CrMo4-5 10CrMo9-10
240 220 200 180 160 140 100
200
300
400
500
Hőmérséklet (°C)
k) Hagyományos csőanyagok tartamszilárdsága [7.70] 300
Tartamszilárdság (N/mm2)
16Mo3 250
14MoV6-3 13CrMo4-5
200
10CrMo9-10
150
100
50
0 450
500
550
Hőmérséklet (°C)
409
600
l) Növelt szilárdságú csőanyagok folyáshatára [7.70]
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
400
350
300
15NiCuMoNb5-6-4 7CrMoVTiB10-10 X10CrMoVNb9-1 X10CrMoVNb9-2 X11CrMoVNb9-1-1
250
X20CrMoV11-1
200 100
200
300
400
500
600
Hőmérséklet (°C)
m) Növelt szilárdságú csőanyagok tartamszilárdsága [7.70]
250 15NiCuMoNb5-6-4* 7CrMoVTiB10-10*
Tartamszilárdság (N/mm2)
X10CrMoVNb9-1** 200
X10CrMoVNb9-2** X11CrMoVNb9-1-1** X20CrMoV11-1
150
100
50
0 450
500
550
600
650
Hőmérséklet (°C)
(*100000 órára vonatkozó érték, **extrapolált értékek) 410
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
n) Rozsdamentes csőanyagok folyáshatára [7.71]
X6CrNiTiB18-10
220
X5NiCrAlTi31-20 (RA) X3CrNiMoBN17-13-3
200
X8CrNiNb16-13 X8CrNiMoNb16-16
180 160
140 120
100 100
200
300
400
500
Hőmérséklet (°C)
o) Rozsdamentes csőanyagok tartamszilárdsága [7.71] 200 X6CrNiTiB18-10
180
X5NiCrAlTi31-20 (RA)* X3CrNiMoBN17-13-3*
Tartamszilárdság (N/mm2)
160
X8CrNiNb16-13 X8CrNiMoNb16-16
140 120 100 80 60 40 20 0 500
600
700
Hőmérséklet (°C)
411
800
p) Korszerű anyagok folyáshatára [7.30], [7.74-7.76], [7.79-7.80], [7.83] 400
Egyezményes folyáshatár (N/mm2)
350
300
VM12 Sanicro 25 DMF 347H FG
HCM2S, T23 DMV 310 N Esshette 1250
Alloy 617 Super 304 HCu DMV AC 66
250
200
150
100
50 100
200
300
400
Hőmérséklet (°C)
412
500
600
q) Korszerű anyagok tartamszilárdsága [7.25], [7.74-7.75], [7.79], [7.80-7.83] 300 Alloy 617 A 130 Alloy 617 Super 304 HCu HR3C DMV AC 66 HCM12A HCM12
280 260 240
Sanicro 25 Esshette 1250 DMV 310 N DMF 347H FG NF 616 VM12 HCM2S, T23
Tartamszilárdság (N/mm2)
220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 500
600
700
Hőmérséklet (°C)
413
800
BME Gépészmérnöki Kar Energetikai Gépek és Rendszerek Tanszék KAZÁNOK II. Szerzői jog © Gerse Károly, 2014
Kiadta a BME Energetikai Gépek és Rendszerek Tanszéke Felelős kiadó: Gróf Gyula tanszékvezető Cím: 1111 Budapest, Műegyetem rkp. 3. D. ép. 208. Telefon: 463-2613, fax: 463-1762 www.energia.bme.hu ISBN 978-963-313-100-8 (Nyomtatott változat)
9 789633 131008
Készült az EFO Kiadó és Nyomda Kft.-ben. A kiadásért felelős az EFO Kiadó és Nyomda Kft. ügyvezető igazgatója. http://efonyomda.hu Százhalombatta, 2014.
