H

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE

PARNÍ KOTEL NA SPALOVÁNÍ SLÁMY Z PŠENICE,ŽITA A JEČMENE 30T/H STEAM BOILER BURNING FYTOMASS 30T/H

DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS

AUTOR PRÁCE

Ing. JIŘÍ TRÁVNÍČEK

AUTHOR

VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR

BRNO 2011

doc. Ing. ZDENĚK SKÁLA, CSc.

Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství Energetický ústav Akademický rok: 2010/2011

ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE student(ka): Ing. Jiří Trávníček který/která studuje v magisterském navazujícím studijním programu obor: Energetické inženýrství (2301T035) Ředitel ústavu Vám v souladu se zákonem č.111/1998 o vysokých školách a se Studijním a zkušebním řádem VUT v Brně určuje následující téma diplomové práce: Parní kotel na spalování slámy z pšenice,žita a ječmene 30t/h v anglickém jazyce: Steam boiler burning fytomass 30t/h Stručná charakteristika problematiky úkolu: Návrh parního roštového jotle na spalování obilné slámy a jeho tepelný výpočet.Parametry páry teplota přehřáté páry 400 C, tlak 4 MPa Cíle diplomové práce: Návrh kotle pro likvidaci slámy s využitím tepla pro technologické účely rsp pro kogeneraci.

Seznam odborné literatury: Černý,Janeba,Teyslsler: Parní kotle,technický průvodce 32, SNTL Praha, Budaj,F.:Parní kotle,podklady por tepelný výpočet,skriptum VUT v Brně

Vedoucí diplomové práce: doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc. Termín odevzdání diplomové práce je stanoven časovým plánem akademického roku 2010/2011. V Brně, dne L.S.

_______________________________ doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc. Ředitel ústavu

_______________________________ prof. RNDr. Miroslav Doupovec, CSc. Děkan fakulty

Ing. Jiří Trávníček

EI FSI VUT Brno 2011 Parní kotel na spalování slámy z pšenice, žita a ječmene

Abstrakt Cílem této diplomové práce je návrh roštového parního kotle pro spalování obilní slámy Vyrobená pára bude využita k technologickým účelům, případně ke kogeneraci. Tepelný výpočet vychází ze zadané teploty a tlaku přehřáté páry a z parametrů biomasy (obilní slámy). Klíčová slova: - parní kotel - obilní sláma - biomasa - kogenerace - ohniště - přehřívák - výparník - ekonomizér

Abstract An objective of this thesis is to design a grate steam boiler for burning straw. Generated steam will be used for technological purposes or cogeneration. Calculations of the heat comes from designated temperature and pressure of the overheated steam and characteristics of the biomass as well.

Key words: - steam-boiler - fytomass - biomass - superheater - evaporator - economizer

3



Bibliografická citace mé práce: TRÁVNÍČEK, J. Parní kotel na spalování slámy z pšenice, žita a ječmene 30t/h. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 2011. 136 s. Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc..

4



Čestné prohlášení: Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou prácí na téma Parní kotel na spalování slámy z pšenice, žita a ječmene, vypracoval sám za pomoci vedoucího diplomové práce Doc. Ing. Zdeňka Skály, CSc. a konzultanta Ing. Pavla Křemínského, literatury a ostatních zdrojů, které jsou uvedeny v závěru práce.

V Brně dne 26. května 2011

Jiří Trávníček

5



Poděkování: Rád bych poděkoval vedoucímu mé diplomové práce doc. Ing. Zdeňku Skálovi, CSc. za jeho vedení a cenné připomínky, také chci poděkovat panu Ing. Pavlu Křemínskému za odborné konzultace jimiž přispěl k úspěšnému vypracování této diplomové práce na téma Parní kotel na spalování slámy z pšenice, žita a ječmene.

V Brně dne 26. května 2011

Jiří Trávníček

6



OBSAH 1. ÚVOD ................................................................................10 1.1 STRUČNÝ POPIS KOTLE .................................................................... 10

2. BIOMASA A JEJÍ SPALOVÁNÍ.........................................11 2.1 VÝHODY A NEVÝHODY BIOMASY ........................................................ 11 2.2 ZDROJE BIOMASY ............................................................................ 11 2.3 SPALOVÁNÍ SUCHÉ BIOMASY ............................................................ 11

3. STECHIOMETRICKÉ VÝPOČTY.......................................12 3.1 MNOŽSTVÍ SPALOVACÍHO VZDUCHU A SPALIN .................................... 12 3.1.1 3.1.2

Množství spalovacího vzduchu ............................................................... 12 Množství spalin ....................................................................................... 13

3.2 HUSTOTA VZDUCHU A SPALIN ........................................................... 14 3.3 ENTALPIE SPALIN A VZDUCHU........................................................... 15 3.4 I-T DIAGRAM SPALIN ........................................................................ 17

4. ZÁKLADNÍ BILANCE KOTLE ...........................................17 4.1 TEPELNÁ BILANCE KOTLE ................................................................ 17 4.2 TEPELNÉ ZTRÁTY KOTLE A ÚČINNOST ............................................... 19 4.2.1 4.2.2 4.2.3 4.2.4 4.2.5 4.2.6

Ztráta mechanickým nedopalem: ............................................................ 19 Ztráta chemickým nedopalem dle ČSN 07 0305 ..................................... 21 Ztráta sáláním a vedením tepla do okolí ................................................. 21 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků...................................................... 22 Ztráta citelným teplem spalin................................................................... 23 Účinnost kotle:......................................................................................... 24

4.3 VÝROBNÍ TEPLO PÁRY A MNOŽSTVÍ PALIVA ........................................ 25 4.3.1 4.3.2 4.3.3

Výrobní teplo páry ................................................................................... 25 Množství paliva ....................................................................................... 25 Výpočtové množství spáleného paliva .................................................... 25

5. VÝPOČET SPALOVACÍ KOMORY ...................................26 5.1 URČENÍ ADIABATICKÉ TEPLOTY V OHNIŠTI ......................................... 26 5.1.1

Entalpie spalin ve spalovací komoře ....................................................... 26

5.2 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ OHNIŠTĚ................................. 28 Rozměry ohniště: ................................................................................................ 28

5.3 URČENÍ TEPLOTY SPALIN NA VÝSTUPU Z OHNIŠTĚ .............................. 32 5.3.1 5.3.2 5.3.3

Součinitel M............................................................................................. 32 Boltzmanovo číslo ................................................................................... 33 Stupeň černosti ohniště........................................................................... 34

6. NÁVRH KONVEKČNÍCH PLOCH......................................36 6.1 ROZDĚLENÍ CELKOVÉHO TEPEL. VÝKONU NA JEDNOTLIVÉ PLOCHY ...... 36 6.1.1

Přehřívák 2.............................................................................................. 37 7



6.1.2 6.1.3 6.1.4 6.1.5

Přehřívák 1.............................................................................................. 37 Závěsné trubky........................................................................................ 39 Výparník .................................................................................................. 39 Ekonomizér ............................................................................................. 40

6.2 CELKOVÉ POTŘEBNÉ TEPLO..............................................................40 6.3 PILOVÝ DIAGRAM..............................................................................41

7. VÝPOČET MŘÍŽE ............................................................. 42 7.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ MŘÍŽE .....................................42 7.2 TEPELNÝ VÝPOČET MŘÍŽE .................................................................43 7.2.1 7.2.2 7.2.3 7.2.4 7.2.5 7.2.6

Součinitel přestupu tepla konvekcí.......................................................... 44 Součinitel přestupu tepla sáláním ........................................................... 45 Celkový součinitel přestupu tepla............................................................ 47 Součinitel prostupu tepla ......................................................................... 47 Teplo, které odebere mříž spalinám ........................................................ 47 Přepočet teploty spalin na výstupu z mříže ............................................. 48

8. VÝPOČET II. TAHU KOTLE.............................................. 48 8.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ II. TAHU ..................................48 8.2 TEPELNÝ VÝPOČET II. TAHU ..............................................................51 8.2.1 8.2.2 8.2.3 8.2.4 8.2.5 8.2.6

Součinitel přestupu tepla konvekcí.......................................................... 52 Součinitel přestupu tepla sáláním ........................................................... 53 Celkový součinitel přestupu tepla............................................................ 55 Součinitel prostupu tepla ......................................................................... 55 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny ................................. 55 Přepočet teploty spalin na výstupu z II. tahu .......................................... 56

9. VÝPOČET III. TAHU KOTLE............................................. 56 9.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ III. TAHU .................................56

10. VÝPOČET VRATNÉ KOMORY....................................... 58 10.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ VRATNÉ KOMORY .....................58 10.2 TEPELNÝ VÝPOČET VRATNÉ KOMORY .................................................61 10.2.1 Membránová stěna ................................................................................. 61 10.2.2 Závěsné trubky........................................................................................ 65 10.2.3 Přepočet spalin vratné komory................................................................ 71

11. VÝPOČET 2. ČÁSTI III. TAHU KOTLE ........................... 71 11.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ 2. ČÁSTI III. TAHU KOTLE .........71 11.2 TEPELNÝ VÝPOČET 2. ČÁSTI III. TAHU ................................................74 11.2.1 11.2.2 11.2.3 11.2.4

Membránová stěna ................................................................................. 74 Výpočet přehříváku P2............................................................................ 78 Výpočet závěsných trubek ...................................................................... 83 Přepočet teploty spalin na výstupu z 2. části III. tahu.............................. 87

12. VÝPOČET 3. ČÁSTI III. TAHU KOTLE ........................... 88 12.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ 3. ČÁSTI III. TAHU KOTLE .........88 8



12.2 TEPELNÝ VÝPOČET 3. ČÁSTI III. TAHU ............................................... 90 12.2.1 12.2.2 12.2.3 12.2.4

Membránová stěna.................................................................................. 91 Výpočet přehříváku P1(části b,c)............................................................. 95 Výpočet závěsných trubek .................................................................... 101 Přepočet teploty spalin na výstupu z 3. části III. tahu............................ 105

13. VÝPOČET IV. TAHU KOTLE......................................... 105 13.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ IV. TAHU KOTLE.................... 105

14. VÝPOČET 1. ČÁSTI IV. TAHU ......................................106 14.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ 1.ČÁSTI IV. TAHU .................. 107 14.2 TEPELNÝ VÝPOČET ČÁSTI PŘEHŘÍVÁKU P1A.................................... 109 14.2.1 14.2.2 14.2.3 14.2.4 14.2.5 14.2.6 14.2.7 14.2.8 14.2.9

Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění .................. 110 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění........................ 111 Součinitel přestupu tepla sáláním (ze strany spalin) ............................. 112 Celkový součinitel přestupu tepla (ze strany spalin).............................. 114 Součinitel prostupu tepla ....................................................................... 114 Výpočet potřebné (ideální) plochy části a přehříváku P1 ...................... 114 Teplo, které skutečně vezme část a přehříváku P1............................... 115 Procentuelní odchylka........................................................................... 115 Přepočet teploty spalin na výstupu z 1.části IV. tahu ............................ 115

15. VÝPOČET 2. ČÁSTI IV. TAHU ......................................116 15.1 NÁVRH GEOMETRICKÝCH PARAMETRŮ 2.ČÁSTI IV. TAHU .................. 116 15.2 TEPELNÝ VÝPOČET EKONOMIZÉRU .................................................. 118 15.2.1 15.2.2 15.2.3 15.2.4 15.2.5 15.2.6 15.2.7 15.2.8

Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění........................ 119 Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin ................................ 120 Součinitel prostupu tepla ....................................................................... 120 Výpočet potřebné (ideální) plochy ekonomizéru ................................... 121 Skutečná teplosměnná plocha ekonimizéru .......................................... 121 Teplo, které skutečně vezme ekonomizér ............................................. 121 Procentuelní odchylka........................................................................... 121 Přepočet teploty spalin na výstupu z 2.části IV. tahu ............................ 122

16. KONTROLA TEPELNÉ BILANCE................................. 123 17. ZÁVĚR ..........................................................................123 18. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ...................................130 19. SEZNAM POUŽITÝCH ZKRATEK A SYMBOLŮ ..........131 20. SEZNAM TABULEK, OBRÁZKŮ A PŘÍLOH ................134 20.1 SEZNAM TABULEK ......................................................................... 134 20.2 SEZNAM OBRÁZKŮ ........................................................................ 136 20.3 SEZNAM PŘÍLOH ............................................................................ 136 9



1. ÚVOD Stoupající ceny elektrické energie a zemního plynu vzbuzují zájem o stále větší využívání alternativní paliv. Jde především o hmotu organického původu, biomasu. Mezi biomasu můžeme zařadit i obilní slámu, která bude palivem dále navrhovaného kotle. [6], [8] Počítá se s tím, že kotel bude součástí kogenerační jednotky, což je v tuzemsku ustálený název pro zařízení menšího a středního rozsahu pro kombinovanou výrobu tepla a elektřiny (CHPCombined Heat and Power).[10] Ekonomický přínos spočívá v tom, že při o něco vyšší spotřebě paliva, vyrábí potřebné teplo spalováním biomasy a mimo teplo je vyráběna navíc i elektrická energie většinou pro vlastní spotřebu. Je-li biomasa (sláma) místním produktem, minimalizují se také náklady na její dopravu.

1.1 Stručný popis kotle: Dle zadání se jedná o parní bubnový kotel s parním výkonem 30 t.h-1 a parametry výstupní páry 400 oC a 4 MPa (abs). Palivem je obilná sláma. Kotel je koncipován jako čtyřtahový. Stěny prvních tří tahů jsou složeny z membránových stěn (výparník). Stěny čtvrtého tahu jsou pouze svařeny z plechu. Prvním tahem je spalovací komora, kde v dolní části je umístěn rošt (jedná se tedy o roštové ohniště).V horní části zadní stěny spalovací komory je membránová stěna rozvolněna a tvoří tzv. mříž. Touto mříží proudí spaliny do II.tahu kotle, kde dojde k jejich ochlazení a částečnému odpopílkování. Takto ochlazené a odpopílkované spaliny již tak intenzivně nezanáší výhřevné plochy. Spaliny vstupují do III. tahu kde jsou na závěsných trubkách umístěny dva přehříváky P2 a P1. Čtvrtý tah obsahuje zbylou část přehříváku P1 a ohříváky vody (ekonomizéry). Všechny trubkové svazky jsou z hladkých trubek, které jsou uspořádány za sebou a jsou tedy méně náchylné k zanášení. Spalovací vzduch je rozdělen na primární a sekundární. Primární je předehříván parním ohřívákem vzduchu, k jeho ohřátí slouží cizí pára. Je přiváděn ze spodní části roštu a zároveň tedy chladí řoštnice. Trysky přivádějící sekundární vzduch jsou umístěny v přední a zadní stěně komory v několika úrovních pro lepší rozdělení vzduchu a tím i lepší spalování. Pro zapalování kotle slouží ruční přenosný hořák na propan-butan. Kotel je s přirozeným oběhem parovodní směsi ve výparníku. Škvára z roštu je vyvedena mokrým vynašečem do drtiče a následně do míchačky. Popílek je odváděn výsypkami z II./III. tahu a IV. tahu přes míchačku, kde se zvlhčí a promíchá s rozdrcenou škvárou z roštu a dále pak putuje do kontejnerů. Smíchaná směs se využívá jako hnojivo v zemědělství. Palivo je do kotle přiváděno z přední části spalovací komory, cca 1m nad roštem pomocí dvou šnekových dopravníků.

10



2. BIOMASA A JEJÍ SPALOVÁNÍ 2.1 Výhody a nevýhody biomasy Výhody:

- biomasa je obnovitelný zdroj energie - biomasu považujeme za neutrální zdroj vzhledem ke vzniku CO2 - jedná se o decentralizovaný domácí zdroj - s výhodou lze použít u menších lokálních zdrojů tepla - možnost využití přebytečných zemědělských ploch nebo ploch nevhodných k pěstování potravinářských plodin - za biomasu je považován i komunální odpad

Nevýhody:

- problematické skladování biomasy (velké objemy, velké skladovací prostory) - výhřevnost závisí na obsahu vody - nutnost úpravy před spalováním (sušení, lisování) - nutnost dopravy, pokud není biomasa místním produktem - konkurence potravinovým plodinám při osetí úrodných půd - při spalování vznikají nežádoucí emise (částice, uhlovodíky)

2.2 Zdroje biomasy Odpadní biomasa Vzniká jako odpad při zpracování dřeva, pěstování obilnin, chovu dobytka. [7] Záměrně produkovaná biomasa Rychle rostoucí dřeviny, obilniny, olejoviny a jiné zemědělské plodiny pěstované k energetickému využití. [5] Podle obsahu vody může být biomasa charakterizována jako: Suchá - Mezi suchou biomasu patří například odpad při těžbě dřeva, obilní sláma, seno a suché zbytky zemědělských plodin.může se spalovat přímo nebo po dosušení. Mokrá - Jedná se především o odpady z živočišné výroby jako je kejda a tekuté komunální odpady. Nelze ji spalovat přímo, ale až po zpracování na bioplyn. Speciální - Z řepky a cukernatých plodin se speciálními technologiemi získávají produkty jako je bionafta a biolíh.

2.3 Spalování suché biomasy Suchá biomasa je velmi složité palivo. Působením vysokých teplot se z ní uvolňují hořlavé plynné složky, tzv. prchavá hořlavina. Je-li přítomen vzduch, dojde k hoření, tj. k prostému spalování. Při zahřívání bez přístupu vzduchu se vzniklá prchavá hořlavina odvádí do spalovacího prostoru, kde se spaluje obdobně jako jiná plynná paliva. Část vzniklého tepla se využívá na zplyňování další biomasy. Výhodou tohoto způsobu spalování je snadná regulace výkonu, nižší emise, vyšší účinnost. Vliv vlhkosti na výhřevnost biomasy U rostlinných paliv výhřevnost kolísá podle druhu a vlhkosti paliva . Při vyšší vlhkosti se velká část energie spotřebuje na odpaření vody a spalování je nedokonalé. U slámy obilovin je při obsahu vody 10 % výhřevnost 15,49 MJ/kg. [9]. 11



3. STECHIOMETRICKÉ VÝPOČTY Při stechiometrických výpočtech neuvažuji množství chloru. Toto množství je v surovém palivu do 0,28 %

3.1 Množství spalovacího vzduchu a spalin 3.1.1 Množství spalovacího vzduchu Minimální objem kyslíku potřebný pro spálení 1kg paliva: æ Cr Srprch O r ö Hr ç ÷= + + O O min = 22,39 × ç 12,01 4,032 32,06 32 ÷ è ø 2

(3.1-1)

4,41 0,07 30,87 ö æ 34,3 = 22,39 ´ ç + + ÷ = 0,669 Nm3 × kg -1 × × × × 100 12 , 01 100 4 , 032 100 32 , 06 100 32 è ø r r r r kde: C , H , O , S prch je složení paliva v původním stavu

Minimální objem suchého vzduchu potřebný pro dokonalé spálení 1kg paliva: O O 2 min 0,669 O VS min = = = 3,185 Nm 3 × kg -1 0,21 0,21

(3.1-2)

Minimální objem vlhkého vzduchu potřebný pro dokonalé spálení 1 kg paliva: O VV min = c v × O VS min = 1,016 × 3,185 = 3, 236 Nm 3 × kg -1

(3.1-3)

Podíl vodní páry cv připadající na 1Nm3 suchého vzduchu: p // j cv = 1+ × (3.1-4) j 100 // pc ×p 100 Při běžných klimatických podmínkách, tj. j = 70% a t v = 20 o C , vyplývá viz. [1] c v = 1,016 . Objem vodní páry v minimálním objemu vlhkého vzduchu: O VH 2 O = O VV min - O VS min = (c v - 1) × O VS min = (1,016 - 1) × 3,185 = 0,051 Nm 3 × kg -1

(3.1-5)

Množství spalovacího vzduchu: Dle doporučení vedoucího diplomové práce, volím součinitel přebytku vzduchu a = 1,3 O VV = O VV min × a = 3,236 × 1,3 = 4,207 Nm 3 × kg -1

12

(3.1-6)



3.1.2 Množství spalin Minimální objem suchých spalin dostaneme jako součet objemů jednotlivých složek, které při spalování vznikají. Objem oxidu uhličitého: 22,26 r × C + 0,0003 × O VS min = O C02 = 12,01 22, 26 = × 34,3 + 0,0003 × 3,185 = 0,637 Nm 3 × kg -1 100 ×12,01 Objem oxidu siřičitého: 21,89 21,89 r O SO 2 = ×S = × 0,07 = 0,0005 Nm 3 / kg 100 × 32,06 32,06 Objem dusíku: 22,4 × N r + 0,7805 × O VS min = O N2 = 28,016 22,4 = × 0,35 + 0,7805 × 3,185 = 2,489 Nm 3 × kg -1 100 × 28,016

(3.1-7)

(3.1-8)

(3.1-9)

Objem argonu: O Ar = 0,0092 × O VS min = 0,0092 × 3,185 = 0,029 Nm 3 × kg -1

Minimální objem suchých spalin: O SS min = O C 02 + O S02 + O N 2 + O A r = = 0,637 + 0,0005 + 2, 489 + 0,029 = 3,155 Nm 3 × kg -1

Objem vodní páry v minimálním objemu vlhkých spalin: 44,8 22, 4 × Hr + × W r + O VH 2O = O SH 2O = 4,032 18,016 44,8 22, 4 × 4,41 + × 25 + 0,051 = 0,852 Nm 3 × kg -1 100 × 4,032 100 ×18,016

(3.1-10)

(3.1-11)

(3.1-12)

Minimální objem vlhkých spalin: Minimální objem vlhkých spalin se vypočte jako součet minimálního objemu spalin suchých a objemu vody v minimálním objemu spalin vlhkých O SV min = O SS min + O SH 2 O = 3,155 + 0,852 = 4,007 Nm 3 × kg -1

(3.1-13)

Objem spalin při spalování s přebytkem vzduchu: O SV = O SV min + (a - 1) × O VV min = 4,007 + (1,3 - 1) × 3,236 = 4,978 Nm 3 × kg -1

13

(3.1-14)



Tab. 3-1 Vypočtené objemy vzduchu a spalin suchý vlhký vzduch spaliny

3,185 3,155

Nm3.kg-1 3,236 4,007

s přebytkem vzduchu 4,207 4,978

3.2 Hustota vzduchu a spalin Tyto hodnoty jsou stanoveny pro normální podmínky. Pro ostatní podmínky je nutné přepočítat hustoty podle stavové rovnice. Hustota vzduchu:

r VV =

O VS min × r VS + (c v - 1) × O VS min × r H 2O O VV min

=

3,185 ×1,293 + (1,016 - 1) × 3,185 × 0,806 = = 1,285 kg × Nm -3 3,236 kde:

(3.2-1)

r VS = 1,293 kg × m -3 r H 2 O = 0,806 kg × m -3 Hustota spalin při stechiometrickém spalování: Hustoty jednotlivých složek spalin viz. [1] jsou uvedeny v tab.3.2 Tab.3-2 Hustoty složek spalin Plyn ri [kg.Nm3] CO2

1,9768

SO2

2,9262

N2

1,25047

Ar

1,78385

H2O

0,8058

rSV min = =

åO

i

× ri

i

O SV min

=

0,637 ×1,9768 + 0,0005 × 2,9262 + 2,489 ×1,25047 + 0,029 ×1,78385 + 0,852 × 0,8058 = 4,007

= 1,275 kg × Nm -3

14

(3.2-2)



Hustota spalin s přebytkem vzduchu: ×r + (a - 1) × O VV min × r VV O rSV = SV min SV min = O SV min + (a - 1) × O VV min

(3.2-3)

4,007 × 1,275 + (1,3 - 1) × 3,236 × 1,285 = 1,277 kg × Nm -3 4,007 + (1,3 - 1) × 3,236

3.3 Entalpie spalin a vzduchu Měrná vlhkost vzduchu: (c v - 1) × 1000 × r H 2O (1,016 - 1) ×1000 × 0,806 d= = = 9,973 g / kg s.v r VS 1,293

(3.3-1)

Měrná tepelná kapacita vlhkého vzduchu: Pro výpočet měrné tepelné kapacity s obsahem d gramů vody na 1 kg vzduchu lze použít vztah dle [1]. Hodnoty měrných tepelných kapacit suchého vzduchu a vodní páry jsou však závislé na teplotě. Pro různé teploty je tedy měrná tepelná kapacita vlhkého vzduchu znázorněna v Tab.3-3 c pVV = c pVS + 0,0016 × d × c pH 2O kJ × m -3 × K -1

(3.3-2)

Tab.3-3 Měrná entalpie složek spalin a měrné tepelné kapacity vzduchu a vodní páry v závislosti na teplotě t CO2 SO2 N2 Ar H2O cpVS cpH2O cpVV [oC]

[kJ.Nm-3]

[kJ.Nm-3]

[kJ.Nm-3]

[kJ.Nm-3]

[kJ.Nm-3]

[kJ.m-3.K-1]

[kJ.m-3.K-1]

[kJ.m-3.K-1]

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1200 1400 1600 2000 2500

0 170 357,5 558,8 771,9 994,4 1225 1462 1705 1952 2203 2716 3239 3769 4844 6204

0 191,2 394,1 610,4 836,5 1070 1310 1554 1801 2052 2304 2803 3323 3838 4890 6205

0 129,5 259,9 392,1 526,7 664 804,3 947,3 1093 1241 1392 1698 2009 2325 2965 3778

0 93,07 186 278,8 371,7 464,7 557,3 650,2 743,1 835,7 928,2 1114 1300 1577 1857 2321

0 150,6 304,5 462,8 625,9 794,5 968,8 1149 1335 1526 1723 2132 2559 3002 3925 5132

1,297 1,3 1,307 1,317 1,329 1,343 1,356 1,371 1,384 1,398 1,41 1,433 1,453 1,471 1,5 1,53

1,4933 1,5062 1,5227 1,5425 1,5648 1,5891 1,6147 1,6413 1,6684 1,6958 1,7231 1,7768 1,8281 1,8763 1,9628 2,0527

1,320828 1,324034 1,331297 1,341613 1,353969 1,368357 1,381765 1,39719 1,410622 1,425059 1,437495 1,461352 1,48217 1,500939 1,53132 1,562754

Entalpie spalin při stechiometrickém spalování: Entalpii spalin při stechiometrickém spalování lze vyjádřit jako součet součinu objemů jednotlivých složek spalin a jejich měrných entalpií dle vztahu: t t + O SO 2 × i SO + O N 2 × i tN 2 + O Ar × i tAr + O SH 2O × i tH 2 O kJ.kg -1 I St min = O CO 2 × i CO 2 2

(3.3-3)

Jelikož jsou však hodnoty měrných entalpií složek spalin závislé na teplotě, je pro různé teploty tato hodnota znázorněna v Tab.3-4 15



Entalpie vzduchu při stechiometrickém spalování: I Vt min = O VS min × i tVS + O Hv 2O × i Ht 2O

(3.3-4)

I Vt min = O VV min × i VV = O VV min × c pVV × t V kJ.kg -1 Entalpie vzduchu je také závislá na teplotě, a pro různé teploty je uvedena v Tab.3-4 Entalpie popílku: Entalpie popílku se uvažuje pouze v případě platí-li vztah viz [2] 6 × Q ir 6 × 12,28 × 1000 Ar > = = 88,134 41,8 × X p 41,8 × 60

(3.3-5)

5 < 29,37 kde: Ar Q ir XP

je obsah popeloviny v původním vzorku výhřevnost paliva podíl popílku v celkové hmotnosti tuhých zbytků. Tuto hodnotu volím 60 %

Výše uvedený vztah neplatí entalpii popílku I Pt zanedbávám. Entalpie spalin: Entalpie spalin se vypočte ze vztahu:

[

ISt ,a = ISt min + (a - 1) × I tV min + I Pt kJ × kg -1

]

(3.3-6)

Entalpie spalin jsou pro různé teploty uvedeny v Tab.3-4 Tab.3-4 Entalpie spalin v závislosti na teplotě t Istmin IVtmin [oC] [kJ.kg-1] [kJ.kg-1] 1 1,1 0 0 0 0 0 100 561,6137 428,4417 561,6137 604,4579 200 1139,422 861,5841 1139,422 1225,58 300 1734,246 1302,39 1734,246 1864,485 400 2346,652 1752,513 2346,652 2521,904 500 2976,454 2213,92 2976,454 3197,846 600 3623,725 2682,737 3623,725 3891,999 700 4286,827 3164,798 4286,827 4603,307 800 4965,41 3651,685 4965,41 5330,579 900 5656,516 4150,191 5656,516 6071,535 1000 6362,743 4651,564 6362,743 6827,9 1200 7804,953 5674,514 7804,953 8372,404 1400 9281,321 6714,579 9281,321 9952,779 1600 10790,88 7770,98 10790,88 11567,98 2000 13862,96 9910,339 13862,96 14853,99 2500 17794,46 12642,22 17794,46 19058,68 16

ISt,a [kJ.kg-1] 1,2 0 647,3021 1311,739 1994,724 2697,155 3419,238 4160,273 4919,787 5695,748 6486,555 7293,056 8939,856 10624,24 12345,08 15845,03 20322,9

1,3 0 690,1462 1397,897 2124,963 2872,406 3640,63 4428,547 5236,267 6060,916 6901,574 7758,212 9507,307 11295,69 13122,18 16836,06 21587,12

1,4 0 732,9904 1484,055 2255,202 3047,658 3862,022 4696,82 5552,747 6426,085 7316,593 8223,369 10074,76 11967,15 13899,27 17827,1 22851,34



3.4 I-t diagram spalin Grafické zobrazení entalpie spalin v závislosti na teplotě a různém přebytku vzduchu je na Obr.3-1

entalpie spalin [kJ/kg]

25000

20000 vzduch alfa=1

15000

alfa=1,1 alfa=1,2

10000

alfa=1,3 alfa=1,4

5000

0 0

500

1000

1500

2000

2500

teplota o C

Obr.3-1 I – t diagram spalin

4. ZÁKLADNÍ BILANCE KOTLE Základní bilancí se rozumí stanovení účinnosti kotle a spotřeby paliva pro požadované parametry kotle.

4.1 Tepelná bilance kotle: Redukovaná výhřevnost: Redukovanou výhřevností rozumíme celkové množství tepla přivedené do kotle na 1 kg paliva. Vypočte se dle vztahu (4.1-1)

Q ired = Q ir + i pv + Q cz + Q pr + Q Sr3 = = 12280 + 40,45 + 222,898 + 0 + 0 = 12543,348 kJ × kg kde:

Q ir ipv Qcz Qpr Q Sr3

-1

je výhřevnost paliva fyzické teplo paliva teplo přivedené cizím zdrojem teplo přivedené při rozprašování mazutu teplo ve spalinách 3.recirkulace

17

(4.1-1)



Fyzické teplo paliva se uvažuje pouze tehdy, jestliže se palivo předehřívá mimo kotel, nebo není li předehříváno cizím zdrojem, avšak platí vztah: (4.1-2)

Q ir 15000 × 4,19 (4.1-2) 12280 0,25 ³ = 0,195 15000 × 4,19 Z výsledku vyplývá platnost této podmínky, proto v následujícím výpočtu uvažuji fyzické teplo paliva. Wr ³

Fyzické teplo paliva: i pv = c pv × t pv = 2,0225.20 = 40,45 kJ × kg -1

kde:

tpv cpv

(4.1-3)

je teplota paliva zvolená shodně s teplotou okolí tj. 20 oC měrná tepelná kapacita paliva vypočtena dle (4.1-4):

Měrná tepelná kapacita paliva:

(

)

c pv = 4,19 × W r + c su × 1 - W r = 4,19 × 0, 25 + 1,3 × (1 - 0,25) = 2,0225 kJ × kg -1 × K -1 kde: csu = 1,3 kJ.kg-1.K-1 je měrné teplo v sušině [1] Wr = 0,25 obsah vody v původním vzorku

(4.1-4)

Teplo přivedené cizím zdrojem: Jelikož palivo obsahuje velký podíl vlhkosti, je nutné sušit palivo předehřátým spalovacím vzduchem. Spalovací vzduch je rozdělen na primární a sekundární v poměru 1:1. Pro sušení paliva bude použit však pouze primární vzduch. Teplo přivedené cizím zdrojem se vypočte dle následujícího vztahu: Q cz = O VZpř × (i př - i VZ ) = 2,1035 × (132, 403 - 26, 429) = 222,898 kJ × kg -1 kde: OVzpř je množství předehřátého vzduchu ipř entalpie předehřátého vzduchu iVZ entalpie studeného vzduchu

(4.1-5)

Množství předehřátého vzduchu: O VZpř = 0,5 × O VV = 0,5 × 4,207 = 2,1035 Nm 3 × kg -1 kde: OVV je množství spalovacího vzduchu viz. (3.1-6)

(4.1-6)

Entalpie předehřáteho vzduchu: i př = c pVV100 × t př = 1,324034 × 100 = 132, 403 kJ.kg -1 (4.1-7) -1 -1 kde: cpVV100 = 1,324034 kJ.kg .K měrná tepelná kapacita vzduchu při teplotě předehřevu tpř = 100 oC teplota předehřevu spalovacího vzduchu

18



Entalpie studeného vzduchu: i VZ = c pVV 20 × t VZ = 1,321469 × 20 = 26, 429 kJ.kg -1

kde:

(4.1-8)

cpVV20 = 1,321469 kJ.kg-1.K-1 měrná tepelná kapacita vzduchu tVZ = 20 oC teplota studeného spalovacího vzduchu shodná s teplotou okolí

Teplo přivedené rozprašování mazutu: Vzhledem k tomu, že palivem je obilná sláma, toto teplo zanedbávám. Qpr = 0 kJ.kg-1 Teplo přivedené ve spalinách 3. recirkulace. Neuvažuji s 3. recirkulací. Q Sr3 = 0 kJ × kg -1

4.2 Tepelné ztráty kotle a účinnost Při výpočtu tepelných ztrát budu uvažovat dvě varianty a to: a) tepelné ztráta bez uvažování recirkulace popílku b) tepelné ztráty s uvažováním recirkulace popílku Odůvodnění výběru jedné za variant pro další výpočet bude stanoveno na konci kapitoly 4. Celková tepelná ztráta je dána součtem dílčích ztrát. 4.2.1 Ztráta mechanickým nedopalem: Tato ztráta je způsobena nespálenou hořlavinou obsaženou v tuhých zbytcích a) Bez recirkulace popílku: Z c = Z cr + Z c 2 / 3 + Z c 4 + Z cú =

= 0,002736 + 0,013923 + 0,004873 + 0,002889 = 0,02442 kde:

Zcr Zc2/3 Zc4 Zcú

(4.2-1)

je ztráta nedopalem v roštovém propadu ztráta nedopalem ve 2 a 3. tahu ztráta nedopalem ve 4. tahu ztráta nedopalem v úletu

Ztráta nedopalem v roštovém propadu: Cr Ar 0,05 0,05 × Xr × × Q cr = × 0,4 × × 32600 = 0,002736 Z cr = 1 - Cr Q ired 1 - 0,05 12543,348 Ztráta nedopalem ve 2 a 3. tahu: C2/3 Ar 0,3 0,05 × X2/3 × × Q c2 / 3 = × 0,25 × × 32600 = 0,013923 Z c2 / 3 = 1 - C2/ 3 Q ired 1 - 0,3 12543,348 Ztáta nedopalem ve 4. tahu: C4 Ar 0,2 0,05 × X4 × × Q c4 = × 0,15 × × 32600 = 0,004873 Z c4 = 1 - C4 Q ired 1 - 0,2 12543,348 19

(4.2-2)

(4.2-3)

(4.2-4)



Ztráta nedopalem v úletu: Cú Ar 0,1 0,05 × Xú × × Q cú = × 0,2 × × 32600 = 0,002889 Z cú = 1 - Cú Q ired 1 - 0,1 12543,348 b) S recirkulací popílku: Z c = Z cr + Z c 2 / 3 + Z c 4 + Z cú = 0,008663 + 0 + 0 + 0,01299 = 0,021658 Ztráta nedopalem v roštovém propadu: Cr Ar 0,1 0,05 × Xr × × Q ci = × 0,6 × × 32600 = 0,008663 Z cr = 1 - Cr Q ired 1 - 0,1 12543,348 Ztráta nedopalem ve 2 a 3. tahu: C2/3 Ar 0 0,05 × X2/3 × × Q ci = ×0× × 32600 = 0 Z c2 / 3 = 1 - C2/ 3 Q ired 1- 0 12543,348 Ztáta nedopalem ve 4. tahu: C4 Ar 0 0,05 × X4 × × Q ci = ×0× × 32600 = 0 Z c4 = 1 - C4 Q ired 1- 0 12543,348 Ztráta nedopalem v úletu: Cú Ar 0,2 0,05 × Xú × × Q ci = × 0,4 × × 32600 = 0,01299 Z cú = 1 - Cú Q ired 1 - 0,2 12543,348 kde:

Ci Xi Ar Qired Qci

(4.2-5)

(4.2-6)

(4.2-7)

(4.2-8)

(4.2-9)

(4.2-10)

je podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků viz. Tab.4-2 podíl popela z celkového množství připadající na jednotlivý druh tuhých zbytků viz. Tab.4-1 obsah popeloviny v původním vzorku redukovaná výhřevnost (4.1-1) výhřevnost hořlaviny uvažovaného druhu tuhých zbytků viz. [1]

Tab.4-1 Rozvržení podílu popela z celkového množství Ar připadající na jednotlivý druh tuhých zbytků Xi [%] Bez recirkulace popílku S recirkulací popílku Rošt Xr 40 60 Druhý a třetí tah X2/3 25 0 Čtvrtý tah X4 15 0 Úlet Xú 20 40 Tab.4-2 Podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků Ci [%] Bez recirkulace popílku S recirkulací popílku Rošt Cr 5 10 Druhý a třetí tah C2/3 30 0 Čtvrtý tah C4 20 0 Úlet Cú 10 20 20



4.2.2 Ztráta chemickým nedopalem dle ČSN 07 0305 a) Bez recirkulace popílku:

Z CO =

(100 - Z c ) (12610 × wCO + 10798 × w H 2 + 35818 × w CH 4 ) × O SS = × 100 Q ired

(100 - 2,4420) (12610 × 0,016 + 0 + 0) = × × 4,1106 = 0,064504 % 100 12543,348

(4.2-11)

b) S recirkulací popílku:

Z CO =

(100 - Z c ) (12610 × wCO + 10798 × w H 2 + 35818 × w CH 4 ) × O SS = × 100 Q ired

(100 - 2,1658) (12610 × 0,016 + 0 + 0) = × × 4,1106 = 0,064687 % 100 12543,348 kde:

Zc wCO wH2 wCH4 Qired OSS

(4.2-12)

je ztráta mechanickým nedopalem (4.2-1), (4.2-6) dosazená v % obsah CO v plynných spalinách obsah H2 v plynných spalinách obsah CH4 v plynných spalinách redukovaná výhřevnost (4.1-1) objem suchých spalin při normálních podmínkách

Obsah H2 a CH4 v plynných spalinách Při spalování slámy dle konzultace zanedbávám Obsah CO v plynných spalinách Limitní hodnota CO = 200 mg.Nm-3 = 0,0002 kg.Nm-3 dle ČSN 07 0305 [4] Měrná hmota CO = 1,25 kg.Nm-3

w CO =

0,0002 = 0,00016 = 0,016 % 1,25

(4.2-13)

Objem suchých spalin při normálních podmínkách: O SS = O SS min + (a - 1) × O VS min = 3,155101 + (1,3 - 1).3,18492 = 4,1106 Nm 3 × kg -1

(4.2-14)

4.2.3 Ztráta sáláním a vedením tepla do okolí Pro zjednodušení zde nepočítám s tlakovými ztrátami, při kterých by se hodnota entalpie napájecí vody lišila pouze zanedbatelně a hodnota ztráty je odečtena z diagramu s určitou nepřesností. Pro dané palivo a tepelný výkon kotle byla ztráta stanovena z diagramu [1] ZSV = 1,3 %

21



Tepelný výkon kotle: Q vyrj = M P .(i P - i nv ) = 8,333 × (3214,374 - 443,084) = 23094,08 kW = 23,094MW

kde:

Mp ip inv

(4.2-15)

je parní výkon kotle entalpie přehřáté páry entalpie napájecí vody

Entalpie přehřáté páry: pro tp = 400 oC a pp = 4 MPa z parních tabulek [3] ip = 3214,374 kJ.kg-1 Entalpie napájecí vody: pro tNV = 105 oC a pp = 4 MPa z parních tabulek [3] iNV = 443,084 kJ.kg-1 4.2.4 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků a) Bez recirkulace popílku:

Z f = Z fr + Z f 2 / 3 + Z f 4 + Z fú = = 0,000937 + 0,000937 + 0,000234 + 0,000102 = 0,002209 kde:

Zfr Zf2/3 Zf4 Zfú

(4.2-16)

je ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v roštovém propadu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 2 a 3. tahu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 4. tahu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v úletu

Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v roštovém propadu: Xr Ar 0,4 0,05 × × cr × t r = × × 0,9301 × 600 = 0,000937 Z fr = 1 - C r Q ired 1 - 0,05 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 2 a 3. tahu: X2/3 Ar 0,25 0,05 × × c2 /3 × t 2/3 = × × 0,94 × 700 = 0,000937 Zf 2 / 3 = 1 - C 2 / 3 Q ired 1 - 0,3 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 4. tahu: X4 Ar 0,15 0,05 × × c4 × t 4 = × × 0,893 × 350 = 0,000234 Zf 4 = 1 - C 4 Q ired 1 - 0,2 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v úletu: Xú Ar 0,2 0,05 × × cú × t ú = × × 0,8221 × 140 = 0,000102 Z fú = 1 - C ú Q ired 1 - 0,1 12543,348

(4.2-17)

(4.2-18)

(4.2-19)

(4.2-20)

b) S recirkulací popílku: Z f = Z fr + Z f 2 / 3 + Z f 4 + Z fú = 0,001483 + 0 + 0 + 0,000229 = 0,001712

22

(4.2-21)



Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v propadu: Xr Ar 0,6 0,05 × × cr × t r = × × 0,9301 × 600 = 0,001483 Z fr = 1 - C r Q ired 1 - 0,1 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 2 a 3. tahu: X2/3 Ar 0 0,05 × × c2 /3 × t 2/3 = × × 0,94 × 700 = 0 Zf 2 / 3 = 1 - C 2 / 3 Q ired 1 - 0 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 4. tahu: X4 Ar 0 0,05 × × c4 × t 4 = × × 0,893 × 350 = 0 Zf 4 = 1 - C 4 Q ired 1 - 0 12543,348 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v úletu: Xú Ar 0,4 0,05 × × cú × t ú = × × 0,8221 ×140 = 0,000229 Z fú = 1 - C ú Q ired 1 - 0,2 12543,348 kde:

Ci Xi Ar Qired ci ti

(4.2-22)

(4.2-23)

(4.2-24)

(4.2-25)

je podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků viz. Tab.4-2 podíl popela z celkového množství připadající na jednotlivý druh tuhých zbytků viz. Tab.4-1 obsah popeloviny v původním vzorku redukovaná výhřevnost (4.1-1) měrná tepelná kapacita tuhých zbytků viz. Tab. 4-3 teplota uvažovaného druhu tuhých zbytků viz. Tab. 4-3

Tab.4-3 Uvažovaná teplota a měrná tepelná kapacita tuhých zbytků v jednotlivých částech kotle [1] ti [oC] ci [kJ.kg-1.K-1] Rošt tr, cr 600 0.9301 Druhý a třetí tah t2/3, c2/3 700 0.94 Čtvrtý tah t4, c4 350 0.893 Úlet tú, cú 140 0.8221 4.2.5 Ztráta citelným teplem spalin a) Bez recirkulace popílku:

I St k ,a - a × I VZ min Z k = (1 - Z c ) × = Q ired 973,2465 - 1,3 × 85,6884 = (1 - 0,024420) × = 0,067032 12543,348

23

(4.2-26)




Z k = (1 - Z c ) ×

I St k ,a - a × I VZ min Q ired

= (4.2-27)

973,2465 - 1,3 × 85,6884 = (1 - 0,021658) × = 0,067222 12543,348 kde:

Zc tk = 140 oC a = 1,3 I St k ,a tVZ = 20 oC IVZmin

je ztráta mechanickým nedopalem (4.2-1), (4.2-6) volená teplota spalin za kotlem součinitel přebytku vzduchu entalpie spalin pro tk a a viz. Tab. 3-4 teplota studeného vzduchu entalpie studeného vzduchu viz. Tab. 3-4

4.2.6 Účinnost kotle a) Bez recirkulace popílku: h k = 100 - Z c - Z CO - ZSV - Z f - Z k =

(4.2-28)

= 100 - 2,4420 - 0,0645 - 1,3 - 0,2209 - 6,7032 = 89,2694 % b) S recirkulace popílku: h k = 100 - Z c - Z CO - Z SV - Z f - Z k =

(4.2-29)

= 100 - 2,1658 - 0,0647 - 1,3 - 0,1712 - 6,7222 = 89,5761 % Tab.4-4 Porovnání ztrát a účinností

Ztráta mech. nedopalem Zc Ztráta chem. nedopalem ZCO Ztráta sáláním a vedením tepla do okolí ZSV Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků Zf Ztráta citelným teplem spalin Zk Účinnost kotle hk

Bez recirkulace popílku [%] 2,4420 0,0645 1,3

S recirkulací popílku [%] 2,1658 0,0647 1,3

0,2209

0,1712

6,7032 89,2694

6,7222 89,5761

24



4.3 Výrobní teplo páry a množství paliva 4.3.1 Výrobní teplo páry Q V = M p × (i p - i nv ) = 8,333 × (3214,374 - 443,751) = 23088,53 kW = 23,08853 MW (4.3-1)

kde:

Mp ip inv

je parní výkon kotle entalpie přehřáté páry entalpie napájecí vody

Entalpie přehřáté páry: pro tp = 400 oC a pp = 4 MPa z parních tabulek ip = 3214,374 kJ.kg-1 Entalpie napájecí vody: pro tNV = 105 oC a pNV = 4,9 MPa z parních tabulek iNV = 443,751 kJ.kg-1 kde:

pNV

je tlak napájecí vody zvětšený o tlakové ztráty

Volba tlakových ztrát: Tlaková ztráta na každý přehřívák: Dpp = 0,1 MPa Počet přehříváků: 2 Tlaková ztráta na závěsné trubky: DpZT = 0,1 MPa Tlaková ztráta na ekonomizéru DpEKO = 0,6 MPa Celková tlaková ztráta: Dp = å Dp = 0,1 + 0,1 + 0,1 + 0,6 = 0,9 MPa

(4.3-2)

4.3.2 Množství paliva a) Bez recirkulace popílku:

M pal =

QV 23088,53 = = 2,0620 kg.s -1 = 7,4231 t × h -1 Q ired × h k 12543,348 × 0,892694

(4.3-3)


M pal = kde:

QV 23088,53 = = 2,0549 kg.s -1 = 7,3976 t × h -1 Q ired × h k 12543,348 × 0,895761 QV Qired hk

(4.3-4)

je výrobní teplo páry (4.3-1) redukovaná výhřevnost (4.1-1) účinnost kotle (4.2-28), (4.2-29)

4.3.3 Výpočtové množství spáleného paliva a) bez recirkulace popílku: M pv = M pal × (1 - Z c ) = 2,0620 × (1 - 0,0244) = 2,0116 kg.s -1 = 7,2418 t × h -1

25

(4.3-5)



b) s recirkulací popílku: M pv = M pal × (1 - Z c ) = 2,0549 × (1 - 0,02166) = 2,0104 kg.s -1 = 7,2374 t × h -1

kde:

Mpal Zc

(4.3-6)

je množství paliva (4.3-3), (4.3-4) ztráta mechanickým nedopalem (4.2-1), (4.2-6)

Účinnost kotle s použitím recirkulace popílku se liší o 0,3 % oproti variantě bez použití recirkulace popílku, ale vzhledem k tomu, že obilná sláma je specifické palivo a množství popeloviny se může v různých lokalitách měnit, může se také měnit celkové rozložení popela v jednotlivých částech kotle, proto v dalších výpočtech nebude uvažováno s recirkulací popílku. V konstrukčním návrhu však bude proveden výstup z výsypek 2 a 4. tahu s možností zavedení popílku do ohniště.

5. VÝPOČET SPALOVACÍ KOMORY Hlavním cílem tohoto výpočtu je geometrický návrh ohniště, stanovení adiabatické teploty v ohništi a teploty spalin na konci ohniště, která se stanoví kontrolním způsobem.

5.1 Určení adiabatické teploty v ohništi Tato teplota se stanoví na základě vypočtené entalpie spalin ve spalovací komoře aproximací hodnot z Tab.3-4 5.1.1 Entalpie spalin ve spalovací komoře

I SP = kde:

Q VZ + Q P 672,030 + 24702,525 = = 2534,138 kJ × m -3 O SV × M PV 4,978 × 2,0116 QVZ Qp OSV Mpv

(5.1-1)

je teplo dodané vzduchem teplo vzniklé spálením paliva objem vlhkých spalin (3.1-14) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

Teplo dodané vzduchem: Celkové množství vzduchu se rozdělí na primární vzduch a sekundární vzduch, primární vzduch je však předehříván na teplotu 100 oC. Množství primárního a sekundárního vzduchu je voleno v poměru 1:1. Celkové teplo dodané vzduchem se tedy vypočte jako součet těchto dvou tepel. Q VZ1 = 0,5 × O VV × M PV × i př = 0,5 × 4,207 × 2,0116 ×132,403 = 560, 206 kW

(5.1-2)

Q VZ 2 = 0,5 × O VV × M PV × i VZ = 0,5 × 4,207 × 2,0116 × 26, 429 = 118,824 kW

(5.1-3)

Q VZ = Q VZ1 + Q VZ 2 = 560,206 + 111,824 = 672,03 kW

(5.1-4)

kde:

OVV ipř iVZ

je objem vlhkého vzduchu (3.1-6) entalpie předehřátého vzduchu (4.1-7) entalpie studeného vzduchu (4.1-8)

26



Teplo vzniklé spálením paliva: Q p = M PV × Q ir = 2,0116 × 12, 28 × 10 3 = 24702,525 kW

kde:

Q

r i

(5.1-5)

je výhřevnost paliva

Pro stanovení teploty nechlazeného plamene, která je daná hodnotou entalpie spalin ve spalovací komoře, musíme znát entalpii spalin pro různé teploty o daném složení spalin. Z těchto hodnot posléze interpolací zjistíme požadovanou teplotu nechlazeného plamene (adiabatickou teplotu v ohništi). Entalpie spalin pro teplotu 1000 oC: ISP1000 o C = å wi × i i = w N 2 × i N 2 +wCO 2 × i CO 2 + w Ar × i Ar + wSO 2 × i SO 2 + w H 2O × i H 2O + wVZ × c pVV × t = 0,500 ×1392 + 0,128 × 2203 + 0,006 × 928,2 + 0,0001 × 2304 + 0,171×1723

(5.1-6)

+ 0,195 ×1,437 ×1000 = 1558,607 kJ × m -3 Entalpie spalin pro teplotu 1400 oC: ISP1400 o C = å wi × i i = w N 2 × i N 2 +wCO 2 × i CO 2 + wAr × i Ar + wSO 2 × i SO 2 + wH 2O × i H2O + wVZ × c pVV × t = 0,500 × 2009 + 0,128 × 3239 + 0,006 ×1300 + 0,0001× 3323 + 0,171× 2559

(5.1-7)

+ 0,195 ×1,482 ×1400 = 2269,270 kJ × m -3 Entalpie spalin pro teplotu 2000 oC: ISP 2000 o C = å wi × i i = w N 2 × i N 2 +wCO 2 × i CO 2 + wAr × i Ar + wSO2 × i SO 2 + wH 2O × i H 2O + wVZ × c pVV × t = 0,500 × 2965 + 0,128 × 4844 + 0,006 ×1857 + 0,0001× 4890 + 0,171 × 3925

(5.1-8)

+ 0,195 ×1,531× 2000 = 3382,325 kJ × m -3 kde:

wi ii

jsou objemové podíly jednotlivých složek spalin entalpie jednotlivých složek spalin při dané teplotě

Objem vlhkého vzduchu na konci ohniště: O VZ = (a - 1) × O VV min = (1,3 - 1) × 3,236 = 0,971 Nm 3 .kg -1

(5.1-9)

Objemové podíly jednotlivých složek spalin: Jsou podíly objemů jednotlivých složek spalin ku celkovému objemu vlhkých spalin O N 2 2,489 (5.1-10) wN2 = = = 0,500 O SV 4,978 O CO 2 0,637 (5.1-11) wCO 2 = = = 0,128 O SV 4,978 O 0,029 wAr = Ar = = 0,006 (5.1-12) O SV 4,978

27



O SO 2

wSO 2 =

O SV

wH 2O =

=

0,0005 = 0,0001 4,978

(5.1-13)

O S H 2O 0,852 = = 0,171 O SV 4,978

wVZ =

O VZ 0,971 = = 0,195 O SV 4,978

kde:

Oi

(5.1-14)

(5.1-15)

jsou jednotlivé objemy složek spalin a vzduchu vypočtené v kap. 3.1 a (5.1-9)

Entalpie spalin ve spalovací komoře ISP =2534,138 kJ.m-3 pro tuto entalpii byla aproximací zjištěna teplota nechlazeného plamene (adiabatická teplota v ohništi) tnp = 1542,779 oC

5.2 Návrh geometrických parametrů ohniště Rozměry roštu se navrhují v závislosti na tepelném zatížení roštu. Toto zatížení volím na základě konzultace s vedoucím diplomové práce a to qS = 1,1 MW.m-2 Výška ohniště se vypočte na základě objemového zatížení ohniště, toto zatížení volím dle [1] qV = 135 kW.m-3 (pro roštová ohniště v rozmezí 100-200 kW.m-3) 5.2.1 Rozměry ohniště

Obr.5-1 rozměry ohniště 28



Šířka ohniště: Na doporučení konzultanta diplomové práce volím A = 3,6 m Délka roštu: S 22,46 B= o = = 6,24 » 6,3 m A 3,6 kde: So je předběžný průřez ohniště

(5.2-1)

Předběžný průřez roštu: M pv × Q ir 2,0116 × 12,28 × 10 3 = So = = 22,46 m 2 qS 1,1 × 10 3 kde:

qS = 1,1 MW.m-2

je tepelné zatížení roštu

Předběžný objem ohniště: M pv × Q ir 2,0116 × 12,28 × 10 3 Vo = = = 182,982 m 3 qV 135 kde:

qV = 135 kW.m-3

(5.2-2)

(5.2-3)

je objemové zatížení ohniště

Výpočet rozměru c: Vzhledem k tomu, že tepelné zatížení roštu je dosti malé, vychází délka roštu značná. Pokud by mělo ohniště pouze tvar hranolu, byla by rychlost spalin v ohništi nízká a při zachování objemu by ohniště mělo malou výšku a nastal by problém s umístěním svazků přehříváků. Proto je ohniště zúženo na rozměr c viz. obr. 5-1. Tento rozměr je spočten pro rychlost spalin v ohništi wspo = 3,6 m.s-1 stanovené na základě konzultace a střední teplotu spalin v ohništi. Jelikož je boční stěna ohniště tvořena membránovou stěnou s roztečí trubek 90 mm musí být tento rozměr dělitelný touto roztečí.

S c 14,716 = = 4,088 » 4,14 m A 3,6 kde: Sc je plocha průřezu ohniště v oblasti zúžení c=

plocha průřezu ohniště v oblasti zúžení: O SV × M pv × (273 + t ST ) 4,978 × 2,0116 × (273 + 1171,384 ) = Sc = = 14,716 m 2 273 × w spo 273 × 3,6 kde:

wspo = 3,6 m.s-1 tST

(5.2-4)

(5.2-5)

je rychlost spalin v ohništi střední teplota spalin v ohništi

Střední teplota spalin v ohništi: t np + t ok 1542,779 + 800 t ST = = = 1171,389 o C 2 2 kde: tnp je adiabatická teplota v ohništi viz. kapitola 5.1 tok teplota na konci ohniště

29

(5.2-6)



Volba teploty na konci ohniště: Teplotu na konci ohniště musíme nejdřív zvolit a ostatní výpočty provést pro tuto teplotu, abychom mohly spočíst skutečnou teplotu na konci ohniště. Rozdíl zvolené a skutečné teploty by neměl být větší než 50 oC, jinak musíme postup opakovat pro jinou zvolenou teplotu, dokud není podmínka splněna. Následující výpočty jsou realizovány již pro výslednou zvolenou teplotu, protože dřívější verze nevyhovovaly podmínce. Teplota na konci ohniště: Volím tok = 800 oC Výpočet výšky ohniště: Výška ohniště je stanovena z objemu ohniště a rozměrů uvedených na obr. 5-1 182,982 Vo - 5,710 -S 3,6 A h= = = 10,898 » 11 m 4,14 c

kde:

(5.2-7)

Vo je předběžný objem ohniště (5.2-3) A šířka ohniště c velikost v oblasti zúžení (5.2-4) S = 5,710 m2 plocha znázorněna na obr. 5-1

Doba setrvání spalin v ohništi: Spaliny by měly v ohništi setrvat asi 3 s

t= kde

h 11 = = 3,05 s Þ vyhovuje w spo 3,6 h

(5.2-8)

je výška ohniště (5.2-7)

Výpočet ploch jednotlivých stěn: Velikosti jednotlivých rozměrů použitých pro výpočet jsou vyznačeny na obr. 5-1 Boční stěna: S b = S + c × h = 5,710 + 4,14 × 11 = 51,25 m 2

(5.2-9)

Přední stěna: S z = A × h = 3,6 × 11 = 39,6 m 2

(5.2-10)

Zadní stěna: S p = (h 1 + h 2 + d ) × A = (0,75 + 9,5 + 3,37) × 3,6 = 49,032 m 2

(5.2-11)

Horní stěna: S h = A × c = 3,6 × 4,14 = 14,904 m 2

(5.2-12)

30



Rošt + otvor: S ro = (B + o) × A = (6,3 + 0,8) × 3,6 = 25,56 m 2

(5.2-13)

Volba plochy mříže: Při volbě plochy mříže vycházím ze zvolené rychlosti spalin v mříži, kterou uvažuji wspmříž = 7 m.s-1. Tuto rychlost volím na základě konzultace. Při vyšších rychlostech by docházelo k intenzivnější abrazi trubek popílkem. Dále při výpočtu výšky mříže počítám pro zjednodušení pouze s teplotou na konci ohniště a ne se střední teplotou v mříži. U návrhu mříže uvažuji přesazení trubek ve dvou řadách, avšak vzhledem k tomu, že zadní membránovou stěnu tvoři lichý počet trubek, bude jedna trubka přesazena do třetí řady viz obr. 7-1 . Detailní tepelný výpočet bude proveden v kapitole 7. V Tab. 5-1 jsou uvedeny základní rozměry zadní membránové stěny ze kterých vycházím při výpočtu otvoru pro proudění spalin do druhého tahu. Tab.5-1Parametry trubkové stěny parametr velikost Rozteč trubkové stěny: s = 90 Počet trubek ve stěně: n = 41 Vnější průměr trubky D = 60,3

jednotka mm mm

S mříž = A × h mříž = 3,6 × 2,4 = 8,64 m 2 kde: hmříž je výška mříže

(5.2-14)

Výška mříže: O SV × M pv × (273 + t ok ) 4,978 × 2,0116 × (273 + 800) = h mříž = = 2,349 » 2,4 m 60,3 ö 273 × w spmříž × (A - z 1 × D) æ 273 × 7 × ç 3,6 - 20 × ÷ 1000 ø è kde:

z1 = 20 D

je počet trubek v jedné řadě mříže vnější průměr trubek membránové stěny

Plocha otrubkované stěny : Sst = 2 × S b + S z + S p + S h - S mříž = = 2 × 51, 25 + 39,6 + 49,032 + 14,904 - 8,64 = 197,396 » 197 m 2

Účinná sálavá plocha ohniště: S ús = 2 × S b + S z + S p + S h + S ro = = 2 × 51, 25 + 39,6 + 49,032 + 14,904 + 25,56 = 231,596 » 232 m 2

kde:

Si

(5.2-15)

(5.2-16)

(5.2-17)

jsou plochy jednotlivých úseků (5.2-9) až (5.2-13)

Aktivní objem ohniště: Vo = A × S b = 3,6 × 51,25 = 184,5 m 3

(5.2-18) 31



5.3 Určení teploty spalin na výstupu z ohniště Teplota spalin se určí kontrolním výpočtem, jak bylo popsáno v kapitole 5.2 při volbě teploty na konci ohniště. (volená teplota na konci ohniště tok = 800 oC) Poměrná teplota spalin na výstupu z ohniště: T Bo 0, 6 Q ok = ok = [-] Tnp M × a o 0, 6 + B o 0, 6

(5.3-1)

Po úpravě dostáváme vztah pro výpočet skutečné teploty na konci ohniště. t ok =

kde:

t np + 273,15 æa ö 1+ M ×ç o ÷ è Bo ø

tnp M ao Bo

0,6

- 273,15 =

1542,779 + 273,15 æ 0,735 ö 1 + 0,59 × ç ÷ è 0,557 ø

0 ,6

- 273,15 = 797,055 » 797

o

C

(5.3-2)

je adiabatická teplota v ohništi viz. kapitola 5.1 součinitel stupeň černosti ohniště Boltzmanovo číslo

Vypočtená teplota na konci ohniště se liší od zvolené o 3 oC, což vyhovuje podmínce maximálního rozdílu teplot o 50 oC 5.3.1 Součinitel M Pro spalování tuhých paliv s velkým prchavým podílem v prostoru viz. [1] platí vztah: M = 0,59 - 0,5 × x pl = 0,59 - 0,5 × 0 = 0,59 kde: xpl je poloha maximální teploty plamene

Poloha maximální teploty plamene: Pro spalování paliva v tenké vrstvě na roštu viz [1] xpl = 0

32

(5.3-3)



5.3.2 Boltzmanovo číslo _

o (1 - Z SV ) × M pv × (O S c S ) o

Bo =

5,68 × 10

-11

_

× y× Sst × (273 + t np )

= 3

(5.3-4)

(1 - 0,0144) × 2,0116 × 8,416 = 0,557 5,68 × 10 -11 × 0,45 × 197 × (273 + 1542,779) 3 o kde: Z SV je poměrná ztráta sáláním a vedením teple připadající na ohniště Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) =

_

(O S × c S ) o 5,68.10-11 _

y Sst tnp

střední tepelná jímavost spalin v ohništi Boltzmanova konstanta pro absolutně černé těleso součinitel tepelné efektivnosti stěn plocha otrubkované stěny (5.2-16) adiabatická teplota v ohništi viz. kapitola 5.1

Poměrná ztráta sáláním a vedením tepla připadající na ohniště: ZSV 0,013 o Z SV = = = 0,0144 h k + ZSV 0,892694 + 0,013 kde: Zsv je ztráta sáláním a vedením tepla do okolí viz. kapitola 4.2.3 hk účinnost kotle (4.2-28) Střední tepelná jímavost spalin v ohništi: _ Q - I t ok , a ok 12312,422 - 6060,916 æ ö = = 8,416 kJ × kg -1 ×o C -1 ç OS × cS ÷ = u S t t 1542 , 779 800 è øo np ok kde:

(5.3-5)

(5.3-6)

Qu je celkové užitečné teplo uvolněné v ohništi t ok , a ok IS entalpie spalin na konci ohniště viz. Tab. 3-4 pro aok = 1,3 tnp adiabatická teplota v ohništi viz. kapitola 5.1 tok teplota na konci ohniště

Celkové užitečné teplo uvolněné v ohništi: Q u = Q ired × (1 - Z CO - Z C - Z f ) + Q V - Q cz + Q Sr1 =

= 12543,348 × (1 - 0,00064504 - 0,02442 - 0,002209) + 334,077 - 222,898 + 0 = = 12312,422 kJ × kg -1 kde:

Qired ZCO ZC Zf QV Qcz Q Sr1

je redukovaná výhřevnost (4.1-1) ztráta chemickým nedopalem (4.2-11) ztráta mechanickým nedopalem (4.2-1) ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků (4.2-16) teplo přivedené se vzduchem teplo přivedené v cizím zdroji (4.1-5) teplo přivedené v recirkulovaných spalinách 33

(5.3-7)



Teplo přivedené se vzduchem: Q 672,03 Q V = VZ = = 334,077 kJ.kg -1 M PV 2,0116 kde: QVZ je teplo dodané vzduchem v kW (5.1-4) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(5.3-8)

Teplo v recirkulovaných spalinách neuvažuji s recirkulací spalin, Q Sr1 = 0 kJ.kg -1 Součinitel tepelné efektivnosti stěn: _

y = x st × V = 1 × 0,45 = 0,45

kde:

xst = 1 z = 0,45

(5.3-9)

je úhlový součinitel osáláni viz.[1] součinitel zanesení stěn ohniště viz [1] pro daný druh paliva a typ stěny

5.3.3 Stupeň černosti ohniště Pro roštové ohniště: R 17,01 a pl + (1 - a pl ) × 0,513 + (1 - 0,513) × Sst 197 = = 0,735 ao = _ æ R ö 1 - (1 - 0,513) × (1 - 0,45) × æ1 - 17,01 ö ç ÷÷ ÷ 1 - (1 - a pl ) × (1 - y ) × çç1 197 ø è è Sst ø kde:

apl R Sst _

y

je stupeň černosti plamene plocha hořící vrstvy paliva na roštu plocha otrubkované stěny (5.2-16) součinitel tepelné efektivnosti stěn (5.3-9)

Stupeň černosti plamene: a pl = 1 - e - k ×p×s = 1 - e -0, 720 = 0,513 kde: k.p.s je optická hustota plamene

(5.3-11)

Optická hustota plamene: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk + k kok × k1 × k 2 ) × p × s = = (1,907 + 0,458 + 10 × 0,5 × 0,03) × 0,1 × 2,863 = 0,720 kde:

(5.3-10)

kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi kkok, k1, k2 součinitele zohledňující koncentraci koksíku ve spalinách p = 0,1 MPa tlak v ohništi s účinná tloušťka sálavé vrstvy

34

(5.3-12)



Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 2,49 + 5,11 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ok k S × rS = ç ÷ × rS = ç ÷ è 1000 × p s ø S è ø æ 2,49 + 5,11 × 0,174 ö æ 800 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 1,907 ç 0,0302 × 2,863 ÷ è 1000 ø è ø kde:

jsou objemové podíly tříatomových plynů ve spalinách parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách účinná tloušťka sálavé vrstvy

rH 2 O, rS , rRO 2 pS s

Objemové podíly tříatomových plynů ve spalinách: O SH 2O + (c v - 1) × (a ok - 1) × O VV min 0,852 + (1,016 - 1) × (1,3 - 1) × 3,236 rH 2O = = = 0,174 O SV min + (a ok - 1) × O VV min 4,007 + (1,3 - 1) × 3,236 rRO 2 =

O CO 2 + O SO 2 O SV min + (a ok - 1) × O VV min

=

0,637 + 0,0005 = 0,128 4,007 + (1,3 - 1) × 3,236

rS = rH 2O + rRO 2 = 0,174 + 0,128 = 0,302

kde:

(5.3-13)

(5.3-14)

(5.3-15) (5.3-16)

Oi

jsou objemové podíly vzduchu a složek spalin vypočtené v kap. 3.1.1 a 3.1.2 aok = a = 1,3 součinitel přebytku vzduchu na konci ohniště cv podíl vodní páry (3.1-4)

Parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách: p S = rS × p = 0,302 × 0,1 = 0,0302 MPa (5.3-17) kde: p = 0,1 MPa je tlak v ohništi rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16)

Účinná tloušťka sálavé vrstvy: V 184,5 = 2,863 m s = 3,6 × o = 3,6 × S ús 232 kde: Vo je aktivní objem ohniště (5.2-18) Sús účinná sálavá plocha ohniště (5.2-17) Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: 5,7 ×10 4 × m pk 5,7 × 10 4 × 0,0062 k p × m pk = = = 0, 458 2 2 2 2 3 3 (t 273 , 15 ) d ( 800 273 , 15 ) 20 + × + × ok pk kde:

mpk dpk = 20 mm

je koncentrace popela ve spalinách střední efektivní průměr částic popílku pro spalování ve vrstvě viz. [1]

35

(5.3-18)

(5.3-19)



Koncentrace popela ve spalinách: A r × (X ú + 1) 0,05 × (0,6 + 1) m pk = = = 0,0062 kg.kg -1 2 × GS 2 × 6,444 kde:

Ar Xú GS

je obsah popeloviny v původním vzorku poměrný úlet popílku v oblasti ohniště hmotnost spalin

Poměrný úlet popílku v oblast ohniště: X ú = X 2 / 3 + X 4 + X ú = 0,25 + 0,15 + 0,2 = 0,6 kde:

(5.3-20)

Xi

(5.3-21)

podíl popela z celkového množství připadající na jednotlivý druh tuhých zbytků viz. Tab.4-1

Hmotnost spalin: G S = 1 - A r + 1,306 × a ok × O VV min = 1 - 0,05 + 1,306 × 1,3 × 3,236 = 6, 444 kg × kg -1 kde: Ar je obsah popeloviny v původním vzorku aok = a = 1,3 součinitel přebytku vzduchu na konci ohniště OVVmin minimální objem vlhkého vzduchu (3.1-3)

(5.3-22)

Součinitele zohledňujících koncentraci koksíku v plameni: kkok = 10 viz. [1] k1 = 0,5 pro paliva s velkým prchavým podílem viz. [1] k2 = 0,03 pro roštová ohniště viz. [1] Plocha hořící vrstvy paliva na roštu: Předpokládám, že palivo nehoří současně na celé ploše roštu, ale hoří pouze na 3/4 plochy roštu. R = 0,75 × A × B = 0,75 × 3,6 × 6,3 = 17,01 m 2 kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 B délka roštu (5.2-1)

(5.3-23)

6. NÁVRH KONVEKČNÍCH PLOCH Hlavním cílem tohoto návrhu je přerozdělení celkového tepelného výkonu na jednotlivé plochy, dále volba tlakových ztrát na jednotlivých plochách a určení teplot spalin a media ve styčných bodech. Výslednou grafickou závislostí je tzv. pilový diagram, který je znázorněn na konci kapitoly.

6.1 Rozdělení celkového tepelného výkonu na jednotlivé plochy Při návrzích byly použity hodnoty tlakových ztrát stanovených v kapitole 4.3.1 Pro výpočty teplot a entalpií bylo využito parních tabulek [3] Výsledky výpočtů jsou zobrazeny v Tab.6-1

36



Tab.6-1 Parametry výhřevných ploch na straně pracovního media Teplosměnná plocha Teplota Tlak Entalpie Entalpický o -1 t [ C] p [MPa] i [kJ.kg ] spád Di [kJ.kg-1] P2 Výstup 400 4 3214,374 185 Vstup 326 4,1 3029,374 P1 Výstup 392 4,1 3194,414 345 Vstup 266,4 4,2 2849,414 Z.T. Výstup 266,4 4,2 2849,414 50,072 Vstup 254,7 4,3 2799,342 VÝP Výstup 254,7 4,3 2799,342 1690,788 Vstup 254,7 4,3 1108,554 EKO Výstup 194,7 4,3 829,845 386,094 Vstup 105 4,9 443,751 å

Tepelný výkon Q [kW] 1541,667 2702,5 392,231 15427,727 3024,403 23088,528

6.1.1 Přehřívák 2 Parametry páry na výstupu z přehříváku 2: Tyto hodnoty byly použity již v kapitole 4.2.3 a uvádím je pouze pro přehlednost. p p = 4 MPa t p = 400 o C i p = 3214,374 MPa

Parametry páry na vstupu do přehříváku 2: p P 2in = p p + Dp p 2 = 4 + 0,1 = 4,1 MPa

(6.1-1)

i P 2in = i p - Di P 2 = 3214,374 - 185 = 3029,374 kJ.kg -1

(6.1-2)

kde:

-1

DiP2 = 185 kJ.kg

je volený entalpický spád na druhém přehříváku

Teplota odpovídající parametrům páry na vstupu: t P 2in = 326 o C Tepelný výkon přehříváku 2 30 Q P 2 = M P × Di P 2 = × 185 = 1541,667 kW 3,6

(6.1-3)

6.1.2 Přehřívák 1 Na výstupu z přehříváku 1 bude proveden vstřik vody do přehřáté páry. Množství vstřikované vody volím na doporučení konzultanta diplomové práce 6% z celkového množství.

37



Množství vstřikované vody: 30 M V = 0,06 × M P = 0,06 × = 0,5 kg.s -1 3,6

(6.1-4) M V × i NV

(M P - M V ) × i P1out

M P × i P 2in

Obr.6-1 Bilance vstřiku Parametry páry na výstupu z přehříváku 1: Entalpii na výstupu z přehříváku 1 stanovím z bilanční rovnice

(M P - M V ) × i P1out + M V × i NV

= M P × i P 2in (6.1-5)

Þ i P1out =

M P × i P 2in - M V × i NV MP - MV

30 × 3029,374 - 0,5 × 443,751 3,6 = = 3194,414 kJ.kg -1 30 - 0,5 3,6

p P1out = p P 2in = 4,1 MPa

(6.1-6)

Teplota odpovídající parametrům páry na výstupu: t P1out = 392 o C

Parametry páry na vstupu do přehříváku 1: p P1in = p P 2in + Dp P1 = 4,1 + 0,1 = 4,2 MPa

(6.1-7)

i P1in = i P1out - Di P1 = 3194,414 - 345 = 2849, 414 kJ.kg -1 kde: DiP1 = 345 kJ.kg-1 je volený entalpický spád na prvním přehříváku

(6.1-8)

Teplota odpovídající parametrům páry na vstupu: t P1in = 266,4 o C Tepelný výkon přehříváku 1: æ 30 ö - 0,5 ÷ × 345 = 2702,5 kW Q P1 = (M p - M V ) × Di P1 = ç è 3,6 ø

38

(6.1-9)



6.1.3 Závěsné trubky Parametry páry na výstupu ze závěsných trubek: Tyto parametry jsou shodné se vstupními parametry páry na přehříváku 1 p ZTout = p P1in = 4, 2 MPa i ZTout = i P1in = 2849, 414 kJ × kg -1 t ZTout = t P1in = 266,4 o C

Parametry páry na vstupu do závěsných trubek: Do závěsných trubek vstupuje sytá pára z bubnu. p ZTin = p P1in + Dp ZT = 4,2 + 0,1 = 4,3 MPa

(6.1-10)

Teplota odpovídající syté páře při vstupním tlaku: t ZTin = 254,7

o

C

Entalpie odpovídající syté páře při vstupním tlaku: i ZTin = 2799,342 kJ × kg -1 Tepelný výkon závěsných trubek: Q ZT = (M p - M V ) × (i ZTout - i ZTin ) = æ 30 ö =ç - 0,5 ÷ × (2849,414 - 2799,342) = 392,231 kW è 3,6 ø

(6.1-11)

6.1.4 Výparník Ve výparníku dochází k přeměně syté kapaliny v sytou páru, takže hodnoty tlaku a teploty jsou na vstupu i výstupu stejné, liší se pouze hodnoty entalpií. Parametry media ve výparníku: p VÝPin = p VÝPout = p ZTin = 4,3 MPa

Teplota ve výparníku: Teplota syté páry na výstupu z výparníku = teplotě syté kapaliny na vstupu do výparníku (pro daný tlak) t VÝPin = t VÝPout = 254,7 o C

Entalpie syté páry na výstupu z výparníku: i VÝPout = i ZTin = 2799,342 kJ.kg -1

Entalpie syté kapaliny na vstupu do výparníku: i VÝPin = 1108,554 kJ.kg -1

39



Tepelný výkon výparníku: Při výpočtu tepelného výkonu výparníku počítám i s teplotou nedohřevu, kterou volím DtN = 60 oC oproti teplotě vody na mezi sytosti při daném tlaku, z důvodu, že tato voda se ve výparníku na hodnotu sytosti musí dohřát a tudíž musí být tepelný výkon výparníku o tuto hodnotu zvětšen. Proto při výpočtu tepelného výkonu výparníku nepočítám s hodnotou entalpie na vstupu do výparníku, nýbrž s hodnotou entalpie na výstupu z ekonomizéru viz kapitola 6.1.5. Q VÝP = (M p - M V ) × (i VÝPout - i EKOout ) = æ 30 ö =ç - 0,5 ÷ × (2799,342 - 829,845) = 15427,727 kW è 3,6 ø

(6.1-12)

6.1.5 Ekonomizér Parametry vody na výstupu z ekonomizéru: t EKOout = t VÝP - Dt N = 254,7 - 60 = 194,7 o C kde: DtN = 60 oC je teplota nedohřevu

(6.1-13)

p EKOout = p VÝP = 4,3 MPa i EKOout = 829,845 kJ × kg -1

Parametry kapaliny na vstupu do ekonomizéru: p EKOin = p NV = p VÝP + Dp EKO = 4,3 + 0,6 = 4,9 MPa

(6.1-14)

t EKOin = t NV = 105 o C i EKOin = 443,751 kJ × kg -1

Tepelný výkon ekonomizéru: Q EKO = (M p - M V ) × (i EKOout - i EKOin ) = æ 30 ö =ç - 0,5 ÷ × (829,845 - 443,751) = 3024,403 kW è 3,6 ø

(6.1-15)

6.2 Celkové potřebné teplo Q C = Q P 2 + Q P1 + Q ZT + Q VÝP + Q EKO = = 1541,667 + 2702,5 + 392, 231 + 15427,727 + 3024,403 = 23088,528 kW

40

(6.2-1)



6.3 Pilový diagram

Obr.6-2 Pilový diagram 41



7. VÝPOČET MŘÍŽE Mříží se rozumí konvekční svazek, vzniklý přesazením trubek membránové stěny v horní části spalovací komory. Jedná se tedy o část výparníku. Mříží prochází spaliny do druhého tahu kotle a ochlazují se. Výpočet rozměrů mříže byl proveden již v kapitole 5.2.1, proto zde není uveden, pro názornost jsou však rozměry znázorněny na Obr. 7-1 a v Tab.7-1

Obr.7-1 Rozměry mříže

7.1 Návrh geometrických parametrů mříže Základní gometrie mříže byla spočtena již v kapitole 5.2-1. V kapitole 7.1 bude provedeno rozšíření těchto základních rozměrů o další parametry nutné pro tepelný výpočet.. Rozměry mříže a trubek jsou znázorněny v Tab.7-1. Počet řad trubek beru 2 z důvodu, že třetí řadu tvoří pouze jedna trubka a tudíž tato řada ovlivňuje tepelný výpočet pouze zanedbatelně.

42



Tab.7-1 Geometrické parametry mříže Název Značka Rozměr Jednotky Šířka mříže A 3,6 m Výška mříže hmříž 2,4 m Celkový počet trubek n 41 Počet trubek v jedné z1 20 řadě Počet řad z2 2 Podélná rozteč s1 0,18 m Příčná rozteč s2 0,12 m Vnější průměr trubek D 60,3 mm

7.2 Tepelný výpočet mříže Tepelným výpočtem se rozumí zejména stanovení teploty spalin na konci mříže. Jednotlivé tepelné spády v oblasti mříže jsou zakresleny na Obr.7-2

Obr.7-2 Tepelné spády v oblasti mříže Při výpočtu teploty na konci mříže bude využito stejného postupu jako při výpočtu teploty na konci ohniště. Nejprve zvolíme teplotu na konci mříže, s touto teplotou provedeme výpočet a na závěr tuto teplotu zpětně vypočteme Tato teplota se musí od zvolené teploty lišit pouze minimálně, jinak se celý postup musí opakovat pro jinou zvolenou teplotu. Tepelný výpočet mříže je proveden již pro vyhovující teplotu. Volba teploty na konci mříže: Volím teplotu spalin na konci mříže t2 = 767 oC 43



Střední teplota spalin: t + t 2 797 + 767 = = 782 o C t st = ok 2 2 kde: tok je teplota spalin na konci ohniště (5.3-2) t2 teplota spalin na konci mříže

(7.2-1)

7.2.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí: Pro příčné obtékání svazku trubek uspořádaných za sebou platí vztah:

×Dö l æw a k = 0,2 × C z × C s × × ç SPmříž ÷ n D è ø

0 , 65

× Pr 0, 33 =

9,27 × 10 - 2 æ 6,735 × 0,0603 ö = 0,2 × 0,91 ×1 × ×ç ÷ 0,0603 è 125 × 10 -6 ø kde:

(7.2-2)

0 , 65

× 0,608

0 ,33

= 45,398 W × m

-2

×K

-1

Cz je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru Cs korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči wSPmříž rychlost spalin v mříži D vnější průměr trubek mříže viz. Tab7-1 l součinitel tepelné vodivosti spalin n kinematická viskozita spalin Pr Prandtlovo číslo

Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Pro z2 < 10 platí vztah:

C z = 0,91 + 0,0125 × (z 2 - 2) = 0,91 + 0,0125 × (z 2 - 2 ) = 0,91 kde: z2 je počet řad trubek v podélném směru viz.Tab7-1 Korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči: 1 1 = =1 Cs = 2 3 3 2 é ù é ù æ s ö æ 1,990 ö ÷ ú ê1 + (2 × s1 - 3) × ç1 - 2 ÷ ú ê1 + (2 × 2,985 - 3) × ç1 2 ø ûú 2 ø ûú è è ëê ëê kde:

s1 s2

(7.2-3)

(7.2-4)

je poměrná příčná rozteč trubek poměrná podélná rozteč trubek

Poměrná příčná rozteč trubek: s 0,18 s1 = 1 = = 2,985 D 0,0603

(7.2-5)

Poměrná podélná rozteč trubek: s 0,12 s2 = 2 = = 1,990 D 0,0603 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Tab.7-1 D vnější průměr trubek viz.Tab.7-1 44

(7.2-6)



Přepočet rychlosti spalin v mříži pro střední teplotu spalin: Volba rychlosti spalin v mříži byla provedena již v kapitole 5.2-1 při volbě plochy mříže. V následujícím výpočtu jsou již zahrnuty spočtené rozměry a střední teplota spalin v mříži.

w SPmříž =

O SV × M pv h mříž

273 + t stř = × ( A - z 1 × D) 273 ×

(7.2-7)

4,978 × 2,0116 273 + 782 = × = 6,735 m × s -1 2,4 × (3,6 - 20 × 0,0603) 273 kde:

OSV Mpv hmříž z1 D

je objem vlhkých spalin (3.1-14) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) výška mříže (5.2-15) počet trubek v jedné řadě viz.Tab7-1 vnější průměr trubek viz.Tab.7-1

Výpočet Prandtlova čísla, kinematické viskozity a součinitele tepelné vodivosti: Tyto hodnoty jsou brány pro střední teplotu spalin tst = 782 oC a pro poměrný obsah vodní páry ve spalinách w H 2 O = 0,171 viz [1] Prandtlovo číslo: Pr = Prstř × M Pr = 0,59 ×1,03 = 0,608 kde: MPr =1,03 je opravný koeficient [1] Prstř = 0,59 střední Prandtlovo číslo [1]

(7.2-8)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 123 × 10 - 6 × 1,02 = 125 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1,02 je opravný koeficient [1] nstř = 123.10-6 střední kinematická viskozita [1]

(7.2-9)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 9 × 10 -2 × 1,03 = 9,27 × 10 - 2 W × m - 2 × K -1 kde: Ml =1,03 je opravný koeficient [1] -2 lstř = 9.10 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

(7.2-10)

7.2.2 Součinitel přestupu tepla sáláním: Pro zaprášené spaliny platí vztah viz.[1] 4

a sal

æT ö 1 - çç z ÷÷ T a +1 = 5,7 × 10-8 × st × a × Tst3 × è st ø = T 2 1- z Tst 4

æ 607,85 ö 1- ç ÷ è 782 + 273,15 ø -8 0,8 + 1 3 = 23,472 W × m -2 × K -1 = 5,7 × 10 × × 0,186 × (782 + 273,15) × 607,85 2 1782 + 273,15 45

(7.2-11)



kde:

ast a Tst Tz

je stupeň černosti povrchu stěn stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu střední teplota spalin v Kelvinech teplota povrchu nánosu na straně spalin

Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 205 = 0,186 kde: k.p.s je optická hustota spalin Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (5,762 + 0) × 0,1 × 0,356 = 0,205 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × st k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ 7,8 + 16 × 0,174 ö æ 782 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 5,762 ç 3,16 × 0,0302 × 0,356 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Pro svazky z hladkých trubek platí vztah viz. [1]: æ 4 0,18 × 0,12 ö æ 4 s ×s ö - 1÷÷ = 0,356 m s = 0,9 × D × ç × 1 2 2 - 1÷ = 0,9 × 0,0603 × çç × 2 èp D ø è p 0,0603 ø kde: jednotlivé rozměry viz. Tab.7-1

(7.2-12)

(7.2-13)

(7.2-14)

(7.2-15)

Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: t z = t syt + Dt = 254,7 + 80 = 334,7 o C Þ Tz = 607,85 K

kde:

tsyt Dt = 80 oC

(7.2-16) je teplota sytosti media v trubkách při daném tlaku viz kapitola 6.1.3 zvýšení teploty pro mříž na výstupu z ohniště viz. [1]

46



7.2.3 Celkový součinitel přestupu tepla a S = w × (a k + a sal ) = 1 × (45,398 + 23,472) = 68,870 W × m - 2 × K -1 kde: w =1 je součinitel omývání plochy viz. [1] ak součinitel přestupu tepla konvekcí (7.2-2) asál součinitel přestupu tepla sáláním (7.2-11)

7.2.4 Součinitel prostupu tepla Pro výparníkové plochy a spalování tuhých paliv platí vztah viz. [1] aS 68,870 k= = = 52,576 W × m - 2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,0045 × 68,870 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla (7.2-17) e součinitel zanesení

(7.2-17)

(7.2-18)

Součinitel zanesení: Vzhledem k tomu, že dostupná literatura uvažuje převážně s výpočty kotlů pro spalování uhlí, beru na doporučení konzultanta diplomové práce hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,0045 m 2 × K × W -1 7.2.5 Teplo, které odebere mříž spalinám 52,576 Q = k × S × Dt log = × 18,186 × 527,158 = 504,043 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (7.2-18) S teplosměnná plocha mříže Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(7.2-19)

Teplosměnná plocha mříže: S = p × D × h mříž × i = p × 0,0603 × 2,4 × 40 = 18,186 m 2 kde: D je vnější průměr trubek viz.Tab.7-1 hmříž výška mříže (5.2-15) i = 40 počet trubek mříže obtékaných spalinami

(7.2-20)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t ok - t VÝPout = 797 - 254,7 = 542,3 o C

(7.2-21)

Dt 2 = t 2 - t VÝPin = 767 - 254,7 = 512,3 o C

(7.2-22)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 542,3 - 512,3 = = 527,158 o C Dt 542,3 ln ln 1 512,3 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 7-2

47

(7.2-23)



7.2.6 Přepočet teploty spalin na výstupu z mříže Teplota spalin na výstupu z mříže, která odpovídá entalpii spalin na výstupu z mříže (7.2-24) byla zjištěna aproximací hodnot z Tab.3-4 . Tato teplota činí t2 = 766,6 oC , liší se tedy od zvolené teploty o 0,4 oC, což s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z mříže: Q 11638,368 I SP 2 = SP 2 = = 5785,609 kJ × kg -1 M PV 2,0116 kde: QSP2 je teplo spalin na výstupu z mříže Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(7.2-24)

Teplo spalin na výstupu z mříže: Q SP 2 = Q SP1 - Q = 12142,411 - 504,043 = 11638,368 kW kde: QSP1 je teplo spalin na vstupu do mříže Q teplo které odebere mříž spalinám (7.2-19)

(7.2-25)

Teplo spalin na vstupu do mříže: Q SP1 = I SPok × M PV = 6036,177 × 2,0116 = 12142, 411 kW kde: ISPok = 6036,177 kJ.kg-1 je entalpie spalin na konci ohniště viz. Tab.3-4

(7.2-26)

8. VÝPOČET II. TAHU KOTLE Vzhledem k tomu, že teplota spalin na výstupu z mříže je dosti vysoká, mohlo by dojít k zalepování výhřevných ploch přehříváků popílkovými částicemi, proto se za mříž zařazuje prázdný druhý tah ke snížení teploty spalin a také k snížení obsahu popílku ve spalinách. Druhý tah kotle je tedy tvořen pouze membránovou stěnou výparníku.

8.1 Návrh geometrických parametrů II. tahu Při návrhu průřezu II. tahu se vychází ze střední teploty spalin (8.1-1) a rychlosti spalin stanovené na základě konzultace wSPIItah = 6,5 m.s-1. Návrh velikosti vstupního a výstupního otvoru je stanoven pro okrajové teploty spalin a volené rychlosti na vstupu a výstupu ze II. tahu. Na Obr. 8-1 jsou znázorněny rozměry II. tahu. Střední teplota spalin v II. tahu +t t 767 + 684 = 725,5 o C t stř = SPIIin SPIIout = 2 2 kde:

(8.1-1)

t SPIIin = t 2 = 767 o C je teplota spalin na výstupu z mříže viz. kapitola 7.2.6 tSPIIout teplota spalin na výstupu z II. tahu

Volba teploty spalin na výstupu z II. tahu: Na výstupu z II. tahu volím teplotu spalin tSPIIout = 684 oC. kontrola této zvolené teploty bude provedena na konci výpočtu II. tahu.

48



Obr.8-1 Rozměry II. tahu Výpočet průřezu II. tahu: O SV × M pv × (273 + t stř ) 4,978 × 2,0116 × (273 + 725,5) = S= = 5,634 m 2 273 × w SPIItah 273 × 6,5 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) -1 wSPIItah = 6,5 m.s volená rychlost spalin tstř střední teplota spalin (8.1-1)

(8.1-2)

Rozměr B: Vzhledem k tomu, že stěny II, tahu jsou tvořeny membránovou stěnou s roztečí trubek 90 mm, musí být rozměr B dělitelný touto roztečí. S 5,634 B= = = 1,565 » 1,62 m (8.1-3) A 3,6 kde: S je plocha průřezu II. tahu (8.1-2) A šířka ohniště viz. kapitola 5.2 49



Výška II. tahu: Z předběžného konstrukčního návrhu volím výšku II. tahu: h = 5,3 m Výpočet výstupního průřezu v nejužším místě: O SV × M pv × (273 + t IItahout ) 4,978 × 2,0116 × (273 + 684) = S= = 3,900 m 2 273 × w SPC 273 × 9 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) wSPC volená rychlost spalin v nejužším místě tSPIIout teplota spalin na výstupu z II. tahu

(8.1-4)

Volba rychlosti spalin v nejužším místě: Na základě konzultace volím rychlost spalin v nejužším místě II. tahu (rozměr C viz Obr.8-1) w SPC = 9 m × s -1 , při nižších rychlostech by výstupní průřez ze II. tahu vycházel větší a tím by docházelo ke zmenšení prostoru pro umístění přehříváků ve III. tahu. Při vyšších rychlostech dochází k intenzivnější abrazi trubek membránové stěny popílkem obsaženým ve spalinách.

Výpočet výšky výstupního otvoru: ve směru kolmém na membránovou stěnu (nejužší místo): S 3,9 C= = = 1,083 » 1,1 m A 3,6 kde: S je plocha průřezu II. tahu (8.1-2) A šířka ohniště viz. kapitola 5.2

(8.1-5)

otvor skloněn pod úhlem 30o C 1,1 E= = = 2,2 m sin a sin 30 o kde: C je výška otvoru ve směru kolmém na membránovou stěnu

(8.1-6)

Výpočet ploch jednotlivých stěn: Pro výpočet jednotlivých ploch byly brány hodnoty rozměrů z předchozích výpočtů, jednotlivé rozměry jsou také znázorněny na Obr.8-1 Boční stěna: B2 1,62 2 Sb = + h×B = + 5,3 × 1,62 = 10,859 m 2 o 2 × tga 2 × tg30

(8-1-7)

Přední stěna: S p = A × h = 3,6 × 5,3 = 19,080 m 2

(8.1-8)

Zadní stěna: ö æ 1,62 ö æ B S z = çç + 5,3 ÷÷ × 3,6 = 29,181 m 2 + h ÷÷ × A = çç o ø è tga ø è tg30 50

(8.1-9)



Horní stěna: S h = A × B = 3,6 × 1,62 = 5,832 m 2

(8.1-10)

Dolní stěna: B 1,62 Sd = ×A = × 3,6 = 11,664 m 2 o sin a sin 30

(8.1-11)

Plocha výstupního otvoru: S výstup = A × E = 3,6 × 2, 2 = 7,920 m 2

(8.1-12)

Plocha otrubkované stěny: Sst = 2 × S b + S p + S z + S h + S d - S mříž - S výstup = = 2 × 10,859 + 19,080 + 29,181 + 5,832 + 11,664 - 8,640 - 7,921 = 70,914 » 71 m 2

Účinná sálavá plocha: S ús = 2 × S b + S p + S z + S h + S d = = 2 × 10,859 + 19,080 + 29,181 + 5,832 + 11,664 = 87, 475 » 87,5 m 2 Objem sálajícího prostoru:

V = S b × A = 10,859 × 3,6 = 39,092 » 39 m 3

kde:

Si

(8.1-13)

(8.1-14)

(8.1-15)

jsou plochy jednotlivých ploch (8.1-7) až (8.1-12) a (5.2-14)

8.2 Tepelný výpočet II. tahu Tepelným výpočtem bude stanovena teplota spalin na výstupu z II. tahu. Jednotlivé tepelné spády ve II. tahu jsou znázorněny na Obr.8-2

Obr.8-2 Tepelné spády ve II. tahu 51



8.2.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí: Při podélném obtékáni plochy platí vztah:

a k = 0,023 ×

l de

×d ö æw × ç SPIItah e ÷ n è ø

0 ,8

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m

8,74 × 10 - 2 æ 6,280 × 2,234 ö = 0,023 × ×ç ÷ 2,234 è 114 × 10 - 6 ø kde:

wSPIItah de l n Pr Ct, Cl, Cm

(8.2-1)

0 ,8

× 0,618 0, 4 × 1 × 1 × 1 = 8,752 W × m - 2 × K -1

je rychlost spalin v II.tahu ekvivalentní průměr součinitel tepelné vodivosti spalin kinematická viskozita spalin Prandtlovo číslo opravné součinitele

Přepočet rychlosti spalin v II tahu: Geometrické parametry byly spočteny pro zvolenou rychlost spalin wSPIItah = 6,5 m.s-1, avšak vlivem zaokrouhlování zejména rozměru B je nutné tuto rychlost pro další výpočty přepočíst. O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 725,5 × = w SPIItah = × = 6,280 m × s -1 (8.2-2) A×B 273 3,6 × 1,62 273 kde:

OSV Mpv A B tstř

je objem vlhkých spalin (3.1-14) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) šířka ohniště viz. kapitola 5.2 délka II tahu (8.1-3) střední teplota spalin (8.1-1)

Ekvivalentní průměr: 4 × F 4 × 5,832 de = = = 2,234 m O 10,44 kde: F je světlý průřez kanálu II tahu O obvod průřezu kanálu II. tahu

(8.2-3)

Světlý průřez kanálu II tahu: F = A × B = 3,6 ×1,62 = 5,832 m 2

(8.2-4)

Obvod průřezu kanálu II tahu O = 2 × (A + B) = 2 × (3,6 + 1,62) = 10,44 m

(8.2-5)

52



Výpočet Prandtlova čísla, kinematické viskozity a součinitele tepelné vodivosti: Tyto hodnoty jsou brány pro střední teplotu spalin tstř = 725,5 oC a pro poměrný obsah vodní páry ve spalinách w H 2 O = 0,171 viz [1] Prandtlovo číslo: Pr = Prstř × M Pr = 0,6 × 1,03 = 0,618 kde: MPr =1,03 je opravný koeficient [1] Prstř = 0,6 střední Prandtlovo číslo [1]

(8.2-6)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 112 × 10 -6 × 1,02 = 114 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1,02 je opravný koeficient [1] nstř = 112.10-6 střední kinematická viskozita [1]

(8.2-7)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 8,49 × 10 - 2 × 1,03 = 8,74 × 10 -2 W × m -2 × K -1 kde: Ml =1,03 je opravný koeficient [1] -2 lstř = 8,49.10 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

(8.2-8)

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 8.2.2 Součinitel přestupu tepla sáláním Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal

æT ö 1 - çç z ÷÷ T a +1 = 5,7 × 10 -8 × st × a × Tstř3 × è stř ø = T 2 1- z Tstř 4

585,8 æ ö 1- ç ÷ 725,5 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,352 × (725,5 + 273,15) × = 585,8 2 1725,5 + 273,15 = 38,352 W × m - 2 × K -1

kde:

ast a Tstř Tz

je stupeň černosti povrchu stěn stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu střední teplota spalin v Kelvinech teplota povrchu nánosu na straně spalin

53

(8.2-9)



Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 434 = 0,352 kde: k.p.s je optická hustota spalin Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (2,703 + 0) × 0,1 × 1,605 = 0,434 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ÷ è ç 3,16 × p × s 1000 ø S è ø æ 7,8 + 16 × 0,174 ö æ 725,5 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 2,703 ç 3,16 × 0,0302 × 1,605 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Efektivní tloušťka sálavé vrstvy V 39 s = 3,6 × = 3,6 × = 1,605 m S ús 87,5 kde: V je objem sálajícího prostoru (8.1-15) Sús účinná sálavá plocha (8.1-14)

(8.2-10)

(8.2-11)

(8.2-12)

(8.2-13)

Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö÷ Q + Q sal t z = t syt + ç e + × × 10 3 = ç ÷ a S p ø st è 1371, 408 + 0 = 254,7 + (0,003 + 0 ) × × 10 3 = 312,65 o C 71 Tz = tz + 273,15 = 312,65 + 273,15 = 585,8 K

54

(8.2-14)



kde:

tsyt = 254,7 oC je střední teplota pracovního media v trubkách e součinitel zanesení teplosměnné plochy ap součinitel přestupu tepla ze strany páry Q tepelný příkon ze spalin Qsál tepelný příkon odevzdaný sáláním Sst plocha otrubkované stěny (8.1-13)

Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,003 m 2 × K × W -1 Součinitel přestupu tepla uvnitř trubky: Uvažuje se pouze u přehříváků viz. [1] 1 = 0 m 2 × K × W -1 aP

(8.2-15)

Tepelný příkon ze spalin: Hodnoty entalpií stanoveny aproximací pro vstupní a výstupní teplotu spalin z Tab.3-4 Q = (I SPIIin - I SPIIout ) × M PV = (5788,782 - 5107,032) × 2,0116 = 1371,408 kW kde: Mpv je výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(8.2-16)

Tepelný příkon odevzdaný sáláním: neuvažuji Qsal = 0 kW 8.2.3 Celkový součinitel přestupu tepla a S = w × (a k + a sal ) = 1 × (8,752 + 38,352) = 47,104 W × m -2 × K -1 kde: w =1 je součinitel omývání plochy viz. [1] ak součinitel přestupu tepla konvekcí (8.2-1) asál součinitel přestupu tepla sáláním (8.2-9)

8.2.4 Součinitel prostupu tepla - pro výparníkové plochy a spalování tuhých paliv platí vztah: aS 47,104 k= = = 41,272 W × m -2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,003 × 47,104 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla (8.2-17) e součinitel zanesení 8.2.5 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny 41,272 Q stěna = k × Sst × Dt log = × 71 × 469,578 = 1376,010 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (8.2-18) Sst plocha otrubkované stěny (8.1-13) Dtlog střední teplotní logaritmický spád 55

(8.2-17)

(8.2-18)

(8.2-19)



Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SPIIin - t VÝP = 767 - 254,7 = 512,3 o C

(8.2-20)

Dt 2 = t SPIIout - t VÝP = 684 - 254,7 = 429,3 o C

(8.2-21)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 512,3 - 429,3 = = 469,578 o C Dt 1 512,3 ln ln 429,3 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 8-2

(8.2-22)

8.2.6 Přepočet teploty spalin na výstupu z II. tahu Pro hodnotu entalpie na výstupu z II. tahu (8.2-23) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí t SPIIout = 683,72 o C . Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 684 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z II tahu: Q 10268,74 I SPIIout = SP 2 = = 5104,762 kJ × kg -1 M PV 2,0116 kde: QSP2 je teplo spalin na výstupu z II. tahu Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(8.2-23)

Teplo spalin na výstupu z II tahu: Q SP 2 = Q SP1 - Q stěna = 11644,750 - 1376,010 = 10268,74 kW kde: QSP1 je teplo spalin na vstupu do II. tahu Q teplo které skutečně vezmou membránové stěny (8.2-19)

(8.2-24)

Teplo spalin na vstupu do II tahu: Q SP1 = I SPIIin × M PV = 5788,782 × 2,0116 = 11644,750 kW kde: ISPin = 5788,782 kJ.kg-1 je entalpie spalin na vstupu do II. tahu viz. Tab.3-4

(8.2-25)

9. VÝPOČET III. TAHU KOTLE Třetí tah kotle se skládá z membránové stěny (výparníku), trubkových svazků přehříváků a závěsných trubek, na kterých jsou jednotlivé přehříváky zavěšeny. Při výpočtu bude tento tah rozdělen na tři úseky a to vratná komora viz kapitola 10, 2. část III. tahu viz. kapitola 11 a 3. část III. tahu viz. kapitola 12. 9.1 Návrh geometrických parametrů III. tahu Výpočet minimálního průřezu spalinového tahu: Minimální průřez se nachází na vstupu spalin do přehříváku P1. Přehřívák P1 bude mít rozteč trubek menší než přehřívák P2, protože do druhého přehříváku vstupují spaliny o vyšší teplotě a tudíž mají větší tendenci k zalepování tohoto prostoru. Dále při výpočtu minimálního průřezu vycházím z rychlosti spalin na vstupu do přehříváku 1 kterou volím wSPIIItah = 5 m.s-1, z teploty na vstupu do přehříváku 1, kterou předběžně volím t = 530 oC a z rozměrů trubkového svazku přehříváku 1 a závěsných trubek viz. Tab.9-1 a Obr. 9-1. Na Obr. 9-2 jsou pak znázorněny základní rozměry III. tahu. 56



S= kde:

O SV × M pv × (273 + t ) 273 × w SPIIItah OSV Mpv

wSPIIItah = 5 m.s-1 t = 530 oC

=

4,978 × 2,0116 × (273 + 530) = 5,891 m 2 273 × 5 je objem vlhkých spalin (3.1-14) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) volená rychlost spalin na vstupu do P1 předběžná teplota na vstupu do P1

(9.1-1)

Rozměr BIIItah: B III. tah =

kde:

S

p × D 2ZT p × 0,038 2 5,891 + 36 × 4 4 = 2,423 m = 3,6 - 36 × 0,032 A -n ×D je minimální průřez spalinového tahu (9.1-1) ostatní parametry viz. Tab. 9.1 a Obr. 9.1

S + n ZT ×

(9.1-2)

Vzhledem k tomu, že rozteč membránové stěny je v tomto směru 0,09m, volím šířku spalinového kanálu III. tahu BIII.tah = 2,52 m Tab.9-1Geometrické parametry přehříváku P1 a závěsných trubek parametr velikost jednotka Počet trubek P1: n = 36 Příčná rozteč s1 : s1 = 0,1 m Vnější průměr trubky P1 D = 32 mm Počet závěsných trubek nZT = 36 Vnější průměr závěsných trubek DZT = 38 mm

Obr.9-1 Minimální průřez pro spaliny ve III. tahu 57



Obr.9-2 Schematické znázornění III. tahu se základní rozměry

10. VÝPOČET VRATNÉ KOMORY Vratná komora propojuje druhý a třetí tah kotle. Skládá se z membránové stěny (výparník) a z výstupní části závěsných trubek.

10.1 Návrh geometrických parametrů vratné komory Při návrhu geometrických parametrů vycházím ze střední teploty ve vratné komoře a rozměrů stanovených v kapitole 9.1 58



Střední teplota spalin ve vratné komoře + t SPVKout 684 + 662 t = = 673 o C t stř = SPVKin 2 2 kde:

t SPVKin = t SPIIout = 684 o C tSPIIout

(10.1-1)

je teplota spalin na výstupu z II.tahu viz. kapitola 8.2.6 teplota spalin na výstupu z vratné komory

Volba teploty spalin na výstupu z vratné komory: Na výstupu z vratné komory volím teplotu spalin tSPVKout = 662 oC. kontrola této zvolené teploty bude provedena na konci výpočtu vratné komory Světlý průřez pro spaliny: Vzhledem k tomu, že přesný výpočet výstupní části závěsných trubek by byl značně složitý, budu pro výpočet součinitele přestupu tepla předpokládat zjednodušený případ a to: Trubky jsou umístěny ve dvou řadách nad sebou skrz celou šířku spalinového kanálu třetího tahu. Dále trubky jsou skloněny o úhel 80o od vertikální osy a počet trubek v řadě se rovná počtu závěsných trubek v jedné řadě tj 18. Tento zjednodušený případ je znázorněn na Obr. 10-1. FVK = A × l - D ZT × l × n ZT = 3,6 × 2,56 - 0,038 × 2,56 ×18 = 7,465 m 2 (10.1-2) kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 l = 2,56 m délka závěsné trubky skloněné pod úhlem 80o viz Obr. 10-1 DZT vnější průměr závěsných trubek viz. Tab. 9.1 nZT = 18 počet závěsných trubek v jedné řadě

Obr.10-1 Zjednodušený případ vratné komory 59



Výpočet ploch jednotlivých stěn: Pro výpočet jednotlivých ploch byly brány hodnoty rozměrů z předchozích výpočtů, jednotlivé rozměry jsou také znázorněny na Obr.10-1 Boční stěna: Tato stěna byla rozdělena na elementární geometrické útvary a celková plocha byla spočtena jako součet jednotlivých elementárních ploch. S b = 6,332 m 2

Přední stěna: æH - Dö æ 3,27 - 2,2 ö Sp = ç × 3,6 = 4,448 m 2 ÷×A = ç o ÷ è cos a ø è cos 30 ø

(10.1-3)

Zadní stěna: 2 2 S z = é (B IIItah - J - (H - D ) × tga ) + (H - G ) + G ù × A = êë úû

(

= é 2,52 - 0,3 - (3,27 - 2,2 ) × tg30 o êë

) + (3,27 - 1,3) 2

2

+ 1,3ù × 3,6 = 13,821 m 2 úû

(10.1-4)

Průřez III tahu: S IIItah = B IIItah × A = 2,52 × 3,6 = 9,072 m 2

(10.1-5)

Spodní otvor: S d = J × A = 0,3 × 3,6 = 1,08 m 2

(10.1-6)

Plocha otrubkované stěny: Sst = 2 × S b + S p + S z = 2 × 6,332 + 4,448 + 13,821 = 30,933 » 30,9 m 2

Účinná sálavá plocha: S ús = 2 × S b + S p + S z + S výstup + S IIItah + Sd = = 2 × 6,332 + 4, 448 + 13,821 + 7,92 + 9,072 + 1,08 = 49,005 » 49 m 2

kde:

(10.1-7)

(10.1-8)

Svýstup je plocha výstupního otvoru ze II. tahu (8.1-12) Si plochy jednotlivých stěn (10.1-3) až (10.1-6)

Objem sálajícího prostoru: V = S b × A = 6,332 × 3,6 = 22,795 » 22,8 m 3

(10.1-9)

60



10.2 Tepelný výpočet vratné komory Jednotlivé tepelné spády pro výpočet vratné komory jsou znázorněny na Obr.10-2

Obr.10-2 tepelné spády ve vratné komoře 10.2.1 Membránová stěna Součinitel přestupu tepla konvekcí Při podélném obtékáni plochy platí vztah viz.[1]: ×d ö l æw a k = 0,023 × × ç SPVK e ÷ de è n ø = 0,023 × kde:

8,32 × 10 0,290

wSPVK de l n Pr Ct, Cl, Cm

-2

0 ,8

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m 0, 8

æ 4,648 × 0,290 ö × çç ÷ × 0,618 0, 4 × 1 × 1 × 1 = 10,551 W × m - 2 × K -1 -6 ÷ è 104,8 × 10 ø je rychlost spalin ve vratné komoře ekvivalentní průměr součinitel tepelné vodivosti spalin kinematická viskozita spalin Prandtlovo číslo opravné součinitele

61

(10.2-1)



Rychlost spalin ve vratné komoře: O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 673 w SPVK = × = × = 4,648 m × s -1 FVK 273 7,465 273 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) FVK světlý průřez pro spaliny (10.1-2) tstř střední teplota spalin (10.1-1) Ekvivalentní průměr: 4 × FVK 4 × 7,465 de = = = 0,290 m O 103,112 kde: FVK je světlý průřez pro spaliny (10.1-2) O obvod průřezu kanálu vratné komory Obvod průřezu kanálu vratné komory O = 2 × (A + l) + n ZT × l - n ZT × D ZT = = 2 × (3,6 + 2,56) + 36 × 2,56 - 36 × 0,038 = 103,112 m

(10.2-2)

(10.2-3)

(10.2-4)

Výpočet Prandtlova čísla, kinematické viskozity a součinitele tepelné vodivosti: Tyto hodnoty jsou brány pro střední teplotu spalin tstř = 673 oC a pro poměrný obsah vodní páry ve spalinách w H 2 O = 0,171 viz [1] Prandtlovo číslo: Pr = Prstř × M Pr = 0,6 × 1,03 = 0,618 kde: MPr =1,03 je opravný koeficient [1] Prstř = 0,6 střední Prandtlovo číslo [1]

(10.2-5)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 102,2 × 10 - 6 × 1,025 = 104,8 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1,025 je opravný koeficient [1] -6 nstř = 102,2.10 střední kinematická viskozita [1]

(10.2-6)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 8,04 ×10 - 2 ×1,035 = 8,32 × 10 - 2 W × m - 2 × K -1 kde: Ml =1,035 je opravný koeficient [1] -2 lstř = 8,04.10 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1

62

(10.2-7)



Součinitel přestupu tepla sáláním: Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 568,339 ö 1- ç ÷ 673 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,366 × (673 + 273,15) × = 568,339 2 1673 + 273,15

(10.2-8)

= 34,641 W × m - 2 × K -1 kde: ast je stupeň černosti povrchu stěn a stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu Tstř střední teplota spalin v Kelvinech Tz teplota povrchu nánosu na straně spalin

Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 456 = 0,366 kde: k.p.s je optická hustota spalin Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (2,723 + 0) × 0,1 × 1,675 = 0,456 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ 7,8 + 16 × 0,174 ö æ 673 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 2,723 ç 3,16 × 0,0302 × 1,675 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy

63

(10.2-9)

(10.2-10)

(10.2-11)



Efektivní tloušťka sálavé vrstvy 22,8 V s = 3,6 × = 3,6 × = 1,675 m 49 S ús kde: V je objem sálajícího prostoru (10.1-9) Sús účinná sálavá plocha (10.1-8)

(10.2-12)

Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö÷ Q + Q sal t z = t syt + ç e + × × 10 3 = ÷ ç Sst ap ø è 357,459 + 0 = 254,7 + (0,0035 + 0 ) × × 10 3 = 295,189 o C 30,9

(10.2-13)

Tz = tz + 273,15 = 295,189 + 273,15 = 568,339 K kde:



(10.2-14)

Tepelný příkon ze spalin: Hodnoty entalpií stanoveny aproximací pro vstupní a výstupní teplotu spalin ve vratné komoře z Tab.3-4 Q = (I SPVKin - I SPVKout ) × M PV = (5107,032 - 4929,333) × 2,0116 = 357,459 kW kde: Mpv je výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

Tepelný příkon odevzdaný sáláním: neuvažuji Qsal = 0 kW

64

(10.2-15)



Celkový součinitel přestupu tepla: a S = w × (a k + a sal ) = 0,3 × (10,551 + 34,641) = 13,558 W × m - 2 × K -1 kde: w = 0,3 je součinitel omývání plochy volený na základě konzultace ak součinitel přestupu tepla konvekcí (10.2-1) asál součinitel přestupu tepla sáláním (10.2-8)

Součinitel prostupu tepla: Pro výparníkové plochy a spalování tuhých paliv platí vztah viz.[1]: aS 13,558 k= = = 12,944 W × m -2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,0035 ×13,558 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla (10.2-16) e součinitel zanesení

(10.2-16)

(10.2-17)

Teplo které skutečně vezmou membránové stěny: 12,944 Qstěna = k × Sst × Dt log = × 30,9 × 418, 204 = 167,689 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (10.2-17) Sst plocha otrubkované stěny (10.1-7) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(10.2-18)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SPVKin - t VÝP = 684 - 254,7 = 429,3 o C

(10.2-19)

Dt 2 = t SPVKout - t VÝP = 662 - 254,7 = 407,3 o C

(10.2-20)

Dt log = kde:


(10.2-21)

10.2.2 Závěsné trubky Výstupní úsek závěsných trubek by byl pro výpočet značně složitý, proto uvažuji zjednodušený případ, který byl popsán dříve, zde jej uvádím pouze pro úplnost. Závěsné trubky jsou umístěny ve dvou řadách nad sebou skrz celou šířku spalinového kanálu III. tahu viz. Obr. 10-1, jsou skloněny pod úhlem 80o od svislé osy a počet závěsných trubek v jedné řadě nZT = 18. V Tab.10-1 jsou uvedeny parametry páry v závěsných trubkách, v Tab.10-2 dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti. Rozměry a počty závěsných trubek v oblasti vratné komory jsou znázorněny na Obr.10-3. Tloušťku stěny závěsných trubek volím t = 0,0063 m. Tyto trubky mají silnější stěnu než je tomu u přehříváků a to z důvodu tahového namáhání vznikajícího zavěšením trubkových svazků přehříváků. Tab.10-1Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti vratné komory teplota tlak měrný objem entalpie

o

C MPa m3.kg-1 kJ.kg-1

Výstup tZTout 266,4 pZTout 4,2 vZTout 0,0499 iZTout 2849,250

65

Vstup tZT2 259,8 pZT2 4,22 vZT2 0,0484 iZT2 2824,262

tstř pstř vstř

Střed 263,1 4,21 0,0492



Tab.10-2 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti 18,101.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita cp 3,619 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 51,138.10

Obr.10-3 Rozložení závěsných trubek ve vratné komoře Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media): 0, 8 l æ w PP × d ZT ö 0,4 P a P = a k = 0,023 × ×ç ÷ × Pr × C t × C l × C m = d ZT è n ø 51,138 × 10 -3 = 0,023 × 0,0254

æ 21,175 × 0,0254 ö × çç ÷÷ -7 è 8,906 × 10 ø

0 ,8

× 1, 2810, 4 × 1 × 1 × 1 =

(10.2-22)

= 2154,949 W × m -2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v závěsných trubkách dZT vnitřní průměr závěsných trubek viz. Obr.10-3 l součinitel tepelné vodivosti páry viz Tab.10-2 n kinematická viskozita páry Pr Prandtlovo číslo Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v závěsných trubkách: M ×v 7,833 × 0,0492 w pp = PZT stř = = 21,175 m × s -1 Fp 0,0182 kde: MPZT je průtočné množství páry vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.10-1 Fp průtočný průřez pro páru 66

(10.2-23)



průtočné množství páry: 30 M PZT = M P - M V = - 0,5 = 7,833 kg.s -1 3,6 kde: Mp je parní výkon kotle MV množství vstřikované vody (6.1-4) průtočný průřez pro páru: p × d 2ZT p × 0,0254 2 FP = × n ZT × i ZT = × 18 × 2 = 0,0182 m 2 4 4 kde: jednotlivé rozměry jsou uvedeny na Obr.10-3

(10.2-24)

(10.2-25)

kinematická viskozita: n = h × v stř = 18,101 × 10 -6 × 0,0492 = 8,906 × 10 - 7 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.10-2 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.10-1

Prandtlovo číslo: h × c P ×1000 18,101 × 10 -6 × 3,619 ×1000 = Pr = = 1,281 l 51,138 ×10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.10-2

(10-2-26)

(10-2-27)

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění (ze strany spalin): l æ w SPVK × D ZT ö a = 0,2 × C z × C s × ×ç ÷ n D ZT è ø S k

= 0,2 × 0,91 ×1 × kde:

Cz Cs wSPVK DZT l n Pr

-2

0 ,65

× Pr 0, 33 = (10.2-28)

0, 65

8,32 × 10 æ 4,648 × 0,038 ö × çç ÷ × 0,618 0, 33 = 42,539 W × m - 2 × K -1 -6 ÷ 0,038 è 104,8 × 10 ø je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči rychlost spalin ve vratné komoře (10.2-2) vnější průměr závěsných trubek viz.Obr.10-3 součinitel tepelné vodivosti spalin (10.2-7) kinematická viskozita spalin (10.2-6) Prandtlovo číslo (10.2-5)

Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Pro z2 < 10 platí vztah:

C z = 0,91 + 0,0125 × (z 2 - 2) = 0,91 + 0,0125 × (2 - 2) = 0,91 kde: z2 =2 je počet řad trubek v podélném směru viz.Obr.10-3 67

(10.2-29)



Korekční součinitel na uspořádání svazku: Poměrná příčná rozteč: s 0,2 s1 = 1 = = 5,263 D ZT 0,038

(10.2-30)

Poměrná podélná rozteč: s 0,16 s2 = 2 = = 4,211 D ZT 0,038 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Obr.10-3 DZT vnější průměr závěsných trubek viz.Obr.10-3

(10.2-31)

Vzhledem k tomu, že s2>2, je korekční součinitel na uspořádání svazku Cs = 1, viz. [1] Součinitel přestupu tepla sáláním (ze strany spalin): Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 629,304 ö 1- ç ÷ 673 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,293 × (673 + 273,15) × = 629,304 2 1673 + 273,15

(10.2-32)

= 30,577 W × m -2 × K -1 kde: ast je stupeň černosti povrchu stěn a stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu Tstř střední teplota spalin v Kelvinech Tz teplota povrchu nánosu na straně spalin

Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 346 = 0,293 kde: k.p.s je optická hustota spalin Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (3,720 + 0) × 0,1 × 0,931 = 0,346 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy 68

(10.2-33)

(10.2-34)



Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ 7,8 + 16 × 0,174 ö æ 673 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 3,720 ç 3,16 × 0,0302 × 0,931 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Pro svazky z hladkých trubek platí vztah viz. [1]: æ 4 s ×s ö æ 4 0,2 × 0,16 ö - 1÷÷ = 0,931 m s = 0,9 × D ZT × çç × 1 22 - 1÷÷ = 0,9 × 0,038 × çç × 2 p p 0 , 038 D è ø ZT è ø kde: jednotlivé rozměry viz. Obr.10-3

(10.2-35)

(10.2-36)

Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö M PV × Q ÷÷ × × 10 3 = t z = t stř + çç e + S aP ø è

1 æ ö 2,0116 × 97,301 3 = 263,1 + ç 0,0035 + ×10 = 356,154 o C ÷× 2154,949 ø 8,338 è

(10.2-37)

Tz = tz + 273,15 = 356,154 + 273,15 = 629,304 K kde:

tstř e = 0,035 ap Q Mpv S

je střední teplota pracovního media v trubkách viz Tab.10-1 součinitel zanesení teplosměnné plochy součinitel přestupu tepla ze strany páry (10.2-22) předběžné teplo, které vezmou závěsné trubky výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) teplosměnná plocha závěsných trubek

Předběžné teplo, které vezmou závěsné trubky: M 7,833 Q = PZT × (i ZTout - i ZT 2 ) = × (2849,250 - 2824,262 ) = 97,301 kJ.kg -1 M PV 2,0116 kde:

MPZT Mpv iZtout, iZT2

(10.2-38)

je průtočné množství páry (10.2-24) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) entalpie páry na vstupu a výstupu ze závěsných trubek viz. Tab.10-1

69



Teplosměnná plocha závěsných trubek: Skutečná střední délky trubky l = 1,94 m S = p × D ZT × l × i ZT × n ZT = p × 0,038 × 1,94 × 2 × 18 = 8,338 m 2

(10.2-39)

Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin:

(

)

a S = w × a Sk + a sal = 1 × (42,539 + 30,577 ) = 73,116 W × m - 2 × K -1 kde: w = 1 je součinitel omývání plochy viz. [1] aSk součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin (10.2-28) asál součinitel přestupu tepla sáláním (10.2-32)

Součinitel prostupu tepla: Pro přehříváky páry a spalování tuhých paliv platí vztah viz. [1]: aS 73,116 = k= = 56,686 W × m -2 × K -1 1 ö æ æ ö 1 ÷÷ × a S 1 + ç 0,0035 + ÷ × 73,116 1 + çç e + 2154 , 949 a è ø è P ø kde:

aS ap e

(10.2-40)

(10.2-41)

je celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin (10.2-40) součinitel přestupu tepla ze strany páry (10.2-22) součinitel zanesení

Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky: 56,686 Q ZT = k × S × Dt log = × 8,338 × 409,852 = 193,716 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (10.2-41) S teplosměnná plocha závěsných trubek (10.2-39) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(10.2-42)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SPVKin - t ZTout = 684 - 266,4 = 417,6 o C

(10.2-43)

Dt 2 = t SPVKout - t ZT 2 = 662 - 259,8 = 402,2 o C

(10.2-44)

Dt log = kde:


(10.2-45)

Výpočet výstupní teploty páry ze závěsných trubek (v místě 2): Při výpočtu vycházím z bilanční rovnice. Stanovím entalpii v místě 2 a pomocí parních tabulek pro daný tlak zjistím teplotu páry v místě 2. Q ZT = M PZT × (i ZTout - i ZT 2 ) Þ (10.2-46) Q 193,716 = 2824,519 kJ.kg -1 i ZT 2 = i ZTout - ZT = 2849,250 M PZT 7,833 kde:

iZtout je entalpie na výstupu ze závěsných trubek viz. Tab.10-1 QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (10.2-42) MPZT průtočné množství páry (10.2-24) 70



Této entalpii (10.2-46) při tlaku pZT2 = 4,22 MPa odpovídá dle [3] teplota páry na vstupu do závěsných trubek v první části třetího tahu (vratné komory) tZT2 = 259,8 oC, což odpovídá volené teplotě. 10.2.3 Přepočet spalin vratné komory Pro hodnotu entalpie na výstupu z vratné komory (10.2-47) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí t SPVKout = 661,76 o C . Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 662 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z vratné komory: Q 9911,901 I SPVKout = SPVKout = = 4927,372 kJ × kg -1 M PV 2,0116 kde: QSPVKout je teplo spalin na výstupu z vratné komory Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(10.2-47)

Teplo spalin na výstupu z vratné komory: Q SPVKout = Q SPVKin - Q C = 10273,306 - 361,405 = 9911,901 kW kde: QSPVKin je teplo spalin na vstupu do vratné komory QC celkové teplo odebrané ve vratné komoře

(10.2-48)

Teplo spalin na vstupu do vratné komory Q SPVKin = I SPVKin × M PV = 5107,032 × 2,0116 = 10273,306 kW (10.2-49) -1 kde: ISPVKin = 5107,032 kJ.kg je entalpie spalin na výstupu z II. tahu viz. Tab.3-4

Celkové teplo odebrané ve vratné komoře: Q C = Q stěna + Q ZT = 167,689 + 193,716 = 361,405 kW kde: Qstěna je teplo, které odebere membránová stěna (10.2-18) QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (10.2-42)

(10.2-50)

11. VÝPOČET 2. ČÁSTI III. TAHU KOTLE Druhá část III. tahu se skládá z membránové stěny (výparník), z části závěsných trubek a ze souproudého přehříváku P2

11.1 Návrh geometrických parametrů 2. části III. tahu kotle V Tab.11-1 jsou zaznamenány rozměry úseku a v Tab.11-2 geometrické parametry přehříváku P2. Geometrické parametry závěsných trubek byly stanoveny již při návrhu rozměrů III. tahu a výpočtu vratné komory viz. Tab.9-1 a kapitola 10.2.2 Tab.11-1 Rozměry úseku 2.části III.tahu: Šířka A = 3,6 m Délka BIIItah = 2,52 m Výška h = 2,5 m

71



Tab.11-2 Geometrické parametry přehříváku P2 název značka velikost Počet trubek v jedné řadě n 18 Vnější průměr trubky D 0,038 Vnitřní průměr trubky d 0,03 Tloušťka stěny t 0,004 Délka trubek le 2,13 Příčná rozteč s1 0,2 Podélná rozteč (voleno) s2 0,21 Počet řad trubek z 10

jednotka m m m m m m -

Vzhledem k tomu, že rychlost proudění páry v přehříváku by měla být v rozmezí 12–30 m.s-1, volím uspořádání trubek přehříváku jako trojhad, tj. z1 = 3. Rychlost spalin bude zkontrolována později. Střední teplota spalin v 2. části III. tahu: +t t 662 + 534 = 598 o C t stř = SP 2 / IIIin SP 2 / IIIout = 2 2 kde:

(11.1-1)

t SP 2 / IIIin = t SPVKout = 662 o C je teplota spalin na výstupu z vratné komory viz. kapitola 10.2.3 tSP2/IIIout teplota spalin na výstupu z 2. části III. tahu

Volba teploty spalin na výstupu z 2. části III. tahu: Na výstupu z 2. části III. tahu volím teplotu spalin tSP2/IIIout = 534 oC. kontrola této zvolené teploty bude provedena na konci výpočtu 2. části III. tahu Světlý průřez pro spaliny: p × D 2ZT = 4 p × 0,038 2 = 3,6 × 2,52 - 0,038 × 2,13 × 18 - 36 × = 7,574 m 2 4 kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 BIIItah šířka spalinového kanálu III. tahu (9.1-2) D vnější průměr trubky přehříváku P2 viz. Tab.11-2 le efektivní délka trubek přehříváku viz. Tab.11-2 n počet trubek přehříváku v jedné řadě viz. Tab.11-2 DZT vnější průměr závěsných trubek viz. Tab. 9.1 nZT počet závěsných trubek viz. Obr. 11.1 F = A × B III.tah - D × l e × n - n ZT ×

72

(11.1-2)



Obr.11-1 Rozměrové schéma 2. části III. tahu Výpočet ploch jednotlivých stěn: Při výpočtech jsou použity rozměry z Tab.11-1 zakreslených na Obr.11-1 Boční stěna: S b = B III.tah × h = 2,52 × 2,5 = 6,3 m 2

(11.1-3)

Přední stěna: S p = A × h = 3,6 × 2,5 = 9 m 2

(11.1-4)

Zadní stěna: Sz = Sp = 9 m 2

(11.1-5)

Plocha otrubkované stěny: Sst = 2 × S b + S p + S z = 2 × 6,3 + 9 + 9 = 30,6 m 2 kde: Si plochy jednotlivých stěn (11.1-3) až (11.1-5)

73

(11.1-6)



11.2 Tepelný výpočet 2. části III. tahu Jednotlivé tepelné spády pro výpočet 2. Části III.tahu jsou znázorněny na Obr.11-2

Obr.11-2 tepelné spády ve 2. části III. tahu 11.2.1 Membránová stěna Součinitel přestupu tepla konvekcí: Při podélném obtékáni plochy platí vztah viz.[1]: a k = 0,023 ×

l æ w SP 2 / III × d e ö ×ç ÷ de è n ø

7,69 × 10 - 2 = 0,023 × 0,320 kde: wSP2/III de l n Pr Ct, Cl, Cm

0 ,8

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m 0, 8

æ 4,218 × 0,320 ö × çç ÷ × 0,62830, 4 × 1 × 1 × 1 = 9,980 W × m - 2 × K -1 -6 ÷ è 90,9 × 10 ø je rychlost spalin ve 2. části III. tahu ekvivalentní průměr součinitel tepelné vodivosti spalin kinematická viskozita spalin Prandtlovo číslo opravné součinitele

74

(11.2-1)



Rychlost spalin ve 2.části III. tahu: O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 598 w SP 2 / III = × = × = 4,218 m × s -1 F 273 7,574 273 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) F světlý průřez pro spaliny (11.1-2) tstř střední teplota spalin (11.1-1) Ekvivalentní průměr: 4 × F 4 × 7,574 = de = = 0,320 m O 94,586 kde: F je světlý průřez pro spaliny (11.1-2) O obvod průřezu kanálu 2. části III. tahu Obvod průřezu kanálu 2. části III. tahu O = 2 × (A + B III.tah ) + 2 × n × (l e + D ) + p × n ZT × D ZT = = 2 × (3,6 + 2,52) + 2 × 18 × (2,13 + 0,038) + p × 36 × 0,038 = 94,586 m

(11.2-2)

(11.2-3)

(11.2-4)


(11.2-5)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 89,1 × 10 -6 × 1,02 = 90,9 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1,02 je opravný koeficient [1] -6 nstř = 89,1.10 střední kinematická viskozita [1]

(11.2-6)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 7,4 × 10 - 2 × 1,04 = 7,69 × 10 - 2 W × m - 2 × K -1 kde: Ml =1,04 je opravný koeficient [1] lstř = 7,4.10-2 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1

75

(11.2-7)



Součinitel přestupu tepla sáláním: Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 762,723 ö 1- ç ÷ 598 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,338 × (598 + 273,15) × = 762,723 2 1598 + 273,15

(11.2-8)


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 412 = 0,338 kde: k.p.s je optická hustota spalin Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (3,345 + 0) × 0,1 × 1,232 = 0,412 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ 7,8 + 16 × 0,174 ö æ 598 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 3,345 ç 3,16 × 0,0302 × 1,232 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy

76

(11.2-9)

(11.2-10)

(11.2-11)



Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Efektivní tloušťka sálavé vrstvy je stejná jako pro trubkový svazek PII, který se v tomto úseku nachází. Tato hodnota bude vypočtena dále (11-2-30), zde ji předběžně uvádím pouze pro úplnost. s = 1,232 m Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö÷ Q + Q sal t z = t syt + ç e + × × 10 3 = ÷ ç Sst ap ø è 2053,463 + 0 = 254,7 + (0,0035 + 0 ) × × 10 3 = 489,573 o C 30,6

(11.2-12)

Tz = tz + 273,15 = 489,573 + 273,15 = 762,723 K kde:



(11.2-13)

Tepelný příkon ze spalin: Hodnoty entalpií stanoveny aproximací pro vstupní a výstupní teplotu spalin ve 2. části III. tahu z Tab.3-4 Q = (I SP 2 / IIIin - I SP 2 / IIIout ) × M PV = (4929,333 - 3908,522 ) × 2,0116 = 2053,463 kW kde: Mpv je výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

Tepelný příkon odevzdaný sáláním: neuvažuji Qsal = 0 kW

77

(11.2-14)



Celkový součinitel přestupu tepla: a S = w × (a k + a sal ) = 0,9 × (9,980 + 37,981) = 43,165 W × m - 2 × K -1 kde: w = 0,9 je součinitel omývání plochy volený na základě konzultace ak součinitel přestupu tepla konvekcí (11.2-1) asál součinitel přestupu tepla sáláním (11.2-8)

Součinitel prostupu tepla: Pro výparníkové plochy a spalování tuhých paliv platí vztah viz.[1]: aS 43,165 k= = = 37,500 W × m - 2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,0035 × 43,165 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla (11.2-15) e součinitel zanesení

(11.2-15)

(11.2-16)

Teplo které skutečně vezmou membránové stěny: 37,500 Q stěna = k × Sst × Dt log = × 30,6 × 339,285 = 389,330 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (11.2-16) Sst plocha otrubkované stěny (11.1-6) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(11.2-17)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 2 / IIIin - t VÝP = 662 - 254,7 = 407,3 o C

(11.2-18)

Dt 2 = t SP 2 / IIIout - t VÝP = 534 - 254,7 = 279,3 o C

(11.2-19)

Dt log = kde:


(11.2-20)

11.2.2 Výpočet přehříváku P2 Přehřívák P2 je řešen jako souproudý a dochází v něm ke konečnému přehřátí páry na požadovanou teplotu za daného tlaku. V Tab. 11-3 jsou uvedeny parametry páry v tomto přehříváku. v Tab.11-4 dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry. Rozměry a počty trubek přehříváku P2 byly uvedeny v Tab.11-2, pro názornost jsou ještě zakresleny na Obr.11-3. Tab.11-3 Vstupní a výstupní parametry páry přehříváku P2 Vstup Výstup o C tP2in 326 tp 400 teplota tlak MPa pP2in 4,1 pp 4 měrný objem m3.kg-1 vP2in 0,0612 vp 0,0734 entalpie kJ.kg-1 iP2in 3029,305 ip 3214,374

78

tstř pstř vstř

Střed 363 4,05 0,0674



Tab.11-4 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry 22,738.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita Cp 2,457 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 54,764.10

Obr.11-3 rozměry přehříváku P2 79



Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media): l æ w ×dö a P = a = 0,023 × × ç PP ÷ d è n ø P k

54,764 × 10 -3 = 0,023 × 0,03

0 ,8

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m =

æ 14,703 × 0,03 ö × çç ÷ -6 ÷ è 1,533 × 10 ø

0 ,8

×1,020 0, 4 × 1 × 1 × 1 =

(11.2-21)

= 985,666 W × m - 2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v přehříváku P2 d vnitřní průměr trubek přehříváku P2 viz. Tab.11-2 l součinitel tepelné vodivosti páry viz. Tab.11-4 n kinematická viskozita páry viz. Tab.11-4 Pr Prandtlovo číslo viz. Tab.11-4 Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v přehříváku P2: Tato rychlost je požadována v rozmezí 12 – 30 m.s-1, což z výpočtu vyhovuje M ×v 8,333 × 0,0674 w pp = P stř = = 14,703 m × s -1 Fp 0,0382 kde: Mp je parní výkon kotle vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.11-3 Fp průtočný průřez pro páru průtočný průřez pro páru: p × d2 p × 0,03 2 FP = × n × z1 = × 18 × 3 = 0,0382 m 2 4 4 kde: jednotlivé rozměry jsou uvedeny v Tab.11-2 a znázorněny na Obr.11-3

(11.2-22)

(11.2-23)

kinematická viskozita: n = h × v stř = 22,738 ×10 -6 × 0,0674 = 1,533 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.11-4 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.11-3

Prandtlovo číslo: h × c P × 1000 22,738 × 10 -6 × 2,457 ×1000 = Pr = = 1,020 l 54,764 × 10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.11-4 Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1

80

(11-2-24)

(11-2-25)



Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění (ze strany spalin): 0 , 65 l æ w SP 2 / III × D ö S ÷ × Pr 0,33 = a k = 0,2 × C z × C s × × çç ÷ n D è ø

(11.2-26) 0 , 65 7,69 × 10 -2 æ 4, 218 × 0,038 ö = 0, 2 × 1 × 1 × × çç ÷ × 0,62830, 33 = 44,738 W × m -2 × K -1 -6 ÷ 0,038 è 90,9 × 10 ø kde: Cz je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru Cs korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči wSP2/III rychlost spalin ve druhé části III. tahu (11.2-2) D vnější průměr trubek přehříváku P2 viz.Tab.11-2 l součinitel tepelné vodivosti spalin (11.2-7) n kinematická viskozita spalin (11.2-6) Pr Prandtlovo číslo (11.2-5)

Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Počet řad: voleno z = 10 Pro z ³ 10 je korekční součinitel Cz = 1 Korekční součinitel na uspořádání svazku: Poměrná příčná rozteč: s 0,2 s1 = 1 = = 5,263 D 0,038

(11.2-27)

Poměrná podélná rozteč: s 0,21 s2 = 2 = = 5,526 D 0,038 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Tab.11-2 D vnější průměr trubky přehříváku P2 viz.Tab.11-2

(11.2-28)


a sal


æ 714,906 ö 1- ç ÷ 598 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,338 × (598 + 273,15) × = 714,906 2 1598 + 273,15 = 34,926 W × m - 2 × K -1

81

(11.2-29)



kde:

ast a Tstř Tz

je stupeň černosti povrchu stěn stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu (11.2-9) střední teplota spalin v Kelvinech teplota povrchu nánosu na straně spalin

Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Pro svazky z hladkých trubek platí vztah viz. [1]: æ 4 0,2 × 0,21 ö æ 4 s ×s ö s = 0,9 × D × ç × 1 2 2 - 1÷ = 0,9 × 0,038 × çç × - 1÷÷ = 1,232 m 2 èp D ø è p 0,038 ø kde:

(11.2-30)

jednotlivé rozměry viz. Tab.11-2

Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö Q P2 ÷÷ × ×10 3 = t z = t stř + çç e + aP ø S è

1 æ ö 1541,667 = 363 + ç 0,006 + × 10 3 = 441,756 o C ÷× 985,666 ø 137,311 è

(11.2-31)

Tz = tz + 273,15 = 441,756 + 273,15 = 714,906 K kde:

tstř e = 0,006 ap QP2 S

je střední teplota pracovního media v trubkách viz Tab.11-3 součinitel zanesení teplosměnné plochy součinitel přestupu tepla ze strany páry (11.2-21) tepelný výkon přehříváku 2 (6.1-3) teplosměnná plocha přehříváku P2

Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,006 m 2 × K × W -1 Teplosměnná plocha přehříváku P2: S = p × D × l e × n × z × z 1 = p × 0,038 × 2,13 × 18 ×10 × 3 = 137,311 m 2 kde: jednotlivé rozměry jsou zaznamenány v Tab.11-2

(11.2-32)


(

)

a S = w × a Sk + a sal = 1 × (44,738 + 34,926) = 79,664 W × m - 2 × K -1 kde: w = 1 je součinitel omývání plochy viz. [1] aSk součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin (11.2-26) asál součinitel přestupu tepla sáláním (11.2-29)

82

(11.2-33)



Součinitel prostupu tepla: Pro přehříváky páry a spalování tuhých paliv platí vztah viz. [1]: aS 79,664 = k= = 51,105 W × m - 2 × K -1 1 æ æ ö 1 ö ÷÷ × a S 1 + ç 0,006 + ÷ × 79,664 1 + çç e + 985,666 ø aP ø è è kde:

aS ap e = 0,006

(11.2-34)


Výpočet potřebné (ideální) plochy přehříváku P2 Q × 10 3 1541,667 × 1000 = Sid = P 2 = 137, 284 m 2 k × Dt log 51,105 × 219,739 kde: QP2 je tepelný výkon přehříváku 2 (6.1-3) k součinitel prostupu tepla (11.2-34) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(11.2-35)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 2 / IIIin - t P 2in = 662 - 326 = 336 o C

(11.2-36)

Dt 2 = t SP 2 / IIIout - t p = 534 - 400 = 134 o C

(11.2-37)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 336 - 134 = = 219,739 o C Dt 1 336 ln ln 134 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 11-2

(11.2-38)

Procentuelní odchylka: Procentuelní odchylka by neměla být větší než 3 % viz. [1] æ 137,284 ö æ S ö x = ç1 - id ÷ × 100 = ç1 ÷ ×100 = 0,02 % S ø è è 137,311 ø kde: Sid je ideální plocha přehříváku P2 S skutečná teplosměnná plocha přehříváku P2

(11.2-39)

Z výpočtu vyplývá, že skutečná teplosměnná plocha přehříváku P2 se od vypočtené (ideální) plochy liší o 0,02 %, což předchozí podmínce vyhovuje. 11.2.3 Výpočet závěsných trubek Závěsné trubky jsou navrženy jako protiproudý výměník.. Trubky jsou umístěny ve dvou řadách po 18 trubkách. Tedy celkový počet trubek nZT = 36. Z důvodu čištění svazku přehříváku P2 jsou však v každé řadě tři trubky prostorově vybočeny. (Obr.11-1 a Obr.11-3). V tomto úseku tedy nese každá závěsná trubka pouze jednu trubku přehříváku P2. V Tab.11-5 jsou uvedeny parametry páry v závěsných trubkách v 2. části III. tahu kotle v Tab.11-6 je uvedena dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry pro dané parametry. Průměr trubek a tloušťka stěny je shodná s rozměry použitými v kapitole 10.2.2 a délka trubek je shodná s délkou 2. části III. tahu tedy 2,5 m. 83



Tab.11-5Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 2. části III. tahu Výstup Vstup Střed o teplota C tZTout 259,8 tZT2 256,4 tstř 258,1 tlak MPa pZTout 4,22 pZT2 4,26 pstř 4,24 3 -1 měrný objem m .kg vZTout 0,0484 vZT2 0,0471 vstř 0,0477 -1 entalpie kJ.kg iZTout 2824,262 iZT2 2808,751 Tab.11-6 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry 17,850.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita cp 3,866 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 51,781.10 Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media): 0 ,8 l æ w PP × d ZT ö 0,4 P a P = a k = 0,023 × ×ç ÷ × Pr × C t × C l × C m = d ZT è n ø 51,781 ×10 -3 = 0,023 × 0,0254

æ 20,529 × 0,0254 ö × çç ÷÷ -7 è 8,514 × 10 ø

0, 8

× 1,3330, 4 × 1 × 1 × 1 =

(11.2-40)

= 2242,079 W × m -2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v závěsných trubkách dZT vnitřní průměr závěsných trubek viz. Obr.11-3 l součinitel tepelné vodivosti páry viz Tab.11-6 n kinematická viskozita páry viz Tab.11-6 Pr Prandtlovo číslo viz Tab.11-6 Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v závěsných trubkách: M ×v 7,833 × 0,0477 w pp = PZT stř = = 20,529 m × s -1 Fp 0,0182 kde: MPZT je průtočné množství páry (10.2-24) vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.11-5 Fp průtočný průřez pro páru (10.2-25)

(11.2-41)

kinematická viskozita: n = h × v stř = 17,850 × 10 - 6 × 0,0477 = 8,514 × 10 -7 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.11-6 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.11-5

Prandtlovo číslo: h × c P × 1000 17,850 × 10 -6 × 3,866 × 1000 = Pr = = 1,333 l 51,781 × 10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.11-6

84

(11-2-42)

(11-2-43)



Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro podélné proudění (ze strany spalin): Tento součinitel je shodný se součinitelem přestupu tepla konvekcí u membránové stěny (11.2-1) a Sk = 9,980 W.m - 2 × K -1 Součinitel přestupu tepla sáláním (ze strany spalin): Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 575,872 ö 1- ç ÷ 598 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,338 × (598 + 273,15) × = 575,872 2 1598 + 273,15

(11.2-44)

= 27,362 W × m - 2 × K -1

kde:

ast a Tstř Tz


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Uvažuje se stejná jako pro trubkový svazek přehříváku, který je na trubkách zavěšen, v tomto případě P2 (11.2-30) Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö M PV × Q ÷÷ × × 10 3 = t z = t stř + çç e + S aP ø è

1 æ ö 2,0116 × 60,398 = 258,1 + ç 0,0035 + × 10 3 = 302,722 o C ÷× 2242,079 ø 10,744 è Tz = tz + 273,15 = 302,722 + 273,15 = 575,872 K 85

(11.2-45)



kde:



Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,0035 m 2 × K × W -1 Předběžné teplo, které vezmou závěsné trubky: M 7,833 Q = PZT × (i ZTout - i ZT 2 ) = × (2824,262 - 2808,751) = 60,398 kJ.kg -1 2,0116 M PV kde:

MPZT Mpv iZtout, iZT2

(11.2-46)


Teplosměnná plocha závěsných trubek: S = p × D ZT × h × n ZT = p × 0,038 × 2,5 × 36 = 10,744 m 2 kde: h je výška 2. části III. tahu viz Tab.11-1

(11.2-47)


(

)



aS ap e = 0,0035

(11.2-48)

(11.2-49)


Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky: 32,546 Q ZT = k × S × Dt log = × 10,744 × 336,059 = 117,511 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (11.2-49) S teplosměnná plocha závěsných trubek (11.2-47) Dtlog střední teplotní logaritmický spád 86

(11.2-50)



Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 2 / IIIin - t ZTout = 662 - 259,8 = 402,2 o C

(11.2-51)

Dt 2 = t SP 2 / IIIout - t ZT 2 = 534 - 256,4 = 277,6 o C

(11.2-52)

Dt log = kde:


(11.2-53)

Výpočet výstupní teploty páry ze závěsných trubek (v místě 2): Při výpočtu postupuji stejně, jako tomu bylo u výpočtu výstupní teploty páry ze závěsných trubek v případě vratné komory. Q ZT = M PZT × (i ZTout - i ZT 2 ) Þ (11.2-54) Q 117,511 = 2809,260 kJ.kg -1 i ZT 2 = i ZTout - ZT = 2824,262 M PZT 7,833 kde:

iZtout je entalpie na výstupu ze závěsných trubek viz. Tab.11-5 QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (11.2-50) MPZT průtočné množství páry (10.2-24)

Této entalpii (11.2-54) při tlaku pZT2 = 4,26 MPa odpovídá dle [3] teplota páry na vstupu do závěsných trubek v druhé části třetího tahu tZT2 = 256,5 oC, což z dostatečnou přesností vyhovuje volené teplotě tZT2 = 256,4 oC. 11.2.4 Přepočet teploty spalin na výstupu z 2. části III. tahu Pro hodnotu entalpie na výstupu z 2. části III. tahu (11.2-55) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí tSP2/IIIout = 354,31 oC. Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 534 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z 2.části III. tahu: Q 7867,338 I SP 2 / IIIout = SP 2 / IIIout = = 3910,985 kJ × kg -1 M pv 2,0116 kde: QSP2/IIIout je teplo spalin na výstupu z 2.části III. tahu Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(11.2-55)

Teplo spalin na výstupu z 2. části III. tahu: Q SP 2 / IIIout = Q SP 2 / IIIin - Q C = 9915,846 - 2048,508 = 7867,338 kW kde: QSP2/IIIin je teplo spalin na vstupu do 2.části III. tahu QC celkové teplo odebrané ve 2.části III. tahu

(11.2-56)

Teplo spalin na vstupu do 2. části III. tahu Q SP 2 / IIIin = I SP 2 / IIIin × M pv = 4929,333 × 2,0116 = 9915,846 kW (11.2-57) -1 kde: ISP2/IIIin = 4929,333 kJ.kg je entalpie spalin na vstupu do 2.části III. tahu viz. Tab.3-4

87



Celkové teplo odebrané ve 2. části III. tahu: Q C = Q stěna + Q P 2 + Q ZT = 389,330 + 1541,667 + 117,511 = 2048,508 kW

kde:

(11.2-58)

Qstěna je teplo, které odebere membránová stěna (11.2-17) QP2 tepelný výkon přehříváku 2 (6.1-3) QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (11.2-50)

12. VÝPOČET 3. ČÁSTI III. TAHU KOTLE Třetí část III. tahu se skládá z membránové stěny (výparník), z poslední části závěsných trubek a ze dvou trubkových svazků přehříváku P1 (části P1c a P1b) zapojených jako protiproudý výměník.

12.1 Návrh geometrických parametrů 3. Části III. tahu kotle V Tab.11-1 jsou zaznamenány rozměry úseku a v Tab.11-2 geometrické parametry dvou částí přehříváku P1. Geometrické parametry závěsných trubek byly stanoveny již při návrhu rozměrů III. tahu a výpočtu vratné komory viz. Tab.9-1 a kapitola 10.2.2 Tab.12-1 Rozměry úseku 3.části III.tahu: Šířka A = 3,6 m Délka BIIItah = 2,52 m Výška h = 3,9 m Tab.12-2 Geometrické parametry částí přehříváku P1c a P1b název značka velikost Počet trubek v jedné řadě n 36 Vnější průměr trubky D 0,032 Vnitřní průměr trubky d 0,024 Tloušťka stěny t 0,004 Délka trubek le 2,2 Příčná rozteč s1 0,1 Podélná rozteč s2 0,125 Celkový počet řad trubek z 22


Rychlost proudění páry v přehříváku by měla být v rozmezí 12–30 m.s-1, volím uspořádání trubek jako dvojhad, tj. z1 = 2. Rychlost spalin bude zkontrolována později. Střední teplota spalin ve 3. části III. tahu +t t 534 + 387 = 460,5 o C t stř = SP 3 / IIIin SP 3 / IIIout = 2 2 kde:

(12.1-1)

t SP 3 / IIIin = t SP 2 / IIIout = 534 o C je teplota spalin na výstupu z 2. části III. tahu viz. kapitola 11.2.4 tSP3/IIIout teplota spalin na výstupu z 3. části III. tahu

Volba teploty spalin na výstupu z 3. části III. tahu: Na výstupu z 3. části III. tahu volím teplotu spalin tSP3/IIIout = 387 oC. kontrola této zvolené teploty bude provedena na konci výpočtu 3. části III. tahu 88



Světlý průřez pro spaliny: p × D 2ZT = 4 p × 0,038 2 = 3,6 × 2,52 - 0,032 × 2,2 × 36 - 36 × = 6,497 m 2 4 kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 BIIItah šířka spalinového kanálu III. tahu (9.1-2) D vnější průměr trubky přehříváku P1 viz. Tab.12-2 le efektivní délka trubek přehříváku viz. Tab.12-2 n počet trubek přehříváku v jedné řadě viz. Tab.12-2 DZT vnější průměr závěsných trubek viz. Tab. 9.1 nZT počet závěsných trubek viz. Obr. 12.1 F = A × B III.tah - D × l e × n - n ZT ×

Obr.12-1 Rozměrové schéma 3. části III. tahu

89

(12.1-2)



Výpočet ploch jednotlivých stěn: Při výpočtech jsou použity rozměry z Tab.12-1 zakreslených na Obr.12-1 Boční stěna: S b = B III.tah × h = 2,52 × 3,9 = 9,828 m 2

(12.1-3)

Přední stěna: S p = A × h = 3,6 × 3,9 = 14,04 m 2

(12.1-4)

Zadní stěna: S z = S p = 14,04 m 2

(12.1-5)

Plocha otrubkované stěny: Sst = 2 × S b + S p + S z = 2 × 9,828 + 14,04 + 14,04 = 47,736 » 47,7 m 2

kde:

Si

plochy jednotlivých stěn (12.1-3) až (12.1-5)

12.2 Tepelný výpočet 3. části III. tahu Jednotlivé tepelné spády pro výpočet 3. Části III.tahu jsou znázorněny na Obr.12-2

Obr.12-2 tepelné spády ve 3. části III. tahu

90

(12.1-6)



12.2.1 Membránová stěna Součinitel přestupu tepla konvekcí: Při podélném obtékáni plochy platí vztah viz.[1]:

×d ö l æw a k = 0,023 × × ç SP 3 / III e ÷ n de è ø = 0,023 × kde:

6,41 × 10 0,147

wSP3/III de l n Pr Ct, Cl, Cm

-2

0 ,8

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m 0 ,8

æ 4,141 × 0,147 ö 0,4 -2 -1 ×ç ÷ × 0,6498 × 1 × 1 × 1 = 12,389 W × m × K -6 è 67 × 10 ø je rychlost spalin ve 3. části III. tahu ekvivalentní průměr součinitel tepelné vodivosti spalin kinematická viskozita spalin Prandtlovo číslo opravné součinitele

Rychlost spalin ve 3.části III. tahu: O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 460,5 w SP 3 / III = × = × = 4,141 m × s -1 F 273 6,497 273 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) F světlý průřez pro spaliny (12.1-2) tstř střední teplota spalin (12.1-1) Ekvivalentní průměr: 4 × F 4 × 6,497 de = = = 0,147 m O 177,242 kde: F je světlý průřez pro spaliny (12.1-2) O obvod průřezu kanálu 3. části III. tahu Obvod průřezu kanálu 3. části III. tahu O = 2 × (A + B III.tah ) + 2 × n × (l e + D ) + p × n ZT × D ZT = = 2 × (3,6 + 2,52) + 2 × 36 × (2,2 + 0,032) + p × 36 × 0,038 = 177,242 m

(12.2-1)

(12.2-2)

(12.2-3)

(12.2-4)


91

(12.2-5)



Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 67 × 10 - 6 × 1 = 67 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1 je opravný koeficient [1] -6 nstř = 67.10 střední kinematická viskozita [1]

(12.2-6)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 6, 22 × 10 - 2 ×1,03 = 6, 41 × 10 - 2 W × m - 2 × K -1 kde: Ml =1,03 je opravný koeficient [1] lstř = 6,22.10-2 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

(12.2-7)

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 Součinitel přestupu tepla sáláním: Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


695,124 ö æ 1- ç ÷ 460,5 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,233 × (460,5 + 273,15) × = 695,124 2 1460,5 + 273,15

(12.2-8)


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 265 = 0,233 kde: k.p.s je optická hustota spalin

92

(12.2-9)



Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (6,326 + 0) × 0,1 × 0,419 = 0,265 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ ö æ 7,8 + 16 × 0,174 460,5 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 6,326 ç 3,16 × 0,0302 × 0,419 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy

(12.2-10)

(12.2-11)

Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Efektivní tloušťka sálavé vrstvy je stejná jako pro trubkový svazek PI, který se v tomto úseku nachází. Tato hodnota bude vypočtena dále (12-2-30), zde ji předběžně uvádím pouze pro úplnost. s = 0,419 m Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö÷ Q + Q sal × × 10 3 = t z = t syt + ç e + ç ÷ Sst ap ø è 2279,712 + 0 = 254,7 + (0,0035 + 0 ) × × 10 3 = 421,974 o C 47,7

(11.2-12)

Tz = tz + 273,15 = 421,974 + 273,15 = 695,124 K kde:


Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,0035 m 2 × K × W -1 93



Součinitel přestupu tepla uvnitř trubky: Uvažuje se pouze u přehříváků viz. [1] 1 = 0 m 2 × K × W -1 aP

(12.2-13)

Tepelný příkon ze spalin: Hodnoty entalpií stanoveny aproximací pro vstupní a výstupní teplotu spalin ve 3. části III. tahu z Tab.3-4 Q = (I SP 3 / IIIin - I SP 3 / IIIout ) × M PV = (3908,522 - 2775,239 ) × 2,0116 = 2279,712 kW kde: Mpv je výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(12.2-14)

Tepelný příkon odevzdaný sáláním: Neuvažuji Qsal = 0 kW Celkový součinitel přestupu tepla: a S = w × (a k + a sal ) = 0,9 × (12,389 + 17,444) = 26,850 W × m - 2 × K -1 kde: w = 0,9 je součinitel omývání plochy volený na základě konzultace ak součinitel přestupu tepla konvekcí (12.2-1) asál součinitel přestupu tepla sáláním (12.2-8)

Součinitel prostupu tepla: Pro výparníkové plochy a spalování tuhých paliv platí vztah viz.[1]: aS 26,850 k= = = 24,544 W × m -2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,0035 × 26,850 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla (12.2-15) e součinitel zanesení Teplo které skutečně vezmou membránové stěny: 24,544 Q stěna = k × Sst × Dt log = × 47,7 × 196,731 = 230,322 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (12.2-16) Sst plocha otrubkované stěny (12.1-6) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(12.2-15)

(12.2-16)

(12.2-17)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 3 / IIIin - t VÝP = 534 - 254,7 = 279,3 o C

(12.2-18)


(12.2-19)

Dt log = kde:


94

(12.2-20)



12.2.2 Výpočet přehříváku P1(části b,c) Přehřívák P1 je řešen jako protiproud. Skládá se ze tří částí (a,b,c), z nichž části b,c jsou umístěny ve III. tahu a zbývající trubkový svazek a ve IV tahu kotle. Rozdělení svazku v třetím tahu je způsobeno jeho velikostí a tedy nutností průlezu (při výšce svazku větší než 2 m). Při výpočtu však předpokládám zjednodušený případ a to, že beru svazky b,c jako jeden svazek (neuvažuji s prostorem pro průlez) a celkový počet řad beru jako součet svazku b a c. V Tab. 12-3 jsou uvedeny parametry páry v tomto úseku přehříváku. V Tab.11-4 dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry. Rozměry a počty trubek přehříváku P1 byly uvedeny již v Tab.12-2, pro názornost jsou ještě zakresleny na Obr.12-3. Tab.12-3 Vstupní a výstupní parametry páry části b,c přehříváku P1 ve III. tahu Výstup Vstup Střed o teplota C tP1out 392 tP1 295 tstř 343,5 tlak MPa pP1out 4,1 pP1 4,16 pstř 4,13 měrný objem m3.kg-1 vP1out 0,0705 vP1 0,0555 vstř 0,0633 entalpie kJ.kg-1 iP1out 3193,577 iP1 2941,635 Tab.12-4 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry 21,861.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita Cp 2,546 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 53,220.10

95



Obr.12-3 Rozměry přehříváku P1b,c

96



Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media): 0 ,8 l æ w PP × d ö 0,4 P a P = a k = 0,023 × × ç ÷ × Pr × C t × C l × C m = d è n ø = 0,023 ×

53, 220 ×10 -3 0,024

æ 15,209 × 0,024 ö × çç ÷ -6 ÷ è 1,384 × 10 ø

0 ,8

× 1,046 0, 4 ×1 × 1 × 1 =

(12.2-21)

= 1128,093 W × m -2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v přehříváku P1 d vnitřní průměr trubek přehříváku P1 viz. Tab.12-2 l součinitel tepelné vodivosti páry viz. Tab.12-4 n kinematická viskozita páry viz. Tab.12-4 Pr Prandtlovo číslo viz. Tab.12-4 Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v přehříváku P1b,c: Tato rychlost je požadována v rozmezí 12 – 30 m.s-1, což z výpočtu vyhovuje (M P - M V ) × v stř = (8,333 - 0,5) × 0,0633 = 15,209 m × s -1 w pp = Fp 0,0326 kde:

Mp MV vstř Fp

(12.2-22)

je parní výkon kotle množství vstřikované vody (6.1-4) měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.12-3 průtočný průřez pro páru

průtočný průřez pro páru: p × d2 p × 0,024 2 FP = × n × z1 = × 36 × 2 = 0,0326 m 2 4 4 kde: jednotlivé rozměry jsou uvedeny v Tab.12-2 a znázorněny na Obr.12-3

(12.2-23)

kinematická viskozita: n = h × v stř = 21,861 × 10 - 6 × 0,0633 = 1,384 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.12-4 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.12-3

Prandtlovo číslo: h × c P × 1000 21,861 ×10 -6 × 2,546 × 1000 = Pr = = 1,046 l 53,220 × 10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.12-4 Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1

97

(12-2-24)

(12-2-25)



Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění (ze strany spalin):

×Dö l æw a = 0,2 × C z × C s × × ç SP 3 / III ÷ n D è ø S k

0, 65

× Pr 0, 33 =

(12.2-26) 0 , 65 6,41 × 10 - 2 æ 4,141 × 0,032 ö 0 ,33 -2 -1 = 0,2 × 1 × 1 × ×ç ÷ × 0,6489 = 48,225 W × m × K 0,032 è 67 ×10 -6 ø kde: Cz je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru Cs korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči wSP3/III rychlost spalin ve 3. části III. tahu (12.2-2) D vnější průměr trubek přehříváku P1 viz.Tab.12-2 l součinitel tepelné vodivosti spalin (12.2-7) n kinematická viskozita spalin (12.2-6) Pr Prandtlovo číslo (12.2-5) Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Počet řad: voleno z = 22 Pro z ³ 10 je korekční součinitel Cz = 1 Korekční součinitel na uspořádání svazku: Poměrná příčná rozteč: s 0,1 s1 = 1 = = 3,125 D 0,032

(12.2-27)

Poměrná podélná rozteč: s 0,125 s2 = 2 = = 3,906 D 0,032 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Tab.12-2 D vnější průměr trubky přehříváku P1 viz.Tab.12-2

(12.2-28)


a sal


æ 644,176 ö 1- ç ÷ 460,5 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,233 × (460,5 + 273,15) × = 644,176 2 1460,5 + 273,15 = 15,698 W × m - 2 × K -1

98

(12.2-29)



kde:

ast a Tstř Tz


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Pro svazky z hladkých trubek platí vztah viz. [1]: æ 4 0,1 × 0,125 ö æ 4 s ×s ö s = 0,9 × D × ç × 1 2 2 - 1÷ = 0,9 × 0,032 × çç × - 1÷÷ = 0,419 m 2 èp D ø è p 0,032 ø kde:

(12.2-30)


Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö M pv × Q P1b,c ÷÷ × × 10 3 = t z = t stř + çç e + S a è P ø 1 æ ö 2,0116 × 981,041 3 = 343,5 + ç 0,004 + × 10 = 371,026 o C ÷× 1128,093 ø 350,330 è

(12.2-31)

Tz = tz + 273,15 = 371,026 + 273,15 = 644,176 K kde:

tstř e = 0,004 ap QP1b,c S

je střední teplota pracovního media v trubkách viz Tab.12-3 součinitel zanesení teplosměnné plochy součinitel přestupu tepla ze strany páry (12.2-21) předběžné teplo,které vezmou části b,c přehříváku P1 teplosměnná plocha trubek částí b,c přehříváku P1

Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,004 m 2 × K × W -1 Předběžné teplo, které vezmou části b,c přehříváku P1: (M P - M V ) Q P1bc = × (i P1out - i P1 ) = M PV (8,333 - 0,5) = × (3193,577 - 2941,635) = 981,041 kJ.kg -1 2,0116

kde:

Mp MV Mpv iP1out, iP1

(12.2-32)

je parní výkon kotle množství vstřikované vody (6.1-4) výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) entalpie páry na vstupu a výstupu z přehříváku P1 viz. Tab.12-3 99



Teplosměnná plocha trubek částí b,c přehříváku P1 S = p × D × l e × n × z × z 1 = p × 0,032 × 2,2 × 36 × 22 × 2 = 350,330 m 2 kde: jednotlivé rozměry jsou zaznamenány v Tab.12-2

(12.2-33)


(

)

a S = w × a Sk + a sal = 1 × (48,225 + 15,698) = 63,923 W × m -2 × K -1 kde: w = 1 je součinitel omývání plochy viz. [1] aSk součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin (12.2-26) asál součinitel přestupu tepla sáláním (12.2-29)


aS ap e = 0,004

(12.2-34)

(12.2-35)


Teplo, které skutečně vezme část b,c přehříváku P1: 48,708 Q P1b ,c = k × S × Dt log = × 350,330 × 115,197 = 1965,707 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (12.2-35) S teplosměnná plocha trubek částí b,c přehříváku P1 Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(12.2-36)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 3 / IIIin - t P1out = 534 - 392 = 142 o C

(12.2-37)

Dt 2 = t SP 3 / IIIout - t P1 = 387 - 295 = 92 o C

(12.2-38)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 142 - 92 = = 115,197 o C Dt 1 142 ln ln 92 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 12-2

(12.2-39)

Výpočet výstupní teploty páry z částí b,c přehříváku P1: Vycházím z bilanční rovnice: Q P1b ,c = (M P - M V ) × (i P1out - i P1 ) Þ i P1 = i P1out -

kde:

Q P1b,c

(M P - M V )

= 3193,577 -

1965,707 = 2942,625 kJ.kg -1 8,333 - 0,5

iP1out je entalpie na výstupu z P1 viz. Tab.12-3 QP1b,c teplo, které skutečně vezme část b,c přehříváku P1 (12.2-36) Mp parní výkon kotle MV množství vstřikované vody (6.1-4) 100

(12.2-40)



Této entalpii (12.2-40) při tlaku pP1 = 4,16 MPa odpovídá dle [3] teplota páry na vstupu do části b přehříváku P1 tP1 = 295,34 oC, což z dostatečnou přesností vyhovuje volené teplotě tP1 = 295 oC. 12.2.3 Výpočet závěsných trubek: Závěsné trubky jsou navrženy jako protiproudý výměník..V tomto úseku jsou také dvě řady po 18 trubkách a v každé řadě jsou tři trubky vybočeny viz. Obr (Obr.12-1 a Obr.12-3). Celkový počet trubek je tedy nZT = 36. V Tab.12-5 jsou uvedeny parametry páry v závěsných trubkách v 3. části III. tahu kotle v Tab.12-6 je uvedena dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry pro dané parametry. Průměr trubek a tloušťka stěny je shodná s rozměry použitými v kapitole 10.2.2 a délka trubek je shodná s délkou 3. části III. tahu tedy 3,9 m. Tab.12-5 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 3. části III. tahu Výstup Vstup Střed o teplota C tZTout 256,5 tVÝP 254,7 tstř 255,6 tlak MPa pZTout 4,26 pVÝP 4,3 pstř 4,28 3 -1 měrný objem m .kg vZTout 0,0471 vVÝP 0,0462 vstř 0,0467 -1 entalpie kJ.kg iZTout 2809,149 iVÝP 2799,342 Tab.12-6 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry 17,720.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita cp 4,057 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 52,334.10 Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media): 0, 8 l æ w PP × d ZT ö 0,4 P a P = a k = 0,023 × ×ç ÷ × Pr × C t × C l × C m = d ZT è n ø 52,334 × 10 -3 = 0,023 × 0,0254

æ 20,099 × 0,0254 ö × çç ÷÷ -7 è 8,275 × 10 ø

0 ,8

× 1,374 0, 4 × 1 × 1 × 1 =

(12.2-41)

= 2307,091 W × m - 2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v závěsných trubkách dZT vnitřní průměr závěsných trubek viz. Obr.12-3 l součinitel tepelné vodivosti páry viz Tab.12-6 n kinematická viskozita páry viz Tab.12-6 Pr Prandtlovo číslo viz Tab.12-6 Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v závěsných trubkách: M ×v 7,833 × 0,0467 w pp = PZT stř = = 20,099 m × s -1 Fp 0,0182 kde: MPZT je průtočné množství páry (10.2-24) vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.12-5 Fp průtočný průřez pro páru (10.2-25)

101

(12.2-42)



kinematická viskozita: n = h × v stř = 17,720 × 10 -6 × 0,0467 = 8,275 ×10 -7 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.12-6 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.12-5

Prandtlovo číslo: h × c P × 1000 17,720 × 10 -6 × 4,057 × 1000 = Pr = = 1,374 l 52,334 × 10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.12-6

(12-2-43)

(12-2-44)

Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro podélné proudění (ze strany spalin): Tento součinitel je shodný se součinitelem přestupu tepla konvekcí u membránové stěny (12.2-1) a Sk = 12,389 W.m - 2 × K -1 Součinitel přestupu tepla sáláním (ze strany spalin): Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 546,778 ö 1- ç ÷ 460,5 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,233 × (460,5 + 273,15) × = 546,778 2 1460,5 + 273,15

(12.2-45)

= 12,813 W × m -2 × K -1

kde:

ast a Tstř Tz


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Uvažuje se stejná jako pro trubkový svazek přehříváku, který je na trubkách zavěšen, v tomto případě P1b,c (12.2-30) 102



Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö M PV × Q ÷÷ × × 10 3 = t z = t stř + çç e + S aP ø è

1 æ ö 2,0116 × 38,188 = 255,6 + ç 0,0035 + × 10 3 = 273,628 o C ÷× 2307 , 091 16 , 761 è ø

(12.2-46)

Tz = tz + 273,15 = 273,628 + 273,15 = 546,778 K kde:



Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,0035 m 2 × K × W -1 Předběžné teplo, které vezmou závěsné trubky: M 7,833 Q = PZT × (i ZTout - i VÝP ) = × (2809,149 - 2799,342 ) = 38,188 kJ.kg -1 M PV 2,0116 kde:

MPZT Mpv iZtout, iVÝP

(12.2-47)


Teplosměnná plocha závěsných trubek: S = p × D ZT × h × n ZT = p × 0,038 × 3,9 × 36 = 16,761 m 2 kde: h je výška 3. části III. tahu viz Tab.12-1

(12.2-48)


(

)

a S = w × a Sk + a sal = 1 × (12,389 + 12,813) = 25,202 W × m -2 × K -1 kde: w = 1 je součinitel omývání plochy viz. [1] aSk součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin (12.2-1) asál součinitel přestupu tepla sáláním (11.2-45)

103

(12.2-49)




aS ap e = 0,0035

(12.2-50)


Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky: 22,929 Q ZT = k × S × Dt log = × 16,761 × 196,018 = 75,332 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (12.2-50) S teplosměnná plocha závěsných trubek (12.2-48) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

(12.2-51)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 3 / IIIin - t ZTout = 534 - 256,5 = 277,5 o C

(12.2-52)


(12.2-53)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 277,5 - 132,3 = = 196,018 o C Dt 277,5 ln ln 1 132,3 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 12-2

(12.2-54)

Výpočet výstupní teploty páry ze závěsných trubek (v místě 2): Při výpočtu postupuji stejně, jako tomu bylo u výpočtu výstupní teploty páry ze závěsných trubek v případě vratné komory. Q ZT = M PZT × (i ZTout - i VÝP ) Þ (12.2-55) Q 75,332 i VÝP = i ZTout - ZT = 2809,149 = 2799,531 kJ.kg -1 M PZT 7,833 kde:

iZtout je entalpie na výstupu ze závěsných trubek viz. Tab.12-5 QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (12.2-51) MPZT průtočné množství páry (10.2-24)

Této entalpii (12.2-55) při tlaku pVÝP = 4,3 MPa odpovídá dle [3] teplota páry na vstupu do závěsných trubek ve 3. části třetího tahu tZTin = tVÝP = 254,7 oC, což odpovídá volené teplotě tVÝP = 254,7 oC.

104



12.2.4 Přepočet teploty spalin na výstupu z 3. části III. tahu Pro hodnotu entalpie na výstupu z 3. části III. tahu (12.2-56) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí tSP3/IIIout = 387,49 oC. Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 387 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z 3. části III. tahu: Q 5591,022 I SP 3 / IIIout = SP 3 / IIIout = = 2779,390 kJ × kg -1 M pv 2,0116 kde: QSP3/IIIout je teplo spalin na výstupu z 3.části III. tahu Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(12.2-56)

Teplo spalin na výstupu z 3. části III. tahu: Q SP 3 / IIIout = Q SP 3 / IIIin - Q C = 7862,383 - 2271,361 = 5591,022 kW kde: QSP3/IIIin je teplo spalin na vstupu do 3.části III. tahu QC celkové teplo odebrané ve 3.části III. tahu

(12.2-57)

Teplo spalin na vstupu do 3. části III. tahu Q SP 3 / IIIin = I SP 3 / IIIin × M pv = 3908,522 × 2,0116 = 7862,383 kW (12.2-58) -1 kde: ISP3/IIIin = 3908,522 kJ.kg je entalpie spalin na vstupu do 3.části III. tahu viz. Tab.3-4

Celkové teplo odebrané ve 3. části III. tahu: Q C = Q stěna + Q P1b,c + Q ZT = 230,322 + 1965,707 + 75,332 = 2271,361 kW

kde:

(12.2-59)

Qstěna je teplo, které odebere membránová stěna (12.2-17) QP1b,c teplo, které skutečně vezme část b,c přehříváku P1 (12.2-36) QZT teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky (12.2-51)

13. VÝPOČET IV. TAHU KOTLE IV tah, je posledním tahem tohoto kotle. Neobsahuje již membránovou stěnu (výparník) ani závěsné trubky. Tvoří jej pouze plechová šachta, ve které jsou zavěšeny jednotlivé trubkové svazky na nechlazených závěsech a to vstupní svazek přehříváku P1 a svazky ekonomizéru. Při výpočtu bude tento tah také rozdělen na dvě části viz. kapitoly 14 a 15.

13.1 Návrh geometrických parametrů IV. tahu kotle Rozměr A je shodný s ostatními tahy tj. 3,6m. Šířka kanálu IV tahu je volena z konstukčního hlediska BIV.tah = 3,1m, z důvodu nutnosti umístění průlezů a parních ofukovačů. Na Obr.13-1 jsou tyto rozměry zaznačeny a dále je zde znázorněno rozložení jednotlivých trubkových svazků.

105



Obr.13-1 Schematické znázornění IV. tahu se základními rozměry

14. VÝPOČET 1. ČÁSTI IV. TAHU Vzhledem k tomu, že IV. tah se skládá pouze z plechové šachty s trubkovými svazky, odpadají výpočty membránové stěny a závěsných trubek. První část IV. tahu se tedy skládá pouze ze vstupního svazku protiproudého přehříváku P1. 106



14.1 Návrh geometrických parametrů 1.části IV. tahu Geometrie šachty byla zvolena již v kapitole 13.1. Jednotlivé geometrické parametry části přehříváku P1a jsou zaznamenány v Tab.14-1 a znázorněny na Obr. 14-1. Tab.14-1 Geometrické parametry části přehříváku P1a název značka velikost Počet trubek v jedné řadě n 36 Vnější průměr trubky D 0,0318 Vnitřní průměr trubky d 0,0238 Tloušťka stěny t 0,004 Délka trubek le 2,8 Příčná rozteč s1 0,1 Podélná rozteč s2 0,125 Počet řad trubek z 10


Rychlost proudění páry v přehříváku by měla být v rozmezí 12–30 m.s-1, volím uspořádání trubek jako dvojhad, tj. z1 = 2. Rychlost spalin bude zkontrolována později. Střední teplota spalin v 1. části IV. tahu + t SP1 / IVout 387 + 338 t = = 362,5 o C t stř = SP1 / IVin 2 2 kde:

(14.1-1)

t SP1 / IVin = t SP 3 / IIIout = 387 o C je teplota spalin na výstupu z 3. části III. tahu viz. kapitola 12.2.4 tSP1/IVout teplota spalin na výstupu z 1. části IV. tahu

Volba teploty spalin na výstupu z 1. části IV. tahu: Na výstupu z 1. části IV. tahu volím teplotu spalin tSP1/IVout = 338 oC. kontrola této zvolené teploty bude provedena na konci výpočtu 1. části IV. tahu Světlý průřez pro spaliny: F = A × B IV. tah - D × l e × n = 3,6 × 3,1 - 0,0318 × 2,8 × 36 = 7,955 m 2 kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 BIVtah šířka spalinového kanálu IV. tahu viz. kapitola 13.1 D vnější průměr trubky přehříváku P1a viz. Tab.14-1 le efektivní délka trubek přehříváku viz. Tab.14-1 n počet trubek přehříváku v jedné řadě viz. Tab.14-1

107

(14.1-2)



Obr.14-1 Rozměry přehříváku P1a

108



14.2 Tepelný výpočet části přehříváku P1a Tepelné spády použité pro výpočet části přehříváku P1a jsou znázorněny na Obr.14-2. V Tab.14-2 jsou uvedeny parametry páry v této části přehříváku a v Tab. 14-3 dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry.

Obr.14-2 tepelné spády v 1. části IV. tahu Tab.14-2 Vstupní a výstupní parametry páry v části přehříváku P1a Vstup Výstup o teplota C tP1in 266,4 tP1 295 tlak MPa pP1in 4,2 pP1 4,16 měrný objem m3.kg-1 vP1in 0,0499 vP1 0,0555 entalpie kJ.kg-1 iP1in 2849,250 iP1 2941,635

tstř pstř vstř

Střed 280,7 4,18 0,0528

Tab.14-3 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry 18,954.10-6 kg.m-1.s-1 Dynamická viskozita h Měrná tepelná kapacita Cp 3,150 kJ.kg-1.K-1 -3 W.m-1.K-1 Součinitel tepelné vodivosti l 50,306.10

109



14.2.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění (ze strany media) l æ w ×dö a P = a = 0,023 × × ç PP ÷ d è n ø

0 ,8

P k

50,306 ×10 -3 = 0,023 × 0,0238

× Pr 0, 4 × C t × C l × C m =

æ 12,924 × 0,0238 ö × çç ÷÷ -6 è 1,000 × 10 ø

0 ,8

× 1,187 0, 4 × 1 × 1 × 1 =

(14.2-1)

= 1279,175 W × m -2 × K -1 kde: wPP je rychlost proudění páry v části přehříváku P1a d vnitřní průměr trubek části přehříváku P1a viz. Tab.14-1 l součinitel tepelné vodivosti páry viz. Tab.14-3 n kinematická viskozita páry viz. Tab.14-3 Pr Prandtlovo číslo viz. Tab.14-3 Ct, Cl, Cm opravné součinitele

Rychlost proudění páry v části přehříváku P1a: Tato rychlost je požadována v rozmezí 12 – 30 m.s-1, což z výpočtu vyhovuje (M P - M V ) × v stř = (8,333 - 0,5) × 0,0528 = 12,924 m × s -1 w pp = Fp 0,032 kde: Mp je parní výkon kotle MV množství vstřikované vody (6.1-4) vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.14-2 Fp průtočný průřez pro páru průtočný průřez pro páru: p × d2 p × 0,0238 2 FP = × n × z1 = × 36 × 2 = 0,032 m 2 4 4 kde: jednotlivé rozměry jsou uvedeny v Tab.14-1 a znázorněny na Obr.14-1

(14.2-2)

(14.2-3)

kinematická viskozita: n = h × v stř = 18,954 × 10 -6 × 0,0528 = 1,000 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: h je dynamická viskozita viz. Tab.14-3 vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.14-2

Prandtlovo číslo: h × c P ×1000 18,954 ×10 -6 × 3,150 × 1000 = Pr = = 1,187 l 50,306 × 10 -3 kde: jednotlivé parametry viz. Tab.14-3 Opravné součinitele Ct, Cl, Cm Hodnoty stanoveny viz. [1] Ct = 1 Cl = 1 Cm = 1 110

(14-2-4)

(14-2-5)



14.2.2 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění (ze strany spalin) ×Dö l æw a = 0,2 × C z × C s × × ç SP1 / IV ÷ n D è ø S k

× Pr 0,33 = (14.2-6)

0 , 65

5,57 × 10 æ 2,930 × 0,0318 ö × çç ÷÷ × 0,6592 0,33 = 39,409 W × m - 2 × K -1 -6 0,0318 è 52,7 × 10 ø Cz je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru Cs korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči wSP1/IV rychlost spalin v první části IV. tahu D vnější průměr trubek části přehříváku P1a viz.Tab.14-1 l součinitel tepelné vodivosti spalin n kinematická viskozita spalin Pr Prandtlovo číslo

= 0,2 × 1 × 1 × kde:

-2

0 , 65

Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Počet řad: voleno z = 10 Pro z ³ 10 je korekční součinitel Cz = 1 Korekční součinitel na uspořádání svazku: Poměrná příčná rozteč: s 0,1 s1 = 1 = = 3,144 D 0,0318

(14.2-7)

Poměrná podélná rozteč: s 0,125 s2 = 2 = = 3,931 D 0,0318 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Tab.14-1 D vnější průměr trubky části přehříváku P1a viz.Tab.14-1

(14.2-8)

Vzhledem k tomu, že s2>2, je korekční součinitel na uspořádání svazku Cs = 1, viz. [1] Rychlost spalin v 1.části IV. tahu: O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 362,5 w SP1 / IV = × = × = 2,930 m × s -1 F 273 7,955 273 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) F světlý průřez pro spaliny (14.1-2) tstř střední teplota spalin (14.1-1)

111

(14.2-9)




(14.2-10)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 52,7 × 10 - 6 × 1 = 52,7 × 10 -6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1 je opravný koeficient [1] nstř = 52,7.10-6 střední kinematická viskozita [1]

(14.2-11)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 5,38 × 10 - 2 × 1,035 = 5,57 × 10 -2 W × m -2 × K -1 kde: Ml =1,035 je opravný koeficient [1] -2 lstř = 5,38.10 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

(14.2-12)

14.2.3 Součinitel přestupu tepla sáláním (ze strany spalin) Pro zaprášené spaliny platí vztah dle [1]: 4

a sal


æ 561,525 ö 1- ç ÷ 362,5 + 273,15 ø è -8 0,8 + 1 3 = 5,7 × 10 × × 0,243 × (362,5 + 273,15) × = 561,525 2 1362,5 + 273,15

(14.2-13)


Stupeň černosti povrchu stěn: Voleno viz. [1] ast = 0,8 Stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu: a = 1 - e - k×p×s = 1 - e -0, 279 = 0,243 kde: k.p.s je optická hustota spalin 112

(14.2-14)



Optická hustota spalin: k × p × s = (k S × rS + k p × m pk ) × p × s = (6,617 + 0) × 0,1 × 0,422 = 0,279 kde: kS.rS je součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny kp.mpk součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi p = 0,1 MPa tlak v ohništi s efektivní tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny: æ 7,8 + 16 × rH 2 O ö æ t + 273,15 ö - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × stř k S × rS = ç ÷ × rS = ç 3,16 × p × s ÷ è 1000 ø S è ø æ ö æ 7,8 + 16 × 0,174 362,5 + 273,15 ö =ç - 1,02 ÷ × ç1 - 0,37 × ÷ × 0,302 = 6,617 ç 3,16 × 0,0302 × 0,422 ÷ è 1000 ø è ø kde: rH 2 O je objemový podíl vodní páry ve spalinách (5.3-14) rS objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách (5.3-16) pS parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách (5.3-17) s efektivní tloušťka sálavé vrstvy

(14.2-15)

(14.2-16)

Efektivní tloušťka sálavé vrstvy: Pro svazky z hladkých trubek platí vztah viz. [1]: æ 4 0,1 × 0,125 ö æ 4 s ×s ö - 1÷÷ = 0,422 m s = 0,9 × D × ç × 1 2 2 - 1÷ = 0,9 × 0,0318 × çç × 2 èp D ø è p 0,0318 ø kde:

(14.2-17)


Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi: Pro spalování na roštu se tento součinitel neuvažuje viz. [1] Teplota povrchu nánosu na straně spalin: æ 1 ö M pv × Q P1a ÷÷ × × 10 3 = t z = t stř + çç e + S aP ø è 1 æ ö 2,0116 × 336,776 = 280,7 + ç 0,0015 + × 10 3 = 288,375 o C ÷× 1279,175 ø 201,404 è Tz = tz + 273,15 = 288,375 + 273,15 = 561,525 K kde:

tstř e = 0,0015 ap QP1a S

je střední teplota pracovního media v trubkách viz Tab.14-2 součinitel zanesení teplosměnné plochy součinitel přestupu tepla ze strany páry (14.2-1) předběžné teplo, které vezme část a přehříváku P1 teplosměnná plocha části a přehříváku P1

113

(14.2-18)



Součinitel zanesení teplosměnné plochy: Na základě konzultace a doporučení konzultanta diplomové práce beru pro výpočet hodnoty součinitele zanesení zjištěné z praxe. e = 0,0015 m 2 × K × W -1 Předběžné teplo, které vezme část a přehříváku P1: (M P - M V ) Q P1a = × (i P1 - i P1in ) = M PV

(14.2-19) (8,333 - 0,5) -1 = × (2941,635 - 2849,250 ) = 336,776 kJ.kg 2,0116 kde: Mp je parní výkon kotle MV množství vstřikované vody (6.1-4) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) iP1, iP1in entalpie páry na vstupu a výstupu z přehříváku P1 viz. Tab.14-2 Teplosměnná plocha části a přehříváku P1: S = p × D × l e × n × z × z 1 = p × 0,0318 × 2,8 × 36 × 10 × 2 = 201, 404 m 2 kde: jednotlivé rozměry jsou zaznamenány v Tab.14-1

(14.2-20)

14.2.4 Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin

(

)


14.2.5 Součinitel prostupu tepla Pro přehříváky páry a spalování tuhých paliv platí vztah viz. [1]: aS 50,145 = k= = 44,996 W × m -2 × K -1 1 æ æ ö 1 ö ÷÷ × a S 1 + ç 0,0015 + ÷ × 50,145 1 + çç e + 1279,175 ø aP ø è è kde:

aS ap e = 0,0015

(14.2-21)

(14.2-22)


14.2.6 Výpočet potřebné (ideální) plochy části a přehříváku P1 Sid =

kde:

(Q

P1

- Q P1b,c ) × 10 3

=

(2702,5 - 1965,707 ) ×1000 = 201,227

m2

k × Dt log 44,996 × 81,374 QP1 je tepelný výkon přehříváku 1 (6.1-9) QP1b,c teplo, které skutečně vezme část b,c přehříváku P1 k součinitel prostupu tepla (11.2-34) Dtlog střední teplotní logaritmický spád

114

(14.2-23)



Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP1 / IVin - t P1 = 387 - 295 = 92 o C

(14.2-24)

Dt 2 = t SP1 / IVout - t P1in = 338 - 266,4 = 71,6 o C

(14.2-25)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 92 - 71,6 = = 81,374 o C Dt 1 92 ln ln 71,6 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 14-2

14.2.7 Teplo, které skutečně vezme část a přehříváku P1 44,996 Q P1a = k × S × Dt log = × 201,404 × 81,374 = 737,442 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (14.2-22) S teplosměnná plocha části a přehříváku P1 (14.2-20) Dtlog střední teplotní logaritmický spád (14.2-26)

(14.2-26)

(14.2-27)

14.2.8 Procentuelní odchylka Procentuelní odchylka by neměla být větší než 3 % viz. [1] æ 201,227 ö æ S ö x = ç1 - id ÷ × 100 = ç1 ÷ × 100 = 0,09 % S ø è è 201,404 ø kde: Sid je ideální plocha části a přehříváku P1 S skutečná teplosměnná plocha části a přehříváku P1

(14.2-28)

Z výsledku vyplývá, že skutečná plocha části a přehříváku P1 se od ideální plochy liší o 0,09 %, což podmínce vyhovuje. 14.2.9 Přepočet teploty spalin na výstupu z 1.části IV. tahu Pro hodnotu entalpie na výstupu z 1. části IV. tahu (14.2-29) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí tSP1/IV = 337,95 oC. Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 338 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z 1.části IV. tahu: Q 4845,229 I SP1 / IVout = SP1 / IVout = = 2408,664 kJ × kg -1 M pv 2,0116 kde: QSP1/IVout je teplo spalin na výstupu z 1.části IV. tahu Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(14.2-29)

Teplo spalin na výstupu z 1. části IV. tahu: Q SP1 / IVout = Q SP1 / IVin - Q P1a = 5582,671 - 737, 442 = 4845,229 kW (14.2-30) kde: QSP1/IVin je teplo spalin na vstupu do 1.části IV. tahu QP1a teplo, které skutečně vezme část a přehříváku P1 (14.2-27)

115



Teplo spalin na vstupu do 1. části IV. tahu Q SP1 / IVin = I SP1 / IVin × M pv = 2775, 239 × 2,0116 = 5582,671 kW

kde:

(14.2-31) ISP1/IVin = 2775,239 kJ.kg je entalpie spalin na vstupu do 1.části IV. tahu viz. Tab.3-4 -1

15. VÝPOČET 2. ČÁSTI IV. TAHU Ve druhé části IV. tahu kotle jsou umístěny pouze trubkové svazky ekonomizérů. Tyto svazky jsou zavěšeny na nechlazených závěsech. Eko je také uvažováno jako protiproudý výměník.

15.1 Návrh geometrických parametrů 2.části IV tahu Rozměry šachty jsou shodné pro celý IV. tah a jsou navrženy v kapitole 13.1. Navržené geometrické parametry ekonomizéru jsou uvedeny v Tab.15-1 a znázorněny na Obr. 15-1. Trubky jsou uspořádány za sebou. Vzhledem k tomu, že rychlost vody v trubkách se volí v rozmezí 0,4 – 1,2 m.s-1 viz. [1] dochází k velmi řídkému zaplnění průřezu IV. tahu trubkami ekonomizéru. Tento problém řeším ohnutím trubek v různých rovinách (ohyb do boku a dolů) jak je znázorněno na Obr. 15.2 Svazky ekonomizéru volím 4, z toho 3 po 26 řadách a jeden po 21 řadách, tedy celkový počet řad 99. Tab.15-1 Geometrické parametry ekonomizéru název značka Počet trubek v jedné řadě n Vnější průměr trubky D Vnitřní průměr trubky d Tloušťka stěny t Délka trubek le Příčná rozteč s1 Podélná rozteč s2 Počet řad trubek z

velikost 22 0,0337 0,0237 0,005 2,92 0,08 0,08 99


Volba teploty spalin na výstupu z 2.části IV. tahu: Na výstupu z 2. části IV. tahu volím teplotu spalin tSP2/IVout = 130 oC kontrola a zdůvodnění této zvolené teploty bude provedeno na konci výpočtu 2. části IV. tahu a v závěru. Střední teplota spalin ve 2. části IV. tahu: + t SP 2 / IVout 338 + 130 t = = 234 o C t stř = SP 2 / IVin 2 2 kde:

(15.1-1)

t SP 2 / IVin = t SP1 / IVout = 338 o C je teplota spalin na výstupu z 1. části IV. tahu viz. kapitola 14.2.9 tSP2/IVout teplota spalin na výstupu z 2. části IV. tahu

Světlý průřez pro spaliny: F = A × B IV.tah - D × l e × (2 × n ) = 3,6 × 3,1 - 0,0337 × 2,92 × (2 × 22) = 6,830 m 2 kde: A je šířka ohniště viz. kapitola 5.2 BIVtah šířka spalinového kanálu IV. tahu viz. kapitola 13.1 D vnější průměr trubky ekonomizéru viz. Tab.15-1 le efektivní délka trubek ekonomizéru viz. Tab.15-1 n počet trubek ekonomizéru v jedné řadě viz. Tab.15-1

116

(15.1-2)



Obr.15-1 Rozměry svazku ekonomizéru

117



Obr.15-2 Princip ohýbání trubek ekonomizéru

15.2 Tepelný výpočet ekonomizéru Tepelné spády použité pro výpočet Eka jsou znázorněny na Obr.15-3, v Tab. 15-2 jsou pak uvedeny parametry vody na vstupu a výstupu z ekonomizéru. Při tepelném výpočtu se uvažuje pouze součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin, neboť součinitel přestupu tepla ze strany vody nabývá velmi vysokých hodnot a při výpočtu součinitele prostupu tepla by výsledek ovlivnil pouze nepatrně. Součinitel přestupu tepla sáláním se uvažuje dle [1] v případě, kdy je ohřívák vody umístěn v oblasti kde teplota spalin dosahuje hodnot vyšších než 500 oC, což není tento případ. Proto tento součinitel zanedbávám.

Obr.15-3 tepelné spády v 2. části IV. tahu Tab.15-2 Vstupní a výstupní parametry vody v ekonomizéru Vstup Výstup o teplota C tEKOin 105 tEKOout 194,7 tlak MPa pEKOin 4,9 pEKOout 4,3 3 -1 měrný objem m .kg vEKOin 0,001 vEKOout 0,0012 entalpie kJ.kg-1 iEKOin 443,751 iEKOout 829,845 118

t stř pstř vstř

Střed 149,85 4,6 0,0011



Rychlost proudění vody v ekonomizéru: Tato rychlost je požadována v rozmezí 0,4 – 1,2 m.s-1, což dle výpočtu vyhovuje (M P - M V ) × v stř = (8,333 - 0,5) × 0,0011 = 0,862 m × s -1 ww = Fw 0,01 kde: Mp je parní výkon kotle MV množství vstřikované vody (6.1-4) vstř měrný objem pro střední parametry páry viz. Tab.15-2 Fw průtočný průřez pro vodu průtočný průřez pro vodu: p × d2 p × 0,0237 2 Fw = ×n = × 22 = 0,001 m 2 4 4 kde: jednotlivé rozměry jsou uvedeny v Tab.15-1 a znázorněny na Obr.15-1

(15.2-1)

(15.2-2)

15.2.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro příčné proudění (ze strany spalin) ×Dö l æw a = 0,2 × C z × C s × × ç SP 2 / IV ÷ n D è ø S k

0, 65

× Pr 0, 33 =

(15.2-3) 0 , 65 4,37 × 10 -2 æ 2,723 × 0,0337 ö = 0,2 × 1 × 1 × ×ç ÷ × 0,69010,33 = 37,777 W × m - 2 × K -1 0,0337 çè 35,7 × 10 -6 ÷ø kde: Cz je korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru Cs korekční součinitel na uspořádání svazku v závislosti na příčné rozteči wSP2/IV rychlost spalin v druhé části IV. tahu D vnější průměr trubek ekonomizéru viz.Tab.15-1 l součinitel tepelné vodivosti spalin n kinematická viskozita spalin Pr Prandtlovo číslo Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru: Počet řad: voleno z = 100 Pro z ³ 10 je korekční součinitel Cz = 1 Korekční součinitel na uspořádání svazku: Poměrná příčná rozteč: s 0,08 s1 = 1 = = 2,373 D 0,0337 Poměrná podélná rozteč: s 0,08 s2 = 2 = = 2,373 D 0,0337 kde: s1, s2 jsou rozteče trubek viz.Tab.15-1 D vnější průměr trubky ekonomizéru viz.Tab.15-1

(15.2-4)

(15.2-5)

Vzhledem k tomu, že s2>2, je korekční součinitel na uspořádání svazku Cs = 1, viz. [1]

119



Rychlost spalin v 2.části IV. tahu: O SV × M pv 273 + t stř 4,978 × 2,0116 273 + 234 w SP 2 / IV = × = × = 2,723 m × s -1 F 273 6,830 273 kde: OSV je objem vlhkých spalin (3.1-14) Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5) F světlý průřez pro spaliny (15.1-2) tstř střední teplota spalin (15.1-1)

(15.2-6)


(15.2-7)

Kinematická viskozita: n = n stř × M n = 35,7 × 10 -6 ×1 = 35,7 × 10 - 6 m 2 × s -1 kde: Mn = 1 je opravný koeficient [1] -6 nstř = 35,7.10 střední kinematická viskozita [1]

(15.2-8)

Součinitel tepelné vodivosti: l = l stř × M l = 4,28 ×10 - 2 ×1,02 = 4,37 × 10 - 2 W × m - 2 × K -1 kde: Ml =1,02 je opravný koeficient [1] -2 lstř = 4,28.10 střední součinitel tepelné vodivosti [1]

(15.2-9)

15.2.2 Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin

(

)

a S = w × a Sk + a sal = 1 × (37,777 + 0) = 37,777 W × m -2 × K -1 kde: w = 1 je součinitel omývání plochy viz. [1] aSk součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin (15.2-3) asál = 0 součinitel přestupu tepla sáláním zanedbávám

(15.2-10)

15.2.3 Součinitel prostupu tepla Pro ohříváky vody a spalování tuhých paliv platí vztah viz. [1]: aS 37,777 (15.2-11) k= = = 33,365 W × m - 2 × K -1 1 + e × a S 1 + 0,0035 × 37,777 kde: aS je celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin (15.2-10) e = 0,0035 součinitel zanesení volený na základě konzultace

120



15.2.4 Výpočet potřebné (ideální) plochy ekonomizéru Q EKO × 10 3 3024,403 × 1000 = = 1337,908 m 2 k × Dt log 33,365 × 67,752 kde: QP1 je tepelný výkon přehříváku 1 (6.1-9) QP1b,c teplo, které skutečně vezme část b,c přehříváku P1 k součinitel prostupu tepla (11.2-34) Dtlog střední teplotní logaritmický spád Sid =

(15.2-12)

Střední teplotní logaritmický spád: Dt 1 = t SP 2 / IVin - t EKOout = 338 - 194,7 = 143,3 o C

(15.2-13)

Dt 2 = t SP 2 / IVout - t EKOin = 130 - 105 = 25 o C

(15.2-14)

Dt log = kde:

Dt 1 - Dt 2 143,3 - 25 = = 67,752 o C Dt 1 143,3 ln ln 25 Dt 2 ti jsou jednotlivé teploty znázorněné na Obr. 15-3

(15.2-15)

15.2.5 Skutečná teplosměnná plocha ekonimizéru S = p × D × l e × n × z × 2 = p × 0,0337 × 2,92 × 22 × 99 × 2 = 1346,637 m 2 kde: jednotlivé rozměry viz. Tab.15-1

15.2.6 Teplo, které skutečně vezme ekonomizér 33,365 Q EKO = k × S × Dt log = × 1346,637 × 67,752 = 3044,134 kW 1000 kde: k je součinitel prostupu tepla (15.2-11) S skutečná teplosměnná plocha ekonomizéru (15.2-16) Dtlog střední teplotní logaritmický spád (15.2-15)

(15.2-16)

(15.2-17)

15.2.7 Procentuelní odchylka Procentuelní odchylka by neměla být větší než 3 % viz. [1] æ 1337,908 ö æ S ö x = ç1 - id ÷ × 100 = ç1 ÷ × 100 = 0,65 % S ø è è 1346,637 ø kde: Sid je ideální plocha ekonomizéru (15.2-12) S skutečná teplosměnná plocha ekonomizéru (15.2-16) Z výsledku vyplývá, že skutečná plocha ekonomizéru se od ideální plochy liší o 0,65 %, což podmínce vyhovuje.

121

(15.2-18)



15.2.8 Přepočet teploty spalin na výstupu z 2.části IV. tahu Pro hodnotu entalpie na výstupu z 2. části IV. tahu (15.2-19) byla následně stanovena teplota aproximací hodnot z Tab.3-4. Tato teplota činí tSP2/IVout = 129,54 oC. Z čehož vyplývá, že zvolená teplota 130 oC s dostatečnou přesností vyhovuje. Entalpie spalin na výstupu z 2.části IV. tahu: Q 1801,794 I SP 2 / IVout = SP 2 / IVout = = 895,702 kJ × kg -1 M pv 2,0116 kde: QSP2/IVout je teplo spalin na výstupu z 2.části IV. tahu Mpv výpočtové množství spáleného paliva (4.3-5)

(15.2-19)

Teplo spalin na výstupu z 2. části IV. tahu: Q SP 2 / IVout = Q SP 2 / IVin - Q EKO = 4845,928 - 3044,134 = 1801,794 kW kde: QSP2/IVin je teplo spalin na vstupu do 2.části IV. tahu QEKO teplo, které skutečně vezme ekonomizér (15.2-17)

(15.2-20)

Teplo spalin na vstupu do 2. části IV. tahu Q SP1 / IVin = I SP 2 / IVin × M pv = 2408,992 × 2,0116 = 4845,928 kW (15.2-21) -1 kde: ISP2/IVin = 2408,992 kJ.kg je entalpie spalin na vstupu do 2.části IV. tahu viz. Tab.3-4

Zdůvodnění volby teploty na výstupu z ekonomizéru: Na výstupu z ekonomizéru volím teplotu 130 oC Tato teplota je volena o 10 oC nižší než s kterou byly počítány ztráty u účinnost kotle. Vlivem toho dochází k předimenzování ekonomizéru. Je to z důvodu, že u paliva jako je obilná sláma může kolísat obsah vody, tedy při větším obsahu vody než je uvažováno by byl ekonomizér poddimenzovaný a naopak. Řešení bude provedeno v podobě by-passu ekonomizéru. Kdy se pro udržení teploty spalin 140 oC na výstupu z kotle bude pomocí trojcestného ventilu regulovat množstní vody protékající Ekonomizérem. Stejným způsobem bude možno regulovat teplotu spalin na výstupu z kotle, v případě, že by docházelo k podkročení rosného bodu spalin a tedy k nízkoteplotní korozi. Schematické znázornění by-passu je na Obr.15-4.

Obr.15-4 By-pass ekonomizéru

122



16. KONTROLA TEPELNÉ BILANCE Teplo odevzdané všem výhřevným plochám Dle [2] platí vztah: SQ = j × (Q u - I SPEKOout ) = 0,9856 × (12312,422 - 895,794) = 11252, 229 kJ.kg -1 kde: j je součinitel uchování tepla Qu užitečné teplo uvolněné v ohništi (5.3-7) ISP2/IVout entalpie spalin na výstupu z 2.části IV. tahu (15.2-19)

Součinitel uchování tepla: Z SV 1,3 j = 1= 1= 0,9856 h K + ZSV 89,2694 + 1,3 kde: ZSV je ztráta sáláním a vedením tepla do okolí viz. kapitola 4.2.3 hK účinnost kotle (4.2-28)

(16.1-1)

(16.1-2)

Tepelná bilance:

Z ö æ DQ = Q × h K - SQ × ç1 - c ÷ = è 100 ø æ 2,442 ö -1 = 12320,45 × 0,892694 - 11252,229 × ç1 ÷ = 20,942 kJ.kg 100 è ø kde: Q je celkové teplo přivedené v palivu hK účinnost kotle (4.2-28) SQ teplo odevzdané všem výhřevným plochám (16.1-1) Zc ztráta mechanickým nedopalem (4.2-1)

(16.1-3)

Celkové teplo přivedené v palivu: Q = Q ir + i PV = 12,28 × 10 3 + 40,45 = 12320, 45 kJ.kg -1

kde:

Q ir ipv

(16.1-4)

je výhřevnost paliva fyzické teplo paliva (4.1-3)

Výpočet odchylky: DQ 20,942 x= × 100 = × 100 = 0,169 % (16.1-5) Q 12320,45 Maximální velikost odchylky viz. [2] by měla být menší než 0,5 %, což dle předchozího výsledku vyhovuje.

17. ZÁVĚR

Cílem této práce bylo navržení kotle o parním výkonu 30 t.h-1 a výstupními parametry páry 400 oC a 4 MPa. Použitým palivem je obilní sláma. Ze stechiometrických výpočtů byly stanoveny objemy vzduchu pro spalování a objemy vzniklých spalin. Součinitel přebytku vzduchu byl na zálkadě konzultace volen a = 1,3. Dále byly ve stechiometrických výpočtech stanoveny hodnoty entalpií vzduchu a spalin v závislosti na teplotě a vytvořen I-t diagram spalin. V následujících tabulkách jsou přehledně shrnuty výsledky jednotlivých výpočtů.

123



Tab.17-1 Objemy vzduchu a spalin vztaženo na 1 kg paliva suchý vlhký s přebytkem vzduchu Nm3.kg-1 vzduch 3,185 3,236 4,207 spaliny 3,155 4,007 4,978 Tab.17-2 Entalpie vzduchu a spalin v závislosti na teplotě t Istmin IVtmin ISt,a [kJ.kg-1] [oC] [kJ.kg-1] [kJ.kg-1] 1 1,1 1,2 0 0 0 0 0 0 100 561,6137 428,4417 561,6137 604,4579 647,3021 200 1139,422 861,5841 1139,422 1225,58 1311,739 300 1734,246 1302,39 1734,246 1864,485 1994,724 400 2346,652 1752,513 2346,652 2521,904 2697,155 500 2976,454 2213,92 2976,454 3197,846 3419,238 600 3623,725 2682,737 3623,725 3891,999 4160,273 700 4286,827 3164,798 4286,827 4603,307 4919,787 800 4965,41 3651,685 4965,41 5330,579 5695,748 900 5656,516 4150,191 5656,516 6071,535 6486,555 1000 6362,743 4651,564 6362,743 6827,9 7293,056 1200 7804,953 5674,514 7804,953 8372,404 8939,856 1400 9281,321 6714,579 9281,321 9952,779 10624,24 1600 10790,88 7770,98 10790,88 11567,98 12345,08 2000 13862,96 9910,339 13862,96 14853,99 15845,03 2500 17794,46 12642,22 17794,46 19058,68 20322,9

1,3 0 690,1462 1397,897 2124,963 2872,406 3640,63 4428,547 5236,267 6060,916 6901,574 7758,212 9507,307 11295,69 13122,18 16836,06 21587,12

1,4 0 732,9904 1484,055 2255,202 3047,658 3862,022 4696,82 5552,747 6426,085 7316,593 8223,369 10074,76 11967,15 13899,27 17827,1 22851,34

V kapitole základní bilance kotle bylo provedeno rozdělení spalovacího vzduchu na primární a sekundární v poměru 1:1, vlivem velké vlhkosti paliva se předpokládá předehřev primárního vzduchu na 100 oC. Dále byl proveden výpočet jednotlivých ztrát kotle a účinnost kotle pro dvě varianty a to: a) spalování bez recirkulace popílku b) spalování s recirkulací popílku Zhodnocení obou variant je uvedeno v Tab.17-3 Tab.17-3 Zhodnocení recirkulace

Ztráta mech. nedopalem Zc Ztráta chem. nedopalem ZCO Ztráta sáláním a vedením tepla do okolí ZSV Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků Zf Ztráta citelným teplem spalin Zk Účinnost kotle hk

Bez recirkulace popílku [%] 2,4420 0,0645 1,3

S recirkulací popílku [%] 2,1658 0,0647 1,3

0,2209

0,1712

6,7032 89,2694

6,7222 89,5761

124



Z výsledku vyplývá, že recirkulace by zvýšila účinnost kotle o 0,3 %. Avšak vzhledem k tomu, že obilní sláma je velmi specifické palivo s proměnlivostí obsahu popeloviny (záleží na druhu obiloviny, na poměru smísení, na oblasti pěstování), v dalším výpočtu nebylo již s recirkulací popílku počítáno. Pokud by však množství popílku nebylo zanedbatelné, budou výsypky ze druhého, třetího a čtvrtého tahu konstrukčně upraveny pro možnost recirkulace popílku. Výpočtové množství spaleného paliva bylo stanoveno 7,2418 t.h-1. Ohniště kotle, se skládá membránové stěny (výparník). Velikost ohniště je zaznamenána v Tab.17-4. Velikost roštu byla stanovena na základě tepelného zatížení roštu, které bylo voleno na základě konzultace. Toto zatížení je však dosti nízké proto délka roštu vychází značná a pokud by mělo ohniště tvar pouze hranolu, byla by rychlost spalin v ohništi také nízká a výška ohniště malá, proto se ohniště zužuje na rozměr c. Tab.17-4 Rozměry ohniště Název Tepelné zatížení roštu Objemové zetížení ohniště Šířka ohniště Délka roštu Výška ohniště Rozměr v oblasti zúžení

Značka Velikost Jednotka qS 1,1 MW.m-2 qV 135 kW.m-3 A 3,6 m B 6,3 m h 11 m c 4,14 m

Spaliny v horní části ohniště vystupují rozvolněnou membránovou stěnou tzv, mříží. Mříž je přesazena do dvou řad , pouze z důvodu lichého počtu prubek v membránové stěně je jedna trubka ve třetí řadě. Výška mříže z výpočtu vychází 2,4 m. Spaliny dále proudí do II. tahu kotle, tento tah je prázdný a je zde zařazen z důvodu ochlazení spalin a snížení koncentrace popílku ve spalinách. Je tedy tvořen pouze memdránovou stěnou (částí výparníku). Tato stěna má shodnou rozteč i průměr trubek jako membránová stěna tvořící ohniště. V Tab.17-5 jsou zaznamenány rozměry II. tahu. Tab.17-5 Rozměry II.tahu Název Šířka II. tahu Délka II. tahu Minimální výška II. tahu Výška otvoru do III. tahu

Značka Velikost Jednotka A 3,6 m BIItah 1,62 m h 5,3 m E 2,2 m

Výpočet III.tahu kotle byl rozdělen na tři úseky vratnou komoru, druhou část třetího tahu která obsahuje přehřívák P2 a třetí část třetího tahu, obsahující části b,c přehříváku P1. Dále je tvořen III.tah membránovou stěnou (výparníkem) s průměrem trubek shodným jako u předchozích tahů, liší se pouze roztečí trubek ve stěně, kde vstupuje a vystupuje pára trubkami z přehříváků. Tam je rozteč trubek membránové stěny 100 mm. Jednotlivé přehříváky jsou ve III tahu zavěšeny na závěsných trubkách. Tyto trubky mají větší tloušťku stěny z důvodu tahových namáhání. Rozměry III. tahu jsou uvedeny v Tab.17-6

125



Tab.17-6 Rozměry III.tahu Název Šířka III. tahu Délka III. tahu Výška 1. úseku Výška 2. úseku Výška 3. úseku

Značka Velikost Jednotka A 3,6 m BIIItah 2,52 m 3,27 m h 2,5 m 3,9 m

Poslední částí kterou spaliny proudí je IV.tah kotle. Stěny tohoto tahu již netvoří membránová stěna (část výparníku), nýbrž se jedná o plechový kanál, uvnitř kterého je zavěšen vstupní trubkový svazek přehříváku P1a a trubkové svazky ekonomizérů prostřednictvím nechlazených závěsů. Rozměry IV.tahu jsou znázorněny v Tab.17-7 Tab.17-7 Rozměry IV.tahu Název Šířka IV. tahu Délka IV. tahu Výška

Značka Velikost Jednotka A 3,6 m BIVtah 3,1 m h 12,6 m

V dalších tabukách uvádím geometrické parametry jednotlivých výhřevných ploch, jejich velikosti a odchylky od hodnot stanovených výpočtem. Tab.17-8 Geometrické parametry přehříváku P2 Název Počet trubek v jedné řadě Vnější průměr trubky Vnitřní průměr trubky Tloušťka stěny Délka trubek Příčná rozteč Podélná rozteč Počet řad trubek Počet hadů Skutečná teplosměnná plocha Vypočtená teplosměnná plocha Procentuelní odchylka ploch

Značka n D d t le s1 s2 z z1 S Sid x

Velikost 18 0,038 0,03 0,004 2,13 0,2 0,21 10 3 137,311 137,284 0,02

Jednotka m m m m m m m2 m2 %

Tab.17-9 Geometrické parametry částí přehříváku P1c a P1b Název Počet trubek v jedné řadě Vnější průměr trubky Vnitřní průměr trubky Tloušťka stěny Délka trubek Příčná rozteč Podélná rozteč Celkový počet řad trubek Počet hadů Skutečná teplosměnná plocha

Značka n D d t le s1 s2 z z1 S

Velikost 36 0,032 0,024 0,004 2,2 0,1 0,125 22 2 350,330

126

Jednotka m m m m m m m2



Dokompenzování teplosměnné plochy pro požadovaný tepelný výkon přehříváku P1 je provedeno částí P1a ve IV. tahu kotle. Tab.17-10 Geometrické parametry části přehříváku P1a Název Počet trubek v jedné řadě Vnější průměr trubky Vnitřní průměr trubky Tloušťka stěny Délka trubek Příčná rozteč Podélná rozteč Počet řad trubek Počet hadů Skutečná teplosměnná plocha Vypočtená teplosměnná plocha Procentuelní odchylka ploch

Značka n D d t le s1 s2 z z1 S Sid

Velikost 36 0,0318 0,0238 0,004 2,8 0,1 0,125 10 2 201,404 201,227

Jednotka m m m m m m m2 m2

x

0,09

%

Tab.17-11 Geometrické parametry závěsných trubek Název Počet trubek v jedné řadě Vnější průměr trubky Vnitřní průměr trubky Tloušťka stěny Příčná rozteč Počet řad trubek

Značka n D d t s1 z

Velikost 18 0,038 0,0254 0,0063 0,2 2

Jednotka m m m m -

Tab.17-12 Geometrické parametry membránové stěny (výparník) Název Vnější průměr trubky Rozteč trubek Rozteč trubek zadní stěna III. tah Délka praporku Délka praporku zadní stěna III. tah

Značka D s s B B

127

Velikost 0,0603 0,09 0,1 0,0297 0,0397

Jednotka m m m m m



Tab.17-13 Geometrické parametry ekonomizéru Název Počet trubek v jedné řadě Vnější průměr trubky Vnitřní průměr trubky Tloušťka stěny Délka trubek Příčná rozteč Podélná rozteč Počet řad trubek Skutečná teplosměnná plocha Vypočtená teplosměnná plocha Procentuelní odchylka ploch

Značka Velikost n 22 D 0,0337 d 0,0237 t 0,005 le 2,92 s1 0,08 s2 0,8 z 99 S 1346,134 Sid 1337,908 x

0,65

Jednotka m m m m m m m2 m2 %

V následujících tabulkách uvadím parametry páry a vody na vstupu a výstupu z jednotlivých úseků a porovnání volených a vypočtených teplot media. Dále uvádím rychlosti media. Tab.17-14 Vstupní a výstupní parametry páry přehříváku P2 teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

Vstup

o

C MPa m3.kg-1 kJ.kg-1 m.s-1

tP2in pP2in vP2in iP2in wPP

326 4,1 0,0612 3029,305 14,703

Výstup tp 400 pp 4 vp 0,0734 ip 3214,374

Tab.17-15 Vstupní a výstupní parametry páry části b,c přehříváku P1 teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

o


Vstup tP1 pP1 vP1 iP1 wPP

295 4,16 0,0555 2941,635 15,209

Výstup Vypočtená vstupní teplota tP1out 392 tP1 295,34 pP1out 4,1 vP1out 0,0705 iP1out 3193,577

Tab.17-16 Vstupní a výstupní parametry páry v části a přehříváku P1 teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

o


tP1in pP1in vP1in iP1in wPP

Vstup 266,4 4,2 0,0499 2849,250 12,924

Výstup tP1 295 pP1 4,16 vP1 0,0555 iP1 2941,635

Tab.17-17 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti vratné komory teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

o


tZTout pZTout vZTout iZTout wPP

Výstup 266,4 4,2 0,0499 2849,250 21,175

128

tZT2 pZT2 vZT2 iZT2

Vstup Vypočtená vstupní teplota 259,8 tZT2 259,8 4,22 0,0484 2824,262



Tab.17-18 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 2. části III. tahu teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

o


tZTout pZTout vZTout iZTout wPP

Výstup 259,8 4,22 0,0484 2824,262 20,529

tZT2 pZT2 vZT2 iZT2

Vstup Vypočtená vstupní teplota 256,4 tZT2 256,5 4,26 0,0471 2808,751

Tab.17-19 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 3. části III. tahu teplota tlak měrný objem entalpie rychlost páry

o


Výstup tZTout 256,5 pZTout 4,26 vZTout 0,0471 iZTout 2809,149 wPP 20,099

Vstup Vypočtená vstupní teplota tVÝP 254,7 tVÝP 254,7 pVÝP 4,3 vVÝP 0,0462 iVÝP 2799,342

Tab.17-20 Vstupní a výstupní parametry vody v ekonomizéru teplota tlak měrný objem entalpie rychlost vody

o


Vstup tEKOin pEKOin vEKOin iEKOin ww

105 4,9 0,001 443,751 0,862

Výstup tEKOout 194,7 pEKOout 4,3 vEKOout 0,0012 iEKOout 829,845

Zhodnocení volených a vypočtených teplot spalin na výstupech z jednotlivých úseků je zpracováno v Tab. 17-21 Tab.17-21 Volené a vypočtené teploty spalin na výstupu z jednotlivých úseků ve oC Volená Teplota nechlazeného plamene Teplota na konci ohniště Teplota na výstupu z mříže Teplota na výstupu z II.tahu Teplota na výstupu z V. komory Teplota na výstupu z 2.části III.tahu Teplota na výstupu z 3.části III.tahu Teplota na výstupu z 1.části IV.tahu Teplota na výstupu z 2.části IV.tahu

Vypočtená 1542,779 797,055 766,6 683,72 661,76 534,31 387,49 337,95 129,54

800 767 684 662 534 387 338 130

Výstupní teplota z kotle činí 130 oC, což je o 10 stupňů méně, než s jakou teplotou byly počítány ztráty a účinnost kotle. Z toho vyplývá, že ekonomizér je předimenzovaný, avšak u paliva jako je obilná sláma může kolísat obsah vody. Tedy při větším obsahu vody v palivu bude výstupní teplota spalin nižší než při spalování paliva s menším obsahem vody. Proto bude využito by-passu ekonomizéru, kterým bude regulována výstupní teplota spalin. Tato metoda spočívý v regulaci množství protékající vody ekonomizérem pomocí trojcestného ventilu a pomocné větve. Tímto způsobem bude také možno udržovat teplotu výstupních spalin nad teplotou rosného bodu a zamezit tím nízkoteplotní korozi.

129



V závěrečných tabulkách uvádím rychlosti spalin v jednotlivých úsecích Tab.17-22 Vypočtené rychlosti spalin v jednotlivých usecích v m.s-1 ohniště mříž II.tah Vratná komora 2.část III.tahu 3.část III.tahu 1.část IV.tahu 2.část IV.tahu

3,551 6,735 6,280 4,648 4,218 4,141 2,930 2,723

Maximální rychlost spalin stanovená na základě konzultace by neměla překročit 7 m.s1 z důvodu abraze trubek popílkem. Tento požadavek byl pro jednotlivé úseky splněn. Na závěr tepelného výpočtu byla stanovena kontrola tepelné bilance. Vypočtená odchylka činí 0.169 %, což vyhovuje požadavku maximální odchylky 0,5 %.

18. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ [1]

Dlouhý,T.:Výpočty kotlů a spalinových výměníků. Skriptum ČVUT, Praha 2007

[2]

Budaj,F.:Parní kotle. Podklady pro tepelný výpočet. Skriptum VUT, Brno 1986

[3]

Parní tabulky http://www.euromatic.cz/download_cz.htm

[4]

ČSN 07 0305 (070305) Hodnocení kotlových ztrát. Norma ČNI, Praha 1983

[5]

EnviWeb s.r.o., odborný portál pro životní prostředí http://www.enviweb.cz/clanek/obecne/47342/jak-jsme-pokrocili-s-vyuzivanimbiomasy

[6]

Kotle na spalování balíků slámy, STEP Trutnov a.s. http://www.steptrutnov.cz/vyrobni-program/kotle-na-biomasu/kotle-na-spalovanibaliku-slamy-step-ks-175-600-kW.html

[7]

CZ Biom - České sdružení pro biomasu http://biom.cz/cz/odborne-clanky/biomasa-pro-energii-1-zdroje

[8]

Časopis STAVEBNICTVÍ http://www.casopisstavebnictvi.cz/vyuziti-univerzalniho-kotle-na-spalovani-celychbaliku-sena-slamy-lnu-a-ostatni-biomasy_N3358

[9]

EkoWATT Praha, Centrum pro obnovitelné zdroje a úspory energie http://www.ekowatt.cz/cz/informace/obnovitelne-zdroje-energie/energie-biomasy

[10]

C.S.- Energo s.r.o. http://www.csenergo.cz/node/19

130



19. SEZNAM POUŽITÝCH ZKRATEK A SYMBOLŮ a ao apl ast A Ar B Bo c cpv c pVV Ci Cs Cz Ct, Cl, Cm d de D DZT F Fp GS h hmříž ipv inv ip ipř iVZ iZT I Pt ISP

m m m kJ.kg-1.K-1 kJ.m-3.K-1 g / kg s. v m mm mm m2 m2 kg.kg-1 m m kJ.kg-1 kJ.kg-1 kJ.kg-1 kJ.kg-1 kJ.kg-1 kJ.kg-1 kJ.m-3

stupeň černosti proudu spalin při teplotě proudu stupeň černosti ohniště stupeň černosti plamene stupeň černosti povrchu stěn šířka ohniště obsah popeloviny v původním vzorku šířka spalinového kanálu Boltzmanovo číslo zúžení ohniště měrná tepelná kapacita paliva měrná tepelná kapacita vlhkého vzduchu podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků korekční součinitel na uspořádání svazku na příčné rozteči korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru opravné součinitele pro součinitel přestupu tepla konvencí měrná vlhkost vzduchu ekvivalentní průměr vnější průměr trubek membránové stěny vnější průměr závěsných trubek světlý průřez kanálu průtočný průřez pro páru hmotnost spalin výška ohniště výška mříže fyzické teplo paliva entalpie napájecí vody entalpie přehřáté páry entalpie předehřátého vzduchu entalpie studeného vzduchu počet řad závěsných trubek entalpie popílku entalpie spalin ve spalovací komoře

ISt ,a

kJ.kg-1

entalpie spalin

ISt min

kJ.kg-1

entalpie spalin při stechiometrickém spalování

t V min

-1

I k k ×p ×s kkok, k1, k2 kp.mpk kS.rS le M Mp M pal

kJ.kg W.m-2.K-1 m t.h-1 t.h-1

entalpie vzduchu při stechiometrickém spalování součinitel prostupu tepla optická hustota plamene součinitele zohledňující koncentraci koksíku ve spalinách součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny efektivní délka trubek přehříváku součinitel parní výkon kotle množství paliva

M pv

t.h-1

výpočtové množství paliva 131



MPZT MV Mn Ml n nZT O O Ar O C02 Qcz Oi ON2

kg.s-1 kg.s-1 m m3.kg-1 m3.kg-1 kJ.kg-1 m3.kg-1

průtočné množství páry v závěsných trubkách množství vstřikované vody opravný koeficient pro kinematickou viskozitu opravný koeficient pro součinitel tepelné vodivosti počet trubek přehříváku v jedné řadě počet závěsných trubek v jedné řadě obvod průřezu kanálu objem argonu objem oxidu uhličitého teplo přivedené cizím zdrojem objemové podíly vzduchu a složek spalin objem dusíku

O O 2 min

OSS OSV OSV min

m3.kg-1 m3.kg-1 m3.kg-1 m3.kg-1

minimální objem kyslíku potřebný pro spálení 1kg paliva objem suchých spalin při normálních podmínkách objem spalin při spalování s přebytkem vzduchu minimální objem vlhkých spalin

OSH 2 O

m3.kg-1

objem vodní páry v minimálním objemu vlhkých spalin

O VH 2 O

m3.kg-1 m3.kg-1 m3.kg-1 m3.kg-1 m3.kg-1

objem vodní páry v minimálním objemu vlhkého vzduchu množství předehřátého vzduchu min. objem suchého vzduchu pro dokonalé spálení 1kg paliva množství spalovacího vzduchu min. objem vlhkého vzduchu pro dokonalé spálení 1 kg paliva

(O S × c S ) o pS Pr qS qV Q QC Qci Q EKO Qired Q ir

kJ.kg-1. oC-1 MPa MW.m-2 kW.m-3 kW kW kJ.kg-1 kW kJ.kg-1 kJ.kg-1

střední tepelná jímavost spalin v ohništi parciální tlak tříatomových plynů ve spalinách Prandtlovo číslo tepelné zatížení roštu objemové zatížení ohniště tepelný příkon celkové potřebné teplo výhřevnost hořlaviny uvažovaného druhu tuhých zbytků tepelný výkon ekonomizéru redukovaná výhřevnost výhřevnost paliva

Q Sr3 Qp Q P1 QP2 Qu QV QV Q vyrj

kJ.kg-1 kW kW kW kJ.kg-1 kJ.kg-1 MW MW

teplo ve spalinách 3.recirkulace teplo vzniklé spálením paliva tepelný výkon přehříváku 1 tepelný výkon přehříváku 2 celkové užitečné teplo uvolněné v ohništi teplo přivedené se vzduchem výrobní teplo páry tepelný výkon kotle

Q VÝP

kW

tepelný výkon výparníku

OVzpř O VS min O VV O VV min _

132



QVZ Q ZT rH 2 O rS R s s1, s2 S Sb Sc Sh Smříž So Sp

kW kW m2 m m m2 m2 m2 m2 m2 m2 m2

teplo dodané vzduchem tepelný výkon závěsných trubek objemový podíl vodní páry ve spalinách objemový podíl tříatomových plynů ve spalinách plocha hořící vrstvy paliva na roštu efektivní (účinná) tloušťka sálavé vrstvy rozteče trubek teplosměnná plocha, průřez plocha boční stěny ohniště plocha průřezu ohniště v oblasti zúžení plocha horní stěny plocha mříže předběžný průřez roštu plocha přední stěny ohniště

Sro Sst Sús Sz t tok tpv t ST t stř t2 Tst Tz vstř Vo w pp wSpmříž wspo x xpl xst Xi XP Xú z Zc ZCO Zf Zfr Zfú Zf2/3 Zf4

m2 m2 m2 m2 s o C o C o C o C o C K K m3.kg-1 m3 m.s-1 m.s-1 m.s-1 % % % -

plocha roštu a otvoru plocha otrubkované stěny účinná sálavá plocha ohniště plocha zadní stěny ohniště doba setrvání spalin v ohništi teplota na konci ohniště teplota paliva střední teplota spalin v ohništi střední teplota spalin teplota v místě 2 střední teplota spalin teplota povrchu nánosu na straně spalin měrný objem pro střední parametry páry objem ohniště rychlost proudění páry rychlost spalin v mříži rychlost spalin v ohništi procentuální odchylka poloha maximální teploty plamene úhlový součinitel sáláni podíl popela podíl popílku v celkové hmotnosti tuhých zbytků poměrný úlet popílku v oblasti ohniště počet řad trubek ztráta mechanickým nedopalem ztráta chemickým nedopalem ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v roštovém propadu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v úletu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 2 a 3. tahu ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve 4. Tahu 133



Zk o Z SV cv ak aok aS asal aSk Dp DtN Dtlog e z h hk Q ok l mpk n r VV rSV s1 s2 SQ j _

y w wCO wH2 wCH4

W.m-2.K-1 W.m-2.K-1 W.m-2.K-1 W.m-2.K-1 MPa o C o C m2.K.W-1 kg.m-1.s-1 % W.m-2.K-1 kg.kg-1 m2.s-1 kg.m-3 kg.m-3 kJ.kg-1 -

ztráta citelným teplem spalin poměrná ztráta sáláním a vedením teple připadající na ohniště podíl vodní páry cv připadající na 1Nm3 suchého vzduchu součinitel přestupu tepla konvencí součinitel přebytku vzduchu na konci ohniště celkový součinitel přestupu tepla součinitel přestupu tepla sáláním součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin celková tlaková ztráta teplota nedohřevu střední teplotní logaritmický spád součinitel zanesení součinitel zanesení stěn ohniště dynamická viskozita účinnost kotle poměrná teplota spalin na výstupu z ohniště součinitel tepelné vodivosti spalin koncentrace popela ve spalinách kinematická viskozita spalin hustota vzduchu hustota spalin s přebytkem vzduchu poměrná příčná rozteč poměrná podélná rozteč teplo odevzdané všem výhřevným plochám součinitel uchování tepla

% % %

součinitel tepelné efektivnosti stěn součinitel omývání plochy obsah CO v plynných spalinách obsah H2 v plynných spalinách obsah CH4 v plynných spalinách

20. SEZNAM TABULEK, OBRÁZKŮ A PŘÍLOH 20.1 Seznam tabulek Tab. 3-1 vypočtené objemy vzduchu a spalin Tab.3-2 hustota jednotlivých složek spalin Tab.3-3 Měrná entalpie složek spalin a měrné tepelné kapacity vzduchu a vodní páry v závislosti na teplotě Tab.3-4 Entalpie spalin v závislosti na teplotě Tab.4-1 Rozvržení podílu popela z celkového množství Ar připadající na jednotlivý druh tuhých zbytků Tab.4-2 Podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků 134

14 14 15 16 20 20



Tab.4-3 Uvažovaná teplota a měrná tepelná kapacita tuhých zbytků v jednotlivých částech kotle Tab.4-4 Porovnání ztrát a účinností Tab.5-1Parametry trubkové stěny Tab.6-1 Parametry výhřevných ploch na straně pracovního media Tab.7-1 Geometrické parametry mříže Tab.9-1Geometrické parametry přehříváku P1 a závěsných trubek Tab.10-1Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti vratné komory Tab.10-2 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti Tab.11-1 Rozměry úseku 2.části III.tahu Tab.11-2 Geometrické parametry přehříváku P2 Tab.11-3 Vstupní a výstupní parametry páry přehříváku P2 Tab.11-4 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry Tab.11-5Parametry páry v závěs. trubkách v oblasti 2. části III. tahu Tab.11-6 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry Tab.12-1 Rozměry úseku 3.části III.tahu Tab.12-2 Geometrické parametry částí přehříváku P1c a P1b Tab.12-3 Vstupní a výstupní parametry páry části přehříváku P1 ve III. tahu Tab.12-4 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry Tab.12-5Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 2. části III. tahu Tab.12-6 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry Tab.14-1 Geometrické parametry části přehříváku P1a Tab.14-2 Vstupní a výstupní parametry páry v části přehříváku P1a Tab.14-3 Dynamická viskozita, měrná tepelná kapacita a součinitel tepelné vodivosti páry Tab.15-1 Geometrické parametry ekonomizéru Tab.15-2 Vstupní a výstupní parametry vody v ekonomizéru Tab.17-1 Objemy vzduchu a spalin vztaženo na 1 kg paliva Tab.17-2 Entalpie vzduchu a spalin v závislosti na teplotě Tab.17-3 Zhodnocení recirkulace Tab.17-4 Rozměry ohniště Tab.17-5 Rozměry II.tahu Tab.17-6 Rozměry III.tahu Tab.17-7 Rozměry IV.tahu Tab.17-8 Geometrické parametry přehříváku P2 Tab.17-9 Geometrické parametry částí přehříváku P1c a P1b Tab.17-10 Geometrické parametry části přehříváku P1a Tab.17-11 Geometrické parametry závěsných trubek Tab.17-12 Geometrické parametry membránové stěny (výparník) Tab.17-13 Geometrické parametry ekonomizéru Tab.17-14 Vstupní a výstupní parametry páry přehříváku P2 Tab.17-15 Vstupní a výstupní parametry páry části b,c přehříváku P1 Tab.17-16 Vstupní a výstupní parametry páry v části a přehříváku P1 135

23 24 31 37 43 57 65 66 71 72 78 79 84 84 88 88 95 95 101 101 107 109 109 116 118 124 124 124 125 125 126 126 126 126 127 127 127 128 128 128 128



Tab.17-17 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti vratné komory Tab.17-18 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 2. části III. tahu Tab.17-19 Parametry páry v závěsných trubkách v oblasti 3. části III. tahu Tab.17-20 Vstupní a výstupní parametry vody v ekonomizéru Tab.17-21 Volené a vypočtené teploty spalin na výstupu z jednotlivých úseků ve oC Tab.17-22 Vypočtené rychlosti spalin v jednotlivých usecích v m.s-1

128 129 129 129 129 130

20.2 Seznam obrázků Obr.3-1 I – t diagram spalin Obr.5-1 Rozměry ohniště Obr.6-1 Bilance vstřiku Obr.6-2 Pilový diagram Obr.7-1 Rozměry mříže Obr.7-2 Tepelné spády v oblasti mříže Obr.8-1 Rozměry II. tahu Obr.8-2 Tepelné spády ve II. tahu Obr.9-1 Minimální průřez pro spaliny ve III. tahu Obr.9-2 Schematické znázornění III. tahu se základní rozměry Obr.10-1 Zjednodušený případ vratné komory Obr.10-2 Tepelné spády ve vratné komoře Obr.10-3 Rozložení závěsných trubek ve vratné komoře Obr.11-1 Rozměrové schéma 2. části III. tahu Obr.11-2 Tepelné spády ve 2. části III. tahu Obr.11-3 Rozměry přehříváku P2 Obr.12-1 Rozměrové schéma 3. části III. tahu Obr.12-2 Tepelné spády ve 3. části III. tahu Obr.12-3 Rozměry přehříváku P1b,c Obr.13-1 Schematické znázornění IV. tahu se zákl. rozměry Obr.14-1 Rozměry přehříváku P1a Obr.14-2 Tepelné spády v 1. části IV. tahu Obr.15-1 Rozměry svazku ekonomizéru Obr.15-2 Princip ohýbání trubek ekonomizéru Obr.15-3 Tepelné spády v 2. části IV. tahu Obr.15-4 By-pass ekonomizéru

20.3 Seznam příloh 1) Výkres kotle

136

17 28 38 41 42 43 49 51 57 58 59 61 66 73 74 79 89 90 96 106 108 109 117 118 118 122

H

Recommend Documents