H

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE

KOTEL NA SPALOVÁNÍ DŘEVA S HNĚDÝM UHLÍM (VÁHOVÝ POMĚR 50/50), 30 T/H STEAM BOILER FOR BURNING MIX OF WOOD AND SUB-BITUMINOUS COAL (MIXING 50/50), 30 T/H

DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER’S THESIS

VEDOUCÍ PRÁCE

Bc. JIŘÍ CHMELÍČEK

AUTHOR

VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR

BRNO 2013

doc. Ing. ZDENĚK SKÁLA, CSc.

Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství Energetický ústav Akademický rok: 2012/2013

ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE student(ka): Bc. Jiří Chmelíček 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: Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlí (váhový poměr 50/50),30t/h v anglickém jazyce: Steam boiler for burnig mix of wood and sub-bituminous coal(mixing 50/50).35t/h Stručná charakteristika problematiky úkolu: Navrhněte kotle na kombinované spalování čistého dřeva s hnědým uhlím v poměru 50/50.Parametry kotle: parní výkon 30 t/h ,tlak přehřáté páry 5 MPa,teplota přehřáté páry 450°C Cíle diplomové práce: Návrh uspořádání ploch a jejich dimenzování. Tepelný výpočet V ýpočtový projekt

Seznam odborné literatury: Černý V.,Janeba B.,Teysler J.: Parní kotle ,technický průvodce, SNTL Praha Dlouhý T.: Výpočet kotlů a spalinových výměníků, skritpum ČVUT v Prřaze Jandačka J.:Mikulí M.:Technologie pre zyšovanie energetického potenciálu biomasy,ISBN 978-80-969595-4-9

Vedoucí diplomové práce: doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc. Termín odevzdání diplomové práce je stanoven časovým plánem akademického roku 2012/2013. V Brně, dne 20.11.2012 L.S.

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

_______________________________ prof. RNDr. Miroslav Doupovec, CSc., dr. h. c. Děkan fakulty

ABSTRAKT Tato diplomová práce se zabývá konstrukčním a výpočtovým návrhem kotle na spalování dřeva a hnědého uhlí. Práce je rozdělena do několika částí. Nejprve jsou prováděny stechiometrické výpočty a entalpické výpočty vzduchu a spalin. Dále je vypočítána tepelná bilance kotle, ztráty kotle a je stanovena tepelná účinnost kotle. Po návrhu spalovací komory je proveden její tepelný výpočet. Potom jsou navrhovány rozměry tahů a jednotlivé výhřevné plochy. Na konci výpočtu se kontroluje celková tepelná bilance.

Klíčová slova: kotel, dřevo, hnědé uhlí, výparník, přehřívák, ztráty kotle, účinnost kotle

ABSTRACT This master´s thesis deals with the constructional and calculation design of the boiler for burning wood and sub-bituminous coal. The work is divided into several parts. First, stoichiometrics calculation and enthalpy calculations of air and flue gas are performed. It is calculated heat balance of the boiler, the boiler losses and the thermal efficiency of the boiler is determined. After designing the combustion chamber thermal calculation is made. Then, the dimensions and individual heating surfaces are proposed. At the end of the calculations are controlling the overall energy balance.

Keywords: boiler, wood, sub-bituminous coal, evaporator, superheater, losses of boiler, boiler efficiency

BIBLIOGRAFICKÁ CITACE CHMELÍČEK, J. Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím (váhový poměr 50/50), 30t/h. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 2013. 96 s. Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc..

PROHLÁŠENÍ Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně za pomoci vedoucího diplomové práce doc. Ing. Zdeňka Skály, CSc. a odborného konzultanta Ing. Pavla Křemínského a uvedl jsem všechnu použitou literaturu a jiné podklady.

V Brně dne 20. 5. 2013 ..…………………… podpis

PODĚKOVÁNÍ Děkuji vedoucímu mé diplomové práce doc. Ing. Zdeňku Skálovi CSc. a panu Ing. Pavlu Křemínskému za odborné vedení, cenné rady a užitečné připomínky při řešení výpočtu a také za poskytnutí potřebných podkladů. Děkuji také své rodině, která mě podporovala během celého studia.

Bc. Jiří Chmelíček

Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím

Obsah 1 2 3

4

5

Úvod ................................................................................................................................. 12 Parametry kotle a složení paliva ....................................................................................... 13 Stechiometrické výpočty .................................................................................................. 14 3.1 Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva............................. 14 3.2

Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin .......................................... 15

3.3

Entalpie vzduchu a produktů spalování ..................................................................... 16

Tepelná bilance kotle ........................................................................................................ 18 4.1 Teplo přivedené do kotle ........................................................................................... 18 4.2

Ztráty kotle a tepelná účinnost ................................................................................... 19

4.3

Výrobní teplo páry a množství paliva ........................................................................ 20

Výpočet spalovací komory ............................................................................................... 21 5.1 Výpočet ohniště z hlediska přenosu tepla .................................................................. 22 5.1.1

Určení adiabatické teploty v ohništi ................................................................... 22

5.1.2

Poměrná teplota spalin ....................................................................................... 23

5.1.3

Součinitel M ....................................................................................................... 24

5.1.4

Boltzmannovo číslo ............................................................................................ 24

5.1.5

Stupeň černosti ohniště ....................................................................................... 25

5.2 6

7 8

9

Množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn .......................................................... 26

Výpočet teplosměnných ploch.......................................................................................... 27 6.1 Napájecí voda ............................................................................................................ 28 6.2

Přehřívák 3 ................................................................................................................. 28

6.3

Přehřívák 2 ................................................................................................................. 29

6.4

Přehřívák 1 ................................................................................................................. 30

6.5

Závěsné trubky ........................................................................................................... 31

6.6

Výparník .................................................................................................................... 31

6.7

Ekonomizér ................................................................................................................ 32

6.8

Celkové potřebné teplo .............................................................................................. 32

6.9

Přehled ....................................................................................................................... 32

Výpočet I. tahu ................................................................................................................. 33 Mříž .................................................................................................................................. 34 8.1 Součinitel přestupu tepla ............................................................................................ 35 8.1.1

Součinitel přestupu tepla konvekcí ..................................................................... 35

8.1.2

Součinitel přestupu tepla sáláním pro zaprášené spaliny ................................... 35

8.1.3

Celkový součinitel přestupu tepla....................................................................... 36

8.2

Součinitel prostupu tepla ........................................................................................... 36

8.3

Výsledná teplota spalin na výstupu z mříže............................................................... 37

Výpočet II. tahu ................................................................................................................ 38 9.1 Součinitel přestupu tepla pro membránové stěny ...................................................... 39

9


10 11


9.1.1

Konvekcí pro podélné proudění ......................................................................... 39

9.1.2

Sáláním pro zaprášené spaliny ........................................................................... 39

9.1.3

Celkový součinitel přestupu tepla ...................................................................... 40

9.2

Součinitel prostupu tepla ........................................................................................... 40

9.3

Výsledná teplota spalin na výstupu z II. tahu ............................................................ 41

Návrh hloubky III. tahu .................................................................................................... 42 Výpočet výsypky mezi II. a III. tahem............................................................................. 43 11.1 Součinitel přestupu tepla pro membránové stěny .................................................. 44 11.1.1 Konvekcí pro podélné proudění ......................................................................... 44 11.1.2 Sáláním pro zaprášené spaliny ........................................................................... 44 11.1.3 Celkový součinitel přestupu tepla ...................................................................... 45

12

11.2

Součinitel prostupu tepla ....................................................................................... 45

11.3

Výsledná teplota spalin na výstupu z výsypky ...................................................... 46

Výpočet III. tahu – I. část ................................................................................................. 47 12.1 Přehřívák 3 ............................................................................................................. 47 12.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 48 12.1.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 49 12.1.3 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 51 12.2

Výpočet membránových stěn ................................................................................ 51

12.2.1 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 51 12.2.2 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 53 12.3

Výpočet závěsných trubek ..................................................................................... 54

12.3.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 54 12.3.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 54 12.3.3 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 56 12.4 13

Výsledná teplota spalin na výstupu z 1. části III. tahu .......................................... 56

Výpočet III. tahu – II. část ............................................................................................... 57 13.1 Přehřívák 2 ............................................................................................................. 57 13.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 59 13.1.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 59 13.1.3 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 61 13.2

Výpočet membránových stěn ................................................................................ 62

13.2.1 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 62 13.2.2 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 64 13.3


13.3.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 65 13.3.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ........................................................ 65 13.3.3 Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 66

10

Bc. Jiří Chmelíček 13.4


Výsledná teplota spalin na výstupu z 2. části III. tahu ........................................... 67

14 Výpočet III. tahu – III. část a IV. tahu .............................................................................. 68 14.1 Přehřívák 1 ............................................................................................................. 68 14.1.1

Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 71

14.1.2

Součinitele přestupu tepla ze strany spalin ......................................................... 71

14.1.3

Součinitel prostupu tepla .................................................................................... 73

14.2

Výpočet membránových stěn ................................................................................. 74

14.2.1


14.2.2


14.3


14.3.1

Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry ............................................. 76

14.3.2


14.3.3


14.4

Výsledná teplota spalin na výstupu z III. části III. tahu a části IV. tahu ................ 78

15 Výpočet IV. a V. tahu ....................................................................................................... 79 15.1 Ekonomizér ............................................................................................................ 79 15.1.1

Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany spalin ......................................... 81

15.1.2

Součinitel přestupu tepla sáláním pro zaprášené spaliny ................................... 81

15.1.3


15.1.4

Výsledná teplota spalin na výstupu z ekonomizéru ........................................... 82

15.2

16 17 18 19 20 21 22

Ohřívák vzduchu .................................................................................................... 83

15.2.1

Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany vzduchu ..................................... 84

15.2.2

Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany spalin ......................................... 85

15.2.3


15.2.4

Výsledná teplota spalin na výstupu z ohříváku vzduchu .................................... 86

Kontrola tepelné bilance ................................................................................................... 87 Závěr ................................................................................................................................. 88 Seznam použité literatury ................................................................................................. 89 Seznam obrázků................................................................................................................ 90 Seznam tabulek ................................................................................................................. 91 Seznam použitých zkratek a symbolů .............................................................................. 92 Seznam příloh ................................................................................................................... 96

11



1 Úvod Důvodů proč spalovat biomasu s uhlím je několik. Jedním z nich je úprava škodlivin v palivu, dále standardizace paliva a například podpora při využití obnovitelného zdroje energie pomocí tzv. zelených bonusů. Jelikož má biomasa nízký obsah síry, organického dusíku a popela, lze očekávat při jejím spoluspalování s uhlím snížení emisí jak plynných tak pevných škodlivin oproti spalování samotného uhlí. Vyšší obsah prchavé hořlaviny spolu s nízkou popelnatostí u biomasy přispívá ke snížení ztráty mechanickým nedopalem. [4] Předmětem podpory při spalování biomasy společně s uhlím je výroba elektřiny a tepla. Konkrétně se jedná o kategorie S1, S2 a S3 v procesu spoluspalování biomasy a neobnovitelného zdroje. Tyto kategorie jsou uvedeny ve vyhlášce č. 477/2012 o stanovení druhů a parametrů podporovaných obnovitelných zdrojů pro výrobu elektřiny, tepla nebo biometanu a o stanovení a uchovávání dokumentů. Tato vyhláška definuje pojem spoluspalování. Je to společné spalování v zařízeních, kde dochází k mísení různých druhů paliva v jednom topeništi, nebo před vstupem do topeniště, přičemž fyzikálně je možné rozlišit energii vzniklou spálením směsi pouze na základě parametrů jednotlivých složek paliva, jakými jsou například hmotnostní podíl, vlhkost, výhřevnost, obsah popelovin, poměr uhlíku a dusíku. [5] Vývoj využití spoluspalování biomasy s fosilními palivy v České republice popisuje následující obrázek.

Obr. 1.1 –Výroba elektřiny z OZE [3]

12



2 Parametry kotle a složení paliva Parní kotel je navrhován jako roštový pro spalování čistého dřeva a hnědého uhlí, přičemž váhový poměr mísení je 50/50 – dřevo/hnědé uhlí. Zadané parametry kotle jsou:    

výkon kotle tlak přehřáté páry teplota přehřáté páry teplota napájecí vody

30t/h 5 MPa 450°C 105°C

Složení čistého dřeva: Qir [MJ/kg] 11,1

Cr [%] 31,95

Nr [%] 0,02

Sr Ar Hr Or [%] [%] [%] [%] 0,13 0,2 4,02 28,68 Tab. 2.1 – Složení čistého dřeva

W [%] 35

Clr [%] max. 0,02

Složení hnědého uhlí: Qir [MJ/kg] 16,9

Cr [%] 42,77

Nr Sr Ar Hr [%] [%] [%] [%] 0,53 0,84 9,21 3,34 Tab. 2.2 – Složení hnědého uhlí

Or [%] 13,61

W [%] 29,7

Pro stanovení složení nového paliva stačí jednotlivé hodnoty u čistého dřeva a hnědého uhlí zprůměrovat, jelikož jsou v poměru 50/50. V dalších výpočtech se bude uvažovat s tímto vzorkem paliva. Složení nového paliva: Qir [MJ/kg] 14 Qir Cr Nr Sr Ar Hr Or W Clr

Cr [%] 37,36

-

Nr [%] 0,28

Sr Ar Hr Or [%] [%] [%] [%] 0,49 4,70 3,68 21,15 Tab. 2.3 – Složení nového paliva

výhřevnost paliva obsah uhlíku v palivu obsah dusíku v palivu obsah síry v palivu obsah popela v palivu obsah vodíku v palivu obsah kyslíku v palivu obsah vody v palivu obsah chloru v palivu

[kJ/kg] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%]

13

W [%] 32,35

Clr [%] max. 0,01



3 Stechiometrické výpočty Počítané hodnoty (objemy a entalpie) jsou vztaženy na 1 kg spáleného tuhého paliva za normálních podmínek, tj. při teplotě 0°C a tlaku 0,101 MPa. Vzorce jsou odvozeny za předpokladu dokonalého spalování, přesto se ale používají i při malém chemickém nedopalu, který je dán normou kotlových ztrát. 3.1

Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva

Minimální množství kyslíku ke spálení 1 kg paliva:

O O2min O O2min

r r H2 O2 22,39  C r Sr      100  12,01 4,032 32,06 32

    22,39  37,36 3,68 0,485 21,145         0,7563 m 3 /kg 100  12,01 4,032 32,06 32 

Minimální množství suchého vzduchu ke spálení 1 kg paliva: O SVZmin 

100 100  O O2min   0,7563  3,6014 m 3 /kg 21 21

Objem vodní páry na 1 m3 suchého vzduchu:

VH 2O    ϕ p“ pc

-

p"  0,7  0,044  0,0308 p c  p" relativní vlhkost vzduchu, ϕ=0,7 absolutní tlak vodní páry na mezi sytosti při dané teplotě vzduchu celkový absolutní tlak vlhkého vzduchu

p"  0,044 p c  p"

Z [1] určíme velikost výrazu pro 30°C

Součinitel f pro výpočet minimálního množství vlhkého vzduchu:

f  1 

p"  1  0,7  0,044  1,0308 p c  p"

Minimální množství vlhkého vzduchu ke spálení 1 kg paliva:

O VZmin  f  OSVZmin  1,0308  3,6014  3,7123 m 3 /kg Objem CO2 ve spalinách: 22,26 C r   0,0003  O SVZmin 100 12,01 22,26 37,36    0,0003  3,6014  0,6873 m 3 /kg 100 12,01

O CO2  O CO2

14



Objem SO2 ve spalinách:

O SO2 

21,89 S r 21,89 0,485     0,0033 m 3 /kg 100 32,06 100 32,06

Objem dusíku ve spalinách: O N2 O N2

22,4 Nr    0,7805  O SVZmin 100 28,016 22,4 0,275    0,7805  3,6014  2,8131 m 3 /kg 100 28,016

Objem argonu ve spalinách:

O Ar  0,0092  OSVZmin  0,0092  3,6014  0,0331 m 3 /kg Minimální množství suchých spalin: O Sspmin  O CO2  O SO2  O N 2  O Ar 2 O Sspmin  0,6873  0,0033  2,8131  0,0331  3,5368 m 3 /kg

Maximální množství CO2 ve spalinách:

CO 2 max



O CO2 O

S spmin

 100 

0,6873  100  19,4330 % 3,5368

Minimální objem vodní páry: r

O H 2Omin O H 2Omin

r

44,8 H 2 22,4 Wt      (f  1)  O SVZmin 100 4,032 100 18,016 44,8 3,68 22,4 32,35      (1,308  1)  3,6014  0,8419 m 3 /kg 100 4,032 100 18,016

Minimální množství vlhkých spalin:

O spmin  OSspmin  O H2 0 min  3,5368  0,8419  4,3787 m 3 /kg 3.2

Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin

Pro zamezení nedokonalého spalování se zavádí spalování s vhodným přebytkem vzduchu. Při nedokonalém spalování vzniká oxid uhelnatý, reakce spotřebovává jen polovinu množství kyslíku a dodává jen třetinu možné energie. Naopak spalování s vyšším přebytkem vzduchu zvyšuje komínovou ztrátu. V našem případě je volen součinitel přebytku vzduchu 1,3. Množství vzduchu a spalin: O vz  β  O VZmin  1,3  3,7123  4,8269 m 3 /kg O sp  O sp min  (1  β)  O VZmin  4,3787  (1  1,3)  3,7123  5,4924 m 3 /kg

15



Skutečné množství vodní páry: O H 2O  O H 2O min  (f - 1)  (β - 1)  O SVZmin O H 2O  0,8419  (1,0308 - 1)  (1,3 - 1)  3,6014  0,8752 m 3 /kg

Objemové části tříatomových plynů:

rRO2  rH 2O 

O SO2  O CO2 O sp O H 2O O sp





0,0033  0,6873  0,1257 5,4924

0,8752  0,1593 5,4924

Součet objemových částí tříatomových plynů:

rsp  rRO2  rH2 0  0,1257  0,1593  0,2851 Koncentrace popílku ve spalinách: μ

Xp

10  A r X p 10  4,705 50     4,2832 g/m 3 O sp 100 5,4924 100 procento popela v úletu, z tabulky Xp = 50%

Střední hodnoty produktů spalování pro různé součinitele přebytku vzduchu jsou uvedeny v následující tabulce: β OVZ OSP OH2O rRO2 rH20 rSP μ 3.3

[-] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [-] [-] [-] [g/m3]

1 1,1 1,2 1,3 3,7123 4,0835 4,4547 4,8260 4,3787 4,7500 5,1212 5,4924 0,8419 0,8530 0,8641 0,8752 0,1577 0,1454 0,1349 0,1257 0,1923 0,1796 0,1687 0,1593 0,3500 0,3250 0,3036 0,2851 5,3726 4,9527 4,5937 4,2832 Tab. 3.2.1 – Střední hodnoty produktů spalování

1,4 5,1972 5,8636 0,8863 0,1178 0,1511 0,2689 4,0120

1,5 5,5684 6,2349 0,8974 0,1108 0,1439 0,2547 3,7731

Entalpie vzduchu a produktů spalování

Entalpie spalin vzniklých spálením 1 kg paliva a entalpie minimálního množství vzduchu jsou vypočteny z hodnot uvedených v tabulce 3.3.1, výsledné entalpie jsou uvedeny v tabulce 3.3.2 pro různé teploty a různé přebytky vzduchu. Vzorový výpočet je pro teplotu 300°C a přebytek vzduchu 1,3. Entalpie minimálního množství vzduchu: 0,804 0,804  10 3  (1,0308  1)   10 3  19,152 g/kg 1,293 1,293 c  c s  0,0016  d  c H 2 0  1,317  0,0016  19,152  1,542  1,364 kJ/kgK d  (f  1) 

I VZmin  O SVZmin  (ct) vz  3,6014  1,364  300  1473,95 kJ/kg

c, cs, cH20

-

měrná tepelná kapacita

16

[kJ/kgK]



Minimální entalpie spalin při α=1 a teplotě 300°C: I sp min  O CO2  i CO2  O SO2  i SO2  O N 2  i N 2  O H 2 0  i H 2O min  O Ar  i Ar I sp min  0,6873  559  0,0033  610  2,8131  392  0,8419  463  0,0331  278 I sp min  1887,96 kJ/kg

Entalpie spalin při teplotě 300°C a α=1,3: I sp  I spmin  (α  1)  I VZmin  I p I sp  1887,96  (1,3  1)  1473,95  2330,15 kJ/kg

Hodnota Ip se neuvažuje, jelikož neplatí následující podmínka: 6  Q ir  Ar 41,8  X p

40,19  4,705

teplota entalpie složek spalin měrné teplo t CO2 N2 H20 SO2 Ar cs cH20 [°C] [kJ/m3] [kJ/m3] [kJ/m3] [kJ/m3] [kJ/m3] [kJ/m3K] [kJ/m3K] 100 170 130 150 189 93 1,300 1,505 200 357 260 304 392 186 1,307 1,522 300 559 392 463 610 278 1,317 1,542 400 772 527 626 836 372 1,329 1,565 500 994 666 795 1070 465 1,343 1,590 600 1225 804 969 1310 557 1,356 1,615 700 1462 948 1149 1550 650 1,371 1,641 800 1705 1094 1334 1800 743 1,384 1,688 900 1952 1242 1526 2050 834 1,398 1,696 1000 2204 1392 1723 2305 928 1,410 1,723 1500 3504 2166 2779 3590 1390 1,462 1,853 2000 4844 2965 3926 4890 1855 1,500 1,963 Tab. 3.3.1 – Entalpie složek spalin a měrné teplo t ISPmin IVZmin ISP(α=1) ISP(α=1,1) ISP(α=1,2) ISP(α=1,3) ISP(α=1,4) ISP(α=1,5) [°C] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] 100 612,53 484,79 612,53 661,01 709,49 757,97 806,45 854,93 200 1240,17 974,99 1240,17 1337,67 1435,16 1532,66 1630,16 1727,66 300 1887,96 1473,95 1887,96 2035,36 2182,75 2330,15 2477,54 2624,94 400 2555,22 1983,57 2555,22 2753,57 2951,93 3150,29 3348,64 3547,00 500 3244,95 2506,05 3244,95 3495,56 3746,16 3996,77 4247,37 4497,98 600 3942,26 3037,00 3942,26 4245,96 4549,66 4853,36 5157,06 5460,76 700 4665,65 3582,99 4665,65 5023,95 5382,25 5740,55 6098,85 6457,15 800 5403,04 4136,45 5403,04 5816,68 6230,33 6643,98 7057,62 7471,27 900 6154,63 4699,68 6154,63 6624,60 7094,56 7564,53 8034,50 8504,47 1000 6919,60 5268,07 6919,60 7446,41 7973,22 8500,02 9026,83 9553,64 1500 10899,04 8204,52 10899,04 11719,49 12539,94 13360,39 14180,85 15001,30 2000 15053,05 11237,35 15053,05 16176,78 17300,52 18424,25 19547,99 20671,72

Tab. 3.3.2 – Entalpie spalin a vzduchu 17



21000

18000

15000

entalpie [kJ/kg]

12000

9000

6000

3000

0 100

300

500

700

900

1100

1300

1500

1700

1900

teplota [°C]

ISPmin

ISP(α=1,1)

ISP(α=1,2)

ISP(α=1,3)

ISP(α=1,4)

ISP(α=1,5)

IVZmin

Obr. 3.3.1 – I-t diagram vzduchu a spalin

4 Tepelná bilance kotle 4.1

Teplo přivedené do kotle

Fyzické teplo paliva: Fyzické palivo se počítá v případě, že se palivo předehřívá mimo kotel. V případě, že palivo není předehříváno cizím zdrojem, se fyzické teplo uvažuje jen u paliv, které splňují následující podmínku:

Q ir 1 W   32,35  22,28 4,19 150 Podmínka je splněna, proto se teplota paliva bere tp=20°C. Dále se určí hodnota měrného tuhého paliva, z následujícího vztahu. r t

w rt 100 - w rt 32,35 100 - 32,35 cp  cw   c su   4,19   1,2   2,1673 kJ/kgK 100 100 100 100 cw csu

-

měrné teplo vody, měrné teplo sušiny paliva,

18

cw = 4,19 kJ/kgK csu = 1,2 kJ/kgK



Potom se fyzické teplo paliva určí:

i p  c p  t p  2,1673  20  43,35 kJ/kg Teplo přivedené do kotle:

Q pp  O ir  i p  14  1000  43,35  14043,35 kJ/kg 4.2

Ztráty kotle a tepelná účinnost

Tepelná účinnost se stanovuje pomocí častější nepřímé metody, kdy je určena pomocí ztrát kotle. Rozlišujeme několik ztrát kotle:     

ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích (mechanický nedopal) ztráta citelným teplem tuhých zbytků ztráta hořlavinou ve spalinách (chemický nedopal) ztráta citelným teplem spalin (komínová ztráta) ztráta sdílením tepla do okolí

Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích (mechanický nedopal): Určí se součtem jednotlivých ztrát hořlavinou v tuhých zbytcích, které jsou způsobeny obsahem popílku ve spalinách (ú) a roštovým propadem (r). Uvažuji návrat tuhých zbytků z výsypek mezi 2. a 3. tahem, a 4. a 5. tahem. ξ MN ú

cú Xú Ar 25 40 4,705    p  Qc     32600  1,456 % 100 - c ú 100 Q p 100 - 25 100 14043,35

ξ MN r 

cr X Ar 5 60 4,705  r  p  Qc     32600  0,345 % 100 - c r 100 Q p 100 - 5 100 14043,35

ξ MN  ξ MN ú  ξ MN r  1,456  0,345  1,801 % Qc ci Xi

-

výhřevnost uhlíku Qc = 32600 kJ/kg obsah uhlíku v druhu tuhých zbytků [-] poměr hmotnosti popela v druhu tuhých zbytků [-]

Ztráta citelným teplem tuhých zbytků: Je způsobena nevyužitým teplem, které odchází propadem přes rošt a popílkem v úletu. ξ fi ú 

Xú  Ar 40  4,705  p  cú  t ú    0,823  140  0,021 % 100 - c ú Q p 100 - 25 14043,35

ξ fi r 

Xr  Ar 60  4,705  p  cr  t r    0,9  400  0,076 % 100 - c r Q p 100 - 5 14043,35

ξ fi  ξ fi ú  ξ fi r  0,021  0,076  0,097 % ti ci

-

teplota tuhých zbytků měrné teplo tuhých zbytků

19

[°C] [kJ/kgK]



Ztráta hořlavinou ve spalinách (chemický nedopal): Určí se ze stanovených empirických hodnot. Je způsobena chemickou nedokonalostí spalování, kdy ve spalinách zůstávají podíly spalitelných plynů. Pro náš případ je voleno:

ξ CN  0,275 % Ztráta citelným teplem spalin (komínová ztráta): Jedná se o největší podíl na ztrátách kotle. Část nevyužitelného tepla vzniklého při spalování je odnášena do komína. ξ k  (100  ξ MN ) 

O sp  c sp  (k  t vz )

ξ k  (100  1,801) 

tvz

k

-

Q pp 5,4924  1,392  (140  20)  6,414 % 14043,35

teplota vztažného vzduchu, teplota spalin za kotlem,

tvz = 20°C k = 140°C

Ztráta sdílením tepla do okolí: Určuje se podle závislosti na parním výkonu kotle a druhu nátěru oplechování. Se zvyšujícím výkonem tato ztráta klesá. Na základě diagramu [1] je voleno:

ξ SV  1,18 % Tepelná účinnost kotle:

η k  100  Σξ i  100  (ξ MN  ξ fi  ξ CN  ξ k  ξ SV ) η k  100  (1,801  0,097  0,275  6,414  1,18)  90,233 % 4.3

Výrobní teplo páry a množství paliva

Výrobní teplo páry:

Q V  M pp  (i pp  i nv )  8,333  (3317,03  440,21)  23973,49 kJ/s  23,973 MW Mpp ipp inv

-

parní výkon kotle entalpie přehřáté páry pro 5 MPa, 450°C entalpie napájecí vody pro 105°C

Množství paliva přivedeného do kotle:

M pp 

QV 23973,49   1,892 kg/s ηk 90,244 p 14043,35  Qp  100 100

Skutečně spálené množství paliva (výpočtové):

    1,801  M pv  M pp  1  MN   1,892  1    1,858 kg/s 100    100  20

[kg/s] [kJ/kg] [kJ/kg]



5 Výpočet spalovací komory Nejdříve je potřeba navrhnout rozměry spalovací komory. Jsou odvozené od plošného zatížení ohniště, které je voleno qs = 2000 kW/m2 dle doporučení.

qs 

M pv  Q ir S



S

M pv  Q ir qs



1,858  14  10 3  13,005 m 2 2000

Rozměry spalovací komory: Šířka a hloubka spalovací komory jsou určeny z vypočteného průřezu S spalovací komory tak, aby bylo možné membránovou stěnu svařit z výparníkových trubek o vnějším průměru 60 mm a praporků 30 mm. Výška spalovací komory se volí na základě tepelného výpočtu. Výstupní teplota z ohniště se má pohybovat kolem 850 ºC.   

Šířka spalovací komory : Hloubka spalovací komory: Výška spalovací komory:

a = 3,24 m b = 4,05 m c = 13,5 m

Schéma spalovací komory:

Obr. 5.1 –Schéma spalovací komory Projekční povrch stěn včetně výstupního průřezu Fst  2  a  c   2  b  c   2  a  b 

Fst  2  3,24  13,5  2  4,05  13,5  2  3,24  4,05  223,074 m 2

21



Účinná sálavá plocha stěn ohniště Fús  2  a  c   2  b  c  a  b   x st

Fús  2  3,24  13,5  2  4,05  13,5  3,24  4,05  0,95  199,454 m 2

Fst xst

plocha otrubkované stěny včetně výstupního otvoru úhlový součinitel trubkové stěny xst = 0,95

-

Aktivní objem ohniště

V0  a  b  c  3,24  4,05  13,5  177,147 m 3 5.1

Výpočet ohniště z hlediska přenosu tepla

Cílem tepelného výpočtu je určení střední teploty odchozích spalin. Přenos tepla se uskutečňuje především sáláním, proto se konvekce obvykle zanedbává. Vychází se z teoretické adiabatické spalovací teploty, která neuvažuje odváděné teplo. 5.1.1 Určení adiabatické teploty v ohništi Teplo dodané vzduchem

Q vz  O vz  M pv  I vz  4,826  1,858  40,26  360,961 kW I vz  c  t  1,323  30  40,26 kJ/m 3 c

měrné teplo vlhkého vzduchu při teplotě nasávaného vzduchu

-

Teplo vzniklé spálením paliva

Q p  M pv  Q i  1,858  14  10 3  26009,355 kW r

Entalpie spalin ve spalovací komoře I sp 

Q vz  Q p O sp  M pv



360,961  26009,355  2584,346 kJ/m 3 5,492  1,858

Podíly složek celkových spalin

O N2

ω N2 

O sp

ω H 2O  ω CO2  ω Ar 

O H 2O O sp O CO2 O sp



0,8752  0,1593 5,492



0,6873  0,1251 5,492

O Ar 0,0331   0,0060 O sp 5,492

ωSO2  ω vz 

2,813  0,5122 5,492



O SO2



0,0033  0,0006 5,492

O sp α - 1  O vzmin O sp



1,3 - 1  3,712  0,2028 5,492

22



Entalpie spalin pro 1500ºC

I1500  Σω i  i i  ω N 2  i N 2  ω H 2O  i H 2O  ω CO2  i CO2  ω Ar  i Ar  ω SO2  i SO2  ω vz  c p  t sp I1500  0,5122  2166  0,1593  2779  0,1251  3504  0,0060  1390  0,0006  3590  sp  0,2028  1,519  1500  2463,16 kJ/m 3 Entalpie spalin pro 2000ºC 2000 I sp  Σω i  i i  ω N 2  i N 2  ω H 2O  i H 2O  ω CO2  i CO2  ω Ar  i Ar  ω SO2  i SO2  ω vz  c p  t 2000 I sp  0,5122  2965  0,1593  3926  0,1251  4844  0,0060  1855  0,0006  4890 

 0,2028  1,560  2000  3397,184 kJ/m 3

4000 3500

entalpie [kJ/m3]

3000 y = 0,0001x2 + 1,4455x - 14,359 2500 2000 1500 1000 500 0 0

500

1000

1500

2000

teplota [°C]

Obr. 5.1.1 – I-t diagram spalin Z vypočtené entalpie spalin ve spalovací komoře Isp se pomocí interpolace určí adiabatická teplota ve spalovací komoře z entalpií pro teploty 1500ºC a 2000ºC, nebo se určí z grafu 5.1.1, kde je možné adiabatickou teplotu vypočíst pomocí spojnice trendu. Adiabatická teplota ve spalovací komoře je 1564,87ºC. 5.1.2 Poměrná teplota spalin

Θ0 

ϑ0 ϑa

0  a

1 a  1  M   0   B0 

0,6

absolutní teplota spalin na výstupu z ohniště teoretická teplota při adiabatickém spalování 23

[K] [K]



Teplota spalin na výstupu z ohniště Teoretická teplota ϑa [ºC] se určí z užitečného tepla uvolněného při spalování Iu [kJ/kg], které se rovná entalpii spalin při teplotě teoretické a součiniteli přebytku vzduchu na konci ohniště α0. Nejprve je nutné zvolit teplotu ϑ0 [ºC] potřebnou pro předběžný výpočet dále uvedených veličin. Tato teplota byla zvolena ϑ0 = 850ºC. Po té se dopočte skutečná teplota spalin na výstupu z ohniště. Tyto dvě teploty by se neměly lišit o více jak 50 ºC, v opačném případě je potřeba zvolit jinou vstupní teplotu nebo upravit výšku spalovací komory. V mém případě je rozdíl těchto teplot 5,1 ºC, podmínka je splněna.

0 

a  273,15 a  1  M   0   B0 

0,6

 273,15 

1564,87  273,15  0,6922  1  0,59     0,6220 

0,6

 273,15  855,10C

Teplotě 855,10 ºC odpovídá entalpie 7151,19 kJ/kg podle tabulky 3.3.2. 5.1.3 Součinitel M Závisí na poloze maximální teploty plamene xpl, která se odvozuje od umístění hořáků, a na druhu spalovaného paliva. Pro spalování paliva na roštu je hodnota xpl = 0.

M  0,59  0,5  x pl  0,59  0,5  0  0,59 5.1.4 Boltzmannovo číslo B0 

  M pv  O sp  C 5,7  10

-11

 ψ  Fst  Ta

3



0,9871  1,858  11,449  0,6220 5,7  10  0,4275  223,074  1838,02 3 -11

ϕ Mpv Osp  C

součinitel uchování tepla množství paliva skutečně spáleného střední celkové měrné teplo spalin uchování tepla

5,7ˑ10-11

Boltzmannova konstanta sálání absolutně černého tělesa

ψ Fst Ta

střední hodnota součinitele tepelné vodivosti stěn celkový povrch stěn ohniště teoretická teplota plamene

Součinitel uchování tepla

  1

 sv 1,18  1  0,9871  k   sv 90,24  1,18

ξsv ηk

ztráta sáláním do okolí účinnost kotle

Střední celkové měrné teplo spalin

O sp  C 

I u  I 0 14184,47  6000   11,449 kJ/kgK  a  0 1564,87  850 24

[K]


Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím užitečné teplo uvolněné v ohništi entalpie spalin na výstupu z ohniště adiabatická teplota plamene teplota spalin na výstupu z ohniště

Iu I0 ϑa ϑ0

Užitečné teplo uvolněné v ohništi

I u  Q pp 

100 - ξ MN - ξ CN - ξ fi 100 - 1,80 - 0,275 - 0,096  Q vz  14043,35   194,29 100  ξ MN 100  1,80

I u  14184,47 kJ/kg ztráta mechanickým nedopalem ztráta chemickým nedopalem ztráta citelným teplem tuhých zbytků teplo přivedené do kotle se vzduchem teplo přivedené do kotle

ξMN ξCN ξfi Qvz Qpp

Teplo přivedené do kotle se vzduchem

Q vz 

361,55 361,55   194,29 kJ/kg M pv 1,86

Součinitel tepelné efektivnosti stěn

ψ  x  ξ  0,95  0,45  0,4275 x ξ

úhlový součinitel součinitel zanesení stěn ohniště

5.1.5 Stupeň černosti ohniště R 13,12 a pl  (1  a pl )  0,4583  (1  0,4583)  Fst 223,07 a0   13,12    R  1 - (1  a pl )  (1  ψ)  1   1 - (1  0,4583)  (1  0,4275)  1  223,07 F   st   a 0  0,6922 apl efektivní stupeň černosti R plocha hořící vrstvy paliva na roštu Fst celkový povrch stěn ohniště ψ střední hodnota součinitele tepelné vodivosti stěn Plocha hořící vrstvy paliva na roštu

R  a  b  3,24  4,05  13,12 m 2 Efektivní stupeň černosti plamene

a pl  1  e  kps k p s

 1  e 2,1167 0,1013 2,8588  0,4583 součinitel zeslabení sálání tlak v ohništi, u kotlů bez přetlaků se bere p = 0,1 MPa účinná tloušťka sálavé vrstvy

25



Účinná tloušťka sálavé vrstvy

s  3,6 

V0 177,147  3,6   2,8588 m Fst 223,074 aktivní objem ohniště celkový povrch stěn ohniště

V0 Fst

Součinitel zeslabení sálání

k  k sp  rsp  k p  μ  10  k k  χ 1  χ 2 k  1,7353  0,2313  10  1  0,5  0,03  2,1167 m -1  MPa-1 součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi, kk = 1 hodnota závislá na druhu paliva, χ1 = 0,5 hodnota závislá na způsobu spalování, χ2 = 0,03

kk χ χ

1 2

Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi kp μ 

μ d

43 3

T d 2 0

2

43

μ  3

850  20 2

2

 4,2832  0,2313 m -1  MPa-1

střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách střední efektivní průměr částeček popílku, d = 20 μm

Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny

 7,8  16  rH O   T  2 k sp  rsp    1  1  0,37  0   rsp  3,16  p  s   1000  sp      7,8  16  0,1593 850  273,15  k sp  rsp    1  1  0,37    0,2851 1000   3,16  0,0288  2,8588   -1 -1 k sp  rsp  1,7353 m  M Pa rsp T0 s psp 5.2

objemová část tříatomových plynů teplota na konci ohniště účinná tloušťka sálavé vrstvy celkový parciální tlak

Množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn

Qs    (I u  I o )  0,9870  (14184,47  7157,19)  6942,492 kJ/kg ϕ Iu I0

součinitel uchování tepla teplo uvolněné ve spalovací komoře entalpie spalin na výstupu z ohniště (pro 855,10 ºC)

26



Střední tepelné zatížení stěn ohniště

q

Mpv Fús

Qs  M pv Fús



6942,492  1,858  64,666 kW/m 2 199,45

množství paliva skutečně spáleného účinná sálavá plocha stěn ohniště

6 Výpočet teplosměnných ploch Na základě požadavků pro páru, vodu se navrhnou teplosměnné plochy kotle. Výpočtové parametry jsou teplota, tlak, entalpie. Pro tento výpočet je použit program X Steam [6]. Po výpočtu je možné sestavit pilový diagram.

Obr. 6.1 – Pilový diagram (Q-t diagram) Tlakové ztráty jednotlivých teplosměnných ploch: Požadovaný tlak přehřáté páry pp3out Tlaková ztráta v přehříváku 3 Δpp3 Tlaková ztráta v přehříváku 2 Δpp2 Tlaková ztráta v přehříváku 1 Δpp1 Tlaková ztráta v závěsných trubkách Δpzt Tlaková ztráta ve výparníku Δpvýp Tlaková ztráta v ekonomizéru Δpeko Tlak napájecí vody pnv Tab. 6.1 – Tlakové ztráty

27

[MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa]

5 0,2 0,2 0,2 0,05 0 0,4 6,05



Napájecí voda

Pro návrh napájecího čerpadla je nutné dopočíst tlak napájecí vody, který se určí na základě tlakových ztrát jednotlivých ploch. Tlak napájecí vody p nv  p p3out  Δp p3  Δp p2  Δp p1  Δp zt  Δp výp  Δp eko p nv  5  0,2  0,2  0,2  0,05  0  0,4  6,05 MPa

Teplota napájecí vody

t nv  105 C Entalpie napájecí vody

i nv  f (p nv ; t nv )  444,60 kJ/kg 6.2

Přehřívák 3

Pro návrh přehříváku 3 jako jednu maximální teplosměnnou plochu uvažuji entalpický spád Δip3 = 180 kJ/kg. Tlak páry na výstupu

p p3out  5 MPa Teplota páry na výstupu

t p3out  450 C Entalpie páry na výstupu

i p3out  f (p p3out; t p3out)  3317,03 kJ/kg

Tlak páry na vstupu

p p3in  5,2 MPa Entalpie páry na vstupu

i p3in  i p3out  Δi p3  3317,03  180  3137,03 kJ/kg Teplota páry na vstupu

t p3in  f (p p3in ; i p3in )  377,76 C Spotřebované teplo

Q p3  M pp  Δi p3  8,33  180  1500 kW

28



Přehřívák 2

Přehřívák 2 byl navrhnut jako dvě maximální teplosměnné plochy, proto entalpický spád uvažuji Δip2 = 306 kJ/kg. Dále je mezi přehřívákem 3 a 2 umístěna regulace teploty přehřáté páry vstřikem napájecí vody, který uvažuji 4 % z celkového množství přehřáté páry.

Obr. 6.3.1 – Vstřik napájecí vody mezi P3 a P2 Tlak páry na výstupu

p p2out  5,2 MPa Entalpie páry na výstupu Množství vstřiku napájecí vody

M v1  0,04  M pp  0,04  8,33  0,33 kg/s Bilanční rovnice

(M pp - M v1 )  i p2out  M v1  i nv  M pp  i p3in i p2out 

M pp  i p3in  M v1  i nv M pp - M v1



8,33  3137,03  0,33  444,60  3249,22 kJ/kg 8,33 - 0,33

Teplota páry na výstupu

t p2out  f (p p2out; i p2out)  422,96 C Tlak páry na vstupu


i p2in  i p2out  Δi p2  3249,22  306  2943,22 kJ/kg Teplota páry na vstupu

t p2in  f (p p2in ; i p2in )  310,19 C Spotřebované teplo

Q p2  (M pp  M v1 )  Δi p2  (8,33 - 0,33)  306  2365 kW

29



Přehřívák 1

Mezi přehřívákem 2 a 1 je umístěna regulace teploty přehřáté páry vstřikem napájecí vody, který uvažuji 3 % z celkového množství přehřáté páry.

Obr. 6.4.1 – Vstřik napájecí vody mezi P2 a P1 Tlak páry na výstupu

p p1out  5,4 MPa Entalpie páry na výstupu Množství vstřiku napájecí vody

M v2  0,03  M pp  0,03  8,33  0,25 kg/s Bilanční rovnice

(M pp - M v1 - M v2 )  i p1out  M v2  i nv  (M pp  M v1 )  i p2in i p1out 

(M pp  M v1 )  i p2in  M v2  i nv M pp - M v1  M v2



(8,33  0,33)  2943,22  0,25  444,60 8,33 - 0,33 - 0,25

i p1out  3023,82 kJ/kg Teplota páry na výstupu

t p1out  f (p p1out; i p1out)  337,25 C Tlak páry na vstupu


i p1in  i zt  2811,82 kJ/kg Teplota páry na vstupu

t p1in  t zt  276,26 C Spotřebované teplo

Q p1  (M pp  M v1 - M v2 )  Δi p1  (8,33 - 0,33 - 0,25)  212  1643 kW

30



Závěsné trubky

Závěsné trubky jsou umístěny ve III. tahu za účelem podpory zavěšení trubkových svazků přehříváků. Jsou napájené z bubnu sytou parou, pára dále vstupuje do přehříváku 1. Teplotní spád závěsných trubek se má pohybovat kolem 5 ºC. Tlak páry na výstupu

p ZTout  5,6 MPa Teplota páry na výstupu

t ZTout  t výp  4,56  276,26 C Entalpie páry na výstupu

i ZTout  f (p ZTout ; t ZTout )  2811,82 kJ/kg Tlak páry na vstupu

p ZTin  5,65 MPa Teplota páry na vstupu

t ZTin  t výp  271,69 C Entalpie páry na vstupu

i ZTin  i VÝPout  2788,24 kJ/kg Spotřebované teplo

Q ZT  (M pp  M v1 - M v2 )  Δi ZT  (8,33 - 0,33 - 0,25)  23,58  182,76 kW 6.6

Výparník

Výparník je tvořen membránovými stěnami v I, II. a III. tahu, membránovými stěnami u výsypky mezi II a III tahem, dále mříží na výstupu ze spalovací komory. Probíhá zde fázová přeměna ze syté kapaliny na sytou páru. Teplota ani tlak se v tomto případě nemění. Tlak páry na vstupu a výstupu

p výp  5,65 MPa Teplota páry na vstupu a výstupu

t výp  f ( p výp )  271,69 C Entalpie syté páry na výstupu

  f (p výp )  2788,24 kJ/kg ivýp Entalpie syté kapaliny na vstupu

ivýp  f (p výp )  1193,72 kJ/kg Spotřebované teplo

Q výp  (M pp  M v1 - M v2 )  Δi výp  (8,33 - 0,33 - 0,25)  1594,51  12357,46 kW

31



Ekonomizér

V ekonomizéru dochází k ohřátí napájecí vody před vstupem do výparníku. Navrhovaný nedohřev vody oproti teplotě ve výparníku je 60 ºC. Tlak vody na výstupu

p EKOout  5,65 MPa Teplota vody na výstupu

t EKOout  t výp  60  211,69 C Entalpie vody na výstupu

i EKOout  f (p EKOout ; t EKOout )  906,63 kJ/kg Tlak páry na vstupu

p EKOin  6,05 MPa Teplota páry na vstupu

t EKOin  105 C Entalpie páry na vstupu

i EKOin  f (p EKOin ; t EKOin )  444,60 kJ/kg Spotřebované teplo

Q EKO  (M pp  M v1 - M v2 )  Δi EKO  (8,33 - 0,33 - 0,25)  462,02  3580,67 kW 6.8

Celkové potřebné teplo

Q C  Q p3  Q p2  Q p1  Q ZT  Q výp  Q EKO Q C  1500  2448  1643  182,76  12357,46  3580,67  21711,89 kW 6.9

Přehled Teplota Tlak Entalpie [ºC] [MPa] [kJ/kg] výstup 450,00 5,0 3317,03 vstup 377,76 5,2 3137,03 výstup 422,96 5,2 3249,22 vstup 310,19 5,4 2943,22 výstup 337,25 5,4 3023,82 vstup 276,26 5,6 2811,82 výstup 276,26 5,6 2811,82 vstup 271,70 5,65 2788,24 výstup 271,69 5,65 2788,24 vstup 271,69 5,65 1193,72 výstup 211,68 5,65 906,63 vstup 105,00 6,05 444,60 Tab. 6.9.1 – Výpočtové parametry páry/vody

Teplosměnná plocha Přehřívák 3 Přehřívák 2 Přehřívák 1 Závěsné trubky Výparník Ekonomizér

32

Tepelný výkon [kW] 1500 2448 1643 182,76 12357,46 3580,67



7 Výpočet I. tahu Teplota v ohništi

t sp1  1564,87 C  I sp1  2584,35 kJ/m 3 Teplota na konci I. tahu

t sp2  855,10 C  I sp2  1360,83 kJ/m 3 Střední teplota spalin

t stř 

t sp1  t sp2



2  T  1483,14 K

1564,87  855,10  1209,99 C 2

Rozměry I. tahu    

Šířka spalovací komory : Hloubka spalovací komory: Výška spalovací komory: Výška mříže:

a = 3,24m b = 4,05 m c = 13,5 m cm = 2,4 m

Rychlost proudění spalin

O sp  M pv 273,15  t stř  ab 273,15 5,492  1,858 273,15  1209,99    4,22 m/s 3,24  4,05 273,15

w sp  w sp

Obr. 7.1 – Rozměry I. tahu Teplo předané ve výparníku

Q  Osp  M pv  (I sp1  I sp2 )  5,492  1,858  (2584,35  1360,83)  12484,60 kW

Obr. 7.2 – Tepelné schéma I. tahu 33



8 Mříž Mříž je teplosměnná plocha mezi I. a II. tahem. Je tvořena trubkami výparníku o průměru 60 mm stejně jako v I. tahu, jen v místě plochy mříže chybí praporky mezi trubkami. Trubky jsou vyhnuté tak, aby byly 3 za sebou ve směru proudění spalin (Obr 8.1). Nejprve si zvolím rychlost proudění spalin, dopočítám potřebnou výšku rozvolnění mříže a potom rychlost proudění spalin kontroluji, neměla by přesáhnout 7 m/s.

Obr. 8.1 – Schéma rozvolnění Teplota spalin na vstupu

t sp1  855,10 C  I sp1  1360,83 kJ/m 3 Teplota spalin na výstupu

t sp2  828,45 C Střední teplota spalin

t stř 

t sp1  t sp2 2



855,10  828,45  841,77 C 2

Teoretická rychlost proudění spalin Počet trubek v jedné řadě Počet řad Průměr trubek

 T  1114,92 K

w = 7 m/s ntr = 12 nřad = 3 d = 0,06 m

Výpočet výšky rozvolnění

cm 

O sp  M pv

273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  841,77    2,36 m w sp  (a  n tr  d) 273,15 7  (3,24  12  0,06) 273,15 

Volím tuto výšku rozvolnění  c m  2,4 m

34



Přepočet rychlosti proudění spalin

w sp  8.1

O sp  M pv

273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  841,77    6,89 m/s c  (a  n tr  d) 273,15 2,4  (3,24  12  0,06) 273,15 

Součinitel přestupu tepla

8.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí Výpočet součinitele přestupu tepla konvekcí je pro příčné proudění spalin a pro uspořádání trubek za sebou. Trubky jsou hladké.

λ  w sp  d   α k  0,2  c z  c s    d  ν 

0,65

 Pr 0,33

0,0961  6,89  0,06  α k  0,2  0,9225  0,8359    0,06  0,000138 

0,65

 0,608 0,33  38,106 W/m 2 K

Korekční součinitel na počet řad svazku v podélném směru

c z  0,91  0,0125  (n řad  2)  0,91  0,0125  (3  2)  0,9225 Korekční součinitel v závislosti na poměrné přímé rozteči trubek a podélné rozteči

  σ  c s  1  (2  σ1 - 3)  1  2  2    s 0,27 σ1  1   4,5 d 0,06 s 0,09 σ2  2   1,5 d 0,06

2

  1,5   1  (2  4,5 - 3)  1   2   

2

 0,8359

Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0961 W/mK ν = 0,000138 m2/s Pr = 0,608

8.1.2 Součinitel přestupu tepla sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4

 624,85  1   1114,92   8 0,8  1 3 α s  5,7  10   0,184  1114,92   26,758 W/m 2 K 624,85 2 1 1114,92

35



Absolutní teplota zaneseného povrchu plochy Pro výpočet mříže na výstupu z ohniště se volí Δt = 80 ºC.

Tz  273,15  t syt  Δt  273,15  271,69  80  624,85 K Stupeň černosti povrchu stěn

a st  0,8 Stupeň černosti ohniště

a  1  e -kps  1  e -4,880,100,41  0,183 Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny

 7,8  16  rH O   T  2 k  k sp  rsp    1  1  0,37    rsp  3,16  p  s   1000  sp    7,8  16  0,1593   1114,92  -1 -1 k  1  1  0,37    0,2851  4,880 m  M Pa  3,16  0,0285  0,41   1000    Celkový parciální tlak tříatomových plynů

p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek

 4 0,27  0,09   4 s s  s  0,9  d    1 2 2  1  0,9  0,06     1  0,41 m 0,06 2 π d  π  8.1.3 Celkový součinitel přestupu tepla

α c  α k  α s  38,106  26,758  64,864 W/m 2 K 8.2

Součinitel prostupu tepla

k

ε

αc 64,864   50,209 W/m 2 K 1  ε  α c 1  0,0045  64,864 součinitel zanesení výhřevné plochy dle konzultací voleno ε = 0,0045 m2ˑK/W

[m2ˑK/W]

Teplo odebrané spalinám mříží

Q  k  S  Δt  10 3  50,209  16,286  569,99  10 3  466,08 kW Teplosměnná plocha mříže

S  π  d  c m  n tr  n řad  π  0,06  2,4  12  3  16,286 m 2

36



Střední teplotní logaritmický spád

Δt 

Δt1 - Δt 2 583,42 - 556,77   569,99 C Δt1 583,42 ln ln 556,77 Δt 2

Δt1  t sp1 - t syt  855,10 - 271,69  583,42 C

Δt 2  t sp2 - t syt  828,45 - 271,69  556,77 C

Obr. 8.2.1 – Tepelné schéma mříže 8.3

Výsledná teplota spalin na výstupu z mříže

Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Q  13885,72  466,08  13419,63 kW Teplo spalin na vstupu

Qsp1  I sp1  Osp  M pv  1360,83  5,492  1,858  13885,72 kW Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



13419,63  1315,15 kJ/m 3 5,492  1,858

 t sp2  828,45 C Skutečná teplota výstupních spalin se od odhadované téměř neliší. Rozdíl je 3,2·10-7 ºC.

37



9 Výpočet II. tahu II. tah je tvořen membránovými stěnami stejně jako tah I, je to prostor od spalinové mříže až po výsypku. Nejsou v něm umístěny žádné jiné teplosměnné plochy. Hloubka se určí tak, aby se rychlost spalin pohybovala mezi 6 – 7 m/s a zároveň byla násobkem rozteče mezi výparníkovými trubkami. Teplota spalin na vstupu



t sp1  t sp2

828,45  727,40  777,92 C 2 2  T  1051,07 K

t stř 



Teoretická rychlost proudění spalin

w = 7 m/s

Teoretický plošný průřez spalin

S teor 

O sp  M pv 273,15  t stř  w sp 273,15

S teor 

5,492  1,858 273,15  777,92   5,61 m 2 7 273,15 Obr. 9.1 – Rozměry II. tahu

Hloubka II. tahu

S teor 5,61   1,73 m a 3,24 Volím hloubku II. tahu  b II  1,8 m b II 

Rozměry II. tahu    

Šířka: Hloubka: Výška po výsypku: Výška mříže:

a = 3,24 m bII =1,8 m cII = 9 m cm = 2,4 m

Přepočet rychlosti proudění spalin

w sp 

O sp  M pv 273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  777,92     6,73 m/s S 273,15 5,83 273,15

38



Plošný průřez spalin

S  a  b II  3,24  1,8  5,83 m 2 9.1

Součinitel přestupu tepla pro membránové stěny

9.1.1 Konvekcí pro podélné proudění

λ α k  0,023  de

 w sp  d e    ν

  

0,8

 Pr 0,4

0,0921  6,73  2,31  α k  0,023    2,31  0,000127 

0,8

 0,612 0,4  8,857 W/m 2 K

Ekvivalentní průměr spalin

de 

4  S 4  5,83   2,31 m O 10,08

Obvod kanálu

O  2  (a  b II )  2  (3,24  1,8)  10,08 m Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0921 W/mK ν = 0,000127 m2/s Pr = 0,612

9.1.2 Sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4

 619,02  1   1051,07   8 0,8  1 3 α s  5,7  10   0,349  1051,07   44,552 W/m 2 K 619,02 2 1 1051,07 Absolutní teplota zaneseného povrchu stěn

Tz  273,15  (t syt  ε  q)  273,15  (271,69  0,003  21196,8)  619,02 K ε

součinitel zanesení výhřevné plochy dle konzultací voleno ε = 0,003 m2ˑK/W

39

[m2ˑK/W]



Měrné zatížení II. tahu Určí se z předběžného tepla, které odevzdají spaliny ve II. tahu a z účinné sálavé plochy stěn. O sp  M pv  ΔI sp Q q  12  10 3   10 3 Fús (Fst  a  c m  a  b II )  x st

q

5,492  1,858  173,21  10 3  21196,8 W/m 2 (101,38  3,24  2,4  3,24  1,8)  0,95

727 3 ΔIsp  I 828 sp  I sp  1315,15  1141,95  173,21 kJ/m

Stupeň černosti povrchu stěn




p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro volný objem s  3,6 

V0 a  b II  c II  3,6  Fst 2  a  b II  2  a  c II  2  b II  c II

s  3,6 

3,24  1,8  9  1,84 m 2  3,24  1,8  2  3,24  9  2  1,8  9

9.1.3 Celkový součinitel přestupu tepla

α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (8,857  44,552)  48,069 W/m 2 K ξ

9.2

součinitel využití, popisuje neúplnost proudění spalin výhřevnou plochou dle konzultací voleno ξ = 0,9

Součinitel prostupu tepla

k

αc 48,069   42,010 W/m 2 K 1  ε  α c 1  0,003  48,069

40




Q  k  Fús  Δt  10 3  42,010  83,380  504,56  10 3  1767,38 kW Střední teplotní logaritmický spád

Δt 

Δt1 - Δt 2 556,77 - 455,72   504,56 C Δt1 566,77 ln ln 455,72 Δt 2

Δt1  t sp1 - t syt  828,45 - 271,69  556,77 C Δt 2  t sp2 - t syt  727,40 - 271,69  455,72 C

Obr. 9.2.1 – Tepelné schéma II. tahu

9.3

Výsledná teplota spalin na výstupu z II. tahu

Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Q  13419,63  1767,38  11652,25 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin z mříže. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



11652,25  1141,95 kJ/m 3 5,492  1,858


41



10 Návrh hloubky III. tahu Před výpočtem výsypky je potřeba navrhnout rozměr III. tahu. Ten je stanoven na základě odhadů teplotních spádů pro výsypku, přehřívák 3 a přehřívák 2. Plošný průřez, ze kterého se stanoví hloubka III. tahu, je počítán pro střední teplotu přehříváku 2 a teoretickou rychlost proudění spalin. Teplota spalin na výstupu II. tahu in t out II.tah  t SPvýs  727,40 C

Teplota spalin na výstupu z výsypky out in in t SPvýs  t SPp3  t SPvýs  40  727,40  40  687,40 C

Předpokládaná teplota spalin na výstupu z přehříváku 3 out in in t SPp3  t SPp2  t SPp3  100  687,40  100  587,40 C

Předpokládaná teplota spalin na výstupu z přehříváku 2 out in t SPp2  t SPp2  60  587,40  60  527,40 C

Střední teplota spalin v přehříváku 2

t stř 

in out t SPp2  t SPp2

2



587,40  527,40  557,40 C 2

Teoretická rychlost proudění spalin Počet trubek v přehříváku 2 v jedné řadě Průměr trubek v přehříváku 2

wsp = 7 m/s ntr = 32 dtr = 0,038 m

Teoretický plošný průřez spalin

S teor 

O sp  M pv 273,15  t stř  w sp 273,15

S teor 

5,492  1,858 273,15  557,40   4,43 m 2 7 273,15

Hloubka III. tahu

b III 

S teor 4,65   2,1899 m a - n tr  d tr 3,24 - 32  0,038

Volím hloubku III. tahu  b III  2,7 m

42



11 Výpočet výsypky mezi II. a III. tahem Přechod mezi II. a III. tahem je tvořen výsypkou, která je tvořena membránovými stěnami. Výška výsypky je 4,5 m. Dle firemních podkladů je tento rozměr daný z toho důvodu, že do zadní stěny spalovací komory jdou ve zhruba čtyřech úrovních dýzy se sekundárním vzduchem. Dále se kontroluje rychlost spalin v nejužším kolmém rozměru, kde by rychlost spalin neměla přesáhnout hodnotu 7 m/s. Teplota spalin na vstupu



t stř 

t sp1  t sp2

2 727,40  691,76 t stř   709,58 C 2  T  982,73 K Rozměry výsypky Tvarem výsypky je rovnoramenný trojúhelník. Obr. 11.1 – Rozměry výsypky       

Šířka kotle: Hloubka II. tahu: Hloubka III. tahu: Průměr hloubek: Výška výsypky: Čela výsypky: Rozměr neužšího místa

a = 3,24 m bII = 1,8 m bIII = 2,7 m bstř = 2,25 m cvýs = 4,5 m y = 5,03 m x = 2,01 m

Kontrola rychlosti spalin v nejužším místě výsypky x w sp 

O sp  M pv 273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  709,58     5,63 m/s x a 273,15 2,01  3,24 273,15

Plošný průřez spalin

S  a  b stř  3,24  2,25  6,99 m 2 Přepočet rychlosti proudění spalin

w sp 

O sp  M pv 273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  709,58     5,25 m/s S 273,15 6,99 273,15 43



11.1 Součinitel přestupu tepla pro membránové stěny 11.1.1 Konvekcí pro podélné proudění

λ α k  0,023  de

 w sp  d e    ν

  

0,8

 Pr 0,4

0,0858  5,25  2,55  α k  0,023    2,55  0,000116 

0,8

 0,620 0,4  7,188 W/m 2 K


de 

4  S 4  6,99   2,55 m O stř 10,98

Střední obvod kanálu pro II. a III. tah

Ostř  2  (a  b stř )  2  (3,24  2,25)  10,98 m Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0858 W/mK ν = 0,000116 m2/s Pr = 0,620

11.1.2 Sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


Tz  273,15  (t syt  ε  q)  273,15  (271,69  0,003  12412,68)  582,06 K ε


[m2ˑK/W]

Měrné zatížení výsypky Určí se z předběžného tepla, které odevzdají spaliny výsypce a z účinné sálavé plochy stěn. O sp  M pv  ΔI sp Q q  12  10 3   10 3 Fús (Fst  a  b III  a  b II )  x st

q

5,492  1,858  61,08  10 3  12412,68 W/m 2 (67,43  3,24  2,7  3,24  1,8)  0,95

727 691 ΔIsp  I sp  I sp  1141,95  1080,87  61,08 kJ/m 3

44







p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro volný objem

(b II  b III )  c výs s  3,6 

V0  3,6  Fst

2 (b II  b III )  a  2  y  a  2 

a

(b II  b III )  c výs

(1,8  2,7)  4,5  3,24 2

s  3,6  3,6 

(1,8  2,7)  3,24  2  5,03  3,24  2 

2

(1,8  2,7)  4,5 2

 3,6 

32,81  1,75 m 67,43

11.1.3 Celkový součinitel přestupu tepla

α c  ξ  (α k  α s )  0,7  (7,188  37,096)  30,999 W/m 2 K ξ


11.2 Součinitel prostupu tepla

k

αc 30,999   28,361 W/m 2 K 1  ε  α c 1  0,003  30,999


Q  k  Fús  Δt  10 3  28,361  50,210  437,66  10 3  623,24 kW

45




Δt 

Δt1 - Δt 2 455,72 - 420,08   437,66 C Δt1 455,72 ln ln 420,08 Δt 2


Obr. 11.2.1 – Tepelné schéma výsypky

11.3 Výsledná teplota spalin na výstupu z výsypky Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Q  11652,25  623,24  11029,02 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin II. tahu. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



11029,02  1080,87 kJ/m 3 5,492  1,858


46



12 Výpočet III. tahu – I. část Při výpočtu I. části ve III. tahu uvažujeme s trubkovým svazkem přehříváku 3. Dále s membránovými stěnami a závěsnými trubkami, které zaujímají prostor výšky přehříváku 3.

Obr. 12.1 – Tepelné schéma I. části III. tahu 12.1 Přehřívák 3 Přehřívák 3 je trubkový svazek, který je tvořen hladkými trubkami o vnějším průměru 38 mm a tloušťce stěny 4,5 mm. Tento svazek je navržen jako dvojhad a trubky jsou uspořádány za sebou tak, aby svazek zabíral jednu maximální plochu.

Obr. 12.1.1 – Rozměry přehříváku 3

47



Parametry Parametry trubek vnější průměr D [m] 0,038 tloušťka stěny t [m] 0,0045 vnitřní průměr d [m] 0,029 příčná rozteč s1 [m] 0,2 podélná rozteč s2 [m] 0,09 (0,06) počet trubek v jedné řadě ntr [-] 16 počet řad nřad [-] 14 počet hadů nh [-] 2 počet závěsných trubek nzt [-] 32 hloubka III. tahu bIII [m] 2,7 šířka III. tahu a [m] 3,24 Tab. 12.1.1 – Parametry trubek přehříváku 3 Parametry páry teplota páry na vstupu t1 [ºC] teplota páry na výstupu t2 [ºC] střední teplota páry t12 [ºC] tlak páry na vstupu p1 [MPa] tlak páry na výstupu p2 [MPa] střední tlak páry p12 [MPa] měrný objem na vstupu v1 [m3/kg] měrný objem na výstupu v2 [m3/kg] střední měrný objem v12 [m3/kg] průtočné množství páry Mpp [kg/s] Tab. 12.1.2 – Parametry páry přehříváku 3

377,76 450 413,88 5,2 5 5,1 0,05296 0,06333 0,05814 8,33

Parametry spalin teplota spalin na vstupu tsp1 [ºC] teplota spalin na výstupu tsp2 [ºC] entalpie spalin na vstupu isp1 [kJ/m3] entalpie spalin na výstupu isp2 [kJ/m3] Tab. 12.1.3 – Parametry spalin přehříváku 3

691,76 585,37 1080,87 898,51

Střední teplota spalin

t sp stř 

t sp1  t sp2 2



691,76  585,37  638,56 C 2

Předpokládaná plocha svazku

S  π  D  b III  n tr  n řad  n h  π  0,038  2,7  16  14  2  144,40 m 2 12.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

λ  wp d α k  α 2  0,023    d  ν

  

0,8

 Pr

0,4

0,0610  22,92  0,029   0,023    0,029  1,45  10 -6 

α k  α 2  1632,53 W/m 2 K

48

0,8

 0,997 0,4



Průtočný průřez pro páru

π  d2 π  0,029 2 Fp   n tr  n h   16  2  0,02114 m 2 4 4 Rychlost proudění páry v trubkách

wp 

M pp  v12 Fp



8,33  0,05814  22,92 m/s 0,02114

Vlastnosti páry pro střední teplotu páry Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0610 W/mK ν = 1,45ˑ10-6 m2/s Pr = 0,997

12.1.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany spalin pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou

λ  w sp  D   α k  0,2  c z  c s    D  ν 

0,65

 Pr 0,33

0,0794  4,78  0,038  α k  0,2  1  1    0,038  0,000102 

0,65

 0,628 0,33  46,512 W/m 2 K

Rychlost spalin

w sp 

O sp  M pv 273,15  t stř 5,492  1,858 273,15  638,56     4,78 m/s Fsp 273,15 7,11 273,15

Světlý průřez spalin

Fsp  b III  (a - n tr  D)  2,7  (3,24 - 16  0,038)  7,11 m 2 Oprava na uspořádání svazku cs V závislosti na poměrné příčné rozteči σ1 a poměrné podélné rozteči σ2 s 0,2 σ1  1   5,26 D 0,038 s 0,09 σ2  2   2,37 D 0,038 Pokud je σ2 ≥ 2, potom cs = 1 Oprava na počet podélných řad cz Pokud je počet řad ≥ 10, potom cz = 1 Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0794 W/mK ν = 0,000102 m2/s Pr = 0,628 49



Součinitel pro přestup tepla sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


 1  Q p3 Tz  273,15  t 12   ε     10 3 α2  S  1  1500  Tz  273,15  413,88   0,006   10 3  755,72 K  1632,53  144,40  ε


[m2ˑK/W]

Potřebné teplo pro P3

Q p3  1500 kW Stupeň černosti povrchu stěn





 4 0,2  0,15   4 s s  s  0,9  D    1 2 2  1  0,9  0,038     1  0,87 m 2 π D   π 0,038  Celkový součinitel přestupu tepla

α c  α k  α s  46,512  33,545  80,056 W/m 2 K 50



12.1.3 Součinitel prostupu tepla ψ  αc 0,65  80,056 k   49,604 W/m 2 K αc 80,056 1 1 1632,528 α2 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák 3

Sid 

Q p3 k  Δt

 1000 

1500  1000  142,43 m 2 49,604  212,31


Δt 

Δt1 - Δt 2 314,00 - 135,37   212,31 C Δt1 314,00 ln ln 135,37 Δt 2

Δt1  t sp1 - t 1  691,69 - 377,76  314,00 C Δt 2  t sp2 - t 2  585,37 - 450  135,37 C Skutečně odebrané teplo přehřívákem 3

Qskp3  k  S  Δt  10 3  49,604  144,40  212,31  10 3  1520,73 kW Předpokládaná plocha svazku je 144,40 m2, liší se od potřebné teplosměnné plochy, která je 142,43 m2, o 1,36 %. Tento rozdíl je přijatelný . Výška prostoru přehříváku 3

h p3  n řad  0,06  (n řad  1)  0,09  14  0,06  (14  1)  0,09  2,01 m Rozměr vstupní a výstupní komory

S kom 

M pp  v12 wp



8,33  0,05814  0,0317 m 2 22,92

Průměr komor

D kom 

4  S kom  π

4  0,0317  0,201 m π

Volím trubku TR 219x6,3 ČSN 42 5715.01 12.2 Výpočet membránových stěn 12.2.1 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin Konvekcí pro podélné proudění

λ α k  0,023  de

 w sp  d e    ν

  

0,8

 Pr 0,4

0,0794  4,78  0,276  α k  0,023    0,276  0,000102 

0,8

 0,628 0,4  10,702 W/m 2 K

51




de 

4  Fsp O



4  7,11  0,276 m 103,32

Obvod kanálu

O  2  (a  b III )  n tr  (b III  D)  n zt  π  D O  2  (3,24  2,7)  16  (2,7  0,038)  32  π  0,038  103,32 m Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0794 W/mK ν = 0,000102 m2/s Pr = 0,628

Sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


Tz  273,15  (t syt  ε  q)  273,15  (271,69  0,0035  76778)  813,55 K ε


[m2ˑK/W]

Měrné zatížení Určí se z předběžného tepla, které odevzdají spaliny a z účinné sálavé plochy stěn. O sp  M pv  ΔI sp Q q  12  10 3   10 3 Fús 2  h p3  a  b III 

q

5,492  1,858  182,36  10 3  76778 W/m 2 2  2,01  3,24  2,7 

691 3 ΔIsp  I sp  I 585 sp  1080,87  898,51  182,36 kJ/m



a  1  e -kps  1  e -6,390,100,31  0,180

52






s

1,8 1,8   0,31 m 1 1 1 1 1 1     b III h p3 s1 2,7 2,01 0,2

Celkový součinitel přestupu tepla

α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (10,702  23,831)  31,080 W/m 2 K ξ


12.2.2 Součinitel prostupu tepla αc 31,080 k   28,030 W/m 2 K 1  ε  α c 1  0,0035  31,080 Teplo odebrané spalinám membránovými stěnami

Q ms  k  Fús  Δt  10 3  28,030  24,24  364,30  10 3  247,48 kW Střední teplotní logaritmický spád

Δt 

Δt1 - Δt 2 420,08 - 313,69   364,30 C Δt1 420,08 ln ln 313,69 Δt 2


53



12.3 Výpočet závěsných trubek Parametry trubek vnější průměr trubky Dzt [m] tloušťka stěny tzt [m] vnitřní průměr trubky dzt [m] počet trubek nzt [-] Tab. 12.3.1 – Parametry závěsných trubek u P3

0,038 0,0063 0,0254 32

Parametry páry teplota páry na vstupu tzt1 [ºC] 274,26 teplota páry na výstupu tzt2 [ºC] 276,26 střední teplota páry tztstř [ºC] 275,26 3 měrný objem na vstupu vzt1 [m /kg] 0,03552 měrný objem na výstupu vzt2 [m3/kg] 0,03586 3 střední měrný objem vztstř [m /kg] 0,03569 Tab. 12.3.2 – Parametry páry závěsných trubek u P3 12.3.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

λ  w zt  d zt  α k  0,023    d zt  ν 

0,8

 Pr 0,4

0,0574  17,14  0,0254  α k  0,023    0,0254  6,61  10 -7 

0,8

 1,414 0,4  2626,119 W/m 2 K


Fp 

π  d 2zt π  0,0254 2  n zt   32  0,016 m 2 4 4

Rychlost proudění páry v trubkách

w zt 

M ztpp  v zt stř Fp



7,75  0,03569  17,14 m/s 0,016


λ = 0,0574 W/mK ν = 6,61ˑ10-7 m2/s Pr = 1,414

12.3.2 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin Konvekcí pro podélné proudění Pro výpočet závěsných trubek se součinitel přestupu tepla konvekcí uvažuje stejný jako u svazku, který je zavěšen na závěsných trubkách.

α zt  46,512 W/m 2 K

54




T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


 1  Q Tz  273,15  t ztstř   ε    zt  10 3 α 2  S zt  1   98,37 Tz  273,15  275,26   0,003   10 3  627,69 K  2626,119  7,79  ε


[m2ˑK/W]

Potřebné teplo pro závěsné trubky

Q zt  98,37 kW Teplosměnná plocha závěsných trubek

Szt  π  D zt  n zt  h p3  π  0,038  32  2,01  7,79 m 2 Stupeň černosti povrchu stěn




p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa

55



Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro volný objem


α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (46,512  27,058)  66,212 W/m 2 K ξ


12.3.3 Součinitel prostupu tepla

k  ψ  α c  0,6  66,212  39,727 W/m 2 K Teplo odebrané spalinám závěsnými trubkami

Q zt  k  Szt  Δt  10 3  39,727  7,79  360,79  10 3  111,70 kW Střední teplotní logaritmický spád

Δt 

Δt1 - Δt 2 415,50 - 311,11   360,79 C Δt1 415,50 ln ln 311,11 Δt 2

Δt1  t sp1 - t zt2  691,76 - 276,26  415,50 C Δt 2  t sp2 - t zt1  585,37 - 274,26  311,11 C 12.4 Výsledná teplota spalin na výstupu z 1. části III. tahu Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Qskp3  Q ms  Q zt  11029,02 - 1520,73  247,48  111,70  9149,10 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin výsypky. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



9149,10  896,63 kJ/m 3 5,492  1,858

 t sp2  584,27 C Skutečná teplota výstupních spalin se od odhadované liší o 1,09 ºC. Tento rozdíl je přijatelný.

56



13 Výpočet III. tahu – II. část Při výpočtu II. části ve III. tahu uvažujeme s trubkovým svazkem přehříváku 2. Dále s membránovými stěnami a závěsnými trubkami, které zaujímají prostor výšky přehříváku 2 a výšky dvou kontrolních vlezů. Jeden je mezi přehřívákem 3 a přehřívákem 2, druhý je pak mezi dvěma částmi přehříváku 2.

Obr. 13.1 – Tepelné schéma II. části III. tahu 13.1 Přehřívák 2 Přehřívák 2 je trubkový svazek, který je tvořen hladkými trubkami o vnějším průměru 38 mm a tloušťce stěny 4,5 mm. Tento svazek je navržen jako jednohad a trubky jsou uspořádány za sebou tak, aby svazek zabíral dvě maximální plochy.

Obr. 13.1.1 – Rozměry přehříváku 2, první část

57



Obr. 13.1.2 – Rozměry přehříváku 2, druhá část Parametry trubek vnější průměr D [m] tloušťka stěny t [m] vnitřní průměr d [m] příčná rozteč s1 [m] podélná rozteč s2 [m] počet trubek v jedné řadě ntr [-] počet řad nřad [-] počet hadů nh [-] počet závěsných trubek nzt [-] hloubka III. tahu bIII [m] šířka III. tahu a [m] Tab. 13.1.1 – Parametry trubek přehříváku 2 Parametry páry teplota páry na vstupu t1 [ºC] teplota páry na výstupu t2 [ºC] střední teplota páry t12 [ºC] tlak páry na vstupu p1 [MPa] tlak páry na výstupu p2 [MPa] střední tlak páry p12 [MPa] měrný objem na vstupu v1 [m3/kg] měrný objem na výstupu v2 [m3/kg] střední měrný objem v12 [m3/kg] průtočné množství páry Mpp [kg/s] Tab. 13.1.2 – Parametry páry přehříváku 2 Parametry spalin teplota spalin na vstupu tsp1 [ºC] teplota spalin na výstupu tsp2 [ºC] entalpie spalin na vstupu isp1 [kJ/m3] entalpie spalin na výstupu isp2 [kJ/m3] Tab. 13.1.3 – Parametry spalin přehříváku 2 58

0,038 0,0045 0,029 0,1 0,09 32 46 1 32 2,7 3,24

310,19 422,96 366,58 5,4 5,2 5,3 0,04270 0,05791 0,05031 8

584,27 415,78 896,63 607,83




t sp stř 

t sp1  t sp2 2



584,27  415,78  500,02 C 2

Předpokládaná plocha svazku

S  π  D  b III  n tr  n řad  n h  π  0,038  2,7  32  46  1  474,47 m 2 13.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

λ  wp d α k  α 2  0,023    d  ν

  

0,8

 Pr

0,4

0,0569  19,04  0,029   0,023    0,029  1,16  10 -6 

0,8

 1,052 0,4

α k  α 2  1607,86 W/m 2 K Průtočný průřez pro páru

Fp 

π  d2 π  0,029 2  n tr  n h   32  1  0,02114 m 2 4 4


wp 

M pp  v12 Fp



8  0,05031  19,04 m/s 0,02114


λ = 0,0569 W/mK ν = 1,16ˑ10-6 m2/s Pr = 1,052


λ  w sp  D   α k  0,2  c z  c s    D  ν 

0,65

 Pr 0,33

0,067  5,29  0,038  α k  0,2  1  1    0,038  7,7  10 -5 

0,65

 0,639 0,33  50,536 W/m 2 K

Rychlost spalin

w sp 



Fsp  b III  (a - n tr  D)  2,7  (3,24 - 32  0,038)  5,46 m 2

59



Oprava na uspořádání svazku cs V závislosti na poměrné příčné rozteči σ1 a poměrné podélné rozteči σ2 s 0,1 σ1  1   2,63 D 0,038 s 0,09 σ2  2   2,37 D 0,038 Pokud je σ2 ≥ 2, potom cs = 1 Oprava na počet podélných řad cz Pokud je počet řad ≥ 10, potom cz = 1 Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0670 W/mK ν = 7,7ˑ10-5 m2/s Pr = 0,639


T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


 1  Q p3 Tz  273,15  t 12   ε     10 3 α2  S  1  2448  Tz  273,15  366,58   0,004   10 3  663,57 K  1607,86 474,47   ε


Potřebné teplo pro přehřívák 2



a  1  e -kps  1  e -7,860,100,24  0,172

60

[m2ˑK/W]







α c  α k  α s  50,536  13,174  63,709 W/m 2 K 13.1.3 Součinitel prostupu tepla ψ  αc 0,65  63,709 k   39,833 W/m 2 K αc 63,709 1 1 1607,856 α2 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák 2

Sid 

Q p2 k  Δt

 1000 

2448  1000  467,40 m 2 39,833  131,49


Δt 

Δt1 - Δt 2 161,31 - 105,58   131,49 C Δt1 161,31 ln ln 105,58 Δt 2

Δt1  t sp1 - t 2  584,27 - 422,96  161,31 C

Δt 2  t sp2 - t 1  415,78 - 310,19  105,58 C Skutečně odebrané teplo přehřívákem 2

Qskp2  k  S  Δt  10 3  39,833  474,47  131,49  10 3  2484,98 kW Předpokládaná plocha svazku je 474,47 m2, liší se od potřebné teplosměnné plochy, která je 467,40 m2, o 1,49 %. Tento rozdíl je přijatelný .

61



Výška prostoru přehříváku 2 Včetně dvou kontrolních vlezů. První se nachází mezi přehřívákem 3 a přehřívákem 2, druhý rozděluje plochu přehříváku 2.

h p2  (n řad  1)  s 2  0,8  0,8  (46  1)  0,09  0,8  0,8  5,65 m Rozměr vstupní a výstupní komory

M pp  v12

S kom 

wp



8,00  0,05031  0,0317 m 2 19,04

Průměr komor

D kom 

4  S kom  π

4  0,0317  0,201 m π

Volím trubku TR 219x6,3 ČSN 42 5715.01 13.2 Výpočet membránových stěn 13.2.1 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin Konvekcí pro podélné proudění

λ α k  0,023  de

 w sp  d e    ν

  

0,8

 Pr 0,4

0,0670  5,29  0,212  α k  0,023    0,212  7,7  10 -5 

0,8

 0,639 0,4  12,999 W/m 2 K


de 

4  Fsp O



4  5,46  0,212 m 103,32

Obvod kanálu


λ = 0,0670 W/mK ν = 7,7ˑ10-5 m2/s Pr = 0,639

62




T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


Tz  273,15  (t syt  ε  q)  273,15  (271,69  0,0035  43903)  698,49 K ε


[m2ˑK/W]


q

5,492  1,858  288,80  10 3  43903 W/m 2 2  5,65  3,24  2,7 

415 3 ΔIsp  I 584 sp  I sp  896,63  607,83  288,80 kJ/m





p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa

63




s

1,8 1,8   0,17 m 1 1 1 1 1 1     b III h p2 s1 2,7 5,65 0,1


α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (12,999  12,182)  22,664 W/m 2 K ξ



Q ms  k  Fús  Δt  10 3  20,998  67,12  217,58  10 3  306,66 kW Střední teplotní logaritmický spád

Δt 

Δt1 - Δt 2 312,60 - 144,10   217,58 C Δt1 312,60 ln ln 144,10 Δt 2

Δt1  t sp1 - t syt  584,27 - 271,69  312,60 C Δt 2  t sp2 - t syt  415,78 - 271,69  144,10 C 13.3 Výpočet závěsných trubek Parametry trubek vnější průměr trubky Dzt [m] tloušťka stěny tzt [m] vnitřní průměr trubky dzt [m] počet trubek nzt [-] Tab. 13.3.1 – Parametry závěsných trubek u P2

0,038 0,0063 0,0254 32

Parametry páry teplota páry na vstupu tzt1 [ºC] 272,66 teplota páry na výstupu tzt2 [ºC] 274,26 střední teplota páry tztstř [ºC] 273,46 3 měrný objem na vstupu vzt1 [m /kg] 0,03497 měrný objem na výstupu vzt2 [m3/kg] 0,03526 3 střední měrný objem vztstř [m /kg] 0,03511 Tab. 13.3.2 – Parametry páry závěsných trubek u P2

64



13.3.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

λ  w zt  d zt  α k  0,023    d zt  ν 

0,8

 Pr 0,4

0,0580  16,85  0,0254  α k  0,023    0,0254  6,47  10 -7 

0,8

 1,446 0,4  2683,566 W/m 2 K


Fp 

π  d 2zt π  0,0254 2  n zt   32  0,016 m 2 4 4


w zt 




7,75  0,03511  16,85 m/s 0,016


λ = 0,0580 W/mK ν = 6,47ˑ10-7 m2/s Pr = 1,446


α zt  50,536 W/m 2 K Sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4



součinitel zanesení výhřevné plochy dle konzultací voleno ε = 0,003 m2ˑK/W 65

[m2ˑK/W]











α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (50,536  10,451)  54,888 W/m 2 K ξ





Δt 

Δt1 - Δt 2 310,01 - 143,12   215,92 C Δt1 310,01 ln ln 143,12 Δt 2

66



Δt1  t sp1 - t zt2  584,27 - 274,26  310,01 C Δt 2  t sp2 - t zt1  415,78 - 272,66  143,12 C 13.4 Výsledná teplota spalin na výstupu z 2. části III. tahu Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Qskp2  Q ms  Q zt  9149,10 - 2484,98  306,66  153,48  6203,97 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin z 1. části III. tahu. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



6203,97  608,00 kJ/m 3 5,492  1,858


67



14 Výpočet III. tahu – III. část a IV. tahu Při výpočtu III. části ve III. tahu a části ve IV. tahu uvažujeme s trubkovým svazkem přehříváku 2. Dále s membránovými stěnami a závěsnými trubkami, které zaujímají prostor výšky části přehříváku 2, která je ve III. tahu, a výšky kontrolního vlezu mezi přehřívákem 2 a přehřívákem 1. Převážná část přehříváku 2 se nachází ve IV. tahu z toho důvodu, protože výška III. tahu je omezena danou výškou výsypky.

Obr. 14.1 – Tepelné schéma III. části III. tahu a IV. tahu

14.1 Přehřívák 1 Přehřívák 1 je trubkový svazek, který je tvořen hladkými trubkami o vnějším průměru 38 mm a tloušťce stěny 4,5 mm. Tento svazek se skládá ze čtyř částí. První se nachází ve III. tahu, zbylé části jsou umístěny ve IV. tahu, kde už nejsou membránové stěny a závěsné trubky. Druhá a třetí část mají stejné rozměry.

Obr. 14.1.1 – Rozměry přehříváku 1, první část

68



Obr. 14.1.2 – Rozměry přehříváku 1, druhá a třetí část

Obr. 14.1.3 – Rozměry přehříváku 1, čtvrtá část

69



Parametry Parametry trubek vnější průměr D [m] tloušťka stěny t [m] vnitřní průměr d [m] příčná rozteč s1 [m] podélná rozteč s2 [m] počet trubek v jedné řadě ntr [-] počet řad nřad [-] počet hadů nh [-] počet závěsných trubek nzt [-] hloubka III. tahu a IV. tahu bIII [m] šířka III. tahu a [m] Tab. 14.1.1 – Parametry trubek přehříváku 1

0,038 0,0045 0,029 0,1 0,09 32 82 1 32 2,7 3,24

Parametry páry teplota páry na vstupu t1 [ºC] teplota páry na výstupu t2 [ºC] střední teplota páry t12 [ºC] tlak páry na vstupu p1 [MPa] tlak páry na výstupu p2 [MPa] střední tlak páry p12 [MPa] měrný objem na vstupu v1 [m3/kg] měrný objem na výstupu v2 [m3/kg] střední měrný objem v12 [m3/kg] průtočné množství páry Mpp [kg/s] Tab. 14.1.2 – Parametry páry přehříváku 1

276,26 337,25 306,75 5,6 5,4 5,5 0,03586 0,04614 0,04100 7,75

Parametry spalin teplota spalin na vstupu tsp1 [ºC] teplota spalin na výstupu tsp2 [ºC] entalpie spalin na vstupu isp1 [kJ/m3] entalpie spalin na výstupu isp2 [kJ/m3] Tab. 14.1.3 – Parametry spalin přehříváku 1

415,88 320,24 608,00 444,08


t sp stř 

t sp1  t sp2 2



584,27  415,78  500,02 C 2

Předpokládaná plocha části A u přehříváku 1 (III. tah)

Sa  π  D  b III  n tr  n řad  n h  π  0,038  2,7  32  6  1  61,89 m 2 Předpokládaná plocha části B u přehříváku 1 (IV. tah)

Sb  π  D  b III  n tr  n řad  n h  π  0,038  2,7  32  76  1  783,90 m 2 Předpokládaná plocha celého svazku

S  Sa  Sb  61,89  783,90  845,79 m 2

70



14.1.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

λ  wp d α k  α 2  0,023    d  ν

  

0,8

 Pr

0,4

0,0546  15,03  0,029   0,023    0,029  8,3  10 -7 

0,8

 1,196 0,4

α k  α 2  1754,78 W/m 2 K Průtočný průřez pro páru

Fp 

π  d2 π  0,029 2  n tr  n h   32  1  0,02114 m 2 4 4


wp 

M pp  v12 Fp



7,75  0,04100  15,03 m/s 0,02114


λ = 0,0546 W/mK ν = 8,3ˑ10-7 m2/s Pr = 1,196


λ  w sp  D   α k  0,2  c z  c s    D  ν 

0,65

 Pr 0,33

0,055  4,38  0,038  α k  0,2  1  1    0,038  5,59  10 -5 

0,65

 0,652 0,33  45,783 W/m 2 K

Rychlost spalin

w sp 



Fsp  b III  (a - n tr  D)  2,7  (3,24 - 32  0,038)  5,46 m 2 Oprava na uspořádání svazku cs V závislosti na poměrné příčné rozteči σ1 a poměrné podélné rozteči σ2 s 0,1 σ1  1   2,63 D 0,038 s 0,09 σ2  2   2,37 D 0,038 Pokud je σ2 ≥ 2, potom cs = 1 Oprava na počet podélných řad cz Pokud je počet řad ≥ 10, potom cz = 1

71




λ = 0,0553 W/mK ν = 5,59ˑ10-5 m2/s Pr = 0,652


T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


 1  Q p3 Tz  273,15  t 12   ε     10 3 α2  S  1   1643 Tz  273,15  306,75   0,002   10 3  585,29 K  1754,778  845,79  ε


[m2ˑK/W]

Potřebné teplo pro přehřívák 1





p sp  p  rsp  0,1  0,2851  0,0285 MPa

72





α c  α k  α s  45,783  8,669  54,452 W/m 2 K

14.1.3 Součinitel prostupu tepla ψ  αc 0,6  54,452 k   31,688 W/m 2 K α 54,452 1 c 1 1754,778 α2 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák 1

Sid 

Q p1 k  Δt

 1000 

1643  1000  869,43 m 2 31,688  59,64


Δt 

Δt1 - Δt 2 78,63 - 43,98   59,64 C Δt1 78,63 ln ln 43,98 Δt 2

Δt1  t sp1 - t 2  415,88 - 337,25  78,63 C

Δt 2  t sp2 - t 1  320,24 - 276,26  43,98 C Skutečně odebrané teplo přehřívákem 1

Qskp1  k  S  Δt  10 3  31,688  845,79  59,64  10 3  1598,33 kW Předpokládaná plocha svazku je 845,79 m2, liší se od potřebné teplosměnné plochy, která je 869,43 m2, o 2,79 %. Tento rozdíl je přijatelný . Výška prostoru části A přehříváku 1 v III. tahu Včetně potřebného otvoru pro vlez, mezi přehřívákem 2 a přehřívákem 1.

h p1  c  c výs  h p3  h p2  13,5  4,5  2,01  5,65  1,34 m Rozměr vstupní a výstupní komory

S kom 

M pp  v12 wp



7,75  0,04100  0,0317 m 2 15,03

Průměr komor

D kom 

4  S kom  π

4  0,0317  0,201 m π

Volím trubku TR 219x6,3 ČSN 42 5715.01 73



14.2 Výpočet membránových stěn 14.2.1 Součinitele přestupu tepla ze strany spalin Konvekcí pro podélné proudění

λ α k  0,023  de

 w sp  d e    ν

  

0,8

 Pr 0,4

0,0553  4,38  0,212  α k  0,023    0,212  5,59  10 -5 

0,8

 0,652 0,4  12,034 W/m 2 K


de 

4  Fsp O



4  5,46  0,212 m 103,32

Obvod kanálu


λ = 0,0553 W/mK ν = 5,59ˑ10-5 m2/s Pr = 0,652


T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4


Tz  273,15  (t syt  ε  q)  273,15  (271,69  0,0035  112638)  667,39 K ε


74

[m2ˑK/W]




q

5,492  1,858  163,93 3  10  112638 W/m 2 2  1,34  3,24  2,7 

415 3 ΔIsp  I sp  I 320 sp  608,00  444,08  163,93 kJ/m






s

1,8 1,8   0,16 m 1 1 1 1 1 1     b III h p1 s1 2,7 1,34 0,1


α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (12,034  8,851)  18,797 W/m 2 K ξ



Q ms  k  Fús  Δt  10 3  17,636  14,85  87,50  10 3  28,98 kW

75




Δt 

Δt1 - Δt 2 143,22 - 48,54   87,50 C Δt1 143,22 ln ln 48,54 Δt 2

Δt1  t sp1 - t syt  415,88 - 271,69  143,22 C Δt 2  t sp2 - t syt  320,24 - 271,69  48,54 C 14.3 Výpočet závěsných trubek Parametry trubek vnější průměr trubky Dzt [m] 0,038 tloušťka stěny tzt [m] 0,0063 vnitřní průměr trubky dzt [m] 0,0254 počet trubek nzt [-] 32 Tab. 14.3.1 – Parametry závěsných trubek pro první část P1 Parametry páry teplota páry na vstupu tzt1 [ºC] 271,70 teplota páry na výstupu tzt2 [ºC] 272,66 střední teplota páry tztstř [ºC] 272,18 3 měrný objem na vstupu vzt1 [m /kg] 0,03480 3 měrný objem na výstupu vzt2 [m /kg] 0,03497 střední měrný objem vztstř [m3/kg] 0,03489 Tab. 14.3.2 – Parametry páry závěsných trubek pro první část P1 14.3.1 Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry

α k  0,023 

λ d zt

 w d    zt zt  ν  

0,8

 Pr 0,4

0,0582  16,72  0,0254  α k  0,023    0,0254  6,41  10 -7 

0,8

 1,467 0,4  2715,658 W/m 2 K


Fp 

π  d 2zt π  0,0254 2  n zt   32  0,016 m 2 4 4


w zt 




7,75  0,03489  16,72 m/s 0,016


λ = 0,0582 W/mK ν = 6,41ˑ10-7 m2/s Pr = 1,467 76




α zt  45,783 W/m 2 K Sáláním pro zaprášené spaliny

T  1  z  a 1 T α s  5,7  10 8  st  a  T3    T 2 1 z T

4

4




[m2ˑK/W]






 7,8  16  rH O   T  2 k  k sp  rsp    1  1  0,37    rsp  3,16  p  s   1000  sp    7,8  16  0,1593   641,21  -1 -1 k  1  1  0,37    0,2851  8,40 m  M Pa  3,16  0,0285  0,24   1000   

77



Celkový parciální tlak tříatomových plynů



α c  ξ  (α k  α s )  0,9  (45,783  7,884)  48,300 W/m 2 K ξ





Δt 

Δt1 - Δt 2 143,22 - 48,54   87,50 C Δt1 143,22 ln ln 48,54 Δt 2

Δt1  t sp1 - t zt2  415,88 - 272,66  143,22 C Δt 2  t sp2 - t zt1  320,24 - 271,70  48,54 C 14.4 Výsledná teplota spalin na výstupu z III. části III. tahu a části IV. tahu Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Qskp2  Q ms  Q zt  6203,97 - 1598,33  23,01  12,11  4570,52 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin z 2. části III. tahu. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



4570,52  447,92 kJ/m 3 5,492  1,858


78



15 Výpočet IV. a V. tahu Tyto tahy jsou nechlazené, nachází se v nich kromě části přehříváku 1 i svazky ekonomizéru a ohříváku vzduchu. 15.1 Ekonomizér Ekonomizér je konstruován z trubek o vnějším průměru 31,8 mm a o tloušťce stěny 6 mm. Jsou naohýbané do prostoru tak, že zabírají dvojnásobný počet trubek v jedné řadě, tedy ntr = 40. Skládá se ze tří částí, mezi kterými se nacházejí dva kontrolní vlezy. Spaliny nemají tolik tepla, které by bylo potřeba na ohřátí vody na mez sytosti vody/páry ve výparníku. Nedohřev vody vychází na 62 ºC.

Obr. 15.1.1 – Rozměry ekonomizéru

Obr. 15.1.2 – Tepelné schéma ekonomizéru 79



Parametry trubek vnější průměr D [m] 0,0318 tloušťka stěny t [m] 0,006 vnitřní průměr d [m] 0,0198 příčná rozteč s1 [m] 0,08 podélná rozteč s2 [m] 0,08 počet trubek v jedné řadě ntr [-] 40 počet řad nřad [-] 74 hloubka IV. tahu bIII [m] 2,7 šířka IV. tahu a [m] 3,24 Tab. 15.1.1 – Parametry trubek ekonomizéru Parametry vody teplota vody na vstupu t1 [ºC] teplota vody na výstupu t2 [ºC] střední teplota vody t12 [ºC] tlak vody na vstupu p1 [MPa] tlak vody na výstupu p2 [MPa] střední tlak vody p12 [MPa] měrný objem na vstupu v1 [m3/kg] měrný objem na výstupu v2 [m3/kg] střední měrný objem v12 [m3/kg] průtočné množství páry Mpp [kg/s] Tab. 15.1.2 – Parametry vody v ekonomizéru

105,00 210,58 157,79 6,05 5,65 5,85 0,0010 0,0012 0,0011 7,75

Parametry spalin teplota spalin na vstupu tsp1 [ºC] teplota spalin na výstupu tsp2 [ºC] entalpie spalin na vstupu isp1 [kJ/m3] entalpie spalin na výstupu isp2 [kJ/m3] Tab. 15.1.3 – Parametry spalin v ekonomizéru

322,48 176,57 447,92 197,83


t sp stř 

t sp1  t sp2 2



322,48  176,57  249,53 C 2

Průtočný průřez pro vodu

Fv 

π  d2 π  0,0198 2  n tr   40  0,0123 m 2 4 4

Rychlost proudění vody v trubkách

wv 

M pp  v12 Fv



7,75  0,0011  0,70 m/s 0,0123

80



15.1.1 Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany spalin Pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou.

λ  w sp  D   α k  0,2  c z  c s    D  ν 

0,65

 Pr 0,33

0,045  3,59  0,0318  α k  0,2  1  1    0,0318  3,92  10 -5 

0,65

 0,660 0,33  43,842 W/m 2 K

Rychlost spalin

w sp 



Fsp  b IV  (a - n tr  D)  2,7  (3,24 - 40  0,038)  5,44 m 2 Oprava na uspořádání svazku cs V závislosti na poměrné příčné rozteči σ1 a poměrné podélné rozteči σ2 s 0,08 σ1  1   2,52 D 0,0318 s 0,08 σ2  2   2,52 D 0,0318 Pokud je σ2 ≥ 2, potom cs = 1 Oprava na počet podélných řad cz Pokud je počet řad ≥ 10, potom cz = 1 Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,0448 W/mK ν = 3,92ˑ10-5 m2/s Pr = 0,660

15.1.2 Součinitel přestupu tepla sáláním pro zaprášené spaliny Svazky ekonomizéru se nacházejí v oblasti, kde je teplota spalin pod 500 ºC. Proto se součinitel přestupu tepla sáláním zanedbává. 15.1.3 Součinitel prostupu tepla αk 43,842 k   36,618 W/m 2 K 1  ε  α k 1  0,0045  43,842 Potřebná (ideální) plocha pro ekonomizér

Sid 

Qe 2597  1000   1000  768,85 m 2 k  Δt 36,618  90,24

81




Δt 

Δt1 - Δt 2 111,90 - 71,57   90,24 C Δt1 111,90 ln ln 71,57 Δt 2

Δt1  t sp1 - t 2  322,48 - 210,58  111,90 C

Δt 2  t sp2 - t 1  176,57 - 105,00  71,57 C Počet řad ekonomizéru

Sid 786,12   72,86 π  D  b IV  n tr π  0,0318  2,7  40

n řad 

 n řad  74 Skutečná výrobní teplosměnná plocha ekonomizéru

S  π  D  l IV  n tr  n řad  π  0,0318  2,6  40  74  768,85 m 2 Výrobní teplosměnná plocha se liší od ideální o 2,19 %. Skutečně odebrané teplo ekonomizérem

Q esk  k  S  Δt  10 3  36,618  768,85  90,24  10 3  2540,54 kW 15.1.4 Výsledná teplota spalin na výstupu z ekonomizéru Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Q esk  4570,52 - 2540,54  2029,98 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin, které vystupují z přehříváku 1. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



2029,98  198,94 kJ/m 3 5,492  1,858

 t sp2  177,22 C Skutečná teplota výstupních spalin se od odhadované liší o 0,65 ºC. Tento rozdíl je přijatelný. Rozměr vstupní a výstupní komory

S kom 

M pp  v12 wv



7,75  0,01111  0,018 m 2 0,70

Průměr komor

D kom 

4  S kom  π

4  0,018  0,153 m π

Volím trubku TR 168,3x6,3 ČSN 42 5715.01

82



15.2 Ohřívák vzduchu Ohřívák vzduchu je trubkový svazek, který je tvořen hladkými trubkami o vnějším průměru 44,5 mm a tloušťce stěny 3,2 mm. Tento svazek se skládá ze dvou částí. Na základě konzultací je primární i sekundární vzduch přiváděný do spalovací komory předehříván na 100 ºC. Primární a sekundární vzduch tvoří 90 % z celkového množství přiváděného vzduchu. Zbylých 10 % je bráno na pohazování směsi paliva na rošt. Jelikož se uvažuje s recirkulací vzduchu, aby nedošlo k podkročení rosného bodu v zimním období, asi 10 % z celkového množství přivedeného vzduchu, tak se ve výpočtech uvažuje původních 100 % přiváděného vzduchu. Při recirkulaci vzduchu je vstupní teplota vzduchu do ohříváku vzduchu 50 ºC. Spaliny za ohřívákem vzduchu by neměli podkročit teplotu 140 ºC, aby teplota neklesla pod rosný bod spalin a nehrozila nízkoteplotní koroze.

Obr. 15.2.1 – Rozměry ohříváku vzduchu

Obr. 15.2.2 – Tepelné schéma ohříváku vzduchu 83



Parametry trubek vnější průměr D [m] 0,0445 tloušťka stěny t [m] 0,0032 vnitřní průměr d [m] 0,0381 příčná rozteč s1 [m] 0,09 podélná rozteč s2 [m] 0,09 počet trubek v jedné řadě ntr [-] 35 počet řad nřad [-] 44 hloubka IV. a V. tahu bIV [m] 2,7 šířka IV. a V. tahu a [m] 3,24 Tab. 15.2.1 – Parametry trubek ohříváku vzduchu Parametry vzduchu teplota vzduchu na vstupu t1 [ºC] teplota vzduchu na výstupu t2 [ºC] střední teplota vzduchu t12 [ºC] entalpie vzduchu na vstupu i1 [kJ/kg] entalpie vzduchu na výstupu i2 [kJ/kg] Tab. 15.2.2 – Parametry vzduchu v OVZ

50 100 75 212,31 484,79

Parametry spalin teplota spalin na vstupu tsp1 [ºC] teplota spalin na výstupu tsp2 [ºC] entalpie spalin na vstupu isp1 [kJ/m3] entalpie spalin na výstupu isp2 [kJ/m3] Tab. 15.2.3 – Parametry spalin v OVZ

177,22 139,81 198,94 134,82


t sp stř 

t sp1  t sp2 2



177,22  139,94  158,51 C 2

Potřebný tepelný výkon ohříváku vzduchu

Q ovz  M pv  α  (i 2  i1 )  1,86  1,3  (484,79  212,31)  658,08 kW 15.2.1 Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany vzduchu Pro uspořádání trubek za sebou.

λ  w d  α kvz  0,023    vz  d  ν  α

vz k

0,8

 Pr 0,4  c t  c l  c m

0,03  6,51  0,0381   0,023    0,0381  2,07  10 -5 

0,8

 0,6930,4  0,8  1  1  28,640 W/m 2 K

Rychlost vzduchu

w vz 

Vv 273,15  t 12 8,97 273,15  75     6,51 m/s Fv 273,15 1,76 273,15

84



Světlý průřez vzduchu

π  d2 π  0,03812 Fv   n tr  n řad   35  44  1,76 m 2 4 4 Objemový průtok vzduchu

Vv  M pv  α  O VZmin  1,86  1,3  3,71  8,97 m 3 /s Opravný koeficient ct

t  c t   12   t st 

0,5

 75     116,76 

0,5

 0,80

Teplota stěny

t 12  t sp 75  158,51 stř t st    116,76 C 2 2 Vlastnosti spalin pro střední teplotu spalin Součinitel tepelné vodivosti Kinematická viskozita Prandtlovo číslo

λ = 0,03 W/mK ν = 2,07ˑ10-5 m2/s Pr = 0,693

15.2.2 Součinitele přestupu tepla konvekcí ze strany spalin Pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou.

λ  w sp  D   α  0,2  c z  c s    D  ν  sp k

0,65

 Pr 0,33

0,0367  3,43  0,0445  α  0,2  1  1    0,0445  2,79  10 -5 

0,65

sp k

 0,680 0,33  39,087 W/m 2 K

Rychlost spalin

w sp 



Fsp  b IV  (a - n tr  D)  2,7  (3,24 - 35  0,0445)  4,70 m 2 Oprava na uspořádání svazku cs V závislosti na poměrné příčné rozteči σ1 a poměrné podélné rozteči σ2 s 0,09 σ1  1   2,02 D 0,0445 s 0,09 σ2  2   2,02 D 0,0445 Pokud je σ2 ≥ 2, potom cs = 1 Oprava na počet podélných řad cz Pokud je počet řad ≥ 10, potom cz = 1 85




λ = 0,0367 W/mK ν = 2,79ˑ10-5 m2/s Pr = 0,680


k  ξ

α kv  α sp 28,640  39,087 k  0,85   14,050 W/m 2 K v sp 28,640  39,087 αk  αk

Potřebná (ideální) plocha pro ekonomizér

Qe 658,08  1000   1000  561,93 m 2 k  Δt 14,050  83,36

Sid 


Δt 

Δt1 - Δt 2 77,22 - 89,81   83,36 C Δt1 77,22 ln ln 89,81 Δt 2

Δt1  t sp1 - t 2  177,22 - 100,00  77,22 C Δt 2  t sp2 - t 1  139,81 - 50,00  89,81 C Skutečná výrobní teplosměnná plocha ohříváku vzduchu

S  π  D  l IV  n tr  n řad  π  0,0445  2,6  35  44  559,76 m 2 Výrobní teplosměnná plocha se liší od ideální o 0,39 %. Skutečně odebrané teplo ohřívákem vzduchu

Q ovzsk  k  S  Δt  10 3  14,050  559,76  83,36  10 3  655,54 kW 15.2.4 Výsledná teplota spalin na výstupu z ohříváku vzduchu Teplo spalin na výstupu

Qsp2  Qsp1 - Q ovzsk  2029,98 - 655,54  1374,44 kW Teplo vstupních spalin Qsp1 je rovno teplu výstupních spalin ekonomizéru. Entalpie a skutečná teplota výstupních spalin

I sp2 

Q sp2 O sp  M pv



1374,44  134,70 kJ/m 3 5,492  1,858


86



16 Kontrola tepelné bilance     1,80  ΔQ  Q pp  η k - ΣQ i  1  MN   14043,35  0,9023 - 12643,40  1    28,33 kJ/kg  100   100   ΔQ   28,33  Δ   p   100     0,202 % Q  14043,35   p  

ηk ΣQi ξMN

teplo přivedené do kotle tepelná účinnost teplo odevzdané všem výhřevným plochám ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích

Teplo odevzdané všem výhřevným plochám ovz ΣQi    (I u  I sp2 )  0,9871  (14184,47  1375,73)  12643,40 kJ/kg

ϕ Iu

součinitel uchování tepla užitečné teplo uvolněné v ohništi entalpie spalin za ohřívákem vzduchu

Při kontrole tepelné bilance by odchylka neměla přesáhnout 0,5 % z tepla přivedeného do kotle . V mém případě je odchylka 0,202 %, která podmínce vyhovuje.;

87



17 Závěr Cílem diplomové práce bylo navrhnout uspořádání ploch a jejich dimenzování, dále tepelný výpočet a výpočtový projekt pro kotel na spalování hnědého uhlí a dřeva o těchto parametrech:    

výkon kotle tlak přehřáté páry teplota přehřáté páry teplota napájecí vody

30t/h 5 MPa 450°C 105°C

Kotel je navržen jako pětitahový, kdy v prvním tahu – spalovací komoře probíhá spalování směsi paliva na roštu. Palivo je pohazováno na rošt vzduchem. Hnědé uhlí a dřevo ve formě štěpky jsou umístěné ve vlastním zásobníku, tyto paliva jsou dále dopravovány do směšovače, odkud jdou jako společná směs přes pohazovací zařízení na rošt. Primární spalovací vzduch o teplotě 100 ºC je přiváděn ze spodu roštu, sekundární vzduch o teplotě 100 ºC je přiváděn pomocí dýz v několika úrovních v přední a zadní části spalovací komory. Mezi prvním a druhým tahem je umístěna mříž, druhý tah je navržen jako prázdný. Ve třetím tahu, který společně s prvním a druhým chlazený těsnými membránovými stěnami, jsou umístěné přehříváky. Přehříváky 3, 2 a část 1. jsou zavěšeny na závěsných trubkách. Ve čtvrtém a pátém tahu, které jsou nechlazené, je umístěna část přehříváku 1, ekonomizér a ohřívák vzduchu. Mezi II. a III. tahem, dále mezi IV. a V. tahem, jsou obratové prostory tvořené výsypkami. Ve výsypce se spaliny zbavují části neseného popílku, tento odloučený popílek se vrací zpět do spalovací komory. Jelikož výhřevnost paliva není stále stejná, dochází ke změně výstupní teploty páry. Proto jsou použity dva vstřiky napájecí vody mezi prvním a druhým přehřívákem, dále mezi druhým a třetím přehřívákem. Výška trubkových svazků se pohybuje maximálně kolem 2 m, pak následuje mezera, ve které jsou umístěny parní ofukovače a kontrolní vlez. Parní ofukovače mají čistící funkci trubkových svazků od popílku.

88



18 Seznam použité literatury [1]

BUDAJ, Florian. Parní kotle: Podklady pro tepelný výpočet. Brno: Vysoké učení technické v Brně, 1992. ISBN 80-214-0426-4.

[2]

DLOUHÝ, Tomáš. Výpočty kotlů a spalinových výměníků. 3. vydání. Praha: České vysoké učení technické v Praze, 2011. ISBN 978-80-01-03757-7.

[3]

Podpora výroby elektřiny. ERU: Energetický regulační úřad [online]. 2013 [cit. 201305-16].Dostupné z: http://www.eru.cz/

[4]

ANDERT, David, KÁRA, Jaroslav, HUTLA, Petr: Společné spalování biomasy a uhlí. Biom.cz [online]. 2001-12-17 [cit. 2013-05-20]. Dostupné z WWW: . ISSN: 18012655.

[5]

Vyhláška o stanovení druhů a parametrů podporovaných obnovitelných zdrojů pro výrobu elektřiny, tepla nebo biometanu a o stanovení a uchovávání dokumentů. In: 477/2012 Sb. 2012.

[6]

HOLMGREN. X Steam: IAPWS IF97 Excel Steam Tables. version 2.6. 2006. Dostupné z: www.x-eng.com

89



19 Seznam obrázků Obr. 1.1 –Výroba elektřiny z OZE Obr. 3.3.1 – I-t diagram vzduchu a spalin Obr. 5.1 –Schéma spalovací komory Obr. 5.1.1 – I-t diagram spalin Obr. 6.1 – Pilový diagram (Q-t diagram) Obr. 6.3.1 – Vstřik napájecí vody mezi P3 a P2 Obr. 6.4.1 – Vstřik napájecí vody mezi P2 a P1 Obr. 7.1 – Rozměry I. tahu Obr. 7.2 – Tepelné schéma I. tahu Obr. 8.1 – Schéma rozvolnění Obr. 8.2.1 – Tepelné schéma mříže Obr. 9.1 – Rozměry II. tahu Obr. 9.2.1 – Tepelné schéma II. tahu Obr. 11.1 – Rozměry výsypky Obr. 11.2.1 – Tepelné schéma výsypky Obr. 12.1 – Tepelné schéma I. části III. tahu Obr. 12.1.1 – Rozměry přehříváku 3 Obr. 13.1 – Tepelné schéma II. části III. tahu Obr. 13.1.1 – Rozměry přehříváku 2, první část Obr. 13.1.2 – Rozměry přehříváku 2, druhá část Obr. 14.1 – Tepelné schéma III. části III. tahu a IV. tahu Obr. 14.1.1 – Rozměry přehříváku 1, první část Obr. 14.1.2 – Rozměry přehříváku 1, druhá a třetí část Obr. 14.1.3 – Rozměry přehříváku 1, čtvrtá část Obr. 15.1.1 – Rozměry ekonomizéru Obr. 15.1.2 – Tepelné schéma ekonomizéru Obr. 15.2.1 – Rozměry ohříváku vzduchu Obr. 15.2.2 – Tepelné schéma ohříváku vzduchu

90



20 Seznam tabulek Tab. 2.1 – Složení čistého dřeva Tab. 2.2 – Složení hnědého uhlí Tab. 2.3 – Složení nového paliva Tab. 3.2.1 – Střední hodnoty produktů spalování Tab. 3.3.1 – Entalpie složek spalin a měrné teplo Tab. 3.3.2 – Entalpie spalin a vzduchu Tab. 6.1 – Tlakové ztráty Tab. 6.9.1 – Výpočtové parametry páry/vody Tab. 12.1.1 – Parametry trubek přehříváku 3 Tab. 12.1.2 – Parametry páry přehříváku 3 Tab. 12.1.3 – Parametry spalin přehříváku 3 Tab. 12.3.1 – Parametry závěsných trubek u P3 Tab. 12.3.2 – Parametry páry závěsných trubek u P3 Tab. 13.1.1 – Parametry trubek přehříváku 2 Tab. 13.1.2 – Parametry páry přehříváku 2 Tab. 13.1.3 – Parametry spalin přehříváku 2 Tab. 13.3.1 – Parametry závěsných trubek u P2 Tab. 13.3.2 – Parametry páry závěsných trubek u P2 Tab. 14.1.1 – Parametry trubek přehříváku 1 Tab. 14.1.2 – Parametry páry přehříváku 1 Tab. 14.1.3 – Parametry spalin přehříváku 1 Tab. 14.3.1 – Parametry závěsných trubek pro první část P1 Tab. 14.3.2 – Parametry páry závěsných trubek pro první část P1 Tab. 15.1.1 – Parametry trubek ekonomizéru Tab. 15.1.2 – Parametry vody v ekonomizéru Tab. 15.1.3 – Parametry spalin v ekonomizéru Tab. 15.2.1 – Parametry trubek ohříváku vzduchu Tab. 15.2.2 – Parametry vzduchu v OVZ Tab. 15.2.3 – Parametry spalin v OVZ

91



21 Seznam použitých zkratek a symbolů Symbol

Jednotka

a a0 apl Ar ast b B0 cd cf ci cm cs cs

[m] [-] [-] [%] [-] [m] [-] [-] [-] [%] [m] [kJ/m3K] [%]

cs

[-]

csu cú cv cw cz d d d de din f FP Fsp Fst Fús Fv H c CH20 i i‘ i‘‘

[kJ/kgK] [%] [kJ/m3K] [kJ/kgK] [-] [μm] [g/kg] [m] [m] [m] [-] [m2] [m2] [m2] [m2] [m2] [%] [m] [kJ/m3K] [kJ/m3] [kJ/kg] [kJ/kg]

Význam šířka spalovací komory stupeň černosti ohniště stupeň černosti plamene procento popelovin v původním stavu paliva stupeň černosti povrchu stěn hloubka tahu Boltzmannovo číslo opravný koeficient na vnitřní průměr trubky opravný koeficient na frakci popelkových částeček podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků výška mříže měrné teplo suchého vzduchu podíl popela ve škváře oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči na poměrné podélné rozteči měrné teplo sušiny paliva podíl popela v úletu měrné teplo vlhkého vzduchu měrné teplo vody oprava na počet podélných řad střední efektivní průměr částeček popílku obsah vody ve vzduchu průměr trubek ekvivalentní průměr vnitřní průměr trubky součinitel vlhkosti průřez pro páru světlý průřez spalin povrch ohniště účinná sálavá plocha stěn ohniště průtočný průřez pro vodu procento hořlaviny v původním stanu paliva výška spalovací komory měrné teplo vodní páry entalpie jednotlivých složek spalin entalpie syté páry entalpie syté kapaliny

92

Bc. Jiří Chmelíček Symbol

Jednotka

inv Io ip Ip ipp Isp ISPmin Iu IVZmin k k kk kp ksp M Mp Mpp Mpv Mv nřad ntr ntr nzav OAr OCO2 OH20min ON2 OO2min OSO2 OSP OSPC OSPmin OsSPmin

[kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [l/m·MPa] [W/m2K] [l/m·MPa] [l/m·MPa] [l/m·MPa] [-] [kg/s] [kg/s] [kg/s] [kg/s] [-] [-] [-] [-] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [m3/kg] [kJ/kgK] [m3/kg] [m3/kg]

OsvSPmin

[m3/kg]

Ovz OVZmin p

[m3/kg] [m3/kg] [MPa]

p"

[MPa]

Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím Význam entalpie napájecí vody entalpie spalin na konci ohniště fyzické teplo paliva entalpie popílku entalpie přehřáté páry entalpie spalin minimální množství spalin teplo uvolněné při spalování entalpie minimálního množství vzduchu součinitel zeslabení sálání součinitel prostupu tepla součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi součinitel zeslabení sálání tříatomových plynů součinitel respektující průběh teplot v ohništi množství paliva přivedeného do kotle parní výkon kotle množství paliva skutečně spáleného množství vstřiku počet řad počet trubek počet trubek v jedné řadě počet závěsných trubek objem Ar ve spalinách objem CO2 ve spalinách minimální objem vodní páry objem N2 ve spalinách minimální množství kyslíku ke spálení 1 kg paliva objem SO2 ve spalinách skutečné množství spalin střední celkové měrné teplo spalin minimální množství vlhkých spalin minimální množství suchých spalin minimální množství vlhkých spalin při použití suchého vzduchu skutečné množství vzduchu minimální množství vlhkého vzduchu ke spálení 1 kg paliva tlak v ohništi absolutní tlak vodní páry na mezi sytosti při dané teplotě vzduchu

93

Bc. Jiří Chmelíček Symbol

Jednotka

pc pnv Pr psp q Qc Qir Qpp Qs

[MPa] [MPa] [-] [MPa] [-] [kW] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg]

QSVZmin

[m3/kg]

Qvz R rCO2 rH2O rNO2 rsp s S s1 s2 t Ta To tp tstř tsyt tvz Tz v VH2O Vo VSP wp wsp wv x Xi xo

[kJ/kg] [m2] [-] [-] [-] [-] [m] [m2] [m] [m] [m] [K] [K] [°C] [°C] [°C] [°C] [K] [m3/kg] [%] [m3] [m3/kg] [m/s] [m/s] [m/s] [-] [%] [-]

Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím Význam celkový absolutní tlak vlhkého vzduchu tlak napájecí vody Prandtlovo číslo při střední teplotě proudu parciální tlak tříatomových plynů střední zatížení stěn ohniště celkové teplo dodané ohništi výhřevnost paliva teplo přivedené do kotle množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn minimální množství suchého vzduchu ke spálení 1 kg surového paliva o výhřevnosti Qir, teplo přivedené do kotle se vzduchem plocha hořící vrstvy paliva na roštu objemové části tříatomových plynů objemová část vodní páry ve spalinách objemové koncentrace tříatomových plynů součet objemových částí tříatomových plynů účinná tloušťka sálavé vrstvy plocha výparných ploch příčná rozteč podélná rozteč tloušťka stěn trubek teplota nechlazeného plamene absolutní teplota spalin na výstupu z ohniště teplota spalin střední teplota teplota sytosti teplota nasávaného vzduchu absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn měrný objem objem vodní páry na 1 m3 suchého vzduchu aktivní objem ohniště průtok spalin rychlost páry rychlost proudění spalin rychlost vody úhlový součinitel podíl popela z celkového množství v palivu poměrná výška maximální hodnoty teploty plamene

94

Bc. Jiří Chmelíček Symbol Xp xst Xú α αc α2 αk αs Δi Δp Δt ε εo ζ ζcn ζfi ζfiú ζk ζmn ζsv ηk ϑ0 ϑa λ μ ν ξ σ1 σ2 ϕ ϕ χ1 χ2 ψ

Jednotka [%] [-] [%] [-] [W/m2K] [W/m2K] [W/m2K] [W/m2K] [kJ/kg] [MPa] [°C] [-] [-] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [°C] [°C] [W/mK] [g/m3] [m2/s] [-] [-] [-] [%] [-] [-] [-] [-]

Kotel na spalování dřeva s hnědým uhlím Význam procento popela v úletu uhlový součinitel podíl popela v úletu přebytek vzduchu součinitel přestupu tepla ze spalin do stěny součinitel přestupu tepla stěny do media součinitel přestupu tepla konvekcí součinitel přestupu tepla sáláním rozdíl entalpií média tlakové ztráty v jednotlivých částech kotle střední logaritmická teplota součinitel znečištění výhřevné plochy výchozí součinitel zanesení celkové ztráty ztráta chemickým nedopalem ztráty fyzickým teplem tuhých zbytků ztráta v úletu ztráta komínová ztráta mechanickým nedopalem ztráta sdílením tepla do okolí tepelná účinnost kotle koncová teplota teoretická teplota součinitel tepelné vodivosti pro střední teplotu proudu koncentrace popílku ve spalinách součinitel kinematické vazkosti pro střední teplotu proudu součinitel využití poměrná příčná rozteč poměrná podélná rozteč relativní vlhkost vzduchu součinitel uchování tepla součinitel závislý na druhu paliva součinitel závislý na způsobu spalování součinitel tepelné efektivnosti

95



22 Seznam příloh Příloha 1: Schéma kotle

96

H

Recommend Documents