PLYNOFIKACE OLEJOVÉHO KOTLE V CUKROVARU 65 T/H, 3,8 MPA, 450 C

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE PLYNOFIKACE OLEJOVÉHO KOTLE V CUKROVARU 65 T/H, 3,8 MPA, 450 C OIL BOILERS GASIFICATION IN SUGAR REFINERY 65 T/H, 3,8 MPA, 450 C DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Bc. KAREL ŠTUKAVEC Ing. MAREK BALÁŠ, Ph.D. BRNO 015

2 é č í é ě í ž ý í ý ú ý Á Í É Á ý á é í é ž ý í Ř ú á á č ý š á í š í řá ě č á í í é é á é é í í č á ú á í í í í í ř í ě č ě ý ř á í é ý ů á ď ý ř č í í ě ú ý ř ý ž í ů á á ř ří á á í ý č ží ř é ý č íú á é á í é á ď ý ř č í í ě ú ý ý ě ř í ž í í é Č ý í ý ý č áš ý ě í ý ý č ů ý ý ě í ů Č

3 í é á áš í á í é á č ý á é ě Á ří íš ř ú ý

4 Abstrakt Tato diplomová práce se zabývá plynofikací stávajícího olejového kotle. V první části práce popisuje stávajícího kotel. V další části práce následuje plynofikace s ohledem na dodržení limitu NO X. a přepočet kotle pro provoz na zemní plyn. Abstract This masters thesis deals with the gasification of current oil boiler. The first part of the thesis describes the existing boiler. The next part follows gasification with respect for comply with the limits of NO X and recalculation of boiler for operation with the natural gas. Klíčová slova Plynofikace, olejový kotel, tepelný výpočet Key words Gasification, oil boiler, thermal calculation ŠTUKAVEC, K. Plynofikace olejového kotle v cukrovaru 65 t/h, 3,8 MPa, 450 C. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, str. Vedoucí diplomové práce Ing. Marek Baláš, Ph.D

5 Čestné prohlášení: Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně za pomoci vedoucího práce Ing. Marka Baláše, Ph.D. a konzultanta Ing. Ondřeje Nechvátala, literatury a uvedených zdrojů v závěru práce. V Brně dne Karel Štukavec - 8 -

6 Poděkování: Rád bych poděkoval vedoucímu práce panu Ing. Marku Balášovi, Ph.D a konzultantovi panu Ing. Ondřeje Nechvátalovi za rady a konzultace

7 Obsah 1 Úvod Stávající stav Tepelná účinnost stávajícího kotle (mazut) a množství paliva Pilový diagram stávajícího stavu (mazut) Plynofikace Objemy a entalpie vzduchu a spalin Stechiometrie Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin Entalpie vzduchu a produktů spalování Tepelná bilance kotle Teplo přivedené do kotle Ztráty kotle a tepelná účinnost Výrobní teplo páry a množství paliva Výpočet spalovací komory Rozměry spalovací komory Tepelný výpočet ohniště Teplota spalin na výstupu z ohniště Součinitel M Boltzmannovo číslo Stupeň černosti ohniště Bilanční výpočet teplosměnných ploch ze strany média Tlak napájecí vody Dílčí výkony jednotlivých ploch Eko Eko Výparník Přehřívák PP1+ZTR Přehřívák PP +MŘÍŽ PP Součet výkonů Pilový diagram Mříž Bilanční teplo spalin Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád

8 8.4 Rovnice sdílení tepla Celková bilance VRATNÁ KOMORA Přehříváková Mříž PP Bilanční teplo spalin Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Část Závěsných trubek Rovnice tepelné bilance Součinitel přestupu tepla sáláním Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance Přehříváku PP+ZTR Přehříváku PP Bilanční teplo spalin Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Část Závěsných trubek Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance Přehříváku PP1+ZTR Přehříváku PP Bilanční teplo spalin Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Část Závěsných trubek

9 11..1 Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance Dodatkový výparník Bilanční teplo spalin Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance Eko Bilanční teplo spalin Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance Eko Bilanční teplo spalin Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Střední logaritmický teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance OVZ Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Teplotní spád Rovnice sdílení tepla Celková bilance OVZ Rovnice tepelné bilance Součinitel prostupu tepla Teplotní spád Rovnice sdílení tepla

10 16.5 Celková bilance Celková Bilance kotle na straně spalin Závěr Seznam použité literatůry Seznam obrázků Seznam tabulek Seznam použitých symbolů Seznam použitých zkratek Seznam příloh

11 1 Úvod V dnešní energeticky náročné době, kdy nároky člověka na spotřebu energií narůstají a tím narůstá i znečištění životního prostředí, lidstvo postupně začíná klást důraz na snížení znečištění životního prostředí. S tím souvisí i zavedení limitů průmyslových emisí 100 mg/nm 3 Úkolem diplomové práce je plynofikace olejového kotle v cukrovaru s ohledem na ekonomickou stránku rekonstrukce a provézt tepelný přepočet pro provoz na zemní plyn při zachování tepelného výkonu a parametrů páry a navrhnout opatření pro dodržení limitu NO x = 100mg/Nm 3. První část práce seznamuje se stávajícím kotlem a s výsledky kontrolního tepelného výpočtu stávajícího kotle. Druhá část práce obsahuje kontrolní propočet kotle po plynofikaci a popisuje problémy, které nastaly a byly řešeny důsledkem změny paliva na plyn

12 Stávající stav Stávajicí olejový kotel, kde palivem je těžký olej mazut je starší konstrukce. Navrhnut byl v době, kdy mazut obsahoval vysoký obsah síry. Z toho důvodu byl kotel navrhnut tak, aby se teplota spalin za kotlem pohybovala kolem 160 stupňů celsia. Vysoký obsah síry v palivu způsobuje vyšší rosný bod spalin, což způsobuje nízkoteplotní korozi ze strany spalin. Nízkoteplotní koroze vzniká při teplotě spalin na stěnách spalinovodu nižší, než je rosný bod spalin, kdy na stěnách kondenzuje vodní pára a kyselina sírová. [3] Stávajicí kotel je tvořen spalovací komorou a druhým tahem. Ve spalovací komoře jsou umístěny čtyři mazutové hořáky a výparník. Spaliny ze spalovací komory vystupují skrze rozvolněnou výparníkovou mříž a vstupují do druhého tahu. Za mříží spaliny proudí vratnou komorou. Ta je tvořena na vstupu do vratné komory mříži trubek druhého přehříváku, pro výstup páry z kotle a částí závěsných trubek. Dále postupují skrze dva stupně přehříváku, dva stupně ekonomizéru a dva stupně trubkového ohříváku vzduchu. Voda pro kotel se využívá voda z úpravy řepy v cukrovaru, která po úpravě stále obsahuje příměsi ve vodě. Dle normy ČSN EN 1 95, tato voda nemůže být použita pro vstřik k chlazení páry v mezistupni přehříváku. Z toho důvodu se pára zastřikuje kondenzátem, vyrobeným v kondenzátoru páry, kdy se z bubnu odvádí část páry potřebné k výrobě kondenzátu a přihřívá tak napájecí vodu proudící skrze kondenzátor. Obr.:-1 Schéma stávajícího olejového kotle (mazut)

13 .1 Tepelná účinnost stávajícího kotle (mazut) a množství paliva Parametry Paliva (mazut) Q i r = 4045,86 kj kg 1 t P = 140 C Tab.:-1 Složení paliva (mazut) r r r r r r r r W t [%] H [%] C [%] N [%] O [%] A [%] S [%] S prch [%] 0,5 11, 84,59 0,35 1,133 0,067,14 1,07 Teplo přivedené do kotle Q P P = Q i r + i P + Q VZV + Q pr (Rov.:.1-1) Q P P = 4045,86 + 9, ,478 = 40843,948 kj/kg Fyzické teplo paliva i P = c P t P =, = 9,60 kj/kg (Rov.:.1-) Měrné teplo paliva c P = 1,74 + 0,005 t P (Rov.:.1-3) c P = 1,74 + 0, =,09 kj/kg K Teplo přivedené do kotle při parním rozprašováním mazutu Q pr = G pr (i pr 500) (Rov.:.1-4) Q pr = 0,3 (88,6 500) = 98,478 kj/kg G pr množství páry na rozprašování [1] i pr entalpie páry na rozprašování při 1 Mpa ; 00 C [3] Ztráty kotle Ztráta hořlavinou ve spalinách -pro topné oleje Z CO = 0,5 % [1] Ztráta sdílením tepla do okolí -hliníkový nátěr oplechování při M PP = 18,056 kg/s je Z SO = 0,8 % [1]

14 Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích Z C = 0 Ztráta citelným teplem spalin Z K = (100 Z C ) I SP I VZ Q P P (Rov.:.1-5) Z K = (100 0) = 6.903% 40843,948 I VZ entalpie vzduchu při t = 30 C a přebytku vzduchu α k = 1.13 I SP entalpie spalin za kotlem t = C a přebytku vzduchu α k = 1.13 Tepelná účinnost η K = 100 z = 100 Z CO Z SO Z K (Rov.:.1-6) η K = 100 z = 100 0,5 0, = % Množství paliva M P = M P = Q V Q P P η K ,485 93, (Rov.:.1-7) = 1.36 kg/s (Rov.:.1-8) Výrobní teplo páry Q V = M PP (i PP i NV ) + M MP ( i) + M OP ( i) + M O ( i) (Rov.:.1-9) Q V = 18,056 (3333, ) = kW

15 I [kj/kg] t [ C] I SPmin [kj/kg] I VZmin [kj/kg] α 0 =1,07 [kj/kg] α 0 =1,09 [kj/kg] α 0 =1,13 [kj/kg] , , , , , , , ,4 3436, , ,05 416, ,11 50, , , , , , , , , , ,809 91, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,9 0790, , , , ,47 907, , , , , , , , , 8563, , , , , , , , , , , , , ,414 Tab.:.1-1 I-t tabulka vzduchu a produktu spalování (mazut) I SP ispal min Ivzmin Ispal1.07 Ispal1.09 Ispal1,13 0 t [ C] Obr.:.1-1 I-t diagram spalin (mazut)

16 . Pilový diagram stávajícího stavu (mazut) Obr.:.-1 Pilový diagram stávajícího kotle (mazut)

17 3 Plynofikace Plynofikací kotle se rozumí změna paliva z mazutu na plyn. Tuto změnu provázelo několik úprav. První z úprav, je výměna mazutových hořáků za nízkoemisní plynové hořáky a zavedení recirkulace spalin zpět do kotle k potlačení NO x. Z důvodu vyšší teploty spalin na konci ohniště při spalování plynu oproti mazutu, došlo k úpravám spal. komory, druhého přehříváku a byla přidána teplosměnná plocha do druhého tahu. Ostatní plochy byly zachovány vzhledem k požadavkům, na ekonomickou stránka plynofikace. Obr. 3-1:Schéma kotle po plynofikaci - 0 -

18 4 Objemy a entalpie vzduchu a spalin Palivem je zemní plyn. Složení je uvedeno v Tab. -1 Objemy a entalpie jsou vztaženy na 1kg paliva. Parametry paliva (zemní plyn): Q i r = kj/kg Tab.:-1 Složení zemního plynu CH4 [%] CH6 [%] C4H10 [%] CO [%] N [%] C3H8 [%] Stechiometrie Minimální množství kyslíku ke spálení 1 m 3 paliva O O min = 0.5 CO + H 100 O O min = ( ) ( ) 0.51 = m 3 m H S (x + y 4 ) C xh y 100 O ( ) ( ) (Rov.: 4.1-1) Minimální množství suchého vzduchu ke spálení 1 m 3 paliva S O VZmin = O O min = = 9.14 m3 m 3 Minimální množství vlhkého vzduchu ke spálení 1 m3 paliva (Rov.: 4.1-) V O VZmin S = f O VZmin = = m 3 m 3 (Rov.: 4.1-3) - při relativní vlhkosti φ = 0. 7 a teplotě vzduchu 30 C je f = Množství jednotlivých složek ve spalinách po spálení 1 m3 paliva: S O CO = 0.01 (CO + CO + x C x H y + 0,03 O VZmin ) (Rov.: 4.1-4) = 0,01 ( ) = m 3 m 3 S O N = 0.01 (N + 78,05 O VZmin ) (Rov.: 4.1-5) O N = 0.01 ( ) = m 3 m 3 S O Ar = 0,009 O VZmin = 0, = m 3 m 3 (Rov.: 4.1-6) - 1 -

19 Minimální množství suchých spalin po spálení 1 m 3 paliva: S O SPmin = O CO + O N + O Ar = = 8.18 m 3 m 3 (Rov.: 4.1-7) Minimální objem vodní páry ve spalinách po spálení 1 m 3 paliva O H Omin = 0.01 ( y C S xh y + H + H S) + (f 1) O VZmin (Rov.: 4.1-8) = 0,01 ( ) + (1.03 1) 9.14 =.185 m3 m 3 Minimální množství vlhkých spalin po spálení 1 m 3 paliva: V O SPmin S = O SPmin + O H Omin = = m 3 m 3 (Rov.: 4.1-9) 4. Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin Pro dokonalé vyhoření paliva při spalování, se v praxi volí větší množství spalovacího vzduchu, než je jeho teoretické minimální množství. Spaluje se proto s přebytkem vzduchu α, který se volí dle zkušeností. Pro snížení NOx byl přebytek volen α o = 1,05 Skutečné množství vzduchu Součinitel β popisuje přisávání falešného vzduchu na trase spalin, který se v průběhu trasy navyšuje. V O VZ = β O VZmin = = m 3 m 3 (Rov.: 4.-1) Skutečné množství spalin po spálení 1 kg paliva při V O SP = O SPmin V + (α o 1) O VZmin (Rov.: 4.-) O SP = (1.05 1) = m 3 m 3 Skutečný objem vodní páry ve spalinách po spálení 1 m 3 paliva S O H O = O H Omin + (f 1) (α o 1) O VZmin (Rov.: 4.-3) O H O = (1.03 1) (1.05 1) 9.14 =.198 m 3 m 3 Objemové části tříatomových plynů r RO = O SO + O CO O SP = = 0.09 (Rov.: 4.-4) - -

20 r H O = O H O O SP = = 0.0 (Rov.: 4.-5) Součet objemových částí tříatomových plynů r SP = r RO + r H O = = 0.94 (Rov.: 4.-6) 4.3 Entalpie vzduchu a produktů spalování Poměrové složky p CO = O CO O SP = = 0.09 (Rov.: 4.3-1) p N = O N O SP = = (Rov.: 4.3-) p Ar = A r O SP = = (Rov.: 4.3-3) p H O = O H O O SP = = 0.01 (Rov.: 4.3-4) p VZ = O VZmin (α o 1) (1.05 1) = = O SP (Rov.: 4.3-5) Entalpie minimálního množství vzduchu S I VZmin = O VZmin (c t) VZ (Rov.: 4.3-6) Entalpie minimálního množství spalin I SPmin = O CO i CO + O N i N + O H 0min i H O + O Ar i Ar (Rov.: 4.3-7) - 3 -

21 Teplota Entalpie složek spalin Měrné teplo t i CO i SO i N i Ar i H0 c [ C] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 K] , 19,5 93,07 150,6 1, ,5 394,1 59, ,5 1, ,8 610,4 39,1 78,8 46,8 1, ,9 836,5 56,7 371,7 65,9 1, , ,7 794,5 1, ,3 557,3 968,8 1, ,3 650, , , , , , , 173 1, , , , , , ,591 Tab.:4.3-1 Entalpie složek spalin Entalpie spalin I SP = I SPmin + (α o 1) I VZmin (Rov.: 4.3-8) Recirkulace Recirkulace spalin je přivedení části objemu spalin na konci kotle, zpět do spalovací komory. Recirkulace je zavedena z důvodu snížení NOX. Objem spalin za kotlem závisí na koeficientu recirkulace r, který v mém případě byl volen 0.1=10% Objem Recirkulovaných spalin O SPRec = r O SPod = = m 3 m 3 (Rov.: 4.3-9) Objem spalin odchozích V O SPod = O SPmin V + (α k 1) O VZmin (Rov.: ) O SPod = (1.1 1) = m 3 m 3 Objem spalin s recirkulací O SPsRec = O SP + O SPRec = = 1.06 m 3 m 3 (Rov.: ) - 4 -

22 Poměrové objemy dílčích složek s recirkulací O CORec = O SP p CO + O SPod p CO r (Rov.: 4.3-1) O CORec = = m 3 /m 3 (Rov.: ) p CORec = O CO r = = 0.09 (Rov.: ) O SPsRec 1.06 O NRec = O SP p N + O SPod p N r (Rov.: ) O NRec = = m 3 /m 3 p NRec = O N Rec O SPsRec = = (Rov.: ) O ArRec = O SP p Ar + O SPod p Ar r (Rov.: ) O ArRec = = m 3 /m 3 p ArRec = O N Rec O SPsRec = = (Rov.: ) O H ORec = O SP p H O + O SPod p H O r (Rov.: ) O H ORec = =.416 m 3 /m 3 p H ORec = O H ORec =.416 = 0.01 (Rov.: 4.3-0) O SPsRec 1.06 O VZRec = O VZmin (α o 1) + O VZmin (α k 1) r (Rov.: 4.3-1) O VZRec = (1.05 1) (1.1 1) 0.1 = m 3 /m 3 p VZRec = O VZRec = = (Rov.: 4.3-) O SPsRec 1.06 Entalpie recirkulovaných spalin I SPRec = p CORec i CO + p NRec i N + p H ORec i H O + p ArRec i Ar + p VZRec c t (Rov.: 4.3-3) - 5 -

23 I [kj/kg] Entalpie spalin s recirkulací I SPsRec = I SP + I SPRec (Rov.: 4.3-4) t [ C] I SPmin [kj/kg] I VZmin [kj/kg] I SP I SPsRec α 0 =1,05 [kj/kg] α 0 =1,05 [kj/kg] α 0 =1,07 [kj/kg] α 0 =1,09 [kj/kg] α 0 =1,1 [kj/kg] , , , ,81 165, , , ,701 48, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,5 1994, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,8 0378,16 55,18 570,37 885, , , , , , , , , , , , , , ,5 3677, , , , , , , , , , , , , , ,636 Tab.:4.3- I-t tabulka vzduchu a produktu spalování ispal min Ivzmin Ispal1.05 Ispal1.05sRec Ispal1.07sRec Ispal1.09sRec Ispal1,1sRec t [ C] Obr.:4.3-1 I-t diagram spalin - 6 -

24 5 Tepelná bilance kotle Tepelná bilance kotle se provádí za účelem určení účinnosti kotle, kdy při transformaci chemicky vázané energie v palivu, uvolněné při spalovacím procesu do pracovního média dochází k energetickým ztrátám a převedením na jejich tepelný ekvivalent umožňují určit celkovou tepelnou účinnost kotle. 5.1 Teplo přivedené do kotle Teplota přiváděného spalovací vzduch na vstupu do OVZ je 30 C a palivo není ohříváno cizím zdrojem. Teplo přivedené do kotle na 1kg paliva je tedy: Q P P = Q i r + i P + Q VZ = = kj/m 3 (Rov.: 5.1-1) 5. Ztráty kotle a tepelná účinnost Tepelné ztráty kotle snižují tepelnou účinnost kotle. Palivem kotle po plynofikace je plyn, tudíž odpadá ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích (mechanický nedopal) a ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků. Ztráta hořlavinou ve spalinách (chemický nedopal) Při nedokonalém spalování paliva zůstávají ve spalinách podíly spalitelných plynů převážně CO. -pro topné oleje Z CO = 0,5 % [1] Ztráta sdílením tepla do okolí Závisí na parním výkonu kotle, druhu nátěru a oplechování. -hliníkový nátěr oplechování při M PP = 18,056 kg/s je Z SO = 0,8 % [1] Ztráta citelným teplem spalin (komínová ztráta) Komínová ztráta má největší podíl na ztrátách kotle. Spaliny odcházející do komína a odnášejí nevyužitou část uvolněné energie při spálení. Velikost ztráty závisí na teplotě spalin a přebytku vzduchu ve spalinách za kotlem. Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích Z C = 0. Z K = (100 Z C ) I SP I VZ Q P P (Rov.: 5.-1) Z K = (100 0) = 7.1 %

25 Entalpie vzduchu při t = 30 C a přebytku vzduchu za kotlem α k = 1, 1 I VZ = α k I VZmin 30 = 1, = kj/m 3 (Rov.: 5.-) Tepelná účinnost kotle η K = 100 z = 100 Z CO Z SO Z K (Rov.: 5.-3) η K = 100 z = 100 0,5 0,8 7.1 = % 5.3 Výrobní teplo páry a množství paliva Výrobní teplo páry Kotel nemá mezipřihřívák M MP = 0, není množství odebírané syté páry M OP = 0, neuvažujeme s odluhem M O = 0 Q V = M PP (i PP i NV ) + M MP ( i) + M OP ( i) + M O ( i) (Rov.: 5.3-1) Q V = 18,055 (3333, ) = kW i PP entalpie přehřáté páry při 3,8 MPa; 450 C [3] i NV entalpie napájecí vody při 4,8 MPa, 10 C [3] Množství paliva M PV = Q V Q P P η K 100 = = 1.65 m 3 /s (Rov.: 5.3-) 100 Při spalování plynu nevzniká ztráta mechanickým nedopalem Z C, tudíž množství paliva přivedeného do kotle M PP se rovná množství paliva skutečně spáleného M PV

26 6 Výpočet spalovací komory Z důvod výší teploty spalin na konci ohniště při spalování plynu, byla spalovací komora upravena. Úprava spočívala ve zvětšení plochy výparníku. Byl vytvořen tzv. nos z trubek a napojen na každou druhou trubku výparníku. Velikost nosu byla omezena prostorem pod nosem, kde se napojil dodatkový výparník umístěn v druhém tahu na trubky, které nebyly využity k napojení nosu. Při návrhu byl dodržen sklon trubek 5 pro přirozenou cirkulaci v trubkách výparníku. 6.1 Rozměry spalovací komory Rozměry spalovací komory jsou odečteny z výkresu stávajícího kotle. Obr.:6.1-1Zjednodušený obr. spalovací komory po plynofikaci Aktivní objem ohniště V NOS = π V SP.K. = ( 4.160) = m 3 (Rov.: 6.1-1) V O = V SP.K. V NOS = = m = m 3 (Rov.: 6.1-) (Rov.: 6.1-3) - 9 -

27 Povrch stěn ohniště F horní = = m (Rov.: 6.1-4) F střed = = m (Rov.: 6.1-5) F dolní = = m (Rov.: 6.1-6) F SP.K = F horní + F střed + F dolní = = m (Rov.: 6.1-7) F nos = π = m F zanosem = = m F ST = F SP.K + F nos F zanosem = = m (Rov.: 6.1-8) (Rov.: 6.1-9) (Rov.: ) Účinná sálavá plocha stěn ohniště Pro membránové stěny a výstupní průřez ohniště je úhlový součinitel x 1 = 1. Z celkové plochy stěn jsou odečteny plochy 3 revizních otvorů a 4 hořáků. Plochy nosu a oblast pro dodatkový výparník, je násobena koeficientem x = 0.55, který je odečten z grafu dle poměru S D. F zeb.tr. = = m π 1.15 F 4hoř. = 4 = m 4 F 3otv. = = m (Rov.: ) (Rov.: 6.1-1) (Rov.: ) F ÚSX1 = (F SP.K F zanosem F zeb.tr. F 3otv. F 4hoř. ) x 1 (Rov.: ) F ÚSX1 = ( ) 1 = m F ÚSX = ( F nos + F zanosem + F zeb.tr. ) x F ÚSX = ( ) 0.55 = m F ÚS = F ÚSX1 + F ÚSX = = m (Rov.: ) (Rov.: ) (Rov.: )

28 6. Tepelný výpočet ohniště Cílem tohoto výpočtu je určení teploty spalin na konci ohniště θ o metodou postupného přiblížení. Pro určení středního celkového měrného tepla spalin, se odhadne hodnota teploty na konci ohniště a dle ní i entalpie. Podmínkou je, aby se odhadovaná hodnota teploty θ o nelišila ±0 C od hodnoty teploty vypočtené θ o. Hodnoty entalpií a teplot jsou interpolovány z tab.:-3. Za konečnou hodnotu teploty θ o se bere hodnota vypočtené teploty θ o. Následující výpočet je proveden s vypočtenou hodnotou teploty θ o, získanou po několika provedených iteracích Teplota spalin na výstupu z ohniště Vychází z poměrné teploty spalin na výstupu z ohniště dle vztahu: θ o = T o T a = M ( a o B o ) 0,6 θ o = θ a + 73, M ( a o B o ) 0,6 73,15 (Rov.: ) 6.. Součinitel M Charakterizuje průběh teploty po poměrné výšce ohniště. Je závislý na druhu spalovacího paliva a na poměrné výšce maximální hodnoty teploty plamene x o, určené podle poměrné výšky hořáků x h a opravy x,kdy se maximální hodnota teploty plamene x o nachází nad nebo pod úrovní hořáků. M = 0,54 0, x o = 0,54 0, 0.74 = Poměrná výška maximální hodnoty teploty plamene: (Rov.: 6..-1) x o = x h + x = = 0.74 (Rov.: 6..-1) Poměrná výška hořáků x h = h h h c = = 0.74 (Rov.: 6..-) Výšky hořáků odečtena ze stávajícího výkresu kotle. h h = n 1 h h I + n h h II n 1 + n (Rov.: 6..-3) h h = =.7 m Oprava při spalování plynu v nízkoemisních hořácích, byla dle doporučení konzultanta, zvolena α h = 1. x = (1 α h ) = (1 1) = 0 (Rov.: 6..-4)

29 6..3 Boltzmannovo číslo B o = B o = φ M PV O SP c 5, (Rov.: ) 3 ψ F ST ϑ a , ( ,15) 3 = Součinitel uchování tepla φ = 1 z SO 0.8 = 1 η K + z SO = (Rov.: 6..3-) Střední celkové měrné teplo spalin O SP c = I u I o = =.38 kj/m 3 K (Rov.: ) θ a θ o odhadovaná θ o = a jí odpovídající entalpie = kj/m 3 Užitečné teplo uvolněné v ohništi I u = Q P P 100 z CO 100 Z C + Q VZ Q VZV + r I SPOD (Rov.: ) 100 0,5 I u = = kj/m adiabatická teplota θ a = 1844 odpovídající I u, při α 0 = 1,05 Teplo přivedené do kotle se spalovacím vzduchem Teplota ohřátého vzduchu je 17.5 C Q VZ = α 0 I VZmin = 1, = kJ/m 3 (Rov.: ) součinitel tepelné efektivnosti stěn ψ = F ÚS X1 ξ + F ÚSX ξ = = (Rov.: ) F ST součinitel zanešení stěn ohniště pro plyn ξ = 0.65 [1] - 3 -

30 6..4 Stupeň černosti ohniště Vyjadřuje sálavé vlastnosti plamene a stěn ohniště. Ve výpočtu se plamen dělí na sálavou a nesálavou část. Uvažuje se zeslabení sálavého toku vlivem přítomnosti tříatomových plynů a částic sazí. a o = a PL a PL + (1 a PL ) ψ (Rov.: ) a o = ( ) = Efektivní stupeň černosti plamene Součinitel m charakterizuje podíl objemu ohniště zaplněného svítivou částí plamene. Pro spalování plynných paliv při objemovém zatížení q V < 400kW/m 3 v jednoprostorovém ohništi je m = 0,1 [1]. a PL = m a SV + (1 m) a NS (Rov.: 6..4-) a PL = 0, (1 0,1 ) = Stupeň černosti nesvítivé části plamene a NS = 1 e kns 0,1 s = 1 e ,1.46 = (Rov.: ) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k NS = k SP r SP = ( 7, r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 θ o 1000 ) r SP (Rov.: ) 7, k NS = ( 3, Celkový parciální tlak ) (1 0,37 ) 0.93 = p SP = p r SP = 0, = 0.09 MPa (Rov.: ) -kotel bez přetlaku v ohništi p = 0, 1 MPa [1] Účinná tloušťka sálavé vrstvy s = 3,6 V O = 3, =.46m (Rov.: ) F ST Stupeň černosti svítivé části plamene a SV = 1 e k SV p s = 1 e = (Rov.: )

31 Součinitel zeslabení sálání svítivými tříatomovými plyny k SV = k SP r SP + k C = k NS + k C = = 3.1 m 1 MPa 1 (Rov.: ) Součinitel zeslabení sáláním částicemi sazí k C = 0,3 ( α o ) (1,6 k C = 0,3 ( 1.05) (1,6 θ o Cr 0,5) 1000 H r (Rov.: ) ,15 0,5).859 = Podíl obsahu uhlíku a vodíku v původním vzorku C r H r = 0,1 x y C xh y (Rov.: ) C r H r = 0,1 ( ) = Teplota spalin na výstupu z ohniště θ o = θ o + 73, M ( a 0,6 73,15 (Rov.: ) o B ) o θ o = ( ,15) ( ) 0,6 73,15 = C Rozdíl mezi odhadovanou a vypočtenou teplotou θ o t o = θ o θ o = = 0.45 C (Rov.: ) Podmínka θ o = ±0 C je splněna. Množství tepla odevzdané v ohništi do stěn Q s = φ (I u I o ) = ( ) = kj/m 3 (Rov.: ) Střední tepelné zatížení stěn ohniště q = φ M PV (I u I o ) F ÚS (Rov.: ) q = ( ) = kw/m

32 7 Bilanční výpočet teplosměnných ploch ze strany média 7.1 Tlak napájecí vody V trubkách konvekčních ploch při proudění média vznikají tlakové ztráty. Proto tlak napájecí vody musí být navýšen od požadovaného tlaku přehřáté páry na výstupu o tlakové ztráty v jednotlivých konvekčních plochách. Jednotlivé ztráty v konvenčních plochách byly zvoleny dle odborného doporučení konzultanta. p NV = p pp + p VÝP + p PP + p dot.výp. + p EKO (Rov.: 7.1-1) p NV = = 4,5 MPa 7. Dílčí výkony jednotlivých ploch 7..1 Eko1 Napájecí voda před vstupem do ekonomizéru (Eko1), je ohřátá v kondenzátoru v závislosti na množstvím vyrobeného kondenzátu, který je využíván pro zástřik páry v mezistupni přehříváků PP1 a PP. Bilance kondenzátoru páry Obr Bilance přihřátí vody na vstupu do Eka1 i KonOUT = M zbuben i zbuben + M NV i NV M vstřik i vstřik M NV (Rov.: ) i KonOUT = i KonOUT = i Eko1IN = kj/kg = kJ/kg M zbuben = M vstřik M NV = M pp i vstřik entalpie syté kapaliny při tlaku v bubnu 4Mpa snížený o 0.1Mpa [1] i NV entalpie při tlaku 4.5Mpa a teplotě 10 C i zbuben entalpie syté páry při tlaku v bubnu 4Mpa

33 t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup výstup Q V EKO1 = M NV (i Eko1OUT i Eko1IN ) (Rov.: 7..1-) Q V EKO1 = ( ) = kw 7.. Eko t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup výstup Q V EKO = M NV (i EkoOUT i EkoIN ) (Rov.: 7..-1) Q V EKO = ( ) = kw 7..3 Výparník t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup výstup Q V VÝP = M PP (i buben i EkoOUT ) (Rov.: ) Q V VÝP = ( ) = kw 7..4 Přehřívák PP1+ZTR t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup výstup Q V PP1+ZTR = (M PP M vstřik ) (i PP1OUT i buben ) (Rov.: ) Q V PP1+ZTR = ( ) ( ) = kw

34 Bilance vstřiku Obr Bilance vstříku i PP1out = M PP i PPin M vstřik i vstřik M PP M vstřik (Rov.: 7..4-) i PP1out = = kj/kg 7..5 Přehřívák PP +MŘÍŽ PP t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup výstup Q V PP+MřížPP = M PP (i PPmřížOUT i PPIN ) (Rov.: ) Q V PP+MřížPP = ( ) = kW 7..6 Součet výkonů Q V CEL = Q V EKO1 + Q V EKO + Q V VÝP + Q V PP1+ZTR + Q V PP+MřížPP (Rov.: ) Q V CEL = Q V CEL = kw Q V = ( Q V CEL Q V ) 100 = ( ) = 0 % Q V (Rov.: 7..6-)

35 7.3 Pilový diagram Obr.7.3-1: Pilový diagram (plyn) 8 Mříž Spaliny vystupují ze spalovací komory skrz rozvolněnou část výparníku tzv. mříž. Rozměry jsou převzaty z výkresové dokumentace. Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle. Rozměry Hloubka a= m Výška b=.0m Vnější průměr trubek D= m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet řad z = Počet trubek v první řadě n TR1 = Počet trubek v druhé řadě n TR1 = 3 Počet trubek celkově n TRC = 45 Délka trubky l TR =.0 m Příčná rozteč trubek s 1 = 0.16 m Podélná rozteč trubek s = 0.15 m Obr.8-1: Rozteče trubek mříže

36 Spaliny medium t[ C] I [kj/kg] t[ C] p [Mpa] Vstup výstup Bilanční teplo spalin Q Mříž b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: 8.1-1) Q Mříž b = ( ) = kj m 3 Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP = = C (Rov.: 8.1-) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] Pr ν [m /s] Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: 8.1-3) w SP = ( ) = m/s 73,15 Objem spalin při α o = a recirkulaci O SPsRec = O SP + O SPRec = = 1.06 m 3 m 3 (Rov.: 8.1-4) Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 = = m (Rov.: 8.1-5) 8. Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn. k = ψ α 1 = = W/m K (Rov.: 8.-1)

37 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = = W/m K (Rov.: 8.-) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: 8.-3) α K = , ( ) ,33 = W/m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0, = (Rov.: 8.-4) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = =.653 (Rov.: 8.-5) Poměrná podélná rozteč σ = s D = =.488 (Rov.: 8.-6) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = =.819 (Rov.: 8.-7) Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 = = (Rov.: 8.-8) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 3, 1 z 0,05, 5 = 3, 1 0,05, 5 = (Rov.: 8.-9) -pro z < 10 a σ 1 <

38 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5, a st + 1 a (T SP STR ) 3 1 ( (T 3,6 Z ) (T SP STR ) ) 1 (T Z ) (T SP STR ) (Rov.: 8.-10) 3,6 ( ) α S = 5, ( ( ) 3 ( ) ) ( ) 1 ( ) α S = W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0.8 [1] Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e = (Rov.: 8.-11) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: 8.-1) k p s = ( ) = Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7, r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP ) (Rov.: 8.-13) 7, k SP = ( 3, ) (1 0,37 ) = /m Mpa 1000 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0, ( π ) = 0.40m (Rov.: 8.-14)

39 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách T Z = t ST MED + t = = C (Rov.: 8.-15) pro plyn t = 5 C 8.3 Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M ln t = V t M ln t V = = C t M = = C = C (Rov.: 8.3-1) Výhřevná plocha S = π D l TR n TRC = π = 17. m (Rov.: 8.3-) 8.4 Rovnice sdílení tepla Q V = k t S M PV 10 3 = 8.5 Celková bilance = kJ/ m (Rov.: 8.4-1) Q = Q b Mříž Q V Q b Mříž 100 = = % (Rov.: 8.5-1) - 4 -

40 9 VRATNÁ KOMORA V oblasti vratné komory se nachází přehříváková mříž, (část přehříváku PP), a část závěsných trubek. 9.1 Přehříváková Mříž PP Přehříváková mříž je tvořena výstupem trubek druhého stupně přehříváku. Mříž vystupuje pod menším úhlem jak 80 vzhledem k ose proudu spalin, tudíž nemusí být zavedena oprava pro šikmé proudění. Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle. Rozměry Výška tahu a= 1.98 m Hloubka tahu b= 4.39 m Vnější průměr trubek D= m Vnitřní průměr trubek d= m Počet řad z = Počet trubek v první řadě n TR1 = 31 Počet hadů n H = Délka trubky l TRH =. m Rozteč trubek s 1 = m Obr.9.1-1: Rozteče trubek mříže PP Rozteč trubek s = m Výhřevná plocha S MřížPP = π D l TRH n H n TR1 = π = m (Rov.: 9.1-1) S Celk. = S MřížPP + S Z.TR. = = 9.91 m (Rov.: 9.1-) S Z.TR. = viz. (Rov.: 9.-1) S MřížPP poměr = SMřížPP S Celk. = = (Rov.: 9.1-3) Spaliny medium (pára) t[ C] I [kj/kg] t[ C] I [kj/kg] p [Mpa] Vstup výstup

41 9.1.1 Bilanční teplo spalin Q VRAT.KOM b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: ) Q VRAT.KOM b = ( ) = kj m Rovnice tepelné bilance in i MED = Q VRAT.KOM b S MřížPP poměr M PV out + i M MED PP (Rov.: ) in i MED = = kj m této entalpií odpovídá teplota C při tlaku 3.81Mpa Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP = = C (Rov.: 9.1.-) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] Pr ν [m /s] Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: ) w SP = ( ) = m/s 73,15 Objem spalin při α o = a recirkulaci O SPsRec viz. (Rov.: )

42 Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 = = m (Rov.: ) Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn. k = ψ α α = 1 α = W/m K (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = = W/m K (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: ) α K = , ( ) ,33 = /m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0, = (Rov.: ) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = = (Rov.: ) Poměrná podélná rozteč σ = s D = = (Rov.: ) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = =.343 (Rov.: )

43 Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 = = (Rov.: ) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 4 z 0,0 3, = 4 0,0 3, = (Rov.: ) -pro z < 10 a σ 1 3 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5, a st + 1 a (T SP STR ) 3 1 ( (T 3,6 Z ) (T SP STR ) ) 1 (T Z ) (T SP STR ) (Rov.: ) α S = 5, ( ) 3 3,6 ( ) 1 ( ( ) ) ( ) 1 ( ) α S = 9.95 W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e = 0.1 (Rov.: ) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: ) k p s = ( ) =

44 Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7, r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP ) 1000 (Rov.: ) 7, k SP = ( 3, ) (1 0,37 ) =.536 /m Mpa 1000 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0, ( π ) = 0.198m (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: ) 0, α = ( ) , = W/m K Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = Střední tlak proudu media STŘ p MED = p out MED in + p MED = = C (Rov.: ) = Mpa (Rov.: ) T Z = t STŘ MED + t = = C (Rov.: ) Látkové vlastnosti média λ [W/mK] Pr η[pas] ν [m 3 /Kg]

45 Rychlost media w PP = M PP f ν = = m/s (Rov.: ) Průřez pro medium π d π f = n TR1 n H = 31 = m (Rov.: ) Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M ln t = V t ln = C (Rov.: ) M t V = t in out SP t MED = = C t M = t out in SP t MED = = C Rovnice sdílení tepla Q V MřížPP = k t S M PV 10 3 = = kj/ m (Rov.: ) 9. Část Závěsných trubek Rozměry Vnější průměr trubek D= m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet trubek n TR = 6 Délka trubky l TR =.1m S Z.TR. = π D l TR n TR = π = m (Rov.: 9.-1) Z.TR S poměr = SZ.TR. S Celk. = =

46 9..1 Rovnice tepelné bilance out i MED = Q VRAT.KOM b S Z.TR poměr M PV in + i M PP M MED vstřik (Rov.: 9..-1) out i MED 1.65 = = kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 59.6 C při tlaku 3.98Mpa 9.. Součinitel přestupu tepla sáláním α S = 5, a st + 1 a (T SP STR ) 3 1 ( (T 3,6 Z ) (T SP STR ) ) 1 (T Z ) (T SP STR ) (Rov.: 9..-) α S = 5, ( ) 3 α S = 4.795W/m K stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] 3,6 ( ) 1 ( ( ) ) ( ) 1 ( ) hodnoty stejné, jako u jako u přehřívákové mříže PP (rovnice) -stupeň černosti proudu spalin (Rov.: ) -optická hustota spalin (Rov.: ) -součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny (Rov.: ) -efektivní tloušťka sálavé vrstvy (Rov.: ) T Z = t STŘ MED + t = = C (Rov.: 9..-3) Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = Střední logaritmický teplotní spád = C (Rov.: 9..-4) t = t V t M ln t = V t ln = C (Rov.: ) M t V = t in in SP t MED = = C t M = t out out SP t MED = = C

47 9..4 Rovnice sdílení tepla Q V Z.TR. = α S t S M PV 10 3 = = kJ/ m (Rov.: ) 9..5 Celková bilance Q = Q b VRAT.KOM (Q V MřížPP + Q V Z.TR. ) Q b VRAT.KOM 100 (Rov.: ) ( ) Q = 100 = 0.31% Přehříváku PP+ZTR Výší teplota spalin na konci ohniště při spalování plynu způsobila přehřívání páry v přehříváku, konstruovaném na teploty spalin při spalování mazutu. Teplota sice byla snížena úpravou spalovací komory, ale ne dostatečně na to, aby bez úprav druhého stupně přehříváku, i při max. množství vstřiku, které je omezeno velikostí kondenzátoru, nedocházelo k přehřívání páry více, než je požadovaná teplota 450 C. Byla zvažována varianta přidání druhého kondenzátoru, čímž bychom dostali větší množství vstřiku a pára mohla být regulována druhým vstřikem na výstupu z druhého stupně přehříváku. Přidáním druhého kondenzátoru má ovšem za následek přihřátí vody na vstupu do prvního stupně ekonomizéru na vyšší teplotu. Tím by docházelo k vysoké teplotě vody na výstupu z druhého stupně ekonomizéru. Kondenzátory by byly zapojeny v sérii, čím větší množství vstřiku, tím vyšší teplota vody na vstupu do prvního stupně ekonomizéru. Proto se přistoupilo ke zkrácení délky hada trubek a díky tomu množství vstřiku bylo dostatečné k regulaci páry pro požadovanou teplotu na výstupu. Zkrácení délky trubky hada muselo být voleno s možností se znovu napojit na trasu trubek viz. příloha (4-1) Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle

48 10.1 Přehříváku PP Rozměry Šířka tahu a=.68 m Hloubka tahu b= 4.39 m Vnější průměr trubek D= m Vnitřní průměr trubek d= m Počet řad z = 10 Počet trubek v první řadě n TR1 = 31 Počet hadů n H = Délka trubky l TR =.6 m Délka hada trubky l TRH = m Rozteč trubek s 1 = m Rozteč trubek s = m Obr : Rozteče trubek PP Výhřevná plocha S PP = π D l TRH n H n TR1 = π = m (Rov.: ) S Celk. = S PP + S Z.TR. = = m (Rov.: 10.1-) S Z.TR. viz. (Rov.: 10.-1) PP S poměr = SPP S Celk. = = (Rov.: ) Spaliny medium (pára) t[ C] I [kj/kg] t[ C] I [kj/kg] p [Mpa] Vstup výstup Bilanční teplo spalin Q PP+ZTR b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: ) Q PP+ZTR b = ( ) = kj m

49 10.1. Rovnice tepelné bilance in i MED = Q PP+ZTR PP b S poměr M PV out + i M MED PP (Rov.: ) in i MED 1.65 = = kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 39.3 C při tlaku 3.9Mpa Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP = = C (Rov.: ) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] Pr ν [m /s] Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: ) w SP = ( ) = m/s ,15 Objem spalin při střední hodnotě α o a recirkulaci α STR = α α 1.06 = = (Rov.: ) V O SP = O SPmin V + (α o 1) O VZmin (Rov.: ) O SP = ( ) = m 3 m 3 O SPsRec = O SP + O SPRec = = m 3 m 3 (Rov.: ) - 5 -

50 Objemové části tříatomových plynů -s uvážením střední hodnoty α o a recirkulace r RO = O CO srec O SPsRec = = (Rov.: ) r H O = O H O srec O SPsRec = = 0. (Rov.: ) Součet objemových částí tříatomových plynů r SP = r RO + r H O = = 0.91 (Rov.: ) Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 = = m (Rov.: ) Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn k = ψ α α = 1 α = W/m K (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = = W/m K (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D α K = (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: ) 0, ( ) ,33 = /m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ

51 c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0, = (Rov.: ) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = = (Rov.: ) Poměrná podélná rozteč σ = s D = = (Rov.: ) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = =.343 (Rov.: ) Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 = = (Rov.: ) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 1 (Rov.: ) -pro z 10 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5, a st + 1 a (T SP STR ) 3 1 ( (T 3,6 Z ) (T SP STR ) ) 1 (T Z ) (T SP STR ) (Rov.: ) 3,6 ( ) α S = 5, ( ( ) 3 ( ) ) ( ) 1 ( ) α S = 5.16 W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1]

52 Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e = (Rov.: ) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: ) k p s = ( ) = Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7, r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP , k SP = ( 3, k SP = /m Mpa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy ) (1 0,37 ) 1000 ) (Rov.: ) s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0, ( π ) = 0.198m (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: ) 0, α = ( ) , = W/m K Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = Střední tlak proudu media STŘ p MED = p out MED in + p MED = = C (Rov.: ) = Mpa (Rov.: ) T Z = t STŘ MED + t = = C (Rov.: )

53 Látkové vlastnosti média λ [W/mK] Pr η[pas] ν [m 3 /Kg] Rychlost media w PP = M PP f ν = = 8.846m/s (Rov.: ) Průřez pro medium π d π f = n TR1 n H = 31 = m (Rov.: ) Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M ln t = V t ln = C (Rov.: ) M t V = t in out SP t MED = = C t M = t out in SP t MED = = C Rovnice sdílení tepla Q V PP = k t S M PV 10 3 = = 94.96kJ/ m (Rov.: ) 10. Část Závěsných trubek Rozměry Vnější průměr trubek D= m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet trubek n TR = 6 Délka trubky l TR = 0.74m

54 Výhřevná plocha S Z.TR. = π D l TR n TR = π = m (Rov.: 10.-1) Z.TR S poměr = SZ.TR. S Celk. = = (Rov.: 10.-) Rovnice tepelné bilance out i MED = Q PP+ZTR b S Z.TR poměr M PV in + i M PP M MED vstřik (Rov.: ) out i MED 1.65 = = kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 63.6 C při tlaku 3.98Mpa 10.. Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn k = ψ α α = 1 α = W/m K (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = = W/m K (Rov.: 10..-) Součinitel přestupu tepla konvekcí α K = 0.03 λ d e ( w d e ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: ) α K = , ( ) , = W/m K

55 Ekvivalentní průměr d e = 4 F SP O = = 0.01 m (Rov.: ) Obvod průřezu kanálu O = (a + b + n TR1 (D + a)) (Rov.: ) O = ( ( )) = Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5, a st + 1 a (T SP STR ) 3 1 ( (T 3,6 Z ) (T SP STR ) ) 1 (T Z ) (T SP STR ) (Rov.: ) α S = 5, ( ) 3 α S =.130 W/m K 3,6 ( ) 1 ( ( ) ) ( ) 1 ( ) stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] hodnoty stejné, jako u jako u PP -stupeň černosti proudu spalin (Rov.: ) -optická hustota spalin (Rov.: ) -součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny (Rov.: ) -efektivní tloušťka sálavé vrstvy (Rov.: ) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: ) α = ( ) 0, , = W/m K