ROŠTOVÝ KOTEL NA SPALOVÁNÍ BIOMASY O PARAMETRECH PÁRY 88 T/H, 9,6 MPA, 520 C

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE ROŠTOVÝ KOTEL NA SPALOVÁNÍ BIOMASY O PARAMETRECH PÁRY 88 T/H, 9,6 MPA, 50 C STEAM BOILER FOR BIOMASS GRATE FIRING, STEAM PARAMETRS 88 T/H, 9,6 MPA, 50 C DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Bc. DAVID HLAVÁČ doc. Ing. ZDENĚK SKÁLA, CSc. BRNO 015 1

2

3 3

4 4

5 ABSTRAKT Práce se zabývá návrhem parního kotle o výkonu 88 t/h a výstupních parametrech páry 9,6 MPa a 50 C. Palivem pro kotel je dřevní štěpka. Hlavní zaměření práce je na tepelný výpočet a na návrh rozměrů a uspořádání výhřevných ploch. Práce zahrnuje také výkres kotle. ABSTRACT The thesis deals with steam boiler design of 88 tons per hour capacity and with the outlet steam parameters of 9,6 MPa and 50 C. Fuel for boiler is wood chips. The main focus of the thesis is on heat calculation, design of dimensions and layout of heat surfaces. The thesis also include drawing of steam boiler. KLÍČOVÁ SLOVA Parní kotel, biomasa, spalování, účinnost kotle, přehřívák, dřevní štěpka. KEY WORDS Steam boiler, biomass, combustion, boiler efficiency, super heater, woodchips. 5

6 6

7 BIBLIOGRAFICKÁ CITACE HLAVÁČ, D. Roštový kotel na spalování biomasy o parametrech páry 88 t / h, 9,6 MPa, 50 C. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, s. Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc.. 7

8 8

9 PROHLÁŠENÍ O PŮVODNOSTI PRÁCE Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně na základě svých znalostí, odborných konzultací, s použitím odborné literatury a dalších podkladů, které jsou uvedeny v seznamu použitých zdrojů. V Brně dne Podpis 9

10 10

11 PODĚKOVÁNÍ Děkuji tímto doc. Ing. Zdeňku Skálovi, CSc. a panu Ing. Mirku Hudečkovi, CSc. za vedení, odbornou pomoc a cenné připomínky při vypracovávání této práce. Dále bych chtěl také poděkovat rodině a přítelkyni za podporu během celé délky mého studia. 11

12 1

13 OBSAH Obsah ÚVOD Cíl diplomové práce STECHIOMETRIE Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva Skutečné množství vzduchu a spalin Entalpie vzduchu a produktů spalování Vzorový výpočet entalpie spalin pro teplotu 500 C Tepelná bilance kotle Tepelné ztráty a účinnost kotle Množství paliva Návrh teplosměnných ploch Zadané parametry Přehřívák IV Šotový přehřívák III a bilance vstřiku Přehřívák II a bilance vstřiku Přehřívák I Výparník Ekonomizér III Ekonomizér II, I Ohřívák vzduchu IV Ohřívák vzduchu III, II, I Tepelná bilance ze strany spalin Pilový diagram Výpočet spalovací komory Deskový přehřívák - část A Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Deskový přehřívák - část B Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Výpočet paralelních ploch v prostoru deskových přehříváků Přehřívák IV Geometrické parametry

14 6. Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Výpočet paralelních ploch v prostoru výstupního přehříváku Přehřívák II Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Výpočet paralelních ploch v prostoru přehříváku II Kotlová mříž Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Přehřívák I Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Ekonomizér III Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany páry Ohřívák vzduchu IV Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany vzduchu Ekonomizér II, I Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany vody Ohřívák vzduchu III, II, I Geometrické parametry Příčné proudění ze strany spalin Podélné proudění ze strany vzduchu Kontrola tepelné bilance ZÁVĚR Seznam použitých zdrojů Seznam použitých zkratek a symbolů Seznam obrázků Seznam tabulek

15 ÚVOD Na celém světě dochází k rychlému poklesu zásob fosilních paliv a zároveň k růstu populace a spotřeby energie. Těžbu tradičních fosilních paliv provází trvalé zásahy do krajiny a jejich nedokonalé užívání způsobuje znečišťování životního prostředí. Z těchto důvodů je zapotřebí hledat nové alternativní zdroje energie, a to hlavně v oblasti obnovitelných zdrojů energie. Jednou skupinou obnovitelných zdrojů je biomasa, kterou lze využít formou spalování. Tato diplomová práce se bude zabývat energetickým využitím biomasy, konkrétně návrhem roštového kotle, kde palivem bude dřevní štěpka. Biomasa Biomasa patří do skupiny obnovitelných zdrojů energie, které lze využít pro částečné nebo úplné nahrazení zdrojů fosilních. Jedná se o organickou látku rostlinného nebo živočišného původu, kterou lze biologicky rozložit. Biomasu lze záměrně získávat (pěstování dřevin, bylin či plodin), nebo vzniká jako odpad ze zemědělské, lesní a průmyslové výroby. Jednou z forem biomasy je dřevní stěpka [3]. Dřevní štěpka Nadrcená nebo strojově nakrácená dřevní hmota, která je získávána z odpadů lesní těžby a průmyslového zpracování dřeva nebo rychle rostoucích dřevin. Výhřevnost dřevní štěpky se pohybuje v rozmezí 8 až 1 MJ/ v závislosti na vlhkosti. S ohledem na minimální množství dodané energie pro zpracování se jedná o poměrně levný a čistý zdroj energie. Nevýhodou je poměrně vysoká vlhkost v případě čerstvě sklizené dřevní stěpky a také její nízká objemová hmotnost, tudíž poměrně velké požadavky na skladovací prostory v porovnání s fosilními palivy [3]. Cíl diplomové práce Cílem diplomové práce je navrhnout moderní kotel s vibračním roštem na spalování biomasy s předehřevem spalovacího vzduchu a vysokou účinností. Vypracovat tepelný výpočet a rozměrový návrh kotle na spalování biomasy, který bude respektovat obsah síry v palivu. Řešit kotel s parním ohřívákem vzduchu pro předehřev vzduchu na 50 C, trubkovým spalinovým ohřívákem vzduchu, výhřevnými plochami EKA a přehříváky páry s regulací teploty páry dvěma vstřiky. Stanovit bilanci vstřiků a jejich dimenzování, aby byl zajištěn optimální provoz. Palivem je dřevní štěpka výhřevnost Qi r kj/ obsah celkové vody Wt r 40 % obsah popela A r % teplota napájecí vody 154 C teplota vzduchu okolí 5 C teplota vzduchu před spalinovým ohřívákem vzduchu 50 C 15

16 1 STECHIOMETRIE Stechiometrické výpočty slouží ke stanovení objemů vzduchu potřebného pro spalování jednotkového množství paliva a objemu spalin. Výpočet vychází z chemických reakčních rovnic. Všechny vzorce jsou uvažovány za předpokladu dokonalého spalování, ale lze je i využít při malém chemickém nedopalu. 1.1 Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva Hmotnostní složení hořlaviny surového paliva Tab. 1.1 Hmotnostní složení hořlaviny Složka paliva Hmotnostní podíl [-] Obsah uhlíku C r 0,317 Obsah vodíku H r 0,034 Obsah dusíku N r 0,003 Obsah kyslíku O r 0,6 Obsah síry S r 0,00009 Minimální množství kyslíku ke spálení 1 tuhého paliva O O min =,39 C r 1,01 + Hr 4,03 + Sr 3,06 Or 3 (1.1) O O min =,39 0,317 1,01 + 0,034 4,03 + 0, ,06 0,6 = 0,63 m3 3 Je uvažováno objemové množství složení suchého vzduchu: Kyslík O 1 % Dusík N 78,05 % Vzácné plyny Ne, Ar, Kr 0,9 % Oxid CO 0,03 % Teoretický objem suchého vzduchu S O vz min S O vz min = O O min 1 = 0,63 1 =,967 m3 (1.) 16

17 Objem vodní páry na 1 m 3 suchého vzduchu V H O = φ p" p c p" kde φ relativní vlhkost vzduchu, voleno 0,7 podle [1] p absolutní tlak vodní páry na mezi sytosti při dané teplotě vzduchu pc Velikost výrazu celkový absolutní tlak vlhkého vzduchu p" p c p" V H O = 0,7 0,4 = 0,0168 Součinitel f f = 1 + φ p" p c p" f = 1 + 0,0168 = 1,0168 pro teplotu 0 C je rovna 0,04 podle [1] Minimální množství vlhkého vzduchu ke spalování 1 paliva S O vz min = f O vz min O vz min = 1,0168,967 = 3,0168 m3 Objem vodní páry v minimálním množství vlhkého vzduchu ke spálení 1 paliva S O H O = O vz min O vz min (1.3) (1.4) (1.5) (1.6) O H O = 3,0168,967 = 0,0498 m3 Minimální množství suchých spalin S O sp min Vznikne dokonalým spálením paliva při minimálním množství vzduchu, tj. bez přebytku. = O CO + O SO + O N + O Ar Objem CO ve spalinách O CO =,6 O CO =,6 0,317 1,01 Objem SO ve spalinách O SO = 1,89 c r 1,01 + 0,0003 O S vz min S r 3,06 O SO = 1,89 0, ,06 + 0,0003,967 = 0,589 m3 = 0, m3 (1.7) (1.8) (1.9) 17

18 Objem N ve spalinách O N =,4 N r 8, ,7805 O S vz min O N =,4 0,003 m3 + 0,7805,967 =,318 8,016 Objem Ar ve spalinách S O Ar = 0,009 O vz min (1.10) (1.11) O Ar = 0,009,967 = 0,073 m3 Minimální množství suchých spalin S O sp min = 0, , , ,073 =,934 Maximální množství CO ve spalinách (CO ) max = O CO S O (1.1) sp min (CO ) max = 0,588,934 = 0,01 Minimální objem vodní páry H r O H O min = 44,8 4,03 +,4 W t 18,016 + (f 1) O S vz min r O H O min = 44,8 0,034 4,03 +,4 0,4 m3 + (1,0168 1),946 = 0,97 18,016 Minimální množství vlhkých spalin S O sp min = O sp min + O H O min (1.13) (1.14) O sp min =, ,97 = 3,861 m3 18

19 1. Skutečné množství vzduchu a spalin V praxi vždy spalování probíhá s větším množstvím spalovacího vzduchu, protože při stechiometrickém množství (α = 1) spalovacího vzduchu nedochází k dokonalému promísení a spálení paliva. Skutečné množství vzduchu s přebytkem O vz = O vz min (1.15) O vz = 1,35 3,0168 = 3,997 m3 kde α přebytek vzduchu, po odborné konzultaci volen α = 1,35 Skutečné množství spalin s přebytkem vzduchu O sp = O sp min + ( 1) O vz min (1.16) O sp = 3,861 + (1,35 1) 3,0168 = 4,841 m3 Tab. 1. Množství vzduchu a spalin vzduch [m 3-1 ] spaliny [m 3-1 ] suchý,967,993 vlhký 3,0168 3,861 s přebytkem 3,997 4,841 19

20 1.3 Entalpie vzduchu a produktů spalování Tab. 1.3 Měrná entalpie některých složek spalin t [ C] CO SO N Ar HO suchý vzduch CO O popílek [kj/] ,6 46,81 3,53 3,3 39,10 3,57 3,49 3,78 0, ,0 191, 19,5 93,07 150,6 13,3 13,3 131,7 80, ,5 394,1 59,9 186,0 304,5 66, 61,4 67,0 170, ,8 610,4 39,1 78,8 46,8 40,5 395,0 406,8 64, ,9 836,5 56,7 371,7 65,9 541,7 531,7 550,9 361, , ,0 464,7 794,5 684,1 671,6 698,7 459, ,3 557,3 968,8 89,6 814,3 849,9 558, ,3 650, ,1 960, , , , , , , , Entalpie spalin při α = 1 I sp min = O CO i CO + O SO i SO + O N i N + O Ar i Ar + O H O i H O (1.17) Entalpie vlhkého vzduchu S I vz min = O vz min i S vz + O H O i H O (1.18) Entalpie spalin vzniklých spálením 1 tuhého paliva I sp = I sp min + ( 1) I vz min + I p (1.19) 0

21 Entalpie popílku ve spalinách Uvažuje se pouze, pokud procento popelovin v palivu splňuje nerovnost A r > 6 Q i r 41,8 x p procento popílku v úletu x p voleno 65% (1.0) > ,8 65 > 3,849 nerovnost neplatí, proto entalpie popílku nebude uvažována Přebytky vzduchu v jednotlivých částech kotle Přebytky vzduchu jsou voleny po odborné konzultaci a vychází z provozních zkušeností. Tab. 1.4 Přebytky vzduchu jednotlivých místech kotle Místo měření přebytek α [-] ve spalovací komoře 1,74 za spalovací komorou 1,35 za kotlem 1, Vzorový výpočet entalpie spalin pro teplotu 500 C Entalpie spalin s přebytkem vzduchu 1 při 500 C I sp min = O CO i CO + O SO i SO + O N i N + O Ar i Ar + O H O i H O (1.1) I sp min = 994,4 0, , , ,7 0, ,5 0,943 I sp min = 873,75 kj Entalpie suchého vzduchu při 500 C I vz min =, ,1 + 0, ,5 I vz min = 069,9 kj 1

22 Entalpie spalin vzniklých spálením 1 tuhého paliva při 500 C (α = 1,35) I sp = 873,75 + (1,35 1) 069,9 I sp = 3546,7 kj Z výpočtů entalpií pro jednotlivé teploty a přebytky vzduchu je vytvořena následující tabulka: Tab. 1.5 Entalpie složek spalin pro jednotlivé přebytky vzduchu a teploty t [ C] Isp min [kj/] Ivz min [kj/] Isp [kj/] (α = 1) Isp [kj/] (α = 1,74) Isp [kj/] (α = 1,35) Isp [kj/] (α = 1,370) 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0, ,79 98,58 136,79 163,80 168,83 173, ,40 400,03 54,40 65,01 67,41 690, ,5 804, ,5 130,8 1361, , ,48 117,6 1674,48 008,01 070,09 14, , ,39 65,67 714,59 798,14 871, ,75 069,9 873, , ,7 3639, ,83 509, , , ,47 447, ,41 959,4 4139, ,4 5101,17 534, , , 4795, ,1 5905, , ,3 388, ,3 657,08 675, , , , , ,5 7561, , , , ,39 816, ,49 867, , , 7541, ,35 969, , , ,50 853,13 984, , , ,4 689, , , , , ,5 6784, , ,0 1190,1 107, ,17 779, ,17 148, , ,47

23 Entalpie spalin [kj/] I - t diagram Z vypočtených hodnot v předchozí tabulce je sestrojen I t diagram pro všechny přebytky vzduchu včetně minimálních hodnot. Diagram lze následně využít při výpočtu jednotlivých výhřevných ploch I - t diagram Isp min Ivz min Isp (α = 1) Isp (α = 1,74) Isp (α = 1,35) Isp (α = 1,37) t [ C] Teplota spalin [ C] Obr. 1.1 I - t diagram 3

24 1.5 Tepelná bilance kotle Teplo přivedené do kotle Q p p = Q i r + i p + Q vz v Výhřevnost paliva Q i r = kj (1.) Fyzické teplo paliva i p = c p t p (1.3) Fyzické teplo paliva se zahrnuje do výpočtu v případě, kdy je palivo předehříváno mimo kotel nebo je-li palivo sušeno v otevřeném mlecím okruhu. Jestliže palivo není předehříváno, uvažuje se jen u paliv s obsahem vody [1]. W t r Q i r 4, (1.4) , ,184 Nerovnost splněna, tudíž fyzické teplo je třeba zahrnout ve výpočtu, teplota paliva se tedy uvažuje tp = 0 C. Měrné teplo paliva c p = c w W t r c su 100 W r t 100 (1.5) kde cw měrné teplo vody, pro teplotu 0 C je cw = 4,19 kj/k podle [1] csu měrné teplo sušiny paliva, pro teplotu 0 C je csu = 1,15 kj/k podle [1] c p = 4, ,15 =,366 kj Fyzické teplo paliva i p =,366 0 = 47,3 kj Teplo ohřátí vlhkého vzduchu Teplota vzduchu na vstupu je uvažována 5 C a přebytek vzduchu 1,370. Q vz v = α I vz min Q vz v = 1,370 98,58 = 135,057 kj 4 (1.6)

25 Teplo přivedené do kotle Q p p = , ,057 = 1098,378 kj 1.6 Tepelné ztráty a účinnost kotle Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích z c = z cs + z cp + z cú + z cr (1.7) Po odborné konzultaci bylo doporučeno volit tyto parametry dřevní štěpky pro jednotlivé druhy tuhých zbytků. Druh tuhých zbytků Tab. 1.6 Procentuální podíly spálitelných látek a popela v palivu Procento spalitelných látek Ci - [%] Procento popela Xi - [%] Teplota ti - [ C] Měrné teplo tuhých zbytků ci - [kj/] škváře ,865 popílek ,865 úlet ,84 propad ,8346 Vzorový výpočet měrného tepla tuhých zbytků pro teplotu 50 C Měrné teplo tuhých zbytků je vypočteno pro jednotlivé teploty pomocí lineární interpolace. c s = c 00 + c 300 c 00 t 300 t 00 (t 50 t 00 ) (1.8) c s = 0,846 + Ztráta ve škváře z cs = z cs = 0,879 0, (50 00) = 0,865 kj C s X s 100 C s 100 Ar p Q cs Q (1.9) p kde Cs Xs Ar procento hořlaviny ve škváře procento popela ve škváře procento popela v palivu Qcs výhřevnost hořlaviny škváry, průměrně se uvažuje 3600 kj/ [1] = 1,315 % 1098,378 5

26 Ztráta v popílku z cp = z cp = Uvažuje se popílek zachycený ve výsypkách. C p X p 100 C p 100 Ar p Q cp Q (1.30) p = 0,06 % 1098,378 kde Cp Xp Ar Ztráta v úletu z cú = z cú = procento hořlaviny v popílku procento popela v popílku procento popela v palivu Qcp výhřevnost hořlaviny popílku, průměrně se uvažuje 3600 kj/ [1] C ú X ú 100 C ú 100 Ar p Q cú Q (1.31) p =,68 % 1098,378 kde Cú Xú Ar Ztráta v propadu procento hořlaviny v úletu procento popela v úletu procento popela v palivu Qcú výhřevnost hořlaviny úletu, průměrně se uvažuje 3600 kj/ [1] z cr = C r X r 100 C r 100 Ar p Q cr Q p (1.3) z cr = = 0,0 % 1098,378 kde Cr Xr Ar procento hořlaviny v propadu procento popela v propadu procento popela v palivu Qcr výhřevnost hořlaviny v propadu, průměrně se uvažuje 3600 kj/ [1] Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích z c = 1, ,06 +,68 + 0,0 = 4,405 % 6

27 Ztráta chemickým nedopalem z cn = 0,116 mgco O S sp min p (1.33) (1 O ref ) Q p z cn = kde mgco emisní limit CO, po odborné konzultaci mgco = 00 mg/nm 3 S O sp min minimální množství suchých spalin O ref obsah kyslíku pro referenční stav spalin, uvažováno O ref = 6 % [] Q p p teplo přivedené do kotle 0,116 00, = 0,0753% (1 6) 1098,378 Ztráta sdílením tepla do okolí Určuje se z diagramu, ze závislosti na parním výkonu kotle a druhu izolace opláštění. Hodnota volena po odborné konzultaci. zso = 1% Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků Ztráta je dána součtem jednotlivých částí (škváry, popílku, úletu a propadu roštem). z f = z fs + z fp + z fú + z fr Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve škváře (1.34) z fs = X s 1 C s Ar Q p p c s t s (1.35) z fs = , = 0,0189 % 1098,378 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v popílku z fp = X p 1 C p Ar Q p p c p t p (1.36) z fp = , = 0,00333 % 1098,378 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v úletu z fú = X ú 1 C ú Ar Q p p c ú t ú (1.37) z fú = , = 0,031 % 1098,378 7

28 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků v propadu z fr = X r 1 C r Ar Q p p c r t r (1.38) z fr = , = 0,00191 % 1098,378 Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků z f = 0, , , ,00191 = 0,0563 % Ztráta citelným teplem spalin (komínová ztráta) Navrhovaná teplota spalin za kotlem je 180 C. z k = (100 z c ) I sp I vz p (1.39) Q p 180 kde I sp entalpie spalin při teplotě 180 C a přebytku vzduchu 1,370 za kotlem. 5 I vz entalpie vzduchu s přebytkem 1,370 za kotlem a při teplotě okolí (5 C) Entalpie spalin I sp = I sp min + (α K 1) I vz min 180 I sp min 180 I vz min = 54,40 + = 397, ,86 54, ,98 400, ( ) = 988,684 kj ( ) = 73,989 kj I 180 sp = 988,684 + (1,370 1) 73,989 = 13,981 kj Entalpie vzduchu I 5 5 vz = K I vz min I 5 vz = 1,370 98,58 = 135,057 kj (1.40) (1.41) Ztráta citelným teplem spalin z k = (100 4,405) Nepočitatelná ztráta 13, , ,378 = 9,478% Ztráta zahrnuje odchylky provedeného kotle od hodnot stanovených hodnot výpočtem. Hodnota ztráty je dána normou. z n = 0,35% 8

29 Ztráta Tab. 1.7 Hodnoty jednotlivých ztrát kotle Procentuální podíl [%] Hořlavinou v tuhých zbytcích 4,405 Chemickým nedopalem 0,075 Sdílením tepla do okolí 1 Fyzickým teplem tuhých zbytků 0,0563 Citelným teplem spalin 9,478 Nepočitatelná 0,35 CELKOVÁ 15,365 Tepelná účinnost kotle η k = 100 (z c + z cn + z so + z f + z k + z n ) η k = 100 (4, , , , ,35) = 84,635 % Výrobní teplo páry Q V = M pp (i pp i nv ) M pp = kde Mpp parní výkon kotle, který činí 88 t/h ipp inv entalpie výstupní páry entalpie napájecí vody = 4,444 s (1.4) (1.43) Parametry výstupní páry: ppp = 9,6 MPa tpp = 50 C tnp = 154 C Parametry napájecí vody: pnv =11,1MPa předpokládaný tlak Entalpie výstupní páry a napájecí vody je určena z parních tabulek X - Steam ipp = 3430,84 kj/ Výrobní teplo páry inv = 656,004 kj/ Q V = 4,444 (3430,84 656,004) = 6788,955 kj s 9

30 1.7 Množství paliva Množství paliva přivedeného do kotle Q V M p = Q p η p k ,955 M p = 1098,378 84,635 = 7,97 s 100 (1.44) Skutečné množství spáleného paliva M pv = M p (1 z c 100 ) (1.45) M pv = 7,97 (1 4, ) = 6,976 s 30

31 NÁVRH TEPLOSMĚNNÝCH PLOCH Tab..1 Tlakové ztráty uvažované v teplosměnných plochách Teplosměnná plocha Tlaková ztráta [MPa] Přehřívák VI 0,5 Přehřívák III 0,35 Přehřívák II 0,1 Přehřívák I 0, Výparník 0 Ekonomizér III 0, Ekonomizér II, I 0,4 CELKOVÁ 1,5 Obr..1 Schéma rozložení ploch 31

32 .1 Zadané parametry Výstupní přehřátá pára t pp = 50 C p pp = 9,6MPa i pp = f(p pp ; t pp ) i pp = 3430,85 kj - [4] Napájecí voda t nv = 154 C p nv = p pp + p p III + p p II + p p I + p výp + p eko (.1) p nv = 9,6 + 0,5 + 0,35 + 0, ,6 = 11,1MPa i nv = f(p nv ; t nv ) i nv = 656,00371 kj. Přehřívák IV Výstupní parametry páry p out p IV = p pp p out p IV = 9,6MPa t out p IV = t pp t out p IV = 50 C i out p IV = i pp i out p IV = 3430,85 kj - [4] Vstupní parametry páry při voleném entalpickém spádu Δip 4 = 0 kj/ in p p IV = p out p IV + p p IV (.) in p p IV = 9,6 + 0,5 = 9,85MPa in i p IV in i p III t in p IV = i out p IV i p 4 = 3430,85 0 = 310,85 kj = f(i in p IV ; p in p IV ) t in p IV = 437,8 C - [4] 3

33 Teplo předané přehřívákem P IV Q p IV = M pp (i out p IV i in p IV ) Q p IV = 4,444 (3430,85 310,85) = 5377,778kW (.3).3 Šotový přehřívák III a bilance vstřiku. Na výstupu z přehříváku P III je vstřik napájecí vody, který reguluje teplotu vystupující páry. Teplota páry na výstupu z P III je navržena, s ohledem na volený materiál, na hodnotu 475 C. M vs II i nv out (M pp M vs II ) i p III in M pp i p IV Obr.. Bilanční schéma. vstřiku Hmotnostní množství páry M pp = 4,444 s Výstupní parametry páry z P III p out p III t out p III i out p III i out p III = 9,85MPa = 475 C = f(p out p III ; t out p III ) = 3311,76 kj Bilanční rovnice vstřiku (M pp M vs II ) i out p III M vs II = M pp (i in p IV M vs II = in + M vs II i nv = M pp i p IV (.4) i out p III ) i nv out i nv i p III 4,444 (310, ,76) 656, ,76 = 0,99 s 33

34 Kontrola vstřiku out i p III skut out i p III skut out t p III skut out t p III skut = (M pp i in p IV ) (M vs II i nv ) (.5) M pp M vs II = (4, ,85) 0,99 656,00371) 4,444 0,99 = f(p out out p III ; i p III skut ) = 475 C = 3311,76 kj Odchylka teploty navržené od teploty skutečné je velmi malá. Vstupní parametry páry při voleném entalpickém spádu Δip 3 = 48 kj/ in p p III in p p III in i p III in i p III in t p III = p out p III + p p III (.6) = 9,85 + 0,35 = 10,MPa = i out p III i p = 3311,76 48 = 3063,76 kj = f(i in p III ; p in p III ) in t p III = 390,8 C - [4] Teplo předané šotovým přehřívákem P III Q p III = (M pp M vs II ) (i out p II i in p II ) Q p III = (4,444 0,99) (3311, ,76) = 5831,816kW (.7).4 Přehřívák II a bilance vstřiku 1. Na výstupu z přehříváku P II je vstřik napájecí vody, který reguluje teplotu vystupující páry. Teplota páry na výstupu z P II je navržena, s ohledem na volený materiál, na hodnotu 468 C. M vs I i nv out (M pp M vs I M vs II ) i p II in (M pp M vs II ) i p III Obr..3 Bilanční schéma 1. vstřiku 34

35 Výstupní parametry páry z P II p out p II = 10,MPa t out p II = 468 C i out p II = f(p out p II ; t out p II ) i out p II = 388,156 kj Bilanční rovnice vstřiku (M pp M vs I M vs II ) i out in p II + M vs I i nv = (M pp M vs II ) i p III M vs I = (M in pp M vs I ) (i p III out i nv i p II M vs I = i out p II ) (4,444 0,99) (3063,76 388,156) 656, ,156 Kontrola vstřiku 1. out i p II skut out i p II skut = (M in pp M vs II ) i p III M vs I i nv (M pp M vs I M vs II ) = p out in p II = p p III p out p II = 10,MPa out t p II skut out t p II skut =,005 s (4,444 0,99) 3075,46, , ,444,005 0,99 = f(p out p II ; i p II skut ) - (x-steam) = 468 C out Odchylka teploty navržené od teploty skutečné je velmi malá. = 388,156 kj Vstupní parametry páry při voleném entalpickém spádu Δip = 61 kj/ p in p II p in p II i in p II i in p II t in p II = p out p II + p p II = 10, + 0,1 = 10,3MPa = i out p II i p II = 388, = 307,156 kj = f(i in p II ; p in p II ) t in p II = 380,5 C - [4] (.8) (.9) (.10) 35

36 Teplo předané přehřívákem P II Q p II = (M pp M vs I M vs II ) (i out p II i in p II ) Q p II = (4,444,005 0,99) (388, ,156) = 5614,85kW (.11).5 Přehřívák I Výstupní parametry páry p out in p I = p p II p out p I = 10,3MPa t out in p I = t p II t out p I = 380,5 C i out in p I = i p II i out p I = 307,156 kj Vstupní parametry páry při voleném entalpickém spádu Δip 1 = 311 kj/ p in p I = p out p I + p p I (.1) p in p I i in p I i in p I = 10,3 + 0, = 10,5MPa = i out p I i p 1 = 307, = 716,144 kj t in p I = f(i in p I ; p in p I ) t in p I = 314,6 C - [4] Teplo předané přehřívákem P I Q p I = (M pp M vs I M vs II ) (i out p I i in p I ) Q p I = (4,444,005 0,99) (307, ,144) = 6690,0646kW (.13) 36

37 .6 Výparník Výstupní parametry páry p out in výp = p p I p out výp = 10,5MPa t out in výp = t p I t out výp = 314,6 C i out výp = f(p out výp ; s) - entalpie syté páry [4] i out výp = 716,144 kj Vstupní parametry páry p in výp p in výp out = p výp = 10,5MPa t in výp = t out výp t - je třeba odečíst nedohřev z ekonomizéru t in výp i in výp i in výp = 314,6 86 = 8,6 C = f(p in výp ; t in výp ) - entalpie syté kapaliny [4] = 985,4 kj Teplo předané výparníkem Q výp = M pp M vs I M vs II (i out výp i in výp ) Q výp = (4,444,005 0,99) (716, ,4) = 379,01kW (.14).7 Ekonomizér III Výstupní parametry vody out p EKO III out p EKO III out t EKO III out t EKO III out i eko III out i EKO III in = p výp = 10,5MPa = t out výp t - uvažovaný nedohřev 86 C = 314,6 86 = 8,6 C = f(p out EKO ; t out EKO ) - [4] = 985,4 kj 37

38 Vstupní parametry vody při voleném entalpickém spádu ΔiEKO 3 = 118 kj/ in p EKO III in p EKO III in i EKO III in i EKO III in t EKO III out = p EKO III + p EKO3 = 10,5 + 0, = 10,7MPa out = i EKO III i EKO 3 = 985,4 118 = 867,4 kj in in = f(i EKO III ; p EKO III ) in t EKO III = 0,6 C - [4] Teplo předané ekonomizérem III out Q EKO III = M pp M vs I M vs II (i EKO III in i EKO III ) Q EKO III = (4,444,005 0,99) (985,4 867,4) = 538,56kW (.15) (.16).8 Ekonomizér II, I Výstupní parametry vody out p EKO II,I out p EKO II,I out t EKO II,I out t EKO II,I out i EKOII,I out i EKO II,I in = p EKO III = 10,7MPa in = t EKO III = 0,6 C in = i EKO III - [4] = 867,4 kj Vstupní parametry vody při voleném entalpickém spádu Δieko,1 = 11,541 kj/ in t EKO II,I in t EKO II,I in i EKO II,I in i EKO II,I = t nv = 154 C in in = f(p EKO II,I ; t EKO II,I ) - [4] = 656,0037 kj Teplo předané ekonomizérem II, I out Q EKO II,I = M pp M vs I M vs II (i EKO II,I in i EKO II,I ) Q eko II,I = (4,444,005 0,99) (867,4 656,0037) = 4550,389kW (.17) 38

39 Celkový tepelný výkon Q cel = Q EKO II,I + Q EKO III + Q výp + Q p I + Q p II + Q p III + Q p IV Q cel = 4576, , , , , ,778 = 6788,95kW (.18) teplosměnné plochy přehřívák IV přehřívák III přehřívák II přehřívák I výparník ekonomizér III ekonomizérii, I Tab.. Shrnutí navrhovaných teplot, entalpií a výkonů ze strany páry tlak [MPa] teplota [ C] entalpie [kj/] výstup 9, ,85 vstup 9, ,85 výstup 9, ,76 vstup 10, ,76 výstup 9, ,156 vstup 10, ,156 výstup 10, ,144 vstup 10, ,144 výstup 10, ,144 vstup 10, ,4 výstup 10, ,4 vstup 10, ,4 výstup 10, ,4 výstup 11, , entalpický spád [kj/] výkon [kw] , , , , , , ,50 11,4 4547,734 CELKEM 6788,955 39

40 600 Pilový diagram voda - pára EKO výparník P I P II P III P IV Q [kw] Obr..4 Pilový diagram pro vodu a páru.9 Ohřívák vzduchu IV Výstupní parametry vzduchu out t OVZ IV out i OVZ IV = 4 C = 973,008 kj Vstupní parametry in t OVZ IV in i OVZ IV = 130 C = 516,378 kj - (interpolovaná hodnota) - (interpolovaná hodnota) Teplo předané ohřívákem vzduchu IV out Q OVZ IV = M pv β (i OVZ IV in i OVZ IV ) kde Mpv skutečné množství spáleného paliva, Mpv = 6,759 /s β součinitel přebytku vzduchu, β = 1,74 Q OVZ IV = 6,759 1,74 (973, ,378) = 4058,41kW (.19) 40

41 .10 Ohřívák vzduchu III, II, I Výstupní parametry vzduchu out t OVZ III I out i OVZ III I = 130 C = 516,378 kj Vstupní parametry in t OVZ III I in i OVZ III I = 50 C = 199,0659 kj - (interpolovaná hodnota) - (interpolovaná hodnota) Teplo předané ohříváky vzduchu III, II, I out Q OVZ III I = M pv β (i OVZ III I in i OVZ III I ) kde Mpv skutečné množství spáleného paliva β součinitel přebytku vzduchu Q OVZ III I = 6,759 1,74 (516, ,0659) = 80,0784kW (.0).11 Tepelná bilance ze strany spalin Výpočet vstupních a výstupních teplot spalin pro jednotlivé výhřevné plochy. i X = i Y Q i + Q par i M pv φ kde ix iy Qi výstupní entalpie výhřevné plochy i vstupní entalpie výhřevné plochy i navrhnuté předané teplo výhřevnou plochou i Qpar i teplo předané výhřevným plochám v prostoru výhřevné plochy i Mpv skutečné množství spáleného paliva φ součinitel uchování tepla (.1) Výstupní entalpie z deskového přehříváku III i B = i A Q III + Q par III M pv φ kde ia vstupní entalpie do výhřevné plochy QIII navrhnuté předané teplo deskovým přehřívákem Qpar III teplo předané paralelním plochám v prostoru dekových přehříváků Mpv skutečné množství spáleného paliva φ součinitel uchování tepla (.) 41

42 Výstupní entalpie z deskového přehříváku III i B = 6933,3 5831, ,976 0,988 = 5893,06 kj/ Výstupní teplota z deskového přehříváku III Teplota je určena pomocí lineární interpolace. i B = 5893,06 kj/ t B = 798,46 C Pro následující výhřevné plochy je postup výpočtu obdobný. Výhřevné plochy jsou řazeny podle průchodu spalin. přehřívák III přehřívák IV přehřívák II kotlová mříž přehřívák I ekonomizér III Tab..3 Teploty spalin na výstupu z teplosměnných ploch teplosměnné plochy entalpie [kj/] teplota [ C] ohřívák vzduchu IV ekonomizérii, I ohřívák vzduchu III, II, I vstup 6933,3 950 výstup 5893,06 798,46 vstup 5893,06 798,46 výstup 5109,63 701,077 vstup 5109,63 701,077 výstup 490, 596,84 vstup 490, 596,84 výstup 416,79 580,6 vstup 416,79 580,6 výstup 3197,39 453,37 vstup 3197,39 453,37 výstup 89,3 404,16 vstup 89,3 404,16 výstup 47,49 330,93 vstup 47,49 330,93 výstup 1595,57 33,89 vstup 1595,57 33,89 výstup 1191,31 177,88 4

43 Obr..5 Pilový diagram spaliny - pára.1 Pilový diagram 43

44 3 VÝPOČET SPALOVACÍ KOMORY Rozměry spalovací komory jsou dány rozměrem vibračního roštu. a = 6,715 m b = 5,355 m c = 15,93 m d = 13,744 m e = 3,065 m f = 3,965 m kde a šířka spalovací komory b hloubka spalovací komory c výška spalovací komory Plošný rozměr ohniště S 0 = a b S 0 = 5,355 6,715 = 35,958m (3.1) Plošné zatížení roštu q s = M p Q r i S 0 (3.) q s = 7,3 10,8 35,958 Aktivní objem ohniště =,19 MW m (a e) (c d) b V 0 = a b c Obr. 3.1 Spalovací komora (3.3) (6,715 3,065) (15,93 13,74) 5,435 V 0 = 6,715 5,435 15,93 = 543,789m 3 Povrch stěn ohniště (a e) (c d) F st = ( a c ) + b (a + c + d + e + f) (3.4) (6,715 3,065) (15,93 13,744) F st = 6,715 5,435 ( ) + 5,435 (6, , , , ,965) = 48,835m 44

45 Poměrná teplota spalin θ 0 = T 0 T a = Součinitel M M ( a 0 B 0 ) 0,6 (3.5) M = 0,59 0,5 x 0 kde x0 poměrná výška maximální hodnoty plamene, po odborné konzultaci voleno x0 = 0,105 M = 0,59 0,5 0,105 = 0,5375 (3.6) Boltzmannovo číslo B o = φ M pv O sp C 5, (3.7) ψ F st T a Součinitel uchování tepla z so φ = 1 η k +z so 1 φ = 1 84, = 0,988 (3.8) Střední celkové měrné teplo spalin O sp C = I u I o θ a θ o (3.9) Uvolněné teplo v ohništi I u = Q p p 100 z cn z c z fs 100 z c + Q vz Q vz v (3.10) kde: Q p p zcn zc zfs teplo přivedené do kotle ztráta chemickým nedopalem ztráta hořlavinou tuhých zbytků ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků ve škváře Součinitel tepelné efektivnosti stěn ψ = x ξ (3.11) kde ξ součinitel zanešení stěn ohniště x úhlový součinitel, pro membránové stěny x = 1 ψ = 1 0,45 = 0,45 45

46 Teplo přivedené se vzduchem Vzduch je uvažován dělený na 35% primárního, 65% sekundárního. 180 Q vz = (α o α o ) (0,35 I vz min 180 I vz min 4 I vz min 5 I vz min = 7,51 kj = 973,01 kj = 135,058 kj ,65 I vz min ) + α o I vz min Q vz = (1,35 0,051) (0,35 7,51 + 0,65 973,01) + 0, ,0577) Q vz = 1134,81 kj Q vz v = 135,0577 kj (3.1) Uvolněné teplo v ohništi I u = 1098,4 I u = 11971,3 kj 100 0,075 4,405 0, ,405 Adiabatická teplota odpovídající Iu θ a = ,81 135, (1367, ,3) = 1547,578 C 148, ,0 Předpokládaná teplota na výstupu z ohniště a ji odpovídající entalpie θ 0 = 950 C I 0 = 6933,30 kj Střední celkové měrné teplo spalin 11971,3 6933,30 O sp C = = 8,431 kj 1547, K Boltzmannovo číslo B o = 0,988 6,976 8,431 5, ,45 48,835 (1547, ,15) 3 = 0,

47 Stupeň černosti ohniště a pl + (1 a pl ) R F a 0 = st 1 (1 a pl ) (1 ψ) (1 R F ) st (3.13) kde R plocha hořící vrstvy paliva na roštu R Fst celková aktivní plocha ohniště Efektivní stupeň černosti plamene a pl = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa s účinná tloušťka sálavé vrstvy (3.14) Účinná tloušťka sálavé vrstvy s = 3,6 V o F st s = 3,6 534,789 48,835 = 4,489m (3.15) Plocha hořící vrstvy Plocha hořící vrstvy je menší než plocha roštu, protože na začátku roštu palivo ještě nehoří dokonale a na konci roštu palivo dohořívá a rošt je zde chlazen primárním vzduchem. Uvažuje se tedy délka aktivní plochy roštu o metry kratší, než je plocha roštu. R = (a ) b R = (6,715 ) 5,355 = 5,48m Součinitel zeslabení sálání (3.16) k = k sp r sp + k p μ + 10 k k χ 1 χ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi kk součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi kk = 1 ϰ1 parametr druhu paliva ϰ1 = 0,5 dle [1] ϰ parametr způsobu spalování ϰ = 0, dle [1] (3.17) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp (3.18) 47

48 Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O r RO = O SO + O CO O sp kde O SO objem SO ve spalinách O CO objem CO ve spalinách O sp skutečné množství spalin r RO = 6, ,589 4,841 r H O = O H O O sp = 0,13 m3 O H O = O H O min + (f 1) (α 1) O vz min O H O = 0,97 + (1,0168 1) (1,995 1),967 = 0,97 m3 r H O = 0,97 m3 = 0,198 4,841 s (3.19) (3.0) (3.1) (3.) Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,13 + 0,198 = 0,3 m3 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,101 MPa p sp = p r sp p sp = 0,101 0,3 = 0,035MPa (3.3) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,198 k sp r sp = ( 3,16 0,35 4,489 1) (1 0, Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = 43 1 ) 0,3 = 1,43 mmpa μ 3 T 0 d (3.4) kde T0 d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách 48

49 Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 μ = 10 4, =,894 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin (3.5) Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,894 = 0,149 3 (73, ) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k = 1,44 + 0, ,5 0,03 = 1,74 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a pl = 1 e 1,74 0,101 4,489 = 0,54 Stupeň černosti ohniště a 0 = 5,49 0,54 + (1 0,54) 48,835 1 (1 0,54) (1 0,45) (1 5,49 = 0,746 48,835 ) Poměrná teplota spalin θ 0 = T 0 T a = ,538 ( 0,746 0,8755 ) 0,6 = 0,67 Skutečná teplota spalin na výstupu z ohniště θ 0 = θ a + 73, M ( a 0 B 0 ) 0,6 (3.6) 1547, ,15 θ 0 = 1 + 0,538 ( 0,746 0,6 = 950,3 C 0,8755 ) Rozdíl mezi teplotou skutečnou a navrženou je minimální. 49

50 Teplo odevzdané v ohništi do stěn Q s = φ (I u I o ) kde φ Iu Io součinitel uchování tepla entalpie nechlazeného plamene (adiabatická) entalpie spalin na výstupu z ohniště Q s = 0,988 (11971,3 6933,30) = 4979,169 kw Střední tepelné zatížení stěn ohniště q = φ M pv (I u I o ) F ús (3.7) (3.8) Účinná sálavá plocha stěn ohniště F ús = F st a b F ot Neotrubkované úseky Součet úseků stěny, které nejsou pokryty trubkami (průlezy, hořáky, atd.) F ot = m (3.9) Účinná sálavá plocha stěn ohniště F ús = 48,835 6,715 5,355 = 390,876m Střední tepelné zatížení stěn ohniště q = 0,988 6,976 (11971,3 6933,30) 390,876 = 88,863 kw m Plocha výstupního otvoru F vo = b e ψ kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, ψ = 0,65 F vo = 3,065 5,355 0,65 = 10,668 m Teplo odevzdané v ohništi výparníku Q výp = q (F ús F vo ) Q výp = 88,863 (390,876 3,065 5,355 0,65) = 33786,459kW (3.30) (3.31) Teplo odsálané z ohniště výstupním průřezem Q ods = q F vo Q ods = 88,863 10,668 = 947,404 kw (3.3) 50

51 4 DESKOVÝ PŘEHŘÍVÁK - ČÁST A Původně byl deskový přehřívák počítán jako jeden celek, ale z důvodu velkého parního průřezu, tudíž nízké rychlosti páry, byl rozdělen na dvě části, které jsou zapojeny sériově. Pára nejdříve vstupuje do části A, která je tvořena 6 deskami po 14 trubkách a umístěna ve středu kanálu. Následuje část B, do které vstupuje pára po průchodu části A. Část B je rozdělena na dvě části po 3 deskách o 10 trubkách a umístěna po stranách části A. 4.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0337 m tloušťka stěny trubky tl = 0,006 m vnitřní průměr trubky d = 0,017 m příčná rozteč S1 = 0,35 m podélná rozteč S = 0,047 m počet trubek ntr = 14 počet desek nd = 6 Obr. 4.1 Uspořádání částí dekového přehříváku Rozměry šotů šířka šotů šš =,769 m výška šotů 1. v1 = 6 m výška šotů. v = 6,88 m střední výška šotů v = (v1+ v)/ v = 6,144 m mezera pro závěs m = 0,1m Rozměry vstupního kanálu šířka kanálu a = 3,0685 m hloubka kanálu b =,6775 m Obr. 4. Deskový přehřívák A 51

52 4. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t A + t B kde ta tb vstupní teplota spalin t sp stř = = 874 C výstupní teplota spalin (4.1) Rychlost spalin w sp = M pv O sp F sp kde Mpv skutečné množství paliva Osp Fsp Světlý průřez proudu spalin (4.) poloviční skutečné množství spalin pro střední teplotu a střední hodnotu součinitele přebytku vzduchu světlý průřez proudu spalin F sp = F 1 F F 1 F kde F1 F F 1 = a b n da D š š kde a b nd D šš vstupní světlý průřez výstupní světlý průřez šířka kanálu hloubka kanálu počet desek vnější průměr trubek šířka šotů (4.3) (4.4) F 1 = 3,0685, ,0337,768 = 7,656m F = v b n d D v kde v výška šotů na výstupu F = 6,88, ,0337 6,88 = 15,568m (4.5) Světlý průřez proudu spalin F sp = 7,656 15,568 7,656 15,568 = 10,64m 5

53 Rychlost spalin w sp = 6,976,41 10,64 = 8,558 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro desky α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (4.6) ν Oprava na počet podélných řad cz při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin 874 C součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,576 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (4.7) ] kde Ϭ1 = S1/D; Ϭ1 = 10,386 Ϭ = S/D; Ϭ = 1,395 při Ϭ < a Ϭ1 > 3 se do vzorce dosazuje Ϭ1 = 3 1 [1 + ( 3 3) (1 1,395 3 = 0,85 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro desky α k = 0, 1 0,85 0,917 0,65 0,0337 (8,558 0,0337 0, ) 0,573 0,33 = 54,67 W m K 53

54 4.3 Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry p t p III A stř = t in p III A out + t p III A in kde t p III A vstupní teplota páry p t p III A stř out t p III A výstupní teplota páry = Střední tlak páry p p p III A stř 390, = p in p III A out + p p III A = 400,4 C in kde p p III A vstupní tlak páry p p p III A stř out p p III A výstupní tlak páry = 9, ,0 = 9,95 MPa (4.8) (4.9) Hmotnostní množství páry p III M A pp = M pp M vs II (4.10) p III M A pp = 4,444 0,99 = 3,515 s Interpolované hodnoty pro střední teplotu páry součinitel tepelné vodivosti λ = 0,06863 W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 1,1590 Součinitel kinematické viskozity γ = μ v kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty a tlaku páry, v = 0,067 m 3 / (4.11) γ = 0, ,067 = 7, m s 54

55 Rychlost páry w p = M p III A pp v (4.1) f p III A kde M pp v Průřez pro páru hmotnostní množství páry měrný objem páry, který je funkcí střední teploty a tlaku páry π d f = n 4 tr A n d (4.13) kde d vnitřní průměr trubky f = ntr A počet trubek v desce nd π 0,017 4 Rychlost páry počet desek 14 6 = 0,03107 m w p = 3,515 0, ,067 = 0,17 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ d e ( w p d e θ ) 0,8 Pr 0,4 c t c m (4.14) kde λ de ν wp součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry ct opravný koeficient, který při ochlazování spalin roven ct = 1 [1] cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 [1] α = 0,03 0,0686 0,017 0,8 0,017 (0,17 ) 0,067 1,159 0,4 1 1 = 3391,176 W m K 55

56 Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 podle [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin T absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (4.15) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa podle [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (4.16) (4.17) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (4.18) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,316 m3 56

57 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa dle [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0316MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy 1,8 s = 1 a + 1 b + 1 c kde a b c výška desek přehříváku příčná rozteč přehříváku hloubka desek přehříváku 1,8 s = 1 6, , = 0,53 m,769 (4.19) (4.0) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,16 0,3 0,53 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T 43 1) (1 0, , ) 0,316 = 4,64 mmpa μ 3 T 0 d (4.1) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm podle [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 poloviční procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva poloviční skutečné množství spalin (4.) μ = 10, =,89g m

58 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,154 3 (73, ,5) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (4,64 + 0,154) 0,1 0,53 = 0,57 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,57 = 0,7 Výhřevná plocha desek části A S p III A = n d S DA x kde x úhlový součinitel, který se určí z diagramu 7- v [1], x = 0,8 Plocha jedné desky S DA = ((š š š da ) š da + š da v Šířka desky š da = S (n tr 1) + D + m š da = 0,047 (14 1) + 0, ,1 = 1,3557m Plocha jedné desky S DA = ((š š š da ) š da + š da v S DA = ((,769 1,3557) 1, ,3557 6,144 = 0,489m (4.3) (4.4) (4.5) (4.6) Výhřevná plocha desek části A S p III A = 6 0,489 0,8 = 98,349m Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + (ε + 1 α ) Q A + Q S,A S p III A 10 3 (4.7) kde t α Q QS, A Sp III A ε střední teplota média v trubkách součinitel přestupu tepla ze stěny do média množství tepla odevzdaného do plochy, určeno z tepelné bilance množství tepla odevzdaného sáláním z ohniště výhřevná plocha počítaného dílu součinitel zanešení výhřevné plochy 58

59 Teplo dodané sáláním z ohniště Q S,A = S p III A S p III A + S par III Q s,dp (4.8) Sálavé teplo z ohniště zachycené v prostoru desek Q s,dp = δ y h q F vo q sv F sv kde δ součinitel, δ = 1 [] yh součinitel tepelné nerovnoměrnosti po výšce ohniště, yh = 0,65 dle [] q qsv Fsv Fvo střední tepelný tok do stěn ohniště tepelný tok z ohniště procházející výstupním průřezem deskového přehříváku plocha výstupního průřezu deskového přehříváku plocha výstupního otvoru ohniště Tepelný tok z ohniště procházející výstupním průřezem deskového přehříváku q sv = y h q F vo F sv (1 a) φ o sv + 5, ψ sv a ( t 100 ) 4 kde a stupeň černosti spalin mezi deskami (4.9) (4.30) ψ sv součinitel tepelné efektivnosti následujícího svazku, ψ sv = 0,3 dle [] φ o sv úhlový součinitel ohniště svazek, φ o sv = 0,946 dle [] t q sv = 0,65 88,863 q sv = 19,735 kw m střední teplota spalin v prostoru desek 16,413 35,0871 (1 0,7) 0, , ,3 0,7 ( ) Sálavé teplo z ohniště zachycené v prostoru desek Q s,dp = δ y h q F vo q sv F sv Q s,dp = 1 0,65 88,863 16,413 19,735 35,0871 = 54,955kW (4.31) Teplo dodané sáláním z ohniště Q S,A = Q S,A = S P III A S P III A + S par III Q s,dp (4.3) 98,345 54,955 = 149,58kW 98, ,603 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = 400,4 + (0, , ,58 ) 10 3 = 519,7 C 3391,176 98,345 59

60 Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k (519,7 0, ) 519, = 43,97 W m K π D s x + α s) (4.33) kde ξ součinitel využití plochy deskového přehříváku, ξ = 0,85 [1] αk D s součinitel přestupu tepla konvekcí vnější průměr trubek podélná rozteč trubek x je úhlový součinitel osálání desek, x = 0,8 [1] Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = 0,85 (54,670 Součinitel prostupu tepla π 0,0337 W + 43,97) = 10,799 0,047 0,8 m K α 1 k př = 1 + α 1 (ε + 1 α ) (1 + m) (4.34) kde ε součinitel zanesení, ε = 0,004 [1] α1 α m součinitel přestupu tepla na straně spalin součinitel přestupu tepla na straně páry zachycený podíl tepla vysálaného z ohniště Zachycený podíl tepla vysálaného z ohniště m = Q s,dp Q A (4.35) kde Qs,dp sálavé teplo z ohniště zachycené v prostoru desek QA m = 54, ,674 = 0,07809 teplo odevzdané do deskového přehříváku 60

61 Součinitel prostupu tepla 10,799 k př = ,799 (0, ,176 ) (1 + 0,07809) k př = 69,648 W m K Teplo převzaté deskovým přehřívákem P III skut Q PIII A = k př t S A (4.36) kde kpř Δt SA součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha deskového přehříváku Protiproudý teplotní spád Z důvodu umístění deskových přehříváku v oblastech vysokých teplot, je velký teplotní spád na obou koncích výhřevné plochy. Tudíž je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7. Teplotní spál lze tedy počítat jako rozdíl střední teploty spalin a páry. t = t sp p stř t p III A stř t = ,4 = 473,6 C Obr. 4.3 Teplotní spád P III A (4.37) Teplo převzaté deskovým přehřívákem P III A skut Q PIII A = 69, ,6 98,345 skut Q PIII A = 344,018kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q skut PIII A Q PIII Q PIII A (4.38) x = 364, , ,674 x = 0,633% 61

62 5 DESKOVÝ PŘEHŘÍVÁK - ČÁST B Původně byl deskový přehřívák počítán jako jeden celek, ale z důvodu velkého parního průřezu, tudíž nízké rychlosti páry, byl rozdělen na dvě části, které jsou zapojeny sériově. Pára nejdříve vstupuje do části A, která je tvořena 6 deskami po 14 trubkách a umístěna ve středu kanálu. Následuje část B, do které vstupuje pára po průchodu části A. Část B je rozdělena na dvě části po 3 deskách o 10 trubkách a umístěna po stranách části A. 5.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0337 m tloušťka stěny trubky tl = 0,006 m vnitřní průměr trubky d = 0,017 m příčná rozteč S1 = 0,35 m podélná rozteč S = 0,047 m počet trubek ntr = 10 počet desek nd = 6 Obr. 5.1 Uspořádání částí dekového přehříváku Rozměry šotů šířka šotů šš =,769 m výška šotů 1. v1 = 6,04 m výška šotů. v = 6,48 m střední výška šotů v = (v1+ v)/ v = 6,144 m mezera pro závěs m = 0,1m Rozměry vstupního kanálu šířka kanálu a = 3,0685 m hloubka kanálu b =,6775 m Obr. 5. Deskový přehřívák B 6

63 5. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t A + t B kde ta tb vstupní teplota spalin t sp stř = = 874 C výstupní teplota spalin (5.1) Rychlost spalin w sp = M pv O sp F sp kde Mpv skutečné množství paliva Osp Fsp Světlý průřez proudu spalin (5.) poloviční skutečné množství spalin pro střední teplotu a střední hodnotu součinitele přebytku vzduchu světlý průřez proudu spalin F sp = F 1 F F 1 F kde F1 F F 1 = a b n da D š š kde a b nd D šš vstupní světlý průřez výstupní světlý průřez šířka kanálu hloubka kanálu počet desek vnější průměr trubek šířka šotů F 1 = 3,0685, ,0337,768 = 7,656m F = v b n d D v kde v výška šotů na výstupu F = 6,48, ,0337 6,48 = 15,466m (5.3) (5.4) (5.5) Světlý průřez proudu spalin F sp = 7,656 15,568 7,656 15,568 = 10,4m 63

64 Rychlost spalin w sp = 6,976,41 10,4 = 8,576 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro desky α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (5.6) ν Oprava na počet podélných řad cz při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin 874 C součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,576 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (5.7) ] kde Ϭ1 = S1/D; Ϭ1 = 10,386 Ϭ = S/D; Ϭ = 1,395 při Ϭ < a Ϭ1 > 3 se do vzorce dosazuje Ϭ1 = 3 1 [1 + ( 3 3) (1 1,395 3 = 0,85 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro desky α k = 0, 1 0,85 0,917 0,65 0,0337 (8,576 0,0337 0, ) 0,573 0,33 = 54,745 W m K 64

65 5.3 Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry p t p III B stř = t in p III B out + t p III B in kde t p III B vstupní teplota páry (5.8) p t p III B stř = out t p III B výstupní teplota páry Střední tlak páry = 44,5 C p p p III B stř = p in p III B out + p p III B in kde p p III B vstupní tlak páry (5.9) p p p III B stř out p p III B výstupní tlak páry = , Hmotnostní množství páry = 10,1 MPa p III M B pp = M pp M vs II (5.10) p III M B pp = 4,444 0,99 = 3,515 s Interpolované hodnoty pro střední teplotu páry součinitel tepelné vodivosti λ = 0,0716 W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 1,049 Součinitel kinematické viskozity γ = μ v kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty a tlaku páry, (5.11) γ = 0, ,067 = 7, m s 65

66 Rychlost páry w p = M p III A pp v (5.1) f p III A kde M pp v hmotnostní množství páry měrný objem páry, který je funkcí střední teploty a tlaku páry Průřez pro páru π d f = n 4 tr B n d (5.13) kde d vnitřní průměr trubky ntr B počet trubek v desce nd počet desek f = π 0,017 4 Rychlost páry 10 6 = 0,0 m w p = 3,515 0,0 0,089 = 30,708 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ d e ( w p d e θ ) 0,8 Pr 0,4 c t c m (5.14) kde λ de ν wp součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry ct opravný koeficient, který při ochlazování spalin roven ct = 1 [1] cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 [1] α = 0,03 0,0716 0,017 0,8 0,017 (30,708 ) 0,089 1,049 0,4 1 1 = 454,149 W m K 66

67 Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin T absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (5.15) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (5.16) (5.17) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (5.18) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,316 m3 67

68 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0316MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy 1,8 s = 1 a + 1 b + 1 c kde a b c výška desek přehříváku příčná rozteč přehříváku hloubka desek přehříváku 1,8 s = 1 6, , = 0,53 m,769 (5.19) (5.0) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,16 0,3 0,53 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T 43 1) (1 0, , ) 0,316 = 4,64 mmpa μ 3 T 0 d (5.1) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 poloviční procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva poloviční skutečné množství spalin (5.) μ = 10, =,89g m3 100 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,154 3 (73, ,5) 0 mmpa 68

69 Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (4,64 + 0,154) 0,1 0,53 = 0,57 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,57 = 0,7 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + (ε + 1 α ) Q B + Q S,B S P III B 10 3 (5.3) kde t α QB střední teplota média v trubkách součinitel přestupu tepla ze stěny do média množství tepla odevzdaného do plochy, určeno z tepelné bilance QS, B množství tepla odevzdaného sáláním z ohniště SPIII B výhřevná plocha počítaného dílu ε součinitel zanešení výhřevné plochy ε = 0,004 m K/W dle [1] Teplo dodané sáláním z ohniště Q S,A = S P III B S P III B + S par III Q s,dp (5.4) kde Spar III paralelní plocha v prostoru dekových přehříváků Q S,A = Qs,dp sálavé teplo z ohniště zachycené v prostoru desek 74,608 54,955 = 77,56kW 74, ,603 Výhřevná plocha desek části B S III B = n d S DB x (5.5) kde x úhlový součinitel, který se určí z diagramu 7- v [1], x = 0,8 Plocha jedné desky S DB = ((š š š db ) š db + š db v (5.6) Šířka desky š da = S (n tr 1) + D + m (5.7) š da = 0,047 (14 1) + 0, ,1 = 1,3557m Plocha jedné desky S DA = ((,769 1,3557) 1, ,3557 6,144 = 0,489m 69

70 Výhřevná plocha desek části B S III A = 6 0,489 0,8 = 98,349m Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = 44,5 + (0,004 + Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k ,56 ) 10 3 = 55,3 C 454,149 74, (55,3 0, ) 55, = 45,94 W m K π D s x + α s) (5.8) kde ξ součinitel využití plochy deskového přehříváku, ξ = 0,85 podle [1] αk D s součinitel přestupu tepla konvekcí vnější průměr trubek podélná rozteč trubek x je úhlový součinitel osálání desek, x = 0,8 dle [1] Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = 0,85 (54,74 Součinitel prostupu tepla π 0,0337 W + 45,94) = 104,548 0,047 0,8 m K α 1 k př = 1 + α 1 (ε + 1 α ) (1 + m) (5.9) kde ε součinitel zanesení, ε = 0,004 [] α1 α m součinitel přestupu tepla na straně spalin součinitel přestupu tepla na straně páry zachycený podíl tepla vysálaného z ohniště Zachycený podíl tepla vysálaného z ohniště m = Q s,dp Q B (5.30) kde Qs,dp sálavé teplo z ohniště zachycené v prostoru desek QB teplo odevzdané do deskového přehříváku m = 54, = 0,

71 Součinitel prostupu tepla 104,548 k př = ,548 (0,004 + ) (1 + 0,1089) 454,148 k př = 7,464 W m K Teplo převzaté deskovým přehřívákem P III skut Q PIII B = k př t S B (5.31) kde kpř Δt SB součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha deskového přehříváku Protiproudý teplotní spád Z důvodu umístění deskových přehříváku v oblastech vysokých teplot, je velký teplotní spád na obou koncích výhřevné plochy. Tudíž je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7. Teplotní spál lze tedy počítat jako rozdíl střední teploty spalin a páry. t = t sp p stř t p III B stř t = ,5 = 431,5 C Obr. 5.3 Teplotní spád P III B (5.3) Teplo převzaté deskovým přehřívákem P III B skut Q PIII B = 7, ,5 74,608 skut Q PIII B = 33,8707kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q skut PIII B Q PIII B Q PIII B ,8707 x = 340 x = 0,305% (5.33) 71

72 5.4 Výpočet paralelních ploch v prostoru deskových přehříváků Geometrické parametry paralelní plochy šířka boční stěny A = 3,068 m hloubka spalinového kanálu B = 5,355 m šikmá délka stropu C = 3,137 m výška boční stěny 1. V1 = 6,55 m výška boční stěny. V = 5,9 m Plocha paralelní membránové stěny v prostoru deskových přehříváků S par III = S bs + V 1 B + C B Plocha boční stěny S bs = A V 1 + (V 1 + V ) A (6,55 + 5,9) 3,068 S bs = 3,068 5,9 + = 19,105m Obr. 5.3 Paralelní plocha par III (5.34) (5.35) S par III = 19, ,9 5, ,137 5,355 = 86,603m Celkový skutečný výkon deskových přehříváků Q skut III = Q skut skut PIII A + Q PIII B Q skut PIII = 33, ,018 = 5576,88kW (5.36) Tepelný tok v prostoru deskových přehříváků q par III = q par III = skut Q PIII S P III A + S P III B + S (5.37) par III kde Sp III A SPIII B Spar III výhřevná plocha dílu A výhřevná plocha dílu B plocha paralelní membránové stěny v prostoru deskových přehříváků 5576,88 kw = 18, , , ,605 m Teplený výkon paralelních ploch v prostoru deskových přehříváků Q par III = q par III S par III Q par III = 18, ,605 = 1595,0kW (5.38) 7

73 6 PŘEHŘÍVÁK IV Výstupní přehřívák je souproudě zapojen a tvořen dvoj-hadem z hladkých trubek, které jsou uspořádány za sebou. Stěny spalinového kanálu jsou tvořeny membránovou stěnou. 6.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,038 m tloušťka stěny trubky tl = 0,006 m vnitřní průměr trubky d = 0,06 m příčná rozteč podélná rozteč S1 = 0,170 m S = 0,100 m počet trubek ntr = 30 počet řad nř = 16 celkový počet trubek nc = 480 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 1,638 m výška kanálu na vstupu v1 = 6,05 m výška kanálu na výstupu v = 5,41 m střední výška kanálu vstř = 5,647 m šířka kanálu b = 5,355 m Obr. 6.1 Výstupní přehřívák Obr. 6. Uspořádání trubkového svazku 73

74 6. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t B + t C kde tb tc vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 798, stř = = 749,8 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (6.1) (6.) (6.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,35 1) 3,0167] = 33,773 m3 Světlý průřez proudu spalin s F sp = F 1 F F 1 F kde F1 F vstupní světlý průřez výstupní světlý průřez (6.4) Vstupní světlý průřez F 1 = v 1 b n tr D v 1 kde v1 vstupní výška kanálu, b šířka kanálu ntr D počet trubek vnější průměr trubek F 1 = 6,05 5, ,038 6,05 = 5,509m (6.5) 74

75 Výstupní světlý průřez F = v b n tr D v kde v výstupní výška kanálu b šířka kanálu ntr D počet trubek vnější průměr trubek F = 5,41 5, ,038 5,41 =,091m (6.6) Světlý průřez proudu spalin F sp = 5,509,091 5,509,091 = 3,677m Rychlost spalin w sp = 33, ,8 = 5,344 m 3, s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (6.7) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0,08183 W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,58506 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (6.8) ] kde Ϭ1 = S1/D = 4,474 Ϭ = S/D =,63 1 [1 + ( 4,474 3) (1,63 3 = 1,151 ) ] 75

76 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 1,514 0,0818 0,038 0,65 0,038 (5,343 0, ) 6.3 Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry 0,585 0,33 = 69,10 W m K p t PIV stř = t piv in out + t piv in kde t piv vstupní teplota páry (6.9) p t PIV stř = out t piv výstupní teplota páry 437, Střední tlak páry = 478,9 C p p PIV stř = p piv in out + p piv in kde p piv vstupní tlak páry (6.10) p p PIV stř = out p piv výstupní tlak páry 9,6 + 9,85 Hmotnostní množství páry = 9,75 MPa M piv pp = M pp (6.11) M piv pp = 4,444 s Interpolované hodnoty pro střední teplotu páry součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 1,0053 Součinitel kinematické viskozity γ = μ v (6.1) kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty tlaku páry v = 0,035 m 3 / γ = 0, ,035 = 9, m s 76

77 Rychlost páry w p = M piv pp v (6.13) f Průřez pro páru π d f = n 4 tr n ř (6.14) f = π 0,06 4 Rychlost páry = 0,03186m w p = 4,444 0, ,035 = 4,977 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ d e ( w p d e θ ) 0,8 Pr 0,4 c t c m (6.15) kde λ de ν wp součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry ct opravný koeficient, který při ochlazování spalin roven ct = 1 podle [1] cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 podle [1] α = 0,03 0,0754 0,06 0,8 0,06 (4,977 ) 0,035 1, ,4 1 1 = 3009,38 W m K 77

78 Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 dle [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (6.16) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa podle [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (6.17) (6.18) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (6.19) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,3165 m3 78

79 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa dle [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0316MPa (6.0) Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (6.1) kde D S1 S s = 0,9 0,038 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,17 0,1 1) = 0,478m 0,038 Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,197 0,3 0,478 1 k sp r sp = 5,145 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T ,7 + 73,15 1) (1 0,37 ) 0, μ 3 T 0 d (6.) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm, dle [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,89g m3 100 (6.3) Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,161 3 (73, ,7) 0 mmpa 79

80 Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (5, ,161) 0,1 0,478 = 0,66 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,66 = 0,6 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + (ε + 1 α ) Q IV S IV 10 3 (6.4) kde t α QIV SIV střední teplota média v trubkách součinitel přestupu tepla ze stěny do média množství tepla odevzdaného do plochy, určeno v tepelné bilanci výhřevná plocha počítaného dílu ε součinitel zanešení výhřevné plochy ε = 0,0043 m K/W [1] Výhřevná plocha ohříváku S P IV = π D v stř n c kde D průměr trubek vstř nc střední výška spalinového kanálu celkový počet trubek S P IV = π 0,038 5, = 33,559m (6.5) Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = 478,9 + (0, Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s = 37,33 W m K ,3 ) 5377,77 33, = 555,9 C 0,6 (749, ) 3 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k + α s ) , ( 749, ) 555, , kde ξ součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, dle geometrie ξ = 1 α 1 = 1 (69, ,33) = 106,353 W m K (6.6)

81 Součinitel prostupu tepla k pr = ψ α α 1 α k pr = kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, pro tuhé palivo ψ = 0,6 dle [1] α1 α součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin součinitel přestupu tepla ze stěny do páry 0,6 106, ,353 = 61, ,39 Teplo převzaté výstupním přehřívákem P IV Q skut P IV = k pr t S kde kpř Δt S součinitel přestupu tepla souproudý teplotní spád výhřevná plocha výstupního přehříváku (6.7) (6.8) Souproudý teplotní spád Jelikož je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7, lze počítat teplotní spád jako střední aritmetický. t = t v + t m (6.9) out t v = t B t piv (6.30) t v = 798,5 438 = 360,5 C in t m = t C t piv t m = t m = 181 C t = 78,5 + 63,3 = 70,8 C (6.31) Obr. 6.3 Teplotní spád P IV Teplo převzaté výstupním přehřívákem P IV Q skut PIV = 61,634 70,851 33,559 = 5401,343kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q PIV skut Q PIV Q PIV 5401, ,778 x = 5377,778 = 0,438% (6.3) 81

82 6.4 Výpočet paralelních ploch v prostoru výstupního přehříváku Geometrické parametry paralelní plochy šířka boční stěny A = 1,5 m šířka spalinového kanálu B = 5,355 m šikmá délka stropu C = 1,533 m šikmá délka dna D = 1,878 m výška boční stěny 1. V1 = 6,05 m výška boční stěny. V = 5,41 m Plocha paralelní membránové stěny v prostoru deskových přehříváků S par IV = S bs + C B + D B Obr. 6.3 Paralelní plocha par IV (6.33) Plocha boční stěny S bs = 8,4693m - odečteno v programu autocad S par IV = 8, ,533 5, ,878 5,355 = 35,05m Tepelný tok v prostoru výstupního přehříváku skut Q PIV q dp = S PIV + S par IV kde SP IV q par IV = Spar IV výhřevná plocha přehříváku paralelní plocha okolo výstupního přehříváku 5401,343 kw = 15,055 33, ,05 m (6.34) Teplený výkon paralelních ploch v prostoru výstupního přehříváku Q par IV = q par IV S par IV Q par IV = 15,055 35,05 = 530,0188kW (6.35) 8

83 7 PŘEHŘÍVÁK II Přehřívák II je tvořen protiproudě zapojenými hladkými trubkami, které jsou uspořádány za sebou. Stěny spalinového kanálu jsou tvořeny membránovou stěnou. 7.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,038 m tloušťka stěny trubky tl = 0,004 m vnitřní průměr trubky d = 0,03 m příčná rozteč S1 = 0,085 m podélná rozteč S = 0,09 m počet trubek ntr = 61 počet řad nř = 16 celkový počet trubek nc = 976 Rozměry spalinového kanálu délka kanálu d = 1,338 m výška kanálu na vstupu v1 = 4,916 m výška kanálu na výstupu v = 4,186 m střední výška kanálu vstř = 4,551 m šířka kanálu š = 5,355 m Obr. 7.1 Přehřívák II Obr. 7. Uspořádání trubkového svazku 83

84 7. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t C + t D kde tc td t sp stř = = 649 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (7.1) (7.) (7.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,35 1) 3,0167] = 33,773 m3 Světlý průřez proudu spalin s F sp = F 1 F F 1 F kde F1 F vstupní světlý průřez výstupní světlý průřez (7.4) Vstupní světlý průřez F 1 = v 1 š n tr D v 1 kde v1 vstupní výška kanálu š šířka kanálu ntr D počet trubek vnější průměr trubek F 1 = 4,916 5, ,038 4,916 = 14,930m (7.5) 84

85 Výstupní světlý průřez F = v š n tr D v kde v výstupní výška kanálu š šířka kanálu ntr D počet trubek vnější průměr trubek F = 4,186 5, ,038 4,186 = 1,713m (7.6) Světlý průřez proudu spalin F sp = 14,930 1,713 14,930 1,713 = 13,733m Rychlost spalin w sp = 33, = 8,306 m 13, s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (7.7) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0, Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (7.8) ] kde Ϭ1 = S1/D =,37 Ϭ = S/D =,368 1 [1 + (,37 3) (1,368 3 = 1,0187 ) ] 85

86 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 1,0187 0,0738 0,038 0,65 0,038 (8,306 0, ) 7.3 Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry 0,595 0,33 = 6,73 W m K p t PII stř = t pii in out + t pii in kde t pii vstupní teplota páry (7.9) p t PII stř = out t pii výstupní teplota páry 380, Střední tlak páry = 44,3 C p p PII stř = p pii in out + p pii in kde p pii vstupní tlak páry (7.10) p p PII stř = out p pii výstupní tlak páry 10,3 + 10, Hmotnostní množství páry = 10,5 MPa M pii pp = M pp M vs M vs 1 (7.11) M pii pp = 4,444 0,99,0047 = 1,5107 s Interpolované hodnoty pro střední teplotu páry součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 1,04839 Součinitel kinematické viskozity γ = μ v (7.1) kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty tlaku páry v = 0,073 m 3 / γ = 0, ,073 = 7, m s 86

87 Rychlost páry w p = M pii pp v (7.13) f Průřez pro páru π d f = n 4 tr n ř (7.14) f = π 0,03 4 Rychlost páry = 0,0431m w p = 1,5107 0,0431 0,073 = 13,68 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ d e ( w p d e θ ) 0,8 Pr 0,4 c t c m (7.15) kde λ de ν wp součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry ct opravný koeficient, který při ochlazování spalin roven ct = 1[1] cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 [1] α = 0,03 0,0685 0,03 0,8 0,03 (13,68 ) 0,073 1,0483 0,4 1 1 = 114,6 W m K 87

88 Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (7.16) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy (7.17) Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp kp μ součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp (7.18) Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (7.19) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,3165 m3 88

89 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0319MPa (7.0) Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (7.1) kde D S1 S s = 0,9 0,038 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,085 0,09 0,038 1) = 0,197m Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,197 0,0319 0,197 1 k sp r sp = 8,6 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T ,0 + 73,15 1) (1 0,37 ) 0, μ 3 T 0 d (7.) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,89g m3 100 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,17 3 (73, ,0) 0 mmpa 89

90 Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (8,6 + 0,17) 0,1 0,197 = 0,175 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,175 = 0,1601 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + (ε + 1 α ) Q II S P II 10 3 (7.3) kde t α QII střední teplota média v trubkách součinitel přestupu tepla ze stěny do média množství tepla odevzdaného do plochy, určeno v tepelné bilanci SP II výhřevná plocha počítaného dílu ε součinitel zanešení výhřevné plochy ε = 0,0043 m K/W [1] Výhřevná plocha ohříváku S P II = π D v stř n c kde D průměr trubek vstř nc střední výška spalinového kanálu celkový počet trubek S P II = π 0,038 4, = 768,7m (7.4) Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = 44,3 + (0, Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s = 19,33 W m K Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k + α s ) 1 114,6 ) 5614,9 530,6 103 = 474,8 C (474,8 0,1601 (649, ) ) 474, (7.5) kde ξ součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, dle geometrie ξ = 1 [1] α 1 = 1 (6, ,33) = 8,064 W m K 90

91 Součinitel prostupu tepla k pr = ψ α α 1 α k pr = kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, pro tuhé palivo ψ = 0,6 [1] α1 α součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin součinitel přestupu tepla ze stěny do páry 0,6 8, ,064 = 47,399 W m K 114,6 Teplo převzaté přehřívákem P II Q skut P II = k pr t S kde kpř Δt S součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha výstupního přehříváku (7.6) (7.7) Protiproudý teplotní spád Jelikož je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7, lze počítat teplotní spád jako střední aritmetický. t = t v + t m (7.8) out t v = t C t pii (7.9) t v = 701,1 468 = 33,1 C in t m = t D t pii t m = ,56 = 16,5 C t = 33,1 + 16,5 = 4,3 C (7.30) Obr. 7.3 Teplotní spád P II Teplo převzaté přehřívákem P II Q skut PIV = 47,399 4,3 530,6 = 5649,48kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q PII skut Q PII Q PII 5649, ,9 x = 5614,9 = 0,668% (7.31) 91

92 7.4 Výpočet paralelních ploch v prostoru přehříváku II Geometrické parametry paralelní plochy šířka boční stěny A =,060 m šířka spalinového kanálu B = 5,355 m šikmá délka stropu C =,43 m šikmá délka dna D =,646 m výška boční stěny 1. V1 = 5,41 m výška boční stěny. V = 4,186 m Plocha paralelní membránové stěny v prostoru deskových přehříváků S par II = S bs + C B + D B Obr. 7.3 Paralelní plocha par II (7.3) Plocha boční stěny S bs = 10,0164m - odečteno v programu autocad S par II = 10,0164 +,43 5,355 +,646 5,355 = 35,05m Tepelný tok v prostoru přehříváku skut Q PII q dp = S PII + S par II kde SP II q par II = Spar II výhřevná plocha přehříváku paralelní plocha okolo přehříváku 5649,48 kw = 9, ,6 + 46,13 m (7.33) Teplený výkon paralelních ploch v prostoru přehříváku Q par II = q par II S par II Q par II = 9,800 46,13 = 41,86kW (7.34) 9

93 8 KOTLOVÁ MŘÍŽ Kotlová mříž je tvořena hladkými rozvolněnými trubkami membránové stěny výparníku. Tvoří předěl mezi prvním a druhým tahem kotle. Rozvonění trubek je provedeno vyhnutím trubek, tak aby vznikl svazek tří trubek uspořádaných za sebou. 8.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0603 m tloušťka stěny trubky tl vnitřní průměr trubky d = 0,004 m = 0,053 m příčná rozteč S1 = 0,55 m podélná rozteč S = 0,1 m počet trubek ntr = 0 počet řad nř = 3 celkový počet trubek nc = 64 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 0,603 m výška kanálu v = 4,077 m šířka kanálu š = 5,355 m Obr. 8.1 Způsob rozvolnění kotlové mříže 93

94 8. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t D + t E kde td te vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 597, stř = = 588,4 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (8.1) (8.) (8.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,35 1) 3,0167] = 33,773 m3 s Světlý průřez proudu spalin F sp = v š n tr D v (8.4) kde v š ntr D vstupní výška kanálu šířka kanálu počet trubek vnější průměr trubek F sp = 4,077 5, ,0603 4,007 = 16,916m 94

95 Rychlost spalin w sp = 33, ,4 = 6,99 m 16, s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (8.5) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,601 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (8.6) ] kde Ϭ1 = S1/D = 4,9 Ϭ = S/D = 1,658 při Ϭ < a Ϭ1 > 3 se do vzorce dosazuje Ϭ1 = 3 1 [1 + ( 3 3) (1 1,658 3 = 0,9707 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 0,9707 0,0691 0,65 0,0603 (6,99 0,0603 0, ) 0,601 0,33 = 4,91 W m K 95

96 8.3 Podélné proudění ze strany páry Teplota sytosti páry při tlaku 10,5MPa p t KM = 314,6 C Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (8.7) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa s účinná tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (8.8) (8.9) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (8.10) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 96

97 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,3165 m3 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0319MPa (8.11) Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (8.1) kde D S1 S s = 0,9 0,0603 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,55 0,1 0,038 1) = 0,403m Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,197 0,0319 0,403 1 k sp r sp = 6,108 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T ,4 + 73,15 1) (1 0,37 ) 0, μ 3 T 0 d (8.13) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,89g m (8.14)

98 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,185 3 (73, ,4) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (6, ,185) 0,1 0,197 = 0,73 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,73 = 0,39 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + t kde t střední teplota média v trubkách Δt pro mříž na výstupu, Δt = 80 C [1] t z = 314, = 394,6 C (8.15) Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s =,691 W m K 0,39 (588, ) 3 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k + α s ) 4 394, ( 588, ) 394, , kde ξ součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, dle geometrie ξ = 1 α 1 = 1 (4,91 +,691) = 65,603 W m K (8.16) 98

99 Součinitel prostupu tepla k pr = ψ α 1 kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, pro tuhé palivo ψ = 0,6 [1] α1 k pr = 0,6 65,603 = 39,36 Teplo převzaté kotlovou mříží Q skut KM = k pr t S kde kpř Δt S součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha kotlové mříže (8.17) (8.18) Výhřevná plocha kotlové mříže S KM = π D v n c kde D v nc průměr trubek výška spalinového kanálu celkový počet trubek S KM = π 0,0603 4, = 49,49m Protiproudý teplotní spád Jelikož je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7, lze počítat teplotní spád jako střední aritmetický. t = t p KM t = sp + t stř 314, ,6 = 451,6 C Teplo převzaté kotlovou mříží (8.0) Q skut KM = 47, ,6 49,49 = 878,488kW Obr. 8. Teplotní spád KM (8.19) 99

100 9 PŘEHŘÍVÁK I Přehřívák I je tvořen protiproudě zapojenými hladkými trubkami, které jsou uspořádány za sebou. 9.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0445 m tloušťka stěny trubky tl = 0,006 m vnitřní průměr trubky d = 0,035 m příčná rozteč S1 = 0,08 m podélná rozteč S = 0,08 m počet trubek ntr = 58 počet řad nř = 6 celkový počet trubek nc = 1508 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 1,338 m výška kanálu v = 3,644 m šířka kanálu š = 4,7 m Obr. 9.1 Přehřívák I Obr. 9. Uspořádání trubkového svazku 100

101 9. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t E + t F kde te tf vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 580, stř = = 517,1 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (9.1) (9.) (9.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,35 1) 3,0167] = 33,773 m3 s Světlý průřez proudu spalin F sp = v š n tr D v (9.4) kde v š ntr D vstupní výška kanálu šířka kanálu počet trubek vnější průměr trubek F sp = 3,644 4,7 58 0,0445 3,644 = 7,7m Rychlost spalin w sp = 33,773 7, ,1 73 = 1,658 m s 101

102 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (9.5) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0,06354 W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,608 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (9.6) ] kde Ϭ1 = S1/D = 1,798 Ϭ = S/D = 1,798 1 [1 + ( 1,798 3) (1 1,798 3 = 0,99877 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 0, ,0738 0,65 0,0445 (8,306 0,0445 0, ) 0,608 0,33 = 78,33 W m K 10

103 9.3 Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry p t PI stř = t pi in out + t pi in kde t pi vstupní teplota páry (9.7) p t PI stř = out t pi výstupní teplota páry 314, ,5 Střední tlak páry = 44,3 C p p PI stř = p pi in out + p pi in kde p pi vstupní tlak páry (9.8) p p PI stř = out p pi výstupní tlak páry 10,3 + 10,5 Hmotnostní množství páry = 10,4 MPa M pi pp = M pp M vs M vs 1 (9.9) M pi pp = 4,444 0,99,0047 = 1,5107 s Interpolované hodnoty pro střední teplotu páry součinitel tepelné vodivosti λ = 0,06638 W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0,00005 m /s prandtlovo číslo Pr = 1, Součinitel kinematické viskozity γ = μ v kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty tlaku páry v = 0,0103 m 3 / (9.10) γ = 0, ,010 = 4, m s 103

104 Rychlost páry w p = M pii pp v (9.11) f Průřez pro páru π d f = n 4 tr n ř (9.1) f = π 0,03 4 Rychlost páry 58 6 = 0,0481m w p = 1,5107 0,0481 0,010 = 1,658 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ d e ( w p d e θ ) 0,8 Pr 0,4 c t c m (9.13) kde λ de ν wp součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry ct opravný koeficient, který při ochlazování spalin roven ct = 1 [1] cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 [1] α = 0,03 0,0664 0,035 0,8 0,035 (1,658 ) 0,010 Součinitel přestupu tepla sáláním 1,3685 0,4 1 1 = 406,56 W m K Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (9.14) 104

105 Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy (9.15) Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (9.16) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 (9.17) Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,3165 m3 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,316 = 0,0319MPa (9.18) Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (9.19) kde D S1 S s = 0,9 0,0445 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,08 0,08 1) = 0,14m 0,

106 Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,197 0,0319 0,14 1 k sp r sp = 11,631 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T ,1 + 73,15 1) (1 0,37 ) 0, μ 3 T 0 d (9.0) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,89g m3 100 (9.1) Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,188 3 (73, ,1) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (11, ,188) 0,1 0,197 = 0,149 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,149 = 0,

107 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + (ε + 1 α ) Q I S P I 10 3 (9.) kde t α QI SP I střední teplota média v trubkách součinitel přestupu tepla ze stěny do média množství tepla odevzdaného do plochy, určeno v tepelné bilanci výhřevná plocha počítaného dílu ε součinitel zanešení výhřevné plochy ε = 0,0043 m K/W [1] Výhřevná plocha přehříváku S P I = π D v n c kde D průměr trubek v výška spalinového kanálu nc celkový počet trubek S P I = π 0,0445 3, = 768,7m (9.3) Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = 380,56 + (0, Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s = 9,954 W m K Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k + α s ) 1 406,56 ) 6690, ,7 103 = 388,6 C 4 388, ( 0,138 (517, ) 3 517, ) 388, , kde ξ součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, dle geometrie ξ = 1 α 1 = 1 (78,33 + 9,954) = 88,86 W m K (9.4) 107

108 Součinitel prostupu tepla k pr = ψ α α 1 α k pr = kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, pro tuhé palivo ψ = 0,6 [1] α1 α součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin součinitel přestupu tepla ze stěny do páry 0,6 88, ,86 = 51,0969 W m K 406,56 Teplo převzaté prvním přehřívákem P I Q skut P I = k pr t S kde kpř Δt S součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha výstupního přehříváku (9.5) (9.6) Protiproudý teplotní spád Jelikož je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7, lze počítat teplotní spád jako střední aritmetický. t = t v + t m (9.7) out t v = t E t pii (9.8) t v = 580,3 380,6 = 199,7 C in t m = t F t pii t m = ,6 = 139,4 C t = 199, ,4 = 169,6 C (9.9) Obr. 9.3 Teplotní spád P I Teplo převzaté prvním přehřívákem P I Q skut PI = 51, ,6 768,7 = 6656,0078kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q PI skut Q PI Q PI 6656, ,0646 x = 6690,0646 = 0,509% (9.30) 108

109 10 EKONOMIZÉR III Ekonomizér je tvořen protiproudě zapojenými hladkými trubkami, které jsou uspořádány za sebou. Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,038 m tloušťka stěny trubky tl = 0,005 m vnitřní průměr trubky d = 0,08 m příčná rozteč S1 = 0,08 m podélná rozteč S = 0,08 m počet trubek ntr = 58 počet řad nř = 10 celkový počet trubek nc = 580 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 0,758 m výška kanálu v = 3,644 m šířka kanálu š = 4,7 m Obr Ekonomizér III Obr. 10. Uspořádání trubkového svazku 109

110 10.1 Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t F + t G kde tf tg vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 453, stř = = 48,7 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (10.1) (10.) (10.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,35 1) 3,0167] = 33,773 m3 s Světlý průřez proudu spalin F sp = v š n tr D v (10.4) kde v š ntr D vstupní výška kanálu šířka kanálu počet trubek vnější průměr trubek F sp = 3,644 4,7 58 0,038 3,644 = 9,0954m Rychlost spalin w sp = 33, ,7 = 9,544 m 9, s 110

111 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (10.5) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0,05657 W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,61713 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (10.6) ] kde Ϭ1 = S1/D =,105 Ϭ = S/D =,105 1 [1 + (,105 3) (1,105 3 = 1,00035 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 1, , 566 0,038 0,65 0,038 (9,544 0, ) 0, ,33 = 70,168 W m K 111

112 10. Podélné proudění ze strany páry Střední teplota páry v t EKO III stř = t in EKO III out + t EKO III in kde t EKO III vstupní teplota páry v t EKO III stř out t EKO III výstupní teplota páry = Střední tlak páry v p EKO III stř 0,6 + 8,6 = p in EKO III out + p EKO III = 15,6 C in kde t EKO III vstupní tlak páry v p EKO III stř out t EKO III výstupní tlak páry = 10,5 + 10,7 = 10,6 MPa (10.7) (10.8) Hmotnostní množství páry EKO M III pp = M pp M vs M vs 1 (10.9) EKO M III pp = 4,444 0,99,0047 = 1,5107 s Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (10.10) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy (10.11) 11

113 Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (10.1) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp (10.13) Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (10.14) r RO = 0,1 m3 r H O = 0,195 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,1 + 0,195 = 0,3165 m3 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp (10.15) p sp = 0,1 0,316 = 0,0319MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (10.16) kde D S1 S s = 0,9 0,038 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,08 0,08 0,038 1) = 0,159m Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,195 k sp r sp = ( 3,197 0,0319 0,159 48, ,15 1) (1 0,37 ) 0,

114 1 k sp r sp = 10,991 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T 43 μ 3 T 0 d (10.17) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,89g m3 100 (10.18) Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,89 = 0,088 3 (73, ,7) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (10, ,088) 0,1 0,159 = 0,179 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,179 = 0,1644 Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách t z = t + t kde t střední teplota média v trubkách Δt pro mříž na výstupu, Δt = 60 C [1] t z = 15, = 75,6 C (10.19) 114

115 Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s = 8,03 W m K 0,164 (48,7 + 73) 3 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ξ (α k + α s ) 4 75, ( 48, ) 75, , (10.0) kde ξ součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, dle geometrie ξ = 1 [1] α 1 = 1 (70, ,03) = 78,199 W m K Součinitel prostupu tepla k pr = ψ α 1 kde ψ součinitel tepelné efektivnosti, pro tuhé palivo ψ = 0,6 α1 součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin, α1 = 88,86 W k pr = 0,6 78,199 = 46,919 W m K Teplo převzaté prvním ekonomizérem EKO III skut Q EKO III = k pr t S kde kpř Δt S součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha výstupního přehříváku m K (10.1) (10.) 115

116 Protiproudý teplotní spád Jelikož je splněna podmínka, že poměr většího a menšího rozdílu teplot je menší než 1,7, lze počítat teplotní spád jako střední aritmetický. t = t v + t m (10.3) out t v = t F t EKO III (10.4) t v = 453,366 8,606 = 4,8 C in t m = t G t EKO III t m = 404 0,5 = 01,5 C t = 4, ,5 = 13,1 C (10.5) Obr Teplotní spád EKO III Výhřevná plocha ekonomizéru S EKO III = π D v n c kde D průměr trubek v výška spalinového kanálu nc celkový počet trubek S OVZ III I = π 0,0445 3, = 5,313m (10.6) Teplo převzaté ekonomizérem EKO III skut Q EKO III = 46,919 13,107 5,313 = 5,868kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q skut EKO III x = Q EKO III Q EKO III 5, ,30 538,30 = 0,606% (10.7) 116

117 11 OHŘÍVÁK VZDUCHU IV Ohřívák vzduchu je řešený dvěma paralelně řazenými bloky, které jsou tvořeny za sebou řazenými hladkými trubkami. Zapojení obou částí ohříváků je křížové Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0445 m tloušťka stěny trubky tl vnitřní průměr trubky d příčná rozteč podélná rozteč = 0,004 m = 0,0365 m S1 = 0,09 m S = 0,068 m počet trubek ntr = 51 počet řad nř = 68 celkový počet trubek nc = 3468 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 5,4 m výška kanálu v = 3,644 m šířka kanálu š = 4,7 m Obr Ohřívák vzduchu IV Obr. 11. Uspořádání trubkového svazku 117

118 11. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t G + t H kde tg th vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 404, stř = = 367,6 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (11.1) (11.) (11.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,334 1) 3,0167] = 33,96 m3 s Světlý průřez proudu spalin F sp = v š n tr D v (11.4) kde v š ntr D vstupní výška kanálu šířka kanálu počet trubek vnější průměr trubek F sp = 3,644 4,7 51 0,0445 3,644 = 8,857m Rychlost spalin w sp = 33,96 8, ,6 73 = 8,998 m s 118

119 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, c z c s λ 0,65 D (w sp D ) Pr 0,33 (11.5) ν Oprava na počet podélných řad při ntr 10 pak cz = 1 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s prandtlovo číslo Pr = 0,634 Oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné a poměrné podélné rozteči c s = c s = 1 [1 + ( σ 1 3) (1 σ ) 3 (11.6) ] kde Ϭ1 = S1/D =,067 Ϭ = S/D = 1,58 1 [1 + (,067 3) (1 1,58 3 = 0,9708 ) ] Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, 1 0, ,0517 0,65 0,0445 (8,998 0,0445 0, ) 0,63 0,33 = 6,854 W m K 119

120 11.3 Podélné proudění ze strany vzduchu Střední teplota vzduchu vz t OVZ IV stř = t in OVZ IV out + t OVZ IV in kde t OVZ IV vstupní teplota vzduchu vz t OVZ IV stř out t OVZ IV výstupní teplota vzduchu = = 186 C (11.7) Interpolované hodnoty pro střední teplotu vzduchu součinitel tepelné vodivosti λ = 0,0383 W/mK součinitel dynamické viskozity μ = 0, Ns/m prandtlovo číslo Pr = 0,6876 součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s Rychlost vzduchu w vz = M pv β vz O vz min f vz (1 + t 73 ) (11.8) kde Mpv skutečné množství spáleného paliva Ovz min minimální objem vzduchu βvz t fvz Průřez pro vzduch součinitel přebytku vzduchu v ohříváku vzduchu na straně vzduchu střední teplota vzduchu průřez pro vzduch π d f vz = n 4 tr n d (11.9) f vz = π 0,365 4 Rychlost vzduchu w vz = = 0,0368m 6,9759 1,74 3,0168 0,0368 ( ) = 1,43 m s 10

121 Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 λ ( w 0,8 vz d e ) Pr 0,4 c d e θ t c m (11.10) kde λ de ν wvz ct součinitel tepelné vodivosti páry pro střední teplotu ekvivalentní průměr, který při proudění uvnitř trubek je roven vnitřnímu průměru trubky součinitel kinematické viskozity pro střední teplotu páry rychlost proudu páry opravný koeficient závislý na teplotě proudu a stěny cm opravný koeficient, při dvoustranném ohřevu roven cm = 1 [1] Opravný koeficient c t = ( T 0,5 ) T st (11.11) kde T teplota vzduchu Teplota stěny T z = t vz OVZ IV stř T z = Tz teplota stěny sp + t stř ,578 Opravný koeficient c t = ( 459,15 549,939 ) 0,5 = 0, (11.1) + 73 = 549,939K Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α = 0,03 0,0389 0,0365 α = 38,6503 W m K 0,8 0,0365 (1,43 0, ) 0,687 0,4 0,

122 Součinitel přestupu tepla sáláním Při výpočtu se uvažuje sálání tříatomových plynů a sálání popílkových částic ve spalinách. α s = 5, a st a T 3 1 (T z T ) 1 T z T kde ast stupeň černosti povrchu stěn, uvažuje se ast = 0,80 [1] a Tz stupeň černosti zaprášeného proudu spalin při teplotě proudu spalin absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn (11.13) Stupeň černosti zaprášeného proudu spalin a = 1 e k p s kde k součinitel zeslabení sálání p tlak v ohništi. U kotlů bez přetlaku p = 0,101 MPa [1] s účinná tloušťka sálavé vrstvy Součinitel zeslabení sálání k = k sp r sp + k p μ kde ksp rsp součinitel zeslabení sálání nesvítivými plyny kp μ součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi (11.14) (11.15) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k sp r sp = ( 7, r H O 3,16 p sp s 1) (1 0,37 T o 1000 ) r sp (11.16) Objemové části tříatomových plynů r sp = r RO + r H O (11.17) r RO = 0,10 m3 r H O = 0,193 m3 Objemové části tříatomových plynů r sp = 0,10 + 0,193 = 0,313 m3 1

123 Parciální tlak tříatomových plynů U kotlů bez přetlaku v ohništi je p = 0,1MPa [1] p sp = p r sp p sp = 0,1 0,313 = 0,0316MPa (11.18) Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky hladkých trubek s = 0,9 D ( 4 π S 1 S D 1) (11.19) kde D S1 S s = 0,9 0,0445 ( 4 π vnější průměr trubek svazku příčná rozteč svazku podélná rozteč svazku 0,09 0,068 0,0445 1) = 0,1105m Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7, ,193 k sp r sp = ( 3,16 0,0316 0, k sp r sp = 1,84 mmpa Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi k p μ = kde T ,6 + 73,15 1) (1 0,37 ) 0, μ 3 T 0 d (11.0) d μ teplota spalin na výstupu z ohniště střední efektivní průměr částeček popílku pro roštové ohniště d = 0 μm [1] střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách Střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách μ = 10 Ar O sp kde xp A r Osp x p 100 procento popela v úletu procento popelovin v původním stavu paliva skutečné množství spalin μ = 10 4, =,86g m3 100 (11.1) 13

124 Součinitel zeslabení sálání popílkovými částicemi 43 1 k p μ =,86 = 0,16 3 (73, ,6) 0 mmpa Součinitel zeslabení sálání 1 k s p = (1,8 + 0,16) 0,1 0,11 = 0,159 mmpa Efektivní stupeň černosti plamene a = 1 e 0,159 = 0,147 Součinitel přestupu tepla sáláním α s = 5, ,8 + 1 α s = 5,974 W m K 0,147 (367,6 + 73) 3 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = ω (α k + α s ) 4 76, ( 367, ) 76, , kde ω součinitel využití charakterizující neúplnost spalin, po odborné ω = 1 [1] α 1 = 1 (6, ,974) = 68,88 W m K Součinitel prostupu tepla (11.) k pr = ξ α 1 α α 1 + α kde ξ součinitel využití, po odborné konzultaci, voleno ξ = 0,55 α1 α k pr = 0,55 součinitel přestupu tepla ze stěny do spalin součinitel přestupu tepla ze stěny do vzduchu 38,65 68,88 W = 13,613 38, ,88 m K (11.3) 14

125 Teplo převzaté ohřívákem vzduchu IV skut Q OVZ IV = k pr t ln S kde kpř Δtln SOVZ IV součinitel přestupu tepla křížový teplotní spád výhřevná plocha ohříváku vzduchu (11.4) Křížový teplotní spád t ln = t v t m,3 log t v t m ψ (11.5) kde Δtv Δtm in t v = t H t OVZ IV větší teplotní spád na konci výhřevné plochy menší teplotní spád na konci výhřevné plochy ψ součinitel pro křížové proudění, ψ = 0,93 [1] t v = = 01 C out t m = t G t OVZ IV t m = 404,155 4 = 16, C t ln = 01 16,,3 log 01 0,93 = 168,4 C 16, Výhřevná plocha (11.6) (11.7) Obr Teplotní spád OVZ IV S OVZ IV = π D v n c kde D průměr trubek v výška spalinového kanálu nc celkový počet trubek S OVZ IV = π 0,0445 3, = 1766,7m (11.8) Teplo převzaté ohřívákem vzduchu OVZ IV skut Q OVZ IV = 13, ,4 1766,7 = 4050,39kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q skut OVZ IV x = Q OVZ IV Q OVZ IV 4050, ,4 4058,4 = 0,194% (11.9) 15

126 1 EKONOMIZÉR II, I Ekonomizér je řešen dvěma svazky žebrovaných trubek v protiproudém zapojení. Žebrované trubky jsou řazeny za sebou. 1.1 Geometrické parametry Uvažované rozměry trubek průměr trubky D = 0,03 m tloušťka stěny trubky tl = 0,006 m vnitřní průměr trubky d = 0,0 m příčná rozteč S1 = 0,08 m podélná rozteč S = 0,08 m počet trubek ntr = 44 počet řad nř = 3 Obr. 1.1 Žebrovaná trubka Uvažované rozměry žeber výška žeber hž = 0,1 m tloušťka žeber tž = 0,0008 m počet žeber na metr nž = 140 ž/m vzdálenost mezi žebry sž = 0,00714 m průměr žebra Dž = 0,5 m Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 3,6 m výška kanálu v = 3,7 m šířka kanálu š = 4,7 m Obr. 1. Ekonomizér II, I 16

127 1. Příčné proudění ze strany spalin Střední teplota spalin t sp stř = t H + t I kde th ti vstupní teplota spalin výstupní teplota spalin t sp 330, stř = = 77,5 C Rychlost spalin w sp = V S 73 + t sp stř F sp 73 kde VS Fsp Objemový průtok spalin objemový průtok spalin světlý průřez proudu spalin V S = M pv [O sp min + (α 1) O vz min ] (1.1) (1.) (1.3) V S = 6,976 [3,861 + (1,343 1) 3,0167] = 34,15 m3 Světlý průřez proudu spalin s F sp = v š n tr D v h ž t ž v n ž n tr (1.4) kde v š ntr D hž vstupní výška kanálu šířka kanálu počet trubek vnější průměr trubek výška žeber tž tloušťka žeber nž - počet žeber na metr F sp = 3,7 3, ,03 3,7 0,01 0,0008 3, = 7,746m Rychlost spalin w sp = 34,15 7, ,5 73 = 8,89 m s 17

128 Redukovaný součinitel přestupu tepla ze strany spalin α 1r = [ S ž S E μ + S h S ] ψ ž α K 1 + ε ψ ž α (1.5) K kde E součinitel efektivnosti žebra μ součinitel rozšíření žebra, μ = 1[1] ψž koeficient, charakterizující nerovnoměrnost αk po povrchu žebra, pro kruhová žebra ψž = 0,85 [1] ε součinitel znečištění, podle [1] ε = 0,018 αk Průměr žebra součinitel přestupu tepla konvekcí pro uspořádání za sebou s kruhovými žebry D ž = D + h ž D ž = 0,03 + 0,01 = 0,05m (1.6) Vzdálenost mezi žebry s ž = 1 n ž s ž = = 0,00714m Podíl výhřevných ploch žeber a celkové plochy ze strany spalin D S ž S = ( ž D ) 1 ( D ž D ) 1 + ( s ž D t ž D ) 0,05 S ( ž S = 0,03 ) 1 ( 0,05 0,03 ) 1 + ( 0, ,03 0,0008 = 0,805 0,03 ) (1.7) (1.8) Podíl volných částí trubky, kde nejsou žebra a celkové plochy S h S = 1 S ž S S h = 1 0,805 = 0,195 S (1.9) 18

129 Součinitel přestupu tepla konvekcí pro uspořádání za sebou s kruhovými žebry α k = 0,105 C z C s λ ( D 0,54 ) ( h 0,14 ž ) s ž s ž s ž ( w sp s 0,7 ž ) ν (1.10) Opravný koeficient na počet příčných řad ve svazku při z 4, pak Cz = 1 Opravný koeficient na uspořádání trubek ve svazku při Ϭ >, pak CS = 1, Ϭ =,5 Interpolované hodnoty pro střední teplotu spalin součinitel tepelné vodivosti λ = 0, W/mK součinitel kinematické viskozity ν = 0, m /s Součinitel přestupu tepla konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou α k = 0, α k = 54,7 W m K Součinitel efektivnosti žebra β = β = 0,0447 0,00714 ( 0,03 0,54 0,00714 ) ( 0,01 0,14 0,7 0,00714 ) 8,890 0,00714 ( 0, ) Součinitel žebra E se určuje v závislosti na β hž a Dž/D z nomogramu ψ ž α K t ž λ ž (1 + ε ψ ž α K ) (1.11) kde ψž koeficient, charakterizující nerovnoměrnost αk po povrchu žebra, pro kruhová žebra ψž = 0,85 [1] λž součinitel tepelné vodivosti žeber, λž = 40 W/mK [1] tž tloušťka žebra, tž = 0,0008 m ε součinitel znečištění, podle [1] ε = 0,018 αk součinitel přestupu tepla konvekcí pro uspořádání za sebou s kruhovými žebry 0,85 54,7 0, (1 + 0,018 0,85 54,7) = 39,679 19

130 Součinitel efektivnosti žebra β h ž = 39,679 0,01 = 0,3968m D ž D = 0,5 0,3 = 1,65 Z nomogramu odečteno E pro β hž a Dž/D E = 0,88 α 1r = [0,8054 0, ,195] 1.3 Podélné proudění ze strany vody Střední teplota páry 0,85 54,7 W =, ,018 0,85 54,7 m K v t EKO II,I stř = t in EKO II,I out + t EKO II,I in kde t EKO II,I vstupní teplota vody (1.1) v t EKO II,I stř out t EKO II,I výstupní teplota vody = Střední tlak vody ,6 = 178,3 C v p EKO II,I stř = p in EKO II,I out + p EKO II,I in kde p EKO II,I vstupní tlak vody (1.13) v p EKO II,I stř out p EKO II,I výstupní tlak vody = 11,1 + 10,7 Hmotnostní množství vody = 100,9 MPa EKO M II,I pp = M pp M vs II M vs I (1.14) EKO M II,I pp = 4,444 0,99,0047 = 1,5107 s Rychlost vody w v = M EKO II,I pp v (1.15) f kde v měrný objem páry, který je funkcí střední teploty a tlaku vody, v = 0,0011m 3 / [3] 130

131 Průřez pro vody π d f = n 4 tr (1.16) f = π 0,0 4 Rychlost vody 44 = 0,0138m w v = 1,5107 0,0138 0,0011 = 1,738 m s Součinitel přestupu tepla konvekcí při podélném proudění α r = C t a N kde C t a N součinitel, odečtený z nomogramu, závislý na střední teplotě vody, Ct = 1,11 [1] α r = 1,11 80 = 910, W m K Součinitel prostupu tepla 1 k = S 1 α 1r α r S součinitel, závislý na rychlosti vody a ekvivalentním průměru, an = 80W/m K [1] (1.17) (1.18) Plocha jednoho žebra S 1ž = π D ž D + π D 4 ž t ž (1.19) 0,5 0,3 S 1ž = π + π 0,5 0,0008 = 0,0077m 4 Celková vnější plocha jedné trubky i s plochou žeber S 1 = π D (1 n ž t ž ) + n ž S 1ž S 1 = π 0,3 ( ,0008) ,0077 = 0,477m Celková vnitřní plocha jedné trubky S = π (D tl) S = π (0,3 0,006) = 0,038m (1.0) (1.1) 131

132 Součinitel prostupu tepla 1 k = 1, = 19,16 W 910, 0,477 m K 0,038 Teplo převzaté ekonomizérem II, I skut Q EKO II,I = k př t ln S EKO II,I kde kpř Δt SEKO II,I součinitel přestupu tepla protiproudý teplotní spád výhřevná plocha deskového přehříváku (1.) Plocha ekonomizéru II, I S EKO II,I = v n tr n ř S 1 S EKO II,I = 3, ,477 = 485,08m (1.3) Protiproudý teplotní spád t ln = t v t m,3 log t v t m (1.4) out t v = t H t EKO II,I t v = 330,9 0,6 = 18,3 C in t m = t I t EKO II,I t m = = 70 C t ln = 18,3 70,3 log 18,3 = 96,3 C 70 (1.5) (1.6) Obr. 1.3 Teplotní spád EKO II, I Teplo převzaté ekonomizérem II, I Q skut PIV = 19,16 96,3 485,08 = 4575,364kW Kontrola skutečného předaného tepla s teplem navrženým x = Q skut EKO II,I x = Q EKO II,I Q EKO II,I 4575, , ,739 = 0,607% (1.7) 13

133 13 OHŘÍVÁK VZDUCHU III, II, I Ohřívák vzduchu je tvořen třemi za sebou řazenými svazky hladkých trubek v protiproudém zapojením, které jsou uspořádány vystřídaně Geometrické parametry Uvažované rozměry průměr trubky D = 0,0445 m tloušťka stěny trubky tl vnitřní průměr trubky d příčná rozteč podélná rozteč = 0,005 m = 0,0395 m S1 = 0,09 m S = 0,0475 m počet trubek ntr = 53 počet řad nř = 108 celkový počet trubek nc = 574 Rozměry vstupního kanálu délka kanálu d = 10,675 m výška kanálu v = 3,558 m šířka kanálu š =,994 m Obr Ohřívák vzduchu III-I Obr. 13. Uspořádání trubkového svazku 133