VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGETICKÝ ÚSTAV ENERGY INSTITUTE NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE NA SPALOVÁNÍ TŘÍDĚNÉHO ODPADU DRAFT GRATE BOILER FOR COMBUSTION OF SORTED WASTE DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Bc. Michal Paštěka Ing. Marek Baláš, Ph.D. BRNO 016

2

3

4 ABSTRAKT Cílem diplomové práce je návrh roštového kotle na alování tříděného odpadu. Jsou zadány výstupní parametry páry a prvkový rozbor paliva, na základě kterého jsou určeny stechiometrické výpočty. Dále je počítána tepelná bilance kotle, tepelné ztráty kotle a určena tepelná účinnost kotle. Ze zadaných parametrů byly navrženy základní rozměry a parametry teplosměnných ploch i samotného kotle. KLÍČOVÁ SLOVA Kotel, tříděný odpad, tepelný výpočet ABSTRACT The aim of the master s thesis is design of grade boiler for combustion refuse derived fuel. There are ecified the steam parameters and the fuel-element analysis, based on this analysis are determined stoichiometric calculation. Furthermore is calculated heat balance of the boiler, heat losses and thermal efficiency of the boiler. From the parameters are design main dimensions and parameters heat-transfer surfaces and the boiler. KEYWORDS Boiler, refuse derived fuel, heat calculation

5 BIBLIOGRAFICKÁ CITACE PAŠTĚKA, M. Návrh roštového kotle na alování tříděného odpadu. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, s. Vedoucí diplomové práce Ing. Marek Baláš, Ph.D..

6 ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ Prohlašuji, že tato práce je mým původním dílem, zpracoval jsem ji samostatně pod vedením Ing. Marka Baláše Ph.D. a Ing. Pavla Křemínského a s použitím literatury uvedené v seznamu. V Brně dne 7. května Bc. Michal Paštěka

7 PODĚKOVÁNÍ Za podporu a pomoc při vypracovávání diplomové práce chci poděkovat vedoucímu mé práce Ing. Markovi Balášovi Ph.D. a panu Ing. Pavlu Křemínskému za odborné rady při konzultacích a své rodině za podporu při studiích.

8 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 OBSAH 1. ÚVOD KOMUNÁLNÍ ODPAD Spalování odpadu PŘEPOČET PALIVA STECHIOMETRICKÉ VÝPOČTY Minimální objemy vzduchu a alin Entalpie vzduchu a alin TEPELNÁ BILANCE KOTLE Teplo přivedené do kotle Ztráty kotle a tepelná účinnost Ztráta mechanickým nedopalem Ztráta chemickým nedopalem Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků Ztráta sdílením tepla do okolí Komínová ztráta Tepelná účinnost kotle množství přivedeného paliva NÁVRH SPALOVACÍ KOMORY KOTLE Určení konstrukčních rozměrů I. tahu kotle Výpočet střední a adiabatické teploty Tepelný výpočet ohniště Součinitel M Boltzmannovo číslo Stupeň černosti ohniště Kontrola chlórová koroze NÁVRH MŘÍŽE Tepelný výpočet mříže Součinitel přestupu tepla konvekcí Součinitel přestupu tepla sáláním... 4 VUT FSI Brno 8 Energetický ústav

9 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ Součinitel prostupu tepla Teplo odebrané mříži Teplotní ád v oblasti mříže VÝPOČET KONVEKČNÍCH PLOCH Tlakové ztráty v jednotlivých výhřevných plochách Tepelný výkon kotle dle jednotlivých ploch Přehřívák P Přehřívák P Přehřívák P Závěsné trubky Výparník Ekonomizér Celkové potřebné teplo NÁVRH II. TAHU Určení základních rozměrů II. tahu Tepelný výpočet II. tahu Součinitel přestupu tepla konvekcí Součinitel přestupu tepla sáláním Celkový součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Určení skutečné teploty na výstupu z II. tahu Teplotní ád v II. tahu VÝPOČET III. TAHU Vratná komora Součinitel přestupu tepla konvekcí Součinitel přestupu tepla sáláním Celkový součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Určení skutečné teploty na výstupu z vratné komory Teplotní ád ve vratné komoře Oblast VUT FSI Brno 9 Energetický ústav

10 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ Membránová stěna Přehřívák P Závěsné trubky Kontrola alin na výstupu z oblasti Teplotní ád v oblasti Oblast Membránová stěna Přehřívák P Závěsné trubky Kontrola alin na výstupu z oblasti Teplotní ád v oblasti Oblast Membránová stěna Přehřívák P1b Závěsné trubky Kontrola alin na výstupu z oblasti Teplotní ád v oblasti Kontrola chlórové koroze v oblasti přehříváků páry NÁVRH IV. A V. TAHU Přehřívák P1a Kontrola alin na výstupu z oblasti P1a Teplotní ád v oblasti P1a Ohřívák vody Kontrola teploty alin na výstupu z ohříváku vody Teplotní ád v oblasti ohříváku vody TEPELNÁ BILANCE KOTLE Pilový diagram ZÁVĚR POUŽITÉ ZDROJE SEZNAM POUŽITÝCH SYMBOLŮ A ZKRATEK SEZNAM OBRÁZKŮ A TABULEK VUT FSI Brno 10 Energetický ústav

11 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ ÚVOD Cílem této diplomové práce je návrh a tepelný výpočet roštového kotle na alování tříděného odpadu o parním výkonu 5 t/h a parametrech páry na výstupu z kotle. Teplota přehřáté páry je stanovena na 45 C a tlak páry je 4, MPa. Dále bylo zadáno prvkové složení paliva. Kotel je navržen jako 5 tahový, kde první tři tahy kotle jsou tvořeny membránovými stěnami a poslední dva tahy jsou svařeny pouze z plechu. V první části diplomové práce určím z prvkového rozboru paliva stechiometrické výpočty, dále očítám ztráty kotle, tepelnou bilanci kotle, tepelnou účinnost a následně množství skutečně áleného paliva. V druhé části práce vypočet určím základní rozměry alovací komory a poté provedu tepelný výpočet alovací komory, ze kterého určím skutečnou teplotu na jejím konci. Následně zpracuji výpočet alinové mříže, který se bude skládat jak z výpočtu základních rozměrů, tak i z tepelného výpočtu, kdy určím množství tepla odebraného touto mříží. Následně navrhnu druhý tah kotle, který bude z důvodu vyššího obsahu popílku ve alinách i kvůli vysoké teplotě těchto alin prázdný. Tím zajistím snížení nalepování těchto částic na teplosměnné plochy. Další částí mé práce bude návrh jednotlivých teplosměnných ploch, konkrétně přehříváků páry. Tento návrh bude zahrnovat jak určení počtu trubkových svazků, tak i výpočet jednotlivých přestupů tepla a také určení tepelného výkonu jednotlivých přehříváků. V poslední části práce se budu zabývat návrhem ohříváku napájecí vody. U ohříváků nejprve navrhnu celkový počet trubkový svazků a následně provedu tepelný výpočet a určím jeho tepelný výkon. Poslední částí výpočtu bude kontrola tepelné bilance kotle, kde ověřím rávnost celého výpočtu. Celý výpočet je prováděn dle doporučené literatury a na základě odborných radách konzultanta. VUT FSI Brno 11 Energetický ústav

12 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016. KOMUNÁLNÍ ODPAD V roce 014 bylo v České republice vyprodukováno,8 mil. tun odpadu z toho, mil. tun odpadu komunálního. Na následujícím obrázku je zobrazen graf, na kterém jsou zobrazeny způsoby nakládání s komunálními odpady v České republice za rok 014 [1]. Obr. 1: Způsoby nakládání s komunálními odpady v roce 014 Česká republika patří mezi státy kde má nadpoloviční zastoupení skládkování komunálního odpadu z důvodu finanční nenáročnosti v porovnání s ostatními způsoby likvidace odpadů. Spalováním bylo odstraněno 18 % odpadů, což činí přibližně šest set tisíc tun odpadů a v dnešní době se tento způsob jeví jako dobré řešení při snižování skládkování. V České republice jsou čtyři alovny odpadu a to v Praze, Liberci, Brně, čtvrtá alovna v Chotíkově je v současné době ve zkušebním provozu. Na našem území se dále nachází přibližně 0 dalších zařízení, které využívají odpad k získávání tepla [1],[]. V následující tabulce jsou uvedeny výhřevnosti jednotlivých složek komunálního odpadu. Tyto výhřevnosti jsou značně rozdílné, což je velkou nevýhodou alování tříděného odpadu z hlediska velké kolísavosti celkové výhřevnosti. Druh odpadu Výhřevnost [MJ/kg] Papír 15,7 Plasty,7 Polyetylen 4,4 Polystyren 8,0 PVC,5 Textil 18, Potraviny, Smetky 6,0 Dřevo a štěpka 1,4 Sklo 0, Tab. 1: Výhřevnost jednotlivých složek komunálního odpadu[] VUT FSI Brno 1 Energetický ústav

13 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016.1 SPALOVÁNÍ ODPADU Spalování komunálního odpadu je z hlediska jeho různorodého složení nevýhodné, proto dochází k úpravám tohoto odpadu na tzv. RDF (refuse derived fuel). RDF může být vyprodukováno pomocí různých operací a to zejména tříděním, drcením, odstraněním nealitelných kusů, odstranění hliníkových a kovových kusů atd. Zjednodušené schéma získávání RDF je zobrazeno na následujícím obrázku []. Obr. : Schéma úpravy odpadu[4] RDF se vyznačuje lepší výhřevností, je homogenní a obsahuje menší množství nevhodných příměsí, které snižují energetické využití odpadu (snížení emisí, zvýšení účinnosti kotle), než odpad netříděný. Vysoká homogenita paliva nám zaručuje, že vlastnosti paliva se pohybují v předem dohodnutém rozmezí []. VUT FSI Brno 1 Energetický ústav

14 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016. PŘEPOČET PALIVA Zadané parametry: výkon tlak přehřáté páry Parametry kotle teplota přehřáté páry teplota napájecí vody t/h MPa C C 5 4, Tab. : Parametry kotle Výhřevnost Q i r Složení paliva obsah popele v bezvodném stavu A d Obsah vody v původním stavu W r MJ/kg % % 18,6 11,11 10 Tab. : Složení paliva Prvkové složení hořlaviny C daf N daf S daf H daf O daf Cl daf % % % % % % 59,61 0,4 1,5 6, 0,5 Tab. 4: Prvkové složení hořlaviny Přepočet paliva se využívá k získání vhodného vyjádření složení a energetického obsahu pro další výpočet. V mém případě jsou hodnoty uvedeny pro stav bez vody a popele (jen hořlavina označení daf). Z hlediska alování je důležitější původní stav paliva (real označení r), jelikož odpovídá stavu paliva před přípravou pro jeho alování [5]. r d r A A (1 W ) 0,1111 (1 0,10) 0,0999 9,99% (.1) r daf r r C C (1 A W ) 0,5961 (1 0,0999 0,10) 0, ,69 % (.) r daf r r N N (1 A W ) 0,004 (1 0,0999 0,10) 0, ,1% (.) r daf r r S S (1 A W ) 0,015 (1 0,0999 0,10) 0,011 1,1 % (.4) r daf r r H H (1 A W ) 0,06 (1 0,0999 0,10) 0,0567 5,67 % (.5) r daf r r O O (1 A W ) 0, (1 0,0999 0,10) 0, 88 8,8 % (.6) r daf r r Cl Cl (1 A W ) 0,005 (1 0,0999 0,10) 0,0045 0, 45 % (.7) VUT FSI Brno 14 Energetický ústav

15 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ STECHIOMETRICKÉ VÝPOČTY Při stechiometrických výpočtech vycházíme ze složení paliva v hmotnostních podílech pro původní stav. Tyto vypočítané objemy médií označujeme jako minimální a ve většině případů je jejich jednotkou Nm (normální metr krychlový) na 1 kg áleného paliva pro suchý a vlhký stav a je vztažena pro T n = 7,15 K, p n = 101,5 kpa [6]. 4.1 MINIMÁLNÍ OBJEMY VZDUCHU A SPALIN Minimální objem kyslíku potřebný pro dokonalé álení 1 kg paliva r r r r C H S O OO,9 min 1,01 4,0,06 (4.1) 0, ,0567 0,011 0, 88 1,01 4,0,06 OO min,9 1,01056 Nm / kg Minimální objem suchého vzduchu potřebný pro dokonalé álení 1 kg paliva OO min 1, O VS min 4, Nm / kg (4.) 0,1 0,1 Podíl vodní páry připadající na 1 Nm suchého vzduchu je obvykle vyjádřen součinitelem /, ten se dá jednoduše určit dle následujícího vztahu: v p '' v pc p'' 100 (4.) relativní vlhkost vzduchu volím 70 %, teplotu vzduchu tv 0 C. Pro tuto teplotu poté určíme hodnotu parciálního tlaku vodní páry na mezi sytosti p'' 0,0068 MPa. Celkový tlak je běžně roven p 0,1 MPa. Po dosazení získáme c 70 0, 0068 v 1 1, ,1 0, Minimální objem vlhkého vzduchu potřebný pro dokonalé álení 1 kg paliva O O Nm kg (4.4) VV min v VS min 1,016 4, , / Objem vodní páry v objemu vlhkého vzduchu potřebný pro dokonalé álení 1 kg paliva O O O Nm kg (4.5) V HO VV min VS min 4, , ,07697 / VUT FSI Brno 15 Energetický ústav

16 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Skutečný objem vlhkého vzduchu potřebný pro dokonalé álení 1 kg paliva V běžné praxi se aluje s větším množstvím vzduchu (s přebytkem), než jsem určil dle vztahu (4.4). Tuto hodnotu lze považovat za teoretickou, ovšem můžeme ji využít k relativnímu vyjádření skutečného objemu alovacího vzduchu díky součiniteli přebytku vzduchu α [/]. Dle vlhkosti paliva můžeme α zvolit v rozmezí 1,5 až 1,. Dle doporučení konzultanta práce volím součinitel α = 1,. OVV OVV min 1, 4, ,5401 Nm / kg (4.6) Objemy jednotlivých složek ve alinách Objem oxidu uhličitého:,6 r OCO C 0, 000 O VS min (4.7) 1,01 Objem oxidu siřičitého:,6 0,4769 0,000 4, ,885 / OCO Nm kg 1,01 1,89 r 1,89 0,011 0, / OSO S Nm kg (4.8),06,06 Objem dusíku:,4 r ON N 0, 7805 O VS min (4.9) 8, 016,4 0, ,7805 4,810744,757 / ON Nm kg 8, 016 Objem argonu: O O Nm kg (4.10) Ar 0,009 VS min 0,009 4, ,04459 / Minimální objem suchých alin Minimální objem suchých alin dostaneme dokonalým álením 1 kg paliva s minimálním množstvím vzduchu O VVmin (při α=1), to znamená bez přebytku vzduchu. Tento objem je pak dán součtem plynných složek, které vzniknou během alování, nebo se do alin dostávají ze alovacího vzduchu a neuvažujeme zde žádnou vlhkost [5]. O O O O O (4.11) SS min CO SO N Ar O Nm kg SS min 0,885 0,007681,757 0, ,69450 / Objem vodní páry v minimálním objemu vlhkých alin S 44,8 r, 4 r V OH O H W OH O (4.1) 4, 0 18, ,8, 4 4, 0 18, 016 S OHO 0, ,1 0, , 708 Nm / kg VUT FSI Brno 16 Energetický ústav

17 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Minimální objem vlhkých alin O O O Nm kg (4.1) S SV min SS min H 4, ,708 5, 4075 / O Objem vlhkých alin z 1 kg paliva při alování s přebytkem vzduchu α O O ( 1) O (4.14) SV SV min VV min OSV 5, 4075 (1, 1) 4, ,86904 Nm / kg 4. ENTALPIE VZDUCHU A SPALIN Entalpie vzduchu a alin se využívá k vyjádření tepla, které je alinám odebíráno. K výpočtům budeme potřebovat hodnoty měrných entalpií jednotlivých složek alin a suchého vzduchu, které jsou uvedeny v následující tabulce. Teplota [ C] Měrná entalpie jednotlivých složek alin i t [kj/nm ] t CO SO N Ar H O suchý vzduch 5 41,6 46,81,5, 9,1, , 19,5 9,07 150,6 1, 00 57,5 94,1 59, ,5 66, ,8 610,4 9,1 78,8 46,8 40, ,9 86,5 56,7 71,7 65,9 541, , ,7 794,5 684, , 557, 968,8 89, , 650, , , , , Tab. 5: Měrná entalpie jednotlivých složek alin[5] VUT FSI Brno 17 Energetický ústav

18 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Entalpie stechiometrických alin Entalpie stechiometrických alin je bez přebytku vzduchu, což znamená, že součinitel přebytku vzduchu α = 1. t t t t t t I O i O i O i O i O i (4.15) S min CO CO SO SO N N Ar Ar HO HO Entalpie minimálního množství vzduchu I O i O i (4.16) t t t t V min VS min VS HO HO Entalpie alin vzniklých po álení 1 kg daného paliva s přebytkem vzduchu α I I ( 1) I t, t t S S min V min (4.17) Teplota [ C] α 1 α α α 4 α 5 I T smin [kj/kg] I T vmin [kj/kg] 1 1, 1, 1,4 1,5 t I t,α s [kj/kg] 5 188,15 159,70 188,15 0,09 6,06 5,0 68, ,1 648,05 749,1 878,9 94,7 1008,5 107, ,91 104, , ,7 1911,1 041,54 171, , ,95 1,71 707,10 904,9 101,49 98, ,45 654,16 18,45 659,8 94, , , ,61 5,18 966,61 467,05 497,7 507,49 564, ,9 4065,56 487,9 5640, ,96 645, , ,00 479,8 5708, , ,14 765,5 8104, ,9 554, ,9 7715,11 868,5 881,9 975, , 689,64 754, 878,6 9411, 10040, , ,4 7055,8 8459,4 9870, , , , , 780,9 9405, 10971, ,50 157,59 10, ,0 8611, ,0 1087,7 1948, , , ,5 997, ,5 18,09 167, , , , ,89 111, , ,8 1686, , , ,97 196, ,7 1659,7 1769, , , ,9 1497, , , ,14 019, , 1409,1 1601, 1898,05 0, ,88 005, , ,05 188,11 17,5 84, 446,9 5851, ,1 1900, 47,1 71,5 9,7 115,0 07, Tab. 6: Měrné entalpie alin závislé na teplotě[5] VUT FSI Brno 18 Energetický ústav

19 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ TEPELNÁ BILANCE KOTLE Tepelná bilance slouží k určení účinnosti kotle a skutečné otřeby paliva, při požadovaného tepelného výkonu. 5.1 TEPLO PŘIVEDENÉ DO KOTLE Q Q i (5.1) p r p i p r kde Q [ kj / kg ] je výhřevnost a i [ kj / kg ] fyzické teplo paliva. i p Fyzické teplo paliva se uvažuje v případě, že je palivo předehříváno mimo kotel a v případě sušení paliva v otevřeném mlecím okruhu. V jiných případech uvažujeme fyzické teplo paliva pouze při lnění následující podmínky:[5] r r Qi W ,19 (5.) 0, ,19 0,1 0, 959 Podmínka není lněna, proto fyzické teplo paliva neuvažujeme a teplo přivedené do kotle je tedy rovno výhřevnosti paliva: p r Q Q 18,6 MJ / kg (5.) 5. ZTRÁTY KOTLE A TEPELNÁ ÚČINNOST p i Ztráty kotle nám přímo ovlivňují tepelnou účinnost kotle. Uvažujeme pět typů ztrát, jejich určením se zabývám v následující kapitole. Kotel je rozdělen do částí uvedených v následující tabulce, pro tyto části kotle budou počítány jednotlivé ztráty. Hodnoty uvedené v této tabulce jsou zvoleny na základě odborné konzultace. X i [%] C i [%] c i [kj/kg K] t i [ c] Rošt 60 0, Výsypka 0 5 0,8 140 Úlet 0 5 0,8 140 Tab. 7: Bilance popela v daných částech kotle X i procentuální vyjádření popele v dané části kotle C i procentuální vyjádření hořlaviny v dané části kotle c i měrné teplo popele při teplotě t i VUT FSI Brno 19 Energetický ústav

20 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ ZTRÁTA MECHANICKÝM NEDOPALEM Ztráta mechanickým nedopalem je definována jako neálená hořlavina uniklá v tuhém zbytku. r Ci Xi A Z MNi Q r C 100 C 100 Q (5.4) Q C je průměrná hodnota výhřevnosti v tuhých zbytcích, její hodnota je rovna Q 600 kj / kg [6][5]. C Po dosazení hodnot získáme ztrátu mechanickým nedopalem pro dané části kotle. Výsledky jsou uvedeny v následující tabulce. i Z MNi [%] Rošt 0,5 Výsypka 1,167 Úlet 1,167 Tab. 8: Ztráta mechanickým nedopalem v jednotlivých částech kotle Celková ztráta mechanickým nedopalem je poté součet jednotlivých částí kotle: i ZMN ZMNrošt ZMNvýsypka ZMNúlet (5.5) Z 0,5 1,167 1,167,659 % 5.. ZTRÁTA CHEMICKÝM NEDOPALEM MN Ztráta chemickým nedopalem vyjadřuje teplo ztracené v důsledku neálených plynů ve alinách. Jsou to především prvky CO a uhlovodíky [6]. Dle doporučení konzultanta volím tuto ztrátu: ZCN 0,05 % 5.. ZTRÁTA FYZICKÝM TEPLEM TUHÝCH ZBYTKŮ Tato ztráta je způsobena nedostatečným vychlazením tuhých zbytků, které odcházejí z kotle. Její určení je podobné jako určení ztráty mechanickým nedopalem, kdy uvažujeme tuto ztrátu v daných částech kotle [6]. Z r X i A c t p 100 C Q fi i i i p (5.6) Z fi [%] Rošt 0,1 Výsypka 0,017 Úlet 0,017 Tab. 9: Ztráta fyzickým teplem v jednotlivých částech kotle VUT FSI Brno 0 Energetický ústav

21 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Z f Z f rošt Z f výsypka Z f úlet (5.7) Z 0,1 0,017 0,017 0,15 % f 5..4 ZTRÁTA SDÍLENÍM TEPLA DO OKOLÍ Tato ztráta nám představuje teplo vystupující do okolí přes plášť kotle. Při určování této ztráty můžeme využít její závislosti na tepelném výkonu kotle Q a ztrátovém teple Q. v RC Tepelný výkon kotle Tepelný výkon je množství tepla, které předáme vodě jakožto teplonosné látce za jednotku času. Vypočítá se jako: Q M ( i i ) (5.8) M pp pp je výkon kotle [kg/s] v pp pp nv Q 9,7 (70 55,1) v Qv 6685,56 kw i je entalpie přehřáté páry na výstupu z kotle [kj/kg K] i je entalpie napájecí vody vstupující do kotle [kj/kg K] nv Ztrátové teplo kotle Q RC Qv 0, ,7 (5.9) Q RC 6685,56 0, ,14 MW QRC 0,7 Ztráta sdílením tepla do okolí je poté rovna: Z SO Q Q RC (5.10) v 0,14 ZSO 6, Z 0, ,176 % SO VUT FSI Brno 1 Energetický ústav

22 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ KOMÍNOVÁ ZTRÁTA Komínová ztráta je určena jako teplo, které nám odchází z kotle ve alinách. Patří mezi nejvýznamnější ztráty a nejznačněji nám ovlivňuje výslednou účinnost kotle. Není jednoduché ji určit a žádným výpočtem nezískáme její přesnou hodnotu. Pro výpočet uvažujeme entalpii alin na výstupu z kotle (pro teplotu 140 C) a entalpii vzduchu (pro teplotu 0 C). Tyto entalpie jsou pomocí interpolace určeny z tab. 6 pro hodnotu přebytku vzduchu 1,.[6] Z ISP IVZ (1 Z ) (5.11) Q k MN p p Z k 10, 68 17, 76 (1 0, 0659) Z 0,0695 6, 95 % k 5..6 TEPELNÁ ÚČINNOST KOTLE Tepelnou účinnost kotle určíme pomocí výše vypočtených ztrát 100 ( Z Z Z Z Z ) (5.1) k MN CN f SO k 100 (,659 0,05 0,15 1,176 6, 95) k 89,666 % 5. MNOŽSTVÍ PŘIVEDENÉHO PALIVA k Skutečné množství paliva určíme jako M pal Qv p k Q p 100 (5.1) M pal M pal 6685,56 89, ,60 kg / s Výpočtové množství reálně áleného paliva určíme jako M pv ZMN M pal (1 ) (5.14) 100,659 M pv 1,60 (1 ) 100 1,56 kg / s M pv VUT FSI Brno Energetický ústav

23 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ NÁVRH SPALOVACÍ KOMORY KOTLE 6.1 URČENÍ KONSTRUKČNÍCH ROZMĚRŮ I. TAHU KOTLE Spalovací komora je prvním tahem kotle a jak již název napovídá, je to místo, kde dochází ke alování přiváděného paliva, v mém případě tříděného odpadu. Rozměry roštu jsou stejné jako rozměry alovací komory. Účinnost alování je ve většině případů určována plošným tepelným zatížením roštu. Na základě konzultace volím plošné tepelné zatížení roštu q 1800 kw / m. q M Q Z rovnice (6.1) můžeme tedy jednoduše určit plochu roštu. s r s pv i Sro (6.1) Plocha roštu: S ro M Q r pv i (6.) q s Sro 1, ,1 m 1800 Šířku roštu volím: š,51 m Délku roštu tedy určím jako: ro l ro Sro 16,1 4,59 m (6.) š,51 ro Dále je potřeba zvolit teplotu na konci alovací komory a její výšku. Po konzultaci volím t 80 C a výšku alovací komory h 1 m. ok VUT FSI Brno Energetický ústav

24 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Rozměr alovací komory Obr. : Rozměry alovací komory VÝPOČET STŘEDNÍ A ADIABATICKÉ TEPLOTY Pro určení střední teploty v ohništi je zapotřebí nejprve určit adiabatickou teplotu při alování. tad tok tstř (6.4) 1671,85 80 tstř 150,9 C Užitečné teplo uvolněné v ohništi Adiabatickou teplotu určím pomocí užitečného tepla uvolněného v ohništi 100 zmn z p cn z f Iu Qp QVZ 100 z mn (6.5) V rovnici (6.5) je jedinou neznámou To určím dle následujícího vztahu. Q VZ Teplo přivedené do kotle se vzduchem, což je teplo přivedené do kotle olu se vzduchem. Q O t c (6.6) V vz VV min VZ 0C VZ 0C Qvz 4,8877 1, 01, 168,001 kj / kg K určení toho tepla je potřeba zvolit teplotu přiváděného vzduchu, tuto teplotu volím po konzultaci t 0 C. Tab. 10 nám slouží k určení měrného tepla vlhkého vzduchu pro tuto VZ teplotu. Interpolací získáme hodnotu V cvz 1, kj / m K. VUT FSI Brno 4 Energetický ústav

25 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Teplota V c c SV HO c VZ [ C] [kj/m K] [kj/m K] [kj/m K] 0 1,97 1,49 1, ,00 1,506 1,4 00 1,07 1,5 1,1 00 1,17 1,54 1, ,9 1,565 1, ,4 1,589 1,68 Tab. 10: Měrná tepla jednotlivých složek vzduchu Jakmile určím teplo přivedené do kotle se vzduchem, vypočítám užitečné teplo uvolněné v ohništi. Toto teplo lze považovat také za entalpii alin při adiabatické teplotě, následnou interpolací z tab. 6 určím adiabatickou teplotu a vypočítáme i teplotu střední [5]. I u 100, 659 0, 05 0, , , 659 I 1879, kj / kg t 1671,85 C u ad (6.7) Rychlost alin za ohništěm w O SV t stř 7,15 M 7,15 š l ro ro pv (6.8) w 150,9 7,15 6, ,56 7,15,71 m / s,514,59 Doba setrvání alin na určité teplotě Spalování odpadu vyžaduje pobyt alin v ohništi minimálně sekundy při teplotě nad 800 C. S ohledem na výšku alovací komory 1 metrů a teplotou na konci ohniště 80 C je doba určena dle rovnice (6.9) vyhovující [5]. h 1 t,4 s (6.9) w,71 6. TEPELNÝ VÝPOČET OHNIŠTĚ Tepelný výpočet očívá v určení skutečné hodnoty teploty na konci ohniště t [ C]. Jedná se o výpočet iterační, kdy v úvodu jsem zvolil teplotu na konci ohniště tok 80 C a v závislosti na ní určím veličiny potřebné pro výpočet teploty skutečné. oksk VUT FSI Brno 5 Energetický ústav

26 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Důležité je lnění následující podmínky: t t 50 C (6.10) oksk ok Pokud by tato podmínka lněna nebyla, je nutné celý výpočet opakovat pro jinou, (zvolenou) teplotu na konci ohniště. Skutečná teplota na výstupu z ohniště se určí dle vztahu: t oksk 1 t 7,15 ad 0,6 a0 M Bo 7,15 (6.11) 1671,85 7,15 toksk 7,15 860,8 C 0,6 0,675 10,59 0,49 Skutečná teplota tedy závisí na: adiabatické teplotě součiniteli M Boltzmannovu číslu Bo stupni černosti ohniště a o 6..1 SOUČINITEL M Vztah určující součinitel M závisí na typu alovacího zařízení a na druhu alovaného paliva. V mém případě se jedná o roštový kotel na alování tříděného odpadu. Dle toho volím pro výpočet následující vztah. Součinitel M je také závislý na poměrné výšce maximální hodnoty teploty nechlazeného plamene x 0. U roštových ohnišť s tenkou vrstvou je x0 0. [5] M 0,59 0,5 x 0,59 0,50 0,59 (6.1) BOLTZMANNOVO ČÍSLO B O M O c 5,7 10 PV SP 11 Fst Tad (6.1) B O 0,987 1,56 1, , 710 0, 47510, ,49 VUT FSI Brno 6 Energetický ústav

27 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 je součinitel uchování tepla je množství skutečně áleného paliva [kg/s] M PV OSP cje střední celkové měrné teplo alin je střední hodnota součinitele tepelné efektivnosti stěn Fst je celkový povrch stěn ohniště [m ] T je adiabatická teplota [K] ad 5, je Boltzmannova konstanta sálání absolutně černého tělesa [kw/m K 4 ] Součinitel uchování tepla ZSO 1 Z k SO 1, ,987 89, 666 1,176 (6.14) ZSO je ztráta sdílením tepla do okolí (5.10) je tepelná účinnost kotle (5.1) k Střední celkové měrné teplo alin O SP I c t u ad I t ok ok (6.15) 1879, 8611, OSP c 1,019 kj / kg K 1671,85 80 Iu je teplo uvolněné ve alovací komoře [kj/kgk] I je entalpie alin na výstupu z ohniště [kj/kgk] t t ok ad ok je adiabatická teplota plamene [ C] je teplota alin na výstupu z ohniště [ C] Součinitel tepelné efektivnosti stěn x je úhlový součinitel dle [5] je součinitel zanášení stěn ohniště Celkový povrch stěn ohniště Fst x 0,95 0,45 0,475 (6.16) F s l s h l h (6.17) st oh oh oh oh m,51 4,59,511 4, ,58 VUT FSI Brno 7 Energetický ústav

28 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 soh je šířka ohniště [m] loh je délka ohniště [m] h je výška ohniště [m] 6.. STUPEŇ ČERNOSTI OHNIŠTĚ a o R apl 1 apl Fst R 1 1 apl 1 1 Fst (6.18) apl 16,1 0,47 1 0,47 10,58 a o 0,675 16, ,47 1 0, ,58 je stupeň černosti plamene R je plocha hořící vrstvy paliva na roštu [m ] Stupeň černosti plamene apl k p s 1 e (6.19) a e pl 1,667 0,101,07 1 0, 47 k je součinitel zeslabení vrstvy sálání p je tlak v ohništi (dle konzultace volím 0,101 MPa) s je účinná tloušťka sálavé vrstvy [m] Aktivní objem ohniště V s l h m o oh oh,51 4, , 44 (6.0) Účinná tloušťka sálavé vrstvy Vo 19, 44 s, 6, 6,07 m (6.1) F 10,58 st Součinitel zeslabení sálání k k r k 10k (6.) p k 1 k 1,58 0,159 0,15 1,667 1/ m MPa k r k p je součinitel zeslabení sálání tříatomových prvků je součinitel zeslabení sálání popílkem 10k k 1 je součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi VUT FSI Brno 8 Energetický ústav

29 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Součinitel zeslabení sálání tříatomových prvků 7,8 16r T k r 1 1 0,7 r 1000 HO ok,16 p s (6.) k 7,8 160, ,15 r 11 0,7 0, 4,16 0, 09, k r 1,58 1/ m MPa Objemový podíl vody ve alinách r HO O ( f 1) ( 1) O S HO VS min (6.4) O SV 0, 708 (1, 016 1) (1, 1) 4, ,86904 rho 0,11 m / kg Objemový podíl ostatních trojatomových plynů ve alinách O O 0, ,885 (6.5) SO CO rro 0,1 m / kg OSV 6,86904 Objemový podíl trojatcových plynů ve alinách r rh 0,11 0,1 0, 4 / O rro m kg Parciální tlak trojatcových plynů ve alinách (6.6) p pr 0,1010, 4 0,09 MPa (6.7) Součinitel zeslabení sálání popílku k p 4 T d ok (6.8) k p 4,909 0, ,15 0 d je střední efektivní průměr částeček popílku [μm] Střední hodnota koncentrace popílku ve alinách r 10A Xúlet 109,99 0,909 g/ m O 100 6, SV (6.9) VUT FSI Brno 9 Energetický ústav

30 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi 10 k 1010,50,0 0,15 (6.0) k 1 Plocha hořící vrstvy paliva na roštu R s l m oh oh,51 4,59 16,1 (6.1) Množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn Q M ( I I ) 1,56 0,987 (1879, 8611,) (6.) I pv u ok QI 15574,1 kw 6..4 KONTROLA CHLÓROVÁ KOROZE Poměr obsahu síry a chlóru S 0, 05,776 Cl 0, 017 (6.) 1 r 1 S S 1,1 0, 05 mol / kg (6.4) M, 065 s 1 r 1 Cl Cl 0, 45 0, 017 mol / kg (6.5) M 5,45 Cl M s je molární hmotnost síry [kg/mol] M je molární hmotnost chlóru [kg/mol] Cl VUT FSI Brno 0 Energetický ústav

31 Teplota povrchu trubek[ C] S [mol/kg] DIPLOMOVÁ PRÁCE Bc. MICHAL PAŠTĚKA NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 0,8 Diagram chlórové koroze 0,7 0,6 Bezkorozní oblast 0,5 0,4 S/Cl = 4 S/Cl = 0, 0, 0, ,05 0,1 0,15 0, Cl [mol/kg] Korozní oblast Obr. 4: Diagram chlórové koroze Dle rovnice (6.) a obr. 4 je patrné, že se pohybuji v přechodové oblasti. Proto je potřeba využit Flingernův diagram, podle kterého určíme, zda je potřebná antikorozní ochrana. 500 Flingernův diagram Korozní oblast 50 stěna výparníku Teplota alin [ C] Obr. 5: Flingernův diagram Dle obr. 5 můžeme vyloučit chlórovou korozi v oblasti alovací komory i v oblasti II. tahu kotle. VUT FSI Brno 1 Energetický ústav

32 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ NÁVRH MŘÍŽE Spaliny ze alovací komory vstupují do druhého tahu přes alinovou mříž. Ta je umístěna v horní části komory a je tvořena rozvolněnými trubkami výparníku. Tato mříž je tvořena řadami, kde v každé řadě je umístěno 14 trubek. Šířka mříže je,51 m a výška mříže byla zvolena, m s ohledem na rychlost proudění alin v oblasti mříže, která by se měla pohybovat okolo 7 m/s [6]. Obr. 6: Spalinová mříž Průtočný průřez alin mříží F sm hm hm ntr Dtr (7.1) F sm je šířka mříže [m] h je výška mříže [m] m n je počet trubek v 1 řadě tr D je vnější průměr trubek mříže [m] tr,51,,14 0,060 5,865 m Střední teplota alin procházejících mříží t stř tin tout 860, ,885 C (7.) tin je teplota alin na vstupu do mříže [ C] t je zvolená teplota alin na výstupu z mříže [ C] out VUT FSI Brno Energetický ústav

33 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Objem alin protékající mříží za jednotku času tstř 7,15 Om Osv M pv (7.) 7,15 845,885 7,15 7,15 Om 6,869 1,56 4,9 m / s Kontrola rychlosti alin při průchodu mříží 7.1 TEPELNÝ VÝPOČET MŘÍŽE SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA KONVEKCÍ w Om 4,9 7,49 m / s (7.4) F 5,865 0,65 w Dtr k 0, cz cs Pr Dtr 0, (7.5) 0,65 94, ,490,060 0, k 0, 0,90,971 0,595 44,854 W / m K 6 0, , c je opravný koeficient na počet podélných řad trubek z cs je opravný koeficient na rozmístění svazku trubek je součinitel tepelné vodivosti [W/m K] je součinitel kinematické viskozity [m /s] Pr je Prandtlovo číslo [-] Následující tabulka obsahuje parametry alin potřebné pro výpočet, které jsem určil dle [5] pro střední teplotu v okolí mříže t 845,885 C. stř Souč. tepelné vodivosti λ 94, W/m K Souč. kinematické viskozity ν 141, m/s Prandtlovo číslo Pr 0,595 - Tab. 11: Hodnoty součinitelů v oblasti mříže Opravný koeficient na počet podélných řad trubek Dle podmínky nrad 10 tento koeficient určíme následovně: c 0,910,015 ( n ) (7.6) z rad c 0,910,015 () 0,9 z VUT FSI Brno Energetický ústav

34 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Opravný koeficient na rozmístění svazku trubek c s 1 (1 ) 1 (7.7) c s 1,658 1 () 1 0,971 Poměrná příčná rozteč s X 0,7 1 tr 1 4,478 D m D tr 0, 060 (7.8) Jelikož platí, 1 4,478 použijeme pro výpočet hodnotu 1 [5]. Poměrná podélná rozteč s X 0,1 rad 1,658 D m D tr 0, 060 (7.9) 7.1. SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA SÁLÁNÍM T z 1 8 ast 1 Tstř s 5,7 10 at stř Tz 1 T stř 4 (7.10) s 611,15 1 0, , 8 611, ,8 8 5,7 10 0,16110,8 4 s, 541 W / m K ast je stupeň černosti povrchu stěn, zvoleno ast 0,8 dle [5] a je stupeň černosti proudu alin T je teplota zanášeného povrchu stěn [K] z Stupeň černosti proudu alin a e e kps 0, ,16 (7.11) Optická hustota k ps ( k r k ) p s (7.1) p k p k ps,841 0,1010, 459 0,178 0 neuvažujeme při výpočtu roštového kotle [5] VUT FSI Brno 4 Energetický ústav

35 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny 7,8 16r T k r 1 1 0,7 r 1000 HO stř,16 p s (7.1) Veličiny r konstantní. k HO 7,8 160, , 0 r 11 0,7 0, 4,16 0,09 0, k r,841, r a p byly určeny dle rovnic (6.4) až (6.7) a v dalších výpočtech jsou Účinná tloušťka sálavé vrstvy 4 Xtr X rad s 0,9 Dtr 1 Dtr (7.14) 4 0,7 0,1 s 0,9 0, ,459 m 0, 060 Teplota zanešeného povrchu stěn t t t C (7.15) z vyp Tz 611,15 K Teplotu ve výparníku určíme z parních tabulek pro daný tlak 4,55 MPa a pro mez sytosti. Tato teplota je rovna t 58 C. Hodnota t 80 C byla zvolena dle [5] vyp Celkový součinitel přestupu tepla 1 k s 44,854,541 68,95 W / m K (7.16) 7.1. SOUČINITEL PROSTUPU TEPLA 68, , ,95 k 1 5, 99 W / m K 1 (7.17) je součinitel zanesení zvolený na základě doporučení konzultanta TEPLO ODEBRANÉ MŘÍŽI Q m k S t 5,99 17,5587,76 57, 784 kw (7.18) k je součinitel prostupu tepla [W/m K] S je teplosměnná plocha mříže [m ] t je střední logaritmický ád [ C] VUT FSI Brno 5 Energetický ústav

36 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Teplosměnná plocha mříže S D h n n m tr m tr rad 0,060,14 17,5 (7.19) Střední teplotní logaritmický ád t t 1 t t1 60,8 ln t 60, ,76 ln 57 C (7.0) t1 toksk tvyp 860, ,8 C t tout tvyp C Teplo alin na vstupu do mříže Qm, in M pv I, m in 1,56 896,9 198,17 kw (7.1) I 896, 9 kj / kg je entalpie alin na vstupu do mříže, získaná interpolací m in z tab. 6, pro teplotut 860,8 C, což je skutečná teplota alin na vstupu do mříže. oksk Teplo alin na výstupu z mříže Q Q Q 198,17 57, ,90 kw (7.) m out m in m Entalpie alin na výstupu z mříže I m out Skutečná teplota na výstupu z mříže Qm out 1444, ,198 kj/ kg (7.) M 1,56 pv Tuto teplotu získáme interpolací z tab. 6 pro entalpii alin I 8618,198 kj/ kg. Tato teplota je tedy rovna t 81,155 C. m out m out Vidíme tedy, že oproti zvolené teplotě tout 81 C se liší minimálně, což můžeme považovat za zanedbatelný rozdíl a tedy považovat počáteční odhad za rávný. VUT FSI Brno 6 Energetický ústav

37 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ TEPLOTNÍ SPÁD V OBLASTI MŘÍŽE Obr. 7: Teplotní ád v oblasti mříže VUT FSI Brno 7 Energetický ústav

38 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ VÝPOČET KONVEKČNÍCH PLOCH 8.1 TLAKOVÉ ZTRÁTY V JEDNOTLIVÝCH VÝHŘEVNÝCH PLOCHÁCH Tlakové ztráty v jednotlivých výhřevných plochách kotle byly zvoleny na základě konzultace. Tlaková ztráta v přehříváku P: p 0,1 MPa Tlaková ztráta v přehříváku P: p 0,1 MPa Tlaková ztráta v přehříváku P1: p 1 0,1 MPa Tlaková ztráta ve výparníku: p 0 MPa Tlaková ztráta v závěsných trubkách: p 0,05 MPa Tlaková ztráta v ekonomizéru: p 0,MPa Tlak přehřáté páry: p 4, MPa Tlak napájecí vody: pp P P P vyp zt eko p p p p p p p p (8.1) pnv nv pp P P P1 vyp zt eko 4, 0,1 0,1 0,1 0 0, 05 0, 4,85 MPa 8. TEPELNÝ VÝKON KOTLE DLE JEDNOTLIVÝCH PLOCH Při následujících výpočtech využívám software termodynamických parních tabulek X Steam [7] PŘEHŘÍVÁK P Parametry přehříváku P na výstupu: Tlak páry na výstupu: p, 4, MPa Teplota páry na výstupu: t, 45 C Entalpie páry na výstupu: P, out P, out P, out Parametry přehříváku P na vstupu: P P out out i f p ; t 70 kj / kg Tlak páry na vstupu: p, p, p 4, 0,1 4, MPa P in P out P Teplota páry na vstupu: P, in P, in P, in t f p ; i 6 C Entalpie páry na vstupu: i, i, i kj / kg P in P out P Entalpický ád: i 150 kj / kg Tepelný výkon přehříváku P: P QP M pp ip 9, , kw (8.) VUT FSI Brno 8 Energetický ústav

39 8.. PŘEHŘÍVÁK P DIPLOMOVÁ PRÁCE Bc. MICHAL PAŠTĚKA NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Mezi přehříváky P a P je umístěn vstřik napájecí vody, který zajišťuje regulaci teploty páry. Po konzultaci bylo množství vstřiku zvoleno % z celkového množství přehřáté páry. Schéma tohoto vstřiku je zobrazeno na obr. 8. Obr. 8: Schéma regulačního vstřiku napájecí vodyv Regulační vstřik napájecí vody: Mv 0,0 M pp 0,09,7 0, 9 kg / s (8.) Bilanční rovnice: Určení entalpie na výstupu z přehříváku P. ( M M ) i M i M i i (8.4) pp v P, out v NV pp P, in P, out i P, out M i M i M M pp P, in v NV 9,7 10 0,9 58, ip, out 00,16 kj / kg 9,7 0,9 Parametry přehříváku P na výstupu: Tlak páry na výstupu: p, p, p 4, 0,1 4, MPa pp v P out P out P Teplota páry na výstupu: P, out P, out P, out t f p ; i 96 C Entalpie páry na výstupu: i, 00,16 kj / kg Parametry přehříváku P na vstupu: Tlak páry na vstupu: pp, in ppp pp pp pp, in 4, 0,1 0,1 4, 4 MPa Teplota páry na vstupu: P, in P, in P, in P out t f p ; i 18 C Entalpie páry na vstupu: i, i, i 00, ,16 kj / kg P in P out P Entalpický ád: i 00 kj / kg P VUT FSI Brno 9 Energetický ústav

40 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Tepelný výkon přehříváku P: 8.. PŘEHŘÍVÁK P1 Q ( M M ) i (9,7 0, 9) ,1kW (8.5) P pp v P Mezi přehříváky P1 a P je také umístěn regulační vstřik napájecí vody, ovšem v tomto případě je hodnota vstřiku 4 % z celkového množství přehřáté páry. Schéma tohoto vstřiku je na obr. 9. Obr. 9:Schéma regulačního vstřiku napájecí vody V1 Regulační vstřik napájecí vody: Mv 1 0,04 M pp 0,04 9,7 0,89 kg / s (8.6) Bilanční rovnice: Určení entalpie na výstupu z přehříváku P1. ( M M M ) i M i ( M M ) i i (8.7) pp v v1 P1, out v1 NV pp v P, in P1, out i P1, out ( M M ) i M i ( M M M ) pp v P, in v1 NV pp v v1 (9,7 0,9) 000,16 0,89 58, ip 1, out 074,1 kj / kg (9, 7 0, 9 0,89) Parametry přehříváku P1 na výstupu: Tlak páry na výstupu: pp 1, out ppp pp pp pp 1, out 4, 0,1 0,1 4, 4 MPa Teplota páry na výstupu: P1, out P1, out P1, out t f p ; i 46 C Entalpie páry na výstupu: i 1, 074,1 kj / kg P out Parametry přehříváku P1 na vstupu: Tlak páry na vstupu: pp 1, in ppp pp pp pp 1 pp 1, in 4, 0,1 0,1 0,1 4,5 MPa Teplota páry na vstupu: t 1, 6 C P in Entalpie páry na vstupu: i 1, 80,5 kj / kg P in VUT FSI Brno 40 Energetický ústav

41 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Entalpický ád: i 1 5,71 kj / kg Tepelný výkon přehříváku P1: P1 pp v v1 P1 P Q ( M M M ) i (9,7 0, 9 0,89) 5,71 9,9 kw (8.8) 8..4 ZÁVĚSNÉ TRUBKY Parametry závěsných trubek na výstupu: Tlak páry na výstupu: pzt, out ppp pp pp pp 1 pzt, out 4, 0,1 0,1 0,1 4,5 MPa Teplota páry na výstupu: t, 6 C zt out Entalpie páry na výstupu: i, 80,5 kj / kg zt out Parametry závěsných trubek na vstupu: Tlak páry na vstupu: pzt, in ppp pp pp pp 1 pzt pzt, in 4, 0,1 0,1 0,1 0,05 4,55 MPa Teplota páry na vstupu: t, 58 C Entalpie páry na vstupu: i, 797,7 kj / kg Tepelný výkon závěsných trubek: zt in zt in Q ( M M M ) ( i i ) (8.9) zt pp v v1 zt, out zt, in Qzt (9,7 0, 9 0,89) (80,5 797,7) 06,15 kw 8..5 VÝPARNÍK Tlak ve výparníku: pvyp ppp pp pp pp 1 pzt 4, 0,1 0,1 0,1 0,05 4,55 MPa pvyp Teplota ve výparníku: t 58 C Parametry výparníku na výstupu: Entalpie na výstupu: i, 797,7 kj / kg Parametry výparníku na vstupu: vyp vyp out Entalpie na vstupu: i, 85,6 kj / kg Tepelný výkon výparníku: vyp in Q ( M M M ) ( i i ) (9,7 0, 9 0,89) (797,7 85,6) 17577,5 kw vyp pp v v1 syta, para vyp, in VUT FSI Brno 41 Energetický ústav

42 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ EKONOMIZÉR Parametry ekonomizéru na výstupu: Tlak vody na výstupu: peko, out ppp pp pp pp 1 pvyp pzt peko, out 4, 0,1 0,1 0,1 0 0,05 4,55 MPa Teplota vody na výstupu: t, 00 C EKO out Entalpie na výstupu: i, 85,6 kj / kg EKO out Teplota nedohřevu: t t, t, C Parametry ekonomizéru na vstupu: nedohrev vyp out EKO out Tlak vody na vstupu: peko, in ppp pp pp pp 1 pvyp pzt peko peko, in 4, 0,1 0,1 0,1 0 0,05 0, 4,85 MPa Teplota vody na vstupu: t, 15 C EKO in Entalpie vody na vstupu: i, 58, kj / kg Tepelný výkon ekonomizéru: QEKO EKO in Q ( M M M ) ( i i ) (8.10) EKO pp v v1 EKO, out EKO, in (9,7 0, 9 0,89) (85,6 58,) 941, kw 8. CELKOVÉ POTŘEBNÉ TEPLO Qcelk Q Q Q Q Q Q Q (8.11) celk P P P1 zt vyp EKO 1458, 1886,1 9,9 06, ,5 941,187 66,1kW VUT FSI Brno 4 Energetický ústav

43 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ NÁVRH II. TAHU Z důvodu vysokých teplot na konci alovací komory, je II. tah kotle tvořen pouze membránovou stěnou výparníku. Pokud by zde byly umístěny jakékoliv teplosměnné plochy, mohlo by docházet k usazování a nalepování částic popílku nacházejících se ve alinách na tyto plochy, což by vedlo ke snížení přestupu tepla []. 9.1 URČENÍ ZÁKLADNÍCH ROZMĚRŮ II. TAHU II. tah kotle je počítán pro rychlost alin w, 7 m / s, která byla zvolena na základě konzultace a stejně tak byla zvolena i teplota na konci II. tahu a to t, 77,5 C. Střední teplota alin ve II. tahu t t II t 81,155 77,5 II, in II, out II, stř 779,8 C (9.1) II out Plošný průřez alin F II O M t sv pv II, stř (9.) w, II 7,15 7,15 FII 6, ,56 779,8 7,15 5,898 m 7 7,15 Délka II. tahu l II FII 5,898 1,68 m (9.) š,51 ro Z důvodu zvolené rozteče trubek membránové stěny, která je 90 mm volím délku II. tahu l 1,71 m. II Skutečná rychlost alin ve II. tahu w II, skut O M t š l sv pv II, stř ro II 7,15 7,15 (9.4) w II, skut 6, ,56 779,8 7,15 6,88 m / s,511, 71 7,15 VUT FSI Brno 4 Energetický ústav

44 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ TEPELNÝ VÝPOČET II. TAHU Tepelný výpočet II. tahu se skládá pouze z určení tepla, které aliny odevzdají membránovým stěnám, z kterých je tento tah tvořen. Obr. 10: Rozměry II. tahu 9..1 SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA KONVEKCÍ w 0, 0 d Pr c c c II, skut e 0,4 k t l m de 0,8 (9.5) 0,8 88,8 10 6,88, 0,4 k 0,0 0, ,598 W / m K 6, 17, c c c jsou opravné koeficienty,, t l m de je ekvivalentní průměr [m] je součinitel tepelné vodivosti [W/m K] je součinitel kinematické viskozity [m /s] Pr je Prandtlovo číslo [-] VUT FSI Brno 44 Energetický ústav

45 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 V následující tabulce jsou uvedeny parametry alin potřebné pro výpočet. Tyto parametry jsou určeny dle [5] pro střední teplotu proudu alin t, 779,8 C. stř II Souč. tepelné vodivosti λ 88, W/m K Souč. kinematické viskozity ν 17, m/s Prandtlovo číslo Pr 0,60 - Tab. 1: Hodnoty součinitelů v oblasti II. tahu Ekvivalentní průměr d e 4šro lii 4,511,71, m,51 1, 71 š l ro II (9.6) 9.. SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA SÁLÁNÍM 1 z 8 1 T ast II, stř at II, stř Tz 5,7 10 s T 1 T II, stř 4 (9.7) 581,15 1 0, , , , , 710 0,5105, 478 9,8 W / m K s 4 ast je stupeň černosti povrchu stěn, zvoleno ast 0,8 dle [5] a je stupeň černosti proudu alin T je teplota zanášeného povrchu stěn [K] z Stupeň černosti proudu alin a e e kps 0, ,5 (9.8) Optická hustota k ps ( k r ) p s 1,807 0,101,154 0,9 (9.9) Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny 7,8 16r T k r 1 1 0,7 r 1000 HO II, stř,16 p s (9.10) VUT FSI Brno 45 Energetický ústav

46 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Veličiny r konstantní. k HO 7,8 160,11 105, 478 r 11 0,7 0, 4,16 0, 09, k r 1,805, r a p byly určeny dle rovnic (6.4) až (6.7) a v dalších výpočtech jsou Účinná tloušťka sálavé vrstvy V je objem sálající vrstvy [m ] F je celkový povrch stěn sálající vrstvy [m ] st Objem sálající vrstvy V 60,89 s, 6, 6,154 m (9.11) F 101, 764 st šro lii c l II V šro lii h II (9.1) V,511,71 4,6 1,71,511, ,89 m Celkový povrch stěn sálající vrstvy F 0,9 š l š h l h š c l c l (9.1) st ro II ro II II II ro II II F 0,9,511,71,51 8 1,71 8,51 4,6 1,71 4,6 1,71 st Teplota zanešeného povrchu stěn Fst 101,764 m t t t C (9.14) z vyp Tz tz 7,15 0 7,15 581,15 K t je teplotní přírůstek, který je dán tepelným odporem materiálu trubek a nánosem na trubkách, zvolený dle doporučení konzultanta 9.. CELKOVÝ SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA 1 s k 9,8 8,598 47,981 W / m K (9.15) 9..4 SOUČINITEL PROSTUPU TEPLA 47, , 00647,981 k 1 7, 56 W / m K 1 (9.16) VUT FSI Brno 46 Energetický ústav

47 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ URČENÍ SKUTEČNÉ TEPLOTY NA VÝSTUPU Z II. TAHU Teplo odebrané ve II. tahu QII k S t 10 7, 56 94,04 519, , 486 kw Teplosměnná plocha II. tahu (9.17) S F v š m st m m 101,764,,51 94,04 (9.18) Střední teplotní logaritmický ád t t 1 t 519, 606 t1 57,155 ln t 57, ,5 ln 469,5 C (9.19) Teplo vstupující do II. tahu t1 tii, in tvyp 81, ,155 C t tii, out tvyp 77, ,5 C Teplo vstupující do II. tahu je stejné jako teplo, které vystupuje ze alinové mříže. QII, in Qm, out 1444,90 kw (9.0) Teplo alin na výstupu z II. tahu QII, out QII, in QII 1444,90 180, ,90 kw (9.1) Entalpie alin na výstupu z II. tahu Skutečná teplota na výstupu z II. tahu Q 116,90 (9.) II, out III, out 7451, kj / kg M pv 1,56 Díky entalpii na výstupu I, 7451, kj / kg můžeme pomocí interpolace z tab. 6 zjistit II out hodnotu skutečné teploty na výstupu z II. tahu a porovnat ji se zvolenou teplotou t II, out. skut Skutečná teplota po interpolaci je t, 77,755 C, což se od zvolené teploty II out tii, out 77,5 C liší pouze minimálně, a proto můžeme tento výpočet a prvotní odhad teploty alin považovat za rávný. VUT FSI Brno 47 Energetický ústav

48 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ TEPLOTNÍ SPÁD V II. TAHU Obr. 11:Teplotní ád ve II. tahu VUT FSI Brno 48 Energetický ústav

49 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ VÝPOČET III. TAHU 10.1 VRATNÁ KOMORA Obr. 1: Rozměry III. tahu Rychlost proudu alin ve vratné komoře w, vk O M t š l sv pv stř, vk ro III 7,15 7,15 (10.1) w, vk 6,869 1,56 715,878 7,15, m / s,51, 7,15 Střední teplota ve vratné komoře t t t 77, in, vk out, vk stř, vk 715,878 C (10.) tin, vk je teplota alin na vstupu do vratné komory tout, vk je zvolená teplota na výstupu z vratné komory VUT FSI Brno 49 Energetický ústav

50 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/ SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA KONVEKCÍ 0,8 w d k 0, 0 Pr de, vk e 0,4 (10.) 0,8 8,65 10,, 4 0,4 k 0, 0 0, 608 4,544 W / m K 6, 4 115, d je ekvivalentní průměr [m] e je součinitel tepelné vodivosti [W/m K] je součinitel kinematické viskozity [m /s] Pr je Prandtlovo číslo [-] Parametry alin uvedené v následující tabulce jsou určeny dle [5] pro střední teplotu proudu alin t, 715,878 C. Tyto parametry nám slouží pro výpočet součinitele přestupu tepla stř vk konvekcí. Souč. tepelné vodivosti λ 8, W/m K Souč. kinematické viskozity ν 115, m/s Prandtlovo číslo Pr 0,608 - Tab. 1: Hodnoty součinitelů v oblasti vratné komory Ekvivalentní průměr d e 4šro liii 4,51,,4 m,51, š l ro III (10.4) SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA SÁLÁNÍM T 1 s 5,7 10 T 1 T z 8 1 T ast stř, vk at stř, vk z stř, vk 4 (10.5) 581,15 1 0, , , , 08 ast je stupeň černosti povrchu stěn, zvoleno ast 0,8 dle [5] a je stupeň černosti proudu alin T je teplota zanášeného povrchu stěn [K] z 8 s 5,7 10 0,91989,08 41,47 W / m K 4 Stupeň černosti proudu alin a e e kps 0, ,91 (10.6) VUT FSI Brno 50 Energetický ústav

51 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Optická hustota k ps ( k r ) p s 1, 487 0,101,0 0, 496 (10.7) Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny 7,8 16r T k r 1 1 0,7 r 1000 HO stř, vk,16 p s (10.8) Veličiny r konstantní. k HO 7,8 160,11 989, 08 r 11 0,7 0, 4,16 0, 09, k r 1,487, r a p byly určeny dle rovnic (6.4) až (6.7) a v dalších výpočtech jsou Účinná tloušťka sálavé vrstvy V je objem sálající vrstvy [m ] F je celkový povrch stěn sálající vrstvy [m ] st Objem sálající vrstvy V, 4 s, 6, 6,0 m (10.9) F 6, 8 st šro liii c d V šro liii d (10.10) V,51, 4, 6 4,51, 4,4 m Celkový povrch stěn sálající vrstvy d c d F 1,6 d l c š š l st III ro ro III (10.11) F st 4 4, 6 4 1,6 4, 4,6,51,51, 6, 8 m Fst VUT FSI Brno 51 Energetický ústav

52 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Teplota zanešeného povrchu stěn t t t C (10.1) z vyp Tz tz 7,15 0 7,15 581,15 K t je teplotní přírůstek, který je dán tepelným odporem materiálu trubek a nánosem nečistot na trubkách, zvolený dle doporučení konzultanta CELKOVÝ SOUČINITEL PŘESTUPU TEPLA 1 s k 41, 47 4,544 45,981 W / m K (10.1) SOUČINITEL PROSTUPU TEPLA 45, , 00645,981 k 1 6, 09 W / m K 1 (10.14) URČENÍ SKUTEČNÉ TEPLOTY NA VÝSTUPU Z VRATNÉ KOMORY Teplo odebrané ve vratné komoře Qvk k S t 10 6,09 4, , ,007 kw (10.15) Teplosměnná plocha vratné komory S F š l m st ro III 6, 8,51, 4,550 (10.16) Střední teplotní logaritmický ád t t 1 t 457, 775 t1 469, 755 ln t 469, ln 446 C (10.17) t1 tin, vk tvyp 77, ,755 C t tout, vk tvyp C Teplo vstupující do vratné komory Qvk, in QII, out 116,90 kw (10.18) Teplo alin na výstupu z vratné komory Qvk, out Qvk, in Qvk 116,90 405, ,896 kw (10.19) Entalpie alin na výstupu z vratné komory Q 1118,896 (10.0) vk, out Ivk, out 7191, 6 kj / kg M pv 1,56 VUT FSI Brno 5 Energetický ústav

53 NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Skutečná teplota na výstupu z vratné komory Díky entalpii na výstupu I, 7191,6 kj / kg zjistíme interpolací z tab. 6 hodnotu skutečné vk out teploty na výstupu z vratné komory t out, vk. Oproti zvolené teplotě alin na výstupu z vratné komory t, 704 C se skutečná teplota skut na výstupu z vratné komory t, 704,05 C liší pouze minimálně, tedy můžeme tento vk out počáteční odhad považovat za rávný TEPLOTNÍ SPÁD VE VRATNÉ KOMOŘE out vk Obr. 1: Teplotní ád ve vratné komoře VUT FSI Brno 5 Energetický ústav

54 10. OBLAST 1 DIPLOMOVÁ PRÁCE Bc. MICHAL PAŠTĚKA NÁVRH ROŠTOVÉHO KOTLE 015/016 Tato oblast je tvořena membránovými stěnami výparníku, přehřívákem P a závěsnými trubkami, kterých je tento přehřívák zavěšen. Rychlost proudu alin v oblasti 1 w O M t sv pv stř,1,1 Dzt šro liii nsm Dtr, P ltr, P nzt 4 7,15 7,15 (10.1) liii n D sm tr, P ltr, P 6, ,56 649, 05 7,15 w,1 0, ,15,51, 170, 08, w,1,776 m / s je délka třetího tahu kotle je počet smyček přehříváku P je vnější průměr trubky přehříváku P [m] je délka trubky přehříváku P [m] nzt je počet závěsných trubek Dzt je vnější průměr závěsné trubky [m] Střední teplota v oblasti 1 t t t 704, in,1 out,1 stř,1 649, 05 C (10.) tin,1 je teplota alin na vstupu do oblasti 1 tout,1 je zvolená teplota na výstupu z oblasti MEMBRÁNOVÁ STĚNA Součinitel přestupu tepla konvekcí 0,8 w d k 0, 0 Pr de,1 e 0,4 (10.) 0,8 77,667 10,776 0, 0,4 k 0, 0 0, 615 8, 410 W / m K 6 0, 10, 6110 d je ekvivalentní průměr [m] e je součinitel tepelné vodivosti [W/m K] je součinitel kinematické viskozity [m /s] Pr je Prandtlovo číslo [-] VUT FSI Brno 54 Energetický ústav