PARNÍ KOTEL NA SPALOVÁNÍ KONTAMINOVANÉHO DŘEVA. Abstrakt

Transkript

1 str.5 Abstrakt Hrozba vyčerpání zásob fosilních paliv je hnací silou diverzifikovat zdroje energie nejen v České republice potažmo v Evropské unii, ale i celém světě. Jedním z těchto možných zdrojů jsou právě biomasové kotle. Díky vládní podpoře výstavby ekologických energetických zdrojů došlo v posledních letech k rozmachu výstavby těchto kotlů. Ať už se jedná o spalování čisté biomasy nebo pouhé přimíchávání biomasy k fosilním palivům, jde nám především o náhradu fosilních paliv a biomasové kotle jsou ideálním řešením. Mezi jejich velké výhody patří velké snížení emisí, hlavně sloučenin síry, ekologické uzavření koloběhu CO a odpadnutí nákladů na likvidaci vyhořelých zbytků. Abstract The threat of depletion of fossil fuels is the driving force to diversify energy sources in the Czech Republic respectively in the European Union but also worldwide. One of these potential sources are being biomass boilers. The construction of these boilers has expanded in recent years because of government support for the construction of clean energy sources. Whether it is a burning of clean biomass or just incorporation of biomass to fossil fuels, teh substitution of fossil fuels and biomass boilers are the ideal solution. Their major advantages include significant reductions in emissions, mainly sulfur compounds, organic closure of the cycle of CO and disposal costs of spent residue. líčová slova biomasa, kotel, spalování, pára, dřevo, výpočet, ztráty, přehřívák, výparník, ekonomizér, spalovací komora ey words biomass, boiler, combustion, steam, wood, calculartion, losts, superheater, evaporater, economiser, combustion chamber EU VUT FSI, Brno 00

2 str.6 Bibliografická citace: MAZAL, L. Parní kotel na spalování kontaminovaného dřeva. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, s. Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc. EU VUT FSI, Brno 00

3 str.7 Čestné prohlášení Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval sám za pomoci vedoucího diplomové práce Doc. Ing. Zdeňka Skály, CSc. a konzultantů Ing. Bedřicha Heinze a Ing. Pavla řemínského, literatury a dokumentačních materiálů a ostatních zdrojů, které mi byly poskytnuty a které jsou uvedeny v závěru práce. V Brně dne Podpis EU VUT FSI, Brno 00

4 str.8 OBSAH Obsah 8. Úvod..... Energie a spalování biomasy..... Výhody biomasy..... Technický popis kotle Skladování a doprava paliva Stechiometrické výpočty Výpočet jednotlivých složek paliva Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva Objemy vzduchu a spalin Množství vzduchu a spalin Entalpie vzduchu, spalin a jiných produktů spalování I-t diagram spalin a bilance vzduchu.... Tepelná bilance kotle Teplo přivedené do kotle Ztráty kotle a tepelná účinnost Ztráty hořlavinou ve spalinách Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích Bez recirkulace popílku S recirkulací popílku Ztráta roštovým propadem Ztráta v úletu Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků po spalování Bez recirkulace popílku S recirkulací popílku Ztráta sdílením tepla do okolí omínová ztráta S recirkulací popílku Bez recirkulace popílku Tepelná účinnost kotle S recirkulací popílku Bez recirkulace popílku: Výrobní teplo páry a množství paliva Výrobní teplo páry Množství paliva přivedeného do kotle Výpočet spalovací komory Tepelný výpočet ohniště Určení adiabatické teploty ohniště Poměrná teplota spalin Součinitel M Boltzmannovo číslo Součinitel tepelné efektivnosti stěn Stupeň černosti ohniště Množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn Znázornění spalovací komory Výpočet konvekčních ploch Teplota a tlak napájecí vody Přehřívák III... 8 EU VUT FSI, Brno 00

5 str Přehřívák II Přehřívák I Závěsné trubky Výparník Ohřívák vody (Ekonomizér) Celkové potřebné teplo Přehled výhřevných ploch ze strany pracovního média Výpočet I. Tahu Výpočet mříže onstrukční výpočet: Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Přepočet teploty spalin na výstupu z mříže Výpočet II. tahu kotle Rozměry kanálu Membránová stěna Součinitel přestupu tepla Součinitel přestupu tepla sáláním Součinitel prostupu tepla Výpočet skutečné teploty spalin na konci II. tahu Výpočet výsypky II. a III. tahu Membránová stěna Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet skutečné teploty spalin na konci za výsypkou Výpočet III. tahu kotle Tah se svazkovými přehříváky Výpočet I. Části III. Tahu kotle Přehřívák PIII Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Membránová stěna u PIII Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet závěsných trubek Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PIII Výpočet II. Části III. Tahu kotle Přehřívák PII Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Celková výška přehříváku PII Membránová stěna u PII Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet závěsných trubek Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla EU VUT FSI, Brno 00

6 str Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PII Výpočet III. části III. Tahu kotle Přehřívák PI Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Membránová stěna u PIc Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet závěsných trubek Součinitel prostupu tepla Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PIc Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PI Výpočet IV. A V tahu Výpočet ekonomizéru Součinitel přestupu tepla Součinitel prostupu tepla Výpočet skutečné teploty spalin za ekonomizérem ontrola tepelné bilance Chlorová koroze Závěr Spalovací komora Výhřevné plochy Seznam použité literatury Seznam obrázků Seznam tabulek Přehled použitých symbolů a zkratek Seznam příloh..0 EU VUT FSI, Brno 00

7 str.. ÚVOD.. Energie a spalování biomasy Energie je podstatné jméno popisující fyzikální veličinu, která bývá charakterizována jako schopnost hmoty konat práci. Známe několik druhů energií. Základní rozdělení bychom mohli udělat do dvou kategorií a to na energie podle zdroje energií a energie podle působící síly. Energie podle zdroje energií jsou nejčastěji sluneční energie, vodní energie, větrná energie, geotermální energie, energie mořských vln, ohně, páry, ale třeba i svalů. Z té je odvozena i jedna z prvních základních jednotek energie koňská síla. Dělíme-li energie dle druhu působící síly, rozdělíme je na jednotlivé podčásti jako na mechanickou energii, elektrickou energii, magnetickou energii, energii záření a vnitřní energii. A právě vnitřní energii, respektive její část tepelnou a chemickou využívá kotel při spalování biomasy k výrobě přehřáté páry Vztah člověka k energiím nebyl odjakživa kladný. Z některých špatných zkušeností s nimi vznikla pořekadla jako například to o ohni jako dobrém sluhovi, ale zlém pánovi. Jakmile ale člověk pochopil základní principy, kterými tyto energie vznikají, zanikají a popřípadě se transformují, chtěl si je podrobit a využít k účelům zkomfortnění obyvatelnosti planety Země. Jeden z prvních objevených zdrojů energie, vzato z pohledu historie Země i lidstva samotného, je energie biomasy. Biomasa patří do kategorie obnovitelných zdrojů, které se zejména v poslední době tlačí do popředí zájmů států a zejména jejich energetické politiky. S objevem a využíváním fosilních paliv se objevil velký problém a to, že se zásoby klasických fosilních zdrojů energie, které se zde vytvářely a akumulovaly milióny let, blíží relativně rychle ke svému vyčerpání. Z důvodu zachování trvalého udržitelného rozvoje, začaly státy využívat energii biomasy a jiné další obnovitelné zdroje energie v mnohem větší míře než dosud. Do roku 00 se má v EU až 0% energie získávat z obnovitelných zdrojů. Dle oncepce trvale udržitelného rozvoje, je nutné uspokojovat potřeby současné generace, aniž bychom ohrozili schopnost budoucích generací uspokojovat jejich potřeby. Neboli slovy klasika: "Nedědíme Zemi od svých předků, ale půjčujeme si ji od svých dětí." (Antoine de Saint Exupéry) EU VUT FSI, Brno 00

8 str. Obr. - Stav využívání biomasy v zemích střední evropy v roce 006 ( Ze všech druhů obnovitelných zdrojů energie má nejvýraznější podíl biomasa, která zaujímá až 75%. V současné době vévodí jako zdroj energie našim tepelným elektrárnám fosilní paliva, ale postupnou modernizací se docílilo toho, že kromě spalování uhlí jsou některé elektrárny schopny spalovat i část biomasy. Elektrárna Hodonín je schopná do 75% jmenovitého výkonu spalovat pouze biomasu. O zbytek se postará uhlí. I proto se objevuje snaha o využívání biomasy jakožto obnovitelného zdroje... Výhody biomasy: Ekologické: - Snížení využívání fosilních paliv - Snížení emisí CO (uzavřený cyklus) - Odpad ze spalování biomasy je dále využitelný (hnojivo) - Obnovitelnost biomasy a nezávislost na dovozu ze zahraničí - Nižší emise a obsah těžkých kovů - Více způsobů využití biomasy. Mezi ně mimo přímé spalování patří fermentace a výroba bioplynu, nebo pohonných hmot. - Zakládání plantáží cíleně pěstovaných plodin a dřevin vede k tvorbě biotopů a přírodních rezervací pro různou faunu i floru. Ekonomické: - Vytváření nových pracovních míst zejména v zemědělství. Posílení ekonomiky na venkovech - Cena dřevního odpadu je s přihlédnutím k jeho výhřevnosti srovnatelná s cenou ostatních paliv. EU VUT FSI, Brno 00

9 str. - Odpadají náklady na likvidaci popele skládkováním nebo jinou formou likvidace. - Státní dotace na využívání OZE při výrobě tepla a elektrické energie... Technický popis kotle Spalování biomasy je možné provádět v několika různých zařízeních a různou technologií. Mezi ně patří fluidní kotle, kotle na zplyňování a roštové kotle. Zplyňovací kotle v dnešní době nacházejí uplatnění pouze u nižších výkonů. Zejména kotle pro vytápění rodinných domů. Další možností je kogenerační výroba tepla a energie z biomasy. Mezi nejrozšířenější proces spalování patří spalování na roštových kotlích. Tato metoda je v praxi také nejvíce zdokumentovaná a výrobci kotlů s ní mají největší zkušenosti. U biomasových kotlů se musí brát ohled zejména na: - Chlorovou korozi: její konkrétní stav je popsán v kapitole jedná se o závislost obsahu síry na obsahu chloru - Zanášení kotle: aždá výhřevná plocha se zanáší popílkem a zde jsou uvedeny hodnoty - součinitele zanesení výhřevných ploch pro jednotlivé části kotle. Hodnoty jsou stanoveny na základě empirických zkušeností Tab. Součinitel zanášení výhřevných ploch Výhřevná plocha [ m / W ] Mříž 0,0045 Membránové stěny 0,005 Závěsné trubky 0,00 Přehříváky 0,00 Parní kotel je navržen jako kotel s přirozenou cirkulací média se třemi vertikálními chlazenými tahy a dvěma nechlazenými kanály. První tah (spalovací komora) je navržen tak aby došlo k vychlazení spalin před mříží na teplotu cca 890 C. Druhý tah je prázdný a slouží k ochlazení spalin před svazkovými přehříváky. Přechod z druhého do třetího tahu je proveden pomocí výsypky, ve které se spaliny částečně zbavují obsahu popílku. Zachycený popílek se vrací zpět do spalovacího procesu a zvyšuje účinnost kotle spalováním tuhých zbytků v popílku. Ve třetím tahu se nachází svazky přehříváků a závěsné trubky. Pro spalování biomasy se použije pásového roštu s pohazováním paliva. Část paliva se spálí ve vznosu a část na pásovém roštu. Jemné části paliva shoří přímo v proudu spalin. Větší části budou rovnoměrně nasypány na rošt. Maximální tepelné zatížení pro rošt je MW/m. Tato hodnota nám stanoví příčný průřez spalovací komory. e stanovení velikosti stran je vhodné použít poměru mezi stranami a/b cca 0,8 s tím že šířka je menší nežli hloubka. Opačné upořádání respektive zvolení příliš EU VUT FSI, Brno 00

10 str.4 velké hodnoty šířky spalovací komory, by následně vedlo k příliš malé hloubce u III. a IV. tahu, což má za následek přílišné klikatění svazků přehříváků a ekonomizérů. Vzduch jdoucí do spalovací komory je rozdělen: 50% vzduchu o teplotě 0 C je hnáno primárním ventilátorem. 40% vzduchu je hnáno přes sekundární ventilátor a do spalovací komory vchází tryskami, které jsou umístěny v přední a zadní stěně v několika úrovních. Sekundární vzduch slouží k dohoření prchavých složek paliva teplota 0 C. 0% vzduchu jde do spalovací komory přímo přes pohazovače spolu s palivem teplota 0 C. Otvory pro pohazovače paliva jsou zaústěny v čelní stěně spalovací komory. V mém případě neuvažuji recirkulaci spalin. Recirkulace spalin slouží k ovlivnění teploty spalování a tím i ke snížení tvorby NOx a dále ke snížení teploty spalin, aby teplota nepřesáhla 50 C a nedocházelo k tečení popele. V mém případě je teplota spalin 8,5 C. Spalovací komora je ve své vrchní části tvořena klenbou z přední a zadní membránové stěny pod úhlem 7. Teplota páry je regulována vstřikovou regulací napájecí vodou ve dvou stupních. Nachází se mezi. a. a. a. svazkem přehříváku. Dvoustupňové regulace je použito pro citlivější regulaci a rychlejší odezvu na změnu ve výhřevnosti paliva. Mezi jednotlivými svazky jsou průlezy pro kontrolu a opravy. Jejich tvar je kulatý a průměr je 600mm. Vzdálenost mezi svazky teplosměnných ploch jsou 800mm. Za druhým prázdným tahem se nachází třetí tah, ve kterém jsou umístěny svazky přehříváků. Do IV. a V. tahu jsou spaliny vedeny plechovým kanálem. V IV. tahu se nachází svazky přehříváků PI a ekonomizéru. V V. tahu jsou umístěny výhřevné plochy ekonomizéru. Jejich provoz je podmíněn teplotou výstupních spalin za ekonomizérem, respektive hodnotou rosného bodu spalin. Její podkročení by mělo za následek nízkoteplotní korozi teplosměnných ploch. Mezi jednotlivými bloky výhřevných ploch jsou kontrolní průlezy. Pod II. a III. tahem a IV. a V tahem jsou výsypky popele se šnekovým dopravníkem. Zachycený popel se vrací zpět do spalovací komory. Čištění výhřevných ploch je zajištěno ofukováním ostrou párou. Jednotlivé svazky teplosměnných ploch jsou koncipovány, tak aby jejich výška byla cca metry, což bezpečně zaručí jejich ofouknutí proudem páry Palivo Jako palivo se předpokládá kontaminované dřevo. Pod tímto pojmem si můžeme představit odpadní dřevo ze stavebnictví v různých jeho formách, jako jsou barvené rámy oken, ošetřené krovy atp. Jako palivo se může dále používat celá řada biomasových odpadů nebo plodin splňující hodnoty výhřevnosti 5,4 MJ/kg, vlhkosti % a zrnitosti, pro které je navrhovaný kotel koncipován. EU VUT FSI, Brno 00

11 str.5 Technické parametry parního kotle: Výkon kotle: 40 t/h Tlak přehřáté páry: 6, MPa Teplota přehřáté páry: 440 C Teplota napájecí vody: 05 C Teplota spalin na výstupu z kotle: 0 C Palivo o výhřevnosti 5,4 MJ/kg.4. Skladování a doprava paliva Biomasu musíme obyčejně skladovat jako běžnou zásobu paliva a ve větších zásobách z důvodu snižování vlhkosti paliva. To se děje zpravidla v přilehlých prostorách kotelny. Dále je palivo dopravováno pomocí šneku a řetězového dopravníku do bunkru. Z bunkru je dopravováno pásovým dopravníkem do sila před kotlem. Silo obsahuje snímače úrovně zaplnění palivem, které nesmí klesnout tak nízko, že by docházelo k přisávání vzduchu svodkami paliva. Palivo je ze sila dopravováno pomocí šneků k pohazovačům paliva. Ve svodkách jsou umístěny hradítka, která slouží k zabránění zahoření paliva. V případě zvýšení teploty na 00 C se spustí hasící zařízení a zahradí se svodky paliva. Do spalovací komory je palivo vhazováno pomocí mechanických pohazovačů, které vhazují pomocí dopravního vzduchu palivo do spalovací komory. Obr. Rošt Biomasový kotel Dalkia rnov (realizace PBS Brno, subdodavatel DSC) Obr. Silo Biomasový kotel Dalkia rnov (realizace PBS Brno, subdodavatel AQUA-STYL) EU VUT FSI, Brno 00

12 str.6 Obr. 4 Zásoby štěpky (venkovní skladování) pro biomasový kotel s ORC cyklem Lienz. STECHIOMETRICÉ VÝPOČTY Jejich cílem je zjištění objemu vzduchu, který potřebujeme ke spálení jednoho kilogramu paliva a objemu spalin vznikající při spalování. Východiskem pro tyto výpočty jsou chemické reakční rovnice nazývající se stechiometrické spalovací rovnice a bilance látkových množství. Rozlišujeme dva základní stavy z pohledu průběhu spalování. V prvním případě se jedná o dokonalé spalování a v případě druhém o spalování nedokonalé. Při dokonalém spalování předpokládáme dokonalé spálení veškeré hořlaviny (H), která je v palivu obsažena. Jedná se o teoretický případ. Naopak při spalovaní nedokonalém uvažujeme pouze částečné vyhoření paliva a z toho se odvíjející mechanický nedopal ve formě nespáleného tuhého uhlíku a také chemický nedopal vzniklý nedokonalým spálením uhlíku na oxid uhelnatý (CO). Obě tyto veličiny jsou zohledněny ve ztrátě mechanickým nedopalem (Z CO ). Složení paliva ovlivňuje stechiometrické objemy. aždá změna vlastností paliva ovlivňuje stechiometrii. Jsou tedy zapotřebí garantované vlastnosti paliva nebo by mohlo dojít k nesprávné funkci kotle. Parametry paliva: i Výhřevnost paliva: Q r = 5,4 MJ/kg Obsah vody v palivu: W r = % Popelovina: A r = % Hořlavina Suma (h) = 85% EU VUT FSI, Brno 00

13 str.7.. Výpočet jednotlivých složek paliva h + A r + W r = 00% 85% + % + % = 00% Prvkový obsah hořlaviny (h) na kg paliva Uhlík: C r = 7,5 % Dusík: N r = 0,0 % Síra: S r = 0,05 % Vodík: H r = 7,5 % yslík: O = 40,6 % Chlór: Cl = 0,0%.. Minimální objemy vzduchu a spalin z prvkového rozboru paliva Minimální množství kyslíku ke spálení kg paliva r r r,9 C H S prch O 7,5 7,5 0,05 40,6 m OO min 0, 80 00,0 4,0,06,0 4,0,06 kg kde r C, r H, O je složení hořlaviny surového paliva a síry v původním stavu [%], kde r r S S prch Minimální množství suchého vzduchu ke spálení kg paliva S m OVZ min OO min 0,80, 959 kg Minimální množství vlhkého vzduchu ke spálení kg paliva V S m OVZ min f OVZ min,007,95 4, 074 kg Objem vodní páry na m suchého vzduchu: " p 0,00447 VH 0,7 0,006 O % " p p 0,05 0,7 0,00447 p c c " p 0,048 pro 0 C " p je relativní vlhkost vzduchu[70%] r S prch je obsah prchavé složky " p je absolutní tlak vodní páry na mezi sytosti při dané teplotě vzduchu pc je celkový absolutní tlak vlhkého vzduchu EU VUT FSI, Brno 00

14 str.8 Součinitel f se určí ze vzorce: p 0,00447 f 0,7,00 p p 0,05 0,7 0,00447 C Minimální množství suchých spalin vznikne dokonalým spálením paliva bez přebytku vzduchu (při ): S O O O O O 0,70 0,0007,086 0,064 min CO SO N AR m,84 kg Objem CO ve spalinách: r,6 C S,6 7,5 m OCO 0,000OVZ min 0,000,955 0, 70 00,0 00,0 kg Objem SO ve spalinách: r,89 S prch,89 0,05 m OSO 0, ,06 00,06 kg Objem N ve spalinách: r,4 N S,4 0,0 m ON 0,7805OVZ min 0,7805, , , ,06 kg Objem Ar ve spalinách: S m OAr 0,009 OVZ min 0,009, , 064 kg Maximální množství CO ve spalinách: OCO 0,70 CO ,608 max S O,84 % min Minimální objem vodní páry: r r 44,8 H,4 Wt OH O min 00 4,0 00 8,06 44,8 00 7,5 4,0,4 00 8,06 f O S VZ min m,00,959,0 kg Minimální množství vlhkých spalin: S m Omin Omin OH O min,84,0 4, 96 kg Všechna vyjádřená množství platí pro normální stav, neodpovídají tedy skutečnému objemu za reálných podmínek. Pro zjištění skutečného stavu je nutné provést přepočet podle stavové rovnice. EU VUT FSI, Brno 00

15 str.9.. Objemy vzduchu a spalin vůli možnému zvýšenému nedopalu paliva se skutečné spalování provádí s přebytkem vzduchu. Na základě doporučení uvažuji přebytek vzduchu =,.... Množství vzduchu a spalin - na radu konzultanta volím α =, Skutečné množství vzduchu s přebytkem vzduchu =,: m OVZ OVZ min, 4,074 5, 94 kg Skutečné množství spalin s přebytkem vzduchu =,: m O Omin OVZ min 4,96, 4,074 6, 479 kg Objemové části tříatomových plynů: r O O 0,0007 0,70 6,479 SO CO RO O O,79 6,479 HO H O O r - kde O O H O 0,85 0,4 S f O,0,00 -, H O min VZ min m,79 kg Součet objemových částí tříatomových plynů: r r r 0,4 0, 85 0,99 RO HO,959 oncentrace popílku ve spalinách 0 Ar xp 0 50 g,499 O 00 6, m x P procento popela v úletu na základě doporučení konzultantů volím 50% Následující tabulka je vytvořena pro přehledné posouzení vývoje produktů spalování zohledňující průchod tahy kotle respektive přebytky vzduchu. EU VUT FSI, Brno 00

16 str.0 Tab. Objem spalin a objemové části tříatomových plynů O [ m / kg H O O [ m / kg [ = =, ],0,79 ] 4,96 6,479 r RO [-] 0,46 0,4 r [-] 0,7 0,85 H O r [-] 0,66 0,99 g / m ],045, Entalpie vzduchu, spalin a jiných produktů spalování Spaliny jsou považovány za směs plynů, jejichž výslednou entalpii vyjádříme jako součet entalpií jednotlivých složek. Objemy jednotlivých složek již známe ze stechiometrického výpočtu. Entalpie spalin vzniklých spálením kg tuhého paliva (pro výpočet uvažuji teplotu 500 C, přebytek vzduchu = a součinitel f=,00) : I I min I I 57, , ,884kJ/kg VZ min P Minimální množství spalin: I O i O i min O O O 0, , , , ,0949kJ/kg - kde i je entalpie jednotlivých složek spalin i CO CO SO SO N N H O min i H O Ar i Ar Entalpie minimálního množství vzduchu: S I O ( ct),959, ,0786kJ VZ min VZ min VZ / -kde měrné teplo vlhkého vzduchu se určí []: c c 0,006d c,46 0,0068,7954,85,577kJ / m S -kde d se určí: H d ( f ) VZ O 0 0 H O 0 (,00 ) 0,804 0,9 kg 8,7955g / kg - při d > 0gr/kg, d...obsah vody ve vzduchu v gr na kg suchého vzduchu - měrné teplo suchého vzduchu c s a měrné teplo vodní páry ch O určím z tabulky, stejně jako entalpie složek spalin EU VUT FSI, Brno 00

17 str. Tab. Entalpie složek spalin a měrné teplo suchého vzduchu a vodní páry Entalpie složek spalin Měrné teplo t C CO kj / m N kj / m H OkJ / m SO kj / m Ar kj / m [ / m c S kj ] c H [ kj / m ] O ,00, ,07, ,7, ,9, ,4, ,56, ,7, ,84, ,98, ,40, ,46, ,45,96 Entalpie popílku I P se uvažuje pokud procento popelovin v palivu splňuje nerovnost: r r 6 Qi A 44,05 4,8 x 4,8 50 P 5, 44,056 Takže entalpii popílku neuvažuji I P = 0 Stejně jako u stechiometrického výpočtu je i entalpie spalin svázána se složením paliva a jakákoliv jeho změna mění i hodnotu jejich entalpie. Na základě výše uvedených rovnic jsem sestavil I-t tabulku spalin a I-t diagram spalin zachycující závislost entalpie spalin na teplotě a přebytku spalovacího vzduchu, který zároveň umožňuje snadný vzájemný převod všech těchto veličin. Přesnou hodnotu pro konkrétní teplotu spalin určím vzájemnou interpolací. EU VUT FSI, Brno 00

18 str. Tab. 4 Entalpie spalin při různých hodnotách součinitele přebytku vzduchu T I min I VZmin I [kj/kg] [ C] [kj/kg] [kj/kg] α= α=, ,97 599, ,97 869, ,7 99,877 74,67 54,898 00, ,86,448 66, ,68 99,754 87,68 59, , ,69 646, , ,74 599,6 449,7 5509, , ,57 54, , , , , , ,45 599, ,45 859, , , , , , ,079 57, , ,4 998, , ,009 Tab. 5 Entalpie spalin t C kj / m I, 00 9, , , , , , , , ,847 EU VUT FSI, Brno 00

19 entalpie spalin[kj/kg] PARNÍ OTEL NA ALOVÁNÍ ONTAMINOVANÉHO DŘEVA str..5. I-t diagram spalin a bilance vzduchu I-t diagram spalin a= a=, teplota spalin [ C] Obr. 5 I-t diagram spalin EU VUT FSI, Brno 00

20 str.4. TEPELNÁ BILANCE OTLE Pomocí tepelné bilance kotle určím účinnost kotle a spotřebu paliva pro dosažení požadovaného tepelného výkonu. Při spalování paliva v kotli se transformuje chemicky vázaná energie, v palivu obsažená, na tepelnou energii spalin respektive pracovního média. Při těchto transformacích vznikají určité ztráty naznačující nedokonalost tohoto energetického stroje. Je nutno s nimi počítat a na jejich základě definovat celkovou tepelnou účinnost kotle... Teplo přivedené do kotle Pro určení účinnosti potřebuji znát tepelný příkon kotle, který je lehce určitelný z tepla přivedeného do kotle. Ten určíme z celkového přivedeného tepla do kotle, které je vztažené na jeden kilogram paliva. Určím jej ze vztahu: P i QP Qr ip kJ / kg - kde r Qi je výhřevnost paliva, i P je fyzické teplo paliva. Fyzické teplo paliva se uvažuje v případě předehřívání paliva mimo kotel, nebo neníli předehříváno cizím zdrojem, ale obsah vody v palivu musí splňovat podmínku: r r Qi 5400 W t 4,5% 4,9 50 4,9 50 r W t je množství vody v palivu, ze zadání je r W t = % 4,5 V mém případě podmínka není splněna a proto fyzické teplo paliva počítané ze vztahu neuvažuji: Fyzické teplo paliva: i c t,778*0 5,64kJ P P P / kg -teplota se bere 0 C a měrné teplo paliva se určí ze vzorce: r r Wt 00 Wt 00 cp cw csu 4,9,45,778kJ / kg kde c w je měrné teplo vody, lze brát c w = 4,9 kj / kg, c su je měrné teplo sušiny paliva, pro dřevní štěpku je c su =,45 kj / kg, ze zadání je r W t = %, c w, c su je vzato z [] r W t je množství vody v palivu, EU VUT FSI, Brno 00

21 str.5.. Ztráty kotle a tepelná účinnost Velikost jednotlivých tepelných ztrát kotle si musím při návrhu kotle předem odhadnout. Budu uvažovat tyto ztráty: - ztráta chemickým nedopalem Z CO - ztráta mechanickým nedopalem Z C - ztráta mechanickým nedopalem Z C - ztráta sdílením tepla do okolí (sáláním) Z SO - ztráta komínová Z - ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků Z f... Ztráty hořlavinou ve spalinách - ztráta chemickým nedopalem Tato ztráta vyjadřuje teplo, které se ztratilo díky nespálení plynů ve spalinách. Dle konzultací volím tuto ztrátu: z CO = 0,5%... Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích - ztráta mechanickým nedopalem Reprezentuje ztrátu nespálenou hořlavinou v tuhých zbytcích:... Bez recirkulace popílku z z z z 0,8468 0,7 0,084,99% C CP CÚ CR Ztráta v popílku:. Výsypka cp x 5 0 P A r z CP Q 600 0,8468% P CP 00 c 00 Q P P. Výsypka cp x 5 0 P A r z CP Q 600 0,7% P CP 00 c 00 Q P P Ztráta roštovým propadem -uvažujeme ji pouze u roštových kotlů pokud se propad za normálního provozu nevrací do ohniště cr xr Ar,5 50 z CR QCP 600 0,084% P 00 cr 00 QP 00, Ztráta v úletu - ztráta v tuhých zbytcích odcházející z kotelního zařízení): c x CÚ CÚ Ar 5 0 z QCP 600 0,7% CÚ P 00 c 00 Q CÚ P EU VUT FSI, Brno 00

22 str.6... S recirkulací popílku z z z z 0,084 0,5664 0,648% C CP CÚ CR - zde C i vyjadřuje podíl hořlaviny v uvažovaných tuhých zbytcích a C S je z toho podíl popela ve škváře, C Ú je podíl popela v úletu, X i vyjadřuje podíl popela z celkového množství z paliva, dále pro jednotlivé složky: X S je podíl popela ve škváře, X Ú je podíl popela v úletu. A r je celkové procento popela v palivu, Q je teplo přivedené do kotle v jednom kilogramu paliva a Q CS, Q jsou průměrné hodnoty výhřevnosti CÚ za předpokladu, že spalitelné látky jsou převážně tvořeny uhlíkem. Hodnoty jsem zvolil na základě konzultací a literatury [].... Ztráta roštovým propadem - uvažujeme ji pouze u roštových kotlů pokud se propad za normálního provozu nevrací do ohniště cr xr A z CR 00 c 00 Q R r P P..4. Ztráta v úletu Q CP,5 00, p p 600 0,084% -ztráta v tuhých zbytcích odcházející z kotelního zařízení c x CÚ CÚ Ar 5 50 z QCP 600 0,5604% CÚ P 00 c 00 Q CÚ P Z toho vyplývá, že recirkulací popílku snížíme ztráty mechanickým nedopalem o 0,498%..5. Ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků po spalování -kde z fr je ztráta ve škváře nebo ve strusce na roštu, z fú je ztráta v úletu a spočítají se:..5.. Bez recirkulace popílku z z z z 0, , ,0077 0,078% f fr fp fú Na roštu: xr z fr 00 c R A Q r P P c R t R 50 00, , ,0408% Na. výsypce: xp A 0 r z fp c 0, ,08% P t P P 00 c Q P P Na. výsypce: xp A 0 r z fp c 0,85 0,009% P t P P 00 c Q P P EU VUT FSI, Brno 00

23 str.7 V úletu: xú z fú 00 c Ú A Q r P P c Ú t Ú ,85 0,008%..5.. S recirkulací popílku z z z 0,007 0,0 0,09% f fr fú Na roštu: xr z fr 00 c V úletu: xú z fú 00 c R Ú A Q r P P A Q r P P c R c Ú t R t Ú 50 00, , ,007% 0,85 0,0% - kde C i je podíl hořlaviny v uvažovaném druhu tuhých zbytků, z toho C r je podíl popela propadlý na roštu, C Ú je podíl popela v úletu, C p je podíl popela propadlý ve výsypce, X i je podíl popela z celkového množství v palivu, pro jednotlivé složky: X R je podíl popela propadlý na roštu, X Ú je podíl popela v úletu, X p je podíl popela ve výsypce. A r je celkové procento popela v palivu, Q je teplo přivedené do kotle jedním kilogramem paliva. Hodnoty jsem zvolil na základě konzultací a lit []...6. Ztráta sdílením tepla do okolí Tato ztráta zohledňuje množství tepla unikající pláštěm kotle do okolí. Její velikost závisí na izolaci stěn a jejím provedení, oplechování, velikosti povrchu kotle a výkonu kotle. Určuje se ze závislosti parního výkonu a druhu oplechování. Používám hliníkový nátěr a oplechování. Z toho vyplývá, že při výkonu, kg/s páry je z SO =,0%..7. omínová ztráta Tato ztráta může být také známa jako ztráta citelným teplem spalin. Představuje teplo, které odchází z kotle v kouři. Jedná se o nejvýznamnější ztrátu nejvíce ovlivňující výslednou účinnost kotle. Její velikost je odvislá od teploty spalin a přebytku vzduchu ve spalinách za kotlem. Se zvyšováním obou parametrů ztráta roste S recirkulací popílku O c tvz 6,479, z 00 zc 00 0,648 5,09% P QP 5400 C - měrné teplo spalin lze určit z entalpie spalin, množství spalin a teploty spalin za kotlem ( při a ) ze vztahu p p c spr I sp O sp 068,708,94kJ / m 6,479 0 EU VUT FSI, Brno 00

24 str.8 t vz teplota nasávaného vzduchu 0 C teplota spalin za kotlem ϑ = 0 C I min, IVZ min beru při teplotě 0 C, přebytek vzduchu =,..7.. Bez recirkulace popílku O c tvz 6,479, z 00 zc 00,986 5,774% P QP 5400 C - měrné teplo spalin lze určit z entalpie spalin, množství spalin a teploty spalin za kotlem ( při a ) ze vztahu c spr I sp O sp 068,708,94kJ / m 6, t vz teplota nasávaného vzduchu 0 C teplota spalin za kotlem ϑ = 0 C I min, IVZ min beru při teplotě 0 C, přebytek vzduchu =,..8. Tepelná účinnost kotle Ze známých hodnot ztrát jsme schopni nepřímo určit účinnost kotle následujícím způsobem:..8.. S recirkulací popílku R 00 z 00 7,4686 9,5% z z z z z z 7,4686% C CO f..8.. Bez recirkulace popílku: 00 z 00 7,9956 9,0045% z z z z z z 7,9956% C CO f SO SO ZU toho vyplívá že recirkulace popílku nám zvýší účinnost o cca 0,5%... Výrobní teplo páry a množství paliva... Výrobní teplo páry - může být označeno jako celkový tepelný výkon kotle. Určíme jej ze vztahu:,,, Q M ( i i ) M ( i i ) M ( i i ) M ( i i ) V PP PP nv,(76,9 440,74) 58,89W mp o - kde PP M je parní výkon kotle, PP i je entalpie přehřáté páry (beru PP i při tlaku 6, Mpa a teplotě 440 C), NV i je entalpie napájecí vody, M mp množství přihřáté páry neuvažuji, M o množství odluhu volím 0,5%, při množství menší jak % se ve výpočtu neuvažuje, M op množství odebírané syté páry z bubnu je uvažován pouze pro palivo s vyšší vlhkostí (50%), kdy je tato pára použita na další ohřev primárního vzduchu. nv op nv EU VUT FSI, Brno 00

25 str.9 Pro palivo s obsahem vody 5% se s odběrem páry z bubnu a tím s dalším ohřevem vzduchu neuvažuje.... Množství paliva přivedeného do kotle QV 58,89 M P,8kg/ s P R 9,54 QP Množství paliva skutečně spáleného: zc 0,648 M M P,8,976kg PV / 4. VÝPOČET ALOVACÍ OMORY s Průřezové zatížení ohniště q f Volím MW/m Plošný rozměr ohniště r M P Qi M P Qi q f f f q f r,85,4 7,0m Rozměry spalovací komory jsem zvolil na základě literatury a doporučení (poměr a:b v ideálním případě je 0,8; v mém případě je 0,80) Tab. 6 Rozměry spalovací komory Šířka a,7 m Hloubka b 4,6 m Výška mříže c,8 m Výška h m - šířka ohniště se odvozuje na základě doporučení dodavatele roštů Plocha výparných stěn Pro zjednodušení neuvažuji drobné geometrické odchylky od kvádru a na základě této úvahy používám tento vztah: F ST h c 4,6,7 4,6,7,8 88,84 b h a h a m Aktivní objem ohniště a b h,7 4,6 04,4m V o Úhlový součinitel x ST =0,95 EU VUT FSI, Brno 00

26 str.0 Účinná sálavá plocha stěn ohniště - se určí jako spojitá výhřevná plocha, která je ekvivalentní skutečné nezanesené a nezakryté výhřevné ploše. F ÚS F ST x ST 04,4 0,95 79,98m 4.. Tepelný výpočet ohniště 4... Určení adiabatické teploty ohniště Entalpie spalin ve spalovací komoře: QVZ QP 468,767 84,6674 I 59,67kJ / m O M 6,479,976 PV - Teplo dodané vzduchem Q VZ QVZ OVZ M PV IVZ 5,94,976 40, , 767W - Teplo dodané palivem r QP M PV Qi, , 667kW - Entalpie spalovaného vzduchu c t,40 40,908kJ / m I VZ - kde c je měrná tepelná kapacita spalin c c 0,006 d c,98 0,0068,7955,497,4kJ / m S H O - c S suchého vzduchu pro 0 C je,98 - kde d je obsah vody ve vzduchu 0,804 0,804 d f 0,00 0 8,7955g /,9,9 kg Procentuální složení spalin - je nutné znát pro určení entalpie spalin - přebytek vzduchu v ohništi, Dusík: O N O,0854 6,479 N Voda: O,79 6,479 HO H O O 0,509 0,85 EU VUT FSI, Brno 00

27 str. Oxid uhličitý: OCO 0,70 CO O 6,479 Argon: O Ar O Ar 0,067 6,479 0,4 0,0059 Oxid siřičitý: OSO 0, SO O 6,479 Vzduch: O VZ O, VZ 0, ,074 0,987 6,479 Abych mohl stanovit pro výše vypočtenou entalpii spalin příslušnou teplotu, musím si nejdříve určit entalpie spalin pro teploty, mezi kterými odhaduji výslednou teplotu a následnými interpolacemi mezi těmito dvěmi teplotami zjistím výslednou teplotu spalin. Entalpie spalin pro 500 C I i i 500 C i i N N N CO 0, , , , CO 0, ,987, ,6kJ / m i Ar i Ar SO i SO H O i H O vz c p t Entalpie spalin pro 000 C I i i 000 C 0, , , , , ,987, ,65kJ / m i i N N N CO i CO Ar i Ar Pro výše vypočtenou I sp odečtu z hodnot entalpií pro 500 C a 000 C adiabatickou teplotu v ohništi, která je 54, 8C. t ad SO i SO H O i H O vz c p t EU VUT FSI, Brno 00

28 str Poměrná teplota spalin Předmětem tohoto výpočtu je určení střední teploty odchozích spalin. Přenos tepla v prostoru ohniště se děje převážně sáláním vliv konvekce je zanedbatelný. Pro výpočet velkoprostorových ohnišť se nejčastěji používá Gurvičův poloempirický vztah pro poměrnou teplotu spalin na výstupu z ohniště. Poměrná teplota spalin na výstupu z ohniště se určí: O T T O a a M B O O 0,6 T O je absolutní teplota spalin na výstupu z ohniště, T a je teplota nechlazeného plamene, M je součinitel respektující průběh teplot v ohništi, B O je Boltzmannovo číslo a a O je stupeň černosti ohniště. Z výše uvedeného vztahu určím koncovou teplotu: a 7 O 7 C 0,6 ao M B O Teoretickou teplotu a určím z užitečného tepla uvolněného při spalování I U kj / kg, které se rovná entalpii spalin při teoretické teplotě a součiniteli přebytku vzduchu na konci ohniště. Některé veličiny, které jsou na teplotě O závislé určím pomocí toho, že si koncovou teplotu předem určím. Zvolil jsem teplotu O =880 C. Díky tomu si vypočítám potřebné parametry a s použitím výše uvedeného vztahu dopočítám koncovou teplotu. Vypočtená hodnota by se neměla od zvolené hodnoty lišit o více než 0 C. Při větším rozdílu musíme korigovat hodnotu zvolené teploty, respektive parametry na této teplotě závislé a pomocí iterací se přiblížit vypočtené hodnotě výstupní teploty: 54,8 7 O 7 895, 587C 0,6 0,77 0,59 0,866 Vypočtená teplota se od zvolené liší o 4,4 C 0 C což vyhovuje zadání. EU VUT FSI, Brno 00

29 str Součinitel M: Určí se v závislosti na poměrné výšce maximální hodnoty teploty plamene x O. M 0,59 0,5 x 0,59 0,5 0 0,59 O Boltzmannovo číslo M PV OC 0,989,976 0,90 BO 5,7 0 FST Ta 5,7 0 0,47588,84 84,8 -kde: M je množství paliva skutečně spáleného ST PV F je celkový povrch stěn ohniště 0,866 T a je teoretická teplota plamene (teplota nechlazeného plamene). Součinitel uchování tepla: Z SO 0,989 Z 9,68 SO - Z SO je ztráta sáláním do okolí a je tepelná účinnost kotle. Střední celkové měrné teplo spalin: IU I O 555, ,48 O C 0,904kJ 54,8 880 / a O se skládá z užitečného tepla uvolněného v ohništi I U a jemu odpovídající adiabatické teplotě plamene a, dále z teploty spalin na výstupu z ohniště O a jí odpovídající entalpii I O. - Entalpie I U : P 00 Z CO Z IU QP 00 Z 555,8054kJ / kg C C Q P QP je teplo přivedené do kotle, VZ kg 00 0,5 0, , ,6477 ZCOje ztráta chemickým nedopalem, Z C je ztráta mechanickým nedopalem s recirkulací popílku. Q vz je teplo přivedené do kotle se vzduchem dle rovnice Teplo přivedené do kotle se vzduchem Q VZ : 469, ,5 Q 469,7506kW,07kJ M,0 / vz pv Pro zvolenou teplotu O IO O I = 85,48 kj/kg kg EU VUT FSI, Brno 00

30 str Součinitel tepelné efektivnosti stěn Se určí z rovnice x, jejíž součástí je úhlový součinitel x závisející na poměru trubek a vzdálenosti trubek ve stěně s/d a dále pak na součiniteli zanesení zvoleného na základě druhu použitého paliva a druhu stěny. Hodnotu jsem na základě tabulky 7- v lit.[] zvolil 0,45. Součinitel tepelné efektivnosti potom vychází: 0,95 0,45 0, Stupeň černosti ohniště - vyjadřuje sálavé vlastnosti plamene a stěn ohniště a pro roštové ohniště se určí dle vztahu: a O 0,77 a pl a a pl pl R F ST R F ST 0,57 0,57 0,475 0,57 7,0 88,84 7,0 88,84 - kde a pl je stupeň černosti plamene, R je plocha hořící vrstvy paliva na roštu. R a b,8 5 9m určení stupně černosti plamene se používá poloempirická metoda, jejíž postup je závislý na druhu paliva. Při spalování tuhých paliv se pro výpočet uvažuje zeslabení sálavého toku v důsledku přítomnosti tuhých částic, tříatomových plynů a koksových částic. kps,06750,,8958 a e e 0,559 pl VO 04,4 - kde s,6,6,896m F 88,84 ST je účinná tloušťka sálavé vrstvy, skládající se z aktivního objemu ohniště V O a celkového povrchu stěn ohniště F ST - p je tlak v ohništi v našem případě se jedná o kotel bez přetlaku v ohništi p = 0, MPa a součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k je: k k r kp 0kk,788 0,95 0 0,5 0,0, kde k k je součinitel zeslabení sálání koksovými částicemi součinitel závislý na druhu paliva a =0,0 k k =; =0,5 je EU VUT FSI, Brno 00

31 str.5 Součinitel zeslabení sálání je závislý na : - součiniteli zeslabení sálání tříatomových plynů: k r 7,8 6r H O T O 0,7 r p s, ,8 6 0,49 0,7,6 0,099,896 - kde T O je teplota na konci ohniště, ,99,788_/ m MPa 000 p je parciální tlak tříatomových plynů, pro kotle r = 0,99, bez přetlaku v ohništi p=0,mpa, objemová část tříatomových plynů parciální tlak p p 0, 0,99 0, 099Mpa r - součiniteli zeslabení sálání popílkovými částicemi: 4 4 kp,499 0,95 _/ m MPa TO d kde je střední hmotová koncentrace popílku ve spalinách, d je střední efektivní průměr částeček popílku zvolený z tabulek pro roštové ohniště d =0 m viz [] Množství tepla odevzdaného v ohništi do stěn Q S I I 0, ,80585,48 7,4648kJ / kg U O EU VUT FSI, Brno 00

32 str Znázornění spalovací komory Obr. 6 Spalovací komora Obr. 7 Spalovací komora EU VUT FSI, Brno 00

33 str.7 5. VÝPOČET ONVEČNÍCH PLOCH Při výpočtu teplosměnných ploch vycházím z požadavků na páru, pro kterou kotel navrhuji. e zjednodušení jsem si vypracoval tepelnou bilanci jak na straně pracovního média a vzduchu, tak na straně spalin. Hlavními parametry jsou: teplota a tlak páry, teplota napájecí vody, teplota na konci spalovací komory Obr. 8 Pilový diagram Uvažované tlakové ztráty v jednotlivých částech kotle: Tlaková ztráta v přehříváku III p přřii 0, 5MPa Tlaková ztráta v přehříváku II p přři 0, 5MPa Tlaková ztráta v přehříváku I p přř 0, 5MPa Tlaková ztráta v závěsných trubkách p zv 0, 05MPa Tlaková ztráta ve výparníku p výp 0MPa Tlaková ztráta v ekonomizéru p EO 0, 5MPa EU VUT FSI, Brno 00

34 str Teplota a tlak napájecí vody Tlak napájecí vody je nutné znát kvůli dimenzování čerpadla. e koncovému tlaku páry připočtu uvažované tlakové ztráty v jednotlivých částech tlakového systému. Určí se následovně: p p p p p p p p nv pp přřii přři 6, 0,5 0,5 0,5 0,05 0 0,5 7,MPa teplota napájecí vody je t nv přř 05 C - této teplotě a tlaku odpovídá entalpie napájecí vody i nv 445,444kJ / kg 5.. Přehřívák III Uvažuji entalpický spád: i přřiii 00kJ / kg zv Požadované výstupní teplotě a tlaku páry odpovídá entalpie přehřáté páry: i pp 76,9kJ / kg Entalpie na vstupu na do PIII: i přřiii. in i pp i přřiii 76, ,9kJ / kg Tomu odpovídající teplota: t 6, 94C přřiii. in Teplo spotřebované přehřívákem III: Q M i, 00, přřiii pp přřiii vyp kw 5.. Přehřívák II Mezi přehřívákem III a II je umístěna regulace teploty přehřáté páry. To je prováděno vstřikem napájecí vody. Množství vstřiku uvažuji % z celkového množství přehřáté páry M PP. EO Obr. 9 Schema vstřiku do přehříváku PII Množství vstřiku M v 0,00 M pp 0,00, 0,kg/ s EU VUT FSI, Brno 00

35 str.9 Bilanční rovnice M i M pp v přii. out M v inv M pp i přiii. in z toho plyne: M pp i i přřii out M M i,076,9 0, 445,444 přřiii. in v nv. pp M v, 0, Tlak na výstupu : p p p přřii. out pp přřiii 6, 0,5 6, 5 a odpovídající teplota: t 94, 5C přřii. out MPa Tlak na vstupu: p přřii. in p pp p přřiii p přřii 6, 0,5 0,5 6, 4MPa Uvažuji entalpický spád: i přřii 50kJ / kg Entalpie páry na vstupu do přehříváku II: i i i 58, ,06kJ přřii. in přřii. out přřii / Této entalpii a předchozímu tlaku odpovídá teplota: t 0, 879C přři. in Teplo spotřebované přehřívákem II Q M M ) ( i i ) přřii ( pp v přřii. out přřii. in (, 0,) (58,06 908,06) 694,444kW kg 58,06J / kg 5.4. Přehřívák I Mezi přehřívákem II a I je umístěna regulace teploty přehřáté páry. To je prováděno vstřikem napájecí vody. Množství vstřiku uvažuji 4% z celkového množství přehřáté páry M PP. Obr. 0 Schema vstřiku do přehříváku PI Množství vstřiku M v 0,04 M pp 0,040, 0,444kg/ s EU VUT FSI, Brno 00

36 str.40 Bilanční rovnice M M M pp v V ipřř. out M v inv M pp MVipřřI. in z toho vyplývá: ( M pp M i přř. out M pp 04,5kJ / kg v ) i M přři. in v M M v v i nv (, 0,) 908,06 0, ,444, 0, 0,444 Tlak na výstupu : p přř. out p pp p přřii p přři 6, 0,5 0,5 6, 4MPa a odpovídající teplota: t 4, 57C přř. out Tlak na vstupu: p přř. in p pp p přřii p přři p přř 6, 0,5 0,5 0,5 6, 55MPa Teplota páry vystupující ze závěsných trubek: 90C t zv. out Entalpie páry na vstupu do přehříváku PI: i 8,77kJ kg přř. in / Teplo spotřebované přehřívákem I: Q M M M ) ( i i přř ( pp v v přř. out přř. in ) (, 0, 0,444) (04,5 8,77) 968,4kW 5.5. Závěsné trubky Slouží k zavěšení trubkových svazků přehříváků. Napájené jsou sytou parou z bubnu. Vstupní parametry páry 8, 875C t zv. in p zv. in 6, 6MPa izv. in 777,67kJ / kg Výstupní parametry páry 90C t zv. out p zv. out 6, 55MPa izv. out 8,77kJ / kg EU VUT FSI, Brno 00

37 str.4 Teplo spotřebované závěsnými trubkami Q M M M ) ( i i ) zv ( pp v v zv. out zv. in (, 0, 0,444) (86,4 8,77) 476,66kW 5.6. Výparník Ve výparníku dochází k fázové přeměně. Z toho plyne, že tlak i teplota je v celém výparníku konstantní. pvyp p pp p přřii p přři p přř p zv 6, 0,5 0,5 0,5 0,05 6, 6MPa Tomuto tlaku odpovídá teplota sytosti t syt 8, 875C Entalpie při tlaku ve výparníku,, pro sytou páru (výstup) i 777,67kJ / kg pro sytou kapalinu (vstup) Teplo spotřebované výparníkem,,, Q ( M M M ) ( i i ) vyp pp v v, i 46,7kJ / kg (, 0, 0,444) (777,67 46,7) 589,87kW 5.7. Ohřívák vody (Ekonomizér) Tlak na výstupu z EA: Tlak na vstupu do EA: p p EO. out 6, 6 EO. in MPa 7, MPa Uvažuji nedohřev vody v ekonomizéru vůči mezi sytosti á=0 C Teplota na výstupu z EA: Teplota na vstupu do EA: t EO. out t EO. in 50C t 05C nv Entalpie výstupní vody z EA pak je: ieo. out 085,7kJ / kg Entalpie napájecí vody: i nv 445,444kJ / kg Teplo potřebné pro ohřívák vody: Q M M M ) ( i i EO ( pp v v EO. out (, 0, 0,444) (085,7 445,68) 666,89kW nv ) EU VUT FSI, Brno 00

38 str Celkové potřebné teplo Je vyjádřeno celkovým součtem tepel jednotlivých částí kotle: Q Q Q Q Q Q Q c přřii přři přř zv vyp EO, 694, ,4 476,67 589,87 666, ,8kW 5.9. Přehled výhřevných ploch ze strany pracovního média Tab. 7 Přehled výhřevných ploch ze strany pracovního média teplosměnná plocha Teplotat C Tlakp MPa Měrný objem v0 - [m /kg] entalpie i kj / kg entalpický spád i kj / kg potřebné teplo Q kw ekonomizér výparník závěsné trubky přehřívák I přehřívák II přehřívák III vstup 05 7, 0,44 445,44 výstup 50 6,6,47 085,7 vstup 8,875 6,6 9, 84,9 výstup 8,875 6,6 9, 777,67 vstup 8,875 6,6 9, 777,67 výstup 90 6,55, 8,77 vstup 90 6,55, 8,77 výstup 4,7 6,4 8,49 04,5 vstup 0,879 6,4 4,70 908,06 výstup 94,5 6,5 44,77 58,06 vstup 6,44 6,5 50,4 076,9 výstup 440 6, 4,76 76,9 640,9 666,89 50,95 589,87 46, 476,67 90, ,444 00, EU VUT FSI, Brno 00

39 str.4 6. VÝPOČET I. TAHU Obr. Návrh a rozměry spalovací komory Teplota v ohništi: t 54, 8C Teplota na konci I. tahu: t 895, 6C Střední teplota spalin: t t 54,8 895,6 t stř 8,44 T 49,44 rozměry prvního tahu: Šířka (a): Hloubka (b): Délka mříže (c): Výška (h):,7 m 4,6 m,8 m m Rychlost proudění spalin: Ospr, M pv 7 t wsp a b 7 stř 6,479, ,44 4,68m / s,7 4,6 7 EU VUT FSI, Brno 00

40 str.44 Teplo předané ve výparníku: Q Ospr, M pv I sp. r 6,479,97 54, , 79894kW kde I spr I sp. r54,8 I sp. r86 C,67 85,854 54,458kJ / viz Tab m Obr. Schema tepelného výpočtu EU VUT FSI, Brno 00

41 str VÝPOČET MŘÍŽE Obr. Rozměry mříže a její uspořádání Mříž tvoří přechodné vyhnutí trubek v horní části zadní stěny spalovací komory. Slouží k přechodu spalin ze spalovací komory do druhého tahu. Toto rozvolnění je provedeno tak, že po výšce mříže není mezi trubkami praporek a trubky jsou ve směru toku spalin navzájem přesazené tak, že vždy tvoří svazek třech trubek uspořádaných za sebou ve směru proudění spalin. Další svazek je posunut o hodnotu trojnásobku podélné rozteče s 0, mm. Při výpočtu mříže určím nejdříve výšku rozvolnění mříže na základě rychlosti proudění spalin (konstrukční výpočet). Dále si určím teplotu spalin za mříží a pomocí tepelného výpočtu ji kontroluji a upravuji tak dlouho dokud se zvolená teplota od vypočtené příliš neliší. Obr. 4 Mříž Biomasový kotel Dalkia rnov (realizace PBS Brno, SES Tlmače) 7.. onstrukční výpočet: Vstupní teplota spalin: t 895, 6C Výstupní teplota spalin: t 869C Střední teplota spalin: t t 895,6 869 t stř 88, C EU VUT FSI, Brno 00

42 str.46 Rychlost proudění spalin uvažuji: w sp = 7 m/s Počet trubek v jedné řadě: z = Počet řad: z = Průměr trubek tvořící membránovou stěnu: d = 0,06 m Obr. 5 Znázornění rozvolnění mříže (zeleně jsou naznačeny prvky vyhnutí) Výpočet výšky rozvolnění: Ospr, M pv 7 t c w a z d) 7 sp ( stř 6,479, ,74m 7 (,7 0,06) 7 skutečná výška rozvolnění: volím,8 m Přepočet rychlosti spalin protékajících mříží: Ospr, M pv 7 tstř 6,479, , wsp 6, 987m c a z d) 7,8 (,7 0,06) 7 ( 7... Součinitel přestupu tepla -konvekcí pro hladké trubky uspořádané za sebou: 0, c Z c S w d d 0,65 00, 0 0, 0,95 0,98 0,06 Pr 0, - oprava na počet podélný řad []: c Z = 0,95 6,987 0,06 6 7, 0 0,65 0,6 0, 45,708W m - oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči a poměrné podélné rozteči []: EU VUT FSI, Brno 00

43 str.47 c S s 00 s 00 - kde 5 a, 667 d 60 d 60, , 98 - součinitel tepelné vodivosti pro střední teplotu proudu: 00, 0 W m [] - součinitel kinematické vazkosti pro střední teplotu proudu []: 7, 0 6 m s - průměr trubky: d 0, 06m - rychlost proudu: w 6, 987m s - Prandtlovo číslo pro střední teplotu proudu []: Pr 0,65 - sáláním pro zaprášené spaliny: 5,7 0 S 5, a ST a T 4 TZ T TZ T 0,8 0,964 57,009 64,875 55, 64,875 55, 4 0,74W m -kde Tz je absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn a pro výpočet mříže se určí na výstupu z ohniště t 80 C z lit []: T Z = 7 + (t SYT + dt) = 7 + (8, ) = 64,875 Střední teplota spalin: T = 88, + 7 = 55, Stupeň černosti povrchu stěn: a st =0,8 tlak v kotli: p = 0, MPa kps 4,0, 0,59 Stupeň černosti ohniště: a e e 0, 964 EU VUT FSI, Brno 00

44 str.48 Součinitel zeslabení sálání: k k r,768 0,99 4,_/ m MPa Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,59,768 _/ mmpa 55, 0,7 000 Celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek: 4 s s 4 0, 0, s 0,9 d 0,9 0,06 0, 59m d 0,06 Celkový součinitel přestupu tepla: 45,706 0,74 76,45W m k s / 7... Součinitel prostupu tepla Pro výparníkové plochy se určí z následujícího vztahu: 76,45 k 56,88W / m 0, ,45 součinitel zanesení výhřevné plochy viz (Tab. ) Teplo, které odebere mříž spalinám: Q k S t 0 56,888, , , 49kW - kde S je teplosměnná plocha mříže: S d c z z,4 0,06,8 8, 9907m t je střední teplotní logaritmický spád: t t 6, ,5 t 600, 7C t 6,759 ln ln t 587,5 přičemž t t tsyt 895,6008 8,875 6, 759C t t tsyt 869 8, , 5C EU VUT FSI, Brno 00

45 str.49 Obr. 6 Schema tepelného výpočtu 7... Přepočet teploty spalin na výstupu z mříže Teplo spalin na výstupu: Qsp Qsp Q 877,6 648, , 407kW kde teplo vstupních spalin je: Qsp I sp895c Ospr, M pv 85,8 6,479, , 6kW entalpie vstupních spalin entalpie výstupních spalin I sp8,74 C 85,8kJ / m viz (Tab.4) I Q 87,6 sp sp 7,67kJ / Ospr, M pv 6,479,976 a teplota výstupních spalin t sp 868, 6C Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty liší 0,65 C což je přijatelné 8. VÝPOČET II. TAHU OTLE Jedná se o prázdný tah, ve kterém nejsou žádné svazky ani závěsné trubky. m Obr. 7 Znázornění II. tahu kotle EU VUT FSI, Brno 00

46 str.50 Vstupní teplota spalin: t =868,6 C Předpokládaná výstupní teplota spalin: t =77 C Rychlost spalin w = 7 m/s Plošný průřez II. tahu: Osp M PV t 7 STŘ 6,48,976 8,64 7 S II. TAH 7, 685m w Střední teplota spalin: t t 868,64 77 t 8, 64C STŘ 8.. Rozměry kanálu Odvíjí se od šířky čela I. Tahu a rychlosti spalin v II. Tahu. Tím získáme hloubku II. tahu: Šířka a =,7 m Hloubka o =, m Výška zadní stěny v = 8 m Výška mříže c =,8 m Obr. 8 Uspořádání a rozměry II.tahu Skutečná rychlost spalin: w O M PV 6,48,976 S,7, 6, t 7 8,64 7 STŘ m s EU VUT FSI, Brno 00

47 str.5 Světlý průřez spalin: a o,7, 7,77m F 8... Membránová stěna 8... Součinitel přestupu tepla konvekcí pro podélné proudění w d 0,0 d e e 0,8 Pr - kde d e je ekvivalentní průměr spalin: 4 F 4 7,77 de, 679m O,6 0,4 - kde O je obvod kanálu: O a b,,, 6 m 0,0885 6,9,679 0,0 0,646 6, pro spaliny při jejich střední teplotě: - součinitel tepelné vodivosti spalin 0, 0885W m - součinitel kinematické viskozity m s - Prandtlovo číslo Pr = 0,646 0,4 9,W m 8... Součinitel přestupu tepla sáláním - pro zaprášené spaliny 5,7 0 S 5, a ST a T TZ T TZ T 0,8 0,885987, , , , , ,4W m - kde T je střední teplota spalin: T tstř 7 8, , 644 a T Z je absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn: TZ 7 tsyt q 7 8,875 0, ,7 647, kde je součinitel zanesení ploch pro membrány: 0,005m / W EU VUT FSI, Brno 00

48 str.5 -měrné zatížení II. tahu: Q 79,75876 q ,7W / m F 8,44 ST - plocha teplosměnných ploch: v o v a v c a 8, 8, 8,8,7 8,44m F ST -předběžné určení tepla, které odevzdají spaliny výparníku v II. tahu Q O M I 6,47,9766,5884 8, kw PV 9 -entalpický spád I I I 9,89 78,048 6,5884kJ / - stupeň černosti povrchu stěn [] a st =0,8 - tlak spalin v kotli: p = 0, MPa - stupeň černosti ohniště: kps a e e,80,,065 0,885 - součinitel zeslabení sálání: k k r 7,95 0,99,8_/ m MPa kg - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099,065 7,954 _/ mmpa 086,784 0, kde p celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa - efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek: V a o v s,6,6 F v o v a o a ST,7, 8,6,065m 8, 8,7,,7 - celkový součinitel přestupu tepla: 9, 55,4 64,56W m k s / EU VUT FSI, Brno 00

49 str Součinitel prostupu tepla 64,56 k 48,79W / m 0,005 64,56 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny: Q k F t 0 48,798,4457,5960 6, mes ST 44 Střední teplotní logaritmický spád: t t 586,909 49,5 t 57, 596C t 586,909 ln ln t 49,5 Při: t t tsyt 868 8,85 586, 909C ; t t tsyt 77 8,85 49, 5C kw 8... Výpočet skutečné teploty spalin na konci II. tahu Teplo výstupních spalin: Q Q Q 807,506 6,44 vysii sp mesii 590, 09 Entalpie výstupních spalin: QvysII 990,09 I 77,58kJ M O 6,47,976 vysii / PV Teplota výstupních spalin: t 800 I I vysii I I ,7 77,58 77,56C,7 056,876 Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty liší 0,44 C což je přijatelné. kg kw EU VUT FSI, Brno 00

50 str VÝPOČET VÝSYPY II. A III. TAHU Obr. 9 Znázornění výspyky Obr. 0 Schéma a uspořádání výsypky II. a III. tahu + schema tepelného výpočtu Vstupní teplota spalin: t =77,56 C Předpokládaná výstupní teplota spalin: t =7 C Rozměry výsypky: - odvíjí se od rozměrů II. tahu a III.tahu Délka přední části výsypky: Délka zadní části výsypky: Šířka kotle: Hloubka III. Tahu olmý rozměr nejužší části výsypky: q = 4,7 m p = 4,7 m a =,7 m s =, m x =,905 m EU VUT FSI, Brno 00

51 str.55 Plošný rozměr nejužší části výsypky: a x,7,905 7,0485m S VÝS Střední teplota spalin: t t 77,56 7 t 746, 78C STŘ Skutečná rychlost spalin: w O M PV 6,48,976 F 7,0485 7, t 7 746,78 7 STŘ m s Světlý průřez spalin: a o,7,905 7,0485m F 9... Membránová stěna 9... Součinitel přestupu tepla - konvekcí pro podélné proudění w d 0,0 d e e 0,8 Pr 0,4 0,0 - kde d e je ekvivalentní průměr spalin: 4 F 4 7,0485 de, 55m O, - kde O je obvod kanálu: O a x,7,905, m 0,079,96 7,67, pro spaliny při jejich střední teplotě: - součinitel tepelné vodivosti spalin 0, 079W m - součinitel kinematické viskozity m s - Prandtlovo číslo Pr = 0,659 0,659 0,4 9,0W m EU VUT FSI, Brno 00

52 str.56 - sáláním pro zaprášené spaliny: 5,7 0 S 8 a ST a T 4 TZ T TZ T 659,85 8 0,8 09,8077 5,7 0 0,8800, ,85 09, kde stupeň černosti ohniště je: kps,5980,,89 a e e 0, ,W m - T je střední teplota spalin T tstř 7 746, , 788 a T Z absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn: TZ 7 tsyt q 7 8,875 0, , , 84 - kde je součinitel zanesení ploch: 0,005m / W pro membrány -měrné zatížení II. tahu: Q 58,88 q ,9658W / m F 55,55 ST plocha teplosměnných ploch: p s o q a p a 4, 4,7,7 4,7,7 55,55m F ST -předběžné určení tepla, které odevzdají spaliny výparníku v II. tahu Q O M PV I 6,47,97685,7744 9, 867kW -entalpický spád 77 7 I I I 77,58 09, ,7744kJ / stupeň černosti povrchu stěn: a st =0,8 tlak spalin v kotli: p = 0, MPa stupeň černosti ohniště: kps,5990,,89 a e e 0,884 součinitel zeslabení sálání: k k r 8,684 0,99,599 _/ m MPa kg EU VUT FSI, Brno 00

53 str.57 součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 09,788 k 0,7 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,7 000,599 _/ mmpa - kde p celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek: V 7,74 s,6,6,89m F ST 55,55 -kde povrch celkového objemu výsypky je: F ST a o a s a q a p ( a s) p,7,,7,7 4,8,7 4,7 (,7 ) 4 80,8m a objem výsypky je: V a o s p /,7, 7,74m celkový součinitel přestupu tepla: 9,0 47,6 56,84W k s / 9... Součinitel prostupu tepla 56,84 k 4,9W / m 0,00556,84 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny: Q k F t 0 4,955,55 464,4080, mes ST 88 m Střední teplotní logaritmický spád: t t 490,69 49,5 t 464, 408C t 490,69 ln ln t 49,5 při t t tsyt 77,565 8,85 490, 69C ; t t tsyt 7 8,85 49, 5C 9... Výpočet skutečné teploty spalin na konci za výsypkou Teplo výstupních spalin: Q Q Q 590,09,88 vysii sp mesii 4776, 904 Entalpie výstupních spalin: QvysII 4776,904 I 09,7094kJ M O 6,47,976 vysii / PV kg kw kw EU VUT FSI, Brno 00

54 str.58 Teplota výstupních spalin viz (Tab. 4): t 7, 4C Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty liší,4 C což je přijatelné. 0. VÝPOČET III. TAHU OTLE Tah se svazkovými přehříváky Pro výpočet III. tahu, respektive přehříváků musíme určit hloubku III. tahu Tu spočteme pro oblast přehříváku PII a snažíme se dodržet rychlost spalin 6 m/s. Entalpie spalin za PIII: QvysII QPIII 4776,904, I 89,796kJ M O,976 6,47 sppiiiout / PV, té odpovídá teplota spalin za PIII: t IIIout = 598,88 C Střední teplota spalin v PIII: t t 7,4 598,88 t 660, 5C STŘTŘPI Entalpie spalin za PII: QvysII QPIII 4776,904, 694,444 I sppiiout 705,kJ / kg M O,976 6,47 PV, té odpovídá teplota spalin za PII: t IIout =480,07 C Střední teplota spalin v PII: t t 598,88 480,07 t 59, 5946C STŘTŘPI kg Světlý průřez spalin: O M PV 7 t F w 7 střtřp 6,48, 7 59,5946 6,706m 6 7 Hloubka III. tahu: F 6,706 s a ntrpii dtr,7 7 0,08 -hloubku III. tahu volím s = m,9m EU VUT FSI, Brno 00

55 str Výpočet I. Části III. Tahu kotle Obr. Schema rozvržení a rozměrů přehříváku PIII, závěsných trubek a membránové stěny Obr. Tepelné schema I. části III. tahu 0... Přehřívák PIII Přehřívák PIII je koncipován jako jeden svazek tvořený dvojhadem, kdy v jedné řadě je 8 (x9) trubek a počet řad je 4. Obr. Znázornění dvojhadu přehříváku PIII EU VUT FSI, Brno 00

56 str.60 Jedná se o svazek tvořený hladkými trubkami: Rozměry trubek - vnější průměr trubky d out = 0,08 m - tloušťka stěny trubky t = 0,0045 m (rozměr pevnostně vyhovuje) - podélná rozteč trubek s = 0, m - příčná rozteč trubek s = 0,09 respektive 0,06 m - počet trubek v jedné řadě n tr = 9 ks - počet řad n ř = 4 ks Parametry páry: - teplota páry na vstupu t = 6,94 C - teplota páry na výstupu t = 440 C - tlak páry na vstupu p = 6,5 MPa - tlak páry na výstupu p = 6, MPa - měrný objem na vstupu v = 50, m /kg - měrný objem na výstupu v = 4, m /kg - průtočné množství páry M pp =,kg/s Parametry spalin: - teplota spalin na vstupu t = 7,4 C - teplota spalin na výstupu t = 587 C - entalpie spalin na vstupu I = 09,04 MPa - entalpie spalin na výstupu I = 87,06 MPa Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,09 Fp ntr ,050870m rychlost proudění páry v trubkách M p, 0,046 w 0,4m F 0,05 p / p s Součinitel přestupu tepla konvekcí ze strany páry wp dv k d 0,0 v 86,96W / m 0,8 Pr 0,4 0,0 0,0679 0,09 0,4 0,09 7,850 0,8,0 0,4 Předpokládaná plocha svazku S d le ntr nh nř,4 0, ,6776m -kde počet trubek v řadě n tr = 9; počet hadů v řadě n h = ; počet řad n ř = 4 EU VUT FSI, Brno 00

57 str Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany spalin pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou se stanoví z rovnice: 0, c k c 5,866W / m z s wsp d d 0,65 Pr 0, 0,0858 5,8 0,08 0, 5 0,08 97, kde w sp je rychlost spalin: Osp M PV 7 tstř,976 6, ,57 wsp 5,8m / s F 7 8,94 7 sp a F sp je světlý průřez spalin: F s a n d,7 9 0,08 8,94m sp tr tr 0,65 0, a c z je oprava na počet podélných řad, pro z >0 je c z ; c s je oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči a poměrné a podélné rozteči s 0, 5,6 d 0,08 s 0,09,68 d 0,08 pro je c s hodnoty Pr,, viz [] 0, - sáláním pro zaprášené spaliny se vypočte ze vzorce: 5,7 0 s 8 8,59W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0,46 90,57 76,47 90,57 76,47 90, kde stupeň černosti povrchu stěn a st 0, 8 - tlak v kotli p 0, MPa - stupeň černosti ohniště: kps 5,460, 0, a e e 0,457 - součinitel zeslabení sálání. k k r 8,989 0,0999 5,46 / mmpa EU VUT FSI, Brno 00

58 str.6 - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 90,57 k 0,7 0,7,6 p s 000,6 0,099 0, ,99 _/ mmpa - efektivní tloušťka sálavé vrstvy (pro svazky z hladkých trubek): 4 s s 4 0, 0,09 s 0,9 d 0,9 0,08 0, m d,4 0,08 - teplota vnějšího povrchu nánosu na trubkách: QpřřII Tz 7 t p. stř ,9705 0,00 S 76,47 86,96, 90, kde střední teplota páry v trubkách: t t 6, t p. stř 40, 9705C - a teplo potřebné pro přehřívák III: Q přřii, kw volím součinitel zanesení 0,00m / W Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla konvekcí a sáláním: 5,865 8,59 8,45W m k s / 0... Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv s uspořádáním svazku za sebou: 0,6 8,45 k 50,587W / m 8,45 86,96 k - kde je součinitel tepelné efektivnosti, pro dřevité palivo 0, 6 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák PIII: QpřřII Sid 8,5m k t 50,58 4,7 - kde t je střední teplotní logaritmický spád a určí se pro souproud následovně: t t 58,0 47 t 4, 7 t 58,0 ln ln t 47 EU VUT FSI, Brno 00

59 str.6 - přičemž t t t p 7,4 6,94 58, 0C t t t p C Výrobní teplosměnná plocha je S PIII 90,447m a ta se liší od ideální požadované plochy, která je S ID = 8,5 o 4,6%. Celková výška přehříváku PIII: Rozteče mezi jednotlivými řadami trubek: s a =90mm, s b =60mm po narýsování a odměření je celková výška H PIII = 00 mm Mezera pro vlez (man hole) m H =800mm Rozměr komor na vstupu a výstupu do PIII: M p, 0, S OMin,5,5 0,04m w 0,4 p 4 Skom průměr komor D volím trubku Tr 9, x 6, mm 4 0,04,4 kom 0, Membránová stěna u PIII - výška membránové stěny je asi 800 mm m 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí pro podélné proudění w d 0,0 d e e 0,8 Pr - kde d e je ekvivalentní průměr spalin: 4 F 4 8,94 de 0, 587m O 75,656 kde O je obvod kanálu: O a s n s d n 0,4 0,085 5,55 0,587 0,0 0, , tr zav d,7 9 0,08 8,4 0,08 75,656m pro spaliny při jejich střední teplotě tsř = 654,7 C je: - součinitel tepelné vodivosti spalin 0, 085W m - součinitel kinematické viskozity m s - Prandtlovo číslo Pr = 0, ,4,98W m EU VUT FSI, Brno 00

60 str.64 - sáláním pro zaprášené spaliny 5,7 0 S 5, a ST a T TZ T TZ T 0,8 0,984 97, ,07 97,576 8,07 97, ,804W m - kde T je střední teplota spalin: T tstř 7 654, , 576 a T Z je absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn: TZ 7 tsyt q 7 8,875 0,005 79,0698 8, 07 - kde je součinitel zanesení ploch: 0,005m / W pro membrány -měrné zatížení II. tahu: Q 97,074 q ,0694W / m F 7,5 ST - plocha teplosměnných ploch: v a o,8,7 7,5m F ST -předběžné určení tepla, které odevzdají spaliny výparníku v II. tahu Q O M PV I 6,47,976 9, , 074kW - entalpický spád: - rozdíl entalpií vstupních a výstupních spalin: I I I 09,04 87,06 9,977kJ / - stupeň černosti povrchu stěn: a st =0,8 - tlak spalin v kotli: p = 0, MPa - stupeň černosti ohniště: kps a e e 6,9890, 0,68 0,98 - součinitel zeslabení sálání: k k r,5 0,99 6,989 _/ m MPa kg EU VUT FSI, Brno 00

61 str.65 - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 97,576 k 0,7 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,6 000,5 _/ mmpa - kde p celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa - efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek:,8,8 s 0, 6m o v s,8 0, Celkový součinitel přestupu tepla,9 7,80 9,7W k s / 0... Součinitel prostupu tepla 9,7 k 4,88W / m 0,0059,7 Teplo které skutečně vezmou membránové stěny: Q k F t 0 4,887,568, , mes ST 7 Střední teplotní logaritmický spád: t t 440,68 05,5 t 68, 576C t 440,68 ln ln t 05,5 při t t t 7,4 8, , 68C SYT ; t t t 587 8,875 05, 5C SYT 0... Výpočet závěsných trubek - teplota páry na vstupu t zv = 86 C - teplota páry na výstupu t zv = 90 C - tlak páry na vstupu p = 6,6 MPa - tlak páry na výstupu p = 6,55 MPa - teplotní spád volím dt = 4 C Průtočné množství páry: M p M pp M v M v, 0, 0,4444 0,kg/ s m kw EU VUT FSI, Brno 00

62 str.66 Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,08 Fp nztr ,04m Rychlost proudění páry: M p stř 0, 0,00465 w,m F 0,04 p / p - kde střední měrný objem dle [] je 0,00465m kg s stř / 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany páry wp d v k d 0,0 v 0,8 44,76W / m - hodnoty Pr,, dle [] Pr 0,4 0,0 0,059 0,08, 5,788 0, ,8,7 0,4 - konvekcí ze strany spalin U výpočtu závěsných trubek se hodnota konvekce ze strany spalin uvažuje stejná jako u svazku, který je na nich zavěšen: 5,7546W m k / - sáláním ze strany spalin pro zaprášené spaliny 5,7 0 s 8 6,67W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0,49 97,57 67,4 97,57 67,4 97, kde stupeň černosti povrchu stěn: a st 0, 8 - tlak v kotli: p 0, MPa kps 5, , 0, stupeň černosti ohniště: a e e 0, 49 - součinitel zeslabení sálání: k k r 8,077 0,99 5, / mmpa EU VUT FSI, Brno 00

63 str.67 - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,0999 0, ,57 0,7 8,708 _/ mmpa kde p, r a rh O viz (Tab. ) - efektivní tloušťka sálavé vrstvy s je u výpočtu závěsných trubek stejná jako u svazku, který je na závěsných trubkách zavěšen: s= 0, m - teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách: - pro takové výhřevné plochy, u nichž nedochází k fázové přeměně M pv Q Tz 7 t zv. stř ,00 S 44,764 - kde,976 88, ,4,696 součinitel zanesení 0,00m / W a střední teplota páry v trubkách: t zv t zv t zv. stř 88C a předběžné teplo spotřebované závěsnými trubkami: M p 0, Q i i 86,4 8, 88,644kJ / M, pv kg a teplosměnná plocha závěsných trubek: S d H n,4 0,08,8 8,69m PIII ztr Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla oběma způsoby: 5,7546 6,67 78,99W m k s / 0... Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv k 0,6 78,99 47,5W m / Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky Q zv k S t 0 47,56,69566,67 0 8, 004kW - kde t je střední teplotní logaritmický spád t t 4,4 0 t 6, 67 t 4,4 ln ln t 0 EU VUT FSI, Brno 00

64 str.68 závěsné trubky se počítají jako protiproud: t t t 7,4 90 4, 4C zv t t t C zv Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PIII Teplo výstupních spalin: Q Q Q Q vyspiii VYSII PIII MEM Q 4776,904 75,46 48,7 8,004 80,kW Entalpie výstupních spalin: QvysPIII 80, I 87,457kJ M O 6,47,976 vyspiii / PV zv Teplota výstupních spalin: t 700 I I vysii I I ,560 87, ,50C 89,560 75,885 Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty liší 0,50 C což je přijatelné. 0.. Výpočet II. Části III. Tahu kotle Schema rozvržení a rozměrů přehříváku PII, závěsných trubek a membránové stěny kg Obr. 4 Schema rozvržení a rozměrů přehříváku PIII, závěsných trubek a membránové stěny EU VUT FSI, Brno 00

65 str.69 Obr. 5 Tepelné schema II. III. tahu kotle 0... Přehřívák PII Přehřívák PII je koncipován jako svazek rozdělený do dvou částí tvořených jednohadem, kdy v jedné řadě je 7 trubek a počet řad je 8. Obr. 6 Znázornění jednohadu přehříváku PII EU VUT FSI, Brno 00

66 str.70 Jedná se o svazky tvořené hladkými trubkami: Rozměry trubek - vnější průměr trubky d out = 0,08 m - tloušťka stěny trubky t = 0,0045 m (rozměr pevnostně vyhovuje) - podélná rozteč trubek s = 0, m - příčná rozteč trubek s = 0,09 - počet trubek v jedné řadě n tr = 7 ks - počet řad n ř = 8 ks Parametry páry: - teplota páry na vstupu t = 0,879 C - teplota páry na výstupu t = 94,5 C - tlak páry na vstupu p = 6,4 MPa - tlak páry na výstupu p = 6,5 MPa - měrný objem na vstupu v = 4, m /kg - měrný objem na výstupu v = 44, m /kg - průtočné množství páry M pp =0,777kg/s Parametry spalin: - teplota spalin na vstupu t = 587,50 C - teplota spalin na výstupu t = 48 C - entalpie spalin na vstupu I = 87,457 kj/kg - entalpie spalin na výstupu I = 670,8 kj/kg Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,09 Fp ntr , m - rychlost proudění páry v trubkách: M p stř 0,777 0,04 w 7,65m F 0,04468 p / p s 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany páry wp dv k d 0,0 v 957,4W / m 0,8 Pr 0,4 0,0 0,0586 0,09 7,65 8,888 0, ,8,097 0,4 Předpokládaná plocha svazku S d le ntr nř,4 0, ,847m -kde počet trubek v řadě n tr = 7; počet řad n ř = 8 EU VUT FSI, Brno 00

67 str.7 - konvekcí ze strany spalin - pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou se stanoví z rovnice: 0, c k c 60,574W / m z s wsp d d 0,65 Pr 0, 0, 0,0709 0,08 5,65 7 0, kde w sp je rychlost spalin: Osp M PV 7 tstř,976 6,47 7 5,65 wsp 5,65m / s F 7 6,88 7 sp a F sp je světlý průřez spalin: F s a n d,7 7 0,08 6,88m sp tr tr 0,65 0,6976 a c z je oprava na počet podélných řad, pro z >0 je c z ; c s je oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči a poměrné a podélné rozteči s 0,,6 d 0,08 s 0,09,68 d 0,08 pro je c s - hodnoty Pr,, viz [] 0, - sáláním pro zaprášené spaliny se vypočte ze vzorce 5,7 0 s 8 4,8W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0,87 785,65 65,0 785,65 65,0 785, kde stupeň černosti povrchu stěn a st 0, 8 - tlak v kotli p 0, MPa - stupeň černosti ohniště: kps 8,740, 0,7 a e e 0,87 - součinitel zeslabení sálání. k k r 9, 0,0999 8,746 / mmpa EU VUT FSI, Brno 00

68 str.7 - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,7 9, _/ mmpa 785,65 0, efektivní tloušťka sálavé vrstvy (pro svazky z hladkých trubek): 4 s s 4 0, 0,09 s 0,9 d 0,9 0,08 0, 7m d,4 0,08 - teplota vnějšího povrchu nánosu na trubkách: QPŘŘI Tz 7 t p. stř 0 7 5,55 0,00 S 65,0 957,4 694, ,846 - kde střední teplota páry v trubkách: t t 94,5 0,879 t p. stř 5, 55C - a teplo potřebné pro přehřívák II: Q přři kW - volím součinitel zanesení 0,00m / W Celkový součinitel přestupu tepla - ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla konvekcí a sáláním: 60,574 4,8 74,957W m k s / 0... Součinitel prostupu tepla -při spalování tuhých paliv s uspořádáním svazku za sebou: 0,6 75,957 k 46,95W / m 75, ,4 k - kde je součinitel tepelné efektivnosti, pro dřevité palivo 0, 6 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák PII QpřřI Sid 6,8m k t 46,9557,88 - kde t je střední teplotní logaritmický spád a určí se pro protiproud následovně: t t 9, 7, t 57, 88 t 9, ln ln t 7, EU VUT FSI, Brno 00

69 str.7 - přičemž t t t p ,5 9, C t t t p 48 0,879 7, C Výrobní teplosměnná plocha je S PII 70,847m a ta se liší od ideální požadované plochy, která je S ID = 6,8 m o,89% Celková výška přehříváku PII Rozteč mezi jednotlivými řadami trubek: s =90mm - mezera pro vlez (man hole) m H =800mm po narýsování a odměření je celková výška H PII = 490mm Rozměr komor na vstupu a výstupu do PII: M p, 0,047 S OMi,5,5 0,08m w 7,65 p 4 Skom průměr komor D volím trubku Tr 9, x 6, mm 4 0,08,4 kom 0, Membránová stěna u PII - výška membránové stěny je asi 490mm m 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí pro podélné proudění w d 0,0 d e e 0,8 Pr - kde d e je ekvivalentní průměr spalin: 4 F 4 6,88 de 0, 99m O 48,47 - kde O je obvod kanálu: O a s n s d n d 0,4 0,085 5,649 0,99 0,0 0, , tr zav,7 7 0,08 8,4 0,08 48,47m - pro spaliny při jejich střední teplotě tsř = 5,946 C je: - součinitel tepelné vodivosti spalin 0, 0709W m - součinitel kinematické viskozity m s - Prandtlovo číslo Pr = 0, ,4 4,996W m EU VUT FSI, Brno 00

70 str.74 - sáláním pro zaprášené spaliny 5,7 0 S 5, a ST a T TZ T TZ T 0,8 0,64 785, , ,946 79, , ,89W m - kde T je střední teplota spalin: T tstř 7 5, , 946 a T Z je absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn: TZ 7 tsyt q 7 8,875 0, ,8 79, kde je součinitel zanesení ploch: 0,005m / W pro membrány -měrné zatížení II. tahu: Q 77,5 q ,8W / m F 46,766 ST - plocha teplosměnných ploch: v a o,49,7 46,766m F ST -předběžné určení tepla, které odevzdají spaliny výparníku v II. tahu Q O M PV I 6,47,976 5,56 77, 5kW - entalpický spád: - rozdíl entalpií vstupních a výstupních spalin: I I I 874,46 69, 5,56kJ / - stupeň černosti povrchu stěn: a st =0,8 - tlak spalin v kotli: p = 0, MPa - stupeň černosti ohniště: kps a e e 0,870, 0,695 0,98 - součinitel zeslabení sálání: k k r 4,704 0,99 0,87 _/ m MPa kg EU VUT FSI, Brno 00

71 str.75 - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 785,946 k 0,7 0,7,6 p s 000,6 0,099 0, ,5 _/ mmpa - kde p je celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa - efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek:,8,8 s 0, 695m o v s,49 0, Celkový součinitel přestupu tepla 4,9967 6,89,86W k s / 0... Součinitel prostupu tepla,86 k 8,98W / m 0,005,86 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny Q k F t 0 8,98 46,766,77 0 9, mes ST 77 Střední teplotní logaritmický spád: t t 06,08 56,5 t, 77C t 06,08 ln ln t 56,5 při t t t 587,89 8,875 06, 08C SYT ; t t t 48 8,875 56, 5C SYT 0... Výpočet závěsných trubek - teplota páry na vstupu t zv = 8 C - teplota páry na výstupu t zv = 86 C - tlak páry na vstupu p = 6,6 MPa - tlak páry na výstupu p = 6,55 MPa - teplotní spád volím dt = 4 C Průtočné množství páry: M p M pp M v M v, 0, 0,4444 0,kg/ s m kw EU VUT FSI, Brno 00

72 str.76 Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,08 Fp nztr ,09m Rychlost proudění páry: M p stř 0, 0,00465 w,m F 0,09 p / p - kde střední měrný objem dle [] je 0,00465m kg s stř / 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany páry wp d v k d 0,0 v 0,8 580,8W / m - hodnoty Pr,, dle [] - konvekcí ze strany spalin: Pr 0,4 0,0 0,06 0,08, 5,74 0, ,8,48 0,4 U výpočtu závěsných trubek se hodnota konvekce ze strany spalin uvažuje stejná jako u svazku, který je na nich zavěšen: 60,59W m k / - sáláním ze strany spalin pro zaprášené spaliny 5,7 0 s 8 4,589W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0, , ,06 785,06 658,06 785, kde stupeň černosti povrchu stěn: a st 0, 8 - tlak v kotli: p 0, MPa kps 8,7450, 0,74 - stupeň černosti ohniště: a e e 0, součinitel zeslabení sálání: k k r 9,7 0,99 8,745 / mmpa - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,74 9,7 _/ mmpa - kde p, r a rh O viz Tab. 785,946 0,7 000 EU VUT FSI, Brno 00

73 str.77 - efektivní tloušťka sálavé vrstvy s je u výpočtu závěsných trubek stejná jako u svazku, který je na závěsných trubkách zavěšen: s= 0,74 m - teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách: - pro takové výhřevné plochy, u nichž nedochází k fázové přeměně M pv Q,976,75 Tz 7 t zv. stř ,5 0,00 0 S 44,764 5,84 658,06 - kde součinitel zanesení 0,00m / W a střední teplota páry v trubkách: t zv t zv 8 86 t zv. stř 84, 5C a předběžné teplo spotřebované závěsnými trubkami: M p 0, Q i i 8,77 778,,75kJ / M,976 pv kg a teplosměnná plocha závěsných trubek: S d H n,4 0,08,498 5,84m PIII ztr Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla oběma způsoby 60,594,589 75,8W m k s / 0... Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv k 0,6 75,8 45,08W m / Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky Q zv k S t 0 45,085,84 9, , 785kW - kde t je střední teplotní logaritmický spád t t 0,89 55 t 0, 46 t 0,89 ln ln t 55 závěsné trubky se počítají jako protiproud: t t t 587, , 89C zv t t t C zv EU VUT FSI, Brno 00

74 PARNÍ OTEL NA ALOVÁNÍ ONTAMINOVANÉHO DŘEVA str.78 Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PII Teplo výstupních spalin: QvysPII QvysPIII QPII QMEM Qzv 84,796 75,9 9,78 57,8 86,676kW Entalpie výstupních spalin: QvysPII 86,676 I vyspiii 67,9kJ / kg M PV O 6,47,976 Teplota výstupních spalin: t 500 I I vysii I I ,886 67,9 46,76 C 75,886 67,9 Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty liší, C což je přijatelné. 0.. Výpočet III. části III. Tahu kotle Obr. 7 Schema rozvržení a rozměrů přehříváku PI, závěsných trubek a membránové stěny Části přehříváku a,b se již nenacházejí ve chlazeném kanálu a nejsou zavěšeny na chlazených trubkách. EU VUT FSI, Brno 00

75 str.79 Obr. 8 Tepelné schema přehříváku PI, závěsných trubek a membránové stěny 0... Přehřívák PI Přehřívák PI je koncipován jako svazek rozdělený do třech částí (PI-a až PI-c) tvořený jednohadem, kdy v jedné řadě je 7trubek. 6ást přehříváku PI-c je umístěna v III. Tahu a zbývající dvě části přehříváku jsou ve IV. tahu. Obr. 9 Znázornění jednohadu přehříváku PIc Obr. 0 Znázornění jednohadu přehříváku PIa-b EU VUT FSI, Brno 00

76 str.80 Jedná se o svazky tvořené hladkými trubkami: Rozměry trubek - vnější průměr trubky d out = 0,08 m - tloušťka stěny trubky t = 0,005 m (rozměr pevnostně vyhovuje) - podélná rozteč trubek s = 0, m - příčná rozteč trubek s = 0,09 - počet trubek v jedné řadě n tr = 7 ks - počet řad n ř = 6 ks (III.tah) + 7 (IV. tah) Parametry páry: - teplota páry na vstupu t = 90 C - teplota páry na výstupu t = 4,57 C - tlak páry na vstupu p = 6,4 MPa - tlak páry na výstupu p = 6,55 MPa - měrný objem na vstupu v =, m /kg - měrný objem na výstupu v = 8, m /kg - průtočné množství páry M pp =0,kg/s Parametry spalin: - teplota spalin na vstupu t = 46,76 C - teplota spalin na výstupu t = 40 C - entalpie spalin na vstupu I = 67,9 kj/kg - entalpie spalin na výstupu I = 49,7 kj/kg Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,08 Fp ntr ,0778m - rychlost proudění páry v trubkách: M p stř 0, 0,0974 w 5,85m F 0,0778 p / p s 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany páry wp d v k d 0,0 v 05,976W / m 0,8 Pr 0,4 0,0 0,0586 0,08 0,8 7,65 0,08 7 7,76 0, ,4 Předpokládaná plocha svazku: - plocha PI se zkládá z: - PI-c I c d le ntr nř,4 0,087 6,9m -kde počet trubek v řadě n tr = 7; počet řad n ř = 8, hloubka III. Tahu le = m EU VUT FSI, Brno 00

77 str.8 - PI-b + PI-a I a, b d le ntr nř,4 0,08, , 04m - kde počet trubek v řadě n tr = 7; počet řad n ř = 7, hloubka IV. Tahu le =,7m Celková předpokládaná plocha PI: I I c I a, b,9 44,04 65, 955m - konvekcí ze strany spalin pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou se stanoví z rovnice: 0, c k c 60,99W / m z s wsp d d 0,65 Pr 0, 0, 0,0676 0,08 6,09 6,9 0, kde w sp je průměrná rychlost spalin okolo PI v III. a IV. Tahu: Osp M PV 7 tstř,976 6, ,8 wsp 6,09m / s F 7 5,8 7 sp a F sp je světlý průřez spalin: le III le IV,7 Fsp a ntr dtr,7 7 0,08 5,8m -kde hloubka III tahu je le III = m a hloubka IV tahu je le III =,7 m 0,65 0, c z je oprava na počet podélných řad, pro z >0 je c z ; c s je oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči a poměrné a podélné rozteči s 0,,6 d 0,08 s 0,09,68 d 0,08 pro je c s - hodnoty Pr,, viz [] 0, - sáláním pro zaprášené spaliny se vypočte ze vzorce: 5,7 0 s 8 7,84W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0,407 66,8 600,77 66,8 600,77 66,8 4 - kde stupeň černosti povrchu stěn a st 0, 8 - tlak v kotli p 0, MPa EU VUT FSI, Brno 00

78 str.8 - stupeň černosti ohniště: kps a e e 6,90, 0,7 0,407 - součinitel zeslabení sálání. k k r,5 0,0999 6,9 / mmpa - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,7,5_/ mmpa 66,8 0, efektivní tloušťka sálavé vrstvy (pro svazky z hladkých trubek): 4 s s 4 0, 0,09 s 0,9 d 0,9 0,08 0, 7m d,4 0,08 - teplota vnějšího povrchu nánosu na trubkách: QPŘŘI Tz 7 t p. stř 0 7 5,55 0,00 S 600,77 05, ,4 0 66,6 - kde střední teplota páry v trubkách: t t 4,57 90 t p. stř 6, 7865C - a teplo potřebné pro přehřívák II: Q přři 968, 4kW - volím součinitel zanesení 0,00m / W Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla konvekcí a sáláním: 60,99 7,84 68, m k s / 0... Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv s uspořádáním svazku za sebou: 0,6 68, k 4,887W / m 68, 05,976 k - kde je součinitel tepelné efektivnosti, pro dřevité palivo 0, 6 Potřebná (ideální) plocha pro přehřívák PII QpřřI Sid 649,967m k t 4,887 70,605 EU VUT FSI, Brno 00

79 str.8 - kde t je střední teplotní logaritmický spád a určí se pro protiproud následovně: t t 9,9 50 t 70, 605 t 9,9 ln ln t 50 - přičemž t t t p 46,766 4,57 9, 9C t t t p C Výrobní teplosměnná plocha je S PI 65,9548m a ta se liší od ideální požadované plochy, která je S ID = 649,967 m o 0,45%. Teplo které skutečně převezme přehřívák PI: QPI k I t 0 4,887 65,955 70,6050 9, 064kW Celková výška přehříváku PI Rozteč mezi jednotlivými řadami trubek: s =90mm - mezera pro vlez (man hole) m H =800mm po narýsování a odměření je celková výška H PIc = 50mm a H PIa+b = 860mm Rozměr komor na vstupu a výstupu do PI: M p, 0,0 S OMi,5,5 0,04m w 5,85 p 4 Skom průměr komor D volím trubku Tr 9, x 6, mm 4 0,08,4 kom 0, Membránová stěna u PIc - teplota vstupních spalin Tsp = 46,766 - předpokládaná teplota výstupních spalin Tsp = 98 - výška membránové stěny je asi 50mm m 0... Součinitel přestupu tepla - konvekcí pro podélné proudění w d 0,0 d e e 0,8 Pr 0,4 0,0 - kde d e je ekvivalentní průměr spalin: 4 F 4 5,8 d e 0,45 O 48,47 - kde O je obvod kanálu: O a s n s d n d 0,067 0,45 6,09 69, tr zav,7 7 0,08 8,4 0,08 48,47m 0, ,685 0,4 7,6W m EU VUT FSI, Brno 00

80 str.84 - pro spaliny při jejich střední teplotě tsř = 47,8 C je: - součinitel tepelné vodivosti spalin 0, 0676W m - součinitel kinematické viskozity 69, 0 6 m s - Prandtlovo číslo Pr = 0, sáláním pro zaprášené spaliny: 5,7 0 S 5, a ST a T TZ T TZ T 0,8 0,69 69, ,05 690,8 46,05 690,8 4 4,5W m - kde T je střední teplota spalin: T tstř 7 47, , 8 a T Z je absolutní teplota zaprášeného povrchu stěn: TZ 7 tsyt q 7 8,875 0, ,78 46, 05 - kde je součinitel zanesení ploch: 0,005m / W pro membrány -měrné zatížení II. tahu: Q 85,89 q ,78W / m F 8,09 ST - plocha teplosměnných ploch: F ST v a o,7,7 8,09m -kde v je výška membránových stěn -předběžné určení tepla, které odevzdají spaliny výparníku v II. tahu Q O M PV I 6,47,976 60,8 668, 506kW - entalpický spád: - rozdíl entalpií vstupních a výstupních spalin: I I I 67,9 577,008 60,8kJ / - stupeň černosti povrchu stěn: a st =0,8 - tlak spalin v kotli: p = 0, MPa kg EU VUT FSI, Brno 00

81 str.85 - stupeň černosti ohniště: kps a e e 7,650, 0,65 0,6 - součinitel zeslabení sálání: k k r 5,559 0,99 7,65_/ m MPa - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,099 0,65 5,559 _/ mmpa 69,88 0, kde p je celkový parciální tlak tříatomových plynů: p p r 0, 0,99 0, 099MPa - efektivní tloušťka sálavé vrstvy pro svazky z hladkých trubek:,8,8 s 0, 65m o v s,5 0, Celkový součinitel přestupu tepla: 7,60 4,5,4W k s / 0... Součinitel prostupu tepla,4 k 0,56W / m 0,005,4 Teplo, které skutečně vezmou membránové stěny Q k F t 0 0,568,094, , mes ST 97 Střední teplotní logaritmický spád: t t 54,894,89 t 4, 579C t 54,89 ln ln t 4,89 při t t t 46,766 8,875 54, 89C SYT ; t t t 98 8,875 4, 89C SYT m kw EU VUT FSI, Brno 00

82 str Výpočet závěsných trubek - teplota páry na vstupu t zv = C - teplota páry na výstupu t zv = 8 C - tlak páry na vstupu p = 6,6 MPa - tlak páry na výstupu p = 6,55 MPa - teplotní spád volím dt =,5 C Průtočné množství páry: M p M pp M v M v, 0, 0,4444 0,kg/ s Průtočný průřez pro páru: dv,4 0,08 Fp nztr ,0867m Rychlost proudění páry: M p stř 0, 0,0949 w,0m F 0,087 p / p - kde střední měrný objem dle [] je 0,0949m kg s stř / Součinitel přestupu tepla - konvekcí ze strany páry: wp d v k d 0,0 v 0,8 580,8W / m - hodnoty Pr,, dle [] Pr 0,4 0,0 0,06 0,08, 5,74 0, ,8,48 0,4 - konvekcí ze strany spalin U výpočtu závěsných trubek se hodnota konvekce ze strany spalin uvažuje stejná jako u svazku, který je na nich zavěšen: 60,99W m k / - sáláním ze strany spalin pro zaprášené spaliny 5,7 0 s 8 6,54W / m ast a T 4 Tz T Tz T 5, ,8 0, , , ,88 555, , kde stupeň černosti povrchu stěn: a st 0, 8 - tlak v kotli: p 0, MPa EU VUT FSI, Brno 00

83 str.87 kps 6,90, 0,74 - stupeň černosti ohniště: a e e 0, součinitel zeslabení sálání: k k r,5 0,99 6,9 / mmpa - součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny: 7,8 6r H O T 7,8 6 0,49 k 0,7,6 p s 000,6 0,0999 0,74 66,8 0,7,5_/ mmpa kde p, r a rh O viz (Tab. ) - efektivní tloušťka sálavé vrstvy s je u výpočtu závěsných trubek stejná jako u svazku, který je na závěsných trubkách zavěšen: s= 0,74 m - teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách: - pro takové výhřevné plochy, u nichž nedochází k fázové přeměně M pv Q Tz 7 t zv. stř 0 7 8,475 0,00 S 44,764,976 09, ,475 6, - kde součinitel zanesení 0,00m / W a střední teplota páry v trubkách: t zv t zv 8,875 8 t zv. stř 8, 475C a předběžné teplo spotřebované závěsnými trubkami: M p 0, Q i i 80,05 777,67 09,9kJ / M,976 pv kg a teplosměnná plocha závěsných trubek: S d v nztr,4 0,08,7 8 6,m - kde v je výška ohřívaných závěsných trubek Celkový součinitel přestupu tepla ze strany spalin je dán součtem součinitelů přestupu tepla oběma způsoby 60,9 6,57 67,5W m k s / 0... Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv k 0,6 67,5 40,5W m / EU VUT FSI, Brno 00

84 str.88 Teplo, které skutečně vezmou závěsné trubky Q zv k S t 0 40,5 6,7,790 84, 59kW - kde t je střední teplotní logaritmický spád t t 54,89 t 7, 79 t 54,89 ln ln t závěsné trubky se počítají jako protiproud: t t t 46, , 766C zv t t t 405 8,75, 5C zv Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PIc Teplo výstupních spalin: Q Q Q Q vyspic vyspii PIc MEM Q 86, ,759 49,97 84,59 778,764kW Teplo, které převezme PIc část přehříváku: Q PIc k S t 0 4,89,98, , 759kW - kde t je střední teplotní logaritmický spád t t 9,9 7 t 8, 97 t 9,9 ln ln t 7 závěsné trubky se počítají jako protiproud: t t t 46, , 9C PI zv t t tpic C - velikost přehříváku PIc je zhruba / celkové plochy PI. Od toho je odvozena přibližná hodnota teploty: t PIc =5 C Entalpie výstupních spalin: QvysPIc 778,764 I 575,966kJ M O 6,47,976 vyspic / PV Teplota výstupních spalin (dle Tab 4): Tvys PIc =97,45 C Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty za přehřívákem PIc liší 0,755 C což je přijatelné. kg EU VUT FSI, Brno 00

85 str Výpočet skutečné teploty spalin za Přehřívákem PI Teplo výstupních spalin: Q Q Q Q vyspi vyspii PI MEM Q 86,676 9,064 49,97 84, ,46kW Entalpie výstupních spalin: QvysPI 6606,46 I 488,975kJ M O 6,47,976 vyspi / PV Teplota výstupních spalin (dle Tab. 4): Tvys PIc =9,60 C zv Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty za přehřívákem PIc liší 0,60 C což je přijatelné. kg Přehřívák PIc Přehřívák PIIa,b Přehřívák PIII Obr. Znázornění druhého a třetího tahu se svazkovými přehríváky EU VUT FSI, Brno 00

86 str Výpočet IV. A V tahu Tato část spalinového kanálu již není chlazena a jsou v ní umístěny PI-a a PI-b části přehříváku PI (které již byly spočítány v předešlé kapitole) a dále pak části ekonomizéru EOa-d. Ten je tvořen trubkami TR x4, která je naohýbána do prostoru kanálu tak, že zabírá místo 46ti trubek v řadě. Přehřívák PI-a,b Eko-e Eko-d Obr. Znázornění IV tahu se svazkovými přehříváky PI-a,b a ekonomizery EO-d,e EU VUT FSI, Brno 00

87 str Výpočet ekonomizéru Obr. Schema svazku ekonomizéru Obr. 4 Tepelné schema ekonomizéru (předpokládající ohřev vody pouze na 97 C) Obr. 5 Znázornění jednohadu ekonomizéru ohýbaného do dvou řad EU VUT FSI, Brno 00

88 str.9 Šířka kanálu: a =,7 m Hloubka kanálu: b =,7 m Teplota spalin vstupní t 98C výstupní t 0C svazek ekonomizéru: přímá rozteč: s 0, 08m podélná rozteč: s 0, 08m vnější průměr trubky: d 0, 0m vnitřní průměr trubky: d vnitř 0, 05m počet trubek: n tr = počet hadů: n h = Střední teplota spalin: t t 98 0 t stř 64C Světlý průřez spalin: F a b n n d b,7,7 0,08,7 7,94m sp h tr rychlost proudění spalin v kanálu: Ospr,5 M pv 7 tstř 6,47, w 4, F 7 7,94 7 sp sp rychlost proudění vody: M EO v 0, 0, wv,05m / s F 0,08 v - kde měrný objem pro daný stav vody viz [] průtočný průřez pro vodu: dv,4 0,05 Fv z 0,08m Součinitel přestupu tepla - konvekcí pro příčné obtékání trubek uspořádaných za sebou se stanoví z rovnice: 0, c k c 68,04W / m z s wsp d d 0,65 Pr 0, 0,0465 4, 0,0 0, 5 0,0,964 0 m 0,65 0,706 - kde c z je oprava na počet podélných řad, pro z >0 je c z a c s je oprava na uspořádání svazku v závislosti na poměrné příčné rozteči a poměrné podélné rozteči 0, EU VUT FSI, Brno 00

89 str.9 s 0,08,44 d 0,0 s 0,08,44 d 0,0 pro je c s Jelikož je ekonomizér v oblasti spalin o teplotě menší než 500 C, součinitel přestupu tepla sáláním u výpočtu ekonomizéru zanedbávám. s Součinitel prostupu tepla - při spalování tuhých paliv s uspořádáním svazku za sebou: k k 0,6 68,04 40,86W / m - kde je tzv. součinitel tepelné efektivnosti a pro dřevité palivo je 0, 6 viz [] Potřebná (ideální) plocha pro ekonomizér QEO 4087,07 Sid 48,m k t 40,86 67,54 - kde Q EO : M v 0, QEO 4087,07m I I 840, ,44 NV NV I NV entalpie vody vystupující z EOnomizéru o teplotě t vys =97 C (Původní tepelná bilance počítá s ohřevem na teplotu 50 C. tomuto ohřevu není dostatečné teplo obsažené ve spalinách. O zbývající ohřev media se postarají prostory membránových stěn výparníku. I NV entalpie napájecí vody - t je střední teplotní logaritmický spád a pro protiproud se určí: t t 4,60 5 t 67, 54 t 4,60 ln ln t 5 přičemž t t t zv 9,6097 4, 60C t t t zv C Počet řad ekonomizéru Sid 48, n 5,,4 0,0,7 7 volím n Ř TR 6 d b n n tr h Skutečná (výrobní) teplosměnná plocha S d le z z,4 0,08,7 6 49, 874m Velikost ideální teplosměnné plochy je S id 48,m, výrobní se od ideální liší o 0,007%. EU VUT FSI, Brno 00

90 str.94 Teplo, které skutečně vezme ekonomizér Q EO k S t 0 40,8649,874 67,540 46, 50kW Výpočet skutečné teploty spalin za ekonomizérem Teplo výstupních spalin: Q Q Q 6606,46 46,50 489, vyseo vyspi EO 957 Entalpie výstupních spalin: QvysPI 489,957 I 84,94kJ M O 6,47,976 vyspi / PV Teplota výstupních spalin (dle Tab 4): Tvys PIc =, C Tato teplota se od předpokládané výstupní teploty za ekonomizérem liší, C což je přijatelné. Rozměr komor na vstupu a výstupu: M EO 0,,47 0 Skom,5,5 0,069m w,05 v průměr komor: 4 Skom 4 0,069 Dkom 0,47m 47mm,4 - volím trubku Tr 68,x0 kg kw Obr. 6 Znázornění části IV. a V. tahu spolu s ekonomizéry a,b,c,d EU VUT FSI, Brno 00

91 str.95. ONTROLA TEPELNÉ BILANCE Určí se dle vzorce Q Q p p 9,406kJ / kg Q i zc, ,95 4, kde Q i je teplo odevzdané všem výhřevným plochám z rovnice bilance na straně spalin Qi I u I sp. EO 0, , ,708 4,4kJ / kg I užitečné teplo uvolněné v ohništi z rovnice u I entalpie spalin za ekonomizérem z (Tab. 4) sp.eo součinitel uchování tepla z rovnice - dle [] hodnota Q při správném výpočtu nesmí být větší než 0,5% z přivedeného p tepla Q p. Q 9,406kJ / kg což činí 0,6% z hodnoty podmínce vyhovuje. p Q p. Tento výpočet dané Obr. 7 Znázornění všech tahů kotle včetně mříže, membránových stěn I., II., III., tahu a levé boční membránové stěny, se svazky přehříváku a ekonomizérů ve směru proudění spalin PIII; PII-a,b; PI-c; PI-a,b, EO-e, EO-d, EO-c,EO-b, EO-a (pozn.v V. tahu chybí část svazku EO-a; správné zobrazení je ve výkresové dokumentaci) EU VUT FSI, Brno 00