VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE PLYNOFIKACE OLEJOVÉHO KOTLE V CUKROVARU 65 T/H, 3,8 MPA, 450 C OIL BOILERS GASIFICATION IN SUGAR REFINERY 65 T/H, 3,8 MPA, 450 C DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Bc. KAREL ŠTUKAVEC Ing. MAREK BALÁŠ, Ph.D. BRNO 015
é č í é ě í ž ý í ý ú ý Á Í É Á ý á é í é ž ý í Ř ú á á č ý š á í š í řá ě č á í í é é á é é í í č á ú á í í í í í ř í ě č ě ý ř á í é ý ů á ď ý ř č í í ě ú ý ř ý ž í ů á á ř ří á á í ý č ží ř é ý č íú á é á í é á ď ý ř č í í ě ú ý ý ě ř í ž í í é Č ý í ý ý č áš ý ě í ý ý č ů ý ý ě í ů Č
í é á áš í á í é á č ý á é ě Á ří íš ř ú ý
Abstrakt Tato diplomová práce se zabývá plynofikací stávajícího olejového kotle. V první části práce popisuje stávajícího kotel. V další části práce následuje plynofikace s ohledem na dodržení limitu NO X. a přepočet kotle pro provoz na zemní plyn. Abstract This masters thesis deals with the gasification of current oil boiler. The first part of the thesis describes the existing boiler. The next part follows gasification with respect for comply with the limits of NO X and recalculation of boiler for operation with the natural gas. Klíčová slova Plynofikace, olejový kotel, tepelný výpočet Key words Gasification, oil boiler, thermal calculation ŠTUKAVEC, K. Plynofikace olejového kotle v cukrovaru 65 t/h, 3,8 MPa, 450 C. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 015. 10 str. Vedoucí diplomové práce Ing. Marek Baláš, Ph.D. - 7 -
Čestné prohlášení: Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně za pomoci vedoucího práce Ing. Marka Baláše, Ph.D. a konzultanta Ing. Ondřeje Nechvátala, literatury a uvedených zdrojů v závěru práce. V Brně dne 015... Karel Štukavec - 8 -
Poděkování: Rád bych poděkoval vedoucímu práce panu Ing. Marku Balášovi, Ph.D a konzultantovi panu Ing. Ondřeje Nechvátalovi za rady a konzultace. - 9 -
Obsah 1 Úvod...- 14 - Stávající stav...- 15 -.1 Tepelná účinnost stávajícího kotle (mazut) a množství paliva...- 16 -. Pilový diagram stávajícího stavu (mazut)...- 19-3 Plynofikace...- 0-4 Objemy a entalpie vzduchu a spalin...- 1-4.1 Stechiometrie...- 1-4. Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin...- - 4.3 Entalpie vzduchu a produktů spalování... - 3-5 Tepelná bilance kotle...- 7-5.1 Teplo přivedené do kotle...- 7-5. Ztráty kotle a tepelná účinnost...- 7-5.3 Výrobní teplo páry a množství paliva...- 8-6 Výpočet spalovací komory...- 9-6.1 Rozměry spalovací komory...- 9-6. Tepelný výpočet ohniště...- 31-6..1 Teplota spalin na výstupu z ohniště...- 31-6.. Součinitel M...- 31-6..3 Boltzmannovo číslo... - 3-6..4 Stupeň černosti ohniště...- 33-7 Bilanční výpočet teplosměnných ploch ze strany média...- 35-7.1 Tlak napájecí vody...- 35-7. Dílčí výkony jednotlivých ploch...- 35-7..1 Eko1...- 35-7.. Eko...- 36-7..3 Výparník... - 36-7..4 Přehřívák PP1+ZTR...- 36-7..5 Přehřívák PP +MŘÍŽ PP...- 37-7..6 Součet výkonů...- 37-7.3 Pilový diagram...- 38-8 Mříž...- 38-8.1 Bilanční teplo spalin...- 39-8. Součinitel prostupu tepla...- 39-8.3 Střední logaritmický teplotní spád...- 4 - - 10 -
8.4 Rovnice sdílení tepla... - 4-8.5 Celková bilance... - 4-9 VRATNÁ KOMORA... - 43-9.1 Přehříváková Mříž PP... - 43-9.1.1 Bilanční teplo spalin... - 44-9.1. Rovnice tepelné bilance... - 44-9.1.3 Součinitel prostupu tepla... - 45-9.1.4 Střední logaritmický teplotní spád... - 48-9.1.5 Rovnice sdílení tepla... - 48-9. Část Závěsných trubek... - 48-9..1 Rovnice tepelné bilance... - 49-9.. Součinitel přestupu tepla sáláním... - 49-9..3 Střední logaritmický teplotní spád... - 49-9..4 Rovnice sdílení tepla... - 50-9..5 Celková bilance... - 50-10 Přehříváku PP+ZTR... - 50-10.1 Přehříváku PP... - 51-10.1.1 Bilanční teplo spalin... - 51-10.1. Rovnice tepelné bilance... - 5-10.1.3 Součinitel prostupu tepla... - 53-10.1.4 Střední logaritmický teplotní spád... - 56-10.1.5 Rovnice sdílení tepla... - 56-10. Část Závěsných trubek... - 56-10..1 Rovnice tepelné bilance... - 57-10.. Součinitel prostupu tepla... - 57-10..3 Střední logaritmický teplotní spád... - 59-10..4 Rovnice sdílení tepla... - 60-10..5 Celková bilance... - 60-11 Přehříváku PP1+ZTR... - 60-11.1 Přehříváku PP1... - 60-11.1.1 Bilanční teplo spalin... - 61-11.1. Rovnice tepelné bilance... - 61-11.1.3 Součinitel prostupu tepla... - 6-11.1.4 Střední logaritmický teplotní spád... - 65-11.1.5 Rovnice sdílení tepla... - 66-11. Část Závěsných trubek... - 66 - - 11 -
11..1 Rovnice tepelné bilance...- 66-11.. Součinitel prostupu tepla...- 67-11..3 Střední logaritmický teplotní spád...- 69-11..4 Rovnice sdílení tepla...- 69-11..5 Celková bilance...- 69-1 Dodatkový výparník...- 69-1.1 Bilanční teplo spalin...- 71-1. Součinitel prostupu tepla...- 7-1.3 Střední logaritmický teplotní spád...- 75-1.4 Rovnice sdílení tepla...- 75-1.5 Celková bilance...- 75-13 Eko...- 75-13.1 Bilanční teplo spalin...- 76-13. Rovnice tepelné bilance... - 76-13.3 Součinitel prostupu tepla...- 78-13.4 Střední logaritmický teplotní spád...- 80-13.5 Rovnice sdílení tepla...- 80-13.6 Celková bilance...- 80-14 Eko1...- 81-14.1 Bilanční teplo spalin...- 81-14. Rovnice tepelné bilance... - 81-14.3 Součinitel prostupu tepla...- 83-14.4 Střední logaritmický teplotní spád...- 85-14.5 Rovnice sdílení tepla...- 85-14.6 Celková bilance...- 86-15 OVZ...- 86-15.1 Rovnice tepelné bilance... - 87-15. Součinitel prostupu tepla...- 88-15.3 Teplotní spád...- 91-15.4 Rovnice sdílení tepla...- 91-15.5 Celková bilance...- 91-16 OVZ 1...- 9-16.1 Rovnice tepelné bilance... - 9-16. Součinitel prostupu tepla...- 94-16.3 Teplotní spád...- 96-16.4 Rovnice sdílení tepla...- 96 - - 1 -
16.5 Celková bilance... - 96-17 Celková Bilance kotle na straně spalin... - 96-18 Závěr... - 97-19 Seznam použité literatůry... - 98-0 Seznam obrázků... - 98-1 Seznam tabulek... - 98 - Seznam použitých symbolů... - 99-3 Seznam použitých zkratek... - 10-4 Seznam příloh... - 10 - - 13 -
1 Úvod V dnešní energeticky náročné době, kdy nároky člověka na spotřebu energií narůstají a tím narůstá i znečištění životního prostředí, lidstvo postupně začíná klást důraz na snížení znečištění životního prostředí. S tím souvisí i zavedení limitů průmyslových emisí 100 mg/nm 3 Úkolem diplomové práce je plynofikace olejového kotle v cukrovaru s ohledem na ekonomickou stránku rekonstrukce a provézt tepelný přepočet pro provoz na zemní plyn při zachování tepelného výkonu a parametrů páry a navrhnout opatření pro dodržení limitu NO x = 100mg/Nm 3. První část práce seznamuje se stávajícím kotlem a s výsledky kontrolního tepelného výpočtu stávajícího kotle. Druhá část práce obsahuje kontrolní propočet kotle po plynofikaci a popisuje problémy, které nastaly a byly řešeny důsledkem změny paliva na plyn. - 14 -
Stávající stav Stávajicí olejový kotel, kde palivem je těžký olej mazut je starší konstrukce. Navrhnut byl v době, kdy mazut obsahoval vysoký obsah síry. Z toho důvodu byl kotel navrhnut tak, aby se teplota spalin za kotlem pohybovala kolem 160 stupňů celsia. Vysoký obsah síry v palivu způsobuje vyšší rosný bod spalin, což způsobuje nízkoteplotní korozi ze strany spalin. Nízkoteplotní koroze vzniká při teplotě spalin na stěnách spalinovodu nižší, než je rosný bod spalin, kdy na stěnách kondenzuje vodní pára a kyselina sírová. [3] Stávajicí kotel je tvořen spalovací komorou a druhým tahem. Ve spalovací komoře jsou umístěny čtyři mazutové hořáky a výparník. Spaliny ze spalovací komory vystupují skrze rozvolněnou výparníkovou mříž a vstupují do druhého tahu. Za mříží spaliny proudí vratnou komorou. Ta je tvořena na vstupu do vratné komory mříži trubek druhého přehříváku, pro výstup páry z kotle a částí závěsných trubek. Dále postupují skrze dva stupně přehříváku, dva stupně ekonomizéru a dva stupně trubkového ohříváku vzduchu. Voda pro kotel se využívá voda z úpravy řepy v cukrovaru, která po úpravě stále obsahuje příměsi ve vodě. Dle normy ČSN EN 1 95, tato voda nemůže být použita pro vstřik k chlazení páry v mezistupni přehříváku. Z toho důvodu se pára zastřikuje kondenzátem, vyrobeným v kondenzátoru páry, kdy se z bubnu odvádí část páry potřebné k výrobě kondenzátu a přihřívá tak napájecí vodu proudící skrze kondenzátor. Obr.:-1 Schéma stávajícího olejového kotle (mazut) - 15 -
.1 Tepelná účinnost stávajícího kotle (mazut) a množství paliva Parametry Paliva (mazut) Q i r = 4045,86 kj kg 1 t P = 140 C Tab.:-1 Složení paliva (mazut) r r r r r r r r W t [%] H [%] C [%] N [%] O [%] A [%] S [%] S prch [%] 0,5 11, 84,59 0,35 1,133 0,067,14 1,07 Teplo přivedené do kotle Q P P = Q i r + i P + Q VZV + Q pr (Rov.:.1-1) Q P P = 4045,86 + 9,6 + 0 + 98,478 = 40843,948 kj/kg Fyzické teplo paliva i P = c P t P =,09 140 = 9,60 kj/kg (Rov.:.1-) Měrné teplo paliva c P = 1,74 + 0,005 t P (Rov.:.1-3) c P = 1,74 + 0,005 140 =,09 kj/kg K Teplo přivedené do kotle při parním rozprašováním mazutu Q pr = G pr (i pr 500) (Rov.:.1-4) Q pr = 0,3 (88,6 500) = 98,478 kj/kg G pr množství páry na rozprašování [1] i pr entalpie páry na rozprašování při 1 Mpa ; 00 C [3] Ztráty kotle Ztráta hořlavinou ve spalinách -pro topné oleje Z CO = 0,5 % [1] Ztráta sdílením tepla do okolí -hliníkový nátěr oplechování při M PP = 18,056 kg/s je Z SO = 0,8 % [1] - 16 -
Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích Z C = 0 Ztráta citelným teplem spalin Z K = (100 Z C ) I SP I VZ Q P P (Rov.:.1-5) 387.95 468.70 Z K = (100 0) = 6.903% 40843,948 I VZ entalpie vzduchu při t = 30 C a přebytku vzduchu α k = 1.13 I SP entalpie spalin za kotlem t = 185.5 C a přebytku vzduchu α k = 1.13 Tepelná účinnost η K = 100 z = 100 Z CO Z SO Z K (Rov.:.1-6) η K = 100 z = 100 0,5 0,8 6.903 = 91.797% Množství paliva M P = M P = Q V Q P P η K 100 51044.68 408,485 93,515 100 (Rov.:.1-7) = 1.36 kg/s (Rov.:.1-8) Výrobní teplo páry Q V = M PP (i PP i NV ) + M MP ( i) + M OP ( i) + M O ( i) (Rov.:.1-9) Q V = 18,056 (3333,93 506.84) + 0 + 0 + 0 = 51044.68kW - 17 -
I [kj/kg] t [ C] I SPmin [kj/kg] I VZmin [kj/kg] α 0 =1,07 [kj/kg] α 0 =1,09 [kj/kg] α 0 =1,13 [kj/kg] 100 157,484 1386,79 1669,559 1697,958 175,767 00 3185,064 788,47 3380,4 3436,0071 3547,53 300 4841,05 416,936 5136,11 50,5499 5389,7 400 654,754 567,859 6939,854 7053,3118 780,6 500 890,013 7164,393 8791,51 8934,809 91,385 600 10083,473 8691,54 10691,813 10865,71 1113,373 700 11918,371 1050,11 1635,88 1840,88 1350,886 800 13793,887 1183,344 1461,5 14857,989 15330,9 900 1570,333 1343,811 16641,999 16910,476 17447,48 1000 17650,996 15051,511 18704,60 19005,63 19607,69 1100 1961,77 16694,9 0790,417 114,316 179,11 100 161,86 18363,47 907,305 374,575 4009,113 1500 773,04 3441,393 937,939 9841,768 30779,43 1800 33996, 8563,306 35995,654 36566,91 37709,45 000 383,056 3093,131 40469,575 41111,438 4395,163 500 5067,07 40456,87 53459,004 5468,14 55886,414 Tab.:.1-1 I-t tabulka vzduchu a produktu spalování (mazut) I SP 50000 40000 30000 0000 10000 ispal min Ivzmin Ispal1.07 Ispal1.09 Ispal1,13 0 t [ C] 0 500 1000 1500 000 500 Obr.:.1-1 I-t diagram spalin (mazut) - 18 -
. Pilový diagram stávajícího stavu (mazut) Obr.:.-1 Pilový diagram stávajícího kotle (mazut) 1-19 -
3 Plynofikace Plynofikací kotle se rozumí změna paliva z mazutu na plyn. Tuto změnu provázelo několik úprav. První z úprav, je výměna mazutových hořáků za nízkoemisní plynové hořáky a zavedení recirkulace spalin zpět do kotle k potlačení NO x. Z důvodu vyšší teploty spalin na konci ohniště při spalování plynu oproti mazutu, došlo k úpravám spal. komory, druhého přehříváku a byla přidána teplosměnná plocha do druhého tahu. Ostatní plochy byly zachovány vzhledem k požadavkům, na ekonomickou stránka plynofikace. Obr. 3-1:Schéma kotle po plynofikaci - 0 -
4 Objemy a entalpie vzduchu a spalin Palivem je zemní plyn. Složení je uvedeno v Tab. -1 Objemy a entalpie jsou vztaženy na 1kg paliva. Parametry paliva (zemní plyn): Q i r = 34300 kj/kg Tab.:-1 Složení zemního plynu CH4 [%] CH6 [%] C4H10 [%] CO [%] N [%] C3H8 [%] 94.31 0.51 0.1 3.38 1.59 0.11 4.1 Stechiometrie Minimální množství kyslíku ke spálení 1 m 3 paliva O O min = 0.5 CO + H 100 O O min = (1 + 4 4 ) 94.31 100 + ( + 6 4 ) 0.51 = 1.916 m 3 m 3 + 1.5 H S 100 + (x + y 4 ) C xh y 100 O 100 100 + (3 + 8 4 ) 0.11 100 + (4 + 10 4 ) 0.1 100 0 100 (Rov.: 4.1-1) Minimální množství suchého vzduchu ke spálení 1 m 3 paliva S O VZmin = 100 1 O O min = 100 1 1.916 = 9.14 m3 m 3 Minimální množství vlhkého vzduchu ke spálení 1 m3 paliva (Rov.: 4.1-) V O VZmin S = f O VZmin = 1.030 9.14 = 9.398 m 3 m 3 (Rov.: 4.1-3) - při relativní vlhkosti φ = 0. 7 a teplotě vzduchu 30 C je f = 1. 03 Množství jednotlivých složek ve spalinách po spálení 1 m3 paliva: S O CO = 0.01 (CO + CO + x C x H y + 0,03 O VZmin ) (Rov.: 4.1-4) = 0,01 (3.8 + 94.31 + 0.75 + 0.51 + 3 0.11 + 4 0.1 + 0.03 9.1403) = 0.997 m 3 m 3 S O N = 0.01 (N + 78,05 O VZmin ) (Rov.: 4.1-5) O N = 0.01 (1.590 + 78.05 9.14) = 7.137 m 3 m 3 S O Ar = 0,009 O VZmin = 0,009 9.14 = 0.084 m 3 m 3 (Rov.: 4.1-6) - 1 -
Minimální množství suchých spalin po spálení 1 m 3 paliva: S O SPmin = O CO + O N + O Ar = 0.997 + 7.137 + 0.084 = 8.18 m 3 m 3 (Rov.: 4.1-7) Minimální objem vodní páry ve spalinách po spálení 1 m 3 paliva O H Omin = 0.01 ( y C S xh y + H + H S) + (f 1) O VZmin (Rov.: 4.1-8) = 0,01 ( 4 94.31 + 6 0.51 + 8 0.11 + 8 0.1) + (1.03 1) 9.14 =.185 m3 m 3 Minimální množství vlhkých spalin po spálení 1 m 3 paliva: V O SPmin S = O SPmin + O H Omin = 8.1 +.185 = 10.403 m 3 m 3 (Rov.: 4.1-9) 4. Součinitel přebytku vzduchu a objemy vzduchu a spalin Pro dokonalé vyhoření paliva při spalování, se v praxi volí větší množství spalovacího vzduchu, než je jeho teoretické minimální množství. Spaluje se proto s přebytkem vzduchu α, který se volí dle zkušeností. Pro snížení NOx byl přebytek volen α o = 1,05 Skutečné množství vzduchu Součinitel β popisuje přisávání falešného vzduchu na trase spalin, který se v průběhu trasy navyšuje. V O VZ = β O VZmin = 1.05 9.398 = 9.868 m 3 m 3 (Rov.: 4.-1) Skutečné množství spalin po spálení 1 kg paliva při V O SP = O SPmin V + (α o 1) O VZmin (Rov.: 4.-) O SP = 10.403 + (1.05 1) 9.398 = 10.873 m 3 m 3 Skutečný objem vodní páry ve spalinách po spálení 1 m 3 paliva S O H O = O H Omin + (f 1) (α o 1) O VZmin (Rov.: 4.-3) O H O =.185 + (1.03 1) (1.05 1) 9.14 =.198 m 3 m 3 Objemové části tříatomových plynů r RO = O SO + O CO O SP = 0 + 0.997 10.873 = 0.09 (Rov.: 4.-4) - -
r H O = O H O O SP =.198 10.873 = 0.0 (Rov.: 4.-5) Součet objemových částí tříatomových plynů r SP = r RO + r H O = 0.09 + 0.0 = 0.94 (Rov.: 4.-6) 4.3 Entalpie vzduchu a produktů spalování Poměrové složky p CO = O CO O SP = 0.997 10.873 = 0.09 (Rov.: 4.3-1) p N = O N O SP = 7.137 10.873 = 0.656 (Rov.: 4.3-) p Ar = A r O SP = 0.084 10.873 = 0.0077 (Rov.: 4.3-3) p H O = O H O O SP =.185 10.873 = 0.01 (Rov.: 4.3-4) p VZ = O VZmin (α o 1) 9.398 (1.05 1) = = 0.043 O SP 10.873 (Rov.: 4.3-5) Entalpie minimálního množství vzduchu S I VZmin = O VZmin (c t) VZ (Rov.: 4.3-6) Entalpie minimálního množství spalin I SPmin = O CO i CO + O N i N + O H 0min i H O + O Ar i Ar (Rov.: 4.3-7) - 3 -
Teplota Entalpie složek spalin Měrné teplo t i CO i SO i N i Ar i H0 c [ C] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 ] [kj/m 3 K] 100 170 191, 19,5 93,07 150,6 1,345 00 357,5 394,1 59,9 186 304,5 1,35 300 558,8 610,4 39,1 78,8 46,8 1,363 400 771,9 836,5 56,7 371,7 65,9 1,376 500 994,4 1070 664 464,7 794,5 1,39 600 15 1310 804,3 557,3 968,8 1,404 700 146 1554 947,3 650, 1149 1,4 800 1705 1801 1093 743,1 1335 1,434 900 195 05 141 835,7 156 1,449 1000 03 304 139 98, 173 1,461 1100 458 540 1544 100 195 1,474 100 716 803 1698 1114 13 1,486 1500 3503 3587 166 1393 779 1,51 1800 4305 4363 643 174 3458 1,539 000 4844 4890 965 1857 395 1,559 500 604 605 3778 31 513 1,591 Tab.:4.3-1 Entalpie složek spalin Entalpie spalin I SP = I SPmin + (α o 1) I VZmin (Rov.: 4.3-8) Recirkulace Recirkulace spalin je přivedení části objemu spalin na konci kotle, zpět do spalovací komory. Recirkulace je zavedena z důvodu snížení NOX. Objem spalin za kotlem závisí na koeficientu recirkulace r, který v mém případě byl volen 0.1=10% Objem Recirkulovaných spalin O SPRec = r O SPod = 0.1 11.531 = 1.153 m 3 m 3 (Rov.: 4.3-9) Objem spalin odchozích V O SPod = O SPmin V + (α k 1) O VZmin (Rov.: 4.3-10) O SPod = 10.403 + (1.1 1) 9.398 = 11.531 m 3 m 3 Objem spalin s recirkulací O SPsRec = O SP + O SPRec = 10.873 + 1.153 = 1.06 m 3 m 3 (Rov.: 4.3-11) - 4 -
Poměrové objemy dílčích složek s recirkulací O CORec = O SP p CO + O SPod p CO r (Rov.: 4.3-1) O CORec = 10.873 0.09 + 11.531 0.09 0.1 = 1.103 m 3 /m 3 (Rov.: 4.3-13) p CORec = O CO r = 1.103 = 0.09 (Rov.: 4.3-14) O SPsRec 1.06 O NRec = O SP p N + O SPod p N r (Rov.: 4.3-15) O NRec = 10.873 0.656 + 11.531 0.656 0.1 = 7.894 m 3 /m 3 p NRec = O N Rec O SPsRec = 7.894 1.06 = 0.656 (Rov.: 4.3-16) O ArRec = O SP p Ar + O SPod p Ar r (Rov.: 4.3-17) O ArRec = 10.873 0.0077 + 11.531 0.0077 0.1 = 0.093 m 3 /m 3 p ArRec = O N Rec O SPsRec = 0.093 1.06 = 0.0077 (Rov.: 4.3-18) O H ORec = O SP p H O + O SPod p H O r (Rov.: 4.3-19) O H ORec = 10.873 0.01 + 11.531 0.01 0.1 =.416 m 3 /m 3 p H ORec = O H ORec =.416 = 0.01 (Rov.: 4.3-0) O SPsRec 1.06 O VZRec = O VZmin (α o 1) + O VZmin (α k 1) r (Rov.: 4.3-1) O VZRec = 9.398 (1.05 1) + 9.398 (1.1 1) 0.1 = 0.583 m 3 /m 3 p VZRec = O VZRec = 0.583 = 0.048 (Rov.: 4.3-) O SPsRec 1.06 Entalpie recirkulovaných spalin I SPRec = p CORec i CO + p NRec i N + p H ORec i H O + p ArRec i Ar + p VZRec c t (Rov.: 4.3-3) - 5 -
I [kj/kg] Entalpie spalin s recirkulací I SPsRec = I SP + I SPRec (Rov.: 4.3-4) t [ C] I SPmin [kj/kg] I VZmin [kj/kg] I SP I SPsRec α 0 =1,05 [kj/kg] α 0 =1,05 [kj/kg] α 0 =1,07 [kj/kg] α 0 =1,09 [kj/kg] α 0 =1,1 [kj/kg] 100 1430,5996 108,039 1491,0008 168,81 165,156 1676,047 1711,9106 00 89,701 48,815 3013,711 391,19 3339,1684 3387,1789 3459,503 300 4390,1495 3673,3416 4573,8166 4994,951 5067,4888 5140,0754 549,041 400 597,4191 4941,584 6174,4983 6743,037 6840,5843 6938,199 7084,738 500 7505,356 640,8486 7817,3984 8537,456 8660,4093 8783,6594 8968,684 600 915,00 7571,1347 9503,7569 10378,935 1058,319 10677,81 1090,3 700 10783,611 898,793 1130,051 164,49 1440,386 1616,649 1881,63 800 1479,946 1099,5 1994,907 14191,68 14394,788 14598,04 14903,178 900 1407,583 11693,379 1479,5 16154,61 16385,149 16615,857 1696,14 1000 15973,719 13111,56 1669,8 18160,891 18419,315 18677,93 19066,19 1100 17761,846 1454,8 18488,987 0191,948 0478,518 0765,304 1195,857 100 19578,346 15996,8 0378,16 55,18 570,37 885,71 3359,05 1500 5140,18 0419,619 6161,16 8571,055 8973,11 9375,479 9979,577 1800 30856,993 4881,78 3101,056 35057,737 35547,97 36037,5 3677,865 000 347,506 7956,08 3610,31 39447,95 39997,916 40548,36 41374,714 500 44563,014 3541,634 4635,096 5059,908 5184,957 51977,609 53017,636 Tab.:4.3- I-t tabulka vzduchu a produktu spalování 50000 40000 30000 0000 10000 ispal min Ivzmin Ispal1.05 Ispal1.05sRec Ispal1.07sRec Ispal1.09sRec Ispal1,1sRec 0 0 500 1000 1500 000 500 t [ C] Obr.:4.3-1 I-t diagram spalin - 6 -
5 Tepelná bilance kotle Tepelná bilance kotle se provádí za účelem určení účinnosti kotle, kdy při transformaci chemicky vázané energie v palivu, uvolněné při spalovacím procesu do pracovního média dochází k energetickým ztrátám a převedením na jejich tepelný ekvivalent umožňují určit celkovou tepelnou účinnost kotle. 5.1 Teplo přivedené do kotle Teplota přiváděného spalovací vzduch na vstupu do OVZ je 30 C a palivo není ohříváno cizím zdrojem. Teplo přivedené do kotle na 1kg paliva je tedy: Q P P = Q i r + i P + Q VZ = 34300 + 0 + 0 = 34300 kj/m 3 (Rov.: 5.1-1) 5. Ztráty kotle a tepelná účinnost Tepelné ztráty kotle snižují tepelnou účinnost kotle. Palivem kotle po plynofikace je plyn, tudíž odpadá ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích (mechanický nedopal) a ztráta fyzickým teplem tuhých zbytků. Ztráta hořlavinou ve spalinách (chemický nedopal) Při nedokonalém spalování paliva zůstávají ve spalinách podíly spalitelných plynů převážně CO. -pro topné oleje Z CO = 0,5 % [1] Ztráta sdílením tepla do okolí Závisí na parním výkonu kotle, druhu nátěru a oplechování. -hliníkový nátěr oplechování při M PP = 18,056 kg/s je Z SO = 0,8 % [1] Ztráta citelným teplem spalin (komínová ztráta) Komínová ztráta má největší podíl na ztrátách kotle. Spaliny odcházející do komína a odnášejí nevyužitou část uvolněné energie při spálení. Velikost ztráty závisí na teplotě spalin a přebytku vzduchu ve spalinách za kotlem. Ztráta hořlavinou v tuhých zbytcích Z C = 0. Z K = (100 Z C ) I SP I VZ Q P P (Rov.: 5.-1) 84.768 404.670 Z K = (100 0) = 7.1 % 34300-7 -
Entalpie vzduchu při t = 30 C a přebytku vzduchu za kotlem α k = 1, 1 I VZ = α k I VZmin 30 = 1,1 361.31 = 404.670 kj/m 3 (Rov.: 5.-) Tepelná účinnost kotle η K = 100 z = 100 Z CO Z SO Z K (Rov.: 5.-3) η K = 100 z = 100 0,5 0,8 7.1 = 91.578% 5.3 Výrobní teplo páry a množství paliva Výrobní teplo páry Kotel nemá mezipřihřívák M MP = 0, není množství odebírané syté páry M OP = 0, neuvažujeme s odluhem M O = 0 Q V = M PP (i PP i NV ) + M MP ( i) + M OP ( i) + M O ( i) (Rov.: 5.3-1) Q V = 18,055 (3333,93 506.84) + 0 + 0 + 0 = 51044.681kW i PP entalpie přehřáté páry při 3,8 MPa; 450 C [3] i NV entalpie napájecí vody při 4,8 MPa, 10 C [3] Množství paliva M PV = Q V Q P P η K 100 = 51044.681 34300 91.578 = 1.65 m 3 /s (Rov.: 5.3-) 100 Při spalování plynu nevzniká ztráta mechanickým nedopalem Z C, tudíž množství paliva přivedeného do kotle M PP se rovná množství paliva skutečně spáleného M PV. - 8 -
6 Výpočet spalovací komory Z důvod výší teploty spalin na konci ohniště při spalování plynu, byla spalovací komora upravena. Úprava spočívala ve zvětšení plochy výparníku. Byl vytvořen tzv. nos z trubek a napojen na každou druhou trubku výparníku. Velikost nosu byla omezena prostorem pod nosem, kde se napojil dodatkový výparník umístěn v druhém tahu na trubky, které nebyly využity k napojení nosu. Při návrhu byl dodržen sklon trubek 5 pro přirozenou cirkulaci v trubkách výparníku. 6.1 Rozměry spalovací komory Rozměry spalovací komory jsou odečteny z výkresu stávajícího kotle. Obr.:6.1-1Zjednodušený obr. spalovací komory po plynofikaci Aktivní objem ohniště V NOS = π 0.563 V SP.K. = 8.006 4.160 4.480 + 0.171 1.98 4.160 + ( 4.160) + 1.14 1.98 4.160 = 1.458 m 3 (Rov.: 6.1-1) V O = V SP.K. V NOS = 179.58 1.458 = 167.071 m 3.464 1.98 4.480 0.790 1.98 4.480 + = 179.58 m 3 (Rov.: 6.1-) (Rov.: 6.1-3) - 9 -
Povrch stěn ohniště.464 4.480 F horní = 5.114 4.160 + +.464 4.160 = 4.563 m (Rov.: 6.1-4) F střed = 8.006 4.480 + 8.006 4.160 = 138.344 m (Rov.: 6.1-5) F dolní = 4.550 4.160 + 0.790 4.480 + 0.790 4.160 = 5.754 m (Rov.: 6.1-6) F SP.K = F horní + F střed + F dolní = 4.563 + 138.344 + 5.754 = 06.660 m (Rov.: 6.1-7) F nos = π 0.563 4.160 + 1.963 4.160 = 3.690 m F zanosem = 1.467 4.160 = 6.103 m F ST = F SP.K + F nos F zanosem = 06.660 + 3.690 6.103 = 47.938 m (Rov.: 6.1-8) (Rov.: 6.1-9) (Rov.: 6.1-10) Účinná sálavá plocha stěn ohniště Pro membránové stěny a výstupní průřez ohniště je úhlový součinitel x 1 = 1. Z celkové plochy stěn jsou odečteny plochy 3 revizních otvorů a 4 hořáků. Plochy nosu a oblast pro dodatkový výparník, je násobena koeficientem x = 0.55, který je odečten z grafu dle poměru S D. F zeb.tr. = 3.3 4.160 = 13.78 m π 1.15 F 4hoř. = 4 = 3.976 m 4 F 3otv. = 3 1. 0.6 = 6.103 m (Rov.: 6.1-11) (Rov.: 6.1-1) (Rov.: 6.1-13) F ÚSX1 = (F SP.K F zanosem F zeb.tr. F 3otv. F 4hoř. ) x 1 (Rov.: 6.1-14) F ÚSX1 = (06.660 6.103 13.78 6.103 3.976) 1 = 180.694 m F ÚSX = ( F nos + F zanosem + F zeb.tr. ) x F ÚSX = ( 3.690 + 6.103 + 13.78) 0.55 = 36.966 m F ÚS = F ÚSX1 + F ÚSX = 180.694 + 36.966 = 17.660 m (Rov.: 6.1-15) (Rov.: 6.1-16) (Rov.: 6.1-17) - 30 -
6. Tepelný výpočet ohniště Cílem tohoto výpočtu je určení teploty spalin na konci ohniště θ o metodou postupného přiblížení. Pro určení středního celkového měrného tepla spalin, se odhadne hodnota teploty na konci ohniště a dle ní i entalpie. Podmínkou je, aby se odhadovaná hodnota teploty θ o nelišila ±0 C od hodnoty teploty vypočtené θ o. Hodnoty entalpií a teplot jsou interpolovány z tab.:-3. Za konečnou hodnotu teploty θ o se bere hodnota vypočtené teploty θ o. Následující výpočet je proveden s vypočtenou hodnotou teploty θ o, získanou po několika provedených iteracích. 6..1 Teplota spalin na výstupu z ohniště Vychází z poměrné teploty spalin na výstupu z ohniště dle vztahu: θ o = T o T a = 1 1 + M ( a o B o ) 0,6 θ o = θ a + 73,15 1 + M ( a o B o ) 0,6 73,15 (Rov.: 6..1-1) 6.. Součinitel M Charakterizuje průběh teploty po poměrné výšce ohniště. Je závislý na druhu spalovacího paliva a na poměrné výšce maximální hodnoty teploty plamene x o, určené podle poměrné výšky hořáků x h a opravy x,kdy se maximální hodnota teploty plamene x o nachází nad nebo pod úrovní hořáků. M = 0,54 0, x o = 0,54 0, 0.74 = 0.485 Poměrná výška maximální hodnoty teploty plamene: (Rov.: 6..-1) x o = x h + x = 0.47 + 0 = 0.74 (Rov.: 6..-1) Poměrná výška hořáků x h = h h h c =.7 9.865 = 0.74 (Rov.: 6..-) Výšky hořáků odečtena ze stávajícího výkresu kotle. h h = n 1 h h I + n h h II n 1 + n (Rov.: 6..-3) h h = 1.7 + 3.7 + =.7 m Oprava při spalování plynu v nízkoemisních hořácích, byla dle doporučení konzultanta, zvolena α h = 1. x = (1 α h ) = (1 1) = 0 (Rov.: 6..-4) - 31 -
6..3 Boltzmannovo číslo B o = B o = φ M PV O SP c 5,7 10 11 (Rov.: 6..3-1) 3 ψ F ST ϑ a 0.991 1.65 1.314 5,7 10 11 0.571 47.938 (1844 + 73,15) 3 = 0.448 Součinitel uchování tepla φ = 1 z SO 0.8 = 1 η K + z SO 91.578 + 0.8 = 0.991 (Rov.: 6..3-) Střední celkové měrné teplo spalin O SP c = I u I o 36034.0 0709.5 = =.38 kj/m 3 K (Rov.: 6..3-3) θ a θ o 1844 115.5 -odhadovaná θ o = 115.5 a jí odpovídající entalpie = 0709.5 kj/m 3 Užitečné teplo uvolněné v ohništi I u = Q P P 100 z CO 100 Z C + Q VZ Q VZV + r I SPOD (Rov.: 6..3-4) 100 0,5 I u = 34300 + 160.93 0 + 0.1 847.681 = 36034.199 kj/m3 100 0.8 - adiabatická teplota θ a = 1844 odpovídající I u, při α 0 = 1,05 Teplo přivedené do kotle se spalovacím vzduchem Teplota ohřátého vzduchu je 17.5 C Q VZ = α 0 I VZmin = 1,05 1543.743 = 160.93kJ/m 3 (Rov.: 6..3-5) součinitel tepelné efektivnosti stěn ψ = F ÚS X1 ξ + F ÚSX ξ 180.694 0.65 + 36.966 0.65 = = 0.571 (Rov.: 6..3-6) F ST 47.938 -součinitel zanešení stěn ohniště pro plyn ξ = 0.65 [1] - 3 -
6..4 Stupeň černosti ohniště Vyjadřuje sálavé vlastnosti plamene a stěn ohniště. Ve výpočtu se plamen dělí na sálavou a nesálavou část. Uvažuje se zeslabení sálavého toku vlivem přítomnosti tříatomových plynů a částic sazí. a o = a PL a PL + (1 a PL ) ψ (Rov.: 6..4-1) a o = 0.358 0.358 + (1 0.358 ) 0.571 = 0.494 Efektivní stupeň černosti plamene Součinitel m charakterizuje podíl objemu ohniště zaplněného svítivou částí plamene. Pro spalování plynných paliv při objemovém zatížení q V < 400kW/m 3 v jednoprostorovém ohništi je m = 0,1 [1]. a PL = m a SV + (1 m) a NS (Rov.: 6..4-) a PL = 0,1 0.531 + (1 0,1 ) 0.339 = 0.358 Stupeň černosti nesvítivé části plamene a NS = 1 e kns 0,1 s = 1 e 1.706 0,1.46 = 0.339 (Rov.: 6..4-3) Součinitel zeslabení sálání nesvítivými tříatomovými plyny k NS = k SP r SP = ( 7,8 + 16 r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 θ o 1000 ) r SP (Rov.: 6..4-4) 7,8 + 16 0.01 k NS = ( 3,16 0.09.46 Celkový parciální tlak 115.5 + 73.15 1) (1 0,37 ) 0.93 = 1.706 1000 p SP = p r SP = 0,1 0.93 = 0.09 MPa (Rov.: 6..4-5) -kotel bez přetlaku v ohništi p = 0, 1 MPa [1] Účinná tloušťka sálavé vrstvy s = 3,6 V O = 3,6 167.071 =.46m (Rov.: 6..4-6) F ST 47.938 Stupeň černosti svítivé části plamene a SV = 1 e k SV p s = 1 e 3.1 0.1.46 = 0.531 (Rov.: 6..4-7) - 33 -
Součinitel zeslabení sálání svítivými tříatomovými plyny k SV = k SP r SP + k C = k NS + k C = 1.706 + 1.416 = 3.1 m 1 MPa 1 (Rov.: 6..4-8) Součinitel zeslabení sáláním částicemi sazí k C = 0,3 ( α o ) (1,6 k C = 0,3 ( 1.05) (1,6 θ o Cr 0,5) 1000 H r (Rov.: 6..4-9) 115.5 + 73,15 0,5).859 = 1.416 1000 Podíl obsahu uhlíku a vodíku v původním vzorku C r H r = 0,1 x y C xh y (Rov.: 6..4-10) C r H r = 0,1 (1 4 94.31 + 6 0.51 + 3 8 0.11 + 4 0.1) =.859 10 Teplota spalin na výstupu z ohniště θ o = θ o + 73,15 1 + M ( a 0,6 73,15 (Rov.: 6..4-11) o B ) o θ o = (1844 + 73,15) 1 + 0.485 ( 0.494 0.448 ) 0,6 73,15 = 115.047 C Rozdíl mezi odhadovanou a vypočtenou teplotou θ o t o = θ o θ o = 115.5 115.047 = 0.45 C (Rov.: 6..4-1) Podmínka θ o = ±0 C je splněna. Množství tepla odevzdané v ohništi do stěn Q s = φ (I u I o ) = 0.991 (36034.0 0709.5) = 15191.967 kj/m 3 (Rov.: 6..4-13) Střední tepelné zatížení stěn ohniště q = φ M PV (I u I o ) F ÚS (Rov.: 6..4-14) q = 0.991 1.65 (36034.0 0709.5) 17.660 = 113.44 kw/m - 34 -
7 Bilanční výpočet teplosměnných ploch ze strany média 7.1 Tlak napájecí vody V trubkách konvekčních ploch při proudění média vznikají tlakové ztráty. Proto tlak napájecí vody musí být navýšen od požadovaného tlaku přehřáté páry na výstupu o tlakové ztráty v jednotlivých konvekčních plochách. Jednotlivé ztráty v konvenčních plochách byly zvoleny dle odborného doporučení konzultanta. p NV = p pp + p VÝP + p PP + p dot.výp. + p EKO (Rov.: 7.1-1) p NV = 3.8 + 0 + 0. + 0 + 0.5 = 4,5 MPa 7. Dílčí výkony jednotlivých ploch 7..1 Eko1 Napájecí voda před vstupem do ekonomizéru (Eko1), je ohřátá v kondenzátoru v závislosti na množstvím vyrobeného kondenzátu, který je využíván pro zástřik páry v mezistupni přehříváků PP1 a PP. Bilance kondenzátoru páry Obr.7..1-1 Bilance přihřátí vody na vstupu do Eka1 i KonOUT = M zbuben i zbuben + M NV i NV M vstřik i vstřik M NV (Rov.: 7..1-1) i KonOUT = 1.485 800.8 + 18.056 506.840 1.485 1080.1 18.056 i KonOUT = i Eko1IN = 648.353 kj/kg = 648.354kJ/kg M zbuben = M vstřik M NV = M pp i vstřik entalpie syté kapaliny při tlaku v bubnu 4Mpa snížený o 0.1Mpa [1] i NV entalpie při tlaku 4.5Mpa a teplotě 10 C i zbuben entalpie syté páry při tlaku v bubnu 4Mpa - 35 -
t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup 151.3 4.5 648.354 výstup 177.3 4.5 764.066 Q V EKO1 = M NV (i Eko1OUT i Eko1IN ) (Rov.: 7..1-) Q V EKO1 = 18.056 (764.066 648.354) = 089.48 kw 7.. Eko t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup 177.3 4.5 764.066 výstup 38 4 103.676 Q V EKO = M NV (i EkoOUT i EkoIN ) (Rov.: 7..-1) Q V EKO = 18.056 (103.676 764.066) = 4849.91 kw 7..3 Výparník t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup 38 4 103.676 výstup 50.354 4 800.80 Q V VÝP = M PP (i buben i EkoOUT ) (Rov.: 7..3-1) Q V VÝP = 18.056 (800.80 103.676) = 3194.8193 kw 7..4 Přehřívák PP1+ZTR t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup 50.354 4 800.80 výstup 400.5 3.9 317.485 Q V PP1+ZTR = (M PP M vstřik ) (i PP1OUT i buben ) (Rov.: 7..4-1) Q V PP1+ZTR = (18.056 1.485) (317.485 800.80) = 6904.37 kw - 36 -
Bilance vstřiku Obr.7..4-1 Bilance vstříku i PP1out = M PP i PPin M vstřik i vstřik M PP M vstřik (Rov.: 7..4-) i PP1out = 18.056 3041.70 1.485 1080.1 18.056 1.485 = 317.485 kj/kg 7..5 Přehřívák PP +MŘÍŽ PP t[ C] p [Mpa] I [kj/kg] vstup 39.3 3.9 3041.70 výstup 450 3.8 3333.93 Q V PP+MřížPP = M PP (i PPmřížOUT i PPIN ) (Rov.: 7..5-1) Q V PP+MřížPP = 18.056 (3333.93 3041.70) = 576.331kW 7..6 Součet výkonů Q V CEL = Q V EKO1 + Q V EKO + Q V VÝP + Q V PP1+ZTR + Q V PP+MřížPP (Rov.: 7..6-1) Q V CEL = 089.48 + 4849.91 + 3194.8193 + 6904.37 + 576.331 Q V CEL = 51044.681 kw Q V = ( Q V CEL Q V 51044.681 51044.681 ) 100 = ( ) = 0 % Q V 51044.681 (Rov.: 7..6-) - 37 -
7.3 Pilový diagram Obr.7.3-1: Pilový diagram (plyn) 8 Mříž Spaliny vystupují ze spalovací komory skrz rozvolněnou část výparníku tzv. mříž. Rozměry jsou převzaty z výkresové dokumentace. Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle. Rozměry Hloubka a= 3.680 m Výška b=.0m Vnější průměr trubek D= 0.0603m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet řad z = Počet trubek v první řadě n TR1 = Počet trubek v druhé řadě n TR1 = 3 Počet trubek celkově n TRC = 45 Délka trubky l TR =.0 m Příčná rozteč trubek s 1 = 0.16 m Podélná rozteč trubek s = 0.15 m Obr.8-1: Rozteče trubek mříže - 38 -
Spaliny medium t[ C] I [kj/kg] t[ C] p [Mpa] Vstup 115 0709.5 50.354 4 výstup 1087.5 19938.066 50.354 4 8.1 Bilanční teplo spalin Q Mříž b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: 8.1-1) Q Mříž b = 0.991 (0709.5 19938.066) = 764.771 kj m 3 Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP 115 + 1087.5 = = 1106.3 C (Rov.: 8.1-) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] 0.161 Pr 0.5994 ν [m /s] 05 10 6 Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: 8.1-3) w SP = 1.65 1.06 4.754 (1 + 1106.3 ) = 0.760 m/s 73,15 Objem spalin při α o = 1. 05 a recirkulaci O SPsRec = O SP + O SPRec = 10.873 + 1.153 = 1.06 m 3 m 3 (Rov.: 8.1-4) Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 =.0 3.680 0.0603.0 = 4.754 m (Rov.: 8.1-5) 8. Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn. k = ψ α 1 = 0.75 116.48 = 84.449 W/m K (Rov.: 8.-1) - 39 -
Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = 81.119 + 35.363 = 116.48 W/m K (Rov.: 8.-) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: 8.-3) α K = 0.730 0.337 0.16 0,6 0.0603 (0.760 0.0603 05 10 6 ) 0.5994 0,33 = 81.119W/m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0,34 0.909 0.1 = 0.337 (Rov.: 8.-4) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = 0.160 0.0603 =.653 (Rov.: 8.-5) Poměrná podélná rozteč σ = s D = 0.150 0.0603 =.488 (Rov.: 8.-6) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = 1 4.653 +.488 =.819 (Rov.: 8.-7) Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 =.653 1.819 1 = 0.909 (Rov.: 8.-8) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 3, 1 z 0,05, 5 = 3, 1 0,05, 5 = 0. 730 (Rov.: 8.-9) -pro z < 10 a σ 1 < 3-40 -
Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5,7 10 8 a st + 1 a (T SP STR + 73.15) 3 1 ( (T 3,6 Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) ) 1 (T Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) (Rov.: 8.-10) 3,6 (75.354 + 73.15) α S = 5,7 10 8 0.8 + 1 1 ( 0.164 (1106.3 + 73.15) 3 (1106.3 + 73.15) ) (75.354 + 73.15) 1 (1106.3 + 73.15) α S = 35.363 W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0.8 [1] Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e 0.179 = 0.164 (Rov.: 8.-11) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: 8.-1) k p s = (15.49 0.93 + 0 0) 0.1 0.40 = 0.179 Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7,8 + 16 r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP + 73.15 1000 ) (Rov.: 8.-13) 7,8 + 16 0.01 k SP = ( 3,16 0.09 0.40 1106.3 + 73.15 1) (1 0,37 ) = 15.49 /m Mpa 1000 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0,9 0.0603 ( 4 0.160 0.150 π 0.0603 1) = 0.40m (Rov.: 8.-14) - 41 -
Teplota vnějšího povrchu nánosů na trubkách T Z = t ST MED + t = 50.354 + 5 = 75.354 C (Rov.: 8.-15) pro plyn t = 5 C 8.3 Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M ln t = V t M 874.693 837.146 ln 874.693 837.146 t V = 115 50.354 = 874.693 C t M = 1087.5 50.354 = 837.146 C = 855.78 C (Rov.: 8.3-1) Výhřevná plocha S = π D l TR n TRC = π 0.0603.0 45 = 17. m (Rov.: 8.3-) 8.4 Rovnice sdílení tepla Q V = k t S M PV 10 3 = 8.5 Celková bilance 84.449 855.78 17. 10 3 = 765.814kJ/ m 1.65 3 (Rov.: 8.4-1) Q = Q b Mříž Q V Q b Mříž 100 = 764.771 765.814 100 = 0.136 % 764.771 (Rov.: 8.5-1) - 4 -
9 VRATNÁ KOMORA V oblasti vratné komory se nachází přehříváková mříž, (část přehříváku PP), a část závěsných trubek. 9.1 Přehříváková Mříž PP Přehříváková mříž je tvořena výstupem trubek druhého stupně přehříváku. Mříž vystupuje pod menším úhlem jak 80 vzhledem k ose proudu spalin, tudíž nemusí být zavedena oprava pro šikmé proudění. Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle. Rozměry Výška tahu a= 1.98 m Hloubka tahu b= 4.39 m Vnější průměr trubek D= 0.038 m Vnitřní průměr trubek d= 0.0308 m Počet řad z = Počet trubek v první řadě n TR1 = 31 Počet hadů n H = Délka trubky l TRH =. m Rozteč trubek s 1 = 0.140 m Obr.9.1-1: Rozteče trubek mříže PP Rozteč trubek s = 0.055 m Výhřevná plocha S MřížPP = π D l TRH n H n TR1 = π 0.038. 31 = 16.84 m (Rov.: 9.1-1) S Celk. = S MřížPP + S Z.TR. = 16.84 + 13.007 = 9.91 m (Rov.: 9.1-) S Z.TR. = viz. (Rov.: 9.-1) S MřížPP poměr = SMřížPP S Celk. = 16.84 9.91 = 0.5559 (Rov.: 9.1-3) Spaliny medium (pára) t[ C] I [kj/kg] t[ C] I [kj/kg] p [Mpa] Vstup 1087.5 19938.066 434.8 398.166 3.81 výstup 105 1917.041 450 3333.93 3.8-43 -
9.1.1 Bilanční teplo spalin Q VRAT.KOM b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: 9.1.1-1) Q VRAT.KOM b = 0.991 (19938.066 1917.041) = 714.781 kj m 3 9.1. Rovnice tepelné bilance in i MED = Q VRAT.KOM b S MřížPP poměr M PV out + i M MED PP (Rov.: 9.1.-1) in i MED = 714.781 0.5559 1.65 + 3333.93 = 398.166 kj m3 18.056 -této entalpií odpovídá teplota 434.8 C při tlaku 3.81Mpa Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP 1087.5 + 105 = = 1069.75 C (Rov.: 9.1.-) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] 0.1183 Pr 0.603 ν [m /s] 196 10 6 Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: 9.1.-3) w SP = 1.65 1.06 6.101 (1 + 1069.75 ) = 15.749 m/s 73,15 Objem spalin při α o = 1. 05 a recirkulaci O SPsRec viz. (Rov.: 4.3-11) - 44 -
Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 = 1.980 4.39 0.038. 31 = 6.101 m (Rov.: 9.1.-4) 9.1.3 Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn. k = ψ α 1 0.75 131.160 1 + α = 1 α 1 + 131.160 = 87.738 W/m K (Rov.: 9.1.3-1) 1565.010 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = 101.36 + 9.95 = 131.160 W/m K (Rov.: 9.1.3-) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: 9.1.3-3) α K = 0.856 0.364 0.1183 0,6 0.038 (15.749 0.038 196 10 6 ) 0.603 0,33 = 101.36/m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0,34 1.999 0.1 = 0.364 (Rov.: 9.1.3-4) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = 0.140 0.038 = 3.684 (Rov.: 9.1.3-5) Poměrná podélná rozteč σ = s D = 0.055 0.038 = 1.447 (Rov.: 9.1.3-6) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = 1 4 3.684 + 1.447 =.343 (Rov.: 9.1.3-7) - 45 -
Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 = 3.684 1.343 1 = 1.999 (Rov.: 9.1.3-8) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 4 z 0,0 3, = 4 0,0 3, = 0.856 (Rov.: 9.1.3-9) -pro z < 10 a σ 1 3 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5,7 10 8 a st + 1 a (T SP STR + 73.15) 3 1 ( (T 3,6 Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) ) 1 (T Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) (Rov.: 9.1.3-10) α S = 5,7 10 8 0.8 + 1 0.1 (1069.75 + 73.15) 3 3,6 (467.49 + 73.15) 1 ( (1069.75 + 73.15) ) (467.49 + 73.15) 1 (1069.75 + 73.15) α S = 9.95 W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e 0.131 = 0.1 (Rov.: 9.1.3-11) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: 9.1.3-1) k p s = (.536 0.93 + 0 0) 0.1 0.198 = 0.131-46 -
Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7,8 + 16 r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP + 73.15 ) 1000 (Rov.: 9.1.3-13) 7,8 + 16 0.01 k SP = ( 3,16 0.09 0.198 1069.75 + 73.15 1) (1 0,37 ) =.536 /m Mpa 1000 Efektivní tloušťka sálavé vrstvy s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0,9 0.038 ( 4 0.140 0.055 π 0.038 1) = 0.198m (Rov.: 9.1.3-14) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: 9.1.3-15) 0,8 0.063 α = 0.03 0.0308 ( 3.559 0.0308 6.1 10 6 0.0833 ) 0.9567 0,4 1 1 1 = 1565.01W/m K Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = 450 + 434.8 Střední tlak proudu media STŘ p MED = p out MED in + p MED = 3.8 + 3.81 = 44.49 C (Rov.: 9.1.3-16) = 3.805 Mpa (Rov.: 9.1.3-17) T Z = t STŘ MED + t = 44.49 + 5 = 467.49 C (Rov.: 9.1.3-18) Látkové vlastnosti média λ [W/mK] 0.063 Pr 0.9567 η[pas] 6.1 10 6 ν [m 3 /Kg] 0.0833-47 -
Rychlost media w PP = M PP f 18.056 ν = 0.0833 = 3.559 m/s (Rov.: 9.1.3-19) 0.046 Průřez pro medium π d π 0.0308 f = n TR1 n H = 31 = 0.046 m (Rov.: 9.1.3-0) 4 4 9.1.4 Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M 637.5 617.14 ln t = V t ln 637.5 = 67.66 C (Rov.: 9.1.4-1) M 617.14 t V = t in out SP t MED = 1087.5 450 = 637.5 C t M = t out in SP t MED = 105 434.8 = 617.14 C 9.1.5 Rovnice sdílení tepla Q V MřížPP = k t S M PV 10 3 = 87.738 67.66 16.84 10 3 = 551.468 kj/ m 1.65 3 (Rov.: 9.1.5-1) 9. Část Závěsných trubek Rozměry Vnější průměr trubek D= 0.0318 m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet trubek n TR = 6 Délka trubky l TR =.1m S Z.TR. = π D l TR n TR = π 0.0318.1 6 = 13.007 m (Rov.: 9.-1) Z.TR S poměr = SZ.TR. S Celk. = 13.007 9.91 = 0.444-48 -
9..1 Rovnice tepelné bilance out i MED = Q VRAT.KOM b S Z.TR poměr M PV in + i M PP M MED vstřik (Rov.: 9..-1) out i MED 1.65 = 714.781 0.444 18.056 1.485 + 800.8 = 831.949 kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 59.6 C při tlaku 3.98Mpa 9.. Součinitel přestupu tepla sáláním α S = 5,7 10 8 a st + 1 a (T SP STR + 73.15) 3 1 ( (T 3,6 Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) ) 1 (T Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) (Rov.: 9..-) α S = 5,7 10 8 0.8 + 1 0.1 (1069.75 + 73.15) 3 α S = 4.795W/m K stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] 3,6 (79.977 + 73.15) 1 ( (1069.75 + 73.15) ) (79.977 + 73.15) 1 (1069.75 + 73.15) hodnoty stejné, jako u jako u přehřívákové mříže PP (rovnice) -stupeň černosti proudu spalin (Rov.: 9.1.3-11) -optická hustota spalin (Rov.: 9.1.3-1) -součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny (Rov.: 9.1.3-13) -efektivní tloušťka sálavé vrstvy (Rov.: 9.1.3-14) T Z = t STŘ MED + t = 54.977 + 5 = 79.977 C (Rov.: 9..-3) Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = 59.6 + 50.354 9..3 Střední logaritmický teplotní spád = 54.977 C (Rov.: 9..-4) t = t V t M 637.5 617.14 ln t = V t ln 637.5 = 814.568 C (Rov.: 9..3-1) M 617.14 t V = t in in SP t MED = 1087.5 50.354 = 837.146 C t M = t out out SP t MED = 105 59.6 = 79.401 C - 49 -
9..4 Rovnice sdílení tepla Q V Z.TR. = α S t S M PV 10 3 = 4.795 814.568 13.007 10 3 = 161.665kJ/ m 1.65 3 (Rov.: 9..4-1) 9..5 Celková bilance Q = Q b VRAT.KOM (Q V MřížPP + Q V Z.TR. ) Q b VRAT.KOM 100 (Rov.: 9..5-1) 714.781 (551.468 + 161.665) Q = 100 = 0.31% 714.781 10 Přehříváku PP+ZTR Výší teplota spalin na konci ohniště při spalování plynu způsobila přehřívání páry v přehříváku, konstruovaném na teploty spalin při spalování mazutu. Teplota sice byla snížena úpravou spalovací komory, ale ne dostatečně na to, aby bez úprav druhého stupně přehříváku, i při max. množství vstřiku, které je omezeno velikostí kondenzátoru, nedocházelo k přehřívání páry více, než je požadovaná teplota 450 C. Byla zvažována varianta přidání druhého kondenzátoru, čímž bychom dostali větší množství vstřiku a pára mohla být regulována druhým vstřikem na výstupu z druhého stupně přehříváku. Přidáním druhého kondenzátoru má ovšem za následek přihřátí vody na vstupu do prvního stupně ekonomizéru na vyšší teplotu. Tím by docházelo k vysoké teplotě vody na výstupu z druhého stupně ekonomizéru. Kondenzátory by byly zapojeny v sérii, čím větší množství vstřiku, tím vyšší teplota vody na vstupu do prvního stupně ekonomizéru. Proto se přistoupilo ke zkrácení délky hada trubek a díky tomu množství vstřiku bylo dostatečné k regulaci páry pro požadovanou teplotu na výstupu. Zkrácení délky trubky hada muselo být voleno s možností se znovu napojit na trasu trubek viz. příloha (4-1) Rozměry převzaty z technické dokumentace kotle. - 50 -
10.1 Přehříváku PP Rozměry Šířka tahu a=.68 m Hloubka tahu b= 4.39 m Vnější průměr trubek D= 0.038 m Vnitřní průměr trubek d= 0.0308 m Počet řad z = 10 Počet trubek v první řadě n TR1 = 31 Počet hadů n H = Délka trubky l TR =.6 m Délka hada trubky l TRH = 13.476m Rozteč trubek s 1 = 0.140 m Rozteč trubek s = 0.055 m Obr.10.1-1: Rozteče trubek PP Výhřevná plocha S PP = π D l TRH n H n TR1 = π 0.038 13.476 31 = 99.744 m (Rov.: 10.1-1) S Celk. = S PP + S Z.TR. = 99.744 + 4.584 = 104.37 m (Rov.: 10.1-) S Z.TR. viz. (Rov.: 10.-1) PP S poměr = SPP S Celk. = 99.744 104.37 = 0.95607 (Rov.: 10.1-3) Spaliny medium (pára) t[ C] I [kj/kg] t[ C] I [kj/kg] p [Mpa] Vstup 105 1917.041 39.3 3041.703 3.9 výstup 897 1610.558 434.8 398.166 3.8 10.1.1 Bilanční teplo spalin Q PP+ZTR b = φ (I in SP I out SP ) (Rov.: 10.1.1-1) Q PP+ZTR b = 0.991 (1917.041 1610.558) = 980.446 kj m 3-51 -
10.1. Rovnice tepelné bilance in i MED = Q PP+ZTR PP b S poměr M PV out + i M MED PP (Rov.: 10.1.-1) in i MED 1.65 = 980.446 0.95607 18.056 + 398.166 = 3041.703 kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 39.3 C při tlaku 3.9Mpa Střední teplota proudu spalin t SP STR = t SP in out + t SP 105 + 897 = = 974.5 C (Rov.: 10.1.-) Látkové vlastnosti spalin λ [W/mK] 0.1137 Pr 0.613 ν [m /s] 176 10 6 Rychlost spalin w SP = M PV O SPsRec (1 + t SP STR F SP 73,15 ) (Rov.: 10.1.-3) w SP = 1.65 1.073 (1 + 974.5 ) = 9.769 m/s 9.174 73,15 Objem spalin při střední hodnotě α o a recirkulaci α STR = α 1.05 + α 1.06 = 1.05 + 1.06 = 1.055 (Rov.: 10.1.-4) V O SP = O SPmin V + (α o 1) O VZmin (Rov.: 10.1.-5) O SP = 10.403 + (1.055 1) 9.398 = 10.90 m 3 m 3 O SPsRec = O SP + O SPRec = 10.90 + 1.153 = 1.073 m 3 m 3 (Rov.: 10.1.-6) - 5 -
Objemové části tříatomových plynů -s uvážením střední hodnoty α o a recirkulace r RO = O CO srec O SPsRec = 1.10 1.073 = 0.091 (Rov.: 10.1.-7) r H O = O H O srec O SPsRec =.415 1.073 = 0. (Rov.: 10.1.-8) Součet objemových částí tříatomových plynů r SP = r RO + r H O = 0.091 + 0. = 0.91 (Rov.: 10.1.-9) Světlý průřez spalin F SP = a b D l TR n TR1 =.680 4.39 0.038.6 31 = 9.174 m (Rov.: 10.1.-10) 10.1.3 Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn k = ψ α 1 0.74 116.913 1 + α = 1 α 1 + 116.913 = 80.489 W/m K (Rov.: 10.1.3-1) 1561.559 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = 91.697 + 5.16 = 116.913 W/m K (Rov.: 10.1.3-) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně spalin α K = c Z c S λ D α K = 1 0.364 0.1137 0.038 (w D ν ) 0,6 Pr 0,33 (Rov.: 10.1.3-3) 0,6 0.038 (15.749 176 10 6 ) 0.613 0,33 = 91.697/m K Oprava pro vystřídané uspořádaní trubek Oprava c S na uspořádání svazku podle σ 1 a φ σ - 53 -
c S = 0.34 φ σ 0.1 = 0,34 1.999 0.1 = 0.364 (Rov.: 10.1.3-4) Poměrná příčná rozteč σ 1 = s 1 D = 0.140 0.038 = 3.684 (Rov.: 10.1.3-5) Poměrná podélná rozteč σ = s D = 0.055 0.038 = 1.447 (Rov.: 10.1.3-6) Poměrná úhlopříčná rozteč σ, = 1 4 σ 1 + σ = 1 4 3.684 + 1.447 =.343 (Rov.: 10.1.3-7) Hodnota φ σ φ σ = σ 1 1 σ, 1 = 3.684 1.343 1 = 1.999 (Rov.: 10.1.3-8) Oprava c Z na počet podélných řad c Z = 1 (Rov.: 10.1.3-9) -pro z 10 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5,7 10 8 a st + 1 a (T SP STR + 73.15) 3 1 ( (T 3,6 Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) ) 1 (T Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) (Rov.: 10.1.3-10) 3,6 (407.098 + 73.15) α S = 5,7 10 8 0.8 + 1 1 ( 0.130 (974.5 + 73.15) 3 (974.5 + 73.15) ) (407.098 + 73.15) 1 (974.5 + 73.15) α S = 5.16 W/m K -stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] - 54 -
Stupeň černosti proudu spalin a = 1 e k p s = 1 e 0.139 = 0.130 (Rov.: 10.1.3-11) Optická hustota spalin k p s = (k SP r SP + k P μ) p s (Rov.: 10.1.3-1) k p s = (4.084 0.91 + 0 0) 0.1 0.198 = 0.139 Součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny k SP = ( 7,8 + 16 r H O 3,16 p SP s 1) (1 0,37 T STR SP + 73.15 1000 7,8 + 16 0. k SP = ( 3,16 0.09 0.198 k SP = 4.084 /m Mpa Efektivní tloušťka sálavé vrstvy 974.5 + 73.15 1) (1 0,37 ) 1000 ) (Rov.: 10.1.3-13) s = 0,9 D ( 4 π s 1 s D 1) = 0,9 0.038 ( 4 0.140 0.055 π 0.038 1) = 0.198m (Rov.: 10.1.3-14) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: 10.1.3-15) 0,8 0.063 α = 0.03 0.0308 ( 3.559 0.0308 3.58 10 6 0.0738 ) 0.989 0,4 1 1 1 = 1561.559W/m K Střední teplota proudu media STŘ t MED = t out MED in + t MED = Střední tlak proudu media STŘ p MED = p out MED in + p MED = 434.8 + 39.3 3.81 + 3.9 = 38.098 C (Rov.: 10.1.3-16) = 3.855 Mpa (Rov.: 10.1.3-17) T Z = t STŘ MED + t = 38.098 + 5 = 407.098 C (Rov.: 10.1.3-18) - 55 -
Látkové vlastnosti média λ [W/mK] 0.057 Pr 0.989 η[pas] 3.58 10 6 ν [m 3 /Kg] 0.0738 Rychlost media w PP = M PP f 18.056 ν = 0.0738 = 8.846m/s (Rov.: 10.1.3-19) 0.046 Průřez pro medium π d π 0.0308 f = n TR1 n H = 31 = 0.046 m (Rov.: 10.1.3-0) 4 4 10.1.4 Střední logaritmický teplotní spád t = t V t M 617.14 567.66 ln t = V t ln 637.5 = 59.057 C (Rov.: 10.1.4-1) M 617.14 t V = t in out SP t MED = 105 434.8 = 617.14 C t M = t out in SP t MED = 897 39.3 = 567.66 C 10.1.5 Rovnice sdílení tepla Q V PP = k t S M PV 10 3 = 80.489 59.057 99.744 10 3 = 94.96kJ/ m 1.65 3 (Rov.: 10.1.5-1) 10. Část Závěsných trubek Rozměry Vnější průměr trubek D= 0.0318 m Vnitřní průměr trubek d= 0.05 m Počet trubek n TR = 6 Délka trubky l TR = 0.74m - 56 -
Výhřevná plocha S Z.TR. = π D l TR n TR = π 0.0318 0.74 6 = 4.584 m (Rov.: 10.-1) Z.TR S poměr = SZ.TR. S Celk. = 4.584 104.37 = 0.04393 (Rov.: 10.-) 10..1 Rovnice tepelné bilance out i MED = Q PP+ZTR b S Z.TR poměr M PV in + i M PP M MED vstřik (Rov.: 10..1-1) out i MED 1.65 = 980.446 0.04393 18.056 1.485 + 831.949 = 844.79 kj m3 -této entalpií odpovídá teplota 63.6 C při tlaku 3.98Mpa 10.. Součinitel prostupu tepla Při spalování plynu po spalování mazutu se pro součinitel tepelné efektivnosti ψ bere střední hodnota z hodnot pro mazut a plyn k = ψ α 1 0.740 40.666 1 + α = 1 α 1 + 40.666 = 9.355 W/m K (Rov.: 10..-1) 1618.69 Součinitel přestupu tepla na straně spalin α 1 = α K + α S = 18.536 +.130 = 40.666 W/m K (Rov.: 10..-) Součinitel přestupu tepla konvekcí α K = 0.03 λ d e ( w d e ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: 10..-3) α K = 0.03 0.1137 0,8 0.01 (9.769 0.01 176 10 6 ) 0.613 0,4 1 1 1 = 18.536 W/m K - 57 -
Ekvivalentní průměr d e = 4 F SP O = 4 9.174 18.656 = 0.01 m (Rov.: 10..-4) Obvod průřezu kanálu O = (a + b + n TR1 (D + a)) (Rov.: 10..-5) O = (.68 + 4.39 + 31 (0.038 +.68)) = 18.656 Součinitel přestupu tepla sáláním na straně spalin α S = 5,7 10 8 a st + 1 a (T SP STR + 73.15) 3 1 ( (T 3,6 Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) ) 1 (T Z + 73.15) (T SP STR + 73.15) (Rov.: 10..-6) α S = 5,7 10 8 0.8 + 1 0.1 (1069.75 + 73.15) 3 α S =.130 W/m K 3,6 (86.588 + 73.15) 1 ( (1069.75 + 73.15) ) (86.588 + 73.15) 1 (1069.75 + 73.15) stupeň černosti stěny a st = 0,8 [1] hodnoty stejné, jako u jako u PP -stupeň černosti proudu spalin (Rov.: 10.1.3-11) -optická hustota spalin (Rov.: 10.1.3-1) -součinitel zeslabení sálání tříatomovými plyny (Rov.: 10.1.3-13) -efektivní tloušťka sálavé vrstvy (Rov.: 10.1.3-14) Součinitel přestupu tepla konvekcí na straně media α = 0.03 λ d (w d ν ) 0,8 Pr 0,4 c t c l c m (Rov.: 10..-7) α = 0.03 0.0507 0.0308 ( 9.409 0.0308 18.034 10 6 0.053 ) 0,8 1.467 0,4 1 1 1 = 1618.69W/m K - 58 -