Расчет котлов и котельных установок

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

В большинстве топок, за исключением топок циклон­ного или вихревого типа, передача теплоты рабочему телу, дви­жущемуся в трубах, осуществляется благодаря лучистому от­воду теплоты от высокотемпературных продуктов сгорания к по­верхностям экранов. Ввиду малой скорости продуктов сгорания в радиационном газоходе конвективной составляющей теплового потока обычно пренебрегают. Излучательная способность факела в основном определяется составом продуктов сгорания и темпе­ратурным уровнем процесса горения. Наибольшей излучательной способностью обладает пламя мазутного факела. На начальной стадии процесса горения мазута наблюдается образование боль­шого количества частиц сажи. Обычно такой факел называют све­тящимся. Наименьшее излучение у факела, состоящего из трех­атомных газов С02 и Н20, получаемого при сжигании газа. Такой факел называют несветящимся.

Лучистый теплообмен в топке описывается законом Стефана - Больцмана, согласно которому удельный тепловой поток, падаю-а щий на экраны, кВт/м2

<7п = соЄ(|)(7уіОО)*, (46)

Где с0 — 5,67- 10~п — коэффициент излучения абсолютно черного тела, кВт/(м2- К); Тф — средняя температура факела, К; еф — коэффициент теплового излучения (степень черноты) топки.

Величина Єф равна отношению теплового потока q собствен­ного излучения тела к тепловому потоку q0 излучения абсолютно черного тела при одинаковой температуре.

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

Тепловая эффективность экранов вводится для оценки влия­ния на теплообмен труб экранов топок слоя отложений продуктов сгорания. Температура наружного загрязненного слоя вследст­вие значительных тепловых потоков, излучаемых факелом, очень высокая. Поскольку слой отложений и материал труб не являются абсолютно черными телами (коэффициент теплового излучения отложений и труб меньше 1), часть падающего на них теплового потока qn отражается от них. Отраженный тепловой поток назы­вают эффективным (<7э)• Он состоит из теплового потока qc собст - 178

20. Коэффициент I загрязнения лучевоепринимающих

Поверхностей экранов

Коэффи­циент 8

Топливо

Тип экрана

Открытый гладкотруб - иый и плавниковый на­стенный

Ошипованный, покры­тый огнеупорной массой в топках с ТШУ Закрытый шамотным кирпичом

Г

М

Шлакующие К и Б, фрезерный Т Нешлакующий К (типа экибастузско - го) при R80 > 20 %

То же, при Reo < 15 %

АШ и ПА при Пн < 12%, тощий

Уголь при ГУ < 8 % Сланцы северо-западного месторожде­ния

0,65 0,55 0,45 0,5

1,25

0,6-

»г

0,45 0,25 0,55 0,6 0,2

0.1

Бурые угли W" > 14 % - кг/кДж при газовой сушке с прямым вдуванием Все виды топлива при слоевом сжига­нии

Все топлива

То же

* Рекомендуемые значения действительны при средней температуре факела

Тф = У ТъТ-i'= 1750 К - При других значениях Гф вводится поправка А£т = = 0,35 ДГф/100. Максимальное значение Umax ^ 0,55, а минимальное ^min 0,4.

Венного излучения слоя отложений и отраженного экранами ікь тока qor, кВт/м2, ■'

9э ~ Яс "1" Чот

В зависимости от вида топлива и конструкции экрана qg составляет 35—90'% величины qn. Разность qn—q9 называют воспринятым тепловым потоком излучения,

Ял = <7п ~ <7э-

Коэффициент тепловой эффективности экрана

Ф = qJqa - ' (47)

Коэффициент г|) равен произведению углового коэффициента xt экрана на коэффициент учитывающий наличие отложений.

*.= 6*|. • (48)

Значения і для топок с ТШУ приведены в табл. 20. Для оши­пованных экранов

I = Ь (0,534-0,2^/1000), (49)

Где t3 - г— температура плавления шлака, °С, b = 1 для однокамер­ных и двукамерных топок, b = 1,2 для полуоткрытых топок.

179

Если экраны имеют разный yr-J ЛОВОЙ Коэффициент Хі или ими по-1 крыта только часть стен топки, то

CT i/F от* (50)

Суммирование ведется по уча­сткам, в пределах которых = = const. Для неэкранированных участков стен (горелки, летки, лазы, лючки) |) = 0.

Для плоскости, отделяющей топ­ку от ширм, учитывают взаимный те­плообмен между топкой и ширмами:

ІШ = IP - (51)

Зависимости коэффициента Р от температуры Фт газов в топке и вида топлива приведены на рис. 116.

При включении ширм в объем ТОПКИ tycp находят в соответствии с рекомендациями нормативного метода расчета котла.

Тепловое излучение факела: согласно закону Бугера тепловой поток q, проходя в топке некоторое расстояние S, поглощается» средой, уменьшаясь на величину, пропорциональную коэффи­циенту к поглощения. Удельный тепловой поток

Q — q0e~*s, -- (52)

Где <7о — тепловой поток при S — 0.

В соответствии с законом Кирхгофа для всех тел, независимо от их физических свойств, отношение плотности потока собствен­ного излучения к его поглощательной способности при одинаковых температурах и длине волны излучения является величиной постоянной и равной плотности потока излучения абсолютно черного тела. Из уравнений (46) и (52) коэффициент теплового излучения топки

Еф = ?п/<7о = (<7о ~ Я)/Чо = 1 — (53)

Излучение газов происходит во всех направлениях. Для оценки его эффективности вводят некоторую среднюю величину — толщину Sa излучающего слоя. Величина S9 связана с объемом, в котором происходит излучение, и ограждающей его поверх­ностью соотношением

5 = 5Э = 3,6V/F. (54)

Для топки V — V, и F = Fcr

S =s 3,6VT/FOT. (55)

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

Рис. 116. Зависимости коэффи­циента Р от вида топлива и тем­пературы 0т газов в топке: 1 — твердое топливо; 2 — мазут; 3 — газ

Коэффициент к поглощения (ослабления) излучения в топке зависит от вида топлива, его характеристик и условий сжигания, давления газов в топке:

Кзл,(м-МПа)~

Too 800 1200 tf, °С

Рис. 117. Зависимости для определения коэффициентов кзл ослабления лучей части­цами золы и кг топочными га­зами:

/ — циклонвые топки; 2 — угли при размоле в ШБМ; 3 — угли, размолотые в среднеходной мельнице, ММ и ыельнице-иен - тнляторе; 4 — дробленка при сжигании в циклонах, слоевые топки; S — фрезерный торф

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

SO 40 30 20 16 12 8 6 1 2 0 0,05 0,15 Ги 0

Для твердого топлива

К = (Va + «элР-зл + КИ*1 (5б)

Для мазута (светящегося факела)

К = (кггп ке)р; (57)

Для газа (несветящегося факела)

К = Кг/Пр,

Где Кг, Кзл, Кк и кс — коэффициенты соответственно ослабления излучения трехатомными газами, частицами золы, кокса и сажи (м. МПа)-1, кзл и кГ — определяется по рис. 117; гп = rROt + + Гн3о — суммарная доля трехатомных газов в продуктах сго­рания; (лзл — безразмерная концентрация золы в дымовых газах; кк = 1; хх = 1 для топлив с Уг — 15 % и хх = 0,5 для остальных топлив; х2 = 0,1 при камерном способе сжигания; и2 = 0,03 при слоевом способе сжигания; р — давление продуктов сгорания в топке.

-ат) (и

Где ат — коэффициент избытка воз­духа в топке; Т" — температура газов на выходе из топки, К; Ср/Нр — отношение содержания уг­лерода и водорода в рабочей массе топлива.

Для газа

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

1000

Коэффициент ослабления чения частицами сажи

Т'г

Кс=0,03(2-

CP/HP = 0,12Ј(/n//i)CmHn,

Где тип — количество атомов углерода и водорода в соединении; СтНп — процентное содержание, например СН4, С2Нв,. в топ­ливе.

Если ат > 2, то /с0

При сжигании газа и мазута коэффициент теплового излучения топки. ,

Єф = тхгсв 4- (1 — т^гг,

Где есв и ег — коэффициенты теплового излучения светящегося [к = (кггП - f кс) р] или несветящегося (к = кггпр) факела, за­полняющего весь объем топки.

Зависимости коэффициента тг от теплонапряжения qv объема топки приведены на рис. 118.

Допустим, что в топке средняя температура Тф факела, коэф­фициент гр тепловой эффективности экранов, излучательная спо­собность Єф факела не меняются во времени. Тогда падающий тепловой поток будет пропорционален величине Єф. Экранами воспринимается лишь часть излучения вфір, а оставшаяся часть потока (1 —•ty) еф будет отражена в топку и поглощена факелом. Доля поглощения составит (1 — єф) (1 —ір) '

0.

(58)

При повторном излучении экраны воспримут долю потока ■фбф (1 — Єф) (1 — і|>), а в факел возвратится доля єф (1 — еф)2 (1 — — гр). Процесс будет продолжаться до тех пор, пока не наступит состояние полного теплового равновесия. Результаты расчета этого процесса (в долях) приведены ниже.

1

Излучение из факела. . . вф Тепловой поток, возвращен­

Ный в факел

Тепловой поток,- восприня­тый экраном ЄфЯ|> еф (1 - еф) (1 - і|>) Єф(1 -.«♦)* О Єф (1 - Єф) (1 - Ч>

Вф(1 - вф) (1 -*)»

Отраженный тепловой поток вф (1 — J>) 182

Излучение из факела. . . еф (1 — еф)2 (I —i|>)2 ... еф (I — вф)" (1 — ^

Тепловой поток, возвращен­ный в факел еф (1 — еф)3 (1 - t|>)2 ... еф (1 - Єф)п+1 (1 — it))"

Тепловой поток, восприня­тый экраном еф (1—Єф)2 (1 — if)2^ ... еф (1 — еф)л (1 — г|>)" if

Отраженный тепловой поток єф (1 — еф)2 (1 — г|>)3 ... еф (1 — еф)л (1 — •ф)"+1

Приведенная величина теплового излучения топки ет - Єф + вф(1 - еф)(1 - ф) + еф [(1 - еф)(1 - Ч>)]2 + - •. + - f Вф [(1 — 8ф)(1 — у>)]п = Єф {1 + (1 — еф)(1 — +

+ (1 _ Єф) (I _ + . . . + [(1 _ Єф) (1 _ ip)}n}, (59)

Где n = 1, 2, 3, ... .

Сумма членов геометрической прогрессии

П=О

При любых значениях вф и гр и п оо второй член числителя К-1 — Єф) (! — = 0. Поэтому

(62)

(63)

Ап= 1 — (1 — Єф) (1 — г|>) • (6І)

Из (59) и (61) следует, что „ Єф

1 —(I—вф)(1—Ц>) _Єф + (1-єф)г|) •

Для слоевых топок

_ 1 Вф + (1—Єф)^/Рет

Где R и Fcт — площади зеркала горения на решетке и полной поверхности стен топки, ма.

Теплообмен в топке рассчитывают двумя методами: средне - интегральным и позонным. В первом случае теплообмен рассма­тривается при постоянных средних значениях г|) и вт в объеме топки. Во втором — при переменных величинах я|> и ет. Рассмо­трим первый метод расчета. Количество теплоты Qn, переданной излучением от факела с температурой Тф на стены площадью поверхности FCT с температурой Т3 наружного слоя загрязнений и средним коэффициентом грср тепловой эффективности, по закону Стефана - Больцмана

С? л = eTc0i|)CpFCT (Т% - Тз)/Вр, (64)

Где єт и г))ср определяют по уравнениям (62) или (63) и (50); Вр — расчетный расход топлива, кг/с.

Воспринятое в топке количество теплоты может быть опре­делено из уравнения теплового баланса для газов

Q == Ф (Qx — (65)

183

Где ф — коэффициент сохранения теплоты, ф = Г)/(т) + <7б); Qt - полезное тепловыделение в топке, кДж/кг; /т — энтальпия про­дуктов сгорания на выходе из топки. Полезное тепловыделение в топке

Qt = Qp "" Д-УГ + Q»■ »• + rf*' (66>

Здесь Qp — располагаемая теплота сгорания топлива, кДж/кг; qs, и qe — потери теплоты с химическим, механическим цедо - жогом и шлаком, %.

Теплота, вносимая в топку с воздухом (кДж/кг),

Qb = (ат - — А«пл) 1тъ + (Аат + Аапл) /„. (67)

Присосы воздуха в топку Дат и систему пылеприготовления Дапл, избыток воздуха ат в топке находятся по рекомендациям, приведенным выше; энтальпия /гв теоретически необходимого количества воздуха (а = 1) — при температуре tTB на выходе из воздухоподогревателя и /хв холодного воздуха — при tXB — 30 °С. Теплота, внесенная в котел с воздухом, подогретым вне агрегата,

. Q»..H = P"['x.-r/„], (68)

Где Р" —отношение количества воздуха на входе в воздухо­подогреватель к теоретически необходимому; Гхв — энтальпия воздуха на входе в воздухоподогреватель (t = t'Bп).

Комплекс rlр представляет собой теплоту газов рециркуля­ции, кДж/кг. Если газы рециркуляции вводятся в верхнюю часть топки, то при расчете QT величина г/р не учитывается. Температуру газов после места ввода рециркуляции находят по уравнению смешения.

Разность количества теплоты, внесенной в топку, и газов на выходе из топки

Qt — I'r = (Vc)r (Та - T'r), (69)

Где (Vc)r — средняя теплоемкость продуктов сгорания в интер­вале температур Та— Tj, кДж/(кг-К). Обозначим

0 = Тф/Та, е; = т;/та, г — 1 (Тз/Тф)4. (70)'

Приравняем уравнения (64) и (65). С учетом выражений (69) и (70) получим

(71)

(72)

7>0єхі|;СрЄ4/- = ф5р(Кс>Та(1 -

= Во

(73)

. фДр (Ус)г

Комплекс (число) Больцмана. 184

Или

"оФср^ст^

Здесь

21. Коэффициенты А, В и параметра М для топок

Топливо и вид сжигания

Открытых

Полуоткрытых

А/В

М

Г, М

0,54 0,2

0,48

Высокореакционное топливо с ТШУ, слое­вое сжигание 1

0,59 0,5

Малореакционное, ЖШУ

0,56 0,5

0,46

Это число характеризует меру соотношения между тепло - восприятием топки и количеством теплоты, выделившейся в ней при сгорании топлива при адиабатной температуре Та и глубине охлаждения топочных газов (Га — Т?)/Т&.

С учетом (73) получим

Лгт94 = Во(1 - в;). (74)

Из уравнения (74) при наличии связи между 8 и 0J можно установить зависимость между площадью FCT поверхности стен топки и температурой i3v газов на выходе из нее.

В топке температура факела изменяется по его длине, сечению и зависит от большого числа факторов (вид топлива и его расход, способ сжигания, конструкция экранов, компо­новка горелок и т. д.). Обычно при расчете топок используют эмпирические уравнения, в которых использованы опытные дан­ные. В нормативном методе расчета теплообмена в однокамерных и полуоткрытых топках применяют эмпирическую зависимость, предложенную А. М. Гурвичем,

Є; = Во°'в/(Ме?'6 + Во0'6). (75)

Параметр М учитывает положение максимальных температур (ядра) факела по высоте топки,

М = А — BxF, (76)

Где А и В — коэффициенты, зависящие от вида топлива и кон­струкции топки (табл. 21); хг = V^t — уровень положения зоны максимального тепловыделения по высоте топки.

Значение

К = (77)

Где щ, Bt и hi — соответственно число горелок, расход топлива через горелку (кг/с) и уровень расположения горелок 1-го яруса, м.

По уравнению (75) можно рассчитать температуру газов на выходе из топки при известной площади поверхности стен и площадь поверхности стен, обеспечивающих на выходе из топки заданную температуру газов (см. табл. 13). В первом случае

/5,67-10-" ДА Г, Г2''' ^

Я>Вр (Vc)r — +1

Во втором

(79)

5,67-10-иг|'сретУИГ;Ґ

Ж*"')

Среднеинтегральный метод расчета позволяет получить осред - ненный тепловой поток, воспринимаемый экранами,

Qn = QnBp/FCT. (80)

Между тем, для оценки надежности работы металла экранных труб необходимо знать температуры газов и величину qn по высоте топки. Для этой цели используют позонный метод расчета. Сущ­ность его состоит в следующем. Топку по высоте (около 4 м) разбивают на несколько зон (/—IV). Отдельно выделяют зону максимального тепловыделения. Для каждой зоны составляют уравнение баланса энергии с учетом теплоты Qxp, выделенной при горении топлива, изменения Г энтальпии газов на входе и /" на выходе из зоны и теплоты Qn лучистого теплообмена. При расчете теплоты, переданной экранам, учитывается фактор ра­диационного теплообмена с зонами, расположенными рядом.

Энтальпия газов на выходе из і-й зоны

Ґі ~ I'i 1- Qxp і - Qat.

Для зоны активного горения (зоны I)

Qxp 1 + /; = 1о~- QSPcr + Q. + ітл + rip - Q„

Где Рсг — количество топлива, сгоревшего в зоне.

Потери со шлаком Q6 определяют по уравнению (25). Осталь­ные обозначения такие же, как в выражении (66).

Для последующих зон

Q*РI = QSApcr-

Степень выгорания топлива в зоне Арог = {$' — (Г (рис. 119).

Теплота, воспринятая экранами,

Рис. 119. Зависимости для определения г|>', "ф", ч))*—ifi* и Рсг: I — пылеугольная топка и топка, сжигающая газ; 2 — открытая и полуоткрытая топка с ЖШУ, камерная топка на мазуте; 2' — то же, если верхняя граница последней зоны расположена на уровне середины выходного окна топки; 3 — топка с ЖШУ и работающая на мазуте

Коэффициент ет теплового излучения определяется по урав­нению (62). Для зоны / средняя температура Т берется равной температуре на ее выходе,

Т = 7 = Т". Для всех последующих зон

74 = 0,5 [(7")4+(Т*)4]. Эффективная лучистая поверхность экранов

ОЮэф = Рот I^cp + 0l>' — Fc. ср.

Где FCTi — полная поверхность экранов зоны, м; г|)ср — коэффи­циент тепловой эффективности, определяют по формуле (50); а|/ и г|)" — коэффициенты, учитывающие теплообмен излучением соответственно с выше - и нижерасположенными зонами (рис. 119); Fc. cp— средняя площадь сечения топочной камеры в зоне, м.

Позонный расчет ведется методом итераций — последователь­ных приближений. Критерием правильности служит степень согласованности получаемой по этому методу температуры в конце топки О; с температурой, определенной на основе среднеинтег - рального метода по уравнению (78). Допускаемое расхождение значений температуры дт не должно превышать ±30 СС, Уточне­ние расчета проводят путем изменения распределения тепло­выделения ПО высоте ТОПКИ, корректируя величины рсг И ДРсг- В первом приближении для оценки тепловосприятия Г) экранов по высоте хГ топки можно воспользоваться рис. 120. Средний тепловой поток по высоте топки

Ял = Л-ВрСл/^ст = Факторами, влияющими на работу топки, можно считать сле­дующие: 1) изменение паропроизводительности D котла; 2) тем­пературу 4в горячего воздуха, присос Лах воздуха в топку;

187

3) воздушный режим топки; 4) рециркуляцию газов; 5) изменение влажности Wp; б) зольность Ар; 7) тонкость помола топлива R90; 8) номинальную паропроизводительность котла.

1. Снижение паропроизводительности котла ведет к умень­шению расхода топлива, подаваемого в топку. Если принять условие неизменности КПД котла, воздушного режима и параме­тров среды на входе (гпв), то из уравнения (78) следует, что ВЄЛИ - il) F є Тя

Чина °р cJiA а - будет возрастать. Следовательно, температура

Фйр (УС)Г

На выходе из топки будет снижаться.

2. При увеличении температуры /ГВ горячего воздуха воз­растают полезное тепловыделение QT в топке и адиабатная тем­пература Та горения. Эмиссионное свойство среды остается прак­тически неизменным. При постоянной величине FCT рост Qx ведет к повышению температуры на выходе из топки.

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

3. Уменьшение избытка воздуха в топке ат при постоянстве присосов Дат и Дапл [см. формулу (67) ] приводит к уменьшению Qb, а следовательно, QT. Однако объем продуктов сгорания при этом уменьшается, что приводит к росту адиабатной темпера­туры Та. Объясняется это тем, что отношение Q„/(Vc) влияет на Та больше, чем QJ(Vc). Уменьшение ат аналогично увеличению подогрева воздуха: температура газов ¥т на выходе из топки будет увеличиваться (рис. 121, а). В свою очередь, увеличение Асст или Дапл при выполнении условия ат = const связано с умень-

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

0,05 0,10 0,15(<хт-1) а)

Рис. 121. Изменение температуры От на выходе из топки в зависимости от из - ,1 бытка ат воздуха и тонкости помола Rw топлива

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

О 0,2 Of 0,6 0,8 хг

Рис. 120. Изменение неравномерности тепловыделения г) по высоте *г топки:

1 АШ, Т, сушенка бурого угля: 2 <— бурый уголь: 3 — газ, мазут; 4 угольная паль, топки с ЖШУ; 5 — камеры охлаждения двухкамерных топок

188

Шением QB и снижением Та и 1%'- Аналогичный результат полу­чается при увеличении присосов Аат и ДаПл и постоянстве избытка воздуха в горелке, аг = const.

4. При вводе газов рециркуляции в активную зону горения полезное тепловыделение QT в топке увеличивается согласно уравнению (66). Однако при этом на величину rVr возрастает объем продуктов сгорания. Так как (Qjj + Q„)/[(l + г) Уг] уменьшается с ростом г сильнее, чем возрастает величина г/р/ [(1 + г) Уг], то адиабатная температура да падает, количество теплоты Аг, воспринимаемое экранами, уменьшается, а температура газов на выходе из топки ■д'г растет.

5. Рост влажности топлива W? ведет к снижению теплоты сгорания QS топлива и увеличению объема продуктов сгорания. Величины QT и Та при этом уменьшаются.

6. Увеличение ЗОЛЬНОСТИ топлива ведет к снижению Qh, Qt и Та. Хотя радиационная теплопередача при росте коэффициента теплового излучения факела несколько интенсифицируется (уве­личивается кзлРзл) суммарное тепловосприятие топки падает.

7. Тонкость помола топлива R<x, влияет на дт в том случае, если от нее зависят условия образования отложений на экранах. При наличии такой связи интенсивность золовых отложений на трубах повышается по мере увеличения теплового напряжения qF сечения топки и снижения скорости газов в топке. Для эки - бастузского угля, сжигаемого в котлах паропроизводительностью 320—950 т/ч, зависимость (R90) приведена на рис. 121, б.

8. С увеличением единичной мощности котла объем VT топки по условиям теплообмена увеличивается быстрее, чем площадь FCT поверхности ограждающих поверхностей. Поэтому излуча­ющий слой с ростом единичной мощности котла также утолщается. Тепловое излучение факела возрастает в соответствии с уравне­нием (63). Полученная опытная зависимость параметра М от числа Бугера Bu = kS (к — суммарный коэффициент ослабления _ излучения) при сжигании экибастузских углей представлена на рис. 122. Кроме того, с ростом паропроизводительности котла происходит увеличение размеров топки. В центральной части топки газы охлаждаются меньше, чем в пристенной. Результатом является рост тепловой разверки в верхней части топки,

До = шах - ср)/о; СР=f ы,

Где Фт max и Фт'Ср — соответственно максимальная и средняя температура газов на выходе из топки.

Снизить величину Дф можно вводом рециркулируемых про­дуктов сгорания в верхнюю часть топки и секционированием топки (если это возможно) двусветными экранами. Как видно из рис. 123, с введением рециркуляции газов температурная неравномерность в топке уменьшается (штриховая кривая).

М <°с

О А

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

Рис. 123. Влияние верхней рециркуляции газов на распределение температур в верхней части топки:

без рециркуляции; — —• о рециркуляцией

Рис. 122.

0,35 0,3

Поверочный расчет топки — нахождение температуры газов на выходе из топки.

Исходными данными для расчета являются характеристика топлива (состав, теплота сгорания Q|j), способ его сжигания, КПД котла и его составляющие, температура горячего воздуха trB, воздушный режим топки, сведения о наличии внешнего подогрева воздуха, вводе газов рециркуляции и их параметрах, геометри­ческих характеристиках топки (объем, полная поверхность стен, угловой коэффициент экранов) и горелок (число и уровень уста­новки ярусов по высоте топки).

Последовательность расчета следующая (рис. 124).

1. Определение среднего коэффициента тепловой эффектив­ности экранов рср по уравнению (50).

2. Расчет Лт и параметра М по уравнениям (76) и (77).

3. Определение толщины 5 излучающего слоя (м), по урав­нению (55).

4. Расчет полезного тепловыделения QT в топке, КДж/кг, [формула (66) ] и соответствующей ему адиабатной темпера­туре

5. Принимают температуру газов на выходе из топки и определяют соответствующую ей энтальпию /т газов.

6. В зависимости от вида сжигаемого топлива находят коэф­фициент kr, &зл, kK ослабления излучения в топке [по уравнениям (56) и (57)].

7. Рассчитывают ед, [формулы (58) или (53) ].

8. По уравнению (62) находят величину бт.

9. По выражению (69) определяют среднюю теплоемкость газов (Vc)r.

10. По уравнению (78) находят температуру газов на вы­ходе из топки.

11. Сравнивают принятое и расчетное значения

Расчет считается законченным, если тепловосприятие топки при принятом значении отличается от расчетного не более чем 190

(Vch

QvJi

К! л

1

1

Ккф

1

1

£ф

**

Ц

~~T------------------

Рис. 124. Алгоритм поверочного расчета топки

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

^ Конец ^

Нет

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

Исходные данные I

HT, H

На 2 %. В противном случае принимают уточненное значение и расчет повторяют. Если разность принятого и расчетного зна­чений ^ < 50 °С, то величины Бф и єт при расчете не уточняют, а определяют лишь новое значение (Vc)r. В результате повероч­ного расчета может оказаться, что температура Фї, тепловые характеристики топки (qF, qFa, qar, qv) будут выше допускаемых. Способы уменьшения этих параметров приведены в табл. 22.

22. Способа уменьшения параметров 0Ї, qp, qFH, q„, qv

Способ

Примечание

Температура на выходе из топки О"

1. Перераспределение топлива и воз­духа по ярусам (увеличение подачи топлива в нижний ярус)

2. Реконструкция горелок (снижение уровня их расположения, наклон вниз)

3. Применение рециркуляции газов в верхнюю часть топки

4. Снижение паропроизводительности котла по сравнению с расчетной

Необходима проверка запаса по произ­водительности питателей и выполнения условия qFa < [<7^] Связана с капитальными затратами

Необходимо проверить условия рабо­ты перегревателя, оценить золовой износ, установить дымосос рецирку­ляции

Ведет к уменьшению коэффициента использования установленной мощ­ности

Тепловое напря'жение сечения и яруса qF, qFa

5. Переход на другую компоновку горелок, допускающую большее зна­чение или увеличение числа ярусов горелок

6. Снижение паропроизводительности котла

Связан с дополнительными капиталь­ными затратами на реконструкцию

См. п. 4

7. Снижение паропроизводительности котла

8. Увеличение расстояния между яру­сами, установка двусветных экранов

Тепловое напряжение активной зоны горения qbr См. п. 4 См. п. 5

Тепловое напряжение объема qv См. п. 4

9. Снижение паропроизводительности котла

10. Интенсификация процесса горения

Связана с заменой горелок

Конструкторскому расчету топки на заданный вид топлива должен предшествовать выбор способа сжигания топлива, схемы пылеприготовления, уровня подогрева воздуха, типа числа горе­лок, их размеров, компоновка, включая определение ширины ат, глубины Ьт и высоты /іаг зоны активного горения топки. Выби­рается конструкция экранов, оценивается необходимость уста­новки ширмового пароперегревателя, предварительного подогрева воздуха и рециркуляции газов. Температуру газов на выходе из топки при этом принимают на основании рекомендаций табл. 13. 192

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

Рис. 125. Схемы расчета геометрических характеристик топки: а —. с ТШУ, VIV = 0; б — газомазутной, Vj = 0, =0; в — с ЖШУ, Va = 0

Цель расчета — определение размеров топки. Сложность практического использования уравнения (79) заключается в том, что правая его часть содержит две величины ет и М, зависящие от геометрических размеров топки: ет = / (Vr/Fот), М = / (hr/Hr), которые при конструкторском расчете неизвестны. Следовательно, требуется предварительная оценка этих величин.

Допустим, что рассчитывается одна из возможных топок, схемы которых представлены на рис. 125. Топка может быть разбита на характерные зоны. Геометрические характеристики каждой зоны — объем, площади поверхностей стен — определяют. из условий расчета и компоновки горелок. Их можно считать заданными.

Рассмотрим зону II. Высоту выходного окна топки при уста­новке ширм можно принять h0 — (І-т-1,1) Если на выходе из топки имеется фестон, то

Ао

(81)

ВрУг (273 +<Q aTwrkx273 (1 — d/S) '

Где Vr — объем газов, м8/кг; Ф'г — принятое значение температуры газов на выходе из топки, °С; d a S — диаметр и шаг труб фе­стона, м; обычно S/d = 2-^-4; = 1,05-^1,1 — коэффициент, учитывающий отличие средних температур по газу в фестоне от wT « 4-нб м/р.

Зная ат, bT и h0 на основе рекомендаций по организации верхнего пережима, можно определить площадь поверхностей стен и, объем топки для зоны II.

ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ

"I "I "I "I Рис. 126. Графоанали­тическое определение высоты hi

Так как геометрия зон / и // принята неизменной, то заданная температура га­зов на выходе из топки обеспечивается варьированием величины ht зоны III. При этом

Дэ

=2(aT + bT)h„ УІ7/ = атЬтЛ/. При наличии двусветных экранов в количе­

Стве 2,

FIIl = [2(aT + bT) + 2bTzg3]hI.

В качестве первого приближения [верхний индекс 1 ] для нахождения hj воспользуемся соотношением

От ^ 700 )

(атЬт), (82)

" VS

Vn - Vni - Viv

<?у

Где qv — величина допускаемого теплонапряжения объема топки, МВт/м8, .принимаемая по рис. 33.

Расчет ведется до выполнения условия

IFCT. р Fст |/FCi < 0,02.

Результат можно получить графоаналитическим способом (рис. 126). Для этого необходимо сразу принять три, четыре зна­чения hj. Одно из них определяется по уравнению (82), а другие выбирают произвольно. Например, h) = h) — 5, hj = h} + 5. Истинное значение hj отвечает точке пересечения принятой и расчетной зависимостей FCT (hj).

Полная высота топки после определения Л7 в зависимости от схемы топки (см. рис. 125)

Ят0 = 0,5h0 Ят

Или

Ят0 = Ят = hr - j-hn.

§ 27. РАЗМЕРЫ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА. СКОРОСТИ ГАЗОВ И РАБОЧЕГО ТЕЛА

Расчетная поверхность нагрева конвективных паро­перегревателей, экономайзеров, переходных зон

Я = к dl3M. с^ПзмК^Кз, (83)

Где d — наружный диаметр трубы, м; 1ЗМ ср — средняя длина змеевика, м; гг — число труб в первом ряду по ходу газов; пзм — число труб в змеевике; /q = 1 при коридорной и «і = 2 при шахмат - 194
ной компоновке труб; ка — число параллельных потоков нагре­ваемой среды в газоходе (обычно принимают к2 = 1 или 2); к3 = 1 для П-образной компоновки и к3 = 2 для Т-образной компонов­ки котла. Например, для схемы рис. 63, в к2 = 1, а для схемы рис. 63, б к2 = 2.

Средняя длина змеевика в конвективном и опускном газохо­де котла

'Зм. ср = 2 Zn/r/Ka, (84)

Где 2ц — число петель змеевика; 1Г = ат при параллельном и /г = Ьг при перпендикулярном (к фронту) расположении труб.

Для соединительного газохода длину змеевика принимают равной среднему значению в поверхности (рис. 125, а). Для шир­мового пароперегревателя при однопетлевом исполнении

Яш = 2 [26шл/іш + 52&шлЗ (85)

А для конструкции рис. 54

Яш = 2 [2bm„h

+ 1)]*«. (86)

Множитель 2 в уравнениях (85) и (86) учитывает, что шир­ма воспринимает теплоту обеими сторонами.

Ширина ленты в ширме

Ьшл = S2 Км - 1) + d. (87)

В уравнениях (85)—(87) hm — средняя высота ширмы, м; гш и гп — число ширм и петель ширмы; S'2 — расстояние между осями крайних труб в петле ширмы, м; S2 — продольный шаг труб, м; d — наружный диаметр трубы, м; пзм — число парал­лельно включенных труб.

В ТВП

Я = ndcpzxAxzT; (88)

В РВП

Я = 0,95-0,785Dp/spCA, (89)

Где dcр = 0,5 (d + dBH) — средний диаметр трубы, м; гх — число ходов в ступени; hx — высота хода, м; гт — общее число труб для прохода газа; коэффициентом 0,95 учитывается степень заполнения ротора листами; Dp — диаметр ротора, м; kv — коэф­фициент загромождения сечения ротора валом; С — количество поверхности в единице объема набивки, м2/м3; h — высота на­бивки, м.

Значения kv в зависимости от диаметра Dp ротора и С в за­висимости от толщины листов набивки 8П при различном экви­валентном диаметре ^ набивки приведены ниже.

4

0,87

10

0,93

6

0,905

8

0,922

TOC o "1-3" h z dB, мм.............................................................. 9,6 7,8 9,8

&л, мм. ........................................................... 0,63 0,63 1,2

С, м»/м» ......................................................... 365 440 325

K„..................................................................... 0,89 0,86 0,81

В РВП площадь поверхности по газу

Fr = 0,785D2pkpk„xr, (90)

По воздуху

FB = 0,785Dlkpk„xB, (91)

Где кл — коэффициент, учитывает загромождение ротора листами, значения приведены выше; хг = гг/гс ихв = zjz0 — доля сечения длд прохода соответственно газа и воздуха; zc иг, — общее число секторов для прохода соответственно газа и воздуха (см. табл. 16).

Площадь проходного сечения для воды и пара в змеевиковых поверхностях нагрева

F = 0,25п4а,

Где dBn — внутренний диаметр трубы; zT — общее число парал­лельно подключенных труб, внутри которых движется обогрева­емое рабочее тело. Величина

2Т = Zin3Mkik2k3. (92)

Расчетная площадь сечения для прохода газов, в ширмовых и змеевиковых поверхностях нагрева

Fr — ksaTbr(l — d/Si),

Где St — поперечный шаг между трубами (см. табл. 14). Для ТВП суммарная площадь труб для прохода газа

Fp = 0,25fe3ndeHzT> (93)

Воздуха

FB = hxaT (1 — d/Si) k3zn, (94)

Где - гп — число параллельных потоков воздуха в воздухоподогре­вателе.

По расчетным значениям Fr, FB и F находят скорости газа wr, воздуха wB и рабочего тела w. • Скорость газа

= BvVrgr (Р + 273)/(273FT), (95)

Где Vr и gT — объем и доля газов, пропускаемых через рассчиты­ваемый газоход; Ф = 0,5 (■&' + ■&") — средняя температура га­зов, °С; FT — расчетная площадь сечения для прохода газов, ма. Скорость воздуха

Tf» = 5ppopy^B(273 + 0/(273FB), (96)

23. Предельно допустимая скорость газа wr (м/с) при входе в первый пакет конвективной шахты для котлов паропроизводительностью D > 120 т/ч

Топливо

SJd

Топливо

S'l/d

2,5

4

2,5

4

Подмосковный уголь

8,8

7,8

Челябинский уголь

10

9

АШ

11,5

10

Экибастузский уголь

7

6

Донецкий тощиб уголь

12

10,5

Кизеловский уголь

10,5

9,5

Где Pop — среднее избыточное количество воздуха в воздухо­подогревателе по отношению к теоретически необходимому; V0 — теоретически необходимое для горения количество воздуха, м8/кг; gB — доля воздуха, пропускаемого через воздухоподогреватель; t = 0,5 (Ґ + t") — средняя температура воздуха, °С; Fn — пло­щадь сечения для прохода воздуха, м8.

Скорость воды и пара

W = DgvJF, (97)

Где g — доля расхода воды (пара) через рассматриваемую поверх­ность по отношению к паропроизводительности котла; иср — средний удельный объем, рассчитываемый при среднем давлении и температуре, м3/кг; F — расчетная площадь сечения для про­хода воды (пара), м2.

В табл. 23 даны предельно допускаемые скорости газа на входе в первый пакет конвективной шахты для некоторых видов топлив. Минимальные скорости газов по условиям заноса поверх­ностей нагрева при расчете котла на нижнем пределе нагрузки принимают следующие: ауг = 6 м/с для поперечно омываемых пучков; wr = 8 м/с для трубчатых и регенеративных ВП при про­дольном обтекании их газом.

Нормами теплового расчета рекомендуются следующие наи­выгоднейшие скорости газа, м/с, полученные из условия, когда износ поверхностей золой минимален.

.Перегреватель высокого давления в газоходе:

Соединительном...................................................................................... 12—16

Конвективном.......................................................................................... 11—15

Промежуточный перегреватель в опускном газоходе. ......................... 20

Экономайзер.................................................................... 11—15

ТВП..................................................................................................... 9—13

РВП................................................................................................................ 9-^-11

Верхние пределы указанных скоростей могут быть приняты для газомазутных котлов.

В общем случае скорости газа и воздуха следует выбирать на основании технико-экономических расчетов. Следует отменить, что с увеличением скорости интенсифицируется теплообмен.

Поверхность нагрева, ее металлоемкость, трудозатраты на изго­товление и стоимость снижаются. Повышается надежность кон­струкции, так как сокращается число сварных стыков. Однако при этом возрастает сопротивление газового тракта, растут рас­ходы на тягу и дутье, увеличивается абразивный износ поверх­ностей, снижается срок их службы. Минимум суммарных затрат определяет оптимальную скорость wr газа.

Рекомендуемые массовые скорости рш воды и пара приведены выше. Наибольшие значения, как правило, принимают для котлов СКД. Указанные величины рw обеспечивают достаточный отвод теплоты от металла труб при приемлемых значениях гидравли­ческого сопротивления.

Расчет котлов и котельных установок

ВОДНЫЙ РЕЖИМ КОТЛОВ

Вода, используемая в котельных установках в к|| честве рабочего тела, обладает свойствами активного и почти уни­версального растворителя. Содержащиеся в ней примеси, незави­симо от источников их появления, при определенных условиях могут …

Энергетическая программа

В принятых XXVII съездом КПСС «Основных направлениях эко­номического и социального развития СССР на 1986—1990 годы и на период до 2000 года» указывается на необходимость эффективнее развивать топливно- энергетический комплекс и …

РЕГУЛИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ПЕРЕГРЕТОГО ПАРА

В случае применения поверхностных и впрыскивающих пароохладителей поверхность перегревателя рассчитывают на номинальной нагрузке с запасом того количества теплоты, кото­рое снимается в регуляторе. Поверхностный пароохладитель представляет собой тепло­обменник 1 несмешивающего типа …

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Оперативная связь

Укажите свой телефон или адрес эл. почты — наш менеджер перезвонит Вам в удобное для Вас время.