тепловой поверочный расчет котельного агрегата ке 25-14 курсовая. Тепловой поверочный расчет котельного агрегата ке 2514

КП 13.02.02

Название	Тепловой поверочный расчет котельного агрегата ке 2514
Дата	11.10.2022
Размер	5.6 Mb.
Формат файла
Имя файла	тепловой поверочный расчет котельного агрегата ке 25-14 курсовая.rtf
Тип	Документы #727883
страница	3 из 4

1 2 3 4

Часть золы топлива, уносимая из топки в конвективные газоходы ([1] табл. 5.2)

а_ун = 0,1.

Масса дымовых газов

G_г = 1 – А^р/100 + 1,306αV^о,

G_г = 1 – 21,3/100 + 1,306 · 1,28 · 5,54 = 10,0 кг/кг.

Коэффициент ослабления лучей взвешенными частицами летучей золы ([1] рис. 5.3) при принятой температуре t_т

k_зл = 7,5 (м·ата)^–1.

Коэффициент ослабления лучей частицами горящего кокса ([1] с. 29)

k_к = 0,5 (м·ата)^–1.

Концентрация золовых частиц в потоке газа

μ_зл = 0,01А^ра_ун/G_г,

μ_зл = 0,01 · 21,3 · 0,1/10,0 = 0,002.

Коэффициент ослабления лучей топочной средой

k_т = k_г + k_злμ_зл + k_к,

k_т = 5,39 + 7,5 · 0,002 + 0,5 = 5,91 (м·ата)^–1.

Эффективная степень черноты факела

а_ф = 1 – е^–^k^тРтS,

а_ф = 1 – 2,7^{–5,91·0,1·2,32} = 0,74.

Отношение зеркала горения к полной поверхности стен топки при слоевом горении

ρ = F_под/F_ст,

ρ = 13,2/101,0 = 0,13.
Степень черноты топки при слоевом сжигании топлива

а_т =

а_т =

= 0,86.

Величина относительного положения максимума температур для слоевых топок при сжигании топлива в тонком слое (топки с пневмомеханическими забрасывателями) принимается ([1] с. 30) равным:

Х_т = 0,1.

Параметр, характеризующий распределение температур по высоте топки ([1] ф. 5.25)

М = 0,59 – 0,5Х_т,

М = 0,59 – 0,5 · 0,1 = 0,54.

Расчетная температура газов за топкой

Т_т =

Т_т =

= 1090 К = 817°С.

Расхождение с предварительно принятым значением составляет

∆t_т = t_т – t'_т,

∆t_т = 817 – 800 = 17°С < ± 100°C.

Энтальпия газов за топкой

I_т = 9259 кДж/кг.

Количество тепла, переданное в топке

Q_т = φВ(I_a – I_т),

Q_т = 1,00 · 0,77·(22798 – 9259) = 10425 кВт.

Коэффициент прямой отдачи

μ = (1 – I_т/I_а)·100,

μ = (1 – 9259/22798)·100 = 59,4%.

Действительное тепловое напряжение топочного объема

q_v = Q_т/V_т,

q_v = 10425/65,1 = 160 кВт/м³.

Расчет теплообмена в конвективной поверхности

Тепловой расчет конвективной поверхности служит для определения количества передаваемого тепла и сводится к решению системы двух уравнений –уравнения теплового баланса и уравнения теплопередачи.

Расчет выполняется для 1 кг сжигаемого топлива при нормальных условиях.

Из предыдущих расчетов имеем:

– температура газов перед рассматриваемым газоходом

t₁ = t_т = 817°С;

– энтальпия газов перед газоходом

I₁ = I_т = 9259 кДж/кг;

– коэффициент сохранения теплоты

φ = 1,00;

– секундный расход топлива

В_р = 0,77 кг/с.

Предварительно принимаем два значения температуры продуктов сгорания после газохода:

t'₂ = 220ºC,

t''₂ = 240ºC.

Дальнейший расчет ведем для двух принятых температур.

Энтальпия продуктов сгорания после конвективного пучка:

I'₂ = 2320 кДж/кг,

I''₂ = 2540 кДж/кг.

Количество теплоты, отданное газами в пучке:

Q₁ = φВ_р(I_т – I₁);

Q'₁ = 1,00 ∙ 0,77·(9259 – 2320) = 5343 кДж/кг,

Q''₁ = 1,00 · 0,77∙(9259 – 2540) = 5174 кДж/кг.

Наружный диаметр труб конвективных пучков (по чертежу)

d_н = 51 мм.

Число рядов по ходу продуктов сгорания (по чертежу)

Z₁ = 35.

Поперечный шаг труб (по чертежу)

S₁ = 90 мм.

Продольный шаг труб (по чертежу)

S₂ = 110 мм.

Коэффициент омывания труб ([1] табл. 6.2)

ω = 0,90.

Относительные поперечный σ₁ и продольный σ₂ шаги труб:

σ = S/d;

σ₁ = 90/51 = 1,8;

σ₂ = 110/51 = 2,2.

Площадь живого сечения для прохода газов при поперечном омывании труб

F_ж = ab – z₁ld_н,

где а и b – размеры газохода в свету, м;

l – длина проекции трубы на плоскость рассматриваемого сечения, м;

F_ж = 2,5 ∙ 2,0 – 35 ∙ 2,0 ∙ 0,051 = 1,43 м².

Эффективная толщина излучающего слоя газов

S_эф = 0,9d_н,

S_эф = 0,9 · 0,051·

= 0,177 м.

Температура кипения воды при рабочем давлении (по таблицам насыщенного водяного пара)
t'_s = 198°С.

Средняя температура газового потока

t_ср1 = 0,5(t₁ + t);

t'_ср1 = 0,5·(817 + 220) = 519ºC,

t''_ср1 = 0,5·(817 + 240) = 529ºC.

Средний расход газов

V_cp₁ = BV_г(t_ср1 + 273)/273,

V'_cp₁ = 0,77 · 7,56·(519 + 273)/273 = 16,89 м³/с.

V''_cp₁ = 0,77 · 7,56·(529 + 273)/273 = 17,10 м³/с.

Средняя скорость газов

ω_г1 = V_cp₁/F_ж,

ω'_г1 = 16,89/1,43 = 11,8 м/с,

ω''_г1 = 17,10/1,43 = 12,0 м/с.

Коэффициент загрязнения поверхности нагрева ([1] с. 43)

ε = 0,0043 м²·град/Вт.

Средняя температура загрязненной стенки ([1] с. 42)

t_з = t'_s + (60÷80),

t_з = (258÷278) = 270°С.

Поправочные коэффициенты для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ([1] рис. 6.2):

– на количество рядов

С_z = 1,0;

– на относительные шаги

С_s = 1,0;

– на изменение физических характеристик

С_ф = 1,05.

Вязкость продуктов сгорания ([1] табл. 6.1)

ν' = 76·10^–6 м²/с,

ν'' = 78·10^–6 м²/с.

Коэффициент теплопроводности продуктов сгорания ([1] табл. 6.1)

λ' = 6,72·10^–2 Вт/(м·°С),

λ'' = 6,81·10^–2 Вт/(м·°С).

Критерий Прандтля продуктов сгорания ([1] ф. 6.7)

Рr' = 0,62,

Рr'' = 0,62.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией ([1] табл. 6.1)

α_к1 = 0,233С_zC_фλР

(ωd_н/ν)^0,65/d_н,

α'_к1 = 0,233 · 1 · 1,05 · 6,72·10^–2 · 0,62^0,33·(11,8 · 0,051/76·10^–6)^0,65/0,051,

α'_к1 = 94,18 Вт/(м²·К);

α''_к1 = 0,233 · 1 · 1,05 · 6,81·10^–2 · 0,62^0,33·(12,0 · 0,051/78·10^–6)^0,65/0,051,

α''_к1 = 94,87 Вт/(м²·К).

Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами

·0,228 = 23,30 (м·МПа)^–1,

·0,228 = 23,18 (м·МПа)^–1,

Суммарное парциальное давление трехатомных газов (определено ранее)

Р_п = 0,023 МПа.

Коэффициент ослабления луча в объеме заполненном золой при температуре t_ср ([1] рис. 5.3)

К'_зл = 9,0;

К''_зл = 9,0.

Концентрация золовых частиц в потоке газа (определена ранее)

μ_зл = 0,002.

Степень черноты запыленного газового потока

а = 1 – е^–^k^г^k^зл^Р^п^μ^зл^S^эф,

а' = 1 – е^{–23,30·9,0·0,002·0,023·0,177} = 0,002,
а'' = 1 – е^{–23,18·9,0·0,002·0,023·0,177} = 0,002.

Коэффициент теплоотдачи излучением при сжигании каменного угля

а_л = 5,67·10^–8(а_ст + 1)аТ³/2,

где а_ст – степень черноты стенки, принимается ([1] с. 42)

а_ст = 0,82;

а'_л = 5,67·10^–8·(0,82 + 1)·0 · 543³ ·

/2 = 0,02 Вт/(м²·К);

а''_л = 5,67·10^–8·(0,82 + 1)·0 · 543³ ·

/2 = 0,02 Вт/(м²·К).

Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке

α₁ = ω(α_к + α_л),

α'₁ = 0,90·(94,18 + 0,02) = 84,78 Вт/(м²·К)

α''₁ = 0,90·(94,87 + 0,02) = 85,40 Вт/(м²·К).

Коэффициент теплопередачи

К = α₁/(1 + α₁ε),

К' = 84,78/(1 + 84,78 · 0,0043) = 62,13 Вт/(м²·К),

К'' = 85,40/(1 + 85,40 · 0,0043) = 62,46 Вт/(м²·К).

Средний температурный напор

Δt =

Δt' =

= 179ºС;

Δt'' =

= 214ºС.

Площадь нагрева конвективного пучка (из технической характеристики котла)

Н_к1 = 418 м².
Тепловосприятие поверхности нагрева конвективного пучка

Q_к = КН_к∆t;

Q'_к = 62,13 · 418 · 179/1000 = 4649 кДж/кг;

Q''_к = 62,46 · 418 · 214/1000 = 5587 кДж/кг.

По принятым двум значениям температуры

t'₁ = 220ºC;

t''₁ = 240ºC

и полученным значениям

Q'_б1 = 5343 кДж/кг;

Q''_б1 = 5174 кДж/кг;

Q'_к1 = 4649 кДж/кг;

Q''_к1 = 5587 кДж/кг

производим графическую интерполяцию для определения температуры продуктов сгорания после конвективной поверхности нагрева. Для графической интерполяции строим график (рис. 3.2) зависимости Q = f(t).

Рис. 3.2 – График зависимости Q = f(t)

Точка пересечения прямых укажет температуру t_р газов, выходящих после конвективной поверхности:

t_к = 232ºС.

Количество теплоты, воспринятое поверхность нагрева

Q_к1 = 5210 кВт.

Энтальпия газов при этой температуре

I_к1 = 2452 кДж/кг.

1 2 3 4