Skorstein, utregning. Kurs: Beregning av installasjonen for utnyttelse av varme fra avgasser fra en teknologisk ovn Beskrivelse av den teknologiske ordningen

2. varme som føres bort av avgasser. La oss definere varmekapasiteten røykgasser ved tux = 8000C;

3. varmetap gjennom murverk ved termisk ledningsevne.

Tap gjennom hvelvet

Tykkelsen på hvelvet er 0,3 m, materialet er ildleire. Vi aksepterer at temperaturen på den indre overflaten av kuppelen er lik temperaturen på gassene.

Gjennomsnittlig ovnstemperatur:

I henhold til denne temperaturen velger vi koeffisienten for termisk ledningsevne til ildleiremateriale:

Dermed er tapene gjennom hvelvet:

hvor α er varmeoverføringskoeffisienten fra den ytre overflaten av veggene til omgivelsesluften, lik 71,2 kJ / (m2 * h * 0С)

Tap gjennom vegger. Murverket på veggene er laget av to lag (ildleire 345 mm, kiselgur 115 mm)

Veggareal, m2:

metodisk sone

sveisesone

Tomil sone

slutt

Totalt veggareal 162,73 m2

Med en lineær temperaturfordeling over veggtykkelsen gjennomsnittstemperatur ildleire vil være lik 5500C, og diatomitt 1500C.

Derfor.

Totaltap gjennom murverk

4. I henhold til praktiske data tas varmetap med kjølevann lik 10% Qx av inntekten, det vil si Qx + Qp

5. Vi aksepterer urapporterte tap i mengden 15 % Q av varmetilførselen

Sett sammen ligningen for varmebalansen til ovnen

Varmebalansen til ovnen er oppsummert i tabell 1; 2

Tabell 1

tabell 2

Det spesifikke varmeforbruket for oppvarming av 1 kg metall vil være

Vi aksepterer at det monteres brennere av typen "rør i rør" i ovnen.

Det er 16 stykker i sveisesonene, 4 stykker i holdesonen. Total brennere 20 stk. Bestem den estimerte mengden luft som kommer til en brenner.

Vв - luftforbruk per time;

TV - 400 + 273 = 673 K - luftvarmetemperatur;

N er antall brennere.

Lufttrykket foran brenneren antas å være 2,0 kPa. Det følger at den nødvendige luftstrømmen leveres av DBV 225-brenneren.

Bestem den estimerte mengden gass per brenner;

VG \u003d V \u003d 2667 drivstofforbruk per time;

TG \u003d 50 + 273 \u003d 323 K - gasstemperatur;

N er antall brennere.

8. Beregning av varmeveksleren

For luftoppvarming designer vi en metallsløyfevarmeveksler laget av rør med en diameter på 57/49,5 mm med et korridorarrangement av stigningen deres

Opprinnelige data for beregning:

Drivstofforbruk per time B=2667 kJ/t;

Luftforbruk per 1 m3 drivstoff La = 13,08 m3/m3;

Mengden forbrenningsprodukter fra 1 m3 brennbar gass Va =13,89 m3/m3;

Luftvarmetemperatur tv = 4000С;

Temperaturen på røykgassene fra ovntuxen=8000C.

Luftforbruk per time:

Røykproduksjon per time:

Den timelige mengden røyk som passerer gjennom varmeveksleren, tatt i betraktning tap av røyk for å slå ut og gjennom bypass-spjeldet og luftlekkasje.

Koeffisienten m, tatt i betraktning tap av røyk, tar vi 0,7.

Koeffisienten tatt i betraktning luftlekkasje i svinene, vil vi ta 0,1.

Røyktemperatur foran varmeveksleren, tatt i betraktning luftlekkasje;

hvor iух er varmeinnholdet i røykgasser ved tух=8000С

Dette varmeinnholdet tilsvarer røyktemperaturen tD=7500C. (Se fig. 67(3))

Når drivstoffkarbon brennes i luft i henhold til ligningen (21C + 2102 + 79N2 = 21C02 + 79N2), er det for hvert volum CO2 i forbrenningsproduktene 79: 21 = 3,76 volumer N2.

Under forbrenning av antrasitt, magert kull og annet brensel med høyt innhold karbon, dannes det forbrenningsprodukter som i sammensetning ligner karbonforbrenningsprodukter. Når hydrogen brennes i henhold til ligningen

42H2+2102+79N2=42H20+79N2

For hvert volum av H20 er det 79:42 = 1,88 volum nitrogen.

I forbrenningsproduktene av naturlige, flytende og koksovnsgasser, flytende brensel, ved, torv, brunkull, langflamme- og gasskull og annet brensel med et betydelig hydrogeninnhold i den brennbare massen, dannes det en stor mengde vanndamp. , noen ganger overstiger volumet av CO2. Tilstedeværelsen av fuktighet i toppen

Levende øker naturlig nok innholdet av vanndamp i forbrenningsproduktene.

Sammensetningen av produktene av fullstendig forbrenning av hovedtypene av drivstoff i et støkiometrisk luftvolum er gitt i tabell. 34. Fra dataene i denne tabellen kan man se at N2-innholdet i forbrenningsproduktene til alle typer brensel vesentlig overstiger det totale innholdet av C02-f-H20, og i karbonforbrenningsproduktene er det 79 %.

Hydrogenforbrenningsprodukter inneholder 65 % N2; forbrenningsprodukter av naturlige og flytende gasser, bensin, fyringsolje og annet hydrokarbonbrensel inneholder 70-74 % N2.

Ris. 5. Volumetrisk varmekapasitet

Forbrenningsprodukter

4 - karbonforbrenningsprodukter

5 - hydrogenforbrenningsprodukter

Den gjennomsnittlige varmekapasiteten til produktene av fullstendig forbrenning som ikke inneholder oksygen kan beregnes med formelen

C \u003d 0,01 (Cc02C02 + Cso2S02 + Cn20H20 + CN2N2) kcal / (m3 - ° С), (VI. 1)

Der Сс0г, Cso2, СНа0, CNa er de volumetriske varmekapasitetene til karbondioksid, svoveldioksid, vanndamp og nitrogen, og С02, S02, Н20 og N2 er innholdet av de tilsvarende komponentene i forbrenningsproduktene, % (vol.) .

I samsvar med denne formelen (VI. 1) har følgende form:

C \u003d 0,01. (Cc02 /? 02 + CHj0H20-bCNi! N2) kcal / (m3 "°C). (VI.2)

Den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til CO2, H20 og N2 i temperaturområdet fra 0 til 2500 °C er gitt i tabell. 36. Kurver som karakteriserer endringen i den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til disse gassene med økende temperatur er vist i fig. 5.

Fra bordet. 16 data og kurver avbildet i fig. 5 viser følgende:

1. Den volumetriske varmekapasiteten til CO2 overstiger betydelig varmekapasiteten til H20, som igjen overstiger varmekapasiteten til N2 over hele temperaturområdet fra 0 til 2000 °C.

2. Varmekapasiteten til CO2 øker med økende temperatur raskere enn varmekapasiteten til H20, og varmekapasiteten til H20 raskere enn varmekapasiteten til N2. Til tross for dette avviker imidlertid den veide gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til karbon- og hydrogenforbrenningsprodukter i et støkiometrisk luftvolum lite.

Denne situasjonen, noe uventet ved første øyekast, skyldes det faktum at i produktene av fullstendig forbrenning av karbon i luft for hver kubikkmeter CO2, som har den høyeste volumetriske varmekapasiteten, utgjør 3,76 m3 N2 med minimum volumetrisk

Varmekapasitet, og i produktene av hydrogenforbrenning for hver kubikkmeter vanndamp, hvis volumetriske varmekapasitet er mindre enn CO2, men mer enn N2, er det halvparten av mengden nitrogen (1,88 m3).

Som et resultat blir den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til forbrenningsproduktene av karbon og hydrogen i luft utlignet, som det fremgår av dataene i tabell. 37 og sammenligning av kurvene 4 og 5 i fig. 5. Forskjellen i den veide gjennomsnittlige varmekapasiteten til forbrenningsproduktene av karbon og hydrogen i luft overstiger ikke 2 %. Naturligvis ligger varmekapasiteten til forbrenningsproduktene til brensel, som hovedsakelig består av karbon og hydrogen, i et støkiometrisk volum av luft i et smalt område mellom kurvene 4 og 5 (skravert i fig. 5).

Produkter av fullstendig forbrenning av ulike vidoges; brensel i støkiometrisk luft i temperaturområdet fra 0 til 2100 °C har følgende varmekapasitet, kcal/(m3>°C):

Svingninger i varmekapasiteten til forbrenningsprodukter forskjellige typer drivstoff er relativt lite. På fast brensel med høyt fuktighetsinnhold (ved, torv, brunkull osv.) er varmekapasiteten til forbrenningsprodukter i samme temperaturområde høyere enn for brensel med lavt fuktighetsinnhold (antrasitt, kull, fyringsolje, naturgass osv.) .). Dette skyldes det faktum at under forbrenning av drivstoff med høyt fuktighetsinnhold i forbrenningsproduktene øker innholdet av vanndamp, som har høyere varmekapasitet sammenlignet med diatomisk gass - nitrogen.

I tabellen. 38 viser den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til produktene av fullstendig forbrenning, ikke fortynnet med luft, for forskjellige temperaturområder.

Tabell 38

En økning i fuktighetsinnholdet i drivstoffet øker varmekapasiteten til forbrenningsproduktene på grunn av en økning i innholdet av vanndamp i dem i samme temperaturområde, sammenlignet med varmekapasiteten til forbrenningsproduktene til drivstoff med lavere fuktighet innhold, og senker samtidig forbrenningstemperaturen til drivstoffet på grunn av en økning i volumet av forbrenningsprodukter på grunn av vannpar.

Med en økning i fuktighetsinnholdet i drivstoffet øker den volumetriske varmekapasiteten til forbrenningsproduktene i et gitt temperaturområde, og samtidig synker temperaturintervallet fra 0 til £max på grunn av en reduksjon i verdien<тах. ПОСКОЛЬКУ ТЄПЛОЄМКОСТЬ ГЭЗОВ уМвНЬ — шается с понижением температуры, теплоемкость продуктов сгорания топлива с различной влажностью в интервале температур от нуля до <тах для данного топлива претерпевает незначительные колебания (табл. 39). В соответствии с этим можно принять теплоемкость про­дуктов сгорания всех видов твердого топлива от 0 до tmax равной 0,405, жидкого топлива 0,401, природного, доменного и генераторного газов 0,400 ккал/(м3-°С).

Dette gjør det mulig å betraktelig forenkle bestemmelsen av kalorimetriske og beregnede forbrenningstemperaturer (i henhold til metoden beskrevet i kapittel VII). Feilen tillatt i dette tilfellet overstiger vanligvis ikke 1% eller 20 °.

Fra betraktningen av kurvene 4 og 5 i fig. 5 kan det sees at forholdet mellom varmekapasiteten til produktene ved fullstendig forbrenning av karbon i et støkiometrisk luftvolum i temperaturområdet fra 0 til t ° C, for eksempel fra 0 til

200 og fra 0 til 2100 °C er praktisk talt lik forholdet mellom varmekapasitetene til hydrogenforbrenningsprodukter i de samme temperaturområdene. Det spesifiserte forholdet mellom varmekapasiteter C' forblir praktisk talt konstant for produktene av fullstendig forbrenning av forskjellige typer brensel i et støkiometrisk luftvolum.

I tabellen. 40 viser forholdet mellom varmekapasiteten til produktene ved fullstendig forbrenning av drivstoff med lavt innhold av ballast, som går over i gassformige forbrenningsprodukter (antrasitt, koks, kull, flytende brensel, naturlig, petroleum, koksovnsgasser, etc.) i temperaturområdet fra 0 til t ° С og i temperaturområdet fra 0 til 2100 °C. Siden varmekapasiteten til disse drivstofftypene er nær 2100 ° C, er det indikerte forholdet mellom varmekapasiteter C' lik forholdet mellom varmekapasiteter i temperaturområdet fra 0 til t og fra 0 til tm&x-

I tabellen. 40 viser også verdiene av C', beregnet for forbrenningsproduktene av drivstoff med høyt innhold av ballast, som under forbrenning av brensel går over til gassformige forbrenningsprodukter, dvs. fuktighet i fast brensel, nitrogen og karbondioksid i gassform. brensel. Varmekapasiteten til disse typer brensel (ved, torv, brunkull, blandet generator, luft og masovnsgasser) er 1600-1700 °C.

Tabell 40

Som det fremgår av tabell. 40, er verdiene for C' og K lite forskjellige selv for brennstoffforbrenningsprodukter med forskjellig ballastinnhold og varmeeffekt.

Statens utdanningsinstitusjon for høyere profesjonsutdanning

"Samara State Technical University"

Institutt for kjemisk teknologi og industriell økologi

KURSARBEID

i faget "Teknisk termodynamikk og varmeteknikk"

Emne: Beregning av installasjonen for gjenvinning av varme fra avgassene til en prosessovn

Fullført av: Student Ryabinina E.A.

ZF kurs III gruppe 19

Sjekket av: Konsulent Churkina A.Yu.

Samara 2010

Introduksjon

De fleste kjemiske virksomheter genererer høy- og lavtemperatur termisk avfall, som kan brukes som sekundære energiressurser (SER). Disse inkluderer røykgasser fra ulike kjeler og prosessovner, avkjølte strømmer, kjølevann og eksosdamp.

Termisk VER dekker i stor grad individuelle bransjers varmebehov. I nitrogenindustrien dekkes altså mer enn 26% av varmebehovet ved hjelp av VER, i brusindustrien - mer enn 11%.

Antall brukte HOR-er avhenger av tre faktorer: temperaturen til HOR-ene, deres termiske kraft og kontinuiteten til utgangen.

For tiden er den mest utbredte utnyttelsen av varme fra industrielle avgasser, som har et høyt temperaturpotensial for nesten alle branntekniske prosesser og kan brukes kontinuerlig i de fleste bransjer. Avgassvarme er hovedkomponenten i energibalansen. Den brukes hovedsakelig til teknologiske, og i noen tilfeller - til energiformål (i spillvarmekjeler).

Den utbredte bruken av høytemperatur termiske VER er imidlertid assosiert med utvikling av metoder for utnyttelse, inkludert varmen fra varme slagger, produkter osv., nye metoder for å utnytte varmen fra avgasser, samt med forbedring av utformingen av eksisterende bruksutstyr.

1. Beskrivelse av den teknologiske ordningen

I rørovner uten konveksjonskammer, eller i strålende konveksjonsovner, men med en relativt høy starttemperatur på det oppvarmede produktet, kan temperaturen på avgassene være relativt høy, noe som fører til økt varmetap, redusert ovnseffektivitet og høyere drivstofforbruk. Derfor er det nødvendig å bruke varmen fra avfallsgassene. Dette kan oppnås enten ved å bruke en luftvarmer som varmer opp luften som kommer inn i ovnen for brenselforbrenning, eller ved å installere spillvarmekjeler som gjør det mulig å skaffe vanndamp som er nødvendig for teknologiske behov.

Imidlertid, for implementering av luftoppvarming, kreves det ekstra kostnader for konstruksjon av en luftvarmer, vifter, samt ekstra strømforbruk som forbrukes av viftemotoren.

For å sikre normal drift av luftvarmeren, er det viktig å forhindre muligheten for korrosjon av overflaten fra siden av røykgassstrømmen. Dette fenomenet er mulig når temperaturen på varmevekslingsoverflaten er lavere enn duggpunkttemperaturen; samtidig blir en del av røykgassene, direkte i kontakt med overflaten til luftvarmeren, betydelig avkjølt, vanndampen i dem kondenserer delvis og, absorberer svoveldioksid fra gassene, danner en aggressiv svak syre.

Duggpunktet tilsvarer temperaturen der det mettede damptrykket til vann er lik partialtrykket til vanndampen som finnes i røykgassene.

En av de mest pålitelige måtene å beskytte mot korrosjon på er å forvarme luften på en eller annen måte (for eksempel i vann- eller dampvarmere) til en temperatur over duggpunktet. Slik korrosjon kan også oppstå på overflaten av konveksjonsrør dersom temperaturen på råmaterialet som kommer inn i ovnen er under duggpunktet.

Varmekilden for å øke temperaturen til mettet damp er oksidasjonsreaksjonen (forbrenningen) av det primære brenselet. Røykgassene som dannes ved forbrenning avgir sin varme i strålingen og deretter konveksjonskamrene til råstoffstrømmen (damp). Overopphetet vanndamp kommer inn i forbrukeren, og forbrenningsproduktene forlater ovnen og går inn i spillvarmekjelen. Ved utløpet av KU føres mettet vanndamp tilbake til dampoveropphetingsovnen, og røykgassene, som avkjøles av fødevannet, kommer inn i luftvarmeren. Fra luftvarmeren kommer røykgassene inn i CTAN, hvor vannet som strømmer gjennom spolen varmes opp og går direkte til forbrukeren, og røykgassene slippes ut i atmosfæren.

2. Ovnsberegning

2.1 Beregning av forbrenningsprosessen

La oss bestemme den nedre brennverdien av drivstoffforbrenning Q R n. Hvis drivstoffet er et individuelt hydrokarbon, er dets brennverdi Q R n lik standard forbrenningsvarme minus fordampningsvarmen av vann i forbrenningsproduktene. Det kan også beregnes fra standard termiske effekter av dannelsen av initiale og sluttprodukter basert på Hess-loven.

For et drivstoff som består av en blanding av hydrokarboner, bestemmes brennverdien i henhold til additivitetsregelen:

Hvor Q pi n- forbrenningsvarme Jeg-th drivstoffkomponent;

y jeg- konsentrasjon Jeg-th brenselkomponent i brøkdeler av en enhet, da:

Q R n cm = 35,84 ∙ 0,987 + 63,80 ∙ 0,0033+ 91,32 ∙ 0,0012+ 118,73 ∙ 0,0004 + 146,10 ∙ 0,0001 MJ \u003d 3/5003d.

Molar masse av drivstoff:

M m = Σ M i ∙ y jeg ,

Hvor M i- molar masse Jeg-th drivstoffkomponent, herfra:

M m = 16,042 ∙ 0,987 + 30,07 ∙ 0,0033 + 44,094 ∙ 0,0012 + 58,120 ∙ 0,0004 + 72,15 ∙ 0,0001 + 44,0 ∙ 0,0001 + 44. ,0 07 = 16,25 kg/mol.

kg / m 3,

Deretter Q R n cm, uttrykt i MJ/kg, er lik:

MJ/kg.

Beregningsresultatene er oppsummert i tabell. 1:

Drivstoffsammensetning Tabell 1

La oss bestemme grunnstoffsammensetningen til drivstoffet, % (masse):

,

Hvor n i C , NIH , n i N , n i O- antall karbon-, hydrogen-, nitrogen- og oksygenatomer i molekylene til individuelle komponenter som utgjør drivstoffet;

Innholdet av hver komponent i drivstoffet, vekt. %;

x i– innholdet i hver komponent i drivstoffet, sier de. %;

M i er molmassen til de individuelle drivstoffkomponentene;

M m er den molare massen til drivstoffet.

Komposisjonssjekk :

C + H + O + N = 74,0 + 24,6 + 0,2 + 1,2 = 100 % (masse).

La oss bestemme den teoretiske mengden luft som kreves for å brenne 1 kg drivstoff; den bestemmes fra den støkiometriske ligningen for forbrenningsreaksjonen og oksygeninnholdet i den atmosfæriske luften. Hvis den elementære sammensetningen av drivstoffet er kjent, den teoretiske mengden luft L0, kg/kg, beregnes med formelen:

I praksis, for å sikre fullstendigheten av drivstoffforbrenningen, blir en overflødig mengde luft introdusert i ovnen, vi finner den faktiske luftstrømmen ved α = 1,25:

L = aL 0 ,

Hvor L- faktisk luftforbruk;

α - koeffisient for overflødig luft,

L = 1,25∙17,0 = 21,25 kg/kg.

Spesifikt luftvolum (n.a.) for forbrenning av 1 kg drivstoff:

Hvor ρ inn= 1,293 - lufttetthet under normale forhold,

m 3 / kg.

La oss finne mengden forbrenningsprodukter som dannes under forbrenning av 1 kg drivstoff:

hvis den elementære sammensetningen av drivstoffet er kjent, kan massesammensetningen av røykgasser per 1 kg drivstoff under fullstendig forbrenning bestemmes på grunnlag av følgende ligninger:

Hvor mCO2 , mH2O , mN2 , mO2- masse av tilsvarende gasser, kg.

Total mengde forbrenningsprodukter:

m s. s = m CO2 + m H2O + m N2 + m O2 ,

m s. s= 2,71 + 2,21 + 16,33 + 1,00 = 22,25 kg/kg.

Sjekke den mottatte verdien:

Hvor W f- spesifikt forbruk av injektordamp under forbrenning av flytende brensel, kg/kg (for gassdrivstoff W f = 0),

Siden drivstoffet er en gass, neglisjerer vi fuktighetsinnholdet i luften og tar ikke hensyn til mengden vanndamp.

La oss finne volumet av forbrenningsprodukter under normale forhold dannet under forbrenning av 1 kg drivstoff:

Hvor m jeg- massen til den tilsvarende gassen som dannes under forbrenning av 1 kg drivstoff;

ρi- tettheten til denne gassen under normale forhold, kg / m 3;

M i er den molare massen til den gitte gassen, kg/kmol;

22,4 - molar volum, m 3 / kmol,

m3/kg; m3/kg;

m3/kg; m 3 / kg.

Det totale volumet av forbrenningsprodukter (n.a.) ved den faktiske luftstrømmen:

V = V CO2 + V H2O + V N2 + V O2 ,

V = 1,38 + 2,75 + 13,06 + 0,70 \u003d 17,89 m 3 / kg.

Tetthet av forbrenningsprodukter (n.a.):

kg/m 3.

La oss finne varmekapasiteten og entalpien til forbrenningsprodukter til 1 kg drivstoff i temperaturområdet fra 100 °C (373 K) til 1500 °C (1773 K) ved å bruke dataene i tabell. 2.

Gjennomsnittlig spesifikk varmekapasitet for gasser med p, kJ/(kg∙K) tabell 2

Entalpien til røykgasser som genereres under forbrenning av 1 kg drivstoff:

Hvor med CO2 , med H2O , med N2 , med O2- gjennomsnittlig spesifikk varmekapasitet ved konstant trykk på den tilsvarende plenen ved temperatur t, kJ/(kg K);

med t er den gjennomsnittlige varmekapasiteten til røykgasser som genereres under forbrenning av 1 kg drivstoff ved en temperatur t, kJ/(kg K);

ved 100 °C: kJ/(kg∙K);

ved 200 °C: kJ/(kg∙K);

ved 300 °C: kJ/(kg∙K);

ved 400 °C: kJ/(kg∙K);

ved 500 °C: kJ/(kg∙K);

ved 600 °C: kJ/(kg∙K);

ved 700 °C: kJ/(kg∙K);

ved 800 °C: kJ/(kg∙K);

ved 1000 °C: kJ/(kg∙K);

ved 1500 °C: kJ/(kg∙K);

Resultatene av beregningene er oppsummert i tabell. 3.

Entalpi av forbrenningsprodukter Tabell 3

I følge Tabell. 3 bygg en avhengighetsgraf H t = f ( t ) (Figur 1) se vedlegg .

2.2 Beregning av ovnens varmebalanse, ovnseffektivitet og drivstofforbruk

Varmefluks tatt opp av vanndamp i ovnen (nyttig varmebelastning):

Hvor G- mengden overopphetet vanndamp per tidsenhet, kg/s;

H vp1 Og H vp2

Vi tar temperaturen på de utgående røykgassene til 320 °C (593 K). Varmetap ved stråling til omgivelsene vil være 10 %, med 9 % tapt i strålingskammeret og 1 % i konveksjonskammeret. Ovnseffektivitet η t = 0,95.

Varmetap fra kjemisk underbrenning, samt varmemengden til innkommende drivstoff og luft, neglisjeres.

La oss bestemme effektiviteten til ovnen:

Hvor eh er entalpien til forbrenningsproduktene ved temperaturen til røykgassene som forlater ovnen, t eh; temperaturen til de utgående røykgassene antas vanligvis å være 100 - 150 ° C høyere enn den opprinnelige temperaturen til råmaterialet ved ovnsinnløpet; q svette- varmetap ved stråling til omgivelsene, % eller brøkdel av Q etasje ;

Drivstofforbruk, kg/s:

kg/s.

2.3 Beregning av strålingskammer og konveksjonskammer

Vi setter røykgasstemperaturen ved passet: t P\u003d 750 - 850 ° С, vi aksepterer

t P= 800 °C (1073 K). Entalpi av forbrenningsprodukter ved temperaturen ved passasjen

H P= 21171,8 kJ/kg.

Varmefluks tatt opp av vanndamp i strålerør:

Hvor H n er entalpien til forbrenningsprodukter ved røykgasstemperatur ved passasjen, kJ/kg;

η t - effektiviteten til ovnen; det anbefales å ta det lik 0,95 - 0,98;

Varmefluks tatt opp av vanndamp i konveksjonsrør:

Entalpien til vanndamp ved inngangen til strålingsseksjonen vil være:

kJ/kg.

Vi aksepterer verdien av trykktap i konveksjonskammeret ∆ P Til= 0,1 MPa, deretter:

P Til = P - P Til ,

P Til= 1,2 - 0,1 = 1,1 MPa.

Temperaturen på vanndampinntaket til stråleseksjonen t Til= 294 °C, da vil gjennomsnittstemperaturen på den ytre overflaten av strålerørene være:

Hvor Δt- forskjellen mellom temperaturen på den ytre overflaten av strålerørene og temperaturen på vanndampen (råmaterialet) oppvarmet i rørene; Δt= 20 - 60 °С;

TIL.

Maksimal design forbrenningstemperatur:

Hvor til- redusert temperatur på den opprinnelige blandingen av drivstoff og luft; tatt lik temperaturen på luften som tilføres for forbrenning;

TAKK.- spesifikk varmekapasitet til forbrenningsprodukter ved temperatur t P;

°C.

På tmax = 1772,8 °С og t n \u003d 800 ° C varmetetthet av en absolutt svart overflate qs for forskjellige temperaturer på den ytre overflaten av strålerør har følgende verdier:

Θ, °С 200 400 600

qs, W/m2 1,50 ∙ 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 ∙ 10 5

Vi bygger et hjelpekart (fig. 2) se vedlegg, ifølge hvilken vi finner varmetettheten ved Θ = 527 °С: qs\u003d 0,95 ∙ 10 5 W/m 2.

Vi beregner den totale varmefluksen introdusert i ovnen:

Foreløpig verdi av området som tilsvarer en helt svart overflate:

m 2.

Vi aksepterer graden av murskjerming Ψ = 0,45 og for α = 1,25 finner vi at

Hs /H l = 0,73.

Verdien av den ekvivalente flate overflaten:

m 2.

Vi aksepterer en enkelt-rads plassering av rør og et trinn mellom dem:

S = 2d n= 2 ∙ 0,152 = 0,304 m. For disse verdiene er formfaktoren TIL = 0,87.

Verdien av den skjermede murflaten:

m 2.

Oppvarmingsoverflate til strålerør:

m 2.

Vi velger BB2-ovnen, dens parametere:

strålingskammeroverflate, m 2 180

konveksjonskammeroverflate, m 2 180

arbeidslengde på ovnen, m 9

strålekammerbredde, m 1,2

versjon b

brennstoffforbrenningsmetode flammefri

strålekammerrørdiameter, mm 152×6

konveksjonskammer rørdiameter, mm 114×6

Antall rør i strålingskammeret:

Hvor d n er den ytre diameteren til rørene i strålingskammeret, m;

l etasje - den nyttige lengden på strålerørene, vasket av strømmen av røykgasser, m,

l etasje = 9 - 0,42 = 8,2 m,

.

Termisk spenning på overflaten av strålerør:

W/m 2.

Bestem antall konveksjonskammerrør:

Vi arrangerer dem i et sjakkbrettmønster på 3 i en horisontal rad. Trinn mellom rørene S = 1,7 d h = 0,19 m.

Den gjennomsnittlige temperaturforskjellen bestemmes av formelen:

°C.

Varmeoverføringskoeffisient i konveksjonskammeret:

W / (m 2 ∙ K).

Varmestressen til overflaten av konveksjonsrør bestemmes av formelen:

W/m 2.

2.4 Hydraulisk beregning av ovnsspolen

Den hydrauliske beregningen av ovnsspolen består i å bestemme trykktapet av vanndamp i stråle- og konveksjonsrør.

Hvor G

ρ til v.p. - tettheten av vanndamp ved en gjennomsnittlig temperatur og trykk i konveksjonskammeret, kg / m 3;

d k er den indre diameteren til konveksjonsrørene, m;

z k er antall strømninger i konveksjonskammeret,

m/s.

ν k \u003d 3,311 ∙ 10 -6 m 2 / s.

Verdien av Reynolds-kriteriet:

m.

Friksjonstrykktap:

Pa = 14,4 kPa.

Pa = 20,2 kPa.

hvor Σ ζ til

- antall svinger.

Totalt trykktap:

2.5 Beregning av vanndamptrykktap i strålingskammeret

Gjennomsnittlig damphastighet:

Hvor G er strømningshastigheten til vanndamp overopphetet i ovnen, kg/s;

ρ r v.p. - tettheten av vanndamp ved en gjennomsnittlig temperatur og trykk i konveksjonskammeret, kg / m 3;

dр – indre diameter av konveksjonsrør, m;

z p er antall strømninger i klnveksjonskammeret,

m/s.

Kinematisk viskositet av vanndamp ved gjennomsnittlig temperatur og trykk i konveksjonskammeret ν p \u003d 8,59 ∙ 10 -6 m 2 / s.

Verdien av Reynolds-kriteriet:

Total lengde på rør i en rett seksjon:

m.

Hydraulisk friksjonskoeffisient:

Friksjonstrykktap:

Pa = 15,1 kPa.

Trykktap for å overvinne lokal motstand:

Pa = 11,3 kPa,

hvor Σ ζ s\u003d 0,35 - motstandskoeffisient når du dreier med 180 ºС,

- antall svinger.

Totalt trykktap:

Beregningene som ble utført viste at den valgte ovnen vil gi prosessen med overoppheting av vanndamp i en gitt modus.

3. Beregning av spillvarmekjelen

Finn gjennomsnittlig røykgasstemperatur:

Hvor t 1 - røykgasstemperatur ved innløpet,

t 2 – utløpstemperatur for røykgass, °С;

°C (538 K).

Røykgass massestrøm:

hvor B - drivstofforbruk, kg / s;

For røykgasser bestemmes spesifikke entalpier basert på dataene i tabell. 3 og fig. 1 i henhold til formelen:

Entalpier av kjølevæsker Tabell 4

Varmefluks som overføres av røykgasser:

Hvor H 1 og H 2 - entalpi av røykgasser ved temperaturen til henholdsvis innløpet og utløpet av KU, dannet under forbrenning av 1 kg drivstoff, kJ/kg;

B - drivstofforbruk, kg/s;

h 1 og h 2 - spesifikke entalpier av røykgasser, kJ / kg,

Varmefluks oppfattet av vann, W:

Hvor η ku - koeffisient for varmeutnyttelse i CU; η ku = 0,97;

G n - dampkapasitet, kg/s;

h k vp - entalpi av mettet vanndamp ved utløpstemperatur, kJ/kg;

h n inn - matningsvannentalpi, kJ/kg,

Mengden vanndamp mottatt i KU bestemmes av formelen:

kg/s.

Varmefluks tatt opp av vann i varmesonen:

Hvor h k in - spesifikk entalpi av vann ved fordampningstemperaturen, kJ / kg;

Varmefluks overført av røykgasser til vann i varmesonen (nyttig varme):

Hvor h x er den spesifikke entalpien til røykgasser ved temperatur t x , herfra:

kJ/kg.

Verdien av forbrenningsentalpien til 1 kg drivstoff:

I henhold til fig. 1 røykrørstemperatur tilsvarende verdien H x = 5700,45 kJ/kg:

t x = 270 °С.

Gjennomsnittlig temperaturforskjell i varmesonen:

°C.

270 røykgasser 210 Tatt i betraktning motstrømsindeksen:

Hvor TIL f er varmeoverføringskoeffisienten;

m 2.

Gjennomsnittlig temperaturforskjell i fordampningssonen:

°C.

320 røykgasser 270 Tatt i betraktning motstrømsindeksen:

187 vanndamp 187

Varmeveksleroverflate i varmesonen:

Hvor TIL f er varmeoverføringskoeffisienten;

m 2.

Totalt varmeveksleroverflateareal:

F = F n + F u ,

F\u003d 22,6 + 80 \u003d 102,6 m 2.

I samsvar med GOST 14248-79 velger vi en standard fordamper med et damprom med følgende egenskaper:

husdiameter, mm 1600

antall rørbunter 1

antall rør i en bunt 362

varmevekslerflate, m 2 170

snittareal på ett slag

gjennomgående rør, m 2 0,055

4. Varmebalansen til luftvarmeren

Atmosfærisk luft med temperatur t ° in-x kommer inn i apparatet, hvor det varmes opp til en temperatur t x inn-x på grunn av varmen fra røykgasser.

Luftforbruk, kg / s bestemmes basert på nødvendig mengde drivstoff:

Hvor I- drivstofforbruk, kg/s;

L- faktisk luftforbruk ved forbrenning av 1 kg drivstoff, kg/kg,

Røykgasser, som avgir varmen, blir avkjølt fra t dg3 = t dg2 før t dg4 .

=

Hvor H3 Og H4- røykgassentalpier ved temperaturer t dg3 Og t dg4 henholdsvis kJ/kg,

Varmestrøm oppfattet av luft, W:

Hvor med in-x- gjennomsnittlig spesifikk varmekapasitet til luft, kJ/(kg K);

0,97 - luftvarmereffektivitet,

Endelig lufttemperatur ( t x inn-x) bestemmes fra varmebalanseligningen:

TIL.

5. Varmebalanse av KTAN

Etter luftvarmeren kommer røykgasser inn i kontaktapparatet med en aktiv dyse (KTAN), hvor temperaturen synker fra t dg5 = t dg4 opp til temperatur t dg6= 60 °С.

Røykgassvarmen fjernes av to separate vannstrømmer. Den ene strømmen kommer i direkte kontakt med røykgasser, og den andre utveksler varme med dem gjennom spoleveggen.

Varmestrøm avgitt av røykgasser, W:

Hvor H5 Og H6- røykgassentalpier ved temperatur t dg5 Og t dg6 henholdsvis kJ/kg,

Mengden kjølevann (totalt), kg/s, bestemmes fra varmebalanseligningen:

hvor η - KTAN effektivitet, η=0,9,

kg/s.

Varmefluks oppfattet av kjølevann, W:

Hvor G vann- kjølevannsforbruk, kg/s:

med vann- spesifikk varmekapasitet til vann, 4,19 kJ/(kg K);

t n vann Og t til vann- vanntemperatur ved henholdsvis innløp og utløp av KTAN,

6. Beregning av effektiviteten til varmegjenvinningsanlegget

Når du bestemmer verdien av effektiviteten til det syntetiserte systemet ( η mu) den tradisjonelle tilnærmingen brukes.

Beregningen av effektiviteten til varmegjenvinningsanlegget utføres i henhold til formelen:

7. Eksergivurdering av anlegget "ovn - spillvarmekjele".

Den eksergetiske metoden for analyse av energiteknologiske systemer tillater den mest objektive og kvalitative vurderingen av energitap, som ikke oppdages på noen måte under en konvensjonell vurdering ved bruk av termodynamikkens første lov. I det aktuelle tilfellet brukes eksergieffektiviteten som et evalueringskriterium, som er definert som forholdet mellom eksergien som er fjernet og eksergien som leveres til systemet:

Hvor E sub- drivstoffeksergi, MJ/kg;

E hhv.- eksergi tatt opp av strømmen av vanndamp i ovnen og spillvarmekjelen.

Når det gjelder gassformig drivstoff, er den tilførte eksergien summen av drivstoffets eksergi ( E sub1) og lufteksergi ( E sub2):

Hvor N n Og Men- luftentalpier ved henholdsvis ovnens innløpstemperatur og omgivelsestemperatur, kJ/kg;

At- 298 K (25 °С);

∆S- endring i luftentropi, kJ/(kg K).

I de fleste tilfeller kan verdien av lufteksergi neglisjeres, det vil si:

Den tildelte eksergien for det aktuelle systemet er summen av eksergien tatt opp av vanndamp i ovnen ( E resp1), og eksergien som tas opp av vanndamp i CH ( E resp2).

For dampstrøm oppvarmet i en ovn:

Hvor G- dampforbruk i ovnen, kg/s;

H vp1 Og H vp2- entalpier av vanndamp ved henholdsvis innløp og utløp av ovnen, kJ/kg;

ΔS vp- endring i entropi av vanndamp, kJ/(kg K).

For strømmen av vanndamp oppnådd i HV:

Hvor G n- dampforbruk i CU, kg/s;

h til kap- entalpi av mettet vanndamp ved utløpet av KU, kJ/kg;

h n inn- entalpi av matevann ved innløpet til KU, kJ/kg.

E hhv. = E otv1 + E otv2 ,

E hhv.\u003d 1965,8 + 296,3 \u003d 2262,1 J / kg.

Konklusjon

Etter å ha utført beregningen for den foreslåtte installasjonen (gjenvinning av varmen fra avgassene fra prosessovnen), kan vi konkludere med at for en gitt drivstoffsammensetning, ovnsproduktivitet når det gjelder vanndamp og andre indikatorer, er effektiviteten til syntetisert system er høyt, så installasjonen er effektiv; dette ble også vist av eksergivurderingen av systemet "ovn - spillvarmekjele", men når det gjelder energikostnader, etterlater installasjonen mye å være ønsket og må forbedres.

Liste over brukt litteratur

1. Haraz D .OG. Måter å bruke sekundære energiressurser i kjemisk industri / D. I. Kharaz, B. I. Psakhis. - M.: Kjemi, 1984. - 224 s.

2. Scoblo A . OG. Skoblo A.I., Tregubova I.A., Yu.K., Molokanov. - 2. utg., revidert. og tillegg – M.: Kjemi, 1982. – 584 s.

3. Pavlov K .F. Eksempler og oppgaver i løpet av prosesser og apparater innen kjemisk teknologi: Proc. Håndbok for universiteter / K. F. Pavlov, P. G. Romankov, A. A. Noskov; Ed. P. G. Romankova. - 10. utgave, revidert. og tillegg - L.: Kjemi, 1987. - 576 s.

applikasjon

Når man bygger en ovn, vil man ideelt sett ha en slik design som automatisk gir så mye luft som trengs for forbrenning. Ved første øyekast kan dette gjøres med en skorstein. Jo mer intenst veden brenner, jo mer varme røykgasser bør være, desto større skal skyvekraften (forgassermodellen) være. Men det er det ikke. Trekken er overhodet ikke avhengig av mengden varme røykgasser som genereres. Trekk er trykkfallet i røret fra rørhodet til brennkammeret. Det bestemmes av høyden på røret og temperaturen på røykgassene, eller rettere sagt, deres tetthet.

Drivkraft bestemmes av formelen:

F \u003d A (p i - p d) h

hvor F er skyvekraften, A er koeffisienten, p in er tettheten til uteluften, p d er røykgasstettheten, h er høyden på røret

Røykgasstetthet beregnes ved hjelp av formelen:

p d \u003d p in (273 + t in) / (273 + t d)

hvor t in og t d - temperatur i grader Celsius av den ytre atmosfæriske luften utenfor røret og røykgasser i røret.

Hastigheten til røykgassene i røret (volumstrøm, dvs. rørets sugekapasitet) G avhenger ikke i det hele tatt av høyden på røret og bestemmes av temperaturforskjellen mellom røykgassene og uteluften, samt skorsteinens tverrsnittsareal. En rekke praktiske konklusjoner følger av dette.

for det første, skorsteinene er ikke laget høye i det hele tatt for å øke luftstrømmen gjennom brennkammeret, men bare for å øke trekket (det vil si trykkfallet i røret). Dette er svært viktig for å hindre at trekket tipper (ovnsrøyking) ved vindtrykk (skyveverdien må alltid overstige mulig vindtrykk).

for det andre, det er praktisk å regulere luftstrømmen ved hjelp av enheter som endrer området til den frie delen av røret, det vil si ved hjelp av ventiler. Med en økning i tverrsnittsarealet til skorsteinskanalen, for eksempel med en faktor på to, kan man forvente en omtrent to ganger økning i den volumetriske luftstrømmen gjennom brennkammeret.

La oss forklare dette med et enkelt og illustrerende eksempel. Vi har to like ovner. Vi kombinerer dem til ett. Vi får en dobbel ovn med dobbel mengde brennende ved, med dobbel luftstrøm og tverrsnittsarealet til røret. Eller (som er det samme), hvis mer og mer ved blusser opp i brennkammeret, så er det nødvendig å åpne ventilene på røret mer og mer.

Tredje Hvis ovnen brenner normalt i stabil tilstand, og vi i tillegg slipper en strøm av kald luft inn i brennkammeret forbi den brennende veden inn i skorsteinen, vil røykgassene umiddelbart kjøle seg ned, og luftstrømmen gjennom ovnen vil avta. Samtidig vil brennende ved begynne å falme. Det vil si at vi ikke ser ut til å direkte påvirke veden og rette tilleggsstrømmen forbi veden, men det viser seg at røret kan passere mindre røykgasser enn tidligere, da denne ekstra luftstrømmen var fraværende. Selve røret vil redusere luftstrømmen til veden som var tidligere, og dessuten slipper den inn en ekstra strøm av kald luft. Med andre ord vil skorsteinen bli blokkert.

Det er grunnen til at kald luft lekker gjennom sprekker i skorsteinene, overdreven luftstrøm i brannkammeret, og faktisk ethvert varmetap i skorsteinen som fører til en reduksjon i temperaturen på røykgassene er så skadelig.

Fjerde, jo større koeffisient for gassdynamisk motstand til skorsteinen, desto lavere er luftstrømmen. Det vil si at det er ønskelig å gjøre skorsteinens vegger så glatte som mulig, uten turbulenser og uten svinger.

Femte, jo lavere temperaturen på røykgassene er, desto skarpere endres luftstrømmen med svingninger i temperaturen på røykgassene, noe som forklarer situasjonen med ustabiliteten til røret når ovnen tennes.

På sjette plass, ved høye røykgasstemperaturer er luftstrømningshastigheten uavhengig av røykgasstemperaturen. Det vil si at med en sterk oppvarming av ovnen, slutter luftstrømmen å øke og begynner å avhenge bare av rørets tverrsnitt.

Ustabilitetsproblemer oppstår ikke bare når man analyserer de termiske egenskapene til et rør, men også når man vurderer dynamikken til gassstrømmer i et rør. Faktisk er skorsteinen en brønn fylt med lett røykgass. Hvis denne lette røykgassen ikke stiger veldig raskt, er det en mulighet for at den tunge uteluften ganske enkelt kan synke ned i den lette gassen og skape en fallende nedadgående strømning i røret. Denne situasjonen er spesielt sannsynlig når veggene i skorsteinen er kalde, det vil si under tenningen av ovnen.

Ris. 1. Ordning for bevegelse av gasser i en kald skorstein: 1 - brannboks; 2 - lufttilførsel gjennom viften; 3-skorstein; 4 - ventil; 5 - skorstein tann; 6-røykgasser; 7-sviktende kald luft; 8 - luftstrøm som forårsaker at skyvekraften tipper.

a) glatt åpent vertikalt rør
b) et rør med en ventil og en tann
c) rør med toppventil

Solide piler viser bevegelsesretningene til lette varme røykgasser. Stiplede piler viser retningene til nedadgående strømmer av kald tung luft fra atmosfæren.

På ris. 1a Det er skjematisk vist en ovn, hvor luft 2 tilføres og røykgasser 6 fjernes gjennom skorsteinen, til og med brannkammeret. Denne fallende strømmen kan erstatte den "vanlige" luftstrømmen gjennom vifte 2. Selv om ovnen er låst med alle dører og alle luftinntaksspjeld er lukket, kan ovnen fortsatt brenne på grunn av luften som kommer ovenfra. Det er forresten det som ofte skjer når kull brenner ut med ovnsdørene lukket. En fullstendig tipping av trekket kan til og med oppstå: luft kommer inn ovenfra gjennom røret, og røykgasser kommer ut gjennom døren.

I virkeligheten, på den indre veggen av skorsteinen er det alltid støt, vekster, ruhet, ved kollisjon som røykgassene og den kommende nedadgående kaldluftstrømmen virvler og blander seg med hverandre. Samtidig blir den kalde nedadgående luftstrømmen presset ut eller, oppvarming, begynner å stige oppover blandet med varme gasser.

Effekten av å snu nedadgående strømmer av kald luft oppover forsterkes i nærvær av delvis åpne spjeld, så vel som den såkalte tannen, som er mye brukt i teknologien for produksjon av peiser ( ris. 1b). Tannen hindrer strømning av kald luft fra skorsteinen inn i peisrommet og hindrer dermed ildstedet i å ryke.

Nedtrekk av luft i røret er spesielt farlig i tåkete vær: røykgasser er ikke i stand til å fordampe de minste vanndråpene, de kjøles ned, skyvekraften avtar og kan til og med velte. Samtidig ryker ovnen kraftig, blusser ikke opp.

Av samme grunn ryker ovner med fuktig skorstein mye. Toppventiler er spesielt effektive for å hindre nedstrømninger ( ris. 1c), justerbar avhengig av hastigheten til røykgassene i skorsteinen. Driften av slike ventiler er imidlertid upraktisk.

Ris. Fig. 2. Avhengighet av overskuddskoeffisienten a av tidspunktet for oppvarming av ovnen (heltrukken kurve). Den stiplede kurven er det nødvendige luftforbruket G-forbruk for fullstendig oksidasjon av forbrenningsproduktene av ved (inkludert sot og flyktige stoffer) i røykgasser (i relative enheter). Den stiplede kurven er det faktiske luftforbruket G til røret gitt av rørtrekket (i relative enheter). Overskuddskoeffisienten er kvotienten av G-rørseparasjon per G-strøm

Et stabilt og tilstrekkelig sterkt trekk oppstår først etter at veggene i skorsteinen er varmet opp, noe som tar lang tid, så det er alltid ikke nok luft i begynnelsen av oppvarmingen. I dette tilfellet er overskuddskoeffisienten mindre enn enhet, og ovnen ryker ( ris. 2). Og omvendt: på slutten av oppvarmingen forblir skorsteinen varm, trekket forblir i lang tid, selv om veden nesten har brent ut (overskuddskoeffisienten er mer enn en). Metallovner med metallisolerte skorsteiner når regimet raskere på grunn av deres lave varmekapasitet sammenlignet med mursteinskorsteiner.

Analysen av prosessene i skorsteinen kan fortsettes, men det er allerede klart at uansett hvor god ovnen selv er, kan alle fordelene reduseres til null av en dårlig skorstein. Selvfølgelig, ideelt sett, ville skorsteinen måtte erstattes av et moderne system med tvungen røykgassutvinning ved hjelp av en elektrisk vifte med justerbar strømning og med forkondensering av fuktighet fra røykgassene. Et slikt system vil blant annet kunne rense røykgassene for sot, karbonmonoksid og andre skadelige urenheter, samt kjøle ned de utslitte røykgassene og gi varmegjenvinning.

Men alt dette er i en fjern fremtid. For en sommerboer og gartner kan en skorstein noen ganger bli mye dyrere enn selve ovnen, spesielt når det gjelder oppvarming av et hus med flere nivåer. Saunaskorsteiner er vanligvis enklere og kortere, men ovnens varmeeffekt kan være svært høy. Slike rør er som regel veldig varme langs hele lengden, gnister og aske flyr ofte ut av dem, men kondens og sot er ubetydelig.

Hvis du foreløpig planlegger å bruke badstuebygningen bare som et badehus, kan røret også gjøres uisolert. Hvis du også tenker på badehuset som et sted for mulig opphold (midlertidig opphold, overnatting), spesielt om vinteren, er det mer hensiktsmessig å umiddelbart gjøre røret isolert, og kvalitativt, "for livet". Samtidig kan ovner skiftes minst hver dag, designet kan velges mer praktisk og mer hensiktsmessig, og røret vil være det samme.

I det minste, hvis ovnen fungerer i langtidsbrenningsmodus (ulmende ved), er rørisolering helt nødvendig, siden ved lav effekt (1 - 5 kW) vil et uisolert metallrør bli helt kaldt, kondensat vil flyte rikelig, som i de mest alvorlige frostene kan til og med fryse og blokkere røret med is. Dette er spesielt farlig i nærvær av et gnistfangende gitter og paraplyer med små passasjehull. Gnistfangere er nyttige for intensiv oppvarming om sommeren og ekstremt farlige for svake vedfyringsforhold om vinteren. På grunn av mulig tilstopping av rør med is, ble installasjon av deflektorer og paraplyer på skorsteiner forbudt i 1991 (og enda tidligere på skorsteiner på gassovner).

Av samme grunner bør du ikke la deg rive med av rørets høyde - skyvekraften er ikke så viktig for en engangsbadstuovn. Hvis det ryker, kan du alltid raskt ventilere rommet. Men høyden over takryggen (minst 0,5 m) må overholdes for å hindre at skyvekraften tipper under vindkast. På flate tak skal røret stikke ut over snødekket. I alle fall er det bedre å ha et lavere rør, men varmere (enn høyere, men kaldere). Høye skorsteiner er alltid kalde og farlige om vinteren.

Kalde skorsteiner har mange ulemper. Samtidig varmes uisolerte, men ikke veldig lange rør på metallovner raskt opp under opptenning (mye raskere enn murrør), forblir varme med kraftig oppvarming, og er derfor veldig mye brukt i bad (og ikke bare i bad). ), spesielt siden de er relativt billige. Asbestsementrør brukes ikke på metallovner, siden de er tunge, og kollapser også når de blir overopphetet med fragmenter som flyr.

Ris. 3. De enkleste designene av metallskorsteiner: 1 - en rund metallskorstein; 2 - gnistfanger; 3 - en hette for å beskytte røret mot atmosfærisk nedbør; 4 - sperrer; 5 - takbeklædning; 6 - treklosser mellom sperrene (eller bjelkene) for utforming av en brannåpning (skjæring) i taket eller taket (om nødvendig); 7 - takrygg; 8 - mykt tak (takmateriale, hydrostekloizol, myke fliser, bølgepapp-bitumenplater, etc.); 9 - metallplate for taktekking og tildekking av åpningen (det er tillatt å bruke et flatt ark av aceid - et elektrisk isolasjonsbrett av asbestsement); 10 - metall dreneringspute; 11 - asbestforsegling av gapet (skjøt); 12 - metall cap-otter; 13 - takbjelker (med å fylle plassen med isolasjon); 14 - takforing; 15 - loftsgulv (om nødvendig); 16 - metallplate av takskjæring; 17 - metallforsterkende hjørner; 18 - metalldeksel av taket kuttet (om nødvendig); 19 - ikke-brennbar varmebestandig isolasjon (ekspandert leire, sand, perlitt, mineralull); 20 - beskyttelsespute (metallplate over et lag asbestpapp 8 mm tykt); 21 - metallrørskjerm.

a) ikke-termisk isolert rør;
b) et varmeisolert skjermet rør med en varmeoverføringsmotstand på minst 0,3 m 2 -deg / W (som tilsvarer en tegltykkelse på 130 mm eller en isolasjonstykkelse av mineralull på 20 mm).

På ris. 3 Typiske installasjonsdiagrammer av uisolerte metallrør er presentert. Selve røret bør kjøpes av rustfritt stål med en tykkelse på minst 0,7 mm. Den mest populære diameteren på det russiske røret er 120 mm, den finske er 115 mm.

I henhold til GOST 9817-95 skal tverrsnittsarealet til en flersveis skorstein være minst 8 cm 2 per 1 kW nominell varmeeffekt som frigjøres i ovnen når ved brennes. Denne kraften skal ikke forveksles med den termiske kraften til en varmeintensiv ovn, frigjort fra den ytre mursteinsoverflaten til ovnen inn i rommet i henhold til SNiP 2.04.05-91. Dette er en av mange misforståelser i våre normative dokumenter. Siden varmeintensive ovner vanligvis bare varmes opp 2-3 timer om dagen, er kraften i ovnen omtrent ti ganger større enn kraften til varmeavgivelsen fra overflaten av en murovn.

Neste gang vil vi snakke om funksjonene ved installasjon av skorsteiner.

Forbrenningsvarme. Netto brennverdi av tørt gassformig brensel Qf varierer mye fra 4 til 47 MJ / m3 og avhenger av sammensetningen - forholdet og kvaliteten på brennbart og ikke-brennbart

komponenter. Den laveste Qf-verdien er for masovnsgass, hvor den gjennomsnittlige sammensetningen er ca. 30 % brennbare gasser (hovedsakelig karbonmonoksid CO) og ca. 60 % ikke-brennbart nitrogen N2. Størst

Qf-verdien for assosierte gasser, hvis sammensetning er preget av et høyt innhold av tunge hydrokarboner. Forbrenningsvarmen av naturgasser svinger i et smalt område Qf = 35,5…37,5 MJ/m3.

Den nedre brennverdien til individuelle gasser som utgjør gassformig brensel er gitt i tabell. 3.2. Se avsnitt 3 for metoder for å bestemme brennverdien til gassformig brensel.

Tetthet. Det er absolutt og relativ tetthet av gasser.

Den absolutte gasstettheten rg, kg/m3, er massen av gass per 1 m3 av volumet som denne gassen bruker. Når man beregner tettheten til en individuell gass, blir volumet av dens kilomo-la tatt lik 22,41 m3 (som for en ideell gass).

Relativ gasstetthet Rotn er forholdet mellom absolutt gasstetthet under normale forhold og lignende lufttetthet:

Rotn \u003d Rg / Pv \u003d Rg / 1.293, (6.1)

Der rg, pE er henholdsvis den absolutte tettheten av gass og luft under normale forhold, kg / m3. Den relative tettheten av gasser brukes vanligvis til å sammenligne forskjellige gasser med hverandre.

Verdiene for den absolutte og relative tettheten til enkle gasser er gitt i tabell. 6.1.

Tettheten til gassblandingen pjM, kg/m3, bestemmes basert på additivitetsregelen, ifølge hvilken egenskapene til gasser oppsummeres i henhold til deres volumfraksjon i blandingen:

Hvor Xj er det volumetriske innholdet av den 7. gassen i drivstoffet, %; (rg); - tettheten til den j-te gassen, som er en del av drivstoffet, kg/m3; n er antall individuelle gasser i drivstoffet.

Verdiene for tettheten til gassformig brensel er gitt i tabellen. S.5.

Gasstetthet p, kg/m3, avhengig av temperatur og trykk, kan beregnes med formelen

Hvor p0 er gasstettheten under normale forhold (T0 = 273 K og p0 = 101,3 kPa), kg/m3; p og T er henholdsvis det faktiske trykket, kPa, og den absolutte temperaturen til gassen, K.

Nesten alle typer gassformig brensel er lettere enn luft, derfor samler det seg gass under taket når det lekker. Av sikkerhetsgrunner, før du starter kjelen, er det viktig å kontrollere fraværet av gass på de mest sannsynlige stedene for opphopning.

Viskositeten til gasser øker med økende temperatur. Verdiene til den dynamiske viskositetskoeffisienten p, Pa-s, kan beregnes ved å bruke den empiriske Seser-Land-ligningen

Tabell 6.1

Kjennetegn på komponentene i gassdrivstoff (ved t - O ° C chr \u003d 101,3 kPa)

Hvor p0 er koeffisienten for dynamisk viskositet til gassen under normale forhold (G0 = 273 K og p0 - 101,3 kPa), Pa-s; T er den absolutte temperaturen til gassen, K; C - koeffisient avhengig av type gass, K, er hentet fra Tabell. 6.2.

For en blanding av gasser kan koeffisienten for dynamisk viskositet tilnærmet bestemmes ut fra verdiene av viskositeten til de enkelte komponentene:

Hvor gj er massefraksjonen av den j-te gassen i drivstoffet, %; Zu - koeffisient for dynamisk viskositet til den j-te komponenten, Pa-s; n er antall individuelle gasser i drivstoffet.

I praksis er koeffisienten for kinematisk viskositet V, m2/s, mye brukt, som
som er relatert til den dynamiske viskositeten p gjennom tettheten p av avhengigheten

V = r / r. (6.6)

Ved å ta hensyn til (6.4) og (6.6), kan koeffisienten for kinematisk viskositet v, m2/s, avhengig av trykk og temperatur, beregnes med formelen

Hvor v0 er koeffisienten for kinematisk viskositet til gassen under normale forhold (Go = 273 K og p0 = 101,3 kPa), m2/s; p og G er henholdsvis det faktiske trykket, kPa, og den absolutte temperaturen til gassen, K; C - koeffisient avhengig av type gass, K, er hentet fra Tabell. 6.2.

Verdiene av koeffisientene for kinematisk viskositet for gassformig brensel er gitt i tabell. S.9.

Tabell 6.2

Viskositet og varmeledningskoeffisienter for gassdrivstoffkomponenter

(ved t \u003d 0 ° С ir \u003d 101,3 kPa)

Termisk ledningsevne. Molekylær energioverføring i gasser er preget av koeffisienten for termisk ledningsevne 'k, W / (m-K). Den termiske konduktivitetskoeffisienten er omvendt proporsjonal med trykket og øker med økende temperatur. Verdiene til X-koeffisienten kan beregnes ved å bruke Sutherland-formelen

Hvor X,0 er den termiske ledningsevnen til gassen under normale forhold (G0 = 273 K og Po = 101,3 kPa), W / (m-K); p og T er henholdsvis det faktiske trykket, kPa, og den absolutte temperaturen til gassen, K; C - koeffisient avhengig av type gass, K, er hentet fra Tabell. 6.2.

Verdiene for varmeledningskoeffisienter for gassformig brensel er gitt i tabell. S.9.

Varmekapasiteten til gassformig brensel per 1 m3 tørr gass avhenger av sammensetningen og er generelt definert som

4L=0 0,01(CH2H2+Ccos0+

CCH4CH4 + cCo2cOg + - + cx. X;), (6,9) - varmekapasiteten til drivstoffets bestanddeler, henholdsvis hydrogen, karbonmonoksid, metan, karbondioksid og /-te komponent, kJ / (m3-K); H2, CO, CH4, CO2, ..., Xg--

Varmekapasiteten til de brennbare komponentene i gassformig brensel er gitt i tabell. S.6, ikke brennbart - i tabell. S.7.

Varmekapasiteten til vått gassformig brensel

Cgtl, kJ/(m3-K), er definert som

<тл = ctrn + 0,00124cHzq йтля, (6.10) где drTn- влагосодержание газообразного топлива,

Eksplosivitet. En blanding av brennbar gass med luft i visse proporsjoner i nærvær av brann eller til og med en gnist kan eksplodere, det vil si at den antennes og brenner med en hastighet nær lydforplantningshastigheten. Eksplosive konsentrasjoner av brennbar gass i luft avhenger av gassens kjemiske sammensetning og egenskaper. Volumkonsentrasjon antennelsesgrenser for individuelle brennbare gasser i blanding med luft er gitt tidligere i tabell. 6.1. Hydrogen (4.. ,74 volum%) og karbonmonoksid (12,5...74%) har de bredeste antennelsesgrensene. For naturgass er gjennomsnittlig nedre og øvre brennbarhetsgrense henholdsvis 4,5 og 17 volum-%; for koks - 5,6 og 31%; for domene - 35 og 74%.

Giftighet. Toksisitet forstås som en gass evne til å forårsake forgiftning av levende organismer. Graden av toksisitet avhenger av typen gass og dens konsentrasjon. De farligste gasskomponentene i denne forbindelse er karbonmonoksid CO og hydrogensulfid H2S.

Giftigheten til gassblandinger bestemmes hovedsakelig av konsentrasjonen av de mest giftige av komponentene som er tilstede i blandingen, mens dens skadelige effekt som regel forsterkes markant i nærvær av andre skadelige gasser.

Tilstedeværelsen og konsentrasjonen av skadelige gasser i luften kan bestemmes av en spesiell enhet - en gassanalysator.

Nesten alle naturgasser er luktfrie. For å oppdage en gasslekkasje og ta sikkerhetstiltak, luktes naturgass før den kommer inn i hovedledningen, det vil si at den er mettet med et stoff som har en skarp lukt (for eksempel merkaptaner).

Forbrenningsvarmen til ulike typer drivstoff varierer mye. For fyringsolje er det for eksempel over 40 MJ/kg, og for masovnsgass og enkelte typer oljeskifer er det ca. 4 MJ/kg. Sammensetningen av energidrivstoff varierer også mye. Dermed kan de samme kvalitative egenskapene, avhengig av type og merke drivstoff, avvike kraftig kvantitativt fra hverandre.

De gitte egenskapene til drivstoffet. For komparativ analyse, i rollen som egenskaper som oppsummerer kvaliteten på drivstoffet, brukes de gitte egenskapene til drivstoffet, %-kg / MJ, som vanligvis beregnes ved formelen

Hvor хг er en indikator på kvaliteten på drivstoffet, %; Q[ - spesifikk forbrenningsvarme (laveste), MJ/kg.

Så for eksempel å beregne den reduserte

Fuktighet askeinnhold av svovel S „p og

Nitrogen N^p (for drivstoffdriftstilstand)

Formel (7.1) har følgende form, %-kg/MJ:

TOC o "1-3" h z KP=Kl GT; (7.2)

4f=l7e[; (7.3)

snp=S’/Єї; (7.4)

^p=N7 Q[. (7,5)

Som et illustrerende eksempel er den følgende sammenligningen veiledende, forutsatt at forskjellige brensler brennes i kjeler med samme termiske effekt. Så, en sammenligning av det reduserte fuktighetsinnholdet i kull nær Moskva

Grader 2B (WЈp = 3,72 % -kg / MJ) og Nazarov-

Kull 2B (W^p = 3,04%-kg / MJ) viser at i det første tilfellet vil mengden fuktighet som føres inn i ovnen til kjelen med brensel være omtrent 1,2 ganger større enn i det andre, til tross for at arbeidsfuktigheten til kull nær Moskva (W[ \u003d 31%) er mindre enn den for

Nazarovsky-kull (Wf = 39%).

betinget drivstoff. I energisektoren, for å sammenligne effektiviteten til brenselbruken i ulike kjeleanlegg, for å planlegge utvinning og forbruk av brensel i økonomiske beregninger, har konseptet med konvensjonelt brensel blitt introdusert. Som standard drivstoff aksepteres slikt drivstoff, hvis spesifikke brennverdi (laveste) i driftstilstand er lik Qy T = 29300 kJ/kg (eller

7000 kcal/kg).

For hvert naturlig brensel er det en såkalt dimensjonsløs termisk ekvivalent E, som kan være større eller mindre enn enhet: