Skorstein, utregning. Varmekapasitet til produkter av fullstendig forbrenning i et støkiometrisk luftvolum Liste over brukt litteratur

Statens utdanningsinstitusjon for høyere utdanning yrkesopplæring

"Samara-staten teknisk universitet»

Institutt for kjemisk teknologi og industriell økologi

KURSARBEID

i faget "Teknisk termodynamikk og varmeteknikk"

Tema: Beregning av avgassvarmegjenvinningsanlegg teknologisk ovn

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 spilldamp.

Termisk RES dekker i stor grad varmebehovet til individuelle bransjer. I nitrogenindustrien dekkes dermed mer enn 26% av varmebehovet gjennom fornybare energikilder, og i brusindustrien - mer enn 11%.

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

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

Den utbredte bruken av høytemperatur termiske HER-er er imidlertid assosiert med utviklingen av resirkuleringsmetoder, inkludert varmen fra varme slagger, produkter osv., nye metoder for resirkulering av varmen fra avfallsgasser, samt forbedring av designene til eksisterende gjenvinningsutstyr.

1. Beskrivelse av den teknologiske ordningen

I rørformede ovner som ikke har et konveksjonskammer, eller i strålekonveksjonsovner, men med en relativt høy starttemperatur på det oppvarmede produktet, kan temperaturen på avgassene være relativt høy, noe som fører til økte varmetap, en reduksjon i ovnseffektivitet og høyere drivstofforbruk. Derfor er det nødvendig å bruke varmen fra avgassene. 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.

For å varme opp luften kreves det imidlertid ekstra kostnader for konstruksjon av en luftvarmer, en vifte, samt ekstra strømforbruk som forbrukes av viftemotoren.

For å sikre normal drift av luftvarmeren, er det viktig å forhindre muligheten for korrosjon av overflaten på strømningssiden røykgasser. Dette fenomenet er mulig når temperaturen på varmevekslingsoverflaten er under duggpunkttemperaturen; i dette tilfellet blir en del av røykgassene, i direkte 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 trykket til mettet vanndamp er lik partialtrykket til vanndampen i røykgassene.

En av de mest pålitelige metodene for beskyttelse mot korrosjon 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 fôret som kommer inn i ovnen er under duggpunktet.

Varmekilden for å øke temperaturen til mettet damp er oksidasjonsreaksjonen (forbrenningsreaksjonen) til det primære brenselet. Røykgassene som dannes ved forbrenning, avgir varmen i strålingen og deretter konveksjonskamrene til råstoffstrømmen (vanndamp). Overopphetet vanndamp tilføres forbrukeren, og forbrenningsprodukter forlater ovnen og går inn i spillvarmekjelen. Ved utgangen fra HRSG føres mettet vanndamp tilbake inn i dampoveropphetingsovnen, og røykgassene, avkjølt av matevann, kommer inn i luftvarmeren. Fra luftvarmeren kommer røykgasser inn i KTAN, hvor vannet som kommer inn 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 lavere forbrenningsvarmen til drivstoff Q R n. Hvis drivstoffet er et individuelt hydrokarbon, er dets forbrenningsvarme Q R n lik standard forbrenningsvarme minus fordampningsvarmen til vann som finnes i forbrenningsproduktene. Det kan også beregnes ved å bruke standard termiske effekter av dannelsen av initiale og sluttprodukter basert på Hess' lov.

For et drivstoff som består av en blanding av hydrokarboner, bestemmes forbrenningsvarmen av additivitetsregelen:

Hvor Q pi n- forbrenningsvarme Jeg-th drivstoffkomponent;

y jeg- konsentrasjon Jeg-th drivstoffkomponent i brøkdeler av 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 = 35,75 MJ/m .

Molar masse av drivstoff:

Mm = 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;

Innhold av hver drivstoffkomponent, masse. %;

x i- innhold av hver brenselkomponent, mol. %;

M i- molar masse av individuelle drivstoffkomponenter;

M m- molar masse av drivstoff.

Sjekker sammensetningen :

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

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 L 0, kg/kg, beregnet med formelen:

I praksis, for å sikre fullstendig forbrenning av drivstoff, føres en overflødig mengde luft inn i ovnen; la oss finne den faktiske luftstrømhastigheten ved α = 1,25:

L = αL 0 ,

Hvor L- faktisk luftstrøm;

α - overskytende luftkoeffisient,

L = 1,25∙17,0 = 21,25 kg/kg.

Spesifikt luftvolum (antall) 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 når 1 kg drivstoff forbrennes:

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

Hvor m CO2 , mH2O , m N2 , m O2- masse av tilsvarende gasser, kg.

Total mengde forbrenningsprodukter:

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

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

Vi sjekker den resulterende verdien:

Hvor W f- spesifikt forbruk av dysedamp ved brenning av flytende drivstoff, 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;

ρ i- tetthet av en gitt gass under normale forhold, kg/m 3 ;

M i- molar masse av en gitt gass, kg/kmol;

22,4 - molvolum, m 3 /kmol,

m3/kg; m3/kg;

m3/kg; m 3 /kg.

Totalt volum av forbrenningsprodukter (antr.) ved faktisk luftstrøm:

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

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

Tetthet av forbrenningsprodukter (nr.):

kg/m3.

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 tabellen. 2.

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

Entalpi av 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- gjennomsnittlig varmekapasitet til røykgasser dannet 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);

Beregningsresultatene er oppsummert i tabell. 3.

Entalpi av forbrenningsprodukter Tabell 3

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

2.2 Beregning av ovnens varmebalanse, ovnseffektivitet og drivstofforbruk

Varmestrøm absorbert av vanndamp i ovnen (nyttig varmebelastning):

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

H ch1 Og N ch2

Vi tar temperaturen på eksosrøykgassene til 320 °C (593 K). Varmetap ved stråling i miljø vil utgjøre 10 %, med 9 % av dem tapt i strålingskammeret, og 1 % i konveksjonskammeret. Ovnseffektivitet η t = 0,95.

Vi neglisjerer varmetap fra kjemisk underbrenning, samt varmemengden til innkommende drivstoff og luft.

La oss bestemme effektiviteten til ovnen:

Hvor N eh- entalpi av forbrenningsprodukter ved temperaturen til røykgassene som forlater ovnen, t eh; temperaturen til eksosrøykgassene antas vanligvis å være 100 - 150 °C høyere enn den opprinnelige temperaturen til råvarene ved inngangen til ovnen; q svette- varmetap ved stråling til miljøet, % eller brøkdel av Q etasje ;

Drivstofforbruk, kg/s:

kg/s.

2.3 Beregning av strålingskammer og konveksjonskammer

Vi setter temperaturen på røykgassene ved passet: t P= 750 - 850 °C, aksepter

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

H P= 21171,8 kJ/kg.

Varmestrøm mottatt av vanndamp i strålerør:

Hvor N n er entalpien til forbrenningsprodukter ved røykgasstemperaturen ved passasjen, kJ/kg;

η t - koeffisient nyttig handling brannbokser; det anbefales å ta det lik 0,95 - 0,98;

Varmestrøm absorbert 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 vanndamp som kommer inn i 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 °C;

TIL.

Maksimal design forbrenningstemperatur:

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

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

°C.

På tmax = 1772,8 °C og t n = 800 °C termisk intensitet for en absolutt svart overflate qs for forskjellige temperaturer på den ytre overflaten av strålerørene har følgende verdier:

Θ, °С 200 400 600

qs, W/m 2 1,50 ∙ 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 ∙ 10 5

Vi bygger en hjelpegraf (fig. 2) se vedlegg, hvorfra vi finner varmeintensiteten ved Θ = 527 °C: qs= 0,95 ∙ 10 5 W/m 2.

Vi beregner den totale varmestrømmen som innføres i brannboksen:

Foreløpig verdi av arealet til den tilsvarende absolutt svarte overflaten:

m 2.

Vi aksepterer skjermingsgraden til murverket Ψ = 0,45 og for α = 1,25 finner vi at

Hs /H l = 0,73.

Mengde tilsvarende flat overflate:

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.

Mengde skjermet muroverflate:

m 2.

Strålende rørvarmeoverflate:

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

utførelse b

metode for å brenne drivstoff flammefritt

diameter på strålekammerrør, mm 152×6

diameter på konveksjonskammerrør, mm 114×6

Antall rør i strålingskammeret:

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

l gulv - nyttig lengde på strålerør vasket av røykgassstrømmen, m,

l etasje = 9 – 0,42 = 8,2 m,

.

Termisk spenning på overflaten av strålerør:

W/m2.

Bestem antall rør i konveksjonskammeret:

Vi arrangerer dem i et sjakkbrettmønster på 3 i en horisontal rad. Røravstand S = 1,7 d n = 0,19 m.

Den gjennomsnittlige temperaturforskjellen bestemmes av formelen:

°C.

Varmeoverføringskoeffisient i konveksjonskammeret:

W/(m 2 ∙ K).

Den termiske spenningen til overflaten av konveksjonsrør bestemmes av formelen:

W/m2.

2.4 Hydraulisk beregning av ovnsspolen

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

Hvor G

ρ til v.p. – vanndamptetthet ved gjennomsnittlig temperatur og trykk i konveksjonskammeret, kg/m3;

d k - indre diameter av konveksjonsrør, m;

z k – antall strømninger i konveksjonskammeret,

m/s.

ν k = 3,311 ∙ 10 -6 m 2 /s.

Reynolds kriterieverdi:

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 hastighet på vanndamp:

Hvor G– forbruk av vanndamp overopphetet i ovnen, kg/s;

ρ r v.p. – vanndamptetthet ved gjennomsnittlig temperatur og trykk i konveksjonskammeret, kg/m3;

dр – indre diameter av konveksjonsrør, m;

z p – antall strømninger i konveksjonskammeret,

m/s.

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

Reynolds kriterieverdi:

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 р= 0,35 – motstandskoeffisient når du dreier 180 ºС,

- antall svinger.

Totalt trykktap:

Beregningene viste at den valgte ovnen vil sikre prosessen med overoppheting av vanndamp i den angitte modusen.

3. Beregning av spillvarmekjel

Vi finner gjennomsnittstemperatur røykgasser:

Hvor t 1 – temperatur på røykgasser ved innløpet,

t 2 – temperatur på røykgasser ved utløpet, °C;

°C (538 K).

Røykgass massestrøm:

hvor B er drivstofforbruk, kg/s;

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

Entalpier av kjølevæsker Tabell 4

Varmestrøm overført av røykgasser:

Hvor N 1 og H 2 - entalpi av røykgasser ved temperaturen på henholdsvis innløpet og utløpet av HRSG, generert under forbrenning av 1 kg drivstoff, kJ/kg;

B - drivstofforbruk, kg/s;

h 1 og h 2 - spesifikk entalpi av røykgasser, kJ/kg,

Varmefluks absorbert av vann, W:

Hvor η ku er koeffisienten for varmeutnyttelse i HRSG; η ku = 0,97;

G n - dampproduksjon, kg/s;

h kvp er entalpien til mettet vanndamp ved utløpstemperaturen, kJ/kg;

h n in - entalgi av matevann, kJ/kg,

Mengden vanndamp som mottas i HRSG bestemmes av formelen:

kg/s.

Varmestrøm mottatt av vann i varmesonen:

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

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

Hvor h x – spesifikk entalpi av røykgasser ved temperatur t x, herfra:

kJ/kg.

Verdien av forbrenningsentalpien til 1 kg drivstoff:

I følge fig. 1 røyktemperatur tilsvarende verdien H x = 5700,45 kJ/kg:

t x = 270 °C.

Gjennomsnittlig temperaturforskjell i varmesonen:

°C.

270 røykgasser 210 Tatt i betraktning motstrømsindeksen:

Hvor TIL f - varmeoverføringskoeffisient;

m 2.

Gjennomsnittlig temperaturforskjell i fordampningssonen:

°C.

320 røykgasser 270 Tatt i betraktning motstrømsindeksen:

187 vanndamp 187

Varmeveksleroverflate i varmesonen:

Hvor TIL f - koeffisient for varmeoverføring;

m 2.

Totalt varmeoverføringsareal:

F = F n + F u,

F= 22,6 + 80 = 102,6 m2.

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

tverrsnittsareal 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 b-x på grunn av varmen fra røykgasser.

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

Hvor I- drivstofforbruk, kg/s;

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

Røykgasser, som gir fra seg varmen, kjøles av t dgz = t dg2 før t dg4 .

=

Hvor H 3 Og H 4- entalpi av røykgasser ved temperaturer t dg3 Og t dg4 henholdsvis kJ/kg,

Varmestrøm absorbert av luft, W:

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

0,97 - luftvarmereffektivitet,

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

TIL.

5. Varmebalanse av KTAN

Etter luftvarmeren kommer røykgassene inn i et kontaktapparat med en aktiv dyse (CTAN), hvor temperaturen synker fra kl. t dg5 = t dg4 opp til temperatur t dg6= 60 °C.

Varmen fra røykgassene fjernes av to separate vannstrømmer. Den ene strømmen kommer i direkte kontakt med røykgassene, og den andre utveksler varme med dem gjennom spolens vegg.

Varmefluks avgitt av røykgasser, W:

Hvor H 5 Og H 6- entalpi av røykgasser ved temperatur t dg5 Og t dg6 henholdsvis kJ/kg,

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

hvor η er effektiviteten til KTAN, η=0,9,

kg/s.

Varmefluks absorbert av kjølevann, W:

Hvor G vann- kjølevannsforbruk, kg/s:

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

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

6. Beregning av virkningsgraden til et varmegjenvinningsanlegg

Når du bestemmer effektivitetsverdien til det syntetiserte systemet ( η at) en tradisjonell tilnærming brukes.

Effektiviteten til et varmegjenvinningsanlegg beregnes ved hjelp av formelen:

7. Eksergivurdering av ovn - spillvarme kjelesystem

Den eksergetiske metoden for å analysere energiteknologisystemer gjør det mulig å mest objektivt og kvalitativt vurdere energitap, som ikke identifiseres på noen måte under en konvensjonell vurdering ved bruk av termodynamikkens første lov. I det aktuelle tilfellet brukes eksergieffektivitet som et evalueringskriterium, som er definert som forholdet mellom den ekstraherte eksergien og eksergien som leveres til systemet:

Hvor E sub- drivstoffeksergi, MJ/kg;

E svar- eksergi absorbert 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 subv2):

Hvor N n Og Men- luftentalpi ved temperaturen ved inngangen til ovnsovnen og omgivelsestemperaturen, henholdsvis kJ/kg;

At- 298 K (25 °C);

ΔS- endring i luftentropi, kJ/(kg K).

I de fleste tilfeller kan størrelsen på lufteksergi neglisjeres, det vil si:

Den fjernede eksergien for det aktuelle systemet består av eksergien som absorberes av vanndampen i ovnen ( E hull 1), og eksergi absorbert av vanndamp i HRSG ( E hull 2).

For en strøm av damp oppvarmet i en ovn:

Hvor G- dampforbruk i ovnen, kg/s;

N ch1 Og N ch2- entalpi 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 mottatt i HRSG:

Hvor Gn- dampforbruk i HRSG, kg/s;

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

h n inn- entalpi av matevann ved inngangen til HRSG, kJ/kg.

E svar = E hull1 + E hull2 ,

E svar= 1965,8 + 296,3 = 2262,1 J/kg.

Konklusjon

Etter å ha utført beregninger for den foreslåtte installasjonen (gjenvinning av varme fra avgassene til en teknologisk ovn), kan vi konkludere med at for en gitt drivstoffsammensetning, ovnsproduktivitet når det gjelder vanndamp og andre indikatorer, effektivitetsverdien til den syntetiserte systemet er høyt, og dermed er installasjonen effektiv; Dette ble også vist av eksergivurderingen av ovn-spillvarmekjelesystemet, men når det gjelder energikostnader, etterlater installasjonen mye å være ønsket og krever forbedring.

Liste over brukt litteratur

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

2. Skoblo A . OG. Prosesser og apparater for oljeraffinering og petrokjemisk industri / A. I. Skoblo, I. A. Tregubova, Yu. K., Molokanov. – 2. utg., revidert. og tillegg – M.: Kjemi, 1982. – 584 s.

3. Pavlov K .F. Eksempler og oppgaver for forløpet av prosesser og enheter kjemisk teknologi: Lærebok. En 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

Termofysiske egenskaper gassformige forbrenningsprodukter som er nødvendige for å beregne avhengigheten av ulike parametere av temperaturen til et gitt gassformig medium kan fastsettes basert på verdiene gitt i tabellen. Spesielt oppnås de angitte avhengighetene for varmekapasiteten i formen:

C psm = a -1/ d,

Hvor en = 1,3615803; b = 7,0065648; c = 0,0053034712; d = 20,761095;

C psm = a + bT sm + cT 2 sm,

Hvor en = 0,94426057; b = 0,00035133267; c = -0,0000000539.

Den første avhengigheten er å foretrekke når det gjelder tilnærmingsnøyaktighet, den andre avhengigheten kan brukes for beregninger med lavere nøyaktighet.

Fysiske parametere for røykgasser
(på P = 0,0981 MPa; R CO2 = 0,13; s H20 = 0,11; R N2 = 0,76)

VEDLEGG 3

(henvisning)

Luft- og røykgjennomtrengelighet av luftkanaler og ventiler

1. For å fastslå lekkasjer eller luftlekkasjer i forhold til ventilasjonskanaler røykkontrollsystemer Følgende formler oppnådd ved å tilnærme tabelldata kan brukes:

for klasse H luftkanaler (i trykkområdet 0,2 - 1,4 kPa): ΔL = EN(R - b)Med, Hvor ΔL- luftlekkasjer (lekkasje), m 3 /m 2 h; R- trykk, kPa; EN = 10,752331; b = 0,0069397038; Med = 0,66419906;

for klasse P luftkanaler (i trykkområdet 0,2 - 5,0 kPa): hvor a = 0,00913545; b =-3.1647682 · 10 8 ; c =-1,2724412 · 10 9 ; d = 0,68424233.

2. For brannsikkerhet, normalt lukkede ventiler, tilsvarer de numeriske verdiene for de spesifikke egenskapene til motstand mot røyk og gasspenetrering, avhengig av gasstemperaturen, dataene oppnådd under benkebranntester av forskjellige produkter ved eksperimentell base av VNIIPO:

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

Ved brenning av antrasitt, magert kull og andre typer drivstoff med høyt innhold karbon, dannes det forbrenningsprodukter som i sammensetning ligner forbrenningsproduktene av karbon. Ved brenning av hydrogen 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 gasser og koksgasser, flytende brensel, ved, torv, brunkull, langflamme- og gasskull og andre typer brensel med et betydelig hydrogeninnhold i den brennbare massen, er det en stor mengde vanndamp. dannet, noen ganger overstiger volumet av CO2. Tilstedeværelsen av fuktighet i toppen

Lieve øker naturlig vanndampinnholdet i forbrenningsprodukter.

Sammensetningen av produktene av fullstendig forbrenning av hovedtypene av drivstoff i et hundre-kiometrisk volum av luft er gitt i tabell. 34. Fra dataene i denne tabellen er det klart at i forbrenningsproduktene til alle typer drivstoff overskrider N2-innholdet betydelig det totale innholdet av C02-f-H20, og i forbrenningsproduktene av karbon er det 79 %.

Forbrenningsproduktene av hydrogen inneholder 65 % N2, mens forbrenningsproduktene av naturlige og flytende gasser, bensin, fyringsolje og andre typer hydrokarbonbrensel inneholder 70-74 %.

Ris. 5. Volumetrisk varmekapasitet

Forbrenningsprodukter

4 - karbonforbrenningsprodukter

5 - hydrogenforbrenningsprodukter

Den gjennomsnittlige varmekapasiteten til komplette forbrenningsprodukter som ikke inneholder oksygen kan beregnes ved hjelp av formelen

C = 0,01(Cc02C02 + Cso2S02 + C„20H20 + CN2N2) kcal/(m3-°C), (VI. 1)

Der Сс0г, Csо2, 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, % (volum).

I samsvar med dette antar formel (VI. 1) følgende form:

C=0,01.(Cc02/?02 + CHjOH20-bCNi! N2) kcal/(m3°C). (VI.2)

Den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til C02, 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 de som er gitt i tabellen. 16 data og kurver vist i fig. 5, er følgende synlig:

1. Den volumetriske varmekapasiteten til CO2 overskrider betydelig varmekapasiteten til H20, som igjen overstiger varmekapasiteten til N2 gjennom 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 vil imidlertid den veide gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til forbrenningsproduktene av karbon og hydrogen i støkiometrisk volum luft skiller seg lite.

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

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

Som et resultat jevnes den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til forbrenningsproduktene av karbon og hydrogen i luften ut, 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 luften overstiger ikke 2 %. Naturligvis ligger varmekapasiteten til brennstoffforbrenningsprodukter, hovedsakelig bestående 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 typer; 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. U fast brensel med høyt fuktighetsinnhold (ved, torv, brunkull, etc.), er varmekapasiteten til forbrenningsprodukter i samme temperaturområde høyere enn for brensel med lavt fuktighetsinnhold (antrasitt, steinkull, fyringsolje, naturgass , etc.) . Dette forklares med det faktum at når drivstoff med høyt fuktighetsinnhold brennes, øker forbrenningsproduktene innholdet av vanndamp, som har høyere varmekapasitet sammenlignet med diatomisk gass - nitrogen.

I tabellen Figur 38 viser den gjennomsnittlige volumetriske varmekapasiteten til komplette forbrenningsprodukter, ikke fortynnet med luft, for ulike temperaturområder.

Tabell 38

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

Med økende fuktighetsinnhold i brenselet øker den volumetriske varmekapasiteten til forbrenningsproduktene i et gitt temperaturområde og samtidig synker temperaturområdet 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 betydelig forenkle bestemmelsen av kalorimetriske og beregnede forbrenningstemperaturer (i henhold til metoden beskrevet i kapittel VII). Feilen som er tillatt i dette tilfellet overstiger vanligvis ikke 1% eller 20°.

Fra undersøkelse av kurvene 4 og 5 i fig. 5 kan det sees at forholdet mellom varmekapasitetsprodukter 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 angitte forholdet mellom varmekapasiteter C' forblir praktisk talt konstant for produktene av fullstendig forbrenning av forskjellige typer brennstoff i et støkiometrisk luftvolum.

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

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

Tabell 40

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

Forbrenningsvarme. Den lavere brennverdien til 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 lavere brennverdien for individuelle gasser inkludert i gassformig brensel er gitt i tabell. 3.2. For metoder for å bestemme brennverdien til gassformig drivstoff, se avsnitt 3.

Tetthet. Det er absolutte og relative tettheter av gasser.

Den absolutte tettheten av gass pg, 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 i kilomol tatt lik 22,41 m3 (som for en ideell gass).

Relativ gasstetthet Rotn er forholdet mellom den absolutte tettheten av gass under normale forhold og den tilsvarende tettheten til luft:

Rotn = Рг / Рв = Рг / 1,293, (6,1)

Der pg, pE er henholdsvis den absolutte tettheten av gass og luft under normale forhold, kg/m3. Relative gasstettheter brukes ofte til å sammenligne forskjellige gasser med hverandre.

Verdiene for de absolutte og relative tetthetene til enkle gasser er gitt i tabellen. 6.1.

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

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

Tetthetsverdiene for gassformig brensel er gitt i tabellen. S.5.

Gasstetthet p, kg/m3, avhengig av temperatur og trykk, kan beregnes ved hjelp av 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 drivstoff er lettere enn luft, så hvis det er en lekkasje, samler gassen seg under takene. Av sikkerhetsgrunner, før du starter kjelen, sørg for å sjekke fraværet av gass på de mest sannsynlige stedene for akkumulering.

Viskositeten til gasser øker med økende temperatur. Verdiene av koeffisienten for dynamisk viskositet p, Pa-s, kan beregnes ved å bruke den empiriske Cesaire-Lenda-ligningen

Tabell 6.1

Egenskaper for gassdrivstoffkomponenter (ved t - O °C chr = 101,3 kPa)

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

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

Hvor gj er massefraksjonen av den jte gassen i drivstoffet, %; Tsy er koeffisienten for dynamisk viskositet til den jte komponenten, Pa-s; n er antall individuelle gasser i drivstoffet.

I praksis er den kinematiske viskositetskoeffisienten V, m2/s, mye brukt, som
Dette er relatert til den dynamiske viskositeten p gjennom tettheten p-avhengighet

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 ved hjelp av formelen

Hvor v0 er koeffisienten for kinematisk viskositet til gass 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 er en koeffisient avhengig av type gass, K, tatt fra tabellen. 6.2.

Verdiene av kinematiske viskositetskoeffisienter for gassformig brensel er gitt i tabellen. S.9.

Tabell 6.2

Viskositet og varmeledningskoeffisienter for gassdrivstoffkomponenter

(ved t = 0 °C ir = 101,3 kPa)

Termisk ledningsevne. Molekylær energioverføring i gasser er preget av varmeledningskoeffisienten ‘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 konduktivitetskoeffisienten til gass 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 er en koeffisient avhengig av type gass, K, tatt fra tabellen. 6.2.

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

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

4L=0 0,01(CH2H2+Cco0+

СН4СН4 + сСО2сОг +- + сх. X;), (6.9) hvor сН2, сС0, сСш, сС02,..., сх. - varmekapasiteten til drivstoffets bestanddeler, henholdsvis hydrogen, karbonmonoksid, metan, karbondioksid og den i-te komponenten, kJ/(m3-K); H2, CO, CH4, C02, …, Xg--

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

Varmekapasiteten til vått gassformig brensel

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

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

Eksplosivitet. En blanding av brennbar gass og luft i visse proporsjoner i nærvær av brann eller til og med en gnist kan eksplodere, det vil si at prosessen med antennelse og forbrenning skjer med en hastighet nær lydhastigheten. Eksplosive konsentrasjoner av brennbar gass i luften avhenger av gassens kjemiske sammensetning og egenskaper. De volumetriske konsentrasjonsgrensene for antennelse for individuelle brennbare gasser blandet med luft er gitt tidligere i tabell. 6.1. Hydrogen (4...74 volum%) og karbonmonoksid (12,5...74%) har de bredeste brennbarhetsgrensene. For naturgass er gjennomsnittlig nedre og øvre brennbarhetsgrense etter volum henholdsvis 4,5 og 17 %; for koksovn - 5,6 og 31%; for domene - 35 og 74%.

Giftighet. Toksisitet refererer til 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 den mest giftige komponenten som er tilstede i blandingen, og dens skadelige effekter forsterkes som regel merkbart i nærvær av andre skadelige gasser.

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

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

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

De gitte drivstoffegenskapene. For komparativ analyse, i rollen som egenskaper som generaliserer drivstoffets kvalitet, brukes de gitte egenskapene til drivstoffet, %-kg/MJ, som vanligvis beregnes ved hjelp av formelen

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

Så for eksempel å beregne den reduserte

Fuktighet askeinnhold svovel S„p og

Nitrogen N^p (for driftstilstanden til drivstoffet)

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 tydelig eksempel er den følgende sammenligningen veiledende under betingelsen om å brenne forskjellige brensler i kjeler med samme termiske effekt. Dermed en sammenligning av den reduserte fuktigheten til kull nær Moskva

Merke 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 driftsfuktigheten til kull nær Moskva (W[ = 31%) er mindre enn den for

Nazarovo-kull (Wf= 39 %).

Betinget drivstoff. I energisektoren, for å sammenligne effektiviteten til brenselbruken i ulike kjeleanlegg, for å planlegge drivstoffproduksjon og -forbruk i økonomiske beregninger, er begrepet referansebrensel introdusert. Som standard drivstoff er slikt drivstoff akseptert, hvis spesifikke forbrenningsvarme (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 mer eller mindre enn én:

Når du bygger en ovn, vil du ideelt sett ha et design som automatisk tilfører så mye luft som trengs for forbrenning. Ved første øyekast kan dette gjøres ved hjelp av en skorstein. Jo mer intenst veden brenner, jo flere varme røykgasser bør det være, desto større skal trekken være (forgassermodell). Men det er ikke sant. Trekken er overhodet ikke avhengig av mengden varme røykgasser som genereres. Trekk er trykkforskjellen 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= A(p in - p d) h

der F er trekk, A er koeffisient, p in er tettheten til uteluft, p d er tettheten av røykgasser, h er høyden på røret

Røykgasstettheten beregnes ved å bruke formelen:

p d = p in (273+t in) / (273+t d)

hvor t in og t d er temperaturen i grader Celsius til den ytre atmosfæriske luften utenfor røret og røykgasser i røret.

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

for det første, skorsteiner er ikke laget høye i det hele tatt for å øke luftstrømmen gjennom brennkammeret, men bare for å øke trekk (det vil si trykkfallet i røret). Dette er svært viktig for å hindre at trekket velter (røyker ovnen) under vindstøtte (trekkmengden må alltid overstige mulig vindstøtte).

for det andre, det er praktisk å regulere luftstrømmen ved hjelp av enheter som endrer det åpne tverrsnittsarealet til røret, det vil si ved hjelp av ventiler. Når tverrsnittsarealet til skorsteinskanalen økes, for eksempel med det halve, kan man forvente en omtrent to ganger økning i den volumetriske luftstrømmen gjennom brennkammeret.

La oss forklare dette med et enkelt og tydelig eksempel. Vi har to like ovner. La oss kombinere dem til ett. Vi får en dobbelt så stor ovn med dobbel mengde brennende ved, med dobbel luftstrøm og rørets tverrsnittsareal. 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 jevn 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 reduseres. Samtidig vil den brennende veden begynne å dø ut. Det vil si at vi ikke ser ut til å direkte påvirke veden og rette en tilleggsstrøm forbi veden, men det viser seg at røret kan passere mindre røykgasser enn tidligere, når denne ekstra luftstrømmen var fraværende. Selve røret vil redusere luftstrømmen til veden som var tidligere, og vil heller ikke slippe inn en ekstra strøm av kald luft. Med andre ord vil skorsteinen bli blokkert.

Dette er grunnen til at kald luft lekker gjennom sprekker i skorsteiner, overdreven luftstrøm i brennkammeret og generelt varmetap i skorsteinen, som fører til en reduksjon i temperaturen på røykgassene, er så skadelig.

For det fjerde, jo høyere koeffisient for gassdynamisk motstand til skorsteinen, jo lavere er luftstrømmen. Det vil si at det er tilrådelig å gjøre veggene i skorsteinen så glatte som mulig, uten turbulens og uten svinger.

For det femte, jo lavere temperaturen på røykgassene er, desto skarpere endres luftstrømmen når temperaturen på røykgassene svinger, noe som forklarer situasjonen med ustabilitet i røret ved tenning av ovnen.

På sjette plass, ved høye røykgasstemperaturer er luftstrømmen ikke avhengig av røykgasstemperaturen. Det vil si at når ovnen varmes opp sterkt, slutter luftstrømmen å øke og begynner å avhenge bare av rørets tverrsnitt.

Problemer med ustabilitet oppstår ikke bare når man analyserer rørets termiske egenskaper, men også når man vurderer dynamikken til gassstrømmer i røret. Faktisk er en skorstein en brønn fylt med lett røykgass. Hvis denne lette røykgassen ikke stiger veldig raskt, er det mulig at den tunge uteluften rett og slett kan drukne i den lette gassen og skape et fallende trekk i røret. Denne situasjonen er spesielt sannsynlig når veggene i skorsteinen er kalde, det vil si under tenning av ovnen.

Ris. 1. Diagram over bevegelsen av gasser i en kald skorstein: 1 - brennkammer; 2 - lufttilførsel gjennom viften; 3-skorstein; 4 - ventil; 5 - peis tann; 6-røykgasser; 7-kald luft som faller gjennom; 8 - luftstrøm som forårsaker at skyvekraften velter.

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

Solide piler indikerer bevegelsesretningen til lette varme røykgasser. Stiplede piler indikerer bevegelsesretningen 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 slippes ut gjennom en skorstein.. Dersom skorsteinens tverrsnitt er stort (eller røykgassens bevegelseshastighet er liten), så som følge av noen svingninger kald, tung atmosfærisk luft 7 begynner å trenge inn i skorsteinen og når til og med en brannkasse. Denne fallende strømmen kan erstatte "standard" luftstrøm gjennom aske 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 akkurat det som ofte skjer når kull brenner ut med ovnsdørene lukket. En fullstendig reversering av trekket kan til og med oppstå: luft kommer inn ovenfra gjennom røret, og røykgasser kommer ut gjennom døren.

I virkeligheten er det på den indre veggen av skorsteinen alltid uregelmessigheter, vekster og ruheter, ved kollisjon som røykgassene og motvirkende nedadgående kalde luftstrømmer virvler og blander seg med hverandre. Den kalde nedadgående luftstrømmen presses ut eller, når den varmes opp, begynner den å stige oppover blandet med varme gasser.

Effekten av å utfolde nedadgående strømmer av kald luft oppover forsterkes av tilstedeværelsen av delvis åpne ventiler, så vel som den såkalte tannen, mye brukt i peisproduksjonsteknologi ( ris. 1b). Tannen hindrer strømning av kald luft fra skorsteinen inn i peisrommet og hindrer dermed ildstedet i å ryke.

Nedadgående luftstrømmer i røret er spesielt farlige i tåkete vær: røykgasser klarer ikke å fordampe de minste vanndråpene, kjøles ned, trekken minker og kan til og med velte. Ovnen ryker mye og lyser ikke.

Av samme grunn ryker ovner med fuktig skorstein kraftig. For å forhindre nedtrekk er toppventiler spesielt effektive ( ris. 1c), justerbar avhengig av hastigheten til røykgassene i skorsteinen. Driften av slike ventiler er imidlertid upraktisk.

Ris. 2. Avhengighet av overskuddskoeffisienten a av ovnens oppvarmingstid (heltrukne kurve). Den stiplede kurven er den nødvendige luftmengden G tilstrømning for fullstendig oksidasjon av vedforbrenningsprodukter (inkludert sot og flyktige stoffer) i røykgasser (i relative enheter). Den stiplede, stiplede kurven er den faktiske luftstrømhastigheten G til røret gitt av rørtrekket (i relative enheter). Overskuddskoeffisienten er kvotienten av G-rørseparasjonen ved G-innløp

Et stabilt og tilstrekkelig sterkt trekk oppstår først etter at veggene i skorsteinen er varmet opp, noe som tar betydelig tid, så i begynnelsen av forbrenningen er det alltid ikke nok luft. Overskuddskoeffisienten er mindre enn enhet, og ovnen ryker ( ris. 2). Og omvendt: ved slutten av forbrenningen forblir skorsteinen varm, trekket forblir lenge, selv om veden nesten har brent ut (overskuddskoeffisienten er mer enn én). Metallovner med metallisolerte skorsteiner når driftsforhold 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 i seg selv er, kan alle fordelene annulleres av en dårlig skorstein. Ideelt sett må selvfølgelig skorsteinen erstattes med et moderne system for tvungen avtrekk av røykgasser ved hjelp av en elektrisk vifte med justerbar strømning og forkondensering av fuktighet fra røykgassene. Et slikt system vil blant annet kunne rense røykgasser fra sot, karbonmonoksid og andre skadelige urenheter, samt avkjøle de utslippede 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 oppvarmet i hele lengden, gnister og aske flyr ofte ut av dem, men tapet av kondens og sot er ubetydelig.

Hvis du for øyeblikket planlegger å bruke badehusbygningen bare som et badehus, kan røret gjøres uisolert. Hvis du også tenker på badehuset som et sted for mulig opphold (midlertidig opphold, overnatting), spesielt om vinteren, så er det mer tilrådelig å umiddelbart gjøre røret isolert, og med høy kvalitet, "for livet." I dette tilfellet kan ovnene skiftes minst hver dag, designet kan velges bedre og mer nødvendig, og røret vil være det samme.

I det minste, hvis ovnen fungerer i en langvarig brenningsmodus (ulmende ved), er det absolutt nødvendig å isolere røret, siden ved lav effekt (1 - 5 kW) vil det uisolerte metallrøret bli helt kaldt, kondensat vil strømme rikelig , som i de mest alvorlige frostene kan til og med fryse og blokkere røret med is. Dette er spesielt farlig i nærvær av gnistfangende netting og paraplyer med små passasjehull. Gnistfangere er tilrådelig for intensive branner om sommeren og ekstremt farlige ved lav forbrenning om vinteren. På grunn av mulig tilstopping av rør med is, ble installasjon av deflektorer og hetter på komfyrrør forbudt i 1991 (og på skorsteinene til gassovner enda tidligere).

Av samme grunner bør du ikke la deg rive med av høyden på røret - trekknivået er ikke så viktig for en ikke-roterende badstuovn. Hvis det begynner å ryke, kan du alltid raskt ventilere rommet. Men høyden over takmønet (minst 0,5 m) må opprettholdes for å hindre at trekket velter ved vindkast. På flate tak skal røret stikke ut over snødekket. I alle fall er det bedre å ha et lavere, men varmere rør (enn et høyere, men kaldere). Høye rør om vinteren er alltid kalde og farlige i drift.

Kalde skorsteiner har mange ulemper. Samtidig varmes uisolerte, men ikke veldig lange rør på metallovner raskt opp når de tennes (mye raskere enn murrør), forblir varme under kraftig oppvarming og brukes derfor veldig mye i badehus (og ikke bare i badehus), spesielt siden de er relativt billige. Asbest-sementrør brukes ikke på metallovner, da de er tunge og også går i stykker ved overoppheting, noe som får fragmenter til å fly fra hverandre.

Ris. 3. De enkleste designene av metallskorsteiner: 1 - metall rund skorstein; 2 - gnistfanger; 3 - hette for å beskytte røret mot nedbør; 4 - sperrer; 5 - takbeklædning; 6 - treklosser mellom sperrene (eller bjelkene) for å skape en brannåpning (kuttet) i taket eller taket (om nødvendig); 7 - takrygg; 8 - mykt tak (takpapp, hydroglassisolasjon, myke fliser, bølgepapp-bitumenplater, etc.); 9 - metallplate for å dekke taket og dekke åpningen (det er tillatt å bruke et flatt ark av aceid - asbest-sement elektrisk isolasjonsplate); 10 - metall dreneringspute; 11 - asbestforsegling av gapet (skjøt); 12 - metall oter cap; 13 - takbjelker (med plass fylt med isolasjon); 14 - takbeslag; 15 - loftsgulv (om nødvendig); 16 - metallplate for takskjæring; 17 - metallforsterkende hjørner; 18 - metalldeksel for takbeklædning (om nødvendig); 19 - ikke-brennbar varmebestandig isolasjon (ekspandert leire, sand, perlitt, mineralull); 20 - beskyttelsesdeksel (metallplate over et lag asbestpapp 8 mm tykt); 21 - metallrørskjerm.

a) ikke-termisk isolert rør;
b) et termisk isolert 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 installasjonsskjemaer for ikke-isolerte metallrør er presentert. Selve røret bør kjøpes av rustfritt stål med en tykkelse på minst 0,7 mm. Den vanligste diameteren på det russiske røret er 120 mm, den finske er 115 mm.

I henhold til GOST 9817-95 må tverrsnittsarealet til en flersveis skorstein være minst 8 cm 2 per 1 kW nominell termisk effekt som frigjøres i brennkammeret ved brenning av ved. Denne kraften må 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 reguleringsdokumenter. Siden varmekrevende ovner vanligvis bare varmes opp 2-3 timer om dagen, er effekten i brennkammeret omtrent ti ganger større enn kraften til varmeavgivelsen fra overflaten til en murovn.

Neste gang vil vi snakke om funksjonene ved å installere skorsteiner.