Проект мини-ТЭЦ в г. Речица с использованием в качестве топлива лигнина

Размещено на http://www.allbest.ru/

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ

Учреждение образования

«Гомельский государственный технический университет

им. П.О.Сухого»

Кафедра "Промышленная теплоэнергетика и экология"

Расчетно-пояснительная записка

к дипломному проекту на тему

«Проект мини-ТЭЦ в г. Речица с использованием в качестве топлива лигнина»

Разработал студент гр. ТЭ-51 Кричевцов А.И.

Руководитель проекта доц. Овсянник А.В.

Консультант по теплотехнической части

доц. Овсянник А.В.

Консультант по экономической части

ст. преподаватель Полозова О. А.

Консультант по охране труда и экологии

ст. преподаватель Овсянник Н. В.

Гомель 2007

Аннотация

В дипломном проекте рассмотрен проект мини-ТЭЦ в г. Речица с использованием в качестве топлива - лигнина, отходов гидролизного завода.

Использование лигнина Речицкого гидролизного завода в качестве топлива на мини-ТЭЦ помимо экономического эффекта, достигаемого за счет вытеснения импортируемого газа, вызовет еще и значительный социально-экономический эффект. Ликвидация отвалов лигнина у д. Деражня позволит существенно оздоровить окружающую среду в зоне их расположения за счет снижения неорганических выбросов в атмосферу лигниновой пыли и газообразных продуктов его разложения, а также отравления лигнином почвы и подземных вод.

В проекте произведен выбор и расчет основного и вспомогательного оборудования мини-ТЭЦ: турбоустановка, котлоагрегат, деаэрационная установка, питательные устройства, оборудование для химводоподготовки; золоуловитель, дымосос, вентилятор.

Рассмотрены вопросы по охране труда при эксплуатации котлоагрегата, турбоустановки и на участке добычи и подготовки лигнина.

Выполнен расчет выбросов и рассеивания вредных примесей и выбрана высота дымовой трубы. Приведено технико-экономическое обоснование проекта мини-ТЭЦ.

Введение

Все промышленные предприятия нуждаются одновременно в теплоте и электроэнергии. Некоторым предприятиям теплота требуется только для отопления, вентиляции, кондиционирования воздуха и горячего водоснабжения. Другим предприятиям - металлургическим, химическим, нефтеперерабатывающим, целлюлозно-бумажным и др. помимо горячей воды (на вышеуказанные цели) требуется пар различных параметров на производственные нужды: обогрев технологических аппаратов, приводы различных механизмов - крупных турбокомпрессоров и др.

Для большинства производственных потребителей достаточно давление пара от 0,12 до 1,5 МПа.

Электроэнергия требуется для технологических агрегатов (электропечи, электролиз и др.), привода различных механизмов большой и малой мощности, а также освещения, кондиционирования воздуха и др.

В отличие от электроэнергии теплота (особенно при теплоносителе - паре) не может быть экономично подана на очень большие расстояния, поэтому каждому предприятию или группе близко расположенных предприятий требуется свой источник теплоты нужных параметров. Такими источниками являются теплоэлектроцентрали (ТЭЦ), на которых производится комбинированная (совместная) выработка теплоты и электрической энергии.

При достаточно больших масштабах потребления теплоты ТЭЦ дают большую экономию топлива по сравнению с так называемым раздельным вариантом теплоэлектроснабжения, при котором предприятие получает электроэнергию от энергосистемы, а теплоту от своей или районной котельной. Поэтому задачей данного дипломного проекта является разработка проекта мини-ТЭЦ в г. Речица Гомельской области.

При проектировании промышленных электростанций должны рассматриваться следующие основные вопросы:

1. надежность энергоснабжения при безопасной и высокопроизводительной организации труда персонала;

2. высокая экономичность работы оборудования;

3. наименьшие приведенные затраты из всех сравниваемых вариантов теплоэнергоснабжения;

4. оптимальная степень и схема использования вторичных энергоресурсов промышленного предприятия;

5. оптимальные сроки ввода оборудования с учетом динамики роста тепловой и электрической мощности промышленных потребителей;

6. защита окружающей среды от вредных воздействий технологического процесса ТЭЦ.

Главным этапом в проектировании ТЭЦ является выбор основного оборудования и прежде всего электрической и тепловой мощности станции.
Проектирование и сооружение промышленных ТЭЦ ведется обычно индивидуально для каждого промышленного района или предприятия с обоснованием и утверждением этого проекта.

Таким образом, промышленные и районные ТЭЦ должны вписываться в единую энергетическую систему страны в том случае и в тех местах, где их сооружение дает большую экономию приведенных затрат для народного хозяйства вследствие экономии топлива от комбинированной выработки электроэнергии на базе теплоты, отпускаемой для промышленности и коммунально-бытового потребления. Поэтому выбор основного оборудования промышленной ТЭЦ определяется тепловыми потребителями, для удовлетворения которых и проектируется ТЭЦ.

Экономичность ТЭЦ и в особенности удельный расход топлива на электроэнергию определяется долей комбинированной выработки от общей выработки ТЭЦ, причем чем больше доля комбинированной выработки, тем выше экономичность ТЭЦ, тем большую экономию топлива она дает в энергосистеме.

Поэтому перед началом проектирования промышленной ТЭЦ необходимо иметь полное представление о характере, емкости, параметрах, режиме работы и динамике развития технологических, коммунально-бытовых и всех других видов потребителей теплоты. Для этого составляется подробный топливно-энергетический расходный баланс промышленных предприятии и сопутствующих им коммунально-бытовых потребителей. В качестве одного из частей в расходном балансе даются потребности в электроэнергии по различным видам потребителей, отличающихся напряжением. Однако расходная часть баланса по электроэнергии и, в частности, максимально потребная электрическая мощность всех потребителей не является единственным критерием для выбора мощности турбогенераторов ТЭЦ, работающих в единой энергосистеме. Недостаток или избыток мощности для потребителей данного района покрывается или отдается в энергосистему. Системным путем решаются также вопросы резервирования и обеспечения надежности электроснабжения.

Цель дипломного проекта - выбор и расчет основного и вспомогательного оборудования для проектируемой мини-ТЭЦ, использующей в качестве топлива отходы гидролизного производства - лигнин. Отвал лигнина Речицкого гидролизного завода расположен в 5000 м к западу от районного центра Речица в 500 м к северо-западу от северной окраины д. Деражня. По западной окраине участка изысканий проходит асфальтированная дорога, имеющая выход на шоссе Светлогорск-Речица.

Использование лигнина Речицкого гидролизного завода в качестве топлива на проектируемой мини-ТЭЦ помимо экономического эффекта, достигаемого за счет вытеснения импортируемого газа, имеет еще и значительный социально-экономический эффект. Ликвидация отвалов лигнина у д. Деражня позволит существенно оздоровить окружающую среду в зоне их расположения за счет снижения неорганических выбросов в атмосферу лигниновой пыли и газообразных продуктов его разложения, а также отравления лигнином почвы и подземных вод.

1. Выбор и тепловой расчет паровой турбины

котел лигнин тепловой турбоагрегат

1.1 Выбор типа устанавливаемого турбоагрегата

На основании заданных тепловых нагрузок необходимо выбрать число и номинальную мощность паровых турбин для проектируемой ТЭЦ. При выборе типа турбин определяющими являются параметры и емкость тепловых потребителей и, в частности, давление и расход промышленного отбора или тепловая нагрузка коммунально-бытового потребителя.

Так как гидролизный завод в г. Речица для технологических процессов использует перегретый пар с давлением 1,2 МПа, расход которого в среднем составляет 50 т/ч, а деревообрабатывающий комбинат - насыщенный пар с давлением 0,12 МПа и расходом 50 т/ч, то для обеспечения данных потребителей паром необходимых параметров выбираем паровую турбину с противодавлением и регулируемым отбором пара типа ПР-12-3,4/1,0/0,1 потому, что турбины данного типа устанавливают на ТЭЦ в тех случаях, когда для обеспечения нужд теплового потребителя необходимо иметь пар двух различных давлений.

1.2 Тепловой расчет паровой турбины типа ПР.

Тепловой расчет паровых турбин выполняется при их проектировании, модернизации, реконструкции или при проектировании тепловых электростанций.

Исходные данные для теплового расчета турбины, устанавливаемой на проектируемой ТЭЦ:

1. ПР-12-3,4/1,0/0,1 - паровая стационарная турбина активного типа с одним регулируемым отбором (производственным), с одним нерегулируемым отбором (для регенеративного подогрева питательной воды) и противодавлением;

2. Проточная часть турбины состоит из одной регулирующей ступени и двенадцати одновенечных ступеней;

3. Регулирующая ступень состоит из сварного сегмента сопел с парциальным подводом пара, двухвенечного рабочего колеса и направляющего аппарата;

4. Каждая последующая ступень состоит из сварной стальной диафрагмы и одновенечного рабочего колеса;

5. Камерой регулируемого производственного отбора турбина делится на ЧВД, состоящую из пяти ступеней, и ЧНД, состоящую из восьми ступеней;

6. Номинальные параметры свежего пара:

- абсолютное давление - 3,4 МПа;

- температура - 435 °C.

7. Номинальные параметры производственного отбора пара:

- абсолютное давление - 0,8-1,3 МПа;

- расход отбираемого пара - 0-70 т/ч.

8. Номинальное абсолютное давление пара за турбиной - 0,12 МПа (противодавление);

9. Удельный расход пара: 8,7 кг/(кВт·ч) при номинальных параметрах работы турбины.

1.2.1 Тепловой расчет регулирующей ступени

Порядок теплового расчета регулирующей ступени проводим согласно рекомендациям ([1], п. 4.4, стр. 82).

Заданные начальные параметры:

- давление - р0= 3,4 МПа;

- температура - t0= 435 °C;

- теплосодержание пара - Н0= 3288 кДж/кг;

- расход пара на турбину - G= 29 кг/с;

- частота вращения турбины - n= 50 c-1.

1. Определяем размеры проточной части ([1], стр. 181).

Диаметр регулирующей ступени определяется выбранным тепловым перепадом, значением u/cф и ограничивается возможным диаметром поковки ротора.

Двухвенечные ступени предназначены для срабатывания теплоперепада H0Р.С= 200 кДж/кг ([3], стр. 211).

Оптимальное отношение u/cф для двухвенечных регулирующих ступеней - 0,27, ([1], стр. 181).

Для определения среднего диаметра ступени подсчитываем:

- фиктивную изоэнтропную скорость пара, м/с

м/с (1.1)

- окружную скорость вращения диска по среднему диаметру ступени, м/с

м/с (1.2)

- средний диаметр ступени, м

м (1.3)

Принимаем d=1,1м и уточняем окружную и изоэнтропную скорости вращения диска и теплоперепад, срабатываемый ступенью:

м/с (1.4)

 м/с (1.5)

кДж/кг (1.6)

Примем небольшую реакцию в рабочих и поворотной решетках, а именно: ?Л1=0,02; ?НЛ=0,03; ?Л2=0,05.

Вычисляем располагаемые теплоперепады в решетках:

кДж/кг (1.7)

кДж/кг (1.8)

кДж/кг (1.9)

кДж/кг (1.10)

С помощью h, s - диаграммы и руководствуясь ([1], рис. 4.3, стр. 79) находим давление пара за сопловой решеткой р1=1,75 МПа, за рабочей решеткой р2=1,71 МПа, за направляющей решеткой р1/=1,695 МПа и за всей ступенью р2/=1,63 МПа.

Таким образом, отношение давлений в сопловой решетке составляет ?1= р1/ р0=1,75/3,4=0,54, т.е. меньше ?*=0,546 ([1], табл. 1.1, стр. 23).

Следовательно, сопловую решетку следует выбирать расширяющейся или суживающейся с использованием потока в косом срезе. Критическое давление р*=0,546·3,4=1,8564 МПа. По h, s - диаграмме определяем ?*=0,15 м3/кг; ?0=0,093 м3/кг; ?1t=0,158 м3/кг.

Найдем критическую скорость:

м/с (1.11)

Теоретическая скорость на выходе из сопла, м/с

м/с (1.12)

Определим угол отклонения потока в косом срезе суживающегося сопла, приняв угол ?1Э=12°

(1.13)

что соответствует углу ?1+?=12,47°.

Так как отклонение в косом срезе невелико и составляет ?=28?, то можно выбрать сопловую решетку с использованием расширения потока в косом срезе.

Находим число

(1.14)

где - скорость звука в рассматриваемом сечении, определяется

м/с (1.15)

где - показатель изоэнтропы, =1,3 для перегретого пара согласно

([1], табл. 1.1, стр. 23).

Так как , то по рекомендациям ([2], стр. 27) тип профиля Б.

Выбираем решетку типа С-9012Б ([3], табл. 3.1, стр. 86), хорду профиля =50 мм, относительный шаг =0,794, угол установки =32°35?.

Далее подсчитываем

мм (1.16)

где - коэфф. расхода сопловой решетки, =0,98 ([1], ф.10.10, стр.182).

Приближенное значение для двухвенечной ступени рассчитываем по ([3], ф. 3,25а, стр. 94), причем берется в см:

(1.17)

Высота сопловой лопатки, мм

мм (1.18)

Число каналов сопловой решетки

(1.19)

Принимаем =28, уточняем хорду профиля

м (1.20)

Определяем отношение / =50,5/31,78=1,59 и находим по коэфф. скорости турбинной решетки ?=0,968.

Тогда потери в сопловой решетке составят

, т.е. 6,29% (1.21)

Теперь приступим к построению треугольников скоростей.

Подсчитаем действительную скорость, м/с

м/с (1.22)

По известному углу определяем относительную скорость входа в первую рабочую решетку ?1 и угол ее направления :

(1.23)

=17,56°;

м/с (1.24)

Определяем потери энергии в сопловой решетке, кДж/кг

кДж/кг (1.25)

Теоретическая относительная скорость на выходе из первой рабочей решетки, м/с

м/с (1.26)

По h, s - диаграмме определяем ?2t=0,16 м3/кг.

Выходная площадь первой рабочей решетки определяется по уравнению неразрывности:

м2 (1.27)

где принято в первом приближении =0,93 ([1], стр. 42).

Зададимся значением перекрыши первого ряда рабочих лопаток, в соответствии с ([1], табл. 10.2, стр. 183) равной 1 мм и приняв, что лопатка выполняется постоянной высоты, находим =31,78 мм +1 мм =32,78 мм. Тогда угол определим

(1.28)

=19,57°.

Определим

(1.29)

По и выбираем по ([3], табл. 3.1, стр. 86) первую рабочую решетку с профилем Р-3021А с размерами =65 мм и, следовательно, /=65/32,78=1,99.

Угол поворота потока в рабочих лопатках первого ряда

(1.30)

По / и по ([1], рис. 2.26, стр. 42) определяем коэфф. расхода =0,921.

Уточняем

м2 (1.31)

(1.32)

=19,77°.

(1.33)

Находим ?=0,92.

Подсчитываем действительную относительную скорость выхода из рабочей решетки первого венца:

м/с (1.34)

Перед тем, как перейти к дальнейшему расчету , необходимо проверить максимальные изгибающие напряжения в рабочей лопатке. Сначала подсчитываем окружное усилие, действующее на лопатки:

(1.35)

Пренебрегая за малостью осевой составляющей усилия находим изгибающие напряжения

МПа (1.36)

где .

Для профиля Р-3021А для =19,77° при =78° имеем =0,62. Тогда мм. Подсчитаем ;

уточняем шаг

м;

- минимальный момент сопротивления профиля, =3,82·10-6 м3.

Поскольку полученные напряжения существенно меньше, чем допускаемые в ступенях с парциальным подводом пара ?ДОПИЗГ=15-20 МПа, то несмотря на то, что возможны режимы работы рассчитываемой ступени с большими, чем при данном режиме, напряжениями, не меняем выбранных размеров ступени.

Вычисляем потери энергии в первой рабочей решетке, кДж/кг:

кДж/кг (1.37)

Рассчитываем выходной треугольник скоростей из первого венца регулирующей ступени:

(1.38)

=33,84°;

 м/с (1.39)

Теоретическая скорость пара из поворотной решетки подсчитывается по формуле

м/с (1.40)

Находим ?1t=0,161 м3/кг по h, s - диаграмме, тогда

(1.41)

Выходная площадь поворотной решетки

м2 (1.42)

где в первом приближении принято =0,93 ([1], стр. 85).

Выбрав перекрышу, равную 1 мм ([1], табл. 10.2, стр. 183) и приняв неизменную высоту поворотной лопатки, находим lП=32,78+1=33,78 мм;

после чего вычисляем угол :

(1.43)

=30°.

Выбираем поворотную решетку согласно с ([3], табл. 3.1, стр. 86) с профилем Р-4629А, хордой =50 мм; относительный шаг =0,52, угол установки =78°.

(1.44)

(1.45)

По отношению /=50/33,78=1,48 и по ([1], рис. 2.26, стр. 42) определяем коэфф. расхода =0,95.

Уточняем значения

м2 (1.46)

(1.47)

=29,32°.

Находим ?П=0,948.

Потеря энергии поворотной решетки

кДж/кг (1.48)

Из выходного треугольника скоростей второго венца находим

(1.49)

=67,88°.

 м/с (1.50)

м/с (1.51)

Теоретическая относительная скорость выхода из решетки равна

м/с (1.52)

(1.53)

где =0,169 м3/кг найдено по h, s - диаграмме.

Выходная площадь решетки второго венца

м2 (1.54)

где принимаем =0,95.

Принимаем перекрышу, равную 1 мм ([1], табл. 10.2, стр. 183) и находим высоту второго ряда рабочих лопаток =33,78+1=34,78 мм.

Определим угол

(1.55)

=42,09°.

По и выбираем по ([3], табл. 3.1, стр. 86) решетку второго венца с профилем Р-6038А с размерами =65 мм, =75°, =0,54. Тогда

мм.

Уточняем значения

м (1.56)

(1.57)

По отношению /=65/34,78=1,87 и по ([1], рис. 2.26, стр. 42) определяем коэфф. расхода =0,945.

Уточняем величины:

м2 (1.58)

(1.59)

=42,3°.

По отношению /=65/34,78=1,87 и по ([1], рис. 2.29б, стр. 44) определяем 0,96.

Потери энергии при обтекании второй решетки

кДж/кг (1.60)

Относительная скорость выхода пара из рабочей решетки второго венца

 м/с (1.61)

Производим проверку максимальных изгибающих напряжений в рабочих лопатках второго ряда. Окружное усилие на одну лопатку:

(1.62)

Изгибающее напряжение

МПа (1.63)

- минимальный момент сопротивления профиля, =0,9·10-6 м3 .

Полученные напряжения существенно меньше, чем допускаемые ?ДОПИЗГ=15-20 МПа.

Из выходного треугольника скоростей второго венца находим:

(1.64)

=104,4°;

м/с (1.65)

Потеря энергии с выходной скоростью

 кДж/кг (1.66)

После определения потерь в решетках и потери энергии с выходной скоростью можно подсчитать относительный лопаточный КПД ступени:

(1.67)

Этот КПД можно вычислить также непосредственно из треугольников скорости

(1.68)

Расхождение в определении КПД по двум различным формулам лежит в пределах точности расчета.

Для определения относительного внутреннего КПД и мощности ступени необходимо найти потери на трение диска и потери, вызванные парциальным подводом пара. Потери на трение диска о пар определим по формуле:

(1.69)

где - коэфф. трения, =0,6·10-3 по рекомендациям ([1], стр. 65);

- площадь сопловой решетки,

 м2 (1.70)

Потери, вызванные парциальным подводом пара:

(1.71)

где =0,065;

- число венцов в регулирующей ступени, =2;

=0,6, ([4], стр. 108).

(1.72)

где =0,25, ([1], ф. 3.23, стр. 67);

- число пар концов сопловых сегментов, =2.

Относительный внутренний КПД ступени находим

(1.73)

Потери на трение диска

кДж/кг (1.74)

Потери, вызванные парциальным подводом пара

кДж/кг (1.75)

Находим использованный теплоперепад ступени

(1.76)

Внутренняя мощность ступени

кВт. (1.77)

1.2.2 Тепловой расчет нерегулируемых ступеней

Перед тепловым расчетом нерегулируемых ступеней необходимо определить утечки пара через концевое уплотнение. Расчет проводим по методике ([5], стр. 15).

Утечки пара через концевое уплотнение:

(1.78)

где =0,65 - коэфф. расхода, зависящий от конструкции и толщины гребня уплотнения и величины радиального зазора , принимаемого в пределах 0,2-0,5 мм; - кольцевая площадь радиального зазора, , - диаметр вала на участке уплотнения.

Для турбин с противодавлением малой и средней мощности, по отношению к среднему диаметру регулирующей ступени, м, тогда кольцевая площадь - м2;

- отношение давления пара за и перед уплотнением,

- число гребней уплотнения, изменяющегося в пределах от 10-20 до 80 и более, принимаем =50;

- удельный объем пара перед уплотнением, =0,093 м3/кг.

Тогда утечки пара составят

кг/с.

Так как давление пара за турбиной известно и, учитывая, что не весь тепловой перепад был сработан в регулирующей ступени и часть энергии была потеряна, воспользуемся h, s - диаграммой для определения приходящегося теплоперепада на оставшиеся 12 одновенечных нерегулируемых ступеней, который составляет 3020 кДж/кг.

Распределяем данный теплоперепад между всеми ступенями и при дальнейшем расчете учитываем, что после пятой ступени происходит регулируемый отбор пара в количестве 13,39 кг/с (50 т/ч) на производственные нужды, а после восьмой ступени - нерегулируемый, в количестве 0,306 кг/с (1,1 т/ч), для подогрева питательной воды в струйном подогревателе.

В расчете также учитываются утечки пара в концевых уплотнениях с обеих сторон вала турбины.

Так как расчет нерегулируемых ступеней паровой турбины аналогичен расчету ее регулирующей ступени, то результаты теплового расчета турбины представляем в виде таблицы 1.2.2.1.

Мощность турбоагрегата, МВт

(1.79)

где - суммарная мощность всех ступеней турбины (таблица 1.2.2.1.), МВт;

- механический КПД турбины, =0,98;

- КПД электрогенератора, =0,96.

МВт.

2. Выбор и тепловой расчет котлоагрегата

2.1 Выбор типа и числа парогенераторов

Паропроизводительность и число энергетических парогенераторов для тепловых электростанций, входящих в энергосистему, выбираются по потребности в паре и числу турбин.

Для промышленных ТЭЦ выбирают обычно теплофикационные агрегаты с начальными параметрами р0=4 или 13 МПа и t0=435 или 555 °C без промежуточного перегрева пара. Поэтому обычно на ТЭЦ с производственной нагрузкой применяют схемы с поперечными связями по острому пару и с резервным парогенератором. Для ТЭЦ, расположенных в энергосистеме, правило резерва требует, чтобы при выходе из работы одного самого мощного парогенератора остальные обеспечивали максимальный отпуск теплоты всем производственным потребителям. Таким образом, количество парогенераторов на промышленной ТЭЦ определяется прежде всего надежностью снабжения паром промышленных потребителей, для чего устанавливают и резервные парогенераторы.

Очень важным при проектировании ТЭЦ является выбор типа парогенератора. Обычно для промышленных ТЭЦ с большим производственным потреблением пара выбирают барабанные парогенераторы, как более гибкие и менее требовательные к качеству питательной воды. Эти преимущества особенно важны в условиях большой засоленности сырой воды, поступающей на химводоочистку, и большого невозврата конденсата пара от промышленных потребителей из-за загрязнений при смешении и потерь через неплотности теплообменных генераторов и при транспорте.

Исходя из выше сказанного и принимая во внимание пункт «1.1. Выбор типа устанавливаемого турбоагрегата» см. раздел «1. Выбор и тепловой расчет паровой турбины», выбираем тип парогенератора БКЗ-75-39-440 ФБ и количеством 3, с учетом установки одного резервного.

2.2 Описание и тепловой расчет предтопка для котлоагрегата БКЗ-75-39-440 ФБ

Так как на проектируемой ТЭЦ устанавливаются паровые котлы марки БКЗ-75-39-440 ФБ, предназначенные для сжигания фрезерного торфа и бурых углей, но реконструированные и переведенные на сжигание природного газа и мазута, то для сжигания лигнина в данном котлоагрегате устанавливаем специальную топку (предтопок), предварительно вырезав одну из горелок.

Топка для сжигания лигнина предназначена для работы с водогрейными и паровыми котлами. Топливо в топку подается скребковым питателем. В топливе не должно быть загрязнений (примесей), таких как земля, песок, камни, металлы и др. Земля и песок снижают долговечность топки, вызывают повышенный износ механизмов подачи топлива и удаления золы, значительно повышают зольность, наросты на выходе из топки топочных газов.

Попадание камней или металлических частей в механизмы подачи топлива, привода колосниковой решетки или удаления золы ведет к поломке механизмов.

Пространство топки под колосниковой решеткой разделено на три зоны:

1. зона сушки (для влажного топлива);

2. зона предварительного горения и газификации;

3. зона окончательного сгорания и сбора золы.

Эта технология сжигания с использованием первичного, вторичного и третичного воздуха (потоков) позволяет получить генераторный процесс горения газа. В топке можно сжигать измельченное древесное топливо (щепа, опилки, кора), торф, лигнин 45-65% влажности.

1. Тепловой расчет предтопка начнем с определения расхода топлива для котла БКЗ-75-39 ФБ исходя из уравнения теплового баланса, кг/ч

(2.1)

где - паропроизводительность котлоагрегата, =75000 кг/ч,

([5], табл. 8.25, стр. 260);

- КПД котлоагрегата, =81%, ([5], табл. 8.25, стр. 260);

- низшая теплота сгорания топлива, =1567 ккал/кг [6565,7 кДж/кг], (Справка о качестве топлива);

- количества тепла, сообщенное в котле питательной воде при превращении ее в пар, отнесенное к 1 кг произведенного пара:

(2.2)

где , , - соответственно энтальпии перегретого пара, питательной и котловой воды, =3315 кДж/кг, =614 кДж/кг, =1110,8 кДж/кг;

- процент непрерывной продувки, =3% ([6], стр. 49).

кДж/кг (2.3)

кг/ч.

Примем ориентировочное значение температуры уходящих газов за котлом 180 °C по рекомендации ([7], табл. 1.34, стр. 69).

2. Определим величину топочного объема по формуле

 (2.4)

где - тепловое напряжение топочного пространства,

=350·103 ккал/м3·ч [407,05 Вт/м3], ([6], табл. 7-1, стр. 74).

м3.

3. Определим площадь колосниковой решетки (зеркала горения) по формуле

(2.5)

где - тепловое напряжение площади колосниковой решетки (зеркала горения), =4000·103 ккал/м2·ч [4652 Вт/м2], ([6], табл. 7-1, стр. 74).

м2.

4. Температура выходящих продуктов горения из предтопка 1000 °C (Паспорт и инструкция по эксплуатации топки DG).

5. Исходные данные для теплового расчета предтопка приведены в таблице 2.3.1.

Таблица 2.2.1 Исходные данные

Наименование	Обозначение	Размерность	Расчётная формула, способ определения	Величина
Производительность	D	т/час	Задано	75
Давление пара в барабане	Pб	МПа	- « -	4,4
Давление пара за задвижкой	Р	- « -	- « -	4,0
Температура питательной воды	tпв	°C	Тех.характеристика котла	104
Теплосодержание питательной воды	hпв	- « -	По Н-? табл.	104,3
Температура насыщения	tкип	?С	Тех.характеристика котла	255
Теплосодержание	hкип	кДж/кг	По Н-? табл.	1110
Теплосодержание насыщенного пара	hнп	- « -	- « -	2803,2
Температура перегретого пара	tпп	?С	Задано	440
Теплосодержание	hпп	кДж/кг	По Н-? табл.	3314,01
Удельный объём нас.пара	V”	м?/кг	- « -	0,05
Удельный объём перегретого пара	Vпп	- « -	- « -	0,0787
Температура холодного воздуха	tхв	?С	Задано	30
Топливо			Задано	лигнин

Таблица 2.2.2

Характеристики продуктов сгорания в поверхностях нагрева

Наименование	Газоходы
	Размерность	Предтопок	Топка, фестон	I ст. пароперегревателя	Конвективные пучки	I I ст. водяного экономайзера	Воздухоподогрева тель	I ст. водяного экономайзера	Золоуловитель
Коэффициент избытка воздуха, ?	-	1,3	1,4	1,45	1,5	1,55	1,57	1,62	1,64
Присосы воздуха, ??	-	0,1	0,05	0,05	0,05	0,02	0,05	0,02	0,1
Коэфф. избытка воздуха в конце газохода, ?К	-	1,4	1,45	1,5	1,55	1,57	1,62	1,64	1,74

Таблица 2.2.3 Энтальпия воздуха и продуктов сгорания

? 0C	Hв 0 Ккал/кг	Hг0 Ккал/кг	H= Hг0+ Hв0*( ?-1),ккал/кг ?=1,3
100	35,076	72,4	10,52
200	70,596	146,52	21,18
300	106,782	223,06	32,035
400	143,634	302,08	43,09
500	181,374	383,365	54,41
600	219,78	466,253	65,934
700	259,74	552,17	77,922
800	299,7	641,16	89,91
900	339,66	731,28	101,9
1000	380,73	824,58	114,22

Таблица 2.2.4 Тепловой баланс котлоагрегата

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Величина
1	2	3	4	5
Температура воздуха на входе в I ступень воздухоподогревателя	t'хв	?С	Принимаем	30
Теплосодержание теоретически необходимого количества воздуха	hхв	кДж/м3	H-v табл.	185
Низкая теплота сгорания топлива	Qнс	кДж/кг	Экспертиза	6561,03
Температура уходящих газов	?ух	?С	Задано	180
Энтальпия уходящих газов	hух	кДж/кг	H-v табл.	761,42
Коэффициент избытка воздуха в уходящих газах	?ух	-	Задано	1,74
Потеря тепла с уходящими газами	q2	%	(hух- ?ух* hхв)*(100-q4)/ Qнр	8,522
Потеря тепла с химическим недожогом	q3	%	([6], табл. 7-1, стр. 74)	3
Потеря тепла с механическим недожогом	q4	%	- « -	3
Потеря тепла в окружающую среду	q5	%	([6], рис. 5-1, стр. 51)	0,8
Потеря с физическим теплом шлака	q6	%	([6], стр. 51-52)	0
Сумма тепловых потерь	?q	%	q2+ q3+ q4+ q5+ q6	15,322
Коэффициент полезного действия котлоагрегата брутто	?кабр	%	100-?q	84,68
Коэффициент сохранения тепла	?	-	1- q5/( ?кабр+ q5)	0,992
Паропроизводительность тепла	D	т/ч	Исходные данные	75
Теплосодержание перегретого пара	hпп	кДж/кг	- « -	3314,01
Полезно использованное тепло	Qка	кДж/кг	ф. 2.2	2714,26
Полезный расход топлива	Вк	кг/ч	Qка*D/ (Qрр* ?кабр)	36640,32
Расчётный расход топлива	Вр	- « -	(100- q4)/100* Вк	35541,11

6. Тепловой расчет обмуровки предтопка выполним по рекомендации ([8], п. 23-4, стр. 277).

Целью теплового расчета обмуровки является определение температурных условий работы материалов обмуровки, а толщины ее огнеупорных и теплоизолирующих слоев при заданных тепловых потерях в окружающую среду.

Температура на внутренней поверхности обмуровки, защищенной экраном, определяется из условий лучистого теплообмена между поверхностями обмуровки и газами высокой температуры.

Тепловой поток в окружающую среду при данной температуре внутренней поверхности многослойной обмуровки определяется по формуле:

(2.6)

где , , - температуры внутренней поверхности обмуровки, наружной поверхности и окружающего обмуровку воздуха, =1000 °C (Паспорт и инструкция по эксплуатации топки DG), =45 °C и =25 °C ([8], стр. 277);

- коэфф. теплоотдачи от наружной поверхности обмуровки к окружающей среде, Вт/(м2·К):

(2.7)

Вт/(м2·К);

- суммарное тепловое сопротивление обмуровки, м2·К/Вт.

Тогда тепловой поток равен

Вт/м2.

Тогда необходимое термическое сопротивление обмуровки можно определить по формуле

м2·К/Вт. (2.8)

Принимаем, что обмуровка состоит из двух слоев:

- огнеупорного;

- теплоизоляционного.

С другой стороны термическое сопротивление обмуровки равно

(2.9)

где , - толщины слоев обмуровки, м;

, - коэфф. теплопроводности материалов, Вт/м·К.

Термоизоляцию обмуровки предтопка выполняем из двух слоев:

1. Слой из шамотного легковесного кирпича толщиной 250 мм (0,25 м) с =0,2326 Вт/м·К ([10], табл. 2-2, стр. 20);

2. Плиты перлитовые на керамической связке толщиной 350 мм (0,35 м) с =0,087 Вт/м·К ([10], табл. 2-2, стр. 20).

Проверяем подходит ли данный материал в качестве термоизоляционного:

м2·К/Вт.

Выбранные материалы полностью удовлетворяют условиям техники безопасности, согласно которым °C.

2.3 Тепловой расчет котлоагрегата БКЗ-75-39-440ФБ

Таблица 2.3.1 Расчет топки

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Величина
1	2	3	4	5
Коэффициент избытка воздуха в топке	?т	-	Задано	1,4
Присос воздуха в топку	??т	-	Задано	0,05
Располагаемое тепло топлива	Qнр	кДж/кг	Из расчёта теплового баланса	6561,03
Теплосодержание холодного воздуха	hхв	кДж/нм3	По Н-? табл.	185
Потеря тепла с химическим недожогом	q3	%	Задано	3
Потеря тепла от механического недожога	4	%	Задано	3
Полезное тепловыделение в топке	Qт	кДж/кг	Qнр ·(100- q3-q4)/(100- q4)+ ??т· hхв	6360,05
Коэффициент	М	-	Рекомендации УООГРЭС	0,5
Температура газов на выходе из топки	?"т	?С	Принимается	800
Теплосодержание газов	h"т	кДж/нм3	По Н-? табл.	3061
Коэфф. тепловой эффективности экранов	?	-	х·?	0,528
Угловой коэфф.	х	-	([11], рис. 5.3, стр. 57)	0,88
Коэфф. снижения тепловосприятия	?	-	([11], табл. 5-1, стр. 62)	0,6
Коэффициент ослабления лучей трёхатомными газами	кг	1/(м·МПа)	([11], рис. 5.4, стр. 63)	4,566
Коэффициент ослабления лучей частицами летучей золы	кзл	1/(м·МПа)	([11], рис. 5.5, стр. 64)	0,055
Коэффициент ослабления лучей частицами кокса	кк	1/(м·МПа)	([11], стр. 64)	0,5
Эффективная толщина излучающего слоя	s	м	3,6·VT/FСТ	5,5216
Оптическая толщина несветящегося пламени	крs	-	к·р·s	2,5
Концентрация золовых частиц в продуктах сгорания	?ЗЛ	г/м3	([11], ф. 3.18, стр. 40)	33,17
Коэффициент ослабления лучей	к	1/(м·МПа)	кг·rП+ кзл · ?ЗЛ+ кк	4,53
Степень черноты продуктов сгорания	а	-	([11], рис. 5.6, стр. 64)	0,92
Степень черноты топочной камеры	ат	-	([11], ф. 5.22, стр. 66)	1,048
Температура газов на выходе из топки	?"т	?С	([11], рис. 5.7, стр. 68)	860
Теоретическая температура горения	?а	?С	([11], рис. 5.7, стр. 68)	1220
Полная поверхность стен топки	Fст	м2	Конструкция	296
Теплонапряжение экранов	BQ/F	кВт/м2	Вр· Qт/ Fст	221,7
Удельная нагрузка топочного объема	qл	кВт/м3	Вр· Qл/ VT	140

Таблица 2.3.2 Фестон

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Величина
1	2	3	4	5
Расположение труб	-	-	Конструкция	шахматн.
Полная поверхность нагрева	H	м2	- « -	62
Диаметр труб	d	мм	- « -	60
Шаги труб	S1/S2	мм/мм	- « -	300/250
Число рядов труб по ходу газов	Z2	шт	- « -	4
Живое сечение для прохода газов	Fг	м2	- « -	21,5
Эффективная толщина излучающего слоя	S	м	0,9*d*(4/?*S1*S2/ d2-1)	1,379
Температура газов перед фестоном	?'	?С	Из расчёта топки	860
Энтальпия	h'	кДж/ кг	По Н-? табл.	3317,51
Тепловосприятие фестона по балансу	Qб	кДж/ кг	?·( h"- h')	254,15
Энтальпия газов за фестоном	h"	кДж/ кг	h'- Qб/?	3061
Температура	?"	?С	([11], рис. 6.5, стр. 81)	788
Температура пароводяной смеси	t	?С	Исходные данные	255
Средняя скорость газов	wг	м/с	Вр*Vг*(?+273)/(3600*Fг*273)	4,65
Средняя температура газов	?	?С	(?'+?")/2	830
Объёмная доля водяных паров	rH2O	-	Табл.	0,0961
Объёмная доля трёхатомных газов и водяных паров	rn	-	- « -	0,4823
Объём газов на 1кг топлива	Vг	нм3/кг	- « -	2,553
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	?к	Вт/м2·К	47*0,9*1,05*1,15	51,08
Произведение	pns	1/(м*МПа)	p*rn*S	0,39
Коэффициент	кг	1/(м*МПа)	([11], рис. 5.4, стр. 63)	4,53
Суммарная оптическая толщина продуктов сгорания	кps	-	кг*rn*S	0,62514
Степень черноты продуктов сгорания	а	-	([11], рис. 5.6, стр. 64)	0,46
Коэффициент теплоотдачи излучением	?л	Вт/м2·К	а*?н*сг	88,32
Коэффициент тепловой эффективности	?	-	([11], табл. 6.1, стр. 79)	0,6
Коэффициент теплопередачи	к	Вт/м2·К	?*(?к+?л)	83,64
Температурный напор	?t	?С	([11], ф. 6.20, стр. 79)	575
Тепловосприятие фестона по теплообмену	Qт	кДж/ нм3	к*?t*H/ Вр	307,85

Таблица 2.3.3 Первая ступень пароперегревателя

Наименование	Обозна-чение	Размер-ность	Формула, способ определения	Вели-чина
1	2	3	4	5
Расположение труб				Сме-шанное
Диаметр труб	d1/d2	мм/мм	Конструкция	38/32
Шаги труб шахматного пучка	S1ш/S2ш	- « -	- « -	180/150
Шаги труб коридорного пучка	S1к/S2к	- « -	- « -	90/90
Средние шаги труб	S1ср/S2ср	- « -	- « -	113/105
Число рядов труб поверх-ности нагрева I ступени	Zш/Zк	шт	- « -	4/6
Поверхность нагрева	HI	м2	- « -	220
Сечение по газам	Fг	- « -	- « -	17,9
Сечение по пару	f	- « -	- « -	0,0587
Эффективная толщина излучающего слоя	S	м	0,9*d*(4/?*S1*S2/ d2-1)	0,357
Лучевоспринимающая поверхность фестона	Hлп	м2	Конструкция	23,6
Температура газов на входе	?'	?С	Из расчёта фестона	788
Энтальпия	Н'	кДж/ кг	- « -	3010,25
Тепловосприятие ступени	Qб	кДж/ кг	([11], ф. 6.23, стр. 83)	452,04
Энтальпия газов на выходе	H"	кДж/ кг	Н'-(Qб-Qл)/ ? +??*hхв	2556,22
Температура газов на выходе	?"	?С	([11], рис. 6.5, стр. 81)	643
Энтальпия пара на выходе из ступени	h"	кДж/ нм3	hнп+Qб* Вр/ D	3099,71
Температура	t"	?С	(h-s диаграмма)	352
Средняя температура газов	?	?С	(?'+?")/2	715,5
Объём газов на 1кг топлива	Vг	нм3/кг	Таблица объёмов	2,666
Объёмная доля водяных паров	rH2O	-	Таблица объёмов	0,3705
Объёмная доля трёхатомных газов и водяных паров	rn	-	Таблица объёмов	0,4625
Средняя скорость газов в I ступени пароперегревателя	wг	м/с	Вр*Vг*(?+273)/(3600*Fг*273)	5,324
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	?к	Вт/м2·К	([11], ф. 6.10, стр. 73)	70,67
Средний удельный объём пара	?п	м3/кг	(h-s диаграмма)	0,07
Средняя скорость пара	wп	м/с	D*?п/3600* f	24,84
Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару	?2	Вт/м2·К	([11], рис. 6.8, стр. 85)	1400
Произведение	pns	м*МПа	p*rn*S	0,01651
Коэффициент	кг	1/(м*МПа)	([11], рис. 5.4, стр. 63)	20
Суммарная оптическая толщина продуктов сгорания	кps	-	кг*rn*p*S	0,4
Степень черноты продуктов сгорания	а	-	([11], рис. 5.6, стр. 64)	0,33
Коэффициент теплоотдачи излучением	?л	Вт/м2·К	а*?н*сг	41,91
Коэффициент тепловой эффективности	?	-	([11], табл. 6.1, стр. 79)	0,6
Температура стенки	t3	?С	t+( ?+1/?2)*Вр/ H*(Q+Qл)	451,84
Коэффициент теплопередачи	К	Вт/м2·К	?·?1/(1+?1/?2)	62,52
Больший температурный напор	?tб	?С	?'- t"	436
Меньший температурный напор	?tм	?С	?"- t'	425
Коэфф. перехода от противоточной схемы к смешанной	?	-	([11], рис. 6.7, стр.83)	0,96
Температурный напор при противотоке	?tпрт	?С	(?tб-?tм)/2,3*lg(?tб/ ?tм)	431
Температурный напор	?t	?С	?* ?tпрт	413,76
Тепловосприятие ступени по теплообмену	Qт	кДж/кг	к*?t*H/ Вр	611,78

Таблица 2.3.4 Вторая ступень пароперегревателя

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула, способ определения	Величина
1	2	3	4	5
Расположение труб				Коридорное
Диаметр труб	d1/d2	мм/мм	Конструкция	38/32
Шаги труб	S1/S2	мм/мм	- « -	90/80
Число труб по ходу газов	Z	шт	- « -	16
Поверхность нагрева	H	м2	- « -	350
Сечение по газам	Fг	м2	- « -	11,1
Сечение по пару	f	м2	- « -	0,0587
Температура газов на входе	?'	?С	Из расчёта I-й ступени	643
Энтальпия	Н'	кДж/ кг	Из расчёта I-й ступени	2556,22
Теплосодержание пара на выходе	h"	кДж/ нм3	([11], ф. 6.39, стр. 87)	3097,2
Съём тепла в пароохладителе	?hпо	кДж/ нм3	([11], стр. 83)	70
Тепловосприятие ступени по балансу	Qпе	кДж/ нм3	(h"-h')* D/ Вр+?hпо*D/Вр	457,22
Энтальпия газов на выходе из ступени	H"	кДж/кг	Н'-(Qб-Qл)/?+??*hхв	1940,65
Температура газов на выходе из ступени	?"	?С	По Н-? табл.	526,8
Средняя температура газов	?	?С	(?'+?")/2	755
Коэффициент теплопередачи	к	Вт/м2·К	?*(?к+?л)*?2/(?к+?л+?2)	62,52
Коэффициент перехода от противоточной схемы к смешанной	?	-	([11], рис. 6.7, стр.83)	0,97
Больший температурный напор	?tб	?С	?'- t"	211,8
Меньший температурный напор	?tм	?С	?"- t'	203
Температурный напор при противотоке	?tпрт	?С	(?tб-?tм)/2,3*lg(?tб/ ?tм)	207,6
Температурный напор	?t	?С	?* ?tпрт	201,3
Тепловосприятие ступени по теплообмену	Qт	кДж/нм3	к*?t*H/ Вр	454,58
Сравнение тепловосприятий пароперегревателя	?Q	%	(Qт- Qпе)·100%/ Qт	0,62

Таблица 2.3.5 Вторая ступень экономайзера

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула, способ определения	Величина
1	2	3	4	5
Диаметр труб	d	мм	Конструкция	32х3
Шаги труб	S1/S2	мм/мм	- « -	100/55
Сечение для прохода газов	Fг	м2	- « -	9,07
Число рядов труб по ходу газов	Z	шт	- « -	21
Энтальпия газов на входе во II ступень экономайзера	Н'	кДж/кг	H"+Qб/?- ??*hхв	1940,65
Температура	?'	?С	Из расчёта ПП	526,8
Температура газов на выходе	?"	?С	- « -	375
Энтальпия газов на выходе	H"	кДж/кг	Н'-(Qб-Qл)/?+??*hхв	1350,94
Тепловосприятие ступени по балансу	Qб	кДж/кг	([11], ф. 6.48, стр. 89)	585,16
Температура воды на входе	t'	?С	Из теплового баланса топки	124
Температура воды на выходе	t"	?С	Из теплового баланса экономайзера	187
Средняя температура газов	?	- « -	(?'+?")/2	450,9
Температура загрязнённой стенки	t3	- « -	t+?t	215,5
Объём газов на 1 кг топлива	Vг	нм3/кг	Таблица объёмов	2,7334
Объёмная доля водяных паров	rH2O	-	- « -	0,362
Объёмная доля трёхатомных газов и водяных паров	rn	-	- « -	0,4518
Средняя скорость газов	wг	м/с	Вр*Vг*(?+273)/(3600*Fг*273)	7,74
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	?к	Вт/м2·К	([11], ф. 6.10, стр. 73)	102,69
Эффективная толщина излучающего слоя	S	м	0,9*d*(4/?*S1*S2/ d2-1)	0,168
Коэффициент	кг	1/ (м·МПа)	([11], рис. 5.4, стр. 63)	14,1
Суммарная оптическая толщина продуктов сгорания	кps	1/ (м·МПа)	кг*rn*p*S	0,15
Коэффициент теплоотда-чи излучением	?л	Вт/м2·К	?н*а	5,6
Коэффициент теплоотда-чи излучением	а	-	([11], рис. 5.6, стр. 64)	0,14
Коэффициент тепловой эффективности	?	-	([11], табл. 6.1, стр. 80)	0,7
Коэффициент теплопере-дачи	к	Вт/м2·К	?*(?к+?л)	97,461
Температурный напор на входе	?tб	?С	?'- t"	339,8
Температурный напор на выходе	?tм	?С	?"- t'	251
Температурный напор ср.	?t	С	(?tб-?tм)/2,3*lg(?tб/ ?tм)	293,5
Площадь поверхности нагрева	HЭК	м2	(103· Qб·Вр)/(К·?t)	198,22

Таблица 2.3.6 Воздухоподогреватель

Наименование	Обозначение	Размер-ость	Формула, способ определения	Величина
1	2	3	4	5
Диаметр труб	d	мм	Конструкция	40х1,5
Относительные шаги	S1/d	мм/мм	- « -	1,5
- « -	S2/d	мм/мм	- « -	1,05
Число рядов по ходу воздуха	Z2	шт	- « -	48
Живое сечение по газам	Fг	м2	- « -	5,46
Живое сечение по воздуху	fв	- « -	- « -	6,1
Температура газов на входе в ступень	?'	?С	Из расчёта экономайзера.	375
Энтальпия газов на входе в ступень	Н'	кДж/кг	Из расчёта экономайзера.	1350,94
Энтальпия газов на выходе из ступени	H"	кДж/кг	([11], ф. 6.66, стр. 95)	946,7
Температура газов на выходе из ступени	?"	?С	По Н-? табл.	266,8
Тепловосприятие воздуха ступени	Qвп	кДж/кг	([11], ф. 6.64, стр. 95)	402,71
Температура воздуха на входе	tв'	?С	Задано	30
Энтальпия воздуха на входе	Нв'	кДж/нм3	- « -	44,178
Температура воздуха на выходе из ступени	tв"	?С	([6], табл. 7-1, стр. 74)	220
Энтальпия воздуха на выходе из ступени	Нв"	кДж/нм3	Нв'- Qб/?	326,78
Отношение количества воздуха на выходе из ступени к необходимому	?вп	-	Воздушный баланс	1,4
Присосы воздуха в ступени	??	-	- « -	0,05
Средняя температура воздуха	t	?С	(tв'+tв")/2	125
Ср. температура газов	?	?С	(?'+?")/2	320,9
Скорость газов	wг	м/с	Вр*Vг*(?+273)/(3600*Fг*273)	10,9
Объём газов на 1 нм3 топлива	Vг	нм3/нм3	Таблица объёмов	2,8236
Скорость воздуха	wв	м/с	Вр*V0(tв +273)/(3600* Fв *273)	3,6
Коэффициент теплоотдачи от газов	?1	Вт/м2·К	[11, Номограм.14]	78,12
Коэффициент теплоотдачи к воздуху	?2	Вт/м2·К	[11, Номограм.13]	49,9
Коэффициент теплопередачи	к	Вт/м2·К	?·(?1·?2)/(?1+?2)	24,36
Параметр Р	Р	-	?tм/(?'- t)	0,36
Параметр R	R	-	?tБ/?tм	1,89
Температурный напор противотока	?tпр	?С	([11], ф. 6.20, стр. 79)	175,2
Коэффициент	?	-	([11], рис. 6.10, стр. 96)	0,9
Температурный напор	?t	?С	?tпр*?	157,7
Площадь поверхности нагрева	НВП	м2	(103· Qвп·Вр)/(К·?t)	915

Таблица 2.3.7 Первая ступень экономайзера

Наименование	Обозначение	Размерность	Формула, способ определения	Величина
1	2	3	4	5
Диаметр труб	d	мм	Конструкция	32х3
Расположение труб			- « -	Шахматное
Относительные шаги	S1/d	мм/мм	- « -	2,5
- « -	S2/d	мм/мм	- « -	1,72
Число рядов по ходу воздуха	Z2	шт	- « -	36
Живое сечение по газам	Fг	- « -	- « -	6,9
Температура воды на входе	t'	?С	Принимаем	104
Температура газов на выходе из ступени	?"	?С	([7], табл. 1.34, стр. 69)	180
Энтальпия газов на выходе из ступени	H"	кДж/кг	Расчет топки	761,42
Тепловосприятие ступени по балансу	Qб	кДж/нм3	([11], ф. 6.48, стр. 89)	186,16
Энтальпия газов на входе в ступень	Н'	кДж/нм3	H"+Qб/?-??*hхв	946,7
Температура газов на входе в ступень	?'	?С	По расчету ВП	266,8
Температура воды на выходе	t"	?С	([11], ф. 6.49, стр. 90)	124
Средняя температура газов	?	- « -	(?'+?")/2	223,4
Объёмная доля водяных паров	rH2O	-	Таблица объёмов	0,34
Объёмная доля трёхатомных газов и водяных паров	rn	-	- « -	0,421
Объём газов на 1 кг топлива	Vг	нм3/кг	- « -	2,936
Скорость газов	wг	м/с	Вр*Vг*(?+273)/(3600*Fг*273)	7,5
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	?к	Вт/м2·К	([11], ф. 6.10, стр. 73)	99,36
Коэффициент теплоотдачи от газов	?1	Вт/м2·К	?· ?к	79,49
Коэффициент тепловой эффективности	?	-	([11], табл. 6.1, стр. 80)	0,9
Коэффициент теплоотда-чи излучением	?л	Вт/м2·К	?н*а	0
Коэффициент теплопере-дачи	к	Вт/м2·К	?*(?к+?л)	71,54
Температурный напор на входе	?tб	?С	?'- t"	142,8
Температурный напор на выходе	?tм	?С	?"- t'	76
Температурный напор средний	?t	?С	(?tб-?tм)/2,3*lg(?tб/ ?tм)	106
Площадь поверхности нагрева	HЭК	м2	(103· Qб·Вр)/(К·?t)	238

Определим неувязку теплового баланса, кДж/кг

(2.10)

где , , , - количества теплоты, воспринятые лучевоспринимающими поверхностями топки, котельными пучками, пароперегревателем и экономайзером:

кДж/кг (2.11)

где - =0,992 (расчет топки);

=3317,51 кДж/кг при tух.г=860 °C;

=6774,1 кДж/кг (расчет топки).

=307,85 кДж/кг (расчет фестона);

=611,78+454,58=1066,36 кДж/кг (расчет двух ступеней пароперегревателя);

=585,16 кДж/кг (расчет второй ступени экономайзера).

кДж/кг

%, (2.12)

При правильном расчете невязка не должна превышать 0,5%, следовательно, расчет выполнен верно.

3. Аэродинамический расчёт котлоагрегата БКЗ-75-39-440 ФБ

Таблица 3.1 Исходные данные к аэродинамическому расчёту

Наименование	Обозначение	Размерность	Фестон	I ступень пароперегревателя	II ступень пароперегревателя	Поворотный газоход	II ступень водяного экономайзера	в/подогр.	I ступень водяного экономайзера	I ст. в/подогр.	За экономайзером
								Газы	Воздух		Газы	Воздух
Средняя температ. газов	tr	°C	824	715,5	584,9	518	450,9	321	120	223,4	0	0	180
Средняя скорость потока	W	м/сек	4,65	5,324	6,35	7,74	7,74	10,9	3,6	7,5	0	0
Диаметр труб со стороны потока	d	мм	60	38	38	-	32	31	40	32	0	0
Располож. труб относительно потока	-	-	Шах-матное	Смеша-нное	Кори-дорное	-	Шах-матное	Про-дольное	Шах-матное	Шах-матное	-	-
Число труб по ходу потока	n	шт	4	nш=4 Nк=6	12	-	21	l=2,6	48	36	0	0
Шаги труб	S1	мм	300	S1ш=180 S1к=90	90	-	100	-	60	80	0	0
	S2	мм	250	S1ш=180 S1к=90	80	-	55	-	42	55	0	0
Отношение поперечного шага к диаметру	S1/d	-	5,0	4,74 2,36	2,37	-	3,13	-	1,5	2,5	0	0
Отношение продольного шага к диаметру	S2/d	-	4,17	3,95 2,36	2,1	-	1,72	-	1,05	1,72	0	0
Параметр	S1-d S2-d	-	-	1,0	1,24	-	-	-	-	-	0

Таблица 3.2 Расчет тяги

А. Сопротивление газового тракта от топки до выхода газов из воздухоподогревателя
Наименование	Обозн.	Разм.	Формула	Величина
1	2	3	4	5
I. Сопротивление фестона
Поправочний коэффициент при шахматном расположении.	CsCd	-	([9], График 6)	0,84·1=0,84
Сопротивление одного ряда.	?hгр	Па	-	0,28·9,81=2,75
Полное сопротивление фестона.	?hI	Па	CsCd ?hгр·(n+1)	0,84·0,28·9,81·(4+1)=11,77
II. Сопротивление пароперегревателя
Первая ступень пароперегревателя
Сопротивление одного ряда.	?hшгр	Па	([9], График 6)	0,364·9,81=3,57
Динамический напор.	Hg	Па	([9], График 4)	0,85·9,81=8,34
Поправочные коэффициенты при коридорном расположении;	Gs ?гр	--	([9], График 5)	0,52 0,555
при шахматном расположении.	CsCd	-	([9], График 6)	1·0,95=0,95
Сопротивление I ступени пароперегревателя	?hI	Па	CsCd?hшгр(Пш+1)+ Cs?грHgПк	3,2·9,81=31,4
Вторая ступень пароперегревателя
Динамический напор.	Hg	Па	([9], График 4)	1,9·9,81=18,64
Коэффициент сопротивления при коридорном расположении;	?	-	CsCre ?гр n	0,34·1,16·0,5·8=1,58
Сопротивление II ступени пароперегревателя	?h2	Па	? Hg	1,58·1,9·9,81=29,43
Поворот на 90° за пароперегревателем
Секундный объем газов	Vсек	м3/сек
Средняя скорость газов	Wср	м/сек
Динамич. напор	Hg	Па	([9], График 4)	2,3·9,81=22,56
Коэффициент сопротивления поворота	?	-	([9], стр. 18)	1,0
Сопротивление поворота	?h3	Па	??h3	1·2,3·9,81=22,56
Общее сопротивление пароперегревателя с поправкой на эксплуатационные условия (к=1,2)	?hII	Па	(?h1+?h2)·k+ ?h3	((3,2+3,0)·1,2+2,3)· ·9,81=95,16
III. Сопротивление II ступени водяного экономайзера
Сопротивление одного ряда	?hгр	Па	([9], График 6)	0,88·9,81=8,63
Поправочные коэффициенты при шахматном расположении	CsCd	-	-	1·1=1
Сопротивление II ступени водяного экономайзера с поправкой на эксплуатационные условия (к=1,2)	?hIII	Па	CsCd?hгр(n+1)·k	1·0,88(21+1)·1,2·9,81=227,6
IV. Воздухоподогреватель Сопротивление входа и выхода
Отношение сечений	-	-	F2/F1=F2F3	5,46/13,2=0,414
Коэффициент сопротивления входа и выхода	?	-	?вх+?вых	0,3+0,38=0,68
Средняя скорость газов	Wср	м/сек	U3тепл.расш	15,6
Динамический напор	Hg	Па	([9], График 4)	6,0·9,81=58,86
Сопротивление входа и выхода	?hI	-	?· Hg	0,68·6,0·9,81=40,22
Сопротивление трения
Удельное сопротивление трения	?hгр	Па/м	([9], График 3)	6,25·9,81=61,31
Поправочный коэффициент на шероховатость	Сф	-	-	1,01
Сопротивление трения II ступени воздухоподогревателя	?h2	Па	?hгрСфl	6,25·1,01·2,6·9,81=160,88
Общее сопротивление II ступени воздухоподогревателя с поправкой на эксплуатационные условия (к=1,1)	?hIV	Па	(?hI+ ?h2)к	(4,1+16,4) ·1,1·9,81=221,7
V. I ступень водяного экономайзера
Сопротивление одного ряда	?hгр	Па	([9], График 6)	0,98·9,81=9,61
Поправочные коэффициенты при шахматном расположении	CsCd	-	-	1·1=1
Сопротивление I ступени водяного экономайзера с поправкой на эксплуатационные условия	?hV	Па	?hгрCsCd(n-1)к	0,98·1(16+1)·2·1,2·9,81=438,5
VII. Самотяга в опускном газоходе
Высота газохода	Н	м	По чертежу	20
Самотяга на 1м высоты	?h1с	Па/м	([9], График 22)	0,73·9,81=7,16
Самотяга в опускном газоходе	?hс	Па	?hс`H	0,73·20·9,81=136,36
Разряжение в топке	?hТ	-	Принято	2·9,81=19,62
Общее сопротивление котла с учетом самотяги и разряжения в топке	?hА	Па	?(?h1-VI)?j- ?hVII+?hr	1780
Сопротивление газового тракта за котлом. Б. Сопротивление газового тракта от выхода из экономайзера до золоуловителя
Температура уходящих газов	tср	°С	([7], табл. 1.34, стр.69)	180
Секундный объем газов за котлом	Vсек	м3/сек
Резкий поворот на 90° с изменением сечения
Сечения	F1	м2	a1·b1	1,79·3,15=5,65
	F2	-	a2b2	0,85·3,15=2,68
Скорость газов	W2	м/сек	Vсек/2F2	54,2/(2·2,68)=10,1
Коэффициент сопротивления	?	-	K?·?·B·C	0,61·1·1=0,61
Сопротивление поворота	?h1	Па	?·Hg	0,61·4,2·9,81=25,5
Плавный поворот на 57°
Сечение	F	м2	a·b	0,85·3,15·2=5,36
Скорость газов	W	м/сек	Vсек/F	54,2/5,36=10,1
Коэффициент сопротивления	?	-	0,3?/90	0,3·51/90=0,19
Сопротивление поворота	?h2	Па	?·Hg	0,19·4,2·9,81=7,848
Изменение сечения (?=42°конфузор)
Сечения	F1	м2	a1·b1	0,85·3,15=2,68
	F2	-	a2b2	1,5·1,000=1,5
Скорость газов	W2	м/сек	Vсек/2F2	54,2/(2·1,5)=18,1
Коэффициент сопротивления	?	-	([9], График 7)	0,1
Динамический напор	Hg	Па	([9], График 4)	13,4·9,81=131,45
Сопротивление изменения сечения	?h3	-	?·Hg	0,1·13,4·9,81=12,75
Плавный поворот на 65° с изменением сечения
Сечения	F1	м2	a1·b1	1,5·1,000=1,5
	F2	-	a2b2	2,15·1,075=2,32
Скорость газов	W1	м/сек	Vсек/F1	54,2/(2·1,5)=18,1
Коэффициент сопротивления	?	-	([9], График 15)	0,7·0,81·1,1=0,62
Динамический напор	Hg	Па	([9], График 4)	13,4·9,81=131,45
Сопротивление поворота	?h2	Па	?·Hg	0,6·13,4·9,81=82,4
Общее сопротивление тракта от в/подогреват. до золоуловителя	?hв	-	??h??	13,2·0,96·9,81=124,6
Плавный поворот на 90°
Сечение	F	м2	2a·b	2·1,5·1,2=3,6
Скорость газов	W	м/сек	Vсек/F	49/3,6=13,6
Коэффициент сопротивления	?	-	-	0,3
Сопротивление поворота	?h1	Па	?·Hg	0,3·9,4·9,81=27,47
Резкий поворот на 15°
Сечение	F	м2	a·b	1,5·1,2=1,8
Скорость газов	W	м/сек	Vсек/F	49/3,6·2=13,6
Коэффициент сопротивления	?	-	1,4ВС	1,4·0,07=0,1
Сопротивление поворота	?h2	Па	?·Hg	0,1·9,4·9,81=8,83
Резкий поворот на 15°
Сечение	F	м2	a·b	2,1·0,9=1,89
Скорость газов	W	м/сек	Vсек/F	49/1,89·2=12,9
Коэффициент сопротивления	?	-	1,4ВС	1,4·0,07=0,1
Динамический напор	Hg	Па	([9], График 4)	7,7·9,81=75,54
Сопротивление поворота	?h3	Па	?·Hg	0,1·7,7·9,81=7,848
Плавный поворот на 45°
Сечение	F	м2	a·b	2,1·0,9=1,89
Сопротивление поворота	?h4	Па	?·Hg	0,15·7,7·9,81=11,77
Общее сопротивление тракта от золоуловителя до дымососа	?hr	-	??h1-4??	5,7·0,955·9,81=52,97
В. Золоуловитель
Сечение подводящих патрубков к сборному коробу золоуловителя	Fподв	м2	-	10,0·1,2=12,0
Сечение короба продольное	Fк	м2	-	17,0·1,2=20,4
Сечение отводящих патрубков	Fотв	м2	-	4·1,2·1,51=7,32
Коэфф. сопротивления выхода при Fподв/ Fк=0,59	?вых	-	([9], График 8)	0,2
Коэфф. сопротивления входа при Fотв / Fк=0,36	?вх	-	([9], График 8)	0,32
Приведенный коэфф. сопротивления выхода	?вых/	-	?вых(Fотв/ Fподв)2	0,2·(7,32/12,0)2=0,07
Коэфф. сопротивления колена 90° с закругленными кромками перед входом в золоуловитель	?пов	-	([9], п. 2-43, стр. 23)	0,3
Скорость в газопроводе	?	м/сек	Vсек/ Fотв
Сопротивление участка	?hуч	Па	??·hд	(0,32+0,07+0,3)·8,1·9,81=55
Сопротивление собственно электрофильтров1	?hэф	Па	([9], п. 2-48, стр. 24)	15
Количество элементов б.ц.	n	-	([9], табл. 4	256·2=512
Расчетное сечение всех элементов O250 мм	F0	м2	0,05·n	0,05·512=25,6
Расчетная скорость	?0	м/сек	Vсек/ F0
Коэфф. сопротивления циклонов	?л	-	([9], п. 2-50, стр. 24)	90
Сопротивление циклонов	?hц	Па	?л·hд	90·0,68·9,81=600,37
Суммарное сопротивление золоуловителя	??hзу	Па	?hэф+ ?hц	(15+61,2)·9,81=747,52
1 Установлен двухступенчатый комбинированный золоуловитель ДВП-2*16,5-бц. (Выбор электрофильтра приведен и обоснован в п. 4.4 раздела «Расчет и подбор вспомогательного оборудования для котлоагрегатов и турбоустановки»).

Подобные документы

• Расчет водогрейного котла

  Описание конструкции котлоагрегата, его поверочный тепловой и аэродинамический расчет. Определение объемов, энтальпий воздуха и продуктов сгорания. Расчет теплового баланса и расхода топлива. Расчет топочной камеры, разработка тепловой схемы котельной.
  
  курсовая работа [1,5 M], добавлен 07.01.2016
  

• Моделирование тепловой схемы ПГУ

  Краткое описание, принципиальная тепловая схема и основные энергетические характеристики паротурбинной установки. Моделирование котла-утилизатора и паровой конденсационной турбины К-55-90. Расчет тепловой схемы комбинированной энергетической установки.
  
  курсовая работа [900,4 K], добавлен 10.10.2013
  

• Проектирование котельного агрегата ДЕ-4-14ГМ

  Поверочный тепловой и аэродинамический расчет котельного агрегата и подбор вспомогательного оборудования. Расчет расхода топлива, тепловых потерь, КПД котлоагрегата, температуры и скорости газов по ходу их движения в зависимости от его параметров.
  
  дипломная работа [656,6 K], добавлен 30.10.2014
  

• Расчет котельной установки

  Выбор типа котла. Энтальпия продуктов сгорания и воздуха. Тепловой баланс котла. Тепловой расчет топки и радиационных поверхностей нагрева котла. Расчет конвективных поверхностей нагрева котла. Расчет тягодутьевой установки. Расчет дутьевого вентилятора.
  
  курсовая работа [542,4 K], добавлен 07.11.2014
  

• Компоновка и тепловой расчет парового котла БКЗ-320-140

  Выбор расчетных температур и способа шлакоудаления. Расчет энтальпий воздуха, объемов воздуха и продуктов сгорания. Расчет КПД парового котла и потерь в нем. Тепловой расчет поверхностей нагрева и топочной камеры. Определение неувязки котлоагрегата.
  
  курсовая работа [392,1 K], добавлен 13.02.2011
  

• Поверочный тепловой расчет топки парового котла

  Характеристика котла ТП-23, его конструкция, тепловой баланс. Расчет энтальпий воздуха и продуктов сгорания топлива. Тепловой баланс котельного агрегата и его коэффициент полезного действия. Расчет теплообмена в топке, поверочный тепловой расчёт фестона.
  
  курсовая работа [278,2 K], добавлен 15.04.2011
  

• Проект стационарного парового котла

  Паровой котел КЕ-25-14С с естественной циркуляцией, со слоевыми механическими топками, его предназначение для выработки насыщенного или перегретого пара. Характеристика котлоагрегата, расчет топлива. Предварительный и окончательный тепловой баланс.
  
  курсовая работа [2,7 M], добавлен 05.08.2012
  

• Тепловой расчет парогенератора ГМ-50-1

  Составление расчётно-технологической схемы трактов парового котла. Определение расчётного расхода топлива. Выбор схемы его сжигания. Конструкторский расчет пароперегревателя, экономайзера, воздухоподогревателя и сведение теплового баланса парогенератора.
  
  курсовая работа [316,3 K], добавлен 12.01.2011
  

• Поверочный тепловой расчет котлоагрегата

  Описание котлоагрегата до перевода на другой вид топлива. Характеристика принятых к установке горелок. Обоснование температуры уходящих газов. Расчет объемов воздуха и продуктов сгорания при сжигании двух видов топлива. Тепловой баланс и расход топлива.
  
  дипломная работа [3,3 M], добавлен 13.06.2015
  

• Расчет параметров парового котла

  Назначение, конструкция и рабочий процесс котла парового типа КЕ 4. Расчет объемов и энтальпий воздуха и продуктов сгорания. Тепловой баланс котла и расход топлива. Тепловой расчет топочной камеры, конвективного пучка, теплогенератора, экономайзера.
  
  курсовая работа [182,6 K], добавлен 28.08.2014
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам