Выбор типа углеразмольных мельниц и системы пылеприготовления

3.1 Для данной марки угля коэффициент размолоспособности, характеризующий прочностные характеристики топлива, равен k_ло=1, 65> 1, а выход летучих V^daf =12, 5 %. В соответствии с рекомендациями выберем среднеходную мельницу, которые из всех типов мельниц самые универсальные, однако по сравнению с другими мельницами они более металлоемкие, расходуют больше энергии на размол и пневмотранспорт пыли.

3.2 Для данного котла, наиболее приемлемо принять индивидуальную замкнутую схему пылеприготовления с промежуточным бункером, под разряжением. Так как эта схема чаще всего применяется с шаровыми барабанными мельницами [6, с. 20]. Эскиз системы пылеприготовления представлен на рисунке 1.

1- бункер сырого угля; 2 – весовой бункер; 3 – автовесы; 4 – питатель сырого угля; 5 – устройство для нисходящей сушки; 6 – клапан-мигалка; 7 – мельница; 8- сепаратор; 9 – мельничный вентилятор; 10 – короб первичного воздуха; 11- клапан присадки холодного воздуха; 12 – горелка основная; 13 – короб встречного воздуха; 14 – котел; 15 – газопровод топочных газов; 16 – воздухопровод горячего воздуха; 17 – воздухоподогреватель; 18 – дутьевой вентилятор; 19 – взрывной клапан; 20 – смесительная камера; 21 – течка сырого угля; 22 – циклон; 23 – атмосферный шнек; 24 – перекидной шибер; 25 – реверсивный шнек; 26 – бункер пыли; 27 – смеситель пыли с воздухом; 28 – измерительная шайба; 29 – трубопровод влагоотсоса; 30 – трубопровод циркуляции; 31 – отсекающий шибер; 32 – питатель пыли; 33 – горелка сбросная.

Рисунок 1 – Замкнутая схема пылеприготовления с промбункером, шаровыми барабанными мельницами и подачей пыли отработавшим сушильным агентом.

4 Составление тепловой схемы котла

4.1 Температура газов на выходе из топки определяется рекомендациями по условиям надежности работы конвективных поверхностей нагрева.

Температура уходящих газов оказывает решающее влияние на экономичность работы парового котла, так как потеря теплоты с уходящими газами является наибольшей в сравнении с суммой других потерь. Снижение температуры уходящих газов приводит к повышению коэффициента полезного действия (КПД) котла. Однако глубокое охлаждение газов требует увеличения размеров конвективных поверхностей нагрева и во многих случаях приводит к усилению низкотемпературной коррозии.

Существенное влияние на выбор температуры уходящих газов оказывает также температура питательной воды.

4.2 Температура газов на выходе из топки

4.2.1 Сумма кислых компонентов

4.2.2 Сумма основных компонентов

4.2.3Отношение кислых компонентов к основным

При расчете получилось, что ∑ К/∑ О> 6, то при расчете котла можно принять , но не выше t_А =1100 °С, следовательно принимаем .

4.3 Обоснование выбора температуры уходящих дымовых газов

В соответствии с рекомендациями [2, с. 8], температура уходящих дымовых газов выбирается на основании технико - экономических расчетов по условию эффективного использования тепла топлива, W^r_пр=0, 435 %/(МДж/кг) и температура питательной воды t_пв=215 °C. В нашем случае характеристики топлива позволяют принять температуру в диапазоне 120–130 °C, но во избежание проблем при проектировании трубчатого воздухоподогревателя принимаем температуру уходящих газов

4.4 Обоснование выбора температуры горячего воздуха

По таблице 4.3 [2, с. 9] в соответствии с рекомендациями, для топки с ТШУ с полуразомкну­той и разомкнутой систе­мами пыле­приготов­ления, подачей пыли го­рячим воздухом для данного вида топлива принимаем температуру горячего воздуха t_г.в. = 400 °C.

5 Расчет объемов воздуха и продуктов сгорания

5.1 Теоретический объем воздуха, необходимый для полного сгорания топлива

5.2 Теоретический объем азота при сгорании твердого топлива

5.3 Объем трехатомных газов при сгорании твердого топлива

5.4 Теоретический объем водяных паров при сгорании твердого топлива

5.5 Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки [2, с. 11]

α = 1, 2.

5.6 Присосы воздуха по принятой компоновке поверхностей нагрева по отдельным газоходам (∆ α) (см. рис. 2)

5.6.1 Присосы воздуха в газоход ширмового пароперегревателя

∆ α _шпп = 0.

5.6.2 Число конвективных ступеней пароперегревателя

n =2.

5.6.3 Присосы воздуха в газоход конвективного пароперегревателя

∆ α =0, 03.

∆ α _кппI=∆ α _кпп/n =0, 03/2= 0, 015,

∆ α _кппII=∆ α _кпп/n =0, 03/2= 0, 015.

5.6.4 Присосы воздуха в газоход второй ступени водяного экономайзера

∆ α _экII = 0, 02.

1 - топочная камера; 2 - ширмовый пароперегреватель; 3 - конвективный пароперегреватель 2 ступени; 4 - конвективный пароперегреватель 1 ступени; 5 - водяной экономайзер 2 ступени; 6 – воздухоподогреватель 2 ступени; 7 - водяной экономайзер 1 ступени; 8 воздухоподогреватель 1 ступени.

Рисунок 2 – Схема коэффициентов избытка воздуха за поверхностями нагрева

5.6.5 Присосы воздуха в газоход второй ступени воздухоподогревателя

∆ α _впII = 0, 03.

5.6.6 Присосы воздуха в газоход первой ступени водяного экономайзера

∆ α _экI = 0, 02.

5.6.7 Присосы воздуха в газоход первой ступени воздухоподогревателя

∆ α _впI = 0, 03.

5.7 Расчет коэффициентов избытка воздуха

5.7.1 Коэффициент избытка воздуха за каждой поверхностью нагрева, (рис. 1) (определяется прибавлением к соответствующие суммы присосов воздуха в газоходах от топки до данной поверхности включительно), т.е.

5.7.2 Избыток воздуха за ширмовым пароперегревателем

α ˝ _шпп = α +Δ α _шпп = 1, 2+0=1, 2.

5.7.3 Избыток воздуха за конвективным пароперегревателем второй ступени

α ˝ _кппII = α ˝ _шпп+Δ α _кппII = 1, 2+0, 015=1, 215.

5.7.4 Избыток воздуха за конвективным пароперегревателем первой ступени

α ˝ _кппI = α ˝ _кппII+Δ α _кппI = 1, 215+0, 015=1, 23.

5.7.5 Избыток воздуха за второй ступенью водяного экономайзера

α ˝ _экII = α ˝ _кппI+Δ α _экII = 1, 23+0, 02=1, 25.

5.7.6 Избыток воздуха за второй ступенью воздухоподогревателя

α ˝ _впII = α ˝ _экII+Δ α _впII = 1, 25+0, 03=1, 28.

5.7.7 Избыток воздуха за первой ступенью водяного экономайзера

α ˝ _экI = α ˝ _впII+Δ α _экI =1, 28+0, 02=1, 3.

5.7.8 Избыток воздуха за первой ступенью воздухоподогревателя

α ˝ _впI = α _ух = α ˝ _экI+Δ α _впI =1, 3+0, 03=1, 33.

5.8 Расчет средних коэффициентов избытка воздуха

5.8.1 Средний коэффициент избытка воздуха в газоходе каждой поверхности нагрева в соответствии с принятой компоновкой определяется по формуле:

α _{i ср.} = (α + α ˝ _i)/2, где α = α - Δ α _i.

5.8.2 В газоходе ширмового пароперегревателя

α _{шпп ср.} = (α + α ˝ _шпп)/2= (1, 2+1, 2)/2 = 1, 2.

5.8.3 В газоходе второй ступени конвективного пароперегревателя

α _{кппII ср.} = (α ˝ _шпп + α ˝ _кппII)/2 = (1, 2+1, 215)/2 = 1, 2075.

5.8.4 В газоходе первой ступени конвективного пароперегревателя

α _{кппI ср.} = (α ˝ _кппII + α ˝ _кппI)/2 = (1, 215+1, 23)/2 = 1, 2225.

5.8.5 В газоходе второй ступени водяного экономайзера

α _{экII ср.} = (α ˝ _кппI + α ˝ _экII)/2 = (1, 23+1, 25)/2 = 1, 24.

5.8.6 В газоходе второй ступени воздухоподогревателя

α _{впII ср.} = (α ˝ _экII + α ˝ _впII)/2 = (1, 25+1, 28)/2 = 1, 265.

5.8.7 В газоходе первой ступени водяного экономайзера

α _{экI ср.} = (α ˝ _впII + α ˝ _экI)/2=(1, 28+1, 3)/2=1, 29.

5.8.8 В газоходе первой ступени воздухоподогревателя

α _{впI ср.} = (α ˝ _экI + α ˝ _впI)/2=(1, 3+1, 33)/2=1, 315.

5.9 Объем водяных паров в дымовых газах при избытке воздуха α = 1, 2

5.10 Объем дымовых газов, образующихся при избытке воздуха α = 1, 2

5.11 Объемная доля сухих трехатомных газов

5.12 Объемная доля водяных паров

5.13 Суммарная объемная доля трехатомных газов

5.14 Доля золы топлива, уносимой дымовыми газами из топки [1, с. 174]

а_ун=0, 95.

5.15 Масса дымовых газов

= 1-15/100+1, 306·1, 2·5, 869424=10, 048 кг/кг.

5.16 Безразмерная концентрация золы в дымовых газах

= 15·0, 95/100·10, 048=0, 0141кг/кг.

Расчет средних характеристик продуктов сгорания при других значениях коэффициента избытка воздуха по п.п. 5.9÷ 5.16 опускается, результаты расчетов представлены в таблице приложения А.

6 Расчет энтальпий воздуха и продуктов сгорания

6.1 Энтальпия теоретически необходимого количества воздуха

, кДж/кг (кДж/м³).

где - удельная энтальпия воздуха, кДж/м³.

6.2 Энтальпия теоретического объема дымовых газов

кДж/кг;

где - удельная энтальпия СО₂, кДж/м³;

- удельная энтальпия N₂, кДж/м³;

- удельная энтальпия Н₂О, кДж/м³.

6.3 Энтальпия золы в дымовых газах

, кДж/кг.

где - удельная энтальпия золы, кДж/кг.

6.4 Энтальпия дымовых газов

, кДж/кг (кДж/м³).

Расчет энтальпий воздуха и продуктов сгорания опускается, результаты расчетов представлены в таблице приложения Б.

7 Тепловой баланс котла

Общее уравнение теплового баланса имеет вид:

Q_р + Q_в.вн. = Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ + Q₅ + Q₆

7.1 Температура рабочего топлива

При замкнутой системе пылеприготовления тепло подогрева и подсушки топлива в мельничной системе в балансе котла не учитывается [6, с. 48].

7.2 Теплоемкость рабочего топлива

Расчет этого пункта опускается, т.к. температура рабочего топлива не учитывается.

7.3 Тепло, вносимое воздухом, при его подогреве вне котла

Q_в.вн= 0 кДж/кг, так как в задании отсутствуют специальные указания, где предусматривается подогрев воздуха.

7.4 Тепло, вносимое воздухом паровым форсуночным дутьем

Q_ф=0 кДж/кг, так как в курсовом проекте учитывается только при применении парового дутья.

7.5 Располагаемое тепло рабочей массы топлива

Q_р =i_тл+ Q =25252, 2+26, 7688=25278, 97 кДж/кг.

7.6 Потеря тепла от механической неполноты сгорания q₄ [3, с. 5]

q₄ =1, 5 %.

7.7 Расчет потерь тепла с уходящими газами q₂

7.7.1 Энтальпия уходящих газов при избытке воздуха α _ух= α ˝ _впI =1, 33 и температуре J_ух =130 °С (таблица, приложение Б)

I_ух = 1510, 06 кДж/кг.

7.7.2 Температура холодного воздуха

t_х.в. = 30 °С.

7.7.3 Энтальпия холодного воздуха (таблица, приложение Б)

I_{0. х.в.} =233, 66 кДж/кг.

7.7.4 Присосы воздуха в систему пылеприготовления

Da_пл = 0, 06.

7.7.5 Присосы воздуха в топку (с учетом газоплотного исполнения экранов топки)

Da_т = 0.

7.7.6 Потери тепла с уходящими газами

=

= [(1510, 06 -1, 33·233, 66)·(100-1, 5)]/ 25278, 97 = 4, 67 %.

7.8 Потеря тепла от химической неполноты сгорания q₃ для твердого топлива [4, с. 7]

q₃ = 0.

7.9 Потеря тепла от наружного охлаждения

Определяется по табличным значениям по паропроизводительности [3, с. 7]

q₅= 0, 5 %.

7.10 Определение потери с теплом шлака q₆

7.10.1 Температура шлака при ТШУ

при ТШУ t_шл = t_c +100=600 °С [1, c. 134]

7.10.2 Энтальпия шлака [1, с. 153]

(сJ)_зл=1770, 7 кДж/кг.

7.10.3 Доля минеральной части топлива, покидающий топка в виде шлака

а_шл = 1 – а_ун=1-0, 95=0, 05.

7.10.4 Потеря с теплом шлака q₆

=(0, 05·560 ·15)/ 25278, 97=0, 016 %.

7.11 Суммарная потеря тепла в котле

∑ q = q₂ + q₃ + q₄ + q₅ + q₆ =4, 67+0+1, 5+0, 5+0, 016 =6, 686 %.

7.12 Коэффициент полезного действия котла (брутто)

η _к = 100 – ∑ q = 100-6, 686 = 93, 314 %.

8 Определение расхода топлива

8.1 Паропроизводительность (по заданию)

D_пе = 75 кг/с.

8.2 Температура перегретого пара (по заданию)

t_пп = 520 °С.

8.3 Давление перегретого пара

Р_пп =12МПа.

8.4 Энтальпия перегретого пара [3, с. 12]

i_пп =3402, 1 кДж/кг.

8.5 Температура питательной воды (по заданию)

t_пв =215 °С.

8.6 Давление в барабане (по заданию)

Р_б =14, 4 МПа.

8.7 Давление питательной воды на входе в экономайзер

Р_пв = Р_б + 0, 1Р_б=14, 4+0, 1·14, 4=15, 84МПа.

8.8 Энтальпия питательной воды [3, с. 11]

i_пв= 946, 6 кДж/кг.

8.9 Величина непрерывной продувки (по заданию)

р = 2, 9 %.

8.10 Расход воды на продувку

D_пр = = (2, 9/100)·75=2, 175 кг/с.

8.11 Энтальпия продувочной воды [3, с. 10]

=1588, 6 кДж/кг.

8.12 Полное количество тепла, полезно использованное в котле

Q_к=D_пе× (i_пп–i_п.в.)+D_пр( –i_п.в.)=75·(3402, 1-946, 6)+2, 175·(1588, 6-946, 6)=185558, 85 кВт.

8.13 Расход топлива, подаваемого в топку

=185558, 85 /((25278, 97 ·93, 314)/100+0+0)=7, 86 кг/с.

8.14 Расчетный расход топлива

=7, 86 ·(1-1, 5/100) =7, 7421кг/с.

9 Выбор и компоновка горелочных устройств

9.1 Компоновка горелок (размещение) в сочетании с геометрическими характеристиками топочной камеры, в основном, определяют аэродинамику топочной камеры, надежность и экономичность работы топки в целом. Из этого следует, что выбор типа и компоновки горелочных устройств является одним из важнейших моментов конструирования топок.

В практике отечественного котлостроения наибольшее распространение нашли три типа компоновок горелочных устройств: однофронтальная, встречная, тангенциальная, с размещением горелок по высоте, во всех трех компоновках, в один (одноярусная) и более (многоярусная) ярусов.

Топки с ТШУ:

Предпочтительно встречное одноярусное расположение горелок:

– повышает температурный уровень в активной зоне горения.

– облегчает надежное удаление шлака (понижает его вязкость).

– расширяет диапазон нагрузок с надежным удалением жидкого шлака.

Компоновка горелок и форма топочной камеры взаимосвязаны и имеют решающее значение для надежности и экономичности работы котла. Топочное устройство (горелки вместе с топкой) должно удовлетворять основным требованиям, обеспечивающим:

– эффективное смешение топлива с необходимым для горения количеством воздуха;

– устойчивое воспламенение;

– заданную экономичность сжигания топлива;

– минимальное количество вредных выбросов;

– равномерное распределение тепловых нагрузок по периметру топки;

– вытекание жидкого шлака в топках с ЖШУ;

– простоту изготовления и удобство при монтаже и ремонте.

В зависимости от организации подачи топлива и воздуха в горелки подразделяются на вихревые, прямоточные и комбинированные (прямоточно–вихревые).

9.2 В соответствии с рекомендациями [4, с. 6] для сжигания тощих углей принимаем улиточно - лопаточные горелки. Эскиз улиточно-лопаточной горелки представлен на рисунке 3.

9.3 В проектируемой топочной камере, принято встречное коридорное расположение вихревых горелок на боковых стенах [4, с. 6].

1 – короб центрального воздуха; 2 – завихритель улиточный пылевоздушной смеси; 3 – короб вторичного воздуха; 4 – канал центрального воздуха; 5 – канал пылевоздушной смеси; 6 – канал вторичного воздуха; 7 – завихритель лопаточный; 8 – форсунка растопочная.

Рисунок 3 – Горелка улиточно - лопаточная

9.4 Количество горелок (Z_г), тепловая мощность одной горелки (Q _г), диаметр амбразур Д_а при сжигании твердых топлив [4, с. 8]

z_г = 6; Q_г = 50 МВт; Д_а = 1100 мм.

9.5 Количество ярусов горелок

Согласно [4, с. 9] выбираем при ТШУ: z_яр=1.

9.6 Допускаемые тепловые напряжения сечения топочной камеры [q_F]

Принимаем согласно таблице 9.6.3 [4, с. 10] для тощего угля с топками с ЖШУ [q_F] = 2, 9 МВт/м².

9.7 Минимальное сечение топочной камеры F_т.min

F_т.min = 67, 392 м².

9.8 Основные конструктивные характеристики топочной камеры

9.8.1 Расстояние между осями горелок по горизонтали при одноярусном расположении горелок (параметр крутки n_г принимается 1, 5) для топок с ЖШУ

S_г= (2+0, 35n_г)·Д_а=(2+0, 35·1, 5)·1, 1 = 2, 77 м.

9.8.2 Расстояние от осей крайних горелок до примыкающих стен для топок с ТШУ

S_ст=S_г= 2, 77 м.

9.8.3 Расстояние от оси нижнего яруса горелок до начала ската шлакового пода

9.8.4 Ширина топки в зависимости от паропроизводительности котла [6, c. 77]

9.8.5 Ширина топочной камеры в зависимости от компоновки горелок

В связи с тем что при данном значении глубины топки, она получается слишком “вытянутой”, было принято решение назначит новое значение

b_тп = 7, 38м

9.8.6 Глубина топочной камеры

=1( +1 1)1, 995=7, 315 м.

По рекомендациям [6, с. 68], при проектировании топки допускается отклонение от размеров, в пределах ±15 %.

9.9 Расчетное сечение топочной камеры

F_т=а_тпb_тп, м²;

9.10 Расчетное тепловое напряжение сечения топочной камеры

, МВт/м²;

9.11 Проверка: Должно быть q_F ≤ [q_F];

2, 305 МВт/м² < 2, 9 МВт/м². Необходимое условие соблюдается.

10 Выбор основных конструктивных характеристик топки

10.1 Топочная камера-это устройство предназначенное для сжигания органического топлива, частичного охлаждения продуктов сгорания или дымовых газов за счет передачи тепла экранным поверхностям нагрева формирующих саму топочную камеру и выделения из продуктов сгорания шлаков и золы.

Активный объем топочной камеры, рассчитываемой в курсовом проекте, ограничивается плоскостями экранных труб. В выходном сечении камеры ее объем ограничивается плоскостью, проходящей через оси первого ряда ширм. Нижней границей объема топки с ЖШУ служит под. Конструктивный расчет топки предусматривает определение поверхности стен топки по рекомендациям и расчет поверхности стен топки при заданной температуре газов на выходе из топки. После расчета поверхности стен и уточнения размеров топки необходимо проверить соответствие принятого и полученного в результате расчета значения коэффициента тепловой эффективности.

10.2 Расчет глубины ширм

Примечание: Основные обозначения приведены на рис. 5.

10.2.1 Диаметр труб ширм [5, c. 3]

d_ш = 0, 032 м.

10.2.2 Толщина стенки труб ширм [5, c. 3]

δ _ш = 0, 004 м.

10.2.3 Внутренний диаметр труб ширм

d_ш.вн. = d_ш –2δ _ш = 0, 032-2 0, 004 = 0, 024 м.

10.2.4 Поперечный шаг между ширмами [5, c. 3]

S₁ = 0, 6 м.

10.2.5 Число ходов пара в ширмах [5, c. 3]

z_ход = 2.

10.2.6 Число ширм, установленных по ширине газохода

Примечание: Учитывая, что ширмы, как правило, выполняют двухзаходными, желательно, чтобы количество ширм было четным, лучше кратным четырем.

Принимается

10.2.7 Пересчет поперечного шага между ширмами

10.2.8 Массовая скорость пара в ширмах [5, c. 3]

ω _ρ = 985 кг/(м²с)

10.2.9 Расход пара через ширмы

D_ш ≈ D_пе = 69, 44 кг/с.

10.2.10 Число ниток (заходов) в ширме

По рекомендациям [5, c. 4] число ниток округляется до ближайшего целого числа.

Принимается

10.2.11 Число петель в ширме

n_пет = 1.

10.2.12 Радиус гиба труб в ширмах

R ≥ 2d_ш = 0, 075 м.

10.2.13 Продольный шаг ширм

S₂ ≤ 1, 5d_ш = 1, 5 0, 032 = 0, 048 м.

10.2.14 Глубина ширм по осям крайних труб по ходу газов

b_ш = [2∙ (n_з.ш.–1)∙ S₂+2R]∙ n_пет+(n_пет–1)∙ 2R;

b_ш = [2∙ (26-1) ∙ 0, 048+2∙ 0, 075]∙ 1+(1-1)2 0, 075 = 2, 55 м.

Рисунок 5 – Эскиз ширмового пароперегревателя

10.3 Допускаемое тепловое напряжение объема топки по условиям горения

q_v.доп = 0, 2 МВт/м³;

q_v.кг. = 0, 6 МВт/м³.

10.5 Высота газового окна (за ширмами, по оси заднего экрана)

h_ок ≈ b_тп;

h_ок=7, 38 м.

10.6 Высота ширм:

h_ш = 1, 1h_ок =8, 118 м.

10.7 Расстояние от выходного сечения ширм до пароотводящих труб заднего экрана

l_об = 0, 8 м.

10.8 Глубина пережима в полуоткрытых топках с ЖШУ

b_пер = 0, 5b_тп =0, 5 7, 38=3, 69 м.

10.9 Углы наклона пережима в полуоткрытых топках с ЖШУ

α ₅ = 50˚;

α ₆ =55˚.

10.10 Угол наклона пода к горизонтали в топках ЖШУ

α ₄ = 15˚.

10.11 Определение количества и размера шлаковых леток в топках с ЖШУ

10.11.1Удельная нагрузка на периметр летки

ρ _л = 0, 30 кг/(м∙ с).

10.11.2 Произведение количества на периметр леток

= Пр;

10.11.3 Периметр летки

П_л = 1, 6 м.

10.11.4 Количество леток

По рекомендациям [5, c. 6] принимаем 1 летку.

10.12 Определение основных конструктивных размеров полуоткрытых топок с ЖШУ

Примечание: Обозначения приведены в приложении B

h₁ = 0, 5tga₄(b_тп–b_л)=0, 5tg15˚ (7, 38-0, 5)= 0, 922 м;

h₃ = 0, 5tga₅(b_тп–b_пер)=0, 5tg50˚ (7, 38-3, 69)= 2, 199 м;

h₄ = 0, 5tga₆(b_тп–b_пер)=0, 5tg55˚ (7, 38-3, 69)= 2, 635 м;

h₆ = h_ш=8, 118 м;

V₆ = h₆∙ а_тп(b_тп–b_ш–l_об) =8, 118∙ 7, 315(7, 38-2, 55-0, 8)= 239, 314 м³;

минимальный объем топочной камеры.

На практике рекомендуется для снижения температуры дымовых газов на выходе из топки до оптимального уровня увеличивать минимальный объем топки [6, с. 76].

Принимается =1, 15∙ =1, 15∙ 895, 931=1030, 32 м³.

- объем камеры горения,

V_к.о. = V_т.min – V_к.г. – объем камеры охлаждения,

V_к.о. =897, 298-299, 099=598, 199 м³;

V₂ = V_к.г. – (V₁ + V₃)=299, 099-(26, 566+89, 026)= 183, 508 м³;

h_ош = h₂=3, 399 м.

V₅ = V_к.о. – (V₄ + V₆)=598, 199-(106, 68+239, 314)=252, 2 м³;

По пункту 11.11 принимается новое значение

=8, 265 м;

h_т=h₁+h₂+h₃+h₄+h₅+h₆=0, 922 +3, 39+2, 199+2, 635+9, 71+8, 274+8, 118=25, 538 м.

10.13 Полная поверхность стен, ограничивающих активный объем полуоткрытой топки с ЖШУ.

10.13.1 Длина фронтовой стены

l_фр = h₆ + h₅­ + h₄/sinα ₆ + h₃/sinα ₅=

=8, 118+8, 265+2, 635 /0, 819+2, 1199/0, 766=29, 431 м.

10.13.2 Поверхность фронтовой стены

F_фр = а_тп · l_фр=7, 315∙ 29, 431=215, 285 м².

10.13.3 Длина задней стены

l_з = h₅­ + h₄/sinα ₆ + h₃/sinα ₅= 8, 265+2, 635 /0, 819+2, 196/0, 766=21, 313 м.

10.13.4 Поверхность задней стены

F_з = а_тп · l_з=7, 315·21, 313=155, 91 м².

10.13.5 Поверхность боковой стены

10.13.6 Поверхность стен потолка, ограничивающего активный объем топки

F_пот = а_тп · (b_тп – b_ш – l_об)=7, 315·(7, 38 -2, 55-0, 8)=29, 48 м².

10.13.7 Поверхность выходного окна

F_вых = (h_ш + b_ш + l_об)а_тп=(8, 118+2, 55+0, 8) ·7, 315=83, 888 м².

10.13.8 Поверхность, занятая горелками и леткой

F_гор-л. = 0, 785Д_а²·z_г=0, 785·0, 85²·4=2, 834 м².

10.13.9 Поверхность экранов

F_экр = F_фр + F_з + 2F_бок- F_гор =215, 285+155, 9+2·149, 18-2, 834=666, 721 м².

10.13.10 Поверхность ошипованной части

F_ош = (а_тп+ b_тп)∙ h_ош =(7, 315+7, 38)·3, 399=49, 952 м².

10.13.11 Полная поверхность стен

F_ст = F_экр + F_пот + F_вых.=666, 721+29, 48+83, 888=780, 088 м².

11 Тепловой расчет топочной камеры

11.1 Определение количества тепла, воспринятого в топке

11.1.1 Коэффициент сохранения тепла в газоходах котла

φ = 1-(0, 55/92, 455+0, 55)) = 0, 9941.

11.1.2 Отношение количества воздуха на входе в воздушный тракт к теоретически необходимому по условию сжигания топлива

β `_т = – ∆ α _т – ∆ α _пл = 1, 2-0, 02-0, 1=1, 08.

11.1.3 Энтальпия горячего воздуха

I_0.в=3577, 93 кДж/кг (приложение Б).

11.1.4 Тепло вносимое в топку холодным и горячим воздухом

Q_в=β `_тI_0.в+(∆ α _т+∆ α _пл)I_0.прс=1, 08·3577, 93+(0, 02+0, 1)·271, 48=

=3896, 742 кДж/кг.

11.1.5 Энтальпия газов на выходе из топки (приложение Б)

=14816, 855 кДж/кг.

11.1.6 Полезное тепловыделение в топке

=

=24633, 1 ·[(100-0-4-0, 162)/(100-4)]+3896, 742=28488, 341 кДж/кг.

11.1.7 Количество тепла, воспринятого в топке излучением,

Q_л = φ (Q_т – ) = 0, 9941·(28488, 341-14816, 855)=13590, 637 кДж/кг.

11.2 Определение параметра М

11.2.1 Коэффициент М₀ [5, с. 15]

М₀=0, 44.

11.2.2 Уровень расположения осей горелок в ярусе

h_г=h_ск=1, 9 м.

11.2.3 Расход топлива через одну горелку

11.2.4 Средний уровень расположения настенных и угловых горелок

;

11.2.5 Относительный уровень расположения горелок в топке

где

11.2.6 Параметр забалластированности топочных газов

11.2.7 Параметр М

М = М₀ (1 – 0, 4х_г) = 0, 44(1-0, 4·0, 088) = 0, 462.

11.3 Определение адиабатической температуры горения

11.3.1 Энтальпия газов

I_а = Q_т = 28488, 341 кДж/кг.

11.3.2 Адиабатическая температура горения (приложение Б)

υ _а=1976, 53 º С.

Т_а = υ _а+273 =1976, 53 +273=2249, 53 К.

11.4 Температура газов на выходе из топки

= 1095+273=1368 К.

11.5 Определение среднего коэффициента тепловой эффективности

11.6.1 Угловой коэффициент

– для экранов в газоплотном исполнении: х_экр=1;

– для ширм: х_ш=1;

– для ошипованных экранов: х_ош=1;

– для поверхности выходного окна топки: х_вых=1;

– для поверхностей потолка, выполненных в газоплотном исполнении х_пот=0, 64 [1, c. 214];

– для горелок: x_гор=0;

– для летки: x_л=0.

11.6.2 Коэффициент загрязнения ζ [5, с. 17]

ζ _экр = 0, 45;

ζ _вых = ζ _экр·β,

где β =0, 6 при сжигании твердых топлив [1, с. 42];

ζ _вых = 0, 45∙ 0, 6=0, 27.

11.6.3 Коэффициент тепловой эффективности экранов

ψ _экр = х_экр·ζ _экр= 1·0, 45=0, 45.

11.6.4 Коэффициент тепловой эффективности выходного окна топки

ψ _вых = х_вых·ζ _вых= 1·0, 27=0, 27.

11.6.5 Коэффициент тепловой эффективности потолочного пароперегревателя

ψ _пот = х_пот·ζ _экр= 0, 64·0, 45=0, 288.

11.6.6 Для ошипованных экранов в топках с ЖШУ

ζ _ош=0, 53-0, 25·10^-3-(t_c-50)=0, 53-0, 25·10^-3-(1410-50)=0, 292.

11.6.7 Коэффициент тепловой эффективности ошипованных экранов

Ψ _ош = х_ош·ζ _ош= 1·0, 292=0, 292.

11.6.8 Коэффициент тепловой эффективности для горелок и летки

Ψ _гор = 0;

Ψ _л=0.

11.6.9 Средний коэффициент тепловой эффективности

11.7 Определение эффективного значения критерия Бугера

11.7.1 Эффективная толщина излучающего слоя

11.7.2 Давление в топочной камере

р = 0, 1 МПа, – для котлов без наддува.

11.7.3 Коэффициент поглощения лучей газовой фазой продуктов сгорания

11.7.4 Коэффициент поглощения лучей частицами золы (А_зл=0, 9) [1, c. 38]

11.7.5 Коэффициент поглощения лучей частицами кокса при сжигании твердых топлив [1, c. 38]

k_коксμ _кокс = 0, 2/(м·МПа).

11.7.6 Коэффициент поглощения топочной среды при сжигании твердых топлив [1, c. 38]

k = k_г + k_злμ _зл + k_коксμ _кокс= 0, 8872+0, 765+0, 2=1, 85/(м·МПа).

11.7.7 Критерий Бугера

Bu = kps=1, 85∙ 0, 1∙ 4, 141=0, 767.

11.7.8 Эффективное значение критерия Бугера

11.8 Расчетная площадь поверхности стен топочной камеры

11.9 Определение расчетной поверхности стен топки

11.10 Средний расчетный коэффициент тепловой эффективности

11.11 Проверка на соответствие принятого и полученного значения

коэффициента тепловой эффективности

=

Примечание: значение δ ψ _ср должно получиться меньше 5%, условие выполняется, следовательно, проверка сходится.

Примечание: значение δ F_ср должно получиться меньше 2%, условие выполняется, следовательно, проверка сходится.

Вывод: Проверки на соответствие принятых и полученных значений выполнились, отсюда можно сделать вывод, что ранее сосчитанные значения верны.

11.11 Пересчет h₅

При первоначальных расчетах проверки не сошлись, поэтому пришлось задаться новым значением h₅

12 Проверка по длине факела

12.1 Минимальное значение длины факела [5, с. 22]

l_ф^min=16 м.

12.2 Определение длины факела

12.2.1 Расстояние от оси верхнего яруса горелок до центра топки по горизонтали

l₁=0, 5b_тп=0, 5 7, 38=3, 69 м.

12.2.2 Расстояние по оси топки вверх по вертикали до середины ШПП

l₂=h_т-h_ш-h_г-h₁=25, 538-8, 118-1, 9-0, 922=14, 598 м.

12.2.3 Расстояние по горизонтали от оси топки до оси первого ряда труб ШПП

l₃=0, 5b_тп-b_ш-l_об=0, 5 7, 38-2, 55-0, 8=0, 34 м.

12.2.4 Длина факела

l_ф=l₁+l₂+l₃=3, 69+14, 598+0, 34=18, 628 м.

Вывод: Значение длины факела l_ф получилось больше длины, указанной в таблице. Отсюда следует, что расчеты произведены правильно.

Заключение

В ходе работы произведен тепловой расчет топки конструктивным методом. В ходе выполнения работы выбраны и рассчитаны характеристики, и параметры топки. Используя научную литературу, рационально выбрана компоновка и определены размеры поверхностей нагрева парового котла. В результате, достигнуты ожидаемые результаты проекта: приемлемая компоновка поверхностей нагрева в газоходах котла, определены размеры радиационной и конвективной поверхностей нагрева, обеспечивающих номинальную паропроизводительность котла при заданных номинальных параметрах пара, надёжность и экономичность его работы. Также проведены все необходимые проверки, которые подтвердили правильность расчетов и конструкторских решений. В результате всего вышесказанного можно заключить, что поставленная задача в данной курсовой работе выполнена полностью, все требования к данному проекту указанные в задании выполнены полностью.

Список использованной литературы

1 Тепловой расчет котлов (Нормативный метод) - Издательство Спб -НПО ЦКТИ, 1998. – 256 с.

2 Расчет элементного состава теплотехнических характеристик топлив, объемов и энтальпий воздуха и продуктов сгорания / А.В. Казаков,

Г.К. Привалихин, Томский политехнический институт. – Томск, 2002. – 27 с.

3 Составление теплового баланса котла и определение расхода топлива
/ А.В. Казаков, Г.К. Привалихин, Томский политехнический институт. – Томск, 2002. – 14 с.

4 Выбор и компоновка горелочных устройств / А.В. Казаков, Г.К. Привалихин – Томск: Изд. ТПУ, 2002. – 16 с.

5 Выбор основных конструктивных характеристик и тепловой расчет топочной камеры / А.В. Казаков, Г.К. Привалихин, Томский политехнический институт. – Томск, 2002. – 24 с.

6 Конструирование и тепловой расчет паровых котлов / И.Д. Фурсов, В.В. Коновалов. – Барнаул: Издательство АлтГТУ, 2001. – 266 с.