Parni kotlovi 2 - graficki

MAŠINSKI FAKULTET TUZLA PARNI KOTLOVI II

PROJEKTNI ZADATAK

Ocjena:

Nihad Smajić Profesor: Dr. sc. Sead Delalić, red. prof Tuzla, oktobar 2015.

Asistent: Midhat Osmić, v.as.

Tema grafičkog rada:

PRORAČUN PARNOG KOTLA Mašinski fakultet Tuzla | Katedra za termodinamiku | Parni kotlovi II

SADRŽAJ PRILOZI P1. Postavka zadatka P2. Shema kotla P3. Skica kotla sa svim kotlovskim elementima P4. Skica toka dimnih plinova i kotlovskog radnog medija 1.

PROCENTUALNI SASTAV GORIVA 1.1 Karakteristike uglja 1.2 Proračun količine vazduha potrebne za sagorijevanje 1.3 Proračun količine suhih i vlažnih produkata sagorijevanja 1.3.1 Proračun količine suhih produkata sagorijevanja 1.3.2 Proračun količine vlažnih produkata sagorijevanja 1.4 Udio pojedinih komponenti u produktima sagorijevanja 1.5 Trougao sagorijevanja za dato gorivo – Osvaldov trougao 1. 6 Proračun entalpija produkata sagorijevanja

2.

IZBOR LOŽIŠTA 2.1 Kotlovski gubici 2.2 Proračun gubitaka U7 za nominalni i maksimalni režim rada 2.2.1 Proračun gubitaka U7 za nominalni režim rada 2.3 Određivanje stepena izolovanosti 2.3.1 Proračun stepena izolovanosti za nominalni režim 2.4 Određivanje indirektnog stepena korisnosti kotla 2.4.1 Određivanje indirektnog stepena za nominalni režim 2.5 Proračun potrebne količine goriva 2.5.1 Proračun potrebne količine goriva za nominalni režim 2.6 Gasifikaciona količina goriva 2.6.1 Proračun gasifikac. količine goriva za nominalni režim 2.7 Proračun toplote unesene u ložište i raspored prihvaćene

2.8 2.9 2.10

2.7.1 Količina toplote unesena u ložište 2.7.2 Količina toplote prihvaćena u ložištu 2.7.3 Količina toplote prihvaćena u zagrijaču vode 2.7.4 Količina toplote prihvaćena u isparivaču 2.7.5 Količina toplote prihvaćena u pregrijaču pare 2.7.6 Količina toplote prihvaćena u međupregrijaču pare 2.7.7 Provjera 1 2.7.8 Količina toplote prihvaćena u zagrijaču zraka Teoretska temperatura u ložištu Količina toplote predata zračenjem Temperatura predajnika toplote 2.10.1 Temperatura na izlazu iz pregrijača pare 2 (PP2) 2.10.2 Temperatura na izlazu iz međupregrijača pare 2.10.3 Temperatura na izlazu iz pregrijača pare 1 (PP1) 2.10.4 Temperatura na izlazu iz zagrijača vode str. 2 / 76

6 6 7 9 9 10 12 14 16 19 20 21 22 23 24 24 24 24 25 25 26 26 26 26 26 27 28 29 30 30 32 33 34 34 35 39 33

2.10.5 2.10.6

Temperatura na izlazu iz zagrijača zraka 2 (ZZ2) Temperatura na izlazu iz zagrijača zraka 1 (ZZ1)

36 37

3. 4. 5. 6.

TEMPERATURA PLINOVA NA KRAJU KOTLA PRORAČUN GLAVNIH DIMENZIJA LOŽIŠTA PRORAČUN OZRAČENE POVRŠINE TEMPERATURA PARE NA ULAZU U KOTLOVSKE ELEMENTE 6.1 Temperatura pare na ulazu u pregrijač pare 6.1.1 Pregrijač pare 2 (PP2) 6.1.2 Pregrijač pare 1 (PP1) 6.2 Temperatura na ulazu u međupregrijač pare

41 42 44 48 48 48 48 48

7.

PRORAČUN KOTLOVSKIH ELEMENATA 7.1 Proračun pregrijača pare 2 (PP2) 7.2 Proračun međupregrijača pare 7.3 Proračun pregrijača pare 1 (PP1) 7.4 Proračun zagrijača vode (ZV) 7.5 Proračun zagrijača zraka 2 7.5.1 Koeficijent konvekcije na strani produkata sagorijevanja 7.5.2 Koeficijent konvekcije na strani zraka 7.6 Proračun zagrijača zraka 1 7.6.1 Koeficijent konvekcije na strani produkata sagorijevanja 7.6.2 Koeficijent konvekcije na strani zraka 7.7 Proračun ventilatora

50 50 55 59 63 66 67 68 70 71 72 74

8.

LITERATURA

76

str. 3 / 76

POPIS SLIKA

Slika 1 Slika 2 Slika 3 Slika 4 Slika 5 Slika 6 Slika 7 Slika 8 Slika 9

Dijagram zazapremine vazduha, suhih i vlažnih produkata sagorijevanja po kilogramu goriva u zavisnosti od koeficijenta viška zraka Dijagram procentualnog sastava CO2, O2 i H2O u suhim i vlažnim produktima saagorijevanja u zavisnosti od koeficijenta viška zraka Trougao sagorijevanja za dato gorivo I-t dijagram produkata sagorijevanja Djelimični prikaz kruženja radnog medija (pare) u kotlu Lenzov dijagram za nominalni režim rada Skica kotla sa svim kotlovskim elementima Tok dimnih plinova i kotlovskog radnog medija Šahovski raspored cijevi

POPIS TABELA

Tabela 0 Tabela 1 Tabela 2 Tabela 3 Tabela 4 Tabela 5 Tabela 6 Tabela 7 Tabela 8 Tabela 9 Tabela 10 Tabela 11 Tabela 12

Polazne veličine za kotao Sastav goriva Vrijednost stvarne količine vazduha potrebne za sagorijevanje Stvarna količina suhih produkata sagorijevanja Stvarna količina vlažnih produkata sagorijevanja Vrijednost količine kiseonika u zavisnosti od lambda Procentualni sastav produkata sagorijevanja u zavisnosti od lambde Vrijednosti entalpija produkata sagorijevanja u f-ji od temperature i koeficijenta viška zraka Klasični ozid Priraštaj koeficijenta viška zraka za nominalni i maksimalni režim rada Vrijednost kotlovskih gubitaka Proračun površine zidova kotla Proračun površine zidova kotla

str. 4 / 76

ZADATAK ZA SEMINARSKI RAD IZ PARNIH KOTLOVA II Za zadato gorivo izračunati donju i gornju toplotnu moć pomoću VD obrasca, izraditi dijagrame zapremine vazduha, suhih i vlažnih produkata sagorijevanja po kilogramu goriva u zavisnosti od koeficijenta viška zraka, dijagram procentualnog sastava CO2 i O2 u suhim i vlažnim produktima sagorijevanja te parcijalne pritiske u koordinatnom sistemu p, λ. Nacrtati i – T dijagram za produkte sagorijevanja. Na istom dijagramu grafički prikazati entalpiju pri teoretskim temperaturama sagorijevanja sa zagrijanim vazduhom u dijapazonu od 100 – 300 [°C] i od 300 do 1500 [°C] za vrijednost λ = 1 – 2. Vrijednosti entalpije računati u intervalima od 100 – 300 [°C] sa Δt = 100 [°C], a za drugi interval od 300 – 2000 [°C] Δt = 300 [°C]. Dato gorivo je 2.2.44 Zenica. Na osnovu zadatog goriva izvršiti izbor ložišta i isto dimenzionisati, na osnovu usvojenih karakteristika, odnosno za nominalni otpor kotla izračunati stvarne karakteristike odnosa za ložište za nominalno opterećenje kotla. Izračunati raspodjelu potrebne količine toplote pri nominalnom opterećenju kotla, te na osnovu toga odrediti temperaturu i tok radnih medija predajnika i prijemnika toplote. Izvršiti provjeru greške u toplotnom bilansu za nominalni režim rada kotla. Na osnovu datog sklopnog crteža, izvršiti dimenzijama.Polazne veličine zadatog kotla su:

korekcije

i

kotao

prilagoditi

vlastitim

Tabela 0. Polazne veličine za kotao br. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8.

Parametar Nominalna produkcija D1N Odobreni pritisak Po Pritisak na izlazu iz međupregrijača pare Ps Pritisak napojne vode Pa Temperatura pregrijane pare ts Temperatura napojne vode ta Temperatura gasova na kraju kotla tg Temperatura zagrijanog zraka tl

Vrijednost 350 [kg/s] 160 [bar] 44 [bar] 170 [bar] 510 [°C] 260 [°C] 180 [°C] 165 [°C]

Nacrtati Lenicov T – Q dijagram, dati skicu kotla i raspodjelu grejnih površina u približnoj razmjeri. Shema kotla treba da sadrži sve elemente kotla sa svim pripadajućim parametrima (pritisak, temperatura, protok, površinu). Broj grijnih površina je: Isparivač [1], Pregrijač pare [2], Međupregrijač pare [1], Zagrijač vode [1], Zagrijač zraka [2]

str. 5 / 76

1. PROCENTUALNI SASTAV GORIVA Gorivo predstavlja materiju koja zajedno s kiseonikom burno reaguje, pri čemu se oslobađa hemijski vezana energija. Ta energija se koristi za podizanje entalpije produkata sagorijevanja, te se dalje kao toplota prenosi na ogrjevne površine. Elementarnom analizom određujemo udjele pojedinih komponenti goriva. Na strani 3.84 “Parni kotlovi” – Đurić, za gorivo 2.2.44 Zenica nalaze se procenutalni sastavi goriva:

1.1.

C=43,45 %

N=0,77 %

H=3,56 %

S=2,88 %

O=10,2 %

A=18,56 %

W=20,6% ...........................(1)

KARAKTERISTIKE UGLJA

Zbog potrebe određivanja donje i gornje toplotne moći, potrebno je izraziti udjele pojedinih komponenata u sastavu goriva:

c

C 43,45 h 3,56 O 10,2 N 0,77   0,4345 ; h    0,0356 ; o    0,102 ; n    0,0077 100 100 100 100 100 100 100 100 s

S 2,88   0,0288 100 100

;

a

A 18,56   0,1856 ; 100 100

w

W 20,6   0,206 100 100

Mora biti zadovoljeno da je: C  H  O  N  S  A  W  100%.....odnosno....c  h  o  n  s  a  w  1 …………………………(3) Tabela 1. Sastav goriva

komponenta

c

h

o

n

s

w

a

vrijednost

0,4345

0,0356

0,102

0,0077

0,0288

0,206

0,102

Toplotna moć je ona količina toplote koja se dobija pri potpunom sagorijevanju jednog kilograma čvrstog ili tečnog goriva ili jednog mN3 gasovitog goriva. Donja toplota moć goriva se računa na osnovu prethodno usvojenog hemijskog sastava goriva i predstavlja oslobođenu količinu toplotne energije pri potpunom sagorijevanju jedinice količine goriva pod uslovima da se u produktima sagorijevanja voda nalazi u vidu pare. Izraz za računanje donje toplote moći je (2):

o  Hd  34  c  120 h    10,5  s  2,5  w.............................................................................................(4) 8  0,102   MJ   Hd  34  0,4345  120 0,0356    10,5  0,0288  2,5  0,206  Hd  17,3024  8    kg 

str. 6 / 76

Gornja toplotna moć predstavlja oslobođenu količinu toplotne energije pri potpunom sagorijevanju jedinice količine goriva pod uslovom da se vlaga nalazi u tečnom stanju, i kao takvu je računamo prema idućem izrazu:  MJ  Hg  Hd  2,5  w  18,3324 ......................................................................................................(5)  kg  Donja toplotna moć je manja od gornje toplotne moći za vrijednost isparavanja odnosno kondenzacije vlage. Razlika ove dvije toplotne moći predstavlja latentnu toplotu isparavanja koja iznosi:  MJ  Hg  Hd  1,03 ....................................................................................................................(6)  kg 

1.2.

PRORAČUN KOLIČINE VAZDUHA POTREBNOG ZA SAGORIJEVANJE

Sagorijevanje je hemijska reakcija pri kojoj se vrši sjedinjavanje sagorljivih sastojaka goriva, ugljenika, vodonika i sumpora sa kiseonikom iz vazduha. Gorivo se mora zagrijati do temperature paljenja, uz prisustvo vazduha, kada ono počinje samo od sebe da se pali. Plamen stranog toplotnog izvora nije potreban. Pri sagorijevanju se razvija toplota, gasovi i vodena para. Ako temperatura ložišta opadne ispod temperature paljenja goriva, nastaje gašenje vatre i stvaranje gustog crnog dima. Ovo se može pojaviti i kada je gorivo suviše vlažno. Potpuno sagorijevanje može nastati samo uz dovoljno prisustvo vazduha, odnosno kiseonika. Brzina sagorijevanja goriva se povećava održavanjem više temperature u ložištu, ravnomjernijom mješavinom goriva i vazduha, upotrebom sitnijeg i rastresitijeg goriva, kao i većim sadržajem vodonika u gorivu. Potpuno sagorijevanje se vrši u etapama, i to: 

I etapa: gorivo se suši, vlaga isparava, što se događa na oko 100°C



II etapa: vrši se suha destilacija goriva, izdvajaju se ugljovodonici, što se dešava na temperaturama 100 – 400°C



III etapa: nastaje paljenje goriva i stvaranje ugljenmonoksida



IV etapa: gorivo potpuno sagorijeva, ugljenmonoksid prelazi u ugljendioksid, vodonik u vodenu paru, a sumpor u sumpordioksid

Najbrže sagorijevaju gasovita goriva, potom tečna i najsporije čvrsta goriva .Sagorijevanje se u praksi nikada ne može ostvariti uz teorijski potrebnu količinu kiseonika, odnosno vazduha, pa se usled toga količina vazduha koja se dovodi jedinici mase goriva za potpuno sagorijevanje povećava. Faktor povećanja teorijske količine vazduha naziva se koeficijent viška vazduha i definiše se odnosom:

λ

VL ..............................................................................................................................7 VLmin

Faktori koji utiču na stvarnu vrijednost koeficijenta viška vazduha (  ) su mnogobrojni, ali se grubo mogu podijeliti u dvije grupe:  

Glavni ili primarni uticajni faktori; Sporedni ili sekundarni faktori.

Ovakva podjela uticajnih faktora na glavne i sporedne ne znači da uticaj sporednih faktora ne može, u izvjesnim slučajevima, biti veći od uticaja glavnih faktora. Glavni ili primarni uticajni faktori str. 7 / 76

predstavljaju goriva i sistem sagorijevanja sa tipom ložišta. Uticaj goriva na višak vazduha ispoljava se preko: vrste goriva; sortimana ili finoće mljevenja i faktora oblika čestice; procenta isparljivih dijelova; procenta i osobine pepela. Minimalna količina vazduha potreban za sagorijevanje 1 [kg] goriva ( VL min ) se računa:

VLmin 

1  1,867  c  5,6  h  0,7  s  0,7  o.......... .......... .......... .......... .......... .......... .( 8) 0,21

I ona za naše dato gorivo iznosi: VLmin  VLmin

1  1,867  0,4345  5,6  0,0356  0,7  0,0288  0,7  0,102 0,21

 m3 N   5,24   kg 

Dakle VL min prestavlja minimalnu potrebnu količinu vazduha i to za (l=1).Stvarna količina vazduha potrebna za sagorijevanje jednog kilograma goriva dobija se na osnovu jednačine (7).

VL  λ  VLmin..........................................................................................................................( 7.1) Vrijednosti stvarne količine vazduha potrebne za sagorijevanja jednog kilograma goriva prikazane su u tabeli 2., a sve dobiveno na osnovu jednačine (7.1), s tim što koeficijent viška zraka mijenjamo u granicama od 1 do 2 sa korakom 0,05.

Tabela 2. Vrijednost stvarne količine vazduha potrebne za sagorijevanje Koeficijent viška vazduha λ

Stvarna količina vazduha za sagorijevanje VL [m3N/kg]

1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45 1,5 1,55 1,6 1,65 1,7 1,75 1,8

5,24 5,502 5,764 6,026 6,288 6,55 6,812 7,074 7,336 7,598 7,86 8,112 8,384 8,646 8,908 9,17 9,432

str. 8 / 76

Tabela 2. Vrijednost stvarne količine vazduha potrebne za sagorijevanje (nastavak) Koeficijent viška vazduha λ

Stvarna količina vazduha za sagorijevanje VL [m3N/kg]

1,85 1,9 1,95 2

9,694 9,956 10,218 10,48

Ako se koeficijent viška vazduha odredi moguće je zaključiti u kojoj se mjeri stvarni proces sagorijevanja približava teorijskom procesu sagorijevanja. Razumije se da je težnja u eksplataciji kotlovskog postrojenja baš postizanje ovoga teorijskog sagorijeanja odnosno potpunog sagorijevanja uz minimalnu količinu vazduha jer je svako povećanje količine vazduha koje učestvuje u sagorijevanju neizbježno vezano sa povećanjem izlaznog gubitka u 7  tj. gubitka toplote usljed nepotrebno velike entalpije izlaznih gasova. 1.3. PRORAČUN KOLIČINE SUHIH I VLAŽNIH PRODUKATA SAGORIJEVANJA 1.3.1. PRORAČUN KOLIČINE SUHIH PRODUKATA SAGORIJEVANJA Minimalna teoretska količina suhih produkata sagorijevanja se računa po formuli: VSmin  VCO2  VSO2  VN2 ............................................................................................................(9) VSmin  1,867  c  0,7  s  0,8  n  0,79VLmin Vsmin  1,867  0,4345  0,7  0,0288  0,8  0,0077  0,79  5,24  m3 N  Vs min  4,9771   kg  Gdje je : 0,79 VLmin - kolicina azota koja se nalazi u zraku Stvarna zapremina suhih produkata sagorijevanja je: VS  VSmin  ΔVL .......................................................................................................................................... 10 ΔVL  VL  VLmin  VLmin λ  1.....................................................................................................................11

Kako je VL  f   ,a VS  zavisi od VL  te samim tim je i VS  f   , te kako je već rečeno u tekstu zadatka da koeficijent viška zraka mijenjamo u granici od 1 do 2, tako da će se rezultati za VS  i VL  , koje dobivamo na osnovu jednačine (10) i (11) predstaviti u tabeli 3. Tabela 3. Stvarna količina suhih produkata sagorijevanja

λ

λ–1

minimalna količina zraka VLmin [mN3/kg]

ΔVL

1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25

5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24

0 0,262 0,524 0,786 1,048 1,31 str. 9 / 76

količina suhih produkata sagorijevanja VS [mN3/kg] 4,9771 5,239 5,501 5,763 6,025 6,287

Tabela 3. Stvarna količina suhih produkata sagorijevanja (nastavak)

λ

λ–1

minimalna količina zraka VLmin [mN3/kg]

ΔVL

1,3 1,35 1,4 1,45 1,5 1,55 1,6 1,65 1,7 1,75 1,8 1,85 1,9 1,95 2

¸0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1

5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24 5,24

1,572 1,834 2,096 2,358 2,62 2,882 3,144 3,406 3,668 3,93 4,192 4,454 4,716 4,978 5,24

količina suhih produkata sagorijevanja VS [mN3/kg] 6,549 6,811 7,073 7,335 7,597 7,859 8,121 8,383 8,645 8,907 9,169 9,431 9,693 9,955 10,21

1.3.2. PRORAČUN KOLIČINE VLAŽNIH PRODUKATA SAGORIJEVANJA Minimalna teoretska količina vlažnih produkata sagorijevanja se računa po formuli:

VR min  VS min  VH 2O  VS min  11,2  h  1,244  w.........................................................(12)  m3N  VR min  4,9771  11,2  0,0356  1,244  0,206  v Rmin  5,632   kg  Stvarna zapremina vlažnih produkata sagorijevanja se računa po formuli: VR  VRmin  ΔVL ..........................................................................................................13

Kako je VL  f   ,a VR  zavisi od VL  te samim tim je i VR  f   , te kako je već rečeno u tekstu zadatka da koeficijent viška zraka mijenjamo u granici od 1 do 2, tako da će se rezultati za VR  , koje dobivamo na osnovu jednačine (13) predstaviti u tabeli 4. Tabela 4. Stvarna količine vlažnih produkata sagorijevanja

λ

λ–1

1 1,05 1,1

0 0,05 0,1

Stvarna zapremina vlažnih produkata sagorijevanja VRmin [mN3/kg] 5,632 5,632 5,632 str. 10 / 76

ΔVL 0 0,262 0,524

količina vlažnih produkata sagorijevanja VR [mN3/kg] 5,632 5,894 6,156

Tabela 4. Stvarna količine vlažnih produkata sagorijevanja (nastavak)

λ

λ–1

minimalna količina vazduha VRmin [mN3/kg]

ΔVL

1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45 1,5 1,55 1,6 1,65 1,7 1,75 1,8 1,85 1,9 1,95 2

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1

5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632 5,632

0,786 1,048 1,31 1,572 1,834 2,096 2,358 2,62 2,882 3,144 3,406 3,668 3,93 4,192 4,454 4,716 4,978 5,24

količina vlažnih produkata sagorijevanja VR [mN3/kg] 6,418 6,68 6,942 7,204 7,466 7,728 7,99 8,252 8,514 8,776 9,038 9,3 9,562 9,824 10,086 10,348 10,61 10,872

Na osnovu tabela 2, 3 i 4 se dijagramski mogu prikazati promjene količine suhih i vlažnih produkata sagorijevanja, te količine vazduha u zavisnosti od koeficijenta viška vazduha, što je i prikazano na idućoj slici:

Količina zraka i produkata sagorijevanja V m3N/kg

12

10

8 Vr 6

Vs VL

4

2

0 1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45 1,5 1,55 1,6 1,65 1,7 1,75 1,8 1,85 1,9 1,95 2

λ

Slika 1. Dijagram zazapremine vazduha, suhih i vlažnih produkata sagorijevanja po kilogramu goriva u zavisnosti od koeficijenta viška zraka

str. 11 / 76

1.4.

UDIO POJEDINIH KOMPONENTI U PRODUKTIMA SAGORIJEVANJA

Udio pojedinih suih komponenti u produkata sagorijevanja računamo:

CO 2 s O 2 S

VCO2





VS

VO2 VS

 100% 

 100% 

1,867  c 1,867  c  100%   100% VSmin  λ  1VLmin VSmin  ΔVL

0,21λ  1VLmin 0,21λ  1VLmin  100%   100%........... ......................(14) VSmin  λ  1VLmin VSmin  ΔVL

Udio pojedinih vlažnih komponenti u produkata sagorijevanja računamo:

VCO2

CO 2 W



O 2 S

VO2



VR

VR

 100% 

 100% 

1,867  c 1,867  c  100%   100% VRmin  λ  1VLmin VRmin  ΔVL

0,21λ  1VLmin 0,21λ  1VLmin  100%   100% VRmin  λ  1VLmin VRmin  ΔVL

11,2h  1,244w 11,2h  1,244w  100%   ΔVL .......... .......... .........( 15) VR VRmin  λ  1VLmin VRmin  ΔVL Vrijednosti pojedinih komponenti u produktima sagorijevanja računamo na sledeći način:

H2 OW



VH2O

 100% 

m3  VCO2  1,867c  1,867  0,4345  0,8112 N   kg   mN3  VH2O  11,2h  1,244w  11,2  0,035  1,244  0,206  0,6482   kg   m3  VN2  0,8n  0,79VLmin  0,8  0,0077  0,79  5,24  4,145 N   kg  m3  VSO2  0,7s  0,7  0,0288  0,0202 N .....................................................................(16)  kg  Dok vrijednost VO2 računamo po formuli: VO2  0,21  λ  1VLmin

Vrijednost VO2 je u funkciji od koeficijenta viška zraka. Rezultati su prikazani u tabeli: Tabela 5. Vrijednost količine kiseonika u zavisnosti od lambda minimalna količina zraka λ–1 VLmin [mN3/kg] 0 5,24 0,05 5,24 0,1 5,24 0,15 5,24 0,2 5,24 0,25 5,24 0,3 5,24 0,35 5,24 0,4 5,24 0,45 5,24 0,5 5,24

str. 12 / 76

količina kisika VO2 [mN3/kg] 0 0,055 0,11004 0,165 0,22 0,2751 0,33012 0,38514 0,4401 0,4951 0,5502

Tabela 5. Vrijednost količine kiseonika u zavisnosti od lambda (nastavak) minimalna količina zraka količina kisika λ–1 VLmin [mN3/kg] VO2 [mN3/kg] 0,55 5,24 0,6052 0,6 5,24 0,6602 0,65 5,24 0,7152 0,7 5,24 0,7702 0,75 5,24 0,8253 0,8 5,24 0,8803 0,85 5,24 0,9353 0,9 5,24 0,9903 0,95 5,24 1,0453 1 5,24 1,1004 Tabela 6. Procentualni sastav produkata sagorijevanja u zavisnosti od lambde

λ

(CO2)s [%]

(CO2)w [%]

(H2O)w [%]

(O2)s [%]

(O2)w [%]

1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45 1,5 1,55 1,6 1,65 1,7 1,75 1,8 1,85 1,9 1,95 2

16,28 15,47 14,73 14,06 13,45 12,89 12,37 11,9 11,46 11,05 10,67 10,31 9,98 9,67 9,37 9,1 8,84 8,59 8,36 8,14 7,93

14,47 13,83 13,24 12,70 12,20 11,74 11,31 10,92 10,55 10,20 9,88 9,57 9,29 9,02 8,76 8,52 8,30 8,08 7,88 7,68 7,50

11,51 11 10,53 10,1 9,7 9,34 9 8,68 8,39 8,11 7,86 7,61 7,39 7,17 6,97 6,78 6,6 6,43 6,26 6,11 5,96

0 1,05 2 2,86 3,65 4,38 5,04 5,65 6,22 6,75 7,24 7,7 8,13 8,53 8,91 9,27 9,6 9,92 10,22 10,5 10,77

0 0,93 1,79 2,57 3,29 3,96 4,58 5,16 5,7 6,2 6,67 7,11 7,52 7,91 8,28 8,63 8,96 9,27 8,57 9,85 10,12

str. 13 / 76

18 16 14

Procenat [%]

12 10

(CO2)s [%] (CO2)w [%]

8

(H2O)w [%] (O2)s [%]

6

(O2)w [%] 4 2 0

Koef. viška vazduha λ

Slika 2. Dijagram procentualnog sastava CO2, O2 i H2O u suhim i vlažnim produktima saagorijevanja u zavisnosti od koeficijenta viška zraka

1.5. TROUGAO SAGORIJEVANJA ZA DATO GORIVO – OSVALDOV TROUGAO Koeficijent viška vazduha može se odrediti iz Ostwaldovog trougla sagorijevanja, a Ostwaldov trougao može poslužiti i za određivanje sadržaja (CO) u produktima sagorijevanja. Ostwaldov trougao se bazira na linearnoj vezi koeficijenta viška vazduha sa udjelom CO2  i O2  u produktima sagorijevanja. Polazeći od maksimalnog sadržaja ugljendioksida u produktima sagorijevanja koji se dobiva kao odnos količine CO2  i minimalne količine suhih produkata sagorijevanja pri potpunom sagorijevanju ugljika iz goriva dobiva se: CO 2max 

VCO2 VRSmin



1,867  c ............................ .....................................16.1 1,867  c  0,7  s  0,8  n  0,79VLmin

Ako se sva količina vazduha potrebna za potpuno sagorijevanje utroši na nepotpuno sagorijevanje goriva, tako da sav ugljik sagori u (CO), dobivaju se produkti sagorijevanja u kojima je sadržaj (CO) maksimalan, a dodatno u produktima sagorijevanja javlja se kiseonik koji nije utrošen za sagorijevanje, jer je za nepotpuno sagorijevanje potrebno manje kiseonika nego sa potpuno. Tada je sadržaj ugljenmonoksida:

str. 14 / 76

CO max  CO max 

VCO ' RS

V



1,867  c ..................................................17 1,867  c  0,7  s  0,8  n  0,79VLmin  0,9335  c

1,867  c .............................................................................................................17.1 VRSmin  0,9335  c

Pri tome se u produktima sagorijevanja javlja sadržaj kiseonika: O '2 

0,9335  c CO max  .................................................................................................................18 2 V RS'

U slučaju da je koeficijent viška vazduha beskonačan, udio kiseonika u produktima izgaranja biće (0,21), isti kao i u zraku O2 max  0,21 . Minimalna količina vazduha potrebna za sagorijevanje jedinice količine goriva, koju smo gore već izračunali je: 1 VLmin   1,867  c  5,6  h  0,7  s  0,7  o  0,21

VLmin

 mN3   5,24   kg 

Količina suhih produkata sagorijevanja, kada bez viška vazduha sav ugljik sagori CO2  : VRSmin  1,867  c  0,7  s  0,8  n  0,79VLmin VRSmin

 mN3   4,9771   kg 

Maksimalni udio ugljendioksida CO2 max  dobiva se dijeljenjem količine CO2  i količine suhih

produkata sagorijevanja VRS min  : 100  VCO2 100  1,867  c 100  1,867  0,4345 CO 2max     16,298%.............................................(19) VRSmin VRSmin 4,9771 Količina suhih produkata sagorijevanja ako se vazduh potreban za potpuno sagorijevanje ugljika iskoristi za nepotpuno sagorijevanje ugljika u (CO):  m3  VRS'  VRS min  0,9335  c  4,9771  0,9335  0,4345  5,3827  N ....................................................(20)  kg  Maksimalni sadržaj ugljenmonoksida (CO) u ovim produktima sagorijevanja iznosi: CO max 

VCO 1,867  c 1,867  0,4345  100%   100%   100%  15,07 % ' ' 5,3827 VRS VRS

Pri tome ostaje neutrošenog kiseonika:

O'2 

CO max 15,07%   7,535 % 2 2 str. 15 / 76

Na sljedećoj slici je pretstavljen Ostwaldov trougao sagorijevanja.

18 16 1,1 14

1,3 10

Višak

[%] CO2

1,2

12

8

1,5 1,7

Manjak

6 4

2

1

0

l

2

CO 0 0

2

4

6

8

12 O'2 10 [%] O2

14

16

18

20

22

24

Slika 3. Trougao sagorijevanja za dato gorivo

1.6.

PRORAČUN ENTALPIJA PRODUKATA SAGORIJEVANJA

Entalpije produkata sagorijevanja računamo kao:

I  It  IΔλ  kJ  t   kg ; IΔλ  λ  1VLminiL   t  t   VN2 iN2  λ  1VLminiL   Viiit   λ  1VLminiLt 

t  It  VCO2 iCO  VSO2 iSOt 2  VH2OiHt2O  VN2 iNt2   Viiit  2 t  I  VCO2 iCO  VSO2 iSOt 2  VH2OiHt2O 2

Gdje je: VL min - minimalna potrebna količina vazduha za sagorijevanje jednog kilograma goriva t  i L - entalpija suhog vazduha [tabela.3.31. strana 3.207 Parni kotlovi Đurić] t  CO2

t  t  ; iSO ; iH 2O ; iNt 2 - entalpija pojedinih komponenti produkata sagorijevanja [ista tabela]. 2

Entalpije produkata sagorijevanja su date u tabeli 7, a prestavljene su i na I-t dijagramu na slici 4.

str. 16 / 76

Tabela 7. Vrijednosti entalpija produkata sagorijevanja u f-ji od temperature i koeficijenta viška vazduha.

str. 17 / 76

40000

1

35000

1,05

1,1 1,15

30000

1,2 1,25 1,3

Entalpija [kJ/kg]

25000

1,35 1,4 20000

1,45 1,5 1,55

15000

1,6

1,65 1,7 10000

1,75 1,8 1,85

5000

1,9 1,95 2

0 0

500

1000

1500

Temperatura [°C] Slika 4. I - t dijagram produkata sagorijevanja str. 18 / 76

2000

2500

2. IZBOR LOŽIŠTA Na osnovu donje toplotne moći (Hd=17,3024 [MJ/kg]), dobijene preko VD obrasca za elementarni sastav izabranog goriva iz udžbenika “Parni kotlovi” – Đurić, [strana 4.176, tabela 4.21], usvajamo ložište klasifikacione oznake 1.2.1.1.4 (W plamen). Po preporuci, uzimamo jedan dio tabele iz “Parni kotlovi” – Đurić [tabela 3.13, strana 3.56] za klasični ozid. Tabela 8: Klasični ozid

Klasični ozid Višak vazduha ulaz u ložište

Priraštaj Δλ

kraj ložišta

pregrijač pare

zagrijač vode

zagrijač zraka

12

13

14

15

16

1,22 – 1,23

1,24 – 1,27

0,02 – 0,05

0,02 -0,05

0,05

Priraštaj viška vazduha: a) PP2 b) MPP c) PP1 d) ZV e) ZZ2 f) ZZ1

Δλ=0 - 0,05 Δλ=0,02 - 0,05 Δλ=0 - 0,05 Δλ=0,02 - 0,05 Δλ=0,05 Δλ=0,05

Tabela 9. Priraštaj koeficijenta viška zraka za nominalni i maksimalni režim rada

Nominalni Režim rada Ogrijevna Površina Isparivač PP2 MP PP1 ZV ZZ2 ZZ1

ul iz 1,22 1,24 1,24 1,24 1,24 1,26 1,26 1,26 1,26 1,29 1,29 1,34 1,34 1,39

str. 19 / 76

  0,02 0 0,02 0 0,03 0,05 0,05

2.1.

KOTLOVSKI GUBICI

Kotlovske gubitke usvajamo iz udžbenika “Parni kotlovi” – Đurić [tabela 4.21 na strani 4.176], na osnovu odabranog kotla i za datu toplotnu moć goriva: Tabela 10. Vrijednosti kotlovskih gubitaka

Redni broj 1 2 3 4 5 6 7 8

Gubitak [%] U1 U2

Nominalni režim

Maksimalni režim

0,2

0,5

U3 g

2

3,5

97,8 0,1

96 0,3

0,05

0,15

97,65

95,65

10

12

U4 U5

U6

9

F U7

10

U8

0,5

0,1

11

Z K

99,5

99

87,15

82,65

12

U 1 - Gubitak usljed propadanja goriva kroz rešetku, ovaj gubitak nastaje usljed propadanja sitnijih čestica goriva kroz rešetku u pepeljaru. Prema tome on se pojavljuje samo kod ložišta sa sagorijevanjem u sloju i kod ložišta sa kombinovanim sagorijevanjem. Kod kombinovanog sagorijevanja on je manji jer najsitnije čestice, koje su podložene na prvom mjestu propadanju, sagore u letu. Količina goriva koja je propala kroz rešetku ne može se smatrati za gorivo koje nije uopšte učestovalo u procesu sagorijevanja, jer se izvijesan dijo isparljivih dijelova ( sagorljive i nesagorljive materije) gasificira i u gasovitom stanju iskorištava u kotlu. S druge strane gorivo koje je propalo kroz rešetku u većini slučajeva baš zbog ovog isparavanja predstavlja koksni ostatak veće toplotne moći nego gorivo koje je sirovo unijeto u ložište. U 2 - Gubitak usljed nesagorjelog goriva u šljci i pepelu, ovaj gubitak prestavlja količinu toplote izgubljenu usljed nesagorjelog goriva koje odlazi iz ložišta sa pepelom i šljakom. On se pojavljuje pri sagorijevanju u sloju kao značajniji gubitak, dok kod sagorijevanja u vidu ugljenog praha njegova vrijednost je znatno niža i često se može sasvim zanemariti.

U 3 - Gubitak usljed letećeg koksa, ovaj gubitak nastaje usljed nesagorijevanja sagorljive čvrste materije u letećim dijelovima. Ovo je posljedica nedovoljnog vremena zadržavanja letećih čestica u ložišnom prostoru. U 4 - Gubitak usljed hemijske nepotpunosti sagorijevanja, ovaj gubitak se najčešće svodi na pojavu (CO) , koji kao produkt nepotpunog sagorijevanja izlazi iz kotla. Za razliku od prethodnog gubitka, on je manje vezan za sistem sagorijevanja i može se u manjoj ili većoj mjeri, pojaviti kod svih tipova ložišta. Prilikom proračuna kotla gubitak U 4 određuje se slobodnom procjenom, a pri ispitivanju kotla analizom gasova, kojom se ustanovljav prisustvo svih produkata nepotpunog sagorijevanja. str. 20 / 76

U 5 - Gubitak usljed čađi, ovaj gubitak nastaje zato što se na hladne grejne površine taloži u vidu čađi ugljenik iz hemijskih jedinjenja kooja se javljaju u produktima sagorijevanja. Prema tome, i ovaj gubitak spaa u sklop gubitaka „usljed nesagorjelog“. On se pojavljuje češće kod kotlova niskih pritisaka jer su usljed niže temperature ključanja i temperature metala niže. Isto tako on se javlja i kod zagrijanih spusnih cijevi, naročito ako su one u oblasti visokih temperatura dimnih gasova. U 6 - Gubitak usljed fizičke toplote šljake, on prestavlja gubitak toplote koji nastaje pri odvođenju šljake iz ložišta. Ovaj gubitak osjetan i mora se uzeti u obzir, kod sistema tečnog odvođenja šljake, gdje se usljed visokih temperatura potrebnih za otapanje i odvođenje šljake gubi znatna količina toplote. Kod sistema loženja gdje se šljaka odvodi u čvrstom stanju , upitanju su niže temperature šljake na izlazu iz ložišta, te i manji toplotni sadržaj ( a obično i manje apsolutne količine pepela u gorivu), tako da je ovaj gubitak neznatan i obično se ne uzima u obzir. Gubitak U 7 i U 8 bit će objašnjeni u nastavku zadatka. 2.2.

PRORAČUN GUBITAKA U7 ZA NOMINALNI I MAKSIMALNI REŽIM RADA

Gubitak U 7 je gubitak u izlaznim gasovima i on je po veličini najznačajniji kotlovski gubitak. To je gubitak nastao usljed fizičke toplote izlaznih gasova. On je neizbježan i pojavljuje se kod svakog kotlovskog postrojenja. Gubitak u izlaznim gasovima može se izračunati pomoću raznih teorijskih ili empirijskih obrazaca. Među ovim obrascima najčešće se primjenjuje sledeći:

U7   g

VRW C pm t g  t l  Hd

%

.......... .......... ....

21

 kJ   m 3 K  - Srednja specifična toplota gasova na izlazu Ovaj obrazac se primjenjuje ukoliko se ne raspolaže sa I-t dijagramom već je poznat elementarni sastav goriva i temperatura izlaznih gasova, a specifična toplota se dobija iz tablica. I g  Il % 22 U7   g .......... .......... .... Hd Najtačniji rezultat nam daje sledeći obrazac, s tim što je uzeta u obzir fizička toplota goriva koja se unosi u proces i fizička toplota vlage u vazduhu koji služi za sagorijevanje.

Gdje je: C pm

U7   g

Ig  Il  i G  I H2O  Hd

%

.......... .......... ....

23

 kJ   kg  - Toplotni sadržaj goriva na temperaturi na kojoj ono ulazi u ložište    kJ  I  H 2O    - Toplotni sadržaj vlage u vazduhu koji se unosi u proces sagorijevanja.  kg  Obrazac (23) daje dosta tačne rezultate, s obzirom na to da je za njegovo korištenje potrebno pretpostaviti samo jednu vrijednost I g  . Vrijednost I g  prestavlja ustvari toplotu koju nose sa Gdje je: iG

sobom izlazni gasovi, dok su članovi I l ; iG ; I  H 2O   su količine toplote koje se unose u proces i

usled toga se odbijaju od toplote koja je iznijeta. Vrijednost I g  se dobija iz I-t dijagrama i to za temperaturu i višak vazduha na izlazu. I l  se izračunava pomoću specifične toplote vazduha,

njegove temperature i viška vazduha na kraju kotla. iG  se izračunava pomoću specifične toplote str. 21 / 76

goriva i temperature sa kojom ono ulazi u ložište., a I  H 2O  se dobija pomoću relativne vlažnosti vazduha potrebnog za sagorijevanje.Obrazac (23)se koristi ne samo pri proračunu, već i prilikom ispitivanja kotla, i to u ovom slučaju sa više sigurnosti, jer se temperatura t g  i drugi promjenljivi članovi dobijaju mjerenjem. Pored navedenih obrazaca mogu se koristiti i brojni drugi koji se baziraju na Orsatovoj analizi.

2.2.1. PRORAČUN GUBITAKA U7 ZA NOMINALNI REŽIM RADA Koristeći jednačinu (2.2) možemo odrediti koliki je gubitak u izlaznim gasovima U 7N za nominalni režim rada:

U  N 7

N g

INg1  INL Hd

%

*

.......... .......... ....

Za koeficijent viška zraka očitan iz tabele [tabela 9, strana 22 ovoga grafičkog] za nominalni režim

 C  (dat podatak u zadatku), te na osnovu tabele [tabela 7, strana 16 ovoga grafičkog] višestrukom interpolacijom dobijamo entalpiju izlaznih gasova I  na kraju kotla pri izN  1,39 i t g  180

O

N g1

nominalnom režimu rada.

𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 100℃ 𝑖  = 1,35 => 𝐼𝑔 = 1018,56 [ 𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 100℃ 𝑖  = 1,4 => 𝐼𝑔 = 1052,63 [ 𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 100℃ 𝑖  = 1,39 => 𝐼𝑔 = 1018,56 + (1,39 − 1,35) ∙

]

𝑘𝑔 1052,63 − 1018,56 1,4 − 1,35

𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 200℃ 𝑖  = 1,4 => 𝐼𝑔 = 2127,53 [

𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 180℃ 𝑖  = 1,39 => 𝐼𝑔 = 1045,81 + (180 − 100) ∙

str. 22 / 76

]

𝑘𝑔 𝑘𝐽

𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 200℃ 𝑖  = 1,35 => 𝐼𝑔 = 2059,03 [

𝑍𝑎 𝑡𝑔 = 200℃ 𝑖  = 1,39 => 𝐼𝑔 = 2059,03 + (1,39 − 1,35) ∙

𝑘𝐽

𝑘𝐽

= 1045,81 [

𝑘𝐽

]

𝑘𝑔

]

𝑘𝑔 𝑘𝐽

]

𝑘𝑔 2127,53 − 2059,03 1,4 − 1,35

2113,83 − 1045,81 200 − 100

= 2113,83 [

𝑘𝐽

]

𝑘𝑔

= 1900,226 [

𝑘𝐽

]

𝑘𝑔

Nakon što smo izračunali entalpiju izlaznih gasova , sledeće što je nepoznato u jednačini (*) jeste entalpija vazduha za nominalni režim rada. Vrijednost ove entalpije određujemo na sledeći način: I LN  VL  i L ; VL  VL min  min

min  1,21 - tabela 8 - kraj ložišta.

 

Za zrak na temperaturi t  20 O C možemo na osnovu tabele 3.31 na strani 3.207 Parni kotlovi  kJ   kJ  Đurić odrediti entalpiju i L  25,96  3  ; i' L  20,10   m   kg  i ' M 20,10  28,95  kJ  iL  L n   25,96  3  22,41 22,45 m  M n - relativna molekularn a masa vazduha  m3   kJ  Pa je entalpija vazduha : I LN  VL min   min  i L  5,24  N   1,24  25,96 3  m   kg   kJ  I LN  168,67    kg 

 kJ  H d  17302,4  - [zračunato u prvom dijelu zadatka].  kg 

 gN  97,8 %

- [tabela 10 ovog grafičkog,očitano za nominalni režim]

Pošto nam je sada sve poznato možemo se vratiti u jednačinu (*) i izračunati vrijednost gubitka u izlaznim gasovima, pa je:

U 7N

2.3.

 kJ   kJ  1900,226   168,67    kg   kg   9,787 %  97,8%  kJ  17302,4   kg 

ODREĐIVANJE STEPENA IZOLOVANOSTI

Stepen izolovanosti parnog kotla  Z  se određuje na osnovu sledećeg obrasca:

U   % 24  Z  1  8   100 .......... .......... ....  100  Gdje je: U 8 - Gubitak usljed spoljnjeg hlađenja, on prestavlja toplotu izgubljenu usljed toga što kotao odaje izvjesnu količinu toplote sredini u kojoj se nalazi. Ovo odavanje toplote neminovno je usljed temperaturskih razlika između spoljnih kotlovskih površina i vazduha koji okružuje isti. Ovaj gubitak je neminovan kod svakog kotla. Tačno izračunavanje veličine ovog gubitka vrši se pomoću teorijskih obrazaca i vezano je za poznavanje niza promjenljivih veličina, tako da prestavlja dosta složen i obiman postupak. Usljed toga se u praksi pribjegava primjeni empirijskih obrazaca ili raznih dijagrama, koji daju orjentaionu vrijednost za veličinu ovog gubitka. Veličina ovoga gubitka zavise od mnogih faktora U 8  f  ; t; A , koji se uglavnom mogu svesti na veličinu str. 23 / 76

spoljnih površina kotla, na temperatursku razliku između spoljne površine kotla i sredine u kojoj se isti nalazi, i na koeficijent prijelaza toplote. Svaki od ovih osnovnih faktora zavisi sa svoje strane od niza drugih. 2.3.1. PRORAČUN STEPENA IZOLOVANOSTI ZA NOMINALNI REŽIM RADA Dakle, stepen izolovanosti za nominalni režim možemo izračunati na osnovu obrasca (2.4), pa će biti:  UN8  N    100 % *  Z  1  .......... .......... ....  100   U 8N  0,5 % - [tabela 10 ovog grafičkog, očitano za nominalni režim]

*



 ZN

2.4.

0,7     100  100  %  99,3

 ZN  1 

ODREĐIVANJE INDIREKTNOG STEPENA KORISNOSTI KOTLA

Indirektni stepen korisnosti kotla se određuje na osnovu obrasca: 8   Ui    U  U2  U3  U 4  U5  U 6  U7  U8   % ........ 25 K  1  i1   100  1  1   100  100       Gdje su: U1 ;U 2 ;U 3 ;U 4 ;U 5 ;U 6 ;U 7 ;U 8 - Gubici, koje uzimamo iz tabele [tabela 10, strana 23 ovog grafičkog rada] i objašnjeni su u prethodnom dijelu zadatka. 2.4.1. PRORAČUN INDIREKTNOG STEPENA KORISNOSTI KOTLA ZA NOMINALNI REŽIM RADA Iz jednačine (25), nakon uvrštavanja vrijednosti gubitaka U1 ;U 2 ;U 3 ;U 4 ;U 5 ;U 6 ;U 7 ;U 8  za nominalni režim, dobija se da je indirektni stepen korisnosti kotla jednak:

 KN  87,15 % 2.5.

PRORAČUN POTREBNE KOLIČINE GORIVA

Potrebnu količinu goriva računamo na sledeći način:

D1  i S  i a   DMP  iMP .iz  iMP .ul  K  H d Gdje je : B

.......... .......... ....

str. 24 / 76

26

ia - entalpija napojene vode, koju određujemo za pritisak pa  170bar  i t a  260O C  iz  kJ  termodinamskih tablica višestrukom interpolacijom i ona iznosi ia  1133,8  .  kg  i s - entalpija na izlazu iz pregrijača pare ˙(PP), koju određujemo za pritisak pO  160bar  i

 kJ  t s  510 O C iz termodinamskih tablica, višestrukom interpolacijom i ona iznosi i s  3326,7   .  kg  iMP.ul - entalpija na ulazu u međupregrijač pare (MPP), koju određujemo za pritisak p S  44bar i

 

 kJ  t a  260 O C iz termodinamskih tablica, interpolacijom, i ona iznosi iMP.ul  2814,6    kg  iMP.iz - entalpija na izlazu iz (MPP), koju određujemo za pritisak p S  44bar i t s  505 O C iz

 

 

 kJ  termodinamskih tablica, interpolacijom i ona iznosi iMP.iz  3452,8    kg   K - Indirektni stepen korisnosti kotla [tabela 10 ovog grafičkog] H d - Donja toplotna moć goriva [izračunato u prvom dijelu zadatka] 2.5.1. PRORAČUN POTREBNE KOLIČINE GORIVA ZA NOMINALNI REŽIM RADA Na osnovu izraza (26), te na osnovu poznatih vrijednosti entalpija, koje smo odredili interpolacijom iz termodinamskih tablica, možemo odrediti potrebnu količinu goriva za nominalni režim rada kotla, i ona iznosi:  D  i  i   D N  i i BN  1N S a N MP MP.iz MP.ul K  H d  kg   kg  N  350  ; KN  87,15 % D1N  350  ; DMP  s   s   kJ   kJ    kJ   kJ    kg    kg   350    3326,7    1133,8    350    3452,8   2814,6    s    s    kg   kg    kg   kg   BN   kJ  0,8715  17302,4   kg   kg  BN  65,7127   s 

2.6.

GASIFIKACIONA KOLIČINA GORIVA

Gasifikaciona količina goriva se računa na sledeći način: B g  BN  g .......... .......... .... BN – Potrebna količina goriva [izračunato u predhodnoj stavci 2.5.1]  g - Stepen gasifikacije [tabela 10 ovog grafičkog rada]

str. 25 / 76

27

2.6.1. PRORAČUN GASIFIKACIONE KOLIČINE GORIVA ZA NOMINALNI REŽIM RADA  kg  Na osnovu jednačine (27), te poznatih vrijednosti BN  65,7127   i  gN  0,978 , možemo  s  odrediti gasifikacionu količinu goriva za nominalni režim rada, pa će biti:

 kg  BgN  64,267   s 

2.7. PRORAČUN TOPLOTE UNESENE U LOŽIŠTE I RASPORED PRIHVAĆENE TOPLOTE 2.7.1. KOLIČINA TOPLOTE UNESENA U LOŽIŠTE Količina toplote unesena u ložište se računa na sledeći način: Q  B  Hd .......... .......... .... B – Potrebna količina goriva [izračunato u predhodnoj stavci 2.5.1] H d - Donja toplotna moć goriva [izračunato u prvom dijelu zadatka ovog grafičkog rada]

28

Q  65,712  17302,4 = 1 136 975,3 [kW]

2.7.2. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U LOŽIŠTU Količina toplote prihvaćena u ložištu se računa na sledeći način: Q1  Q  K .......... .......... .... Q – količina toplote unesena u ložište [izračunato u predhodnoj stavci 2.7.1]  K - indirektni stepen korisnosti kotla [tabela 10 ovog grafičkog rada]

Q1  1136975,3  0,8715



29

Q1  990873,98 kW

2.7.3. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U ZAGRIJAČU VODE – EKONOMAJZERU Zagrijač vode ( ekonomajzer) je naknadna konvektivna kotlovska ogrijevna površina sa zadatkom da povisi temperaturu vode na ulazu u isparivač nešto ispod ili sve do temperature isparavanje na pritisku kotla. Drugi zadatak zagrijača vode je da što je više moguće snizi temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz kotla, ako je zagrijač vode posljednja ogrijevna površina u kotlu. Za kotlove viših pritisaka zagrijač vode je neophodan element za snižavanje temperature produkata sagorijevanja na izlazu iz kotla, jer je temperatura zasićenja za takve kotlove nerijetko do 270 O C , što bi uz neophodnu temperaturnu razliku, dovelo do temperature produkata

 

sagorijevanja na izlazu iz kotla sve do 350

 

 C . Za kotlove nižeg pritiska, kod kojih je temperature O

isparavanja niža od 180 O C , zagrijač vode nije neophodan. Količina toplote prihvaćena u ekonomajzeru se računa na sledeći način:

Q e  D1  i e  i a 

.......... .......... ....

(30)

ie - Entalpija na izlazu iz ekonomajzera, dobivena iz termodinamskih tablica za Po  160bar  i t k  t zp  10  15 . Dakle za po  160bar  idemo u termodinamske tablice (zasićeno područje), te K

str. 26 / 76

 

očitamo vrijednost temperature zasićenja, i ona iznosi t zpK  347,32 O C , te zatim ovu temperaturu

 

umanjimo za 5 do 15 C , jer nemožemo transportovati dvofaznu smjesu (voda+para), tačnije ne postoji pumpa koja može da transportuje dvofaznu smjesu. Sada možemo izračunati t k  340 O C (umanjeno za 7,32), te na osnovu poznatog pritiska p o  i temperature t k  , idemo u O

 

 kJ  termodinamske tablice, odakle dobijamo vrijednost entalpije ie  , i ona iznosi ie  1586,3  .  kg  i a - entalpija napojene vode, koja je već određena [stavka 2.5 ovog grafičkog rada] i ona iznosi:  kJ  ia  1133,8  .  kg  QeN  D1N  ie  ia 

*

.......................

 kg  D1N  350   s 

 kJ   kJ    kg   QeN  350   1586,3  - 1133,8   s    kg   kg   QeN  158385 kW

2.7.4. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U ISPARIVAČU Isparivač (ili parni kotao u užem smislu) je element kotla u kojem dolazi do isparavanja vode i na izlazu se dobiva suhozasićena ili vlažna para. Ozračeni isparivač obično obuhvata ložište i proračunom ložišta on je potpuno određen kao element pomoću kojeg se obavlja hlađenje ložišta. Konvektivni isparivač je element u kojem se izmjena toplote obavlja uglavnom konvekcijom, ali i zračenje zbog visokih temperatura ima priličan uticaj. U zavisnosti od vrste kotla i konvektivni dio isparivača je različit, a postoje i izvedbe kotlova bez konvektivnih isparivača. Pritisak pare u isparivaču imaće konstantnu vrijednost samo u slučaju da je produkcija pare u isparivaču jednaka količini pare što izlazi iz isparivača. Kotlovski bubanj ima zadataka separatora pare koji odvaja suhozasićenu vodenu paru od vodenih kapljica. Pri nižim pritiscima separacija svakog bubnja je efikasnija zbog veće razlike u gustoći pare i tečnosti, a pri višim pritiscima ovakvo odvajanje nije dovoljno efikasno. Količina toplote prihvaćena u isparivaču se računa na sledeći način:

Qi  D1 i x  i e 

30.1

.......... .......... ....

i x - entalpija na izlazu iz isparivača, koju određujemo na sledeći način: i x  i'x  i' 'i'

30.1.1

.......... .......... ....

Za p0  160bar  iz termodinamskih tablica (zasićeno područje) dobijamo vrijednost entalpija i '

 kJ  i i ' ' interpolacijom, te one iznose: i '  1650   kg 

 kJ  i' '  2582  .  kg 

x  0,8............0,9 usvajamo x  0,9 , te slijedi iz jednačine (30.1.1): str. 27 / 76

  kJ   kJ   kJ   i x  1650   0,85   2582   1650    kg   kg   kg     kJ  ix  2442,2    kg   kJ  ie  1586,3  - entalpija na izlazu iz ekonomajzera, izračunata u predhodnoj [stavka 2.7.3, strana  kg  28 ovog grafičkog rada]

QiN  D1N i x  ie 

 kg  D1N  350   s 

 kJ   kJ    kg   QiN  350    2442,2   1586,3   s    kg   kg   QiN  299565 kW

2.7.5. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U PREGRIJAČU PARE U pregrijačima isparena voda iz isparivača pregrijava se do temperature pregrijanja t S  . Taj proces se obavlja pri konstantnom pritisku uz gubitke strujanja koji nisu veliki. Kako je poznato pri porastu temperature gustoća pare opada zbog čega brzina pare u pregrijaču raste od ulaza ka izlazu pare. Pregrijači se prema dominantnom vidu izmjene toplote mogu podijeliti na: a) Konvektivne b) Poluzračne c) Ozračene. Zavisno od njihovog karaktera imaju različitu konstrukciju. Kod konvektivnih pregrijača cijevi su malog prečnika, gusto raspoređene u dimnom kanalu, dok se ozračeni pregrijači sastoje od cijevi većeg prečnika i time između njih je veći međuprostor. Temperature pregrijanja su za feritne cijevi do 540 O C , dok su za austenitne cijevi više, i kreću se i do 650 O C . Količina toplote prihvaćena u pregrijaču pare može se izračunati na sledeći način:

 

QS  D1 i S  i x 

 

30.2

.......... .......... ....

i s - entalpija na izlazu iz pregrijača pare ˙(PP), koju smo odredili u stavci 2.5 za pritisak p S  160bar  i t s  510O C iz termodinamskih tablica, višestrukom interpolacijom i ona iznosi  kJ  i s  3326,7   .  kg  i x - entalpija na ulazu u pregrijač pare, koju smo odredili u predhodnoj stavci 2.7.4 i ona iznosi  kJ  i x  2442,2   .  kg  Na osnovu jednačine (2.12), te s obzirom na to da su poznate entalpije na ulazu i izlazu iz pregrijača pare, možemo izračunati količinu toplote prihvaćenu u istom, za nominalni režim rada. str. 28 / 76

 kJ   kJ    kg   QSN  D1N iS  i x   350    3326,7    2442,2   s    kg   kg   QSN  309575 kW

S obzirom na činjenicu da imamo dva pregrijača pare (uslov zadatka), dobivenu količinu toplote za nominalni režim dijelimo sa dva, te dobivamo da je količina toplote predata u pregrijaču pare 1 i 2: QSN N N QS 1  QS 2  2 QSN1  QSN2  154787,5kW 

Dakle fluid (suha para) koja je došla iz isparivača u kotlovski doboš, iz istog ide u pregrijač pare jedan (PP1), koji se nalazi iza međupregrijača pare, a zatim kako je to prestavljeno na slici ispod (slika.5.), sada već djelimično pregrijana para ide u pregrijač pare dva (PP2). Ovo radimo iz razloga tog, ako bi suha para iz kotlovskog doboša prvo išla u pregrijač pare dva, došlo bi do ošteećenja cijevi pregrijača usljed velike temperaturne razlike između kotlovskog radnog medija, i produkata sagorijevanja (dimnih plinova).

Slika 5. Djelimični prikaz kruženja radnog medija (pare) u kotlu

2.7.6. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U MEĐUPREGRIJAČU PARE Međupregrijači služe za naknadno pregrijavanje pare, i to na nižem pritisku od kotlovskog. Konstruktivno imaju slične karakteristike kao i pregrijači, te se shodno time i slično izrađuju. Potrebno je napomenuti i međudjelovanje pregrijača i međupregrijača u regulaciji temperature pregrijane i naknadno pregrijane pare. U tzv. “bifluks” pregrijačima, pregrijana i međupregrijana para međusobno se zagrijavaju i hlade, čime promjena opterećenja ili jednog ili drugog ima manji efekat na temperaturu i pregrijane i međupregrijane pare. Količina toplote prihvaćena u međupregrijaču se može izračunati na idući način:

QMP  DMP iMP .iz  iMP .ul 

.......... .......... ....

30.3

iMP.ul - entalpija na ulazu u međupregrijač pare (MPP), određena u stavci 2.5 za pritisak p S  44bar i t a  260O C  iz termodinamskih tablica, interpolacijom, i ona iznosi  kJ  iMP.ul  2814,6    kg  str. 29 / 76

iMP.iz - entalpija na izlazu iz (MPP), određena u stavci 2.5 za pritisak p S  44bar i t s  505O C   kJ  iz termodinamskih tablica, interpolacijom i ona iznosi iMP.iz  3452,6    kg  Na osnovu jednačine (30.3), te s obzirom na to da su poznate entalpije na ulazu i izlazu iz međupregrijača pare, možemo izračunati količinu toplote prihvaćenu u istom, za nominalni režim rada.

  N N iMP.iz  iMP.ul   350 kg    3452,6 kJ   2814,6 kJ   QMP  DMP s    kg   kg   N QMP  223300kW

2.7.7. PROVJERA 1 Provjeru vršimo na osnovu jednakosti:

Q1*  Q1

30.4

.......... .......... ....

Q1 kW - količina toplote prihvaćena u ložištu izračunato u stavci 2.7.2.

Q1* - Dobiva se zbrajanjem toplota prihvaćenim u elementima parnog kotla Q1*  QE  Qi  Q S  QMP

.........

(30.4.1) N Q1*N  QeN  QiN  QSN  QMP

Q1*N  185385  299565  309575  223300  990825kW

Q1  990873,98 kW Usljed proizvoljno usvojenog stepena zasićenja, te zbog nedovoljno preciznog zaokruživanja dobijenih rezultata, dobijamo da odstupanje iznosi 0,004935 %, što zadovoljava. 2.7.8. KOLIČINA TOPLOTE PRIHVAĆENA U ZAGRIJAČU ZRAKA Zagrijači zraka su konvektivne ogrijevne kotlovske površine, koje se nalaze redovno na kraju puta produkata sagorijevanja u kojma se na račun produkata sagorijevanja zagrijava zrak potreban za sagorijevanje. Povišena temperatura vazduha u ložištu ostvaruje prednosti prilikom sagorijevanja koje se očituje u bržem sušenju goriva, burnijem sagorijevanju i intenzivnijem prijenosu toplote zračenjem u kotlovskom ložištu. Sa druge strane, snižavanjem temperature produkata sagorijevanja na kraju kotla direktno se smanjuje najveći kotlovski gubitak U 7  . Drugim riječima, toplota koja se izmjeni u zagrijaču vazduha ''premiješta'' se u ložište i na ostale ogrijevne površine prije zagrijača vazduha uslovljavajući višu temperaturu sagorijevanja i veću temperaturnu razliku pri konvektivnoj izmjeni toplote u kotlu. Efekat zagrijača vazduha naročito je izražen kod kotlova koji rade sa visokim pritiscima. Količina toplote prihvaćena u zagrijaču zraka se računa na sledeći način: Q Z  VL  iL  i1   B  g  IL  I1   B g  IL  I1 

str. 30 / 76

.......... .......... ....

30.5

 

 kJ  I L   - Entalpija zagrijanog vazduha na teperaturu t L  165 O C , tj. na temperaturu zraka na  kg  ulazu u ložište. Ova entalpija se računa na sledeći način:

IL  VL min   UL  iL

.......... .......... ....

30.5.1

 

 kJ  i L  215,14 3  - entalpija suhog vazduha za t L  165 O C , udžbenik “Parni kotlovi” – Đurić m  [tabela 3.31 na strani 3.207]

UL - koeficijent viška zraka na ulazu, [tabela 9 ovog grafičkog rada] VL min

 m N3   5,24  - Minimalna količina vazduha potreban za sagorijevanje 1 [kg] goriva ,  kg 

[izračunato u prvom dijelu zadatka]

 

 kJ  I1   - Entalpija vazduha na temperaturi okoline t1  20 O C , tj. na ulazu u zagrijač zraka, i on  kg  se računa:

I1  VL min   UL  i1

.......... .......... ....

(30.5.2)

 

 kJ  i1  25,96 3  - entalpija suhog vazduha za t1  20 O C , knjiga Parni Kotlovi - Đurić [tabela 3.31 m  na strani 3.207]

Na osnovu jednačine (2.15.1); (2.15.2), te s obzirom na to ja je poznata vrijednost koeficijenta N viška zraka za nominalni režim rada na ulazu UL  1,29 [tabela 9 grafički] entalpija vazduha za

 

t L  165 O C je:  m3   kJ   kJ  I LN  5,24 N   1,29  215,14 3   1454,26   m   kg   kg 

 

Entalpija suhog vazduha za t1  20 O C i za nominalni režim rada je: I

N 1

 m 3N   kJ   kJ   5,24   1,29  25,96 3   175,48   m   kg   kg 

Te nakon što smo odredili vrijednost entalpije vszduha na ulazu i izlazi iz zagrijača vazduha, i  kg  kako nam je poznata vrijednost BgN  64,267   , sada možemo na osnovu jednačine (30.5) i s  izračunati količinu toplote predatu u zagrijaču zraka za nominalni režim rada:

 kJ   kJ    kg   QZN  64,267    1454,26   175,48   s    kg   kg   QZN  82183,354 kW S obzirom na činjenicu da imamo dva zagrijača zraka (uslov zadatka), dobivenu količinu toplote za nominalni režim rada dijelimo sa dva, te na taj način dobivamo količinu toplote prihvaćenu u zagrijaču vazduha jedan i dva (ZZ1) i (ZZ2), pa je: str. 31 / 76

QZN1  QZN2 

QZN 2

QZN1  QZN2  41091,677 kW

2.8.

TEORETSKA TEMPERATURA U LOŽIŠTU

Teoretska temperatura u ložištu je funkcija entalpije dimnih plinova i koeficijenta viška zraka na ulazu u ložište, dakle: t F 0  f I F 0 ; UL  Vrijednost ove temperature se određuje na osnovu tabele 7 strana 16, višestrukom interpolacijom. Entalpiju I F 0  se određuje na sledeći način: 1  U4  U5  U6  IF0  IL  Hd 1  .......... .......... .... (30.6)  100  I L - Entalpija zraka na ulazu u ložište, izračunato u predhodnoj stavci 2.7.8., za nominalni režim rada. U 4 ;U 5 ;U 6  - Kotlovski gubici, [tabela.10 grafičkog rada]

 kJ  H d  17302,4  - donja toplotna moć goriva izračunata u prvom dijelu zadatka.  kg  Na osnovu jednačine (30.6), te kako su nam svi podaci poznati možemo odrediti vrijednost entalpije I FN0 , pa je:

 kJ   kJ   1 0,1  0,05  0 I FN0  1454,26   17302,4   1    kg   kg   100

 kJ  I FN0  18731,7    kg   kJ  Na osnovu I FN0  18731,7   i NUL  1,22 višestrukom interpolacijom na osnovu tabele 7  kg  određujemo teorijsku temperaturu u ložište, i ona za nominalni režim rada iznosi: 𝑍𝑎 𝜆 = 1,2 𝑖 𝐼 = 15698,21 => 𝑡 = 1500℃ 𝑍𝑎 𝜆 = 1,2 𝑖 𝐼 = 19667,54 => 𝑡 = 1800℃ 𝑍𝑎 𝜆 = 1,2 𝑖 𝐼𝐹0 = 18731,74 => 𝑡 = 1500 + (18731,14 − 15698,21) ∙ 𝑡 = 1729,22℃

1800 − 1500 19667,54 − 15689,21

𝑍𝑎 𝜆 = 1,25 𝑖 𝐼 = 16272,9 => 𝑡 = 1500℃ 𝑍𝑎 𝜆 = 1,25 𝑖 𝐼 = 20368,7 => 𝑡 = 1800℃ 𝑍𝑎 𝜆 = 1,25 𝑖 𝐼𝐹0 = 18731,74 => 𝑡 = 1500 + (18731,14 − 16272,9) ∙ 𝑡 = 1680,09℃ 𝑍𝑎 𝝀 = 𝟏, 𝟐𝟐 𝒊 𝑰𝑭𝟎 = 𝟏𝟖𝟕𝟑𝟏, 𝟕𝟒 => 𝑡 = 1729,22 + (1,22 − 1,2) ∙ 𝒕𝑭𝟎 = 𝟏𝟕𝟎𝟗, 𝟓𝟔℃ str. 32 / 76

1800 − 1500 20368,7 − 16272,9

1680,09 − 1729,22 0,05

PROVJERA   1 ∆ = |1 −



N BgN zN I FN0  I giz

D is  ia   B  N 1

N g

N Z

I

N L

I

N 1



  D i N 1

MP.iz

 iMP.ul 

2

64,26 ∙ 0,995 ∙ (18731,4 − 1900,22) | 350 ∙ (3345 − 1133,88) + 64,26 ∙ 0,995 ∙ (1454,26 − 175,48) + 350 ∙ (3452,8 − 2814,6) ∆= |1 −

1076163,76 | = |1 − 0,99734| = 0,002652 % 1079025,53

gdje je:

– gasifikovana količina goriva – stepen izolovanosti kotla – entalpija dimnih plinova u ložištu – entalpija izlaznog gasa – produkcija kotla – entalpija na izlazu iz pregrijača pare (p=100bar i t=510°C) – entalpija napojne vode (p=110bar i t=270°C) – entalpija zagrijanog zraka na temperaturu od 140°C – entalpija zraka pri temperaturi od 20°C – entalpija pare na izlazu iz MP-a (p=44bar i t=510°C) – entalpija pare na ulazu u međupregrijač (p=44bar i t=270°C)

Bg = 71,803246 [kg/s] ηz = 0,995 [%] IF0 = 18731,4 [KJ/kg] Igiz = 1900,22 [KJ/kg] D1 = 350 [kg/s] is = 3345 [KJ/kg] ia = 1133,88 [KJ/kg] IL = 1454,26 [KJ/kg] Il = 175,48 [KJ/kg] iMPizl = 3452,8 [KJ/kg] iMPul = 2814,6 [KJ/kg] 2.9.

KOLIČINA TOPLOTE PREDATA ZRAČENJEM

Količina toplote predata zračenjem u ložištu se računa kao: Q0  B g Z IF0  IF2 

30.7

.......... .......... ....

Qi  QK  Q0 QK  0 - toplota predata konvekcijom. Qi  Q0 - količina toplote predata u isparivaču zračenjem. Q0 2.17  IF2  IF0  .......... .......... .... B g  Z

30.7.1

Na osnovu jednačine (30.7.1), te kako su nam svi podaci poznati možemo odrediti vrijednost entalpije I FN2 za nominalni režim rada, pa je:

 

I

N F2

I

N F0

QiN  kJ   N N  18731,74   Bg  Z  kg 

299565kW   kg  64,26   0,995 s 

 kJ  I FN2  14046,55   kg   kJ  Na osnovu I FN2  14046,55  i NIZ  1,24 [koeficijent viška zraka smo očitali u tabeli 9 grafičkog]  kg  višestrukom interpolacijom određujemo vrijednost temperature produkata sagorijevanja na kraju isparivača za nominalni režim rada i ona iznosi : t FN2  1307,93 O C

 

str. 33 / 76

2.10.

TEMPERATURA PREDAJNIKA TOPLOTE

Entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz nekog elementa kotla, izmjenjivača toplote (pregrijača pare; međupregrijača; zagrijača vode; zagrijača zraka) u opšteno se računa na sljedeći način: Q UL 30.8 IIZ .......... .......... .... F  IF  B g  Z Gdje je: I FIZ - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz datog izmjenjivača toplote

I FUL - entalpija produkata sagorijevanja na ulazu u dati izmjenjivač toplote Q - količina toplote predata u datom izmjenjivaču topline, izračunato u stavci 2.7. B g - gasifikaciona količina goriva

2.10.1.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ PREGRIJAČA PARE 2

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare dva se određuje na osnovu tabele 7. višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz pregrijača prare dva je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare dva i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je:



t PP 2  f I PP 2 ; IZPP 2



I PP 2 - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare dva (PP2) i ona se računa na osnovu jednačine (30.8). IZ  PP 2 - koeficijent viška zraka na izlazu iz pregrijača pare dva (PP2) Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare dva (PP2), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je:

N N I PP 2  IF2 

QsN2  kJ  154787,5kW   14046,55   N N Bg  Z  kg  64,26 kg   0,995  s   kJ  N I PP 2  11625,67    kg 

Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz pregrijača pare dva (PP2) ),a to radimo na osnovu već izvađenih vrijednosti [tabela 9.] i on iznosi za nominalni režim rada: IZPP. N2  1,24 .

 kJ  N Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I PP i IZPP. N2  1,24 iz tabele.7. 2  11625,67    kg  određujemo temperaturu na ulazu iz pregrijača pare dva (PP2) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N O t PP 2  1094,15 C

str. 34 / 76

2.10.2.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ MEĐUPREGRIJAČA PARE

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz međupregrijača pare se određuje na osnovu tabele 7. višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz međupregrijača prare je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz međupregrijača pare i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je: t MP  f I MP ; IZMP





I MP - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz međupregrijača pare (MP) i ona se računa na osnovu jednačine (2.18). IZ  MP - koeficijent viška zraka na izlazu iz međupregrijača pare (MP) Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz međupregrijača pare (MP), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je: N N I MP  I PP 2 

N  kJ  QMP  11625,67    N N Bg  Z  kg 

223300kW   kg  64,26   0,995  s 

 kJ  N I MP  8133,26   kg  Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz međupregrijača pare (MP),a to .N radimo na osnovu tabele 9. i on iznosi za nominalni režim rada: IZ MP  1,26 .

 kJ  .N N  8133,26  i IZ Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I MP tabele 7. MP  1,26 iz  kg  određujemo temperaturu na izlazu iz međupregrijača pare (MP) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N t MP  786,98 O C

2.10.3.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ PREGRIJAČA PARE 1

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare jedan se određuje na osnovu tabele 7 višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz pregrijača prare jedan je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare jedan i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je: t PP1  f I PP1 ; IZPP1





I PP1 - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare jedan (PP1) i ona se računa na osnovu jednačine (2.18). IZ  PP1 - koeficijent viška zraka na izlazu iz pregrijača pare jedan (PP1) Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare jedan (PP1), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je: N N I PP 1  I MP 

QsN1  kJ  154787,5kW   8133,26   N N Bg  Z  kg  64,26 kg   0,995  s  str. 35 / 76

 kJ  N I PP 1  5718,774    kg 

Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz pregrijača pare jedan (PP1), a to radimo na osnovu tabele 9 i on iznosi za nominalni režim rada: IZPP.1N  1,26 .

 kJ  N Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I PP i IZPP.1N  1,26 iz tabele 7 grafickog 1  5718,774    kg  određujemo temperaturu na izlazu iz pregrijača pare jedan (PP1) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N O t PP 1  575,33 C

2.10.4.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ ZAGRIJAČA VODE – EKONOMAJZERA

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača vode (ZV) se određuje na osnovu tabele 7 grafickog višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz zagrijača vode je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača vode i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je: t ZV  f I ZV ; IZ ZV 

I ZV - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača vode (ZV) i ona se računa na osnovu jednačine (2.18). IZ  ZV - koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača vode (ZV). Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača vode (ZV), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je: I

N ZV

I

N PP1

N QZV  kJ   N N  5718,774   Bg  Z  kg 

158385kW   kg  64,26   0,995 s 

 kJ  N I ZV  3241,63   kg  Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača vode (ZV), a to radimo .N na osnovu tabele 9 i on iznosi za nominalni režim rada: IZ  1,29 . ZV

 kJ  N .N  3241,63  i IZ Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I ZV  1,29 iz tabele 7 ZV  kg  određujemo temperaturu na izlazu iz zagrijača vode (ZV) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N t ZV  330,83 O C

2.10.5.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ ZAGRIJAČA ZRAKA 2

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2) se određuje na osnovu tabele 7 višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz zagrijača zraka dva je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka dva i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je: t ZZ 2  f I ZZ 2 ; IZZZ 2



str. 36 / 76



I ZZ 2 - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2) i ona se računa na osnovu jednačine (30.8). IZ ZZ 2 - koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2). Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je: N N I ZZ 2  I ZV 

N  kJ  41091,677kW  QZZ 2  3241,63   N N Bg  Z  kg  64,26 kg   0,995  s   kJ  N I ZZ 2  2572,038   kg 

Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2), a to .N radimo na osnovu tabele 9 i on iznosi za nominalni režim rada: IZ ZZ 2  1,34 .

 kJ  IZ . N N Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I ZZ 2  2572,038  i ZZ 2  1,34 iz tabele 7 kg   određujemo temperaturu na izlazu iz zagrijača zraka dva (ZZ2) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N O t ZZ 2  249,761 C

2.10.6.

TEMPERATURA NA IZLAZU IZ ZAGRIJAČA ZRAKA 1

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1) se određuje na osnovu tabele 7 višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na izlazu iz zagrijača zraka jedan je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka jedan i koeficijenta viška zraka na izlazu iz istog, pa je:



t ZZ1  f I ZZ1 ; IZZZ1



I ZZ 1 - entalpija produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1) i ona se računa na osnovu jednačine (2.18). IZ  ZZ1 - koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1). Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1), prvo moram odrediti entalpiju na izlazu istih za nominalni režim rada, pa je: N N I ZZ 1  I ZZ 2 

N  kJ  41091,677kW  QZZ 1  2572,038   N N Bg  Z  kg  64,26 kg   0,995  s   kJ  N I ZZ 1  1929,365   kg 

Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1), a .N to radimo na osnovu tabele 9. i on iznosi za nominalni režim rada: IZ ZZ 1  1,39 .

str. 37 / 76

 kJ  .N N Sada višestrukom interpolacijom na osnovu I ZZ i IZ ZZ 1  1,39 iz tabele 7 1  1929,365   kg  određujemo temperaturu na izlazu iz zagrijača zraka jedan (ZZ1) za nominalni režim rada, i ona iznosi:

 

N O t ZZ 1  182,758 C

str. 38 / 76

1800

1709,56 1600

1400

1307,93

1094,15 1000

800

575,33

249,761 182,758

QZZ1

QE

200

330,83

QZZ2

400

QPP1

QMPP

600

QPP2

786,98

QF2

Temperatura [oC]

1200

0

0

200000

400000

600000

800000

Količina toplote [kW]

Slika 6. Lenzov dijagram za nominalni režim rada

str. 39 / 76

1000000

1200000

Slika 7. Skica kotla sa svim kotlovskim elementima

Vrela voda

U NT.T

Pregrijač pare 1

Zagrijač vode

Međupregrijač

Zagrijač zraka 2

Pregrijač pare 2

Zagrijač zraka 1

HV

IZ VT.T U VT.T

Isparivač Ložišta Dimni plinovi Slika 8. Tok dimnih plinova i kotlovskog radnog medija

str. 40 / 76

Izlaz dimnih plinova

3. TEMPERATURA PLINOVA NA KRAJU KOTLA Temperatura produkata sagorijevanja na kraju kotla određuje se na osnovu tabele 7. višestrukom interpolacijom. Dakle temperatura na kraju kotla je f-ja entalpije produkata sagorijevanja na kraju kotla i koeficijenta viška zraka na kraju istog, pa je: t gNKK  I g ; IZ  Entalpiju produkata sagorijevanja na kraju kotla računamo iz jednačine za gubitak U 7  , pa će biti: I g  IL1 U  Hd 30.9 U7   g   Ig  7  IL1 .......... .......... .... Hd g

 kJ  Gdje je: I g   - Entalpija produkata sagorijevanja na kraju kotla  kg  - Stepen gasifikacije [tabela 10] g  kJ  H d   - Donja toplotna moć goriva [izračunato u prvom dijelu zadatka]  kg  Entalpija nezagrijanog zraka se računa kao: IL1  VL iL  VL min   IZ  iL .......... .......... ....

30.9.1

m  Gdje je: VL  VL min   IZ   - Stvarno količina vazduha potreban za sagorijevanje.  kg   kJ  i L  25,96 3  - Entalpija suhog vazduha na temperaturi t  20 O C [tabela 3.31. m  3 N

 

strana 3.207, Parni kotlovi Đurić]

 IZ - Koeficijent viška zraka na izlazu iz kotla. Da bi smo odredili temperaturu produkata sagorijevanja na kraju kotla, prvo moram odrediti entalpiju na kraju istog za nominalni režim rada, pa je:

I  N g

U 7N  H d



N g

 I LN

 m3   kJ   kJ  I LN  VL min  NIZ  iL  5,24 N  1,39  25,96 3   189,08  m   kg   kg   kJ  0,09787 17302,4   kg   189,08 kJ  I gN   kg  0,978    kJ  I gN  1920,55   kg  Drugo što treba odrediti jeste koeficijent viška zraka na kraju kotla, a to radimo na osnovu tabele 9. i on iznosi za nominalni režim rada: NIZ . NKK  1,3 .

 kJ  I gN  1920,55  i NIZ . NKK  1,39 iz tabele 7.  kg  N određujemo temperaturu na kraju kotla za nominalni režim rada, i ona iznosi: t gNKK  181,933 O C Sada višestrukom interpolacijom na osnovu

 

str. 41 / 76

4. PRORAČUN GLAVNIH DIMENZIJA LOŽIŠTA Glavne dimenzije ložišta se određuje pomoću karakterističnih odnosa na taj način što će se usvojiti njihova vrijednost za nominalno opterećenje kotla. Za moje izabrano ložište na osnovu izračunate donje toplotne moći gorova H d  [iz tabele 4.24 strana 4.190., Parni kotlovi Đurić] uzimamo vrijednosti:  kW  Q AF  1740.........2910 usvajmo Q AF  2910 2  - specifično toplotno opterećenje površine m  poprečnog presjeka ložišta  kW  QVF  175 ..........210 usvajamo QVF  175  3  - specifično toplotno opterećenje ložišnog m  prostora ( zapremine ložišta )

 kW  Iz usvojenog odnosa specifičnog toplotnog opterećenja ložišnog prostora QVF  175  3  , m  izračunava se zapremina ložišta iz izraza:

VF 

QN 1136975,3kW    6497 m 3 QVF  kW  175  3  m 

 

QN  1136975,3 kW - Količina toplote unesena u ložište za nominalni režim rada izračunato u stavci 2.7. Na Q AF

osnovu vrijednosti toplotnog opterećenja površine poprečnog  kW   2910 2  , da se izračunati površina porečnog presjeka ložišta: m 

AF 

presjeka

ložišta

QN 1136975,3kW    390,731 m 2 AF  kW  2910  2  m 

 

Sada nakon što smo izračunali površinu poprečnog presjeka ložišta i zapreminu ližišta, možemo odrediti visinu istog, pa će biti:

cF 

   

VF 6497 m 3  AF 390,73 m 2

cF  16,62 m Iz površine poprečnog presjeka ložišta, vodeći računa da su upitanju naspramni gorionici i da presjek treba da teži kvadratu usvajamo odnos  a F  1,04  , [Parni kotlovi Đurić, strana 4.25.]    bF



te na osnovu površine poprečnog presjeka ložišta, i odnosa a F / bF  , možemo odrediti i ostale dvije dimenzije kotla, pa je: AF  a F  bF

a F  1,04  bF

AF  1,04b

2 F

 

AF 390,73 m 2  bF   1,04 1,04 str. 42 / 76

bF  19,383 m a F  1,04  bF  1,04  19,383 m a F  20,15 m Tabela 11. Proračun površine zidova kotla

strana prednja desna zadnja lijeva plafon



formula aF  cF bF  c F aF  cF bF  c F Jednokomorno ložište, nema plafona

AZ



A0    AZ

334,893 322,31 334,893 322,21

0,78 0,78 0,78 0,78

268,236 251,4 268,236 251,4

0

0,78

0

1314,406

0,78

1025,23

  kg   t  Zbog velike produkcije pare  D1N  350   1260   , stranice baze a F ; bF  , usvajamo  s  h  manje,a visinu c F  veću s tim da bude zadovoljena zapremina ložišta VF  , pa je:

a F  13,5 m  bF  15 m  c F  32 m



 

VF  6497 m 3

Tabela 12. Proračun površina zidova kotla

strana Prednja desna zadnja lijeva Plafon



formula aF  cF bF  c F aF  cF bF  c F Jednokomorno ložište, nema plafona

str. 43 / 76

AZ



A0    AZ

432 480 432 480

0,78 0,78 0,78 0,78

336,96 374,4 336,96 374,4

0

0,78

0

1824

0,78

1422,72

5. PRORAČUN OZRAČENE POVRŠINE Faktor ekranisanja se računa:

 

A0  0,78 AZ

h  0,3 - Usvojeno iz Stošića. H h – rastojanje između maksimalne temperature i dna kotla H – rastojanje između plafona i dna kotla x – relativna koordinata mjesta sa maksimalnom temperaturom i zavisi od konstante ložišta i smještaja gorionika. Koeficijent temperaturnog polja ložišta (M), koji zavisi od vrste ložišta i njegove geometrije se računa kao: M  A B x A; B – empirijeski koeficijenti koji zavise od vrste goriva, za ugalj A=0,59; B=0,5 Parni kotlovi Đurić str. 4.57.. Pa je koeficijent temperaturnog polja: x

M  0,59  0,5  0,3 M  0,74

Debljina sloja koji zrači se određuje na sledeći način:

s

   

3,6  VF 3,6  6497 m 3  AZ 1824 m 2 s  12,823 m

AZ - Ukupna, računski ozračena površina [tabela.12.] V F - Zapremina ložišta s – debljina sloja koji zrači. Parcijalni pritisak troatomnih gasova koji zrače se računa:

p  pH2 O

w

 pCO 2 

w

p SO2 W

H 2O W

w

.......... .......... ....

11,51   0,1151 100 100  CO2 W 14,47     0,1447  5.1  p  0,2598 bar  100 100  SO2 W 0    0  100 100 

p H 2O w  pCO2 W

 pSO2 



H 2OW ; CO2 W ; SO2 W  - Izračunato u prvom dijelu zadatka, tabela 6. za   1 . Stefan Bolzmanova konstanta se određuje kao:

QIN 1136975,3 kW  B0  N  299565 kW  Q0

B0  3,795 str. 44 / 76

(5.1)

 1  0,96 [tabela 4.23 strana 4.185. Parni kotlovi Đurić] -

stepen crnoće ložišta,.

TF 0  B00,6 M   10,6  B00,6

TP1 

1709,56 ∙ 3,9750,6 𝑇𝑝1 = 0,74 ∙ 0,960,6 + 3,9750,6 𝑇𝑝1 = 1299,556℃

 

TF 0  1709,56 O C - [poglavlje 2.8 grafičkog rada].

Koeficijent slabljenja zračenja za svijetli dio plamena: k VS  0,03  2  1   0,0016  TP1  0,5 

c h

5.2

.......... .......... ....

c 43,45   12,2 - Odnos ugljenika i vodonika, tj. odnos sadržaja komponenti u gorivu. h 3,56 𝑘𝑠𝑣 = 0,03 ∙ (2 − 0,96) ∙ (0,0016 ∙ 1299,556 − 0,5) ∙ 12,2 𝑘𝑠𝑣 = 0,6011 Koeficijent zračenja svijetlog dijela plamena:

VS  1  e  k

VS  ps

𝜀𝑉𝑆 = 1 − 𝑒 −(0,6011∙0,2598∙12,823) 𝜀𝑉𝑆 = 0,865 Koeficijent slabljenja zračenja za nesvijetli dio plamena:

k NSV  𝑘𝑛𝑠𝑣 =

0,8  1,6  p

H 2O W

 1  0,00038  T

P1



s p (0,8 + 1,6 ∙ 0,1151) ∙ (1 − 0,00038 ∙ 1299,556) √12,823 ∙ 0,2598 𝑘𝑛𝑠𝑣 = 0,27292

Koeficijent zračenja nesvijetlog dijela plamena:

 NSV 1  e k

NVS  ps

𝐸𝑛𝑠𝑣 = 1 − 𝑒 −(0,27292∙0,2598∙12,823) 𝐸𝑛𝑠𝑣 = 0,5971 Stepen crnoće plamena (efekat stepena crnoće plamena):

 F  m   VS  1  m   NSV ........................

5.3

m – koeficijent odnosa svijetlog dijela plamena u odnosu na nesvijetli str.153 Stošić tabela.14. m=0,8 za sprašeni ugalj. 𝜀𝐹 = 0,8 ∙ 0,865 + (1 − 0,8) ∙ 0,5971 𝜀𝐹 = 0,81142 str. 45 / 76

Stepen crnoće potpuno ekranisanog ložišta sa sagorijevanjem u letu se računa kao: 1 

F .......... .......... .... F  1  F   

5.4

  0,45 - Stepen zaprljanosti ložišta ekrana pri loženju ugljenim prahom, usvojeno iz Stošića tabela 15, strana 156. 0,81142 𝜀1 = 0,81142 + (1 − 0,81142) ∙ 0,78 ∙ 0,45 𝜀1 = 0,92457

 1 - Faktor apsorpcije ložišta ( stepen crnoće potpuno ekranisanog ložišta). Ponovo računamo temperaturu TP1  :

TF 0  B00,6 M   10,6  B00,6

TP1 

1709,56 ∙ 3,9750,6 𝑇𝑝1 = 0,74 ∙ 0,924570,6 + 3,9750,6 𝑇𝑝1 = 1302,398℃ Koeficijent slabljenja zračenja za svijetli dio plamena: k VS  0,03  2   1   0,0016  TP1  0,5 

c h

5.2

.......... .......... ....

c 43,45   12,2 - Odnos ugljenika i vodonika, tj. odnos sadržaja komponenti u gorivu. h 3,56 𝑘𝑣𝑠 = 0,03 ∙ (2 − 0,92457) ∙ (0,0016 ∙ 1302,398 − 0,5) ∙ 12,2 𝑘𝑠𝑣 = 0,6234 Koeficijent zračenja svijetlog dijela plamena:

VS  1  e  k

VS  ps

𝜀𝑉𝑆 = 1 − 𝑒 −(0,6234∙0,2598∙12,823) 𝜀𝑉𝑆 = 0,87466 Koeficijent slabljenja zračenja za nesvijetli dio plamena:

k NSV  𝑘𝑛𝑠𝑣 =

0,8  1,6  p

H 2O W

 1  0,00038  T

P1



s p (0,8 + 1,6 ∙ 0,1151) ∙ (1 − 0,00038 ∙ 1302,398) √12,823 ∙ 0,2598 𝑘𝑛𝑠𝑣 = 0,272344

Koeficijent zračenja nesvijetlog dijela plamena:

 NSV  1  e  k str. 46 / 76

NVS  ps

𝐸𝑛𝑠𝑣 = 1 − 𝑒 −(0,272344∙0,2598∙12,823) 𝐸𝑛𝑠𝑣 = 0,59638 Stepen crnoće plamena (efekat stepena crnoće plamena):  F  m   VS  1  m NSV ........................ 5.3 m – koeficijent odnosa svijetlog dijela plamena u odnosu na nesvijetli strain 153 Stošić tabela.14. m=0,8 za sprašeni ugalj. 𝜀𝐹 = 0,8 ∙ 0,87466 + (1 − 0,8) ∙ 0,59638 𝜀𝐹 = 0,819004 Stepen crnoće potpuno ekranisanog ložišta sa sagorijevanjem u letu se računa kao:

1 

F ........................  F  1   F   

5.4

  0,45 - Stepen zaprljanosti ložišta ekrana pri loženju ugljenim prahom, usvojeno iz Stošića tabela.15, strana.156. 0,819004 𝜀1 = 0,819004 + (1 − 0,819004) ∙ 0,78 ∙ 0,45 𝜀1 = 0,928014 Usvajamo  1  0,93 . Ozračena površina ložišta: 1,76  1010  Q0N 1 A0 I  3 3 M   1    TF 2  TF 0 M2

T    F 0  1  TF 2 

2

2 3 1,76 ∙ 1010 ∙ 299565 1 1709,56 𝐴𝑜1 = ∙√ ∙( − 1) 0,74 ∙ 0,93 ∙ 0,45 ∙ 1307,93 ∙ 1709,563 0,742 1307,93

𝐴𝑜1 = 1449,265 [𝑚2 ] gdje je: Q0 = 299565 [KW] – količina toplote prihvaćena u isparivaču [poglavlje 2.7.4.] M = 0,74 – koeficijent temperaturnog polja [poglavlje 5.] ε1 = 0,93 – stepen crnoće potpuno ekranisanog ložišta ξ = 0,45 – stepen zaprljanosti ložišta [“Kotlovi” - Stošić, tabela 15, strana 156) TF2 = 1307,93 [oC] – temperatura gasova na izlazu iz isparivača [poglavlje 2.9.] TF0 = 1709,56 [oC] – teorijska temperatura dobijena u ložištu [poglavlje 2.8.]

A0  A0 I A0

 5%

1422,72 - 1449,265

 0,018657 1422,72 0,018657 ∙ 100 % = 1,86579 % 1,86579 % < 5 % Uslov zadovoljen!

str. 47 / 76

6. TEMPERATURA PARE NA ULAZU U KOTLOVSKE ELEMENTE 6.1. TEMPERATURA PARE NA ULAZU U PREGRIJAČ PARE 6.1.1. PREGRIJAČ PARE 2 (PP2) Stanje pregrijane vodene pare na izlazu iz pregrijača pare 2 je:

 

t P.IZ  510 O C

- Temperatura pregrijane vodene pare na izlazu iz pregrijača pare dva ( uslov zadatka) - Pritisak pregrijane pare na izlazu iz PP2 (uslov zadatka).

p S  160bar   kJ  I S  3326,7    kg 

- Entalpija pregrijane pare na izlazu (dobivena višestrukom interpolacijom za  p S ; t P:IZ  , u stavci.2.5.

Q  154787,5 kW - Izračunato u stavci 2.7.5.1.. N S1

 kg  - Uslov zadatka. D1N  350   s  Parametre dijelom pregrijane pare na ulazu u pregrijač pare 2 možemo odrediti na osnovu poznatog pritiska pare  p S  160bar   cons  , te na osnovu sljedećeg obrasca:

I P.UL  I P.IZ

 kJ  1 154787,8 kW  1 QSN1   N  3326,7     2 D1  kg   kg  2 350   s  𝑘𝐽 𝐼𝑃.𝑈𝐿. = 3105,57 [ ] 𝑘𝑔

 kJ  Te sada na osnovu poznate entalpije I P.UL  3105,57   i pritiska p S  160bar  , možemo  kg  odrediti temperaturu na ulazu u pregrijač pare dva, a to radimo višestrukom interpolacijom iz termodinamskih tablica za vodenu paru pregrijano područje. Dakle temperatura na ulazu u pregrijač pare dva iznosi: t P.UL.PP 2  440,17

 C O

6.1.2. PREGRIJAČ PARE 1 (PP1) Za pregrijač pare jedan (PP1) uzimamo ulaznu temperaturu kao temperaturu zasićenja u bubnju za odobreni pritisak po  160bar , tj. za pritisak p o  dobijamo temperaturu na ulazu u pregrijač pare 1: t P.UL.PP1  347,32 O C

 

6.2.

TEMPERATURA NA ULAZU U MEĐUPREGRIJAČ PARE

Stanje pregrijane vodene pare na izlazu iz međupregrijača pare je:

 

t MP.IZ  505 O C pMP  44bar

- Temperatura pregrijane vodene pare na izlazu iz međupregrijača [uslov zadatka]

- Pritisak pregrijane pare na izlazu iz MP [uslov zadatka]. str. 48 / 76

 kJ  I MP.IZ  3452,8   - Entalpija pregrijane pare na  kg   pMP ; t MP:IZ  , u stavci.2.5.

izlazu (dobivena interpolacijom za

N QMP  223300 kW - Izračunato u stavci 2.7.6.  kg  N DMP  350  - Uslov zadatka.  s 

Parametre vodene pare na ulazu u međupregrijač pare možemo odrediti na osnovu poznatog pritiska pare pMP  44bar  cons , te na osnovu sledećeg obrasca:

 kJ  1 223300 kW  1 QN I MP.UL  I MP.IZ   MP  3452 , 8  kg   2  N 2 DMP  kg    350   s  𝑘𝐽 𝐼𝑀𝑃.𝑈𝐿 = 3133,8 [ ] 𝑘𝑔  kJ  Te sada na osnovu poznate entalpije I MP.UL  3133,8   i pritiska pMP  44bar, možemo  kg  odrediti temperaturu na ulazu u međupregrijač pare, a to radimo interpolacijom iz termodinamskih tablica za vodenu paru pregrijano područje. Dakle temperatura na ulazu u međupregrijač pare iznosi: t MP.UL  369,83 O C

 

str. 49 / 76

7. PRORAČUN KOTLOVSKIH ELEMENATA PRORAČUN PREGRIJAČA PARE 2 (PP2)

7.1.

Da bi smo izvršili proračun pregrijača pare, prvo što treba da uradimo jeste to da usvojimo prečnik cijevi, zatim broj cijevi u jednoj zmiji, broj zmija i broj zavjesa, zatim širinu dimnog kanala, pa će biti:

d S  57mm

- spoljašnji prečnik cijevi;

dU  50mm n1  3 nZ  3 n  120 a  b  l  15m S1 

- unutrašnji prečnik cjevovoda; - broj cijevi u jednoj zmiji; - broj zmija; - broj zavjesa; - širina i dužina dimnog kanala.

l 15   0,125 m n 120

S 2  0,125m Količina toplote predata u pregrijaču pare 2 je: QS 2  154787,5 kW [poglavlje 2.7.5 grafickog rada] Temperatura dijelom pregrijane pare na ulazu u pregrijač pare 2 je: t P.UL.PP 2  440,17 O C [poglavlje 6.1.1 grafickog rada] Temperatura pregrijane pare na izlazu iz pregrijača pare dva je:

 

t P.IZ.PP2  510

 C O

[uslov zadatka]

Temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u pregrijač pare dva je: t g .UL  t FN2  1307,93 O C - [poglavlje 2.9. grafickog rada]..

 

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare dva je: N O t g .IZ  t PP C - [poglavlje 2.10.1. grafickog rada]. 2  1094,15

 

Površina cijevnog registra pregrijača pare dva je: AP  d S    l  n  n1  nZ  0,057 m   15 m 120  3  3

 

A P  2899,476 m 2 Sa druge strane površinu računamo kao: A 0P 

QS2 k  t SR. ln

t SR. ln  W  k 2  m K 

8.1

.......... .......... .......

- srednja logoritamska temperatura - koeficijent prijenosa toplote.

Srednja logoritamska temperatura se određuje na sledeći način: t SR. ln 

t V  tm t ln V tm

8.1.1

.......... .......... .......

str. 50 / 76

tV - razlika temperatura medija(produkata sagorijevanja – para) na ulazu u pregrijača pare. t m - razlika temperatura medija (produkata sagorijevanja – para) na izlazu iz pregrijač pare.

   1094,15 - 440,17  653,98  C 

tV  t g .UL  t P.IZ .PP 2  1307,93 - 510  797,93 O C

t m  t g .IZ  t P.UL.PP 2

O

Te iz jednačine (8.1.1) slijedi da je srednja logoritamska temperatura jednaka: t SR. ln 

797,93 - 653,98 797,93 ln 653,98

 

t SR.ln  723,57 OC

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.1) jeste koeficijent prijenosa toplote, a njega određujemo na sledeći način: k

1 1 1 R 1 2

8.1.2 

.......... .......... .......

 W  - koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na zid. 2  m K   W   2  2  - koeficijent prijelaza toplote sa zida na vodenu paru. m K  R – toplotni otpor kroz stijenku cijevi, te toplotni otpor usljed zaprljanosti. R  R0  Cd  R

1 

R0 - Početni koeficijent zaprljanosti cijevi u koridornom poretku pri sagorijevanju čvrstog goriva i određujemo ga na osnovu brzine gasa [strana 4.117 Parni kotlovi Đurić]. R - Popravni koeficijent zaprljanosti, [tabela 4.11 str.4.118 P.K.Đurić] C d - Korekcioni faktor za određivanje koeficijenta zaprljanosti pri sagorijevanju čvrstih goriva, kog određujemo na osnovu vanjskog prečnika cijevi ( za d S  57mm  Cd  1,4 slika 4.115 strana 4.118) Koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na zid se računa kao:

1  1K  1Z

...........................

8.1.2.1

 1Z - koeficijent prijelaza toplote zračenjem, i njega određujemo:  1Z 

 CO2   H2O t g.Ul  t g.IZ

8.1.2.1.1

.......... .......... .......

 CO ; H O - koeficijent prijelaza toplote usljed zračenja troatomnih gasova i njih određujemo na sledeći način:  CO  11,2  S   pCO  S 0, 4  0,01  t g .SR 3,1 2

2

2

2

 H O  1,31  S  40  71,4  p H O  S  0,01  t g .SR 2,37 2

2

S = 0,8 – Za ugljeve [Parni kotlovi Đurić str.4.327] pCO2  0,1447 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada] p H 2O  0,1151 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada]

str. 51 / 76



1, 38 p H 2 O S 3



Sada, nakon što je sve poznato mžemo odrediti koeficijent zračenja troatomnih gasova, pa je: 𝛼𝐶𝑂2 = 11,2 ∙ 0,8 ∙ (0,1447 ∙ 0,8)0,4 ∙ (0,01 ∙ 1201,04)3,1 𝑊 𝛼𝐶𝑂2 = 8401,553 [ 2 ] 𝑚 𝐾 𝛼𝐻2 𝑂 = 1,31 ∙ 0,8 ∙ (40 − 71,4 ∙ 0,1151 ∙ 0,8) ∙ (0,1 ∙ 1201,04)2,37+

1,38∙(0,1151∙0,8) 3

𝑊 ] 𝑚2 𝐾 Te sada iz jednačine (8.1.2.1.1) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote zračenjem: 𝛼𝐻2 𝑂 = 14081,714 [

 1Z

W W W 8401,553 2   14081,714 2  22483,267  2  m  m   m   O O 213,78 K  1307,93 C  1094,15 C

 

 

𝛼𝐼𝑍 = 105,17 [

𝑊 ] 𝑚2 𝐾

Usvajamo koridorni poredak (raspored) cijevi  1K - koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i njega određujemo na sledeći način:

1K  CZ  C  1d 1d  f wg ; d S  -

Koeficijent

...........................

prijelaza

toplote,

8.1.2.1.2

koji je u funkciji od brzine

produkata

sagorijvanja i spoljašnjeg prečnika cijevi, dobiven sa nomograma za koridorni raspored cijevi, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95.]

t g .SR 

t g .UL  t g .IZ



2

 

1307,93  1094,15  1201,04 o C 2

Brzina strujanja produkata sagorijevanja:

wg 

BgN  VRV  273  t g .SR  273  f g

f g - srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja, i njega određujemo:

 

f g  AF  d S  n  l  390,731 m 2  0,057m 120  15m 𝑓𝑔 = 288,131 [𝑚2 ]

 kg  - gasifikaciona količina goriva, [poglavlje 2.6.1 grafickog rada]. B gN  64,26    s   m 3N  VRV  6,70096  - vlažni produkti sagorijevanja, za   1,24 [poglavlje 1.3.2 grafickog rada].  kg 

Te je brzina produkata sagorijevanja, kada ovo sve uvrstimo jednaka: 𝑤𝑔 =

64,26 ∙ 6,70096 ∙ (273 + 1021,04) 273 ∙ 288,131 𝑚 𝑤𝑔 = 7,0839 [ ] 𝑠

str. 52 / 76

Nakon što smo odredili brzinu produkata sagorijevanja, te kako je poznat spoljni prečnik cijevi d S  57mm , sada možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote 1d  i on iznosi na osnovu nomograma, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95].

 1d  f wg ; d S   48

 W  2  m K 

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.1.2.1.2) jesu koeficijenti C ; C Z  , popravni koeficijenti, a njih određujemo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić], te je:





C  f t g .SR ; rH 2O - koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95], i on

je u f-ji od srednje temperature produkata sagorijevanja i relativnog zapreminskog udjela H 2 O  u produktima sagorijevanja i on iznosi

 

C  1,09 , za rH 2O  0,2918 i t g .SR  1021,04 O C .

C Z  f z  - Koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95], i koji je u f-ji od broja redova po dubini i on iznosi C Z  0,95 za Z=5 redova. Te sada iz jednačine (8.1.2.1.2) možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i on iznosi: 𝛼1𝐾 = 0,95 ∙ 1,09 ∙ 48 𝛼1𝐾 = 49,704 [

𝑊 ] 𝑚2 𝐾

Odnosno koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na stijenku cijevi je na osnovu jednačine (8.1.2.1) jednak: 𝛼1 = 105,17 + 49,704 𝑊 𝛼1 = 154,874 [ 2 ] 𝑚 𝐾 Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.1.2) jeste koeficijent prijelaza toplote sa stijenke cijevi na vodenu paru, a njega određujemo na sledeći način: 2  Cd1  '2

Cd 1  0,89

8.1.2.2 

.......... .......... .......

- koeficijent [Parni kotlovi Đurić, na strani 4.99.] i on je u funkciji od unutrašnjeg prečnika cijevi

 ' 2  f  pSR ; t SR ; w p  -

koeficijent koga očitamo iz nomograma [strana 4.99., Parni kotlovi Đurić] i on je u funkciji od srednjeg pritiska i srednje temperature pare, te srednje brzine pare.

Srednju brzinu pare možemo odrediti na osnovu jednačine kontinuiteta, pa će biti: D1N  p  A V  w p 

 kg  D1N  350   s 

1  A V  wp vp



wp 

vp  D1N AV

.......... .......... .......

maseni protok pare kroz pregrijač pare (uslov zadatka) dU2   0,05 2    120  3  4 4 2 𝐴𝑣 = 0,7065 𝑚

AV  n  n1 

str. 53 / 76

8.1.2.2.1

Da bi smo odredili specifičnu zapreminu v p  , moramo prvo odrediti srednju temperaturu i srednji pritisak pare, pa će biti:

 

t P.UL. PP 2  t P.IZ . PP 2 440,17  510   475,085 O C 2 2 p P.UL.PP 2  p P.IZ . PP 2 160  160    160bar  2 2

t P.SR. PP 2  p P.SR.PP 2

 pP.SR:PP 2  160bar 

Te sada na osnovu poznatog srednjeg pritiska

t

 

i srednje temperature

 475,085 C , možemo iz termodinamskih tablica (pregrijano područje) odrediti specifičnu zapreminu pare, višestrukom interpolacijom i ona iznosi: O

P.SR. PP 2

𝑣𝑝 = 0,0182

𝑚3 𝑘𝑔

Sada pošto nam je sve poznato u jednačini (8.1.2.2.1), možemo odrediti srednju brzinu pare i ona iznosi: 𝑘𝑔 𝑚3 0,0182 [ 𝑘𝑔 ] ∙ 350 [ 𝑠 ] 𝑤𝑝 = 0,7065 𝑚2 𝑚 𝑤𝑝 = 9,01627 [ ] 𝑠 Sada iz nomograma [strana 4.99., Parni kotlovi Đurić] očitamo vrijednost koeficijenta prijelaza toplote sa zida cijevi na vodenu paru i on iznosi:  W  2  m K 

 ' 2  2150 

Te sada iz jednačine (8.1.2.2) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote sa zida na vodenu paru: 𝑊 ] 𝑚2 𝐾 Toplotni otpor kroz stijenku cijevi, te toplotni otpor usljed zaprljanosti iznosi: 𝛼2 = 0,89 ∙ 1950 = 1913,5 [

𝑅 = 𝑅0 ∙ 𝐶𝑑 + ∆𝑅 𝑚2 𝐾 𝑚2 𝐾 𝑅 = 0,0024 [ ] ∙ 1,4 + 0,00172 [ ] 𝑊 𝑊 𝑅 = 6,4 ∙ 10

−3

𝑚2 𝐾 [ ] 𝑊

Odnosno iz jednačine (8.1.2) možemo odrediti koeficijent prijenosa toplote, i on iznosi:

k

1  m2 K  1 1  6,4  10 -3     W   W  1913,5 W  154,874 2   m 2 K  m K   W  k  74,74141 2  m K 

str. 54 / 76

Odnosno iz jednačine (8.1) slijedi da je površina:

A0 P 

154787,5  10 3 W   W  74,74141 2   723,57 K  m K 

 

A0 P  2862,161 m 2

Provjera: AP  A0 P AP

 100 %  2%

2899,476 - 2862,161



2899,476

 100 %  2%

1,286964 %  2 %

Uslov zadovoljen!

h  30  S 2  30  0,125  3,75 m  4 m 7.2.

PRORAČUN MEĐUPREGRIJAČA PARE

Kod međupregrijača kao i kod pregrijača pare 1, provodimo gotovo isti proračun kao i kod pregrijača pare 2, tj. da bi smo izvršili proračun međupregrijača prvo usvajamo prečnik cijevi, pa je:

d S  44mm - spoljašnji prečnik cijevi; dU  40mm - unutrašnji prečnik cjevovoda; n1  6 - broj cijevi u jednoj zmiji; nZ  6 - broj zmija; n  180 - broj zavjesa; a  b  l  15m - širina i dužina dimnog kanala. l 15 S1    0,083 m n 180 S 2  0,125m Količina toplote predata u međupregrijaču pare je: QMPP  223300 kW Temperatura pregrijane pare na ulazu u međupregrijač pare je: t P.UL.MP  369,83 O C

 

Temperatura pregrijane pare na izlazu iz međupregrijača pare je: t P.IZ .MP  505 O C

 

Temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u međupregrijač pare je: N O t g .UL  t PP C - [poglavlje 2.10.1. grafičkog rada] 2  1094,15

 

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz međupregrijača pare je: N t g .IZ  t MP  786,98 O C - [poglavlje 2.10.2 grafičkog rada].

 

str. 55 / 76

Površina cijevnog registra međupregrijača pare je:

AP  d S    l  n  n1  nZ  0,044 m   15 m 180  6  6 𝐴𝑝 = 13429,152[𝑚2 ] Sa druge strane površinu računamo kao: A 0P 

QMPP k  t SR. ln

8.2

.......... .......... .......

Srednja logoritamska temperatura se određuje na sledeći način: t SR. ln 

t V  tm t ln V tm

8.2.1

.......... .......... .......

   768,98  369,83  399,15  C 

tV  t g .UL  t P.IZ .MP  1094,15  505  598,15 O C t m  t g .IZ  t P.UL.MP

O

Te iz jednačine (8.2.1) slijedi da je srednja logoritamska temperatura jednaka: t SR. ln 

598,15 - 399,15 598,15 ln 399,15

 

t SR.ln  494,432 OC

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.2) jeste koeficijent prijenosa toplote, a njega određujemo na sledeći način: k

1 1 1 R 1 2

8.2.2 

.......... .......... .......

Koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na zid se računa kao: 1  1K  1Z

8.2.2.1

.......... .......... .......

 1Z - koeficijent prijelaza toplote zračenjem, i njega određujemo: 1Z 

CO2  H2O t g.Ul  t g.IZ

8.2.2.1.1

.......... .......... .......

 CO ; H O - koeficijent prijelaza toplote usljed zračenja troatomnih gasova i njih određujemo na sljedeći način: 2

2

 CO  11,2  S   pCO  S 0, 4  0,01  t g .SR 3,1 2

2

 H O  1,31  S  40  71,4  p H O  S  0,01  t g .SR 2,37 2



1, 38 p H 2 O S



3

2

S=0,8 - Za ugljeve [Parni kotlovi Đurić strana 4.327] pCO2  0,1447 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada] p H 2O  0,1151 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada]

Sada, nakon što je sve poznato mžemo odrediti koeficijent zračenja troatomnih gasova, pa je: Te sada iz jednačine (8.2.2.1.1) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote zračenjem: str. 56 / 76

𝑊 ] 𝑚2 𝐾 𝑊 = 7839,162 [ 2 ] 𝑚 𝐾

𝛼𝐶𝑂2 = 3957,146 [ 𝛼𝐻2 𝑂

 W  2  m K 

1Z  38,78196 Usvajamo koridorni poredak (raspored) cijevi.

 1K - koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i njega određujemo na sledeći način: 1K  C Z  C   1d

1d  f wg ; d S  -

8.2.2.1.2 

.......... .......... .......

Koeficijent

prijelaza

toplote,

koji je u f-ji od brzine

produkata

sagorijvanja i spoljašnjeg prečnika cijevi, dobiven sa nomograma za koridorni raspored cijevi, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95.]

t g .SR 

t g .UL  t g .IZ 2

 

 942,065 o C

Srednja brzina strujanja produkata sagorijevanja:

wg 

BgN  VRV  273  t g .SR  273  f g

f g - srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja, i njega određujemo: f g  AF  d S  n  l

𝑓𝑔 = 271,931 [𝑚2 ]  kg  - gasifikaciona količina goriva, [poglavlje 2.6.1 grafickog rada].. BgN  64,26   s   m 3N  VRV  6,70096  - vlažni produkti sagorijevanja, za   1,24 [poglavlje 1.3.2 grafickog rada].  kg  Te je brzina produkata sagorijevanja, kada ovo sve uvrstimo jednaka:

m wg  7,0851  s

Nakon što smo odredili brzinu produkata sagorijevanja, te kako je poznat spoljni prečnik cijevi d S  44mm , sada možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote 1d  i on iznosi na osnovu nomograma, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95.]

 1d  f wg ; d S   52,5

 W  2  m K 

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.2.2.1.2) jesu koeficijenti C ; C Z  , popravni koeficijenti, a njih određujemo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić], te je:





C  f t g .SR ; rH 2O - koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana4.95], i on je u

f-ji od srednje temperature produkata sagorijevanja i relativnog zapreminskog udjela H 2 O  u produktima sagorijevanja i on iznosi :

str. 57 / 76

 

C  1,09 , za rH 2O  0,2918 i t g .SR  942,065 O C .

C Z  f z 

- Koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95], i koji je u f-ji od broja redova po dubini i on iznosi C Z  0,95 za Z=5 redova.

Te sada iz jednačine (8.2.2.1.2) možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i on iznosi:  W   1K  54,363  2  m K  Odnosno koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na stijenku cijevi je na osnovu jednačine (8.2.2.1) jednak:  W   1  93,14496  2  m K  Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.2.2) jeste koeficijent prijelaza toplote sa stijenke cijevi na vodenu paru, a njega određujemo na sledeći način: 2  Cd1  '2

8.2.2.2 

.......... .......... .......

 ' 2  f  pSR ; t SR ; w p  - koeficijent koga očitamo iz nomograma [strana 4.99., Parni kotlovi Đurić] i on je u f-ji od srednjeg pritiska i srednje tmperature pare, te srednje brzine pare. Srednju brzinu pare možemo odrediti na osnovu jednačine kontinuiteta, pa će biti: D1N

1  p  A V  w p   A V  wp vp



wp 

v p  D1N AV

.......... .......... .......

8.2.2.2.1

 kg  D1N  350  - maseni protok pare kroz pregrijač pare (uslov zadatka).  s  d 2  AV  n  n1  U  1,35648 m 2 4

 

Da bi smo odredili specifičnu zapreminu v p  , moramo prvo odrediti srednju temperaturu i srednji pritisak pare, pa će biti:

 

t P.UL.MP  t P.IZ .MP  437,415 O C 2  44bar 

t P.SR.MP  p P.SR.MP

Te sada na osnovu poznatog srednjeg pritiska

t

 

pP.SR.MP

 44bar i srednje temperature

 437,415 O C , možemo iz termodinamskih tablica (pregrijano područje) odrediti specifičnu zapreminu pare, interpolacijom i ona iznosi: P.SR.MP

 m3  v P  0,070934    kg 

Sada pošto nam je sve poznato u jednačini (8.2.2.2.1), možemo odrediti srednju brzinu pare i ona iznosi: m w p  18,3024   s Sada iz nomograma [strana 4.99., Parni kotlovi Đurić] očitamo vrijednost koeficijenta prijelaza toplote sa zida cijevi na vodenu paru i on iznosi:

str. 58 / 76

 W  2  m K 

 ' 2  1250 

Te sada iz jednačine (8.2.2.2) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote sa zida na vodenu paru:  W   W   1162,5 2  2  m K  m K 

 2  0,93  1250

Odnosno iz jednačine (8.2.2) možemo odrediti koeficijent prijenosa toplote, i on iznosi:  W  k  33,00747  2  m K 

Odnosno iz jednačine (8.2) slijedi da je površina:

A0 P

223300  10 3 W    W  33,00747  2   494,432 K  m K 

 

A0 P  13682,64 m 2

Provjera:

AP  A0 P AP

 100 %  2%

13429,152 - 13682,64



13429,152

 100 %  2%

1,88759% < 2% Uslov ispunjen!

h  34  S 2  34  0,125  4,25 m  4,5 m

7.3.

PRORAČUN PREGRIJAČA PARE 1 (PP1)

Da bi smo izvršili proraču pregrijača pare jedan prvo usvajamo prečnik cijevi, pa je: dS  48mm  - spoljašnji prečnik cijevi; dU  42mm  - unutrašnji prečnik cjevovoda;

n1  6 nZ  6

- broj cijevi u jednoj zmiji; - broj zmija; n  210 - broj zavjesa; a  b  l  15m - širina i dužina dimnog kanala. l 15 S1    0,071429m n 210 S 2  0,125m Količina toplote predata u pregrijaču pare jedan je: QPP1  154787,5 kW Temperatura pregrijane pare na ulazu u pregrijač pare jedan je: t P.UL.PP1  347,32 O C Temperatura pregrijane pare na izlazu iz pregrijača pare jedan je: t P.IZ .PP1  369,83 O C

 

 

str. 59 / 76

Temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u pregrijač pare jedan je: N t g .UL  t MP  786,98 O C - [poglavlje 2.10.2 grafičkog rada].

 

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz pregrijača pare jedan je: N O t g .IZ  t PP 1  575,33 C - [poglavlje 2.10.3 grafičkog rada].

 

Površina cijevnog registra međupregrijača pare je:

 

AP  d S    l  n  n1  nZ  17091,648 m 2 Sa druge strane površinu računamo kao: A 0P 

QPP1 k  t SR. ln

8.3 

.......... .......... .......

Srednja logoritamska temperatura se određuje na sledeći način: t SR. ln 

t V  tm t ln V tm

8.3.1

.......... .......... .......

   228,01  C 

tV  t g .UL  t P.IZ .PP1  417,15 O C t m  t g .IZ  t P.UL.PP1

O

Te iz jednačine (8.3.1) slijedi da je srednja logoritamska temperatura jednaka: t SR. ln 

417,15 - 228,01 417,15 ln 228,01

 

t SR.ln  313,116 OC

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.3) jeste koeficijent prijenosa toplote, a njega određujemo na sledeći način: k

1 1 1 R 1 2

8.3.2 

.......... .......... .......

Koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na zid se računa kao: 1  1K  1Z

8.3.2.1

.......... .......... .......

 1Z - koeficijent prijelaza toplote zračenjem, i njega određujemo: 1Z 

CO2  H2O t g.Ul  t g.IZ

8.3.2.1.1

.......... .......... .......

 CO ; H O - koeficijent prijelaza toplote usljed zračenja troatomnih gasova i njih određujemo na sledeći način: 2

2

 CO  11,2  S   pCO  S 0, 4  0,01  t g .SR 3,1 2

2

 H O  1,31  S  40  71,4  p H O  S  0,01  t g .SR 2,37 2

2

S=0,8 – Za ugljeve [Parni kotlovi Đurić strana 4.327] pCO2  0,1447 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada] str. 60 / 76



1, 38 p H 2 O S 3



p H 2O  0,1151 bar  - [poglavlje 5 grafickog rada]

Sada, nakon što je sve poznato možemo odrediti koeficijent zračenja troatomnih gasova, pa je: 𝑊 ] 𝑚2 𝐾 𝑊 = 3585,301 [ 2 ] 𝑚 𝐾

𝛼𝑐𝑜2 = 1448,084 [ 𝛼𝐻2 𝑂

Te sada iz jednačine (8.3.2.1.1) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote zračenjem:  W  2  m K 

 1Z  23,78164 Usvajamo koridorni poredak (raspored) cijevi.

 1K - koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i njega određujemo na sledeći način: 1K  C Z  C   1d

8.3.2.1.2 

.......... .......... .......

1d  f wg ; d S  - Koeficijent prijelaza toplote, koji je u f-ji od brzine produkata sagorijvanja i spoljašnjeg prečnika cijevi, dobiven sa nomograma za koridorni raspored cijevi, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95.] t g .SR 

t g .UL  t g .IZ 2

 

 681,115 o C

Srednja brzina strujanja produkata sagorijevanja:

wg 

BgN  VRV  273  t g .SR  273  f g

f g - srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja, i njega određujemo:

f g  AF  d S  n  l

𝑓𝑔 = 390,731 − 48 ∙ 10−3 ∙ 210 ∙ 15 = 239,531 [𝑚2 ]  kg  BgN  64,26   - gasifikaciona količina goriva, [poglavlje 2.6.1 grafickog rada]. s   m 3N  VRV  6,9944  - vlažni produkti sagorijevanja, za   1,26 [poglavlje 1.3.2 grafickog rada].Te je  kg  brzina produkata sagorijevanja, kada ovo sve uvrstimo jednaka: m wg  6,5582   s

Nakon što smo odredili brzinu produkata sagorijevanja, te kako je poznat spoljni prečnik cijevi d S  48mm , sada možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote 1d  i on iznosi na osnovu nomograma, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95.]  W   1d  f wg ; d S   50 2  m K  Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.3.2.1.2) jesu koeficijenti C ; C Z  , popravni koeficijenti, a njih određujemo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić], te je: str. 61 / 76



C  f t g .SR ; rH 2O



- koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95], i on je u f-ji od srednje temperature produkata sagorijevanja i relativnog zapreminskog udjela H 2 O  u produktima sagorijevanja i on iznosi:

 

C  1,09 , za rH 2O  0,2918 i t g .SR  681,155 O C .

C Z  f z 

- Koeficijent koji očitavamo iz dijagrama, [Parni kotlovi Đurić strana 4.95], i koji je u f-ji od broja redova po dubini i on iznosi C Z  0,95 za Z=5 redova.

Te sada iz jednačine (8.3.2.1.2) možemo odrediti koeficijent prijelaza toplote konvekcijom, i on iznosi:  W   1K  51,775  2  m K  Odnosno koeficijent prijelaza toplote sa produkata sagorijevanja na stijenku cijevi je na osnovu jednačine (8.3.2.1) jednak:  W   1  75,5566  2  m K  Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.3.2) jeste koeficijent prijelaza toplote sa stijenke cijevi na vodenu paru, a njega određujemo na sledeći način: 2  Cd1  '2

8.3.2.2 

.......... .......... .......

 ' 2  f  pSR ; t SR ; w p  - koeficijent koga očitamo iz nomograma na str.4.99., Parni kotlovi Đurić i on je u f-ji od srednjeg pritiska i srednje tmperature pare, te srednje brzine pare.

Srednju brzinu pare možemo odrediti na osnovu jednačine kontinuiteta, pa će biti: D1N

1  p  A V  w p   A V  wp vp



wp 

v p  D1N AV

.......... .......... .......

8.3.2.2.1

 kg  D1N  350  - maseni protok pare kroz pregrijač pare (uslov zadatka)  s  d 2  AV  n  n1  U  1,74477 m 2 4

 

Da bi smo odredili specifičnu zapreminu v p  , moramo prvo odrediti srednju temperaturu i srednji pritisak pare, pa će biti: t t t P.SR.MP  P.UL.PP1 P.IZ .PP1  358,575 O C 2 p P.SR.PP1  160bar 

 

Te sada na osnovu poznatog srednjeg pritiska i srednje temperature, možemo iz termodinamskih tablica (pregrijano područje) odrediti specifičnu zapreminu pare, interpolacijom i ona iznosi:  m3  v P  0,0109    kg 

Sada pošto nam je sve poznato u jednačini (8.3.2.2.1), možemo odrediti srednju brzinu pare i ona iznosi:

str. 62 / 76

m w p  2,1865   s

Sada iz nomograma [strana 4.99., Parni kotlovi Đurić] očitamo vrijednost koeficijenta prijelaza toplote sa zida cijevi na vodenu paru i on iznosi:  W  2  m K 

 ' 2  2100

Te sada iz jednačine (8.3.2.2) slijedi da je koeficijent prijelaza toplote sa zida na vodenu paru:  W  2  m K 

 2  1890

Odnosno iz jednačine (8.3.2) možemo odrediti koeficijent prijenosa toplote, i on iznosi:  W  k  29,44276 2  m K 

Odnosno iz jednačine (8.3) slijedi da je površina:

A0 P 

154787,5 W   W  29,44276 2   313,116 K  m K 

 

A0 P  16790,06 m 2

Prvjera: AP  A0 P AP

 100 %  2%



17091,64 - 16790,06 17091,64

 100 %  2

1,764507 %  2 % Uslov ispunjen!

h  38,5  S 2  38,5  0,125  4,8125 m  5 m

7.4.

PRORAČUN ZAGRIJAČA VODE (ZV)

Da bi smo izvršili proraču zagrijača vode prvo usvajamo prečnik cijevi, pa je:

d S  26mm - spoljašnji prečnik cijevi; dU  20mm - unutrašnji prečnik cjevovoda; n1  4 - broj cijevi u jednoj zmiji; nZ  4 - broj zmija; n  55 - broj zavjesa; a  b  l  15m - širina i dužina dimnog kanala. l 15 S1    0,071m n 210 S 2  0,125m Količina toplote predata u zagrijaču vode je: QZV  158385 kW str. 63 / 76

Temperatura vode na ulazu u zagrijaču vode je: tV .UL.ZV  260 O C Temperatura vode na izlazu iz zagrijača vode je: tV .IZ .ZV  340 O C [poglavlje 2.7.3 grafičkog rada]. Temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u zagrijaču vode je: N O t g .UL  t PP C 1  575,33

 

 

 

Temperatura produkata sagorijevanja na izlazu zagrijača vode je: t g .IZ  t EN  330,83 O C

 

Površina cijevnog registra međupregrijača pare je:

 

AP  d S    l  n  n1  nZ  1077,648 m 2 Sa druge strane površinu računamo kao: A0 P 

Qe k  t SR. ln

8.4

...........................

Srednja logoritamska temperatura se određuje na sledeći način: t SR. ln 

t V  tm t ln V tm

8.4.1

.......... .......... .......

   70,83  C 

tV  t g .UL  tV .IZ .E  235,33 O C

t m  t g .IZ  tV .UL.E Te iz jednačine (8.4.1) slijedi da je srednja logoritamska temperatura jednaka: O

t SR. ln 

235,33 - 70,83 235,33 ln 70,83

 

t SR. ln  137,002 O C

Sledeće što je nepoznato u jednačini (8.4) jeste koeficijent prijenosa toplote, a njega određujemo na sledeći način za zagrijač vode:



k  k' 1  0,0006 t gSR



8.4.2

.......... .......... .......

Srednja temperatura dimnih plinova je:

t g .SR 

t g .UL  t g .IZ 2

 

 453,08 o C

Srednja brzina strujanja produkata sagorijevanja:

wg 

BgN  VRV  273  t g .SR  273  f g

f g - srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja, i njega određujemo: f g  AF  d S  n  l

 

f g  390,731  0,026  55  15  369,281 m 2

 kg  B gN  64,26   - gasifikaciona količina goriva [poglavlje 2.6.1 grafičkog rada].  s  str. 64 / 76

 m3  VRV  6,9944 N  - vlažni produkti sagorijevanja, za   1,26 [poglavlje 1.3.2 grafičkog rada].  kg  Te je brzina produkata sagorijevanja, kada ovo sve uvrstimo jednaka: m wg  3,254  s

Srednju brzinu vode možemo odrediti na osnovu jednačine kontinuiteta, pa će biti: D1N

1  p  A V  w v   AV  wv vv



v v  D1N wv  AV

.......... .......... .......

8.4.3 

 kg  D1N  350  - maseni protok vode kroz pregrijač pare (uslov zadatka)  s  d 2  AV  n  n1  U  0,06908 m 2 4 Da bi smo odredili specifičnu zapreminu vV  , moramo prvo odrediti srednju temperaturu i srednji pritisak vode, pa će biti: t t t.V .SR.ZV  V .UL.ZV V . IZ .ZV  300 O C 2 p  ps p P.SR.ZV  a  152,5bar  2

 

 

Te sada na osnovu poznatog srednjeg pritiska i srednje temperature, možemo iz termodinamskih tablica odrediti specifičnu zapreminu vode, interpolacijom i ona iznosi:  m3  vV  0,00138    kg  Sada pošto nam je sve poznato u jednačini (8.4.3), možemo odrediti srednju brzinu vode i ona iznosi: m wV  6,99  s  W  k '  0,89 2  - iz dijagrama sl.4.100. m K  Te sada iz jednačine (8.4.2) možemo odrediti koeficijent prijenosa toplote i on iznosi:  kW  k  1,081 2  m K 

Odnosno iz jednačine (8.4) slijedi da je površina: 𝐴𝑜𝑃 =

158383 = 1069,452[𝑚2 ] 1,081 ∙ 137,002

Provjera:

AP  A0 P AP

 100 %  2%



1077,648 - 1069,452 1077,648

0,760511%  2 % Uslov zadovoljen!

h  43,5  S 2  43,5  0,125  5,438 m  5,5 m str. 65 / 76

 100 %  2%

7.5.

PRORAČUN ZAGRIJAČA ZRAKA 2

Budući da se radi o manjim radnim pritiscima, za razliku od zagrijača vode, imamo i manju konstrukciju. Za potrebe ovog rada usvajam zagrijač zraka sa šahovskim rasporedom cijevim, s koracima s1, s2, te s brzinom opstrujavanja w shodno narednoj slici:

Slika 9. Šahovski raspored cijevi

Usvojene cijevi su glatke, a pored toga usvajamo iduće podatke: ds = 46 [mm] du = 40 [mm] n1 = 10 nz = 9 n = 95 a = b = l = 15 [m]

– vanjski prečnik cijevi – unutrašnji prečnik cijevi – broj cijevi u jednoj zmiji – broj zmija – broj zavjesa – dubina dimnog kanala

Koraci cijevi se računaju kao: 𝑆2 =

𝑙 = 0,158[𝑚] 𝑛

𝑆1 =

𝑆2 = 0,079[𝑚] 2

Ostali potrebni podaci: QZZ2 = 41091,677 [KW] tZZ2ul = 90 [°C] tZZ2izl = 165 [°C] tGul = 330,83[°C] tGizl = 249,761[°C]

– količina toplote razmijenjena u ZZ2 – temperatura zraka na ulazu u ZZ2 – temperatura zraka na izlazu iz ZZ2 – temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u ZZ2 – temepratura produkata sagorijevanja na izlazu iz ZZ2

Površina cijevnog registra se računa kao: 𝐴𝑝 = 𝑑𝑠 ⋅ 𝜋 ⋅ 𝑛1 ⋅ 𝑛𝑧 ⋅ 𝑛 ⋅ 𝑙 = 24699,24[𝑚2 ] str. 66 / 76

S druge strane površinu cijevnog registra, računamo: 𝐴𝑜𝑝 =

𝑄𝑍𝑍2 𝑘 ⋅ 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛

Srednja logaritamska temperatura se određuje kao: 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛 =

gdje je:

𝛥𝑡𝑣 − 𝛥𝑡𝑚 166,96 − 169,1 = = 165,43[°𝐶] 𝛥𝑡 166,95 ln 𝛥𝑡 𝑣 ln 169,1 𝑚

𝛥𝑡𝑚 = 𝑡𝐺𝑖𝑧𝑙 − 𝑡𝑍𝑍2𝑢𝑙 = 249,761 − 90 = 159,761[°𝐶] 𝛥𝑡𝑣 = 𝑡𝐺𝑢𝑙 − 𝑡𝑍𝑍2𝑖𝑧𝑙 = 330,83 − 165 = 165,83[°𝐶]

Koeficijente konvekcije moramo odrediti na strani produkata sagorijevanja, kao i na strani zraka. 7.5.1. KOEFICIJENT KONVEKCIJE NA STRANI PRODUKATA SAGORIJEVANJA Koeficijent konvekcije na strani produkata sagorijevanja računamo prema narednom obrascu: 𝛼1 = 0,0267 ⋅

𝜆 ⋅ 𝑅𝑒 0,8 ⋅ 𝑃𝑟0,4 ⋅ 𝐶𝑡 ⋅ 𝐶𝑙 𝑑ℎ

gdje je: λ dh Re Pr Ct Cl

– koeficijent prolaza topline za dati medij – ekvivalentni hidraulički prečnik – Reynoldsov broj – Prandtlov broj za dati medij – korekcioni faktor za računanje koeficijenta prelaza konvekcijom – dodatni popravni koeficijent

Za srednju temperaturu gasova od tGsr = 290,29 [°C], prema tabeli 4.9., strana 4.109, “Parni kotlovi” - “Đurić” interpolacijom određujeno svojstva produkata sagorijevanja, i to: λ = 4,759 ∙ 10-2 [W/mK] ν = 44,53 ∙ 10-6 [m2/s] Pr = 0,651942

– koeficijent prolaza toplote – kinematska viskoznost – Prandtlov broj

Brzina produkata sagorijevanja dok struje kroz kanal iznosi: 𝑤𝑔 = gdje je: Bg = 64,26 [kg/s] VRW = 7,204 [m3] tGsr = 290,29 [°C] fg = 325,181 [m2]

𝐵𝑔 ⋅ 𝑉𝑅𝑊 ⋅ (273 + 𝑡𝐺𝑠𝑟 ) 64,26 ⋅ 7,204 ⋅ (273 + 290,29) 𝑚 = = 2,9529 [ ] 273 ⋅ 𝑓𝑔 273 ⋅ 325,181 𝑠 – gasifikovana količina goriva (poglavlje 2.6.) – zapremina produkata sagorijevanja pri srednjem lambda (tabela 4) – srednja temperatura produkata sagorijevanja – srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja:

str. 67 / 76

𝑓𝑔 = 𝐴𝐹 − 𝑑𝑠 ⋅ 𝑛 ⋅ 𝑙 = 390,731 − 0,046 ⋅ 95 ⋅ 15 = 325,181[𝑚2 ] Reynoldsov broj se izražava kao: 𝑅𝑒 =

𝑤𝑔 ⋅ 𝑑ℎ 2,9529 ⋅ 0,0264 = = 1829,536 𝜈 42,61 ∙ 10−6

gdje je: wg = 2,9529 [m/s] – brzina strujanja gasova ν = 44,53 ∙ 10-6 [m2/s] – kinematska viskoznost na strani radnog medija Hidrauliči prečnik računamo kao: 𝑑ℎ =

(𝑠1 ⋅ 𝑠2 ) − 0,5𝑑𝑠2 ⋅ 𝜋 (0,051 ⋅ 0,1026) − 0,5 ⋅ 0,0462 ⋅ 3,14 = = 0,0264[𝑚] 0,5 ⋅ 𝑑𝑠 ⋅ 𝜋 0,5 ⋅ 0,046 ⋅ 3,14

Korekcione faktore Ct i Cl usvajamo prema slici 4.106 na strani 4.112 “Parni kotlovi” - Đurić, međutim, shodno preporuci na strani 4.109, za hlađenje produkata sagorijevanja Ct iznosi 1,07. Dakle: Ct = 1,07 Cl = 1,052 Na osnovu svega preračunatog i usvojenog, dobijamo da je 4,759 ∙ 10−2 𝛼1 = 0,0267 ⋅ ⋅ 1829,5360,8 ⋅ 0,65190,4 ⋅ 1,07 ⋅ 1,052 = 18,59[W/m2k] 0,0264

7.5.2. KOEFICIJENT KONVEKCIJE NA STRANI ZRAKA Koeficijent konvekcije na strani zraka računamo prema istom obrascu navedenom u prošlom poglavlju, odnosno: 𝛼2 = 0,0267 ⋅

𝜆 ⋅ 𝑅𝑒 0,8 ⋅ 𝑃𝑟0,4 ⋅ 𝐶𝑡 ⋅ 𝐶𝑙 𝑑ℎ

gdje je: λ d Re Pr Ct Cl

– koeficijent prolaza topline za dati medij – prečnik cijevi – Reynoldsov broj – Prandtlov broj za dati medij – korekcioni faktor za računanje koeficijenta prelaza konvekcijom – dodatni popravni koeficijent

Za srednju temperaturu zraka od tZsr = 127,5 [°C], prema tabeli 4.9., strana 4.109, “Parni kotlovi” - “Đurić” interpolacijom određujeno svojstva zraka, i to: λ = 3,408∙ 10-2 [W/mK] ν = 26,25 ∙ 10-6 [m2/s] Pr = 0,6845 Brzina zraka dok struji se određuje:

str. 68 / 76

𝑤𝑧 = gdje je: VLmin = 5,24 [m3] λ = 1,315 AV = 1,1932

𝑉𝐿𝑚𝑖𝑛 ⋅ 𝜆 5,24 ⋅ 1,315 𝑚 = = 5,7748 [ ] 𝐴𝑣 1,1932 𝑠

– minimalna količina gasa potrebna za sagorijevanje – srednja vrijednost lambde za dati zagrijač – površina poprečnog presjeka, koju računamo kao: 𝐴𝑣 = 𝑛1 ⋅ 𝑛 ⋅

𝑑𝑢2 ⋅ 𝜋 = 1,1932[𝑚2 ] 4

Reynoldsov broj se izražava kao: 𝑅𝑒 =

5,7748 ⋅ 0,04 = 8696,987 26,25 ∙ 10−6

gdje je: wz = 5,7748 [m/s] du = 40 [mm]

– brzina strujanja zraka – unutrašnji prečnik cijevi

Korekcione faktore Ct i Cl usvajamo prema slici 4.106 na strani 4.112 “Parni kotlovi” - Đurić, odakle slijedi: Ct = 0,95 Cl = 1,052 Na osnovu svega preračunatog i usvojenog, dobijamo da je 𝛼2 = 0,0267 ⋅

3,408 ∙ 10−2 ⋅ 8696,9870,8 ⋅ 0,68450,4 ⋅ 0,95 ⋅ 1,052 = 41,955[W/m2 k] 0,0264

Koeficijent prolaza toplote k se računa prema obrascu: 𝑘=

1 1 1 +𝑅+𝛼 𝛼1 2

=

1 1 1 + 0,01 + 41,955 18,59

= 10,53 [

𝑊 ] 𝑚2 𝐾

gdje je: R = 0,01 [W/m2K] – toplotni otpor kroz stjenku cijevi Na osnovu određenih vrijednosti površina cijevnog registra je: 𝐴𝑜𝑝 =

𝑄𝑍𝑍2 41091,68 ∙ 103 = = 23598,09[𝑚2 ] 𝑘 ⋅ 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛 10,53 ⋅ 165,43

Provjera: ∣ 𝐴𝑃 − 𝐴0P ∣ ∣24699,24 − 23598,09∣ ⋅ 100 = ⋅ 100 = 4,4946[%] < 5[%] 𝐴𝑃 24699,24 što zadovoljava.

str. 69 / 76

7.6.

PRORAČUN ZAGRIJAČA ZRAKA 1

Usvojene cijevi su glatke, a pored toga usvajamo iduće podatke: ds = 46 [mm] du = 40 [mm] n1 = 12 nz = 10 n = 95 a = b = l = 15 [m]

– vanjski prečnik cijevi – unutrašnji prečnik cijevi – broj cijevi u jednoj zmiji – broj zmija – broj zavjesa – dubina dimnog kanala

Koraci cijevi se računaju kao: 𝑆2 =

𝑆1 =

𝑙 = 0,157[𝑚] 𝑛

𝑆2 = 0,0789[𝑚] 2

Ostali potrebni podaci: QZZ1 = 41091,68 [KW] tZZ1ul = 20 [°C] tZZ1izl = 90 [°C] tGul = 249,761 [°C] tGizl = 182,75 [°C]

– količina toplote razmijenjena u ZZ1 – temperatura zraka na ulazu u ZZ1 – temperatura zraka na izlazu iz ZZ1 – temperatura produkata sagorijevanja na ulazu u ZZ1 – temperatura produkata sagorijevanja na izlazu iz ZZ1

Površina cijevnog registra se računa kao: 𝐴𝑝 = 𝑑𝑠 ⋅ 𝜋 ⋅ 𝑛1 ⋅ 𝑛𝑧 ⋅ 𝑛 ⋅ 𝑙 = 0,046 ⋅ 3,14 ⋅ 12 ⋅ 10 ⋅ 95 ⋅ 15 = 24699,24[𝑚2 ] S druge strane površinu cijevnog registra, računamo: 𝐴𝑜𝑝 =

𝑄𝑍𝑍1 𝑘 ⋅ 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛

Srednja logaritamska temperatura se određuje kao: 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛 =

𝛥𝑡𝑣 − 𝛥𝑡𝑚 = 161,25[°𝐶] 𝛥𝑡 ln 𝛥𝑡 𝑣 𝑚

gdje je: 𝛥𝑡𝑣 = 𝑡𝐺𝑖𝑧𝑙 − 𝑡𝑍𝑍1𝑢𝑙 = 182,75 − 20 = 162,75[°𝐶] 𝛥𝑡𝑚 = 𝑡𝐺𝑢𝑙 − 𝑡𝑍𝑍𝑖𝑧𝑙 = 249,761 − 90 = 159,76[°𝐶] Koeficijente konvekcije moramo odrediti na strani produkata sagorijevanja, kao i na strani zraka.

str. 70 / 76

7.6.1. KOEFICIJENT KONVEKCIJE NA STRANI PRODUKATA SAGORIJEVANJA Koeficijent konvekcije na strani produkata sagorijevanja računamo prema narednom obrascu: 𝛼1 = 0,0267 ⋅

𝜆 ⋅ 𝑅𝑒 0,8 ⋅ 𝑃𝑟0,4 ⋅ 𝐶𝑡 ⋅ 𝐶𝑙 𝑑ℎ

gdje je: λ dh Re Pr Ct Cl

– koeficijent prolaza topline za dati medij – ekvivalentni hidraulički prečnik – Reynoldsov broj – Prandtlov broj za dati medij – korekcioni faktor za računanje koeficijenta prelaza konvekcijom – dodatni popravni koeficijent

Za srednju temperaturu gasova od tGsr = 216,25 [°C], prema tabeli 4.9., strana 4.109, “Parni kotlovi” - “Đurić” interpolacijom određujeno svojstva produkata sagorijevanja, i to: λ = 4,144 ∙ 10-2 [W/mK] ν = 34,91 ∙ 10-6 [m2/s] Pr = 0,667

– koeficijent prolaza toplote – kinematska viskoznost – Prandtlov broj

Brzina produkata sagorijevanja dok struje kroz kanal iznosi: 𝑤𝑔 =

𝐵𝑔 ⋅ 𝑉𝑅𝑊 ⋅ (273 + 𝑡𝐺𝑠𝑟 ) 64,26 ⋅ 7,5446 ⋅ (273 + 216,25) 𝑚 = = 2,686 [ ] 273 ⋅ 𝑓𝑔 273 ⋅ 325,181 𝑠

gdje je: Bg = 64,26 [kg/s] – gasifikovana količina goriva (poglavlje 2.6.) 3 VRW = 7,5446 [m ] – zapremina produkata sagorijevanja pri srednjem lambda (tabela 4) tGsr = 216,25 [°C] – srednja temperatura produkata sagorijevanja fg – srednji poprečni presjek za prolaz produkata sagorijevanja: 𝑓𝑔 = 𝐴𝐹 − 𝑑𝑠 ⋅ 𝑛 ⋅ 𝑙 = 390,731 − 0,046 ⋅ 95 ⋅ 15 = 325,181[𝑚2 ] Reynoldsov broj se izražava kao: 𝑅𝑒 =

𝑤𝑔 ⋅ 𝑑ℎ 2,15 ⋅ 0,035 = = 2155,54 𝜈 34,91 ∙ 10−6

gdje je: wg = 2,686 [m/s]

– brzina strujanja gasova

ν = 34,91 ∙ 10-6 [m2/s]

– kinematska viskoznost na strani radnog medija

Hidrauliči prečnik računamo kao: 𝑑ℎ =

(𝑠1 ⋅ 𝑠2 ) − 0,5𝑑𝑠2 ⋅ 𝜋 (0,1083 ⋅ 0,0541) − 0,5 ⋅ 0,0462 ⋅ 3,14 = = 0,035[𝑚] 0,5 ⋅ 𝑑𝑠 ⋅ 𝜋 0,5 ⋅ 0,046 ⋅ 3,14

Korekcione faktore Ct i Cl usvajamo prema slici 4.106 na strani 4.112 “Parni kotlovi” - Đurić, međutim, shodno preporuci na strani 4.109, za hlađenje produkata sagorijevanja Ct iznosi 1,07. Dakle: str. 71 / 76

Ct = 1,07 Cl = 1,052 Na osnovu svega preračunatog i usvojenog, dobijamo da je: 𝛼1 = 0,0267 ⋅

4,144 ∙ 10−2 ∙ 2155,540,8 ⋅ 0,6670,4 ⋅ 1,07 ⋅ 1,052 = 15,36[W/m2k] 0,035

7.6.2. KOEFICIJENT KONVEKCIJE NA STRANI ZRAKA Koeficijent konvekcije na strani zraka računamo prema istom obrascu navedenom u prošlom poglavlju, odnosno: 𝛼2 = 0,0267 ⋅

𝜆 ⋅ 𝑅 0,8 ⋅ 𝑃𝑟0,4 ⋅ 𝐶𝑡 ⋅ 𝐶𝑙 𝑑ℎ 𝑒

gdje je: λ d Re Pr Ct Cl

– koeficijent prolaza topline za dati medij – prečnik cijevi – Reynoldsov broj – Prandtlov broj za dati medij – korekcioni faktor za računanje koeficijenta prelaza konvekcijom – dodatni popravni koeficijent

Za srednju temperaturu zraka od tZsr = 55 [°C], prema tabeli 4.9., strana 4.109, “Parni kotlovi” “Đurić” interpolacijom određujeno svojstva zraka, i to: λ = 2,863 ∙ 10-2 [W/mK] ν = 18,635 ∙ 10-6 [m2/s] Pr = 0,7035 Brzina zraka dok struji se određuje: 𝑤𝑧 =

𝑉𝐿𝑚𝑖𝑛 ⋅ 𝜆 5,24 ⋅ 1,365 𝑚 = = 4,998 [ ] 𝐴𝑣 1,431 𝑠

gdje je: VLmin = 5,24 [m3] λ = 1,365 AV = 1,431 [m3]

– minimalna količina gasa potrebna za sagorijevanje – srednja vrijednost lambde za dati zagrijač – površina poprečnog presjeka, koju računamo kao: 𝐴𝑣 = 𝑛1 ⋅ 𝑛 ⋅

𝑑𝑢2 ⋅ 𝜋 0,042 ⋅ 3,14 = 12 ⋅ 95 ⋅ = 1,431[𝑚2 ] 4 4

Reynoldsov broj se izražava kao: 𝑅𝑒 =

𝑤𝑧 ⋅ 𝑑𝑢 4,998 ⋅ 0,04 = = 10728,2 𝜈 18,635 ∙ 10−6

gdje je: wz = 4,998 [m/s] du = 40 [mm]

– brzina strujanja zraka – unutrašnji prečnik cijevi

Korekcione faktore Ct i Cl usvajamo prema slici 4.106 na strani 4.112 “Parni kotlovi” - Đurić, odakle slijedi: str. 72 / 76

Ct = 0,95 Cl = 1,052 Na osnovu svega preračunatog i usvojenog, dobijamo da je: 2,863 ∙ 10−2 𝛼2 = 0,0267 ⋅ ⋅ 10728,20,8 ⋅ 0,70350,4 ⋅ 0,95 ⋅ 1,052 = 39,4[W/m2k] 0,035 Koeficijent prolaza toplote k se računa prema obrascu: 𝑘=

1 1 1 𝛼1 + 𝑅 + 𝛼2

=

1 1 1 + 0,01 + 39,4 15,36

= 9,9517 [

𝑊 ] 𝑚2 𝐾

gdje je: R = 0,01 [W/m2K] – toplotni otpor kroz stjenku cijevi Na osnovu određenih vrijednosti površina cijevnog registra je: 𝐴𝑜𝑝

𝑄𝑍𝑍1 41091,68 ∙ 103 = = = 25606,77[𝑚2 ] 𝑘 ⋅ 𝛥𝑡𝑆𝑅𝑙𝑛 9,9517 ⋅ 161,25

Provjera: ∣ 𝐴𝑃 − 𝐴𝑜𝑝 ∣ ∣24699,24 − 25606,77∣ ⋅ 100 = ⋅ 100 = 3,6743[%] < 5[%] 𝐴𝑃 24699,24 što zadovoljava.

str. 73 / 76

7.7. PRORAČUN VENTILATORA Pored toga što postoji dimnjak, uzgonski efekt obično nije dovoljan da se osigura tražena promaja, tako da se u trakt gasa uključuju i ventilatori. Treba ih dimenzionisati tako da u ložištu i kotlu osiguravaju potpritisak kada je to potrebno. Za kotlove za sagorijevanje u letu prirast pritiska produkata sagorijevanja treba da je u rasponu od 2000 do 6000 Pa. Tri su glavne vrste ventilatora: 

aksijalni,



centrifugalni (radijalni) i



poprečno protočni (tangecijalni).

Aksijalno protočni ventilatori imaju lopatice koje tjeraju zrak da se kreće paralelno do vratila, oko kojeg se okreću lopatice. Aksijalni ventilatori tjeraju zrak preko osi ventilatora, linearno, odakle i njihovo ime. Ova vrsta ventilatora ima mnogo primjena, od malih ventilatora za hlađenje elektronike pa sve do velikih ventilatora korištenih u zračnim tunelima. Primjer aksijalnih ventilatora: Stolni ventilator – Osnovni elementi običnog stolnog ventilatora uključuju lopatice, postolje, armaturu i olovne žice, motor, zaštitu lopatica, kućište motora, zupčani prijenos oscilatora i vratilo oscilatora. Oscilator je mehanizam koji pokreće ventilator s jedne strane na drugu. Vratilo izlazi s obje strane motora. Jedan kraj vratila je priključen na lopatice, a drugi na zupčani prijenos oscilatora. Kućište motora spaja se sa zupčanim prjenosom i sadržava rotor i stator. Vratilo oscilatora povezuje postolje i zupčani prijenos. Kućište motora pokriva mehanizam oscilatora. Zaštita lopatica je povezana s kućištem motora zbog sigurnosti. Elektromehanički ventilatori, kod kolekcionara, cijene se prema svojoj veličini, starosti, broju lopatica i očuvanosti. Najčešći ventilatori su oni s 4 lopatice. Ventilatori s 5 ili 6 lopatica su rijetki. Kolekcionari još gledaju i na materijale od kojih su napravljene pojedine komponente ventilatora. Stropni ventilator – Ventilator obješen o strop se zove stropni ventilator. Većinom nemaju zaštitu za lopatice zato jer su na visini koju čovjek ne može dosegnuti. Često su u kombinaciji sa svjetlom. Koriste se za pokretanje strujanja zraka u prostorijama. U automobilima, ventilator se koristi za hlađenje motora i sprječava pregrijavanje motora tako što puše ili usisava zrak kroz hladnjak napunjen sredstvom za hlađenje. Može biti pogonjen remenjem snagom motora ili električnom energijom akumulatora. Računalni ventilator - Ventilator koji služi za hlađenje procesora i ostalih komponenata računala. Centrifugalni ventilator posjeduje pomičnu komponentu (rotor ili impeler) koja se sastoji od centralnog vratila oko kojeg je smješten komplet lopatica, ili rebara. Centirfugalni ventilatori pušu zrak pod pravim uglom od dovoda zraka i vrte zrak prema odvodu zraka. Rotor se rotira uzrokujući da zrak uđe u ventilator blizu vratila i da se kreće okomito od vratila prema otvoru na kućištu ventilatora. Centrifugalni ventilatori proizvode veći pritisak za zadani volumen zraka i koriste se gdje je potreban veći pritisak, kao što je na primjer puhalica za lišće, sušilo za kosu, pumpa za zračne madrace i ostalo. Uobičajeno je da su bučniji od aksijalnih ventilatora. str. 74 / 76

Poprečno protočni ventilator je ustvari centrifugalni ventilator u kojem zrak struji kroz ventilator, a ne kroz ulazni otvor. Njegov rotor je pokriven kako bi se stvorio diferencijal pritiska. Kada se koriste u kućanstvu, imaju manji otvor na jednoj strani, a veći na drugoj. Rezultat razlike tlakova omogućava zraku strujanje ravno kroz ventilator, iako se lopatice ventilatora suprotstavljaju toku zraka na jednoj strani rotacije. Poprečno protočni ventilatori daju zračni protok uzduž cijele širine ventilatora. Poprečno protočni ventilatori su bučniji od običnih centrifugalnih ventilatora jer se lopatice ventilatora “bore” sa tokom zraka na jednoj strani rotacije. Često se upotrebljavaju u klimatizacijskim uređajima, automobilskom ventilacijskom sistemu, te za hlađenje u srednje velikoj opremi kao što su fotokopirni uređaji. Postoje primjene poprečno protočnog ventilatora u sistemu pogona zrakoplova, usko povezanog s krilima letjelice.

Snagu ventilatora računamo prema obrascu:

wg  𝑃𝑉 =

B gN  VL   P

V



Tg 273

64,26 ∙ 7,074 ∙ 4000 181,993 ∙ 0,7 273

𝑃𝑉 = 891478,35 [𝑊] = 1740,93 [𝑘𝑊] gdje je: VL = 7,074 [m3/kg] Δp = 4000 [Pa] Bg =64,26 [kg/s] Tg = 181,993 [°C] ηv = 0,7

– stvarno potrebna količina zraka na izlazu iz kotla (λ = 1,39) – za sagorijevnje u letu [“Kotlovi” - Stošić, strana 224] – gasifikovana količina goriva – temperatura gasova na izlazu iz kotla – koeficijent iskorištenja ventilatora

str. 75 / 76

8. LITERATURA [1] V. Đurić - “Parni kotlovi – Sveska 1 – Teorijske osnove” [2] N. Stošić - “Kotlovi” [3] B. Vuković, S.Milić - “Kotlovi za mašiniste, rukovaoce i ložače” [4] E. Huremović, H. Ibrahimović - “Termodinamičke tablice i dijagrami” [5] Đ. Kozić, V. Bekavac - “Priručnik za termodinamiku”

World wide web [1] http://www.electrical4u.com/steam-boiler-working-principle-and-types-of-boiler/ [18.07.2014.] [2] http://en.wikipedia.org/wiki/Boiler [22.07.2014.] [3] http://feed-the-beast.wikia.com/wiki/Steam_Boiler [22.07.2014.]

str. 76 / 76