보일러 tgm 84b의 수집기를 진단하기 위한 일반적인 프로그램. 보일러 용광로에서 토치의 열유속에 대한 증기 부하의 영향

지식 기반에서 좋은 작업을 보내는 것은 간단합니다. 아래 양식을 사용하십시오

연구와 작업에 지식 기반을 사용하는 학생, 대학원생, 젊은 과학자들은 매우 감사할 것입니다.

연방 교육청

주립 교육 기관

고등 전문 교육

"우랄 주립 기술 대학 - UPI

러시아 초대 대통령의 이름 B.N. 옐친" -

Sredneuralsk 지점

특기: 140101

그룹: TPP -441

코스 프로젝트

보일러 장치 TGM의 열 계산 - 96

징계에 관하여 “화력 발전소의 보일러 설비”

선생님

스발로바 니나 파블로브나

카슈린 안톤 바디모비치

스레드뉴랄스크

1. 코스 프로젝트 할당

2. TGM-96 보일러의 간략한 설명 및 매개변수

3. 연소 생성물의 과잉 공기 계수, 부피 및 엔탈피

4. 보일러 장치의 열 계산:

4.1 열수지 및 연료 계산

4.2 회생 에어 히터

ㅏ. 차가운 부분

비. 뜨거운 부분

4.4 종료 화면

4.4 입장 화면

서지

1. 코스 프로젝트 할당

계산을 위해 드럼 보일러 장치 TGM-96이 채택되었습니다.

작업 입력

보일러 매개변수 TGM - 96

보일러 증기 용량 - 485 t/h

보일러 출구의 과열 증기 압력은 140 kgf / cm 2

과열 증기 온도 - 560 єС

보일러 드럼의 작동 압력 - 156 kgf / cm 2

보일러 입구의 급수 온도 - 230ºС

보일러 입구에서 수압 공급 - 200kgf / cm 2

RVP 입구의 찬 공기 온도는 30ºC입니다.

2 . 열 구성표에 대한 설명

보일러 급수는 터빈 응축수입니다. 메인 이젝터, 씰 이젝터, 스터핑 박스 히터, LPH-1, LPH-2, LPH-3 및 LPH-4를 통해 순차적으로 응축수 펌프에 의해 140-150 ° C의 온도로 가열되어 탈기기에 공급됩니다. 6시 탈기기에서 응축수에 용해된 가스는 분리(탈기)되고 추가로 약 160-170°C의 온도로 가열됩니다. 그런 다음 탈기기에서 나온 응축수는 중력에 의해 공급 펌프의 흡입으로 공급되고 그 후 압력이 180-200kgf/cm²로 상승하고 공급수는 HPH-5, HPH-6 및 HPH-7을 통해 가열됩니다. 225-235°C의 온도가 감소된 보일러 전원 공급 장치에 공급됩니다. 보일러 전력 조절기 뒤에서 압력이 165kgf/cm²로 떨어지고 물 절약 장치로 공급됩니다.

4개의 챔버 D 219x26 mm를 통한 급수는 매달린 파이프 D 42x4.5 mm st로 들어갑니다. 매달린 파이프의 출구 챔버는 16 개의 파이프 D 108x11 mm st에 매달린 굴뚝 내부에 있습니다. 동시에 흐름이 한쪽에서 다른 쪽으로 전달됩니다. 패널은 파이프 D28x3.5 mm, Art. 20으로 만들어지며 측벽과 회전 챔버를 차단합니다.

물은 상단 및 하단 패널을 통해 두 개의 평행 스트림으로 흐르고 대류 이코노마이저의 입구 챔버로 보내집니다.

대류 이코노마이저는 상부 및 하부 패키지로 구성되며 하부는 직경 28x3.5 mm Art. 20, 80x56mm 피치의 바둑판 패턴으로 배열됩니다. 좌우 가스 덕트에 위치한 2개의 부품으로 구성되어 있습니다. 각 부분은 4개의 블록(상단 2개, 하단 2개)으로 구성됩니다. 대류 이코노마이저에서 물과 연도 가스의 움직임은 역류입니다. 가스로 작동할 때 이코노마이저는 15% 끓습니다. 이코노마이저에서 생성된 증기(이코노마이저는 가스로 작동할 때 15% 끓는점을 가짐)는 미로 유압 씰이 있는 특수 증기 분리기 상자에서 분리됩니다. 상자의 개구부를 통해 부하에 관계없이 일정한 양의 급수가 스팀과 함께 세척 실드 아래의 드럼 부피로 공급됩니다. 플러싱 실드의 물 배출은 배수 상자를 사용하여 수행됩니다.

증기 파이프를 통해 스크린에서 나온 증기-물 혼합물은 분배 상자로 들어간 다음 1차 분리가 일어나는 수직 분리 사이클론으로 들어갑니다. 클린 컴파트먼트에는 32개의 더블 사이클론과 7개의 싱글 사이클론이 양쪽에 있는 소금 컴파트먼트 8~4에 설치됩니다. 사이클론의 증기가 다운커머로 유입되는 것을 방지하기 위해 모든 사이클론 아래에 상자가 설치됩니다. 사이클론에서 분리된 물은 드럼의 부피로 흘러내리고 스팀은 일정량의 수분과 함께 상승하여 사이클론의 반사 커버를 통과하여 수평 천공으로 구성된 세척 장치로 들어갑니다. 쉴드, 급수의 50%가 공급됩니다. 세척 장치의 층을 통과하는 증기는 그 안에 포함 된 주요 양의 규소 염을 제공합니다. 플러싱 장치 후 증기는 루버 분리기를 통과하고 수분 방울에서 추가로 청소되고 드럼의 증기 공간에서 속도장을 균등화하는 천공된 천장 실드를 통해 과열기로 들어갑니다.

모든 분리 요소는 접을 수 있으며 분리 부품에 용접되는 쐐기로 고정됩니다.

드럼의 평균 수위는 평균 게이지 유리의 중앙 아래 50mm, 드럼의 기하학적 중심 아래 200mm입니다. 상단 허용 레벨은 +100mm이고, 하단 허용 레벨은 게이지 유리에서 175mm입니다.

점화하는 동안 드럼 본체를 가열하고 보일러가 정지되면 냉각하기 위해 UTE 프로젝트에 따른 특수 장치가 드럼 본체에 장착됩니다. 근처에서 작동하는 보일러에서 증기가 이 장치로 공급됩니다.

343°C의 온도를 가진 드럼의 포화 증기는 복사 과열기의 6개 패널로 들어가 430°C의 온도로 가열된 후 천장 과열기의 6개 패널에서 460-470°C로 가열됩니다.

첫 번째 디슈퍼히터에서 증기 온도는 360-380°C로 감소합니다. 첫 번째 디슈퍼히터 이전에 증기 흐름은 두 개의 흐름으로 나뉘며, 그 후 온도 스위프를 균등화하기 위해 왼쪽 증기 흐름은 오른쪽으로, 오른쪽 증기 흐름은 왼쪽으로 전달됩니다. 이송 후, 각 증기 흐름은 5개의 입구 콜드 스크린으로 들어간 다음 5개의 출구 콜드 스크린으로 들어갑니다. 이 화면에서 증기는 역류로 움직입니다. 또한 증기는 병류 흐름으로 5개의 뜨거운 입구 스크린으로 들어간 다음 5개의 뜨거운 출구 스크린으로 들어갑니다. 콜드 스크린은 보일러 측면에 있으며 중앙에는 뜨겁습니다. 화면의 증기 온도 수준은 520-530оС입니다.

또한 12개의 스팀 바이패스 파이프 D 159x18 mm st. 온도가 지정된 값 이상으로 상승하면 2차 주입이 시작됩니다. 우회 파이프라인 D 325x50 st를 따라 더. 12X1MF는 온도 상승이 10-15oC인 체크포인트의 출력 패키지에 들어갑니다. 그 후 증기는 기어 박스 출력 매니 폴드로 들어가고 보일러 전면을 향한 주 증기 파이프 라인을 통과하고 후면 섹션에는 2 개의 주요 작동 안전 밸브가 장착됩니다.

보일러 물에 용해된 염분을 제거하기 위해 보일러 드럼에서 연속 송풍이 수행됩니다. 스크린의 하부 수집기에서 슬러지를 제거하기 위해 하부 포인트의 주기적 퍼지가 수행됩니다. 보일러에 칼슘 스케일이 형성되는 것을 방지하기 위해 보일러 물을 인산화하십시오.

도입된 인산염의 양은 화학 작업장의 교대 감독자의 지시에 따라 선임 엔지니어가 조절합니다. 유리 산소를 결합하고 보일러 파이프의 내부 표면에 부동태화(보호) 필름을 형성하기 위해 히드라진을 급수에 주입하고 20-60 µg/kg의 초과를 유지합니다. 급수에 히드라진을 주입하는 것은 화학 공장의 교대 감독자의 지시에 따라 터빈 부서 직원이 수행합니다.

보일러의 연속 블로우다운 열 이용 P och. 2개의 연속 블로우다운 익스팬더가 직렬로 연결되어 설치됩니다.

확장기 1 큰술. 5000 l의 부피를 가지며 170 ° C의 온도에서 8 기압의 압력을 위해 설계되었습니다. 증기는 6 기압의 가열 증기 수집기로 향하고 분리기는 응축수 트랩을 통해 팽창기 П och로 향합니다.

익스팬더 R st. 7500 l의 부피를 가지며 127 ° C의 주변 온도에서 1.5 atm의 압력을 위해 설계되었으며, 증기는 NDU로 보내지고 배수 팽창기의 플래시와 점화의 감소된 증기 파이프라인과 병렬로 연결됩니다 루. 확장기 분리기는 8m 높이의 수밀봉을 통해 하수 시스템으로 연결됩니다. 배수 확장기 P st. 제출 계획에서 금지됩니다! 보일러의 비상 배수용 P och. 이 보일러의 하단을 퍼지하고 각각 7500 리터의 부피와 1.5 기압의 설계 압력을 가진 2 개의 병렬 연결된 팽창기가 KTC-1에 설치됩니다. 차단 밸브가 없는 직경 700mm의 파이프라인을 통한 주기적인 블로우다운의 각 팽창기에서 나오는 플래시 증기는 대기로 보내져 보일러 공장의 지붕으로 전달됩니다. 이코노마이저에서 생성된 증기(이코노마이저는 가스로 작동할 때 15% 끓는점을 가짐)는 미로 유압 씰이 있는 특수 증기 분리기 상자에서 분리됩니다. 상자의 개구부를 통해 부하에 관계없이 일정한 양의 급수가 스팀과 함께 세척 실드 아래의 드럼 부피로 공급됩니다. 플러싱 실드의 물 배출은 배수 상자를 사용하여 수행됩니다.

3 . 과잉 공기 계수, 부피 및 엔탈피연소 생성물

기체 연료의 추정 특성(표 II)

가스 덕트의 초과 공기 계수:

퍼니스 출구에서의 과잉 공기 계수:

t = 1.0 + ? t \u003d 1.0 + 0.05 \u003d 1.05

? 체크포인트 뒤의 과잉 공기 계수:

PPC \u003d t + ? KPP \u003d 1.05 + 0.03 \u003d 1.08

CE에 대한 초과 공기 계수:

VE \u003d 체크포인트 + ? VE \u003d 1.08 + 0.02 \u003d 1.10

RAH 뒤의 과잉 공기 계수:

RVP \u003d VE + ? RVP \u003d 1.10 + 0.2 \u003d 1.30

연소 생성물의 특성

계산된 값	치수	V°=9,5 2	V° H2O= 2 , 10	V° N2 = 7 , 6 0	V RO2=1, 04	V°g=10, 73
		G A Z O C O D S
		화실				우와. 가스
과잉 공기 계수, ? ?
과잉 공기 비율, 평균? 수
V H2O = V° H2O +0.0161* (?-1)* V°
V G \u003d V RO2 + V ° N2 + V H2O + (? -1) * V °
r RO2 \u003d V RO2 / V G
r H2O \u003d V H2O / V G
rn=rRO2+rH2O

이론상 공기량

V ° \u003d 0.0476 (0.5CO + 0.575H 2 O + 1.5H 2 S + U (m + n / 4) C m H n - O P)

질소의 이론적인 부피

수증기의 이론적인 부피

삼원자 가스의 부피

연소 생성물의 엔탈피(J - 표).

J°g, kcal/nmі

J°v, kcal/nmі

J=J°g+(?-1)*J°v, kcal/nmі

화실

나가는 가스

1, 09

1,2 0

1,3 0

4.따뜻한보일러 장치의 새로운 계산

4.1 열수지 및 연료 계산

계산된 값	지정	크기-네스 호	공식 또는 근거	계산
열 균형
연료의 가용열
연소가스 온도
엔탈피			By J-??테이블
찬 공기 온도
엔탈피			By J-??테이블
열 손실:
기계적 결함으로부터
화학적 상해로부터			표 4
연도 가스로			(Jux-?ux*J°xv)/Q p p	(533-1,3090,3)100/8550=4,9
환경 속으로
열 손실량
보일러 효율(총)
과열 증기 흐름
보일러 장치 뒤의 과열 증기 압력
보일러 장치 뒤의 과열 증기 온도
엔탈피			표에 따르면 XXVI(N.m.p.221)
급수 압력
급수 온도
엔탈피			표에 따르면 XXVII (N.m.p.222)
퍼지 물 소비량				0,0150010 3 =5,0*10 3
퍼지 수온			R b \u003d 156 kgf / cm 2에서 t n
블로우다운 물의 엔탈피	ipr.v = 나? 자다		표에 따르면 XX1II (N.M.p.205)
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산

4.2 레지관성 공기 히터

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
로터 직경			디자인 데이터에 따르면
하우징당 공기 히터의 수			디자인 데이터에 따르면
섹터 수			디자인 데이터에 따르면	24(가스 13, 공기 9, 분리 2)
가스와 공기에 의해 씻겨진 표면의 분수

차가운 부분
등가 지름			p.42(일반)
시트 두께			설계 데이터에 따르면(매끄러운 골판지)
			0.785Din 2 hgCr	0,7855,4 2 0,5420,80,81*3=26,98
			0.785Din 2 hvCr	0,7855,4 2 0,3750,80,81*3=18,7
스터핑 높이			디자인 데이터에 따르면
가열면			디자인 데이터에 따르면
입구 공기 온도
입구 공기 엔탈피			J로? 테이블
이론적인 부분에 대한 차가운 부분의 출구에서의 공기 흐름의 비율
공기 흡입
출구 공기 온도(중간)			잠정 수용
출구 공기 엔탈피			J로? 테이블
			(안에"ㅎ+??ㅎ) (J°pr-J°hv)	(1,15+0,1)*(201,67 -90,3)=139
출구 가스 온도
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
출구에서의 가스 엔탈피			J-? 테이블에 따르면
입구에서 가스의 엔탈피			Jux + Qb / c -?? xh * J ° xv	533+139 / 0,998-0,1*90,3=663
입구 가스 온도			J로? 테이블
평균 가스 온도
평균 기온
평균 기온차
평균 벽 온도			(хг?ср+хвtср)/ (хг+хв)	(0,542140+0,37549)/(0,542+0,375)= 109
가스의 평균 속도			(ВрVг(?av+273))/	(3704712,6747(140+273))/(293600273)=6,9
평균 공기 속도			(Вр * Vє * ("xh + xh / 2) * (tav + 273)) /	(370479,52(1,15+0,1)(49+273))/ (3600273*20,07)=7,3
		kcal / (m 2 * h * * 우박)	노모그램 18 SnSfSy*?n	0,91,241,0*28,3=31,6
		kcal / (m 2 * h * * 우박)	노모그램 18 SnS"fSy*?n	0,91,161,0*29,5=30,8
활용 계수
열전달 계수		kcal / (m 2 * h * * 우박)		0,85/(1/(0,54231,6)+1/(0,37530,8))=5,86
차가운 부분의 열 흡수(열전달 식에 따름)				5,86975091/37047=140
열 감지 비율				(140/ 139)*100=100,7

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
뜨거운 부분
등가 지름			p.42(일반)
시트 두께			디자인 데이터에 따르면
가스 및 공기를 위한 공간 확보			0.785Din 2 hgCrCl*n	0,7855,4 2 0,5420,8970,89*3=29,7
			0.785Din 2 hvKrKl*n	0,7855,4 2 0,3750,8970,89*3=20,6
스터핑 높이			디자인 데이터에 따르면
가열면			디자인 데이터에 따르면
공기 입구 온도(중간)			사전 채택(추운 부분)
입구 공기 엔탈피			J로? 테이블
공기 흡입
이론적인 부분에 대한 뜨거운 부분의 출구에서의 공기 유량의 비율
출구 공기 온도			잠정 수용
출구 공기 엔탈피			J로? 테이블
단계의 열 흡수 (균형에 따라)			(v "gch +?? gch / 2) * * (J ° gv-J ° pr)	(1,15+0,1)*(806- 201,67)=755
출구 가스 온도			차가운 부분부터
출구에서의 가스 엔탈피			J-? 테이블에 따르면
입구에서 가스의 엔탈피			J?hch + Qb / c-??gch *	663+755/0,998-0,1*201,67=1400
입구 가스 온도			J로? 테이블
평균 가스 온도			(?"vp + ??xh) / 2	(330 + 159)/2=245
평균 기온
평균 기온차
평균 벽 온도			(хг?ср+хвtср)	(0,542245+0,375164)/(0,542+0,375)=212
가스의 평균 속도			(ВрVг(?av+273))	(3704712,7(245 +273)/29,73600273 =8,3
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
평균 공기 속도			(Вр * Vє * ("vp + ?? hch에서 (tav+273))/(3600273 Fv)	(370479,52(1,15+0,1)(164+273)/ /360020,6*273=9,5
가스에서 벽으로의 열전달 계수		kcal / (m 2 * h * * 우박)	노모그램 18 SnSfSy*?n	1,61,01,07*32,5=54,5
벽에서 공기로의 열전달 계수		kcal / (m 2 * h * * 우박)	노모그램 18 SnS"fSy*?n	1,60,971,0*36,5=56,6
활용 계수
열전달 계수		kcal / (m 2 * h * * 우박)	o / (1/ (хг?гк) + 1/(хв?вк))	0,85/ (1/(0,54259,5)+1/0,37558,2))=9,6
뜨거운 부분의 열 흡수 (열전달 방정식에 따라)				9,63645081/37047=765
열 감지 비율				765/755*100=101,3
Qt와 Qb의 값은 2% 미만으로 다릅니다.

vp=330°С tdv=260°С

Jvp=1400kcal/nm3 Jgv=806kcal/nm3

hch=159°С tpr=67°С

Јhh \u003d 663 kcal / nm 3

Jpr \u003d 201.67 kcal / nm 3

ux=120°С txv=30°С

Јhv \u003d 90.3 kcal / nm 3

Jux \u003d 533 kcal / nm 3

4.3 화실

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
스크린 파이프의 직경 및 두께			디자인 데이터에 따르면
			디자인 데이터에 따르면
노 부분 벽의 전체 표면			디자인 데이터에 따르면
용광로 부분의 부피			디자인 데이터에 따르면
				3,6*1635/1022=5,76
퍼니스의 과잉 공기 계수
보일러 용광로의 공기 흡입
뜨거운 공기 온도			에어 히터의 계산에서
뜨거운 공기 엔탈피			J로? 테이블
공기에 의해 퍼니스로 유입되는 열			(?t-??t)* J°gw + +??t*J°hv	(1,05-0,05)806+0,0590,3= 811,0
퍼니스의 유용한 열 분산			Q p p * (100-q 3) / 100 + Qv	(8550*(100-0,5)/100)+811 =9318
이론 연소 온도			J로? 테이블
퍼니스 높이에 따른 최대 온도의 상대적 위치			xt \u003d xg \u003d hg / Ht
계수			16페이지 0.54 - 0.2*xt	0,54 - 0,2*0,143=0,511
			잠정 수용
			J로? 테이블
연소 생성물의 평균 총 열용량		kcal/(nmі*deg)	(Qt- J?t)*(1+Chr)	(9318 -5 018 )*(1+0,1) (2084-1200) =5,35
일하다		m*kgf/cm²		1,00,27985,35=1,5
삼원자 가스에 의한 광선의 감쇠 계수		1/ (m ** kgf / / cm 2)	노모그램 3
광학적 두께				0,380,27981,0*5,35=0,57
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
횃불 흑암			노모그램 2
평활관 스크린의 열효율 계수			셰크르=x*f 표에 따라 x \u003d 1에서 shek \u003d w. 6-2
연소실의 흑색도			노모그램 6
퍼니스 출구의 가스 온도			Ta / [M * ((4.9 * 10 -8 * * shekr * Fst * at * Tai) / (ts * Вр*Vср)) 0.6 +1]-273	(2084+273)/-273=1238
퍼니스 출구에서의 가스 엔탈피			J로? 테이블
용광로에서 받는 열량				0,998*(9318-5197)=4113
복사열을 받는 표면의 평균 열부하			Vr*Q t l/Nl	37047*4113/ 903=168742
퍼니스 부피의 열 응력			Vr*Q r n / Vt	37047*8550/1635=193732

4.4 더운쉿이르마

계산된 값	호송- 나체- 니	치수	공식 또는 근거	계산
파이프 직경 및 두께			도면에 따르면
			도면에 따르면
화면 수			도면에 따르면
화면 간 평균 단계			도면에 따르면
세로 피치			도면에 따르면
상대 피치
상대 피치
화면 가열 표면			디자인 데이터에 따르면
핫 스크린 영역의 추가 가열 표면			도면에 따르면	6,65*14,7/2= 48,9
입구 창 표면			도면에 따르면	(2,5+5,38)*14,7=113,5
			Нin*(НшI/(НшI+HdopI))	113,5*624/(624+48,9)=105,3
			H in - H lshI
가스 클리어런스			디자인 데이터에 따르면
증기를 위한 공간			디자인 데이터에 따르면
방사층의 유효두께			1.8 / (1/ A+1/ B+1/ C)
입구 가스 온도			용광로의 계산에서
엔탈피			J로? 테이블
계수
계수
	kcal / (m 2 h)	c * w c * q l	0,61,35168742=136681
핫 스크린의 입구 부분의 평면에 의해 받는 복사열			(q lsh * H in) / (Vr / 2)	(136681113,5)/ 370470,5=838


계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
스크린 출구의 가스 온도 I 및 ?? 단계			잠정 수용
			J로? 테이블
핫 스크린의 가스 평균 온도				(1238+1100)/2=1069
일하다		m*kgf/cm²		1,00,27980,892=0,25
			노모그램 3
광학적 두께				1,110,27981,0*0,892=0,28
			노모그램 2
			v ((일/S1)I+1)일/S1
			(Q l in? (1-a)?? C w) / in + + (4.9 * 10 -8 a * Zl.out * T cf 4 * op) / Vr * 0.5	(838 (1-0,245)0,065)/0,6+(4,910 -8 0,245(89,8)(1069+273) 4 0,7)/ 370470,5)= 201
1단의 스크린이 있는 로에서 복사열로 받는 열	Q LSHI + 추가		Q l 입력 - Q l 출력
			Q l - Q l in
			(Q스크린?Vr) / D	(3912*37047)/490000=296
스크린에 의해 화실에서 받는 복사열의 양			QlshI + 추가* Nlsh I / (Nlsh I + Nl 추가 I)	637*89,8/(89,8+23,7)= 504
			Q lsh I + 추가 * H l 추가 I / (N lsh I + N l 추가 I)	637*23,7/(89,8+23,7)= 133
				0,998*(5197-3650)= 1544
포함:
실제 화면			잠정 수용
추가 표면			잠정 수용
			잠정 수용
엔탈피가 있다
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
			(Qbsh + Qlsh) * Vr	(1092 + 27 2 ,0 )* 3 7047 *0,5
출구에서의 증기 엔탈피				747,8 +68,1=815,9
온도는 거기에			표 XXV
평균 증기 온도				(440+536)/2= 488
온도차
가스의 평균 속도
				520,9850,6*1,0=30,7
오염 인자		m 2 h deg/ /kcal
				488+(0,0(1063+275)33460/624)=
				2200,2450,985=53,1
활용 계수
가스에서 벽으로의 열전달 계수				((30,73,140,042/20,04750,98)+53,1) *0,85= 76,6
열전달 계수				76,6/ (1+ (1+504/1480)0,076,6)=76,6
			케이? НшI ??t / Вр*0.5	76,6624581/37047*0,5=1499
열 감지 비율			(Qtsh / Qbsh)??100	(1499/1480)*100=101,3
			잠정 수용
			케이? 엔도피? (?평균?-t)/Br	76,648,9(1069-410)/37047=66,7
열 감지 비율	Q t 추가 / Q b 추가		(Q t 추가 / Q b 추가)?? 100	(66,7/64)*100=104,2

가치큐쉿 그리고큐

ㅏ큐t 추가 및큐

4.4 추운쉿이르마

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
파이프 직경 및 두께			도면에 따르면
병렬로 연결된 파이프의 수			도면에 따르면
화면 수			도면에 따르면
화면 간 평균 단계			도면에 따르면
세로 피치			도면에 따르면
상대 피치
상대 피치
화면 가열 표면			디자인 데이터에 따르면
화면 영역의 추가 가열 표면			도면에 따르면	(14,7/26,65)+(26,65*4,64)=110,6
입구 창 표면			도면에 따르면	(2,5+3,5)*14,7=87,9
방사선을 받는 스크린 표면			Нin*(НшI/(НшI+HdopI))	87,9*624/(624+110,6)=74,7
추가 방사선 수신 표면			H in - H lshI
가스 클리어런스			디자인 데이터에 따르면
증기를 위한 공간			디자인 데이터에 따르면
방사층의 유효두께			1.8 / (1/ A+1/ B+1/ C)	1,8/(1/5,28+1/0,7+1/2,495)=0,892
추위 출구에서 가스의 온도			핫 기반으로
엔탈피			J로? 테이블
계수
계수
	kcal / (m 2 h)	c * w c * q l	0,61,35168742=136681
스크린 입구부의 평면이 받는 복사열			(q lsh * H in) / (Vr * 0.5)	(13668187,9)/ 370470,5=648,6
스크린 뒤 빔에 대한 방사선을 고려하기 위한 보정 계수

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
콜드 스크린에 대한 입구의 가스 온도			핫 기반으로
가정된 온도에서 스크린 출구에서의 가스 엔탈피			J-테이블
스크린에 있는 가스의 평균 온도 Art.				(1238+900)/2=1069
일하다		m*kgf/cm²		1,00,27980,892=0,25
빔 감쇠 계수: 삼원자 가스에 의한			노모그램 3
광학적 두께				1,110,27981,0*0,892=0,28
스크린 내 가스의 흑색도			노모그램 2
화면의 입력에서 출력 섹션까지의 기울기 계수			v ((1/S 1)І+1)-1/S 1	v((5.4/0.7)І+1) -5.4/0.7=0.065
용광로에서 입구 스크린까지의 열 복사			(Ql in? (1-a)?? tssh) / in + (4.9 * 10 -8 аZl.out(Тср) 4 op) / Вр	(648,6 (1-0,245)0,065)/0,6+(4,910 -8 0,245(80,3)(1069+273)4 0,7)/ 370470,5)= 171,2
콜드 스크린이 있는 용광로에서 복사에 의해 받는 열			Ql 인 - Ql 아웃	648,6 -171,2= 477,4
연소 스크린의 열 흡수			Ql - Ql in	4113 -171,2=3942
화면에서 매질의 엔탈피 증가			(Q스크린?Vr) / D	(3942*37047)/490000=298
입구 스크린에 의해 용광로에서 흡수된 복사열의 양			QlshI + 추가* Nlsh I / (Nlsh I + Nl 추가 I)	477,4*74,7/(74,7+13,2)= 406,0
추가 표면과 동일			Qlsh I + 추가 * Nl 추가 I / (NlshI + Nl 추가 I)	477,4*13,2/(74,7+13,2)= 71,7
1단의 스크린과 밸런스에 따른 부가면의 흡열			c * (Ј "-Ј "")	0,998*(5197-3650)=1544

계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
포함:
실제 화면			잠정 수용
추가 표면			잠정 수용
입구 스크린 출구의 증기 온도			주말 기준
엔탈피가 있다			표 XXVI에 따르면
화면의 증기 엔탈피 증가			(Qbsh + Qlsh) * Vr	((1440+406,0)* 37047) / ((490*10 3)=69,8
입구 스크린에서 입구까지의 증기 엔탈피				747,8 - 69,8 = 678,0
화면 입구의 증기 온도			표 XXVI에 따르면 (P=150kgf/cm2)
평균 증기 온도
온도차				1069 - 405=664,0
가스의 평균 속도			r에서? 뷔지? (?av+273) / 3600 * 273* Fg	3704711,2237(1069+273)/(360027374,8 =7,6
대류 열전달 계수				52,00,9850,6*1,0=30,7
오염 인자		m 2 h deg/ /kcal
오염 물질의 외부 표면 온도			t cf + (e? (Q bsh + Q lsh) * Vr / NshI)	405+(0,0(600+89,8)33460/624)=
복사열전달계수				2100,2450,96=49,4
활용 계수
가스에서 벽으로의 열전달 계수			(? k? pd / (2S 2 ? x)+ ? l)?? ?	((30,73,140,042/20,04750,98)+49,4) *0,85= 63,4
열전달 계수			1 / (1+ (1+ Q ls / Q bs)?? ??? ? 1)	63,4/(1+ (1+89,8/1440)0,065,5)=63,4
열전달 방정식에 따른 스크린의 열 흡수			케이? НшI ??t / Вр	63,4624664/37047*0,5=1418
열 감지 비율			(Qtsh / Qbsh)??100	(1418/1420)*100=99,9
추가 표면의 평균 증기 온도			잠정 수용
계산된 값	지정	치수	공식 또는 근거	계산
열전달 방정식에 따른 추가 표면의 열 흡수			케이? 엔도피? (?평균?-t)/Br	63,4110,6(1069-360)/37047=134,2
열 감지 비율	Q t 추가 / Q b 추가		(Q t 추가 / Q b 추가)?? 100	(134,2/124)*100=108,2

가치큐쉿 그리고큐bsh는 2% 이상 차이가 나지 않으며,

ㅏ큐t 추가 및큐b 추가 - 10% 미만으로 허용됩니다.

서지

보일러 장치의 열 계산. 규범적 방법. 모스크바: 에너지, 1973, 295 p.

Rivkin S.L., Alexandrov A.A. 물과 증기의 열역학적 특성 표. 모스크바: 에너지, 1975

파듀시나 M.P. 보일러 장치의 열 계산 : 전문 0305 - 화력 발전소의 전일제 학생을위한 "보일러 플랜트 및 증기 발생기"분야의 과정 프로젝트 구현 지침. 스베르들로프스크: UPI im. 키로바, 1988, 38p.

파듀시나 M.P. 보일러 장치의 열 계산. "보일러 설치 및 증기 발생기"분야의 과정 프로젝트 구현 지침. 스베르들로프스크, 1988, 46p.

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보일러 소방실에서 토치의 증기 부하 복사 특성의 영향

미하일 타이마로프

박사 과학 tech., 카잔 주립 에너지 대학 교수,

라이스 숭가툴린

카잔 주립 에너지 대학의 고등 교사,

러시아, 카잔 타타르스탄 공화국

주석

이 논문에서는 Nizhnekamsk CHP-1(NkCHP-1)의 TGM-84A 보일러(4번 스테이션)에서 다양한 작동 조건에 대한 천연 가스 연소 중 플레어의 열 흐름을 고려하여 후면 스크린의 라이닝이 열 파괴에 가장 취약한 조건.

요약

이 작업에서 Nizhnekamsk TETc-1(NkTETs-1)의 보일러 TGM-84A(4번 스테이션)에서 천연 가스 연소 시 토치의 열유속 후면 스크린의 벽돌로 된 외피가 열 손상에 가장 적게 영향을 받는 것으로 간주됩니다.

키워드:증기 보일러, 열 흐름, 공기 소용돌이 매개변수.

키워드:보일러, 열유속, 공기 비틀림 매개변수.

소개.

TGM-84A 보일러는 비교적 작은 치수로 널리 사용되는 경유 보일러입니다. 연소실은 두 개의 조명 스크린으로 나뉩니다. 각 측면 스크린의 하부는 약간 경사진 노상 스크린으로 통과하며, 하부 수집기는 2등 스크린의 수집기에 부착되어 보일러의 발사 및 정지 중에 열 변형과 함께 움직입니다. 난로의 경사진 파이프는 내화 벽돌과 크롬철석 덩어리 층에 의해 플레어 복사로부터 보호됩니다. 이중 조명 스크린의 존재는 연도 가스를 집중적으로 냉각시킵니다.

퍼니스의 상부에서 후면 스크린의 파이프는 연소실로 구부러져 1400mm의 돌출부가 있는 임계값을 형성합니다. 이렇게 하면 스크린을 세척하고 토치의 직접적인 복사로부터 스크린을 보호할 수 있습니다. 각 패널의 10개 파이프는 직선형이며 용광로로 돌출되지 않으며 하중을 지지합니다. 스크린은 과열기의 일부인 임계값 위에 위치하며 연소 생성물을 냉각하고 증기를 과열시키도록 설계되었습니다. 설계자의 의도에 따라 두 개의 조명 스크린이 있으면 성능이 유사한 TGM-96B 가스-오일 보일러보다 연도 가스를 더 집중적으로 냉각해야 합니다. 그러나 가열 스크린 표면의 면적에는 상당한 여유가 있으며 이는 보일러의 공칭 작동에 필요한 것보다 실질적으로 높습니다.

기본 모델인 TGM-84를 반복적으로 재구성한 결과, 위와 같이 모델 TGM-84A(버너 4개 포함)와 TGM-84B가 차례로 등장했다. (6 버너). 첫 번째 수정 TGM-84의 보일러에는 연소실 전면 벽에 3열로 배치된 18개의 오일 가스 버너가 장착되어 있습니다. 현재 4개 또는 6개의 대용량 버너가 설치되고 있습니다.

TGM-84A 보일러의 연소실에는 79MW의 단위 용량을 가진 4개의 KhF-TsKB-VTI-TKZ 가스 오일 버너가 장착되어 있으며 전면 벽에 봉우리가 있는 2단 연속으로 설치되어 있습니다. 하위 계층(2개)의 버너는 7200mm 수준에 설치되고 상위 계층(2개)은 10200mm 수준에 설치됩니다. 버너는 가스와 연료유의 별도 연소를 위해 설계되었습니다. 가스 5200 nm 3 /시간에 대한 버너의 성능. 증기 기계 노즐의 보일러 점화. 과열 증기의 온도를 제어하기 위해 자체 응축수를 3단계로 분사하는 장치가 설치되어 있습니다.

HF-TsKB-VTI-TKZ 버너는 와류 이중 흐름 열풍 버너이며 본체, 축(중앙) 스월러의 2개 섹션 및 접선(주변) 공기 스월러의 첫 번째 섹션인 중앙 설치 파이프로 구성됩니다. 오일 버너 및 점화기, 가스 분배 파이프용 . KhF-TsKB-VTI-TKZ 버너의 주요 설계(설계) 기술적 특성은 표에 나와 있습니다. 하나.

1 번 테이블.

주요 디자인(디자인) 사양버너 HF-TsKB-VTI-TKZ:

가스 압력, kPa
버너당 가스 소비량, nm 3 / h
버너의 화력, MW
정격 부하에서의 가스 경로 저항, mm w.c. 미술.
정격 부하에서의 공기 경로 저항, mm w.c. 미술.
전체 치수, mm	3452x3770x3080
뜨거운 공기 채널의 총 출구 섹션, m 2
가스 파이프의 총 출구 섹션, m 2

HF-TsKB-VTI-TKZ 버너의 공기 비틀림 방향 특성은 그림 1에 나와 있습니다. 1. 비틀림 메커니즘의 구성표가 그림 1에 나와 있습니다. 2. 버너의 가스 배출 파이프 레이아웃은 그림 1에 나와 있습니다. 삼.

그림 1. 버너 번호 매기기 계획, 버너의 공기 소용돌이 및 보일러 TGM-84A No. 4.5 NkCHP-1 용광로 전면 벽의 KhF-TsKB-VTI-TKZ 버너 위치

그림 2. 보일러 TGM-84A NkCHP-1의 버너 KhF-TsKB-VTI-TKZ에서 공기 트위스트 구현 메커니즘 계획

버너의 뜨거운 공기 상자는 두 개의 흐름으로 나뉩니다. 축방향 스월러는 내부 채널에 설치되고 조정 가능한 접선 스월러는 주변 접선 채널에 설치됩니다.

그림 3. 가스 배출 파이프의 위치 다이어그램 보일러 TGM-84A NkCHP-1의 버너 KhF-TsLB-VTI-TKZ

실험 동안 Urengoy 가스는 8015 kcal/m 3 의 발열량으로 연소되었습니다. 실험 연구의 기술은 토치에서 입사하는 열유속을 측정하기 위한 비접촉 방식의 사용을 기반으로 합니다. 실험에서 화면의 토치에서 입사하는 열유속의 값 큐낙하는 실험실에서 보정된 복사계로 측정되었습니다.

보일러 용광로에서 비발광 연소 생성물의 측정은 복사 온도를 나타내는 RAPIR 유형의 복사 고온계를 사용하여 비접촉 방식으로 수행되었습니다. 석영으로 만들어진 렌즈 재료로 RK-15를 보정하기 위한 복사 방법으로 1100°C에서 로에서 나오는 비발광 제품의 실제 온도를 측정할 때의 오차는 ± 1.36%로 추정됩니다.

일반적으로 화면의 토치에서 입사하는 열유속의 국부적 값에 대한 표현은 큐드롭은 실제 화염 온도의 함수로 나타낼 수 있습니다. 티스테판-볼츠만 법칙에 따른 연소실 f 및 토치 α f의 방사율:

큐인주 = 5.67 ´ 10 -8 α f 티 f 4, W / m 2,

어디: 티 f는 토치에 있는 연소 생성물의 온도, K입니다. 토치의 방사율 밝기 정도 α λf = 0.8은 권장 사항에 따라 취합니다.

화염의 복사 특성에 대한 증기 부하의 영향에 대한 의존성 그래프가 그림 1에 나와 있습니다. 4. 5.5m 높이에서 좌측 스크린의 1번, 2번 해치를 통해 측정하였다. 그래프에서 보일러의 증기 부하가 증가함에 따라 후면 스크린 영역의 토치에서 떨어지는 열유속 값이 매우 크게 증가함을 알 수 있습니다. 전면 벽에 더 가까운 해치를 통해 측정할 때 부하가 증가함에 따라 토치에서 열 흐름 스크린으로 떨어지는 값도 증가합니다. 그러나 후면 스크린의 열유속과 비교하여 절대값 측면에서 고하중용 전면 스크린 영역의 열유속은 평균 2...2.5배 낮습니다.

그림 4. 입사 열유속 분포 큐 인주 용광로의 깊이에 따라 증기 용량에 따라 D ~ 해치 1, 2를 통한 측정에 따라 버너 Z의 블레이드 위치에서 최대 공기 비틀림에서 보일러 TGM-84A No. 4 NkCHP-1 용광로의 왼쪽 벽을 따라 5.5m 높이의 1 층 (해치 1과 2 사이의 거리는 6.0m 퍼니스의 총 깊이 7.4m):

무화과에. 그림 5는 해발 2층의 6번과 7번 해치를 통한 측정에 따른 증기용량 D k 에 따른 용광로의 깊이를 따라 떨어지는 입사열유속 q 분포를 나타내는 그래프이다. TGM-84A 보일러 4 번 NKTES의 용광로 왼쪽 벽을 따라 9.9 m 해치 1 번을 통한 측정에 따른 결과 열 흐름과 비교하여 버너 3의 블레이드 위치에서 공기의 최대 비틀림 첫 번째 계층의 2 번.

그림 5. 입사 열유속 분포 큐 인주 용광로의 깊이에 따라, 증기 용량에 따라 D ~ 높이에 있는 2층의 6번과 7번 해치를 통한 측정에 따라. NKTEC의 TGM-84A 보일러 4 번 용로의 왼쪽 벽을 따라 9.9 m 해치 1 번을 통한 측정에 따른 결과 열 흐름과 비교하여 버너 H의 블레이드 위치에서 최대 공기 비틀림 첫 번째 계층의 2번(해치 6과 7 사이의 거리가 5.5m이고 총 용광로 깊이가 7.4m임):

이 작업에서 채택된 버너에서 공기 소용돌이의 위치에 대한 지정:

Z - 최대 비틀림, O - 비틀림 없음, 공기가 비틀림 없이 이동합니다.

인덱스 c는 중심 꼬임이고 인덱스 p는 주변 메인 꼬임입니다.

인덱스가 없다는 것은 중심 및 주변 꼬임(O 위치에서 두 꼬임 또는 Z 위치에서 모두 꼬임)에 대한 블레이드의 동일한 위치를 의미합니다.

무화과에서. 그림 5는 약 9.9m에서 용광로 후면 벽에 가장 가까운 두 번째 계층의 6번 해치를 통한 측정에 따라 토치에서 스크린 가열 표면으로의 열유속의 가장 높은 값이 발생함을 보여줍니다. 9.9 m 표시, 해치 No. 6을 통한 측정에 따르면, 토치의 성장 열유속은 증기 부하가 10 t/h 증가할 때마다 2 kW/m2의 비율로 발생하는 반면 버너 No. kW/m2의 경우 증기 부하가 10t/h 증가할 때마다.

TGM-84A 보일러 No.의 부하가 증가함에 따라 첫 번째 계층의 5.5m 수준에서 해치 1 번을 통한 측정에 따르면 토치에서 후면 스크린으로 떨어지는 열유속의 증가 약 9.9m에서 후면 스크린 근처의 열유속.

TGM-84A 보일러 No. )의 최대 증기 출력에서도 9.9m 높이에서 6번 해치를 통해 측정한 토치에서 후면 스크린까지의 최대 열 복사 밀도는 비교하여 평균 23% 더 높습니다. 1번 해치를 통한 측정에 따라 5.5m 높이에서 후면 스크린에 있는 토치의 방사선 밀도 값

TGM-84A 보일러의 증기 부하가 증가함에 따라 두 번째 계층의 7번 해치(전면 스크린에 가장 가까운)를 통해 9.9m 높이에서 측정한 결과 열유속 버너의 공기 꼬임 (트위스트 블레이드 H의 위치) 10 t/h마다 2 kW/m2씩 증가합니다. 즉, 위의 경우와 같이 약 9.9 m에서 후면 스크린에 가장 가까운 해치 6을 통한 측정에 따르면.

9.9m 수준에서 두 번째 계층의 해치 7번을 통한 측정에 따르면 떨어지는 열유속 값의 증가는 TGM-84A 보일러 4번의 증기 부하가 증가함에 따라 발생합니다. 측정에 따르면 NCTPP는 4.7kW/m2의 속도로 매 10t/h마다 230t/h에서 420t/h로 증가합니다. 약 5.5m 지점에서 2번 해치를 통해

420t/h의 보일러 증기 부하 값에서 9.9m 높이에서 해치 7번을 통해 토치에서 떨어지는 열유속 측정은 해치 2번을 통해 측정하는 동안 얻은 값과 실질적으로 일치합니다. NKTES의 TGM-84A 보일러 4 번 버너 (트위스트 블레이드 H의 위치)의 최대 공기 비틀림 조건에 대해 5.5m 수준에서.

결론.

1. 버너에서 공기의 접선 방향 비틀림 변화와 비교하여 토치에서 나오는 열 흐름 값에 대한 버너 공기의 축 방향(중앙) 비틀림 변화의 영향은 작고 다음에서 더 두드러집니다. 섹션 2를 따라 5.5m 높이.

2. 가장 높은 측정 유량은 버너에 접선(주변) 공기 비틀림이 없을 때 발생했으며 400t/h의 하중에서 9.9m 수준에서 해치 6번을 통해 측정된 362.7kW/m2에 달했습니다. 360 ... 400 kW/m 2 범위의 토치 열유속 값은 점진적 파괴로 인해 소성 측에서 퍼니스 벽으로 토치를 직접 던져 퍼니스를 작동할 때 위험합니다. 내부 안감.

서지:

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타이마로프 M.A. "보일러 플랜트 및 증기 발생기"과정에 대한 실험실 워크샵. 교과서 Kazan, KSEU 2002, 144 p.
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코스 프로젝트

보일러 장치 TGM-84 브랜드 E420-140-565의 열 계산 확인

코스 프로젝트에 대한 할당 ...........................................................................................................

보일러 설비에 대한 간략한 설명 ...........................................................................................

연소실………………………………………………………..……..
인트라드럼 장치 ...........................................................................................
과열기……………………………………………………..……..
- 방사선 과열기 ...........................................................................
- 천장 과열기 ...........................................................................
- 스크린 과열기 ...........................................................................
- 대류 과열기 ...........................................................................
물 이코노마이저 ...........................................................................................
회생 에어 히터 ...........................................................................
가열 표면 청소 ...........................................................................................

보일러 계산 ..................................................................................................................................

2.1. 연료 구성 ...........................................................................................................

2.2. 연소 생성물의 부피 및 엔탈피 계산 ...........................................

2.3. 예상 열 균형 및 연료 소비 ...........................................................

2.4. 연소실 계산 ...........................................................................................................

2.5. 보일러 과열기의 계산 ...........................................................................................

2.5.1 벽걸이형 과열기의 계산 ...........................................................................

2.5.2. 천장 과열기의 계산 ...........................................................................

2.5.3. 스크린 과열기의 계산 ...........................................................................

2.5.4. 대류 과열기의 계산 ...........................................................................

2.6. 결론…………………………………………………………………..

서지……………………………………………….

운동

E420-140-565 브랜드의 TGM-84 보일러 장치에 대한 검증 열 계산이 필요합니다.

검증 열 계산에서 주어진 부하 및 연료 유형에 대한 보일러의 채택된 설계 및 치수, 개별 가열 표면 사이의 경계에서 물, 증기, 공기 및 가스의 온도, 효율, 연료 소비량, 유량 증기, 공기 및 연도 가스의 속도가 결정됩니다.

주어진 연료로 작동할 때 보일러의 효율성과 신뢰성을 평가하고, 필요한 재건 조치를 식별하고, 보조 장비를 선택하고 계산을 위한 원자재를 얻기 위해 검증 계산이 수행됩니다: 공기역학, 유압, 금속 온도, 파이프 강도, 파이프 재 마모율, 부식 등.

초기 데이터:

정격 증기 출력 D 420 t/h
급수 온도 t pv 230°C
과열 증기 온도 555°C
과열 증기압 14 MPa
보일러 드럼의 작동 압력 15.5 MPa
찬 공기 온도 30°C
연소가스 온도 130… 160°С
연료 천연 가스 가스 파이프라인 Nadym-Punga-Tura-Sverdlovsk-Chelyabinsk
순 발열량 35590kJ/m3
용광로 용적 1800m 3
스크린 파이프 직경 62*6 mm
스크린 파이프 간격 60mm.
변속기 파이프 직경 36*6
검문소의 파이프 위치가 엇갈립니다.
기어 박스 S 1 파이프의 가로 피치 120 mm
기어박스 S 2 파이프의 세로 피치 60 mm
ShPP 파이프 직경 33*5 mm
PPP 파이프 직경 54*6 mm
연소 생성물 통과를 위한 공간 35.0 mm

1. 증기 보일러 TGM-84의 목적과 주요 매개변수.

TGM-84 시리즈의 보일러 장치는 연료유 또는 천연 가스를 연소시켜 고압 증기를 생성하도록 설계되었습니다.

증기 보일러에 대한 간략한 설명.

TGM-84 시리즈의 모든 보일러는 U자형 레이아웃을 가지며 상승 가스 덕트인 연소실과 수평 가스 덕트에 의해 상부가 연결된 하강 대류 샤프트로 구성됩니다.

증발 스크린과 복사 벽 장착형 과열기는 연소실에 있습니다. 퍼니스의 상부(보일러 및 수평 굴뚝의 일부 수정에서)에는 스크린 과열기가 있습니다. 대류 샤프트에서 대류 과열기와 물 절약 장치는 가스를 따라 직렬로 배치됩니다. 대류 과열기 뒤의 대류 샤프트는 두 개의 가스 덕트로 나뉘며 각 덕트는 물 절약 장치의 한 흐름을 포함합니다. 물 이코노마이저 뒤에는 가스 덕트가 회전하며 아래쪽에는 재와 샷용 벙커가 있습니다. 재생 회전식 공기 히터는 보일러 건물 외부의 대류 샤프트 뒤에 설치됩니다.

1.1. 용광로 챔버.

연소실은 프리즘 모양이며 평면도는 6016x14080mm 크기의 직사각형입니다. 모든 유형의 보일러 연소실의 측면 및 후면 벽은 직경 60x6mm, 피치 64mm, 강철 20으로 만들어진 증발기 튜브로 보호됩니다. 복사 과열기는 전면 벽에 배치되며, 그 디자인 아래에 설명되어 있습니다. 두 개의 조명 스크린은 연소실을 두 개의 반로로 나눕니다. 투 라이트 스크린은 3개의 패널로 구성되며 직경 60x6mm(스틸 20)의 파이프로 형성됩니다. 첫 번째 패널은 파이프 사이의 간격이 64mm인 26개의 파이프로 구성됩니다. 두 번째 패널 - 파이프 사이의 피치가 64mm인 28개의 파이프에서; 세 번째 패널 - 29개의 파이프에서 파이프 사이의 피치는 64mm입니다. 이중 조명 스크린의 입력 및 출력 수집기는 직경 273x32mm(steel20)의 파이프로 만들어집니다. 2 개의 조명 스크린은 막대의 도움으로 천장의 금속 구조에 매달려 있으며 열팽창으로 움직일 수 있습니다. 반로 전체의 압력을 균등화하기 위해 이중 높이 스크린에는 배관으로 형성된 창이 있습니다.

측면 및 후면 스크린은 모든 유형의 TGM-84 보일러에 대해 구조적으로 동일합니다. 하부의 측면 스크린은 수평에 대해 15°의 경사를 갖는 콜드 깔때기 바닥의 경사를 형성합니다. 소성 측에서, 난로 파이프는 내화점토 벽돌 층과 크롬철석 덩어리 층으로 덮여 있습니다. 연소실의 상부 및 하부에서 측면 및 후면 스크린은 각각 직경 219x26mm 및 219x30mm의 수집기에 연결됩니다. 후면 스크린의 상단 수집기는 직경 219x30mm의 파이프로 만들어지고 하단 수집기는 직경 219x26mm의 파이프로 만들어집니다. 스크린 수집기의 재료는 강철 20입니다. 스크린 수집기로의 물 공급은 직경 159x15mm 및 133x13mm의 파이프로 수행됩니다. 증기-물 혼합물은 직경 133x13mm의 파이프로 제거됩니다. 스크린 파이프는 보일러 프레임의 빔에 부착되어 노로 편향되는 것을 방지합니다. 사이드 스크린과 투 라이트 스크린의 패널에는 4단의 패스너가 있고 후면 스크린의 패널에는 3단이 있습니다. 연소 스크린 패널의 서스펜션은 막대를 사용하여 수행되며 파이프의 수직 이동을 허용합니다.

패널의 파이프 간격은 직경 12mm, 길이 80mm, 재질은 강철 3kp인 용접봉으로 수행됩니다.

순환에 대한 불균일 한 가열의 영향을 줄이기 위해 연소실의 모든 스크린이 분할됩니다. 수집기가있는 파이프는 패널 형태로 만들어지며 각각은 별도의 순환 회로입니다. 화실에는 총 15개의 패널이 있습니다. 후면 스크린에는 6개의 패널, 2개의 조명이 있고 각 측면 스크린에는 3개의 패널이 있습니다. 각 후면 스크린 패널은 35개의 증발기 파이프, 3개의 수도관 및 3개의 배수관으로 구성됩니다. 각 측면 스크린 패널은 31개의 증발기 튜브로 구성됩니다.

연소실의 상부에는 후면 스크린의 파이프에 의해 형성된 돌출부(로의 깊이로)가 있어 연도 가스로 과열기의 스크린 부분을 더 잘 세척하는 데 기여합니다.

1.2. 인트라 드럼 장치.

1 - 배포 상자; 2 - 사이클론 상자; 3 - 배수 상자; 4 - 사이클론; 5 - 팔레트; 6 - 비상 배수관; 7 - 인산염 수집기; 8 - 증기 가열 수집기; 9 - 천공 천장 시트; 10 - 공급 파이프; 11 - 버블링 시트.

이 보일러 TGM-84는 2단계 증발 방식을 사용합니다. 드럼은 깨끗한 구획이며 증발의 첫 번째 단계입니다. 드럼의 내경은 1600mm이며 강철 16GNM으로 만들어졌습니다. 드럼의 벽 두께는 89mm입니다. 드럼의 원통형 부분의 길이는 16200mm이고 드럼의 전체 길이는 17990mm입니다.

증발의 두 번째 단계는 원격 사이클론입니다.

증기 전도 파이프를 통한 증기 - 물 혼합물은 보일러 드럼으로 들어가고 사이클론의 분배 상자로 들어갑니다. 사이클론은 물에서 증기를 분리합니다. 사이클론의 물은 트레이로 배출되고 분리된 증기는 세척 장치 아래로 들어갑니다.

증기 세척은 천공 시트에 지지되는 급수층에서 수행됩니다. 증기는 천공 시트의 구멍을 통과하고 급수층을 통해 기포가 발생하여 염분을 제거합니다.

분배 상자는 플러싱 장치 위에 있으며 아래쪽에 물을 배출하기 위한 구멍이 있습니다.

드럼의 평균 수위는 기하학적 축 아래 200mm입니다. 물 표시 장치에서 이 수준은 0으로 간주됩니다. 상층과 하층은 각각 평균수위보다 75m 낮고 높으며 보일러 과급을 방지하기 위해 드럼에 비상배수관을 설치하여 과도한 물을 배출할 수 있도록 하되 평균수위를 넘지 않도록 한다.

보일러 물을 인산염으로 처리하기 위해 드럼 하부에 파이프를 설치하여 인산염을 드럼에 도입합니다.

드럼 바닥에는 드럼의 증기 가열을 위한 2개의 수집기가 있습니다. 현대식 증기 보일러에서는 보일러가 정지되었을 때 드럼의 가속 냉각에만 사용됩니다. 드럼 몸체의 온도 비율을 "상하"로 유지하는 것은 정권 조치에 의해 달성됩니다.

1.3. 과열기.

모든 보일러의 과열기 표면은 연소실, 수평 연도 및 대류 샤프트에 있습니다. 열 흡수의 특성에 따라 과열기는 복사 및 대류의 두 부분으로 나뉩니다.

복사 부분은 벽 복사 과열기(RSH), 스크린의 첫 번째 단계 및 연소실 위에 위치한 천장 과열기의 일부를 포함합니다.

대류 부분은 다음을 포함합니다 - 스크린 과열기의 일부(로에서 직접 복사를 받지 않음), 천장 과열기 및 대류 과열기.

과열기의 구조는 각 흐름 내부의 증기가 반복적으로 혼합되고 보일러 폭에 걸쳐 증기가 전달되는 이중 흐름으로 이루어집니다.

과열기의 개략도.

1.3.1. 방사선 과열기.

TGM-84 시리즈의 보일러에서 복사 과열기의 파이프는 2000mm에서 24600mm의 표시에서 연소실의 전면 벽을 보호하고 각각 독립적인 회로인 6개의 패널로 구성됩니다. 패널 파이프의 직경은 42x5mm이고 강철 12Kh1MF로 만들어지며 46mm 간격으로 설치됩니다.

각 패널에서 22개의 파이프가 낮아지고 나머지는 들어 올려집니다. 모든 패널 매니폴드는 가열 영역 외부에 있습니다. 상부 수집기는 막대의 도움으로 천장의 금속 구조에 매달려 있습니다. 패널의 파이프 고정은 스페이서와 용접봉으로 수행됩니다. 복사 과열기의 패널은 버너 설치용으로 배선되고 맨홀 및 엿보기용 배선됩니다.

1.3.2. 천장 과열기.

천장 과열기는 연소실, 수평 연도 및 대류 샤프트 위에 있습니다. 천장은 35mm 간격으로 배치 된 394 개의 파이프 양으로 직경 32x4mm 파이프의 모든 보일러에서 만들어졌습니다. 천장 파이프는 다음과 같이 고정됩니다. 직사각형 스트립의 한쪽 끝은 천장 과열기의 파이프에 용접되고 다른 쪽 끝은 천장의 금속 구조에서 막대로 매달린 특수 빔에 용접됩니다. 천장 파이프의 길이를 따라 8줄의 패스너가 있습니다.

1.3.3. 스크린 과열기(SHPP).

TGM-84 시리즈의 보일러에는 두 가지 유형의 수직 스크린이 설치됩니다. 다른 길이의 코일이 있는 U자형 스크린과 동일한 길이의 코일이 있는 통합 스크린. 스크린은 퍼니스의 상부와 퍼니스의 출력 창에 설치됩니다.

기름을 사용하는 보일러에는 U자형 스크린이 1열 또는 2열로 설치됩니다. 가스 오일 보일러에는 2열의 통합 스크린이 장착되어 있습니다.

각 U 자형 스크린 내부에는 35mm 간격으로 설치된 41 개의 코일이 있으며 각 행에는 스크린 사이에 455mm 간격으로 18 개의 스크린이 있습니다.

통합 스크린 내부의 코일 사이의 간격은 40mm이며 각 열에 30개의 스크린이 설치되어 있으며 각 열에는 23개의 코일이 있습니다. 스크린의 코일 간격은 빗과 클램프를 사용하여 일부 디자인에서 용접봉으로 수행됩니다.

스크린 과열기는 수집가의 귀에 용접 된 막대를 사용하여 천장의 금속 구조에 매달려 있습니다. 컬렉터가 다른 컬렉터 위에 위치하는 경우 하단 컬렉터는 상단 컬렉터에 매달려 있고 후자는 막대에 의해 천장에 매달려 있습니다.

1.3.4. 대류 과열기(KPP).

대류 과열기(KPP)의 계획.

TGM-84 유형의 보일러에서 수평 유형의 대류 과열기는 대류 샤프트의 시작 부분에 있습니다. 과열기는 이중 흐름으로 만들어지며 각 흐름은 보일러 축에 대해 대칭으로 위치합니다.

과열기의 입력 단계 패키지의 서스펜션은 대류 샤프트의 서스펜션 파이프에서 이루어집니다.

출력(두 번째) 단계는 가스 덕트를 따라 대류 샤프트의 첫 번째 위치에 있습니다. 이 단계의 코일도 동일한 단계로 직경 38x6mm(강철 12Kh1MF)의 파이프로 만들어집니다. 직경이 219x30mm인 입력 매니폴드, 직경이 325x50mm인 배출구 매니폴드(강철 12X1MF).

장착 및 간격은 진입 단계와 유사합니다.

일부 버전의 보일러에서 과열기는 유입구 및 배출구 매니폴드의 표준 크기와 코일 팩의 단계 측면에서 위에서 설명한 것과 다릅니다.

1.4. 물 이코노마이저

물 이코노마이저는 두 개의 연도로 나누어진 대류 샤프트에 있습니다. 물 이코노마이저의 각 흐름은 해당 연도에 위치하여 두 개의 평행한 독립 흐름을 형성합니다.

각 굴뚝의 높이에 따라 물 절약 장치는 4 부분으로 나뉘며 그 사이에는 수리 작업을 위한 높이 665mm(일부 보일러의 경우 개구부 높이 655mm)가 있습니다.

이코노마이저는 직경 25x3.3mm(스틸 20)의 파이프로 제작되었으며 입구 및 출구 매니폴드는 직경 219x20mm(스틸 20)로 제작되었습니다.

물 이코노마이저 패키지는 110개의 트윈 6방향 코일로 구성됩니다. 패키지는 가로 단차 S1 = 80mm 및 세로 단차 S2 = 35mm로 엇갈리게 배치됩니다.

물 이코노마이저 코일은 보일러 전면과 평행하게 위치하며 수집기는 대류 샤프트의 측벽에 있는 굴뚝 외부에 있습니다.

패키지의 코일 간격은 5열의 랙을 사용하여 수행되며, 랙의 곱슬 뺨은 양면에서 코일을 덮습니다.

물 이코노마이저의 상단 부분은 연도 내부에 위치한 3개의 빔에 달려 있으며 공기로 냉각됩니다. 다음 부분(가스 흐름을 따라 두 번째 부분)은 원격 랙을 사용하여 위에서 언급한 냉각 빔에 매달려 있습니다. 워터 이코노마이저의 하단 두 부분의 장착 및 서스펜션은 처음 두 부분과 동일합니다.

냉각 빔은 압연 제품으로 만들어지며 열 보호 콘크리트로 덮여 있습니다. 위에서부터 콘크리트는 충격으로부터 빔을 보호하는 금속 시트로 덮여 있습니다.

연도 가스 이동 방향에서 첫 번째 코일인 코일에는 샷에 의한 마모를 방지하기 위해 강철로 만들어진 금속 라이닝이 있습니다.

물 이코노마이저의 입구 및 출구 수집기에는 온도 움직임을 보상하기 위해 4개의 이동식 지지대가 있습니다.

물 이코노마이저에서 매체의 움직임은 역류입니다.

1.5. 재생 공기 히터.

공기 가열의 경우 보일러 장치에는 두 개의 재생 회전 공기 히터 РРВ-54가 있습니다.

RAH 디자인: 표준, 프레임리스, 에어 히터는 특수 프레임형 철근 콘크리트 받침대에 설치되고 모든 보조 장치는 에어 히터 자체에 장착됩니다.

로터의 무게는 하부 지지대에 장착된 스러스트 구면 베어링을 통해 기초에 있는 4개의 지지대에서 캐리어 빔으로 전달됩니다.

에어 히터는 고정 하우징 내부에 둘러싸인 직경 5400mm, 높이 2250mm의 수직 샤프트에서 회전하는 로터입니다. 수직 파티션은 로터를 24개 섹터로 나눕니다. 각 섹터는 원격 칸막이에 의해 3개의 구획으로 나뉘며, 이 구획에는 가열용 강판 패키지가 배치됩니다. 패키지에 수집된 가열 시트는 로터 높이를 따라 2단으로 적층됩니다. 위쪽 계층은 가스 과정에서 첫 번째이며 로터의 "뜨거운 부분"이고 아래쪽은 "차가운 부분"입니다.

1200mm 높이의 "뜨거운 부분"은 0.7mm 두께의 스페이서 골판지로 만들어집니다. 두 장치의 "뜨거운 부분"의 전체 표면은 17896m2입니다. 600mm 높이의 "차가운 부분"은 1.3mm 두께의 스페이서 골판지로 만들어집니다. 난방의 "차가운 부분"의 전체 난방 표면은 7733m2입니다.

로터 스페이서와 패킹 팩 사이의 간격은 별도의 추가 패킹 시트로 채워집니다.

가스와 공기는 로터로 들어가 특수 프레임에 지지되고 에어 히터의 바닥 덮개 노즐에 연결된 덕트를 통해 로터에서 배출됩니다. 덮개는 케이싱과 함께 공기 히터의 본체를 형성합니다.

바닥 덮개가있는 몸체는 기초에 설치된 지지대와 바닥 지지대의 베어링 빔에 있습니다. 수직 스킨은 8개의 섹션으로 구성되며 그 중 4개는 하중을 지지합니다.

로터의 회전은 랜턴 기어를 통해 기어 박스가있는 전기 모터에 의해 수행됩니다. 회전 속도 - 2rpm.

로터 패킹 팩은 가스 경로를 교대로 통과하여 연도 가스에서 가열되고 공기 경로는 축적된 열을 공기 흐름으로 방출합니다. 매 순간 24개 섹터 중 13개 섹터가 가스 경로에 포함되고 9개 섹터가 공기 경로에 포함되고 2개 섹터가 밀봉 플레이트에 의해 차단되어 작동이 불가능합니다.

공기 흡입(가스와 공기 흐름의 긴밀한 분리)을 방지하기 위해 방사형, 주변 및 중앙 씰이 있습니다. 방사형 씰은 로터의 방사형 배플에 고정된 수평 강철 스트립인 방사형 이동 플레이트로 구성됩니다. 각 플레이트는 3개의 조정 볼트로 상단 및 하단 커버에 고정됩니다. 씰의 간격은 플레이트를 올리거나 내림으로써 조정됩니다.

주변 씰은 설치 중에 회전하는 로터 플랜지와 이동식 주철 패드로 구성됩니다. 가이드와 함께 패드는 RAH 하우징의 상부 및 하부 덮개에 고정됩니다. 패드는 특수 조정 볼트로 조정됩니다.

내부 샤프트 씰은 주변 씰과 유사합니다. 외부 샤프트 씰은 스터핑 박스 유형입니다.

가스 통과를 위한 공간: a) "차가운 부분" - 7.72 m2.

b) "뜨거운 부분"에서 - 19.4 m2.

공기가 통과할 수 있는 공간: a) "뜨거운 부분" - 13.4 m2.

b) "차가운 부분"에서 - 12.2 m2.

1.6. 가열 표면 청소.

샷 클리닝은 가열 표면과 다운코머를 청소하는 데 사용됩니다.

가열면을 청소하는 쇼트 블라스팅 방법에는 3-5mm 크기의 둥근 모양의 주철 쇼트가 사용됩니다.

샷 클리닝 회로가 정상적으로 작동하려면 호퍼에 약 500kg의 샷이 있어야 합니다.

에어 이젝터가 켜지면 공압 튜브를 통해 샷을 샷 트랩으로 대류 샤프트의 상단으로 들어 올리는 데 필요한 공기 속도가 생성됩니다. 샷 캐쳐에서 배출된 공기는 대기로 배출되고 샷은 원추형 점멸 장치, 와이어 메쉬가 있는 중간 호퍼를 통해 중력에 의해 샷 분리기를 통해 샷 슈트로 흐릅니다.

슈트에서 샷 흐름의 속도는 경사 선반의 도움으로 느려진 후 샷이 구형 스프레더에 떨어집니다.

청소할 표면을 통과한 후 사용된 샷은 공기 분리기가 설치된 벙커에 수집됩니다. 분리기는 샷의 흐름에서 재를 분리하고 분리기를 통해 연도에 들어가는 공기의 도움으로 호퍼를 깨끗하게 유지하는 데 사용됩니다.

공기에 의해 포착된 재 입자는 파이프를 통해 연도 가스의 활발한 이동 구역으로 돌아가 대류 샤프트 외부로 운반됩니다. 재에서 제거된 샷은 분리기의 플래셔와 벙커의 철망을 통과합니다. 호퍼에서 샷은 다시 공압 이송 파이프로 공급됩니다.

대류 샤프트를 청소하기 위해 10개의 샷 슈트가 있는 5개의 회로가 설치되었습니다.

클리닝 튜브의 흐름을 통과하는 샷의 양은 빔의 초기 오염 정도가 증가함에 따라 증가합니다. 따라서 설치 작업 중에 청소 간격을 줄이기 위해 노력해야 합니다. 이렇게 하면 샷의 비교적 작은 부분이 표면을 깨끗하게 유지할 수 있으므로 회사 전체의 장치를 작동하는 동안 오염 계수의 최소값.

이젝터에 진공을 생성하기 위해 압력이 0.8-1.0 atm이고 온도가 30-60 ° C인 사출 장치의 공기가 사용됩니다.

보일러 계산.

2.1. 연료 구성.

2.2. 공기 및 연소 생성물의 부피 및 엔탈피 계산.

공기 및 연소 생성물의 부피 계산은 표 1에 나와 있습니다.

엔탈피 계산:

이론적으로 필요한 공기량의 엔탈피는 다음 공식으로 계산됩니다.

여기서 공기 1m 3의 엔탈피는 kJ / kg입니다.

이 엔탈피는 표 XVI에서도 찾을 수 있습니다.

연소 생성물의 이론 부피의 엔탈피는 다음 공식으로 계산됩니다.

여기서, 는 삼원자 기체 1m3의 엔탈피, 질소의 이론적인 부피, 수증기의 이론적인 부피입니다.

우리는 전체 온도 범위에 대해 이 엔탈피를 찾고 얻은 값을 표 2에 입력합니다.

초과 공기의 엔탈피는 다음 공식으로 계산됩니다.

여기서 초과 공기 계수는 표 XVII 및 XX에서 찾을 수 있습니다.

> 1에서 연소 생성물의 엔탈피는 다음 공식으로 계산됩니다.

우리는 전체 온도 범위에 대해 이 엔탈피를 찾고 얻은 값을 표 2에 입력합니다.

2.3. 예상 열 균형 및 연료 소비.

2.3.1. 열 손실 계산.

보일러 장치에 공급되는 총 열량을 사용 가능한 열이라고 하며 표시합니다. 보일러 장치에서 나가는 열은 유용한 열과 증기 또는 온수를 생성하는 기술 프로세스와 관련된 열 손실의 합계입니다. 따라서 보일러의 열 균형은 다음과 같은 형식을 갖습니다. \u003d Q 1 + Q 2 + Q 3 + Q 4 + Q 5 + Q 6,

어디서 - 사용 가능한 열, kJ / m 3.

Q 1 - 증기에 포함된 유용한 열, kJ/kg.

Q 2 - 나가는 가스의 열 손실, kJ / kg.

Q 3 - 화학적 불완전 연소로 인한 열 손실, kJ / kg.

Q 4 - 기계적 불완전 연소로 인한 열 손실, kJ / kg.

Q 5 - 외부 냉각으로 인한 열 손실, kJ / kg.

Q 6 - 제거된 슬래그에 포함된 물리적 열로 인한 열 손실과 보일러 순환 회로에 포함되지 않은 냉각 패널 및 빔 손실, kJ / kg.

보일러의 열 균형은 설정된 열 체제와 관련하여 집계되며 열 손실은 사용 가능한 열의 백분율로 표시됩니다.

열 손실 계산은 표 3에 나와 있습니다.

표 3에 대한 참고 사항:

Hux - 표 2에 따라 결정된 연도 가스의 엔탈피.

H 냉각 - 빔 및 패널의 빔 수신 표면, m 2 ;

Q - 증기 보일러의 유용한 힘.

2.3.2. 효율성 및 연료 소비 계산.

증기 보일러의 효율은 사용 가능한 열에 대한 유용한 열의 비율입니다. 장치에서 생성된 모든 유용한 열이 소비자에게 전달되는 것은 아닙니다. 발생하는 열에 따라 효율이 결정되면 총, 방출되는 열에 의해 결정되면 순입니다.

효율 및 연료 소비 계산은 표 3에 나와 있습니다.

1 번 테이블.

계산된 값	지정	치수	계산 또는 정당화
이론 수량 필요한 완전한 연료 연소.			0,0476(0,50+0,50++1,50+(1+4/4)98,2+ +(2+6/4)0,4+(3+8/4)0,1+ +(4+10/4)0,1+(5+12/4)0,0+(6+14/4)0,0)0,005-0)
이론적 인 질소 부피			0.79 9.725+0.01 1
삼원자			98,2+20,4+30,1+4 0,1+50,0+6*0,0)
이론적 인 물의 양			0,01(0+0+298,2+30,0,4+30,1+50,1+60,0+70++0,1240)+0,0161
물의 양			2,14+0,0161(1,05-
굴뚝 양			2.148+(1.05-1) 9.47
삼원자 체적분율	r RO 2 , r H 2 O
n.o.에서의 건조 가스 밀도
연소 생성물의 질량			G Г \u003d 0.7684 + (0/1000) + 1.306 1.05 9.47

표 2.

가열면	표면 가열 후 온도, 0 С	H 0 B, kJ / m 3	H 0 G, kJ / m 3	H B g, kJ / m 3
연소실 상단 a T \u003d 1.05 + 0.07 \u003d 1.12
차폐 과열기, mne \u003d 1.12 + 0 \u003d 1.12
대류 과열기, kpe \u003d 1.12 + 0.03 \u003d 1.15
물 이코노마이저 EC = 1.15+0.02=1.17
에어 히터 VP \u003d 1.17 + 0.15 + 0.15 \u003d 1.47

표 3

계산된 값	지정	치수		계산 또는 정당화	결과

30 0 C의 온도에서 차가운 공기의 이론적인 부피의 엔탈피				나는 0 =1.32145 30 9.47
연도 가스 엔탈피			150 0 C의 온도에서 허용	우리는 표 2에 따라 받아들입니다
기계적 불완전 연소로 인한 열 손실				가스 연소시 기계적 불완전 연소로 인한 손실 없음
1kg당 사용 가능한 열량. 연료
연도 가스로 인한 열 손실				q 2 \u003d [(2902.71-1.47 * 375.42) *
외부 냉각으로 인한 열 손실				우리는 그림에서 결정합니다. 5.1.
화학적 불완전 연소로 인한 열 손실				표 XX에 따라 결정
총 효율성			h br \u003d 100 - (q 2 + q 3 + q 4 + q 5)	h br \u003d 100 - (6.6 + 0.07 + 0 + 0.4)
연료 소비량 (5-06) 및 (5-19)				페이지에서 = (/) 100
(4-01)에 따른 예상 연료 소비량				B p \u003d 9.14 * (1-0 / 100)

2.4. 연소실의 열 계산.

2.4.1 퍼니스의 기하학적 특성 결정.

보일러 플랜트를 설계 및 운영할 때 로 장치의 검증 계산이 가장 자주 수행됩니다. 도면에 따라 용광로 계산을 확인할 때 연소실의 부피, 차폐 정도, 벽의 표면적 및 복사 면적을 결정할 필요가 있습니다. 스크린 파이프의 설계 특성 (파이프 직경, 파이프 축 사이의 거리)뿐만 아니라 가열 표면을 수신합니다.

기하학적 특성의 계산은 표 4 및 5에 나와 있습니다.

표 4

계산된 값	지정	치수	계산 또는 정당화	결과
전면 벽 영역			19,314, 2-4(3,14* *1 2 /4)
측벽 면적			6,13625,7-1,93,1- (0,51,41,7+0,51,41,2)-2(3,14*1 2 /4)
뒷벽 면적			2(0,57,042,1)+
듀얼 라이트 스크린 영역			2(6,13620,8-(0,51,4 1,7+0,51,41,2)-
용광로 배출구
버너가 차지하는 면적
화실 폭			디자인 데이터에 따르면
연소실의 활성 체적

표 5

표면 이름					노모그램에 따르면-
전면 벽
측벽
더블 라이트 스크린
뒷벽
가스 창

차폐 벽의 면적(버너 제외)

2.4.2. 용광로 계산.

표 6

계산된 값	지정	치수	공식	계산 또는 정당화	결과
퍼니스 출구에서의 연소 생성물의 온도			보일러의 디자인에 따르면.	연소연료에 따라 예비접수
연소 생성물의 엔탈피				표에 따라 허용됩니다. 2.
(6-28)에 따른 퍼니스의 유용한 열 방출				35590 (100-0.07-0)/(100-0)
(6-29)에 따른 선별도			H빔/F st
연소 스크린의 오염 계수			표 6.3에 따라 허용됨	연소된 연료에 따라
(6-31)에 따른 스크린의 열효율 계수
에 따른 발광층의 유효 두께
(6-13)에 따른 삼원자 가스에 의한 광선의 감쇠 계수

(6-14)에 따른 그을음 입자에 의한 광선 감쇠 계수		1.2/(1+1.12 2) (2.99) 0.4 (1.6 920/1000-0.5)
토치의 빛나는 부분으로 채워진 퍼니스 부피의 비율을 특성화하는 계수	38페이지에서 수락됨	퍼니스 부피의 특정 부하에 따라:
(6-17)에 따른 연소 매체의 흡수 계수		1.175 +0.1 0.894
흡수 능력 기준 (6-12)에 의한 (Bouguer의 기준)		1.264 0.1 5.08
에 대한 Bouguer 기준의 유효값		1.6ln((1.4 0.642 2 +0.642 +2)/ (1.4 0.642 2 -0.642 +2))
에 따른 연도 가스 밸러스트 매개변수		11,11*(1+0)/(7,49+1,0)
티어 버너에 공급되는 연료 소비량

(6-10) 계층의 버너 축 수준		(2 2.28 5.2+2 2.28 9.2)/(2 2.28 2)
(6-11)에 따른 버너 위치의 상대적 수준	x G \u003d h G / H T
계수(벽걸이형 버너가 있는 오일 가스 용광로용)		40페이지에서 수락합니다.
(6-26a)에 따른 매개변수		0,40(1-0,4∙0,371)
에 따른 보온 계수
이론상(단열) 연소 온도		2000 0 С와 동일하게 취합니다.
41페이지에 따른 연소 생성물의 평균 총 열용량

용광로 출구의 온도는 올바르게 선택되었으며 오류는 (920-911.85) * 100% / 920 = 0.885%였습니다.

2.5. 보일러 과열기의 계산.

증기 보일러의 대류 가열 표면은 증기를 얻는 과정과 연소실을 떠나는 연소 생성물의 열을 사용하는 과정에서 중요한 역할을 합니다. 대류 가열 표면의 효율은 연소 생성물에 의한 증기로의 열 전달 강도에 따라 달라집니다.

연소 생성물은 대류 및 복사에 의해 파이프의 외부 표면으로 열을 전달합니다. 열은 열전도에 의해 파이프 벽을 통해 전달되고 대류에 의해 내부 표면에서 증기로 전달됩니다.

보일러 과열기를 통한 증기 이동 방식은 다음과 같습니다.

연소실의 전면 벽에 위치하고 전면 벽의 전체 표면을 차지하는 벽걸이형 과열기.

천장에 위치한 천장 과열기는 연소실, 스크린 과열기 및 대류 샤프트의 상단을 통과합니다.

로터리 챔버에 위치한 스크린 과열기의 첫 번째 줄.

첫 번째 줄 다음에 회전 챔버에 위치한 두 번째 줄의 스크린 과열기.

보일러의 대류 축에는 직렬 혼합 전류의 대류 과열기 및 노치에 설치된 분사 감온기가 설치됩니다.

체크포인트 이후에 증기는 증기 수집기로 들어가 보일러 장치에서 나옵니다.

과열기의 기하학적 특성

표 7

2.5.1. 벽 과열기의 계산.

벽걸이형 FS는 퍼니스에 위치하며 계산할 때 나머지 퍼니스 표면과 관련하여 FS 표면의 연소 생성물에 의해 방출되는 열의 일부로 열 흡수를 결정할 것입니다.

NPP 계산은 표 8에 나와 있습니다.

2.5.2. 천장 과열기의 계산.

FFS가 연소실과 대류 부분 모두에 위치하지만 FFS 후와 FFS 아래의 대류 부분에서 감지된 열은 FFS의 감지된 열에 비해 매우 작다는 사실을 고려하면 용광로 (각각 약 10 % 및 30 % (보일러 TGM-84 기술 매뉴얼에서 PPP 계산은 표 9에서 수행됩니다.

2.5.3. 스크린 과열기의 계산.

SHPP 계산은 표 10에서 수행됩니다.

2.5.4. 대류 과열기의 계산.

체크 포인트 계산은 표 11에서 수행됩니다.

표 8

계산된 값	지정	치수	공식	계산 또는 정당화	결과
가열 표면적			표 4에서.	표 4에서.
벽걸이 PCB의 수광면			표 5에서.	표 5에서.
NPP가 감지한 열				0,74∙(35760/1098,08)∙268,21
NPP의 증기 엔탈피 증가				6416,54∙8,88/116,67
NPP 이전의 증기 엔탈피				155 atm(15.5 MPa)의 압력에서 건조 포화 증기의 엔탈피
천장 과열기 앞의 증기 엔탈피			나" ppp \u003d 나" + DI npp
천장 과열기 앞의 증기 온도			물과 과열 증기의 열역학적 특성 표에서	155 ata의 압력과 3085.88 kJ/kg(15.5 MPa)의 엔탈피에서 과열 증기의 온도

NPP 이후의 온도는 퍼니스 출구에서 연소 생성물의 온도 = 911.85 0 С와 같다고 가정합니다.

표 9

계산된 값	지정	치수	공식	계산 또는 정당화	결과
PPP 1부 가열면적
방사선 수광면 PPP-1			H l ppp \u003d F ∙ 엑스
PPP-1이 감지한 열				0,74(35760/1098,08)∙50,61
PPP-1의 증기 엔탈피 증가				1224,275∙9,14/116,67
PPP-1 이후의 증기 엔탈피			나`` ppp -2 = 나`` ppp +DI npp
SPP에서 SPP의 증기 엔탈피 증가				DI vpp의 약 30%
BPP당 PPP의 증기 엔탈피 증가			보일러 TGM-84 계산을 위한 표준 방법에 따라 예비 승인됨	DI vpp의 약 10%
SHPP 앞의 증기 엔탈피			나`` ppp -2 +DI ppp -2 +DI ppp-3	3178,03+27,64+9,21
스크린 과열기 앞의 증기 온도			물과 과열 증기의 열역학적 특성 표에서	155 ata의 압력과 3239.84 kJ/kg(15.5 MPa)의 엔탈피에서 과열 증기의 온도

표10.

계산된 값	지정	치수	공식	계산 또는 정당화	결과
가열 표면적			∙d ∙l∙z 1 ∙z 2	3,14∙0,033∙3∙30∙46
(7-31)에 따른 연소 생성물의 통과를 위한 공간				3,76∙14,2-30∙3∙0,033
SHPP 후 연소 생성물의 온도				최종 온도의 예비 추정
SHPP 앞 연소 생성물의 엔탈피			표에 따라 허용됩니다. 2:
SHPP 후 연소 생성물의 엔탈피			표에 따라 허용됩니다. 2
t in = 30 0 С에서 대류 표면으로 흡입된 공기의 엔탈피			표에 따라 허용됩니다. 삼
				0,996(17714,56-16873,59+0)

열전달 계수	W / (m 2 × K)	노모그램 7로 결정
(7-42)에 따른 연소 생성물을 따라 파이프 수에 대한 수정			인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
빔 정렬 보정		노모그램 7로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
		노모그램 7로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
p / s에서 가열 표면으로의 대류에 의한 열 전달 계수(노모그램 7의 공식)	W / (m 2 × K)		75∙1,0∙0,75∙1,01
(7-66)에 의한 총 광학 두께		(k g r p + k zl m)ps	(1,202∙0,2831 +0) 0,1∙0,628
에 따른 스크린 표면용 방열층의 두께

열전달 계수	W / (m 2 × K)	우리는 노모 그램으로 결정합니다.

지역 최고

화실의 입구 창

계수		우리는 노모 그램으로 결정합니다.
먼지가 없는 흐름을 위한 열전달 계수	W / (m 2 × K)
	분포 계수 용광로 높이에 따른 열흡수 표 8-4 참조
가열 표면에 의해 퍼니스로부터 복사에 의해 수신된 열, 출구에 인접한 화실 창으로
에 따른 SHPP 출구에서의 증기의 예비 엔탈피 (7-02) 및 (7-03)
SHPP 출구의 예비 증기 온도			압력에서 과열 증기의 온도 150타
활용 계수			우리는 그림에 따라 선택합니다. 7-13
	W / (m 2 × K)

스크린의 열효율 계수			표 7-5에서 결정
(7-15v)에 따른 열전달 계수	W / (m 2 × K)


SHPP 후 연소 생성물의 실제 온도			Q b 와 Q t 가 다르기 때문에 (837,61 -780,62)*100% / 837,61 표면 계산이 지정되지 않았습니다.
디슈퍼히터 흐름 80페이지		0.4=0.4(0.05…0.07)D
경로의 평균 증기 엔탈피			0,5(3285,78+3085,88)
증기 주입에 사용되는 물의 엔탈피		230 0 С의 온도에서 물과 과열 증기의 열역학적 특성 표에서

표 11

계산된 값	지정	치수	공식	계산 또는 정당화	결과
가열 표면적				3,14∙0,036∙6,3∙32∙74
연소 생성물이 통과할 수 있는 공간
대류 BP 후 연소 생성물의 온도			사전 허용된 2개의 값	보일러의 설계에 따라
기어박스 전 연소 생성물의 엔탈피			표에 따라 허용됩니다. 2:
CPR 후 연소 생성물의 엔탈피			표에 따라 허용됩니다. 2
연소 생성물이 방출하는 열				0,996(17257,06-12399+0,03∙373,51) 0,996(17257,06-16317+0,03∙373,51)
연소 생성물의 평균 속도
열전달 계수		W / (m 2 × K)	노모그램 8로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
연소 생성물을 따라 파이프 수에 대한 수정			노모그램 8로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
빔 정렬 보정			노모그램 8로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
흐름의 물리적 매개변수 변화의 영향을 고려한 계수			노모그램 8로 결정	인라인 묶음을 가로로 세탁할 때
p/s에서 가열 표면으로의 대류에 의한 열전달 계수		W / (m 2 × K)		75∙1∙1,02∙1,04 82∙1∙1,02∙1,04
(7-70)에 따른 더러운 벽 온도
활용 계수			에 대한 지침을 수락합니다.	세척이 어려운 빔용
에 대한 총 열전달 계수		W / (m 2 × K)		0,85∙ (77,73+0) 0,85∙ (86,13+0)
열효율 계수			우리는 표에 따라 결정합니다. 7-5
에 따른 열전달 계수		W / (m 2 × K)
에 따른 기어박스 출구에서의 예비 증기 엔탈피 (7-02) 및 (7-03)
CPR 후 예비 증기 온도			과열 증기의 열역학적 특성 표에서	압력에서 과열 증기의 온도 140타
(7-74)에 따른 온도차
(7-01)에 따른 가열면이 감지하는 열량				50,11 ∙1686,38∙211,38/(9,14∙10 3) 55,73∙1686,38∙421,56/(9,14 ∙10 3)
체크포인트에서 실제 감지된 열			일정 1에 따라 접수
기어박스 후 연소 생성물의 실제 온도			일정 1에 따라 접수	그래프는 두 온도에 대한 Qb 및 Qt 값을 기반으로 합니다.
기어박스의 증기 엔탈피 증가				3070∙9,14 /116,67
CPR 후 증기 엔탈피			I`` 기어박스 + DI 기어박스
변속기 후 증기 온도			물과 과열 증기의 열역학적 특성 표에서	140 atm의 압력과 3465.67 kJ/kg의 엔탈피에서 과열 증기의 온도

계산 결과:

Q p p \u003d 35590 kJ / kg - 사용 가능한 열.

Q l \u003d φ (Q m - I' T) \u003d 0.996 (35565.08 - 17714.56) \u003d 17779.118 kJ / kg.

Q k \u003d 2011.55 kJ / kg - SHPP의 열 흡수.

Qpe \u003d 3070 kJ / kg - 체크 포인트의 열 흡수.

NPP와 PPP가 보일러 용광로에 있기 때문에 NPP와 PPP의 열 흡수는 Q l에서 고려됩니다. 즉, Q l에 Q NPP와 Q PPP가 포함된다.

2.6 결론

TGM-84 보일러 장치의 검증 계산을 했습니다.

검증 열 계산에서 주어진 부하 및 연료 유형에 대해 채택된 보일러의 설계 및 치수에 따라 개별 가열 표면 사이의 경계에서 물, 증기, 공기 및 가스의 온도, 효율, 연료 소비, 증기, 공기 및 연도 가스의 유속 및 속도.

검증 계산은 주어진 연료로 작동할 때 보일러의 효율성과 신뢰성을 평가하고, 필요한 재건 조치를 식별하고, 보조 장비를 선택하고 계산을 위한 원자재를 얻기 위해 수행됩니다: 공기역학, 유압, 금속 온도, 파이프 강도, 재 마모 강함 ~에 대한 sa 파이프, 부식 등

3. 중고문헌 목록

리포프 Yu.M. 증기 보일러의 열 계산. -Izhevsk: 연구 센터 "규칙적이고 혼돈적인 역학", 2001
보일러의 열 계산(표준 방법). - 상트페테르부르크: NPO CKTI, 1998
증기 보일러 TGM-84의 기술 조건 및 작동 지침.

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편집자: M.V. KALMYKOV UDC 621.1 TGM-84 보일러의 설계 및 작동: 방법. ukaz. / 사마르. 상태 기술. un-t; 비교 뮤직비디오 칼미코프. 사마라, 2006. 12 p. TGM-84 보일러 설계 및 작동 원리에 대한 주요 기술적 특성, 레이아웃 및 설명이 고려됩니다. 보조 장비가있는 보일러 장치의 배치 도면, 보일러 및 그 구성 요소의 일반도가 제공됩니다. 보일러의 증기 - 물 경로의 다이어그램과 작동에 대한 설명이 제공됩니다. 체계적인 지침은 전문 140101 "화력 발전소"의 학생들을 위한 것입니다. 일. 4. 참고 문헌: 3개의 제목. SamSTU 편집 및 출판 위원회의 결정에 의해 발행됨 0 보일러 장치의 주요 특성 보일러 장치 TGM-84는 기체 연료 또는 연료유를 연소시켜 고압 증기를 생성하도록 설계되었으며 다음 매개변수에 대해 설계되었습니다. 공칭 증기 출력 … ........................................... 드럼의 작동 압력 ........................................................................... 메인 증기 밸브 뒤의 작동 증기 압력 ........................... 과열 증기 온도 ........................................................................... 급수 온도 ........................................................................... 열풍 온도 a) 연료유 연소 중 ........................................................................... b) 가스를 태울 때 ........................................................................... 420 t/h 155 ata 140 ata 550 °С 230 °С 268 °С 238 °С 이것은 상승하는 가스 덕트와 하강하는 대류 샤프트인 연소실로 구성됩니다(그림 1). 연소실은 2등 스크린으로 나뉩니다. 각 측면 스크린의 하부는 약간 경사진 노상 스크린으로 통과하며, 하부 수집기는 2등 스크린의 수집기에 부착되어 보일러의 발사 및 정지 중에 열 변형과 함께 움직입니다. 이중 조명 스크린의 존재는 연도 가스의 더 집중적인 냉각을 제공합니다. 따라서, 이 보일러의 노 체적의 열 응력은 미분탄 장치보다 상당히 높지만 다른 표준 크기의 경유 보일러보다 낮도록 선택되었습니다. 이것은 가장 많은 양의 열을 감지하는 투 라이트 스크린 파이프의 작업 조건을 용이하게합니다. 퍼니스의 상부와 회전 챔버에는 반방사선 스크린 과열기가 있습니다. 대류 샤프트에는 수평 대류 과열기와 물 절약 장치가 있습니다. 워터 이코노마이저 뒤에는 샷 클리닝 수납함이 있는 챔버가 있습니다. 병렬 연결된 두 개의 RVP-54 유형의 회생 공기 히터는 대류 샤프트 뒤에 설치됩니다. 보일러에는 2개의 VDN-26-11 송풍기와 2개의 D-21 연기 배출기가 장착되어 있습니다. 보일러는 반복적으로 재건되었으며 그 결과 모델 TGM-84A와 TGM-84B가 나타났습니다. 특히 통일된 스크린을 도입하여 배관 사이의 균일한 증기 분포를 구현했습니다. 증기 과열기의 대류 부분의 수평 스택에서 파이프의 가로 피치가 증가하여 검은 기름으로 오염될 가능성이 감소했습니다. 2 0 R 및 s. 도 4 1. 가스 오일 보일러 TGM-84의 종단면 및 횡단면: 1 - 연소실; 2 - 버너; 3 - 드럼; 4 - 화면; 5 - 대류 과열기; 6 - 응축 장치; 7 - 이코노마이저; 11 - 포수; 12 - 원격 분리 사이클론 첫 번째 수정 TGM-84의 보일러에는 연소실 전면 벽에 3열로 배치된 18개의 오일 가스 버너가 장착되어 있습니다. 현재 생산성이 더 높은 버너가 4개 또는 6개 설치되어 있어 보일러의 유지보수 및 수리가 간편합니다. 버너 장치 연소실에는 2단으로 설치된 6개의 오일 가스 버너가 있습니다. 하위 계층의 버너는 7200mm로 설정되고 상위 계층은 10200mm로 설정됩니다. 버너는 가스와 연료유의 개별 연소, 소용돌이, 중앙 가스 분배가 있는 단일 흐름을 위해 설계되었습니다. 하위 계층의 익스트림 버너는 반로의 축을 향해 12도 회전합니다. 연료와 공기의 혼합을 개선하기 위해 버너에는 공기가 꼬이는 가이드 베인이 있습니다. 기계적 스프레이가있는 오일 노즐은 보일러의 버너 축을 따라 설치되며 오일 노즐 배럴의 길이는 2700mm입니다. 퍼니스의 설계와 버너의 배치는 안정적인 연소 과정과 제어를 보장해야 하며 통풍이 잘 되지 않는 지역이 형성될 가능성도 배제해야 합니다. 가스 버너는 보일러 열부하 조절 범위에서 화염의 분리 및 섬락 없이 안정적으로 작동해야 합니다. 보일러에 사용되는 가스 버너는 인증을 받아야 하며 제조업체의 여권이 있어야 합니다. Furnace 챔버 프리즘 챔버는 두 개의 조명 스크린에 의해 두 개의 반로로 나뉩니다. 연소실의 체적은 1557 m3이고 연소 체적의 열 응력은 177000 kcal/m3 시간입니다. 챔버의 측면 및 후면 벽은 64mm 피치의 직경 60×6mm 증발기 튜브로 보호됩니다. 하부의 사이드 스크린은 화실의 중앙을 향하는 경사를 가지며 수평에 대해 15도 경사를 가지며 난로를 형성한다. 수평으로 약간 기울어진 파이프에서 증기-물 혼합물의 층화를 방지하기 위해 난로를 형성하는 측면 스크린의 섹션은 내화점토 벽돌과 크롬철석 덩어리로 덮여 있습니다. 스크린 시스템은 막대를 사용하여 천장의 금속 구조에 매달려 있으며 열팽창 중에 자유롭게 떨어질 수 있습니다. 증발 스크린의 파이프는 높이 간격이 4-5mm인 D-10mm 막대와 함께 용접됩니다. 연소실 상부의 공기 역학을 개선하고 후방 스크린 챔버를 방사선으로부터 보호하기 위해 상부에 있는 후방 스크린의 파이프는 1.4m의 돌출부가 있는 노로 돌출부를 형성합니다. 후면 스크린 파이프의 %. 3 불균일한 난방이 순환에 미치는 영향을 줄이기 위해 모든 스크린을 구획화했습니다. 2등 및 2개의 측면 스크린에는 각각 3개의 순환 회로가 있고 후면 스크린에는 6개의 순환 회로가 있습니다. 보일러 TGM-84는 2단계 증발 방식으로 작동합니다. 증발의 첫 번째 단계(깨끗한 구획)는 드럼, 후면 패널, 2등 스크린, 측면 스크린 패널 전면에서 1차 및 2차를 포함합니다. 두 번째 증발 단계(염분 구획)에는 4개의 원격 사이클론(각 측면에 2개)과 전면에서 측면 스크린의 세 번째 패널이 포함됩니다. 후면 스크린의 6개 하단 챔버로 드럼에서 나온 물은 각 수집기에 3개씩 18개의 배수 파이프를 통해 공급됩니다. 6개의 패널 각각에는 35개의 스크린 튜브가 포함되어 있습니다. 파이프의 상단은 18개의 파이프를 통해 증기-물 혼합물이 드럼으로 들어가는 챔버에 연결됩니다. 투 라이트 스크린에는 반로에서 압력 균등화를 위해 배관으로 형성된 창이 있습니다. 이중 높이 스크린의 3개의 하부 챔버로 드럼의 물은 12개의 암거 파이프(각 수집기마다 4개의 파이프)를 통해 들어갑니다. 끝 패널에는 각각 32개의 스크린 튜브가 있고 중간 패널에는 29개의 튜브가 있습니다. 파이프의 상단은 3개의 상부 챔버에 연결되며, 여기서 증기-물 혼합물은 18개의 파이프를 통해 드럼으로 보내집니다. 물은 드럼에서 8개의 배수관을 통해 측면 스크린의 4개의 전면 하단 수집기로 흐릅니다. 각 패널에는 31개의 스크린 튜브가 있습니다. 스크린 파이프의 상단은 4개의 챔버에 연결되어 있으며, 이 챔버에서 증기-물 혼합물이 12개의 파이프를 통해 드럼으로 들어갑니다. 염 구획의 하부 챔버는 4개의 원격 사이클론에서 4개의 배수관(각 사이클론에서 하나의 파이프)을 통해 공급됩니다. 소금 구획 패널에는 31개의 스크린 파이프가 있습니다. 스크린 파이프의 상단은 챔버에 연결되며, 여기서 증기-물 혼합물은 8개의 파이프를 통해 4개의 원격 사이클론으로 들어갑니다. 드럼 및 분리 장치 드럼의 내경은 1.8m, 길이는 18m입니다. 모든 드럼은 강판 16 GNM(망간-니켈-몰리브덴 강), 벽 두께 115mm로 만들어집니다. 드럼 무게 약 96600kg. 보일러 드럼은 보일러에서 물의 자연스러운 순환을 생성하고 스크린 파이프에서 생성된 증기를 청소 및 분리하도록 설계되었습니다. 증발의 1단계 증기-물 혼합물의 분리는 드럼에서 구성되고(증발 2단계의 분리는 4개의 원격 사이클론의 보일러에서 수행됨), 모든 증기의 세척은 급수로 수행된 다음 증기에서 수분 포획. 드럼 전체가 깨끗한 구획입니다. 상부 수집기의 증기-물 혼합물(염분 구획 수집기 제외)은 양쪽에서 드럼으로 들어가고 물에서 증기의 1차 분리가 일어나는 사이클론으로 보내지는 특수 분배 상자로 들어갑니다. 보일러 드럼에는 92개의 사이클론이 설치되어 있습니다(왼쪽 46개, 오른쪽 46개). 4개의 수평판 분리기는 사이클론의 스팀 배출구에 설치되며 스팀은 이를 통과하여 버블링 세척 장치로 들어갑니다. 여기에서 클린 구획의 세척 장치 아래에서 외부 사이클론에서 스팀이 공급되며 내부에서 스팀-물 혼합물의 분리도 구성됩니다. 기포 플러싱 장치를 통과한 증기는 다공판으로 들어가 증기가 분리되고 동시에 흐름이 균일해집니다. 다공 시트를 통과한 증기는 32개의 증기 출구 파이프를 통해 벽걸이형 과열기의 입구 챔버로, 8개의 파이프를 통해 응축수 장치로 배출됩니다. 쌀. 2. 원격 사이클론이 있는 2단계 증발 방식: 1 – 드럼; 2 - 원격 사이클론; 3 - 순환 회로의 하부 컬렉터; 4 - 증기 발생 파이프; 5 - 다운 파이프; 6 - 급수 공급; 7 - 퍼지 물 배출구; 8 - 드럼에서 사이클론까지의 물 우회 파이프; 9 - 사이클론에서 드럼으로의 증기 우회 파이프; 10 - 장치의 증기 배출 파이프 급수의 약 50%가 버블링 플러싱 장치로 공급되고 나머지는 분배 매니폴드를 통해 수위 아래의 드럼으로 배출됩니다. 드럼의 평균 수위는 기하학적 축 아래 200mm입니다. 드럼의 허용 레벨 변동 75 mm. 보일러의 염분 구획의 염분 함량을 균일하게 하기 위해 두 개의 암거가 이동되었으므로 오른쪽 사이클론은 염분 구획의 왼쪽 하단 수집기에 공급되고 왼쪽 사이클론은 오른쪽에 공급됩니다. 5 증기 과열기의 설계 과열기의 가열 표면은 연소실, 수평 연도 및 드롭 샤프트에 있습니다. 과열기의 구성표는 보일러 너비에 걸쳐 증기를 여러 번 혼합하고 전달하는 이중 흐름이므로 개별 코일의 열 분포를 균일하게 할 수 있습니다. 열에 대한 인식의 특성에 따라 과열기는 조건부로 복사 및 대류의 두 부분으로 나뉩니다. 복사 부분에는 벽걸이 과열기(SSH), 스크린의 첫 번째 줄(SHR) 및 연소실 천장을 차폐하는 천장 과열기(SHS)의 일부가 포함됩니다. 대류에 - 스크린의 두 번째 줄, 천장 과열기의 일부 및 대류 과열기(KPP). 방사선 벽 장착형 과열기 NPP 파이프는 연소실의 전면 벽을 보호합니다. NPP는 6개의 패널로 구성되며 그 중 2개에는 48개의 파이프가 있고 나머지 49개에는 파이프가 있으며 파이프 사이의 피치는 46mm입니다. 각 패널에는 22개의 다운 파이프가 있고 나머지는 업입니다. 입구 및 출구 매니폴드는 연소실 위의 비가열 영역에 위치하고 중간 매니폴드는 연소실 아래의 비가열 영역에 있습니다. 상부 챔버는 막대의 도움으로 천장의 금속 구조에 매달려 있습니다. 파이프는 높이가 4단으로 고정되어 패널의 수직 이동이 가능합니다. 천장 과열기 천장 과열기는 용광로와 수평 연도 위에 위치하며 35mm 피치로 배치되고 입구 및 출구 헤더로 연결된 394개의 파이프로 구성됩니다. 스크린 과열기 스크린 과열기는 연소실의 상부와 회전식 굴뚝에 위치한 수직 스크린의 두 줄(각 열에 30개의 스크린)로 구성됩니다. 화면 사이의 간격 455mm. 스크린은 길이가 같은 23개의 코일과 가열되지 않은 영역에 수평으로 설치된 2개의 매니폴드(입구 및 출구)로 구성됩니다. 대류형 과열기 수평형 대류형 과열기는 물 이코노마이저 위의 하강관 굴뚝에 위치한 좌우 부품으로 구성됩니다. 각면은 차례로 두 개의 직선 단계로 나뉩니다. 6 보일러의 증기 경로 보일러 드럼에서 12개의 증기 바이패스 파이프를 통해 포화된 증기는 NPP의 상부 수집기로 들어가고 여기서 6개의 패널의 중간 파이프를 통해 아래로 이동하여 6개의 하부 수집기로 들어간 후 6개 패널의 외부 파이프를 상부 수집기로 연결하고 그 중 12개의 비가열 파이프가 천장 과열기의 입구 수집기로 연결됩니다. 또한 증기는 천장 파이프를 따라 보일러의 전체 너비를 따라 이동하고 대류 연도의 후면 벽에 위치한 과열기의 출구 헤더로 들어갑니다. 이 포집기에서 증기는 두 개의 흐름으로 나누어져 1단 디슈퍼히터의 챔버로 보내진 다음 두 증기 흐름이 모두 들어오는 통과하는 외부 스크린(왼쪽 7, 오른쪽 7)의 챔버로 보내집니다. 두 번째 단계의 중간 감온기, 왼쪽 및 오른쪽. 단계 I 및 II의 디슈퍼히터에서 증기는 가스 정렬 불량으로 인한 열 불균형을 줄이기 위해 왼쪽에서 오른쪽으로 또는 그 반대로 전달됩니다. 두 번째 분사의 중간 디슈퍼히터를 떠난 후 증기는 중간 스크린(왼쪽 8개 및 오른쪽 8개)의 수집기로 들어가 검사점의 입구 챔버로 전달됩니다. Stage III 디슈퍼히터는 기어박스의 상부와 하부 사이에 설치됩니다. 그런 다음 과열 증기는 증기 파이프라인을 통해 터빈으로 보내집니다. 쌀. 3. 보일러 과열기의 계획 : 1 - 보일러 드럼; 2 - 방사선 양방향 방사 튜브 패널(상단 컬렉터는 조건부로 왼쪽에 표시되고 하단 컬렉터는 오른쪽에 표시됨); 3 - 천장 패널; 4 - 사출 감온기; 5 - 증기에 물을 주입하는 장소; 6 - 익스트림 스크린; 7 - 중간 화면; 8 - 대류 패킷; 9 – 보일러의 증기 배출구 7 응축수 장치 및 주입식 침전 냉각기 자체 응축수를 얻기 위해 보일러에는 대류 부분 위의 보일러 천장에 위치한 2개의 응축수 장치(양쪽에 하나씩)가 장착되어 있습니다. 2개의 분배 매니폴드, 4개의 응축기 및 응축수 수집기로 구성됩니다. 각 커패시터는 D426×36mm 챔버로 구성됩니다. 응축기의 냉각 표면은 두 부분으로 나누어져 물 출구와 물 입구 챔버를 형성하는 튜브 플레이트에 용접된 파이프에 의해 형성됩니다. 보일러 드럼의 포화 증기는 8개의 파이프를 통해 4개의 분배 매니폴드로 보내집니다. 각 수집기에서 증기는 각 응축기로 가는 6개의 파이프 파이프에 의해 2개의 응축기로 전환됩니다. 보일러 드럼에서 나오는 포화 증기의 응축은 급수로 냉각하여 수행됩니다. 서스펜션 시스템 후의 급수는 급수실로 공급되고 응축기 튜브를 통과하여 배수실로 그리고 더 나아가 물 이코노마이저로 나옵니다. 드럼에서 나오는 포화 증기는 파이프 사이의 증기 공간을 채우고 파이프와 접촉하여 응축됩니다. 각 응축기에서 3개의 파이프를 통해 생성된 응축수는 2개의 수집기로 들어가고 거기에서 레귤레이터를 통해 왼쪽 및 오른쪽 주입의 디슈퍼히터 I, II, III로 공급됩니다. 응축수 주입은 Venturi 파이프의 차이로 인해 형성되는 압력과 드럼에서 주입 지점까지의 과열기 증기 경로의 압력 강하로 인해 발생합니다. 응축수는 파이프의 좁은 지점에서 원주 주위에 위치한 직경 6mm의 24개 구멍을 통해 "Venturi" 파이프의 공동으로 주입됩니다. 보일러의 최대 부하 상태인 벤츄리 파이프는 주입 지점에서 속도를 4kgf/cm2 증가시켜 증기 압력을 줄입니다. 100% 부하 및 증기 및 공급수의 설계 매개변수에서 하나의 응축기의 최대 용량은 17.1 t/h입니다. WATER ECONOMIZER 강철 구불구불한 물 이코노마이저는 다운코머 샤프트의 왼쪽과 오른쪽에 각각 배치된 2개의 부품으로 구성됩니다. 이코노마이저의 각 부분은 4개의 블록(하부, 2개 중부 및 상부)으로 구성됩니다. 블록 사이에 구멍이 만들어집니다. 물 이코노마이저는 보일러 전면에 평행하게 배열된 110개의 코일 팩으로 구성됩니다. 블록의 코일은 30mm와 80mm의 피치로 엇갈려 있습니다. 중간 및 상부 블록은 굴뚝에 위치한 빔에 설치됩니다. 가스 환경으로부터 보호하기 위해 이 빔은 절연체로 덮여 있으며 숏 블라스팅 기계의 작동으로부터 3mm 두께의 금속 시트로 보호됩니다. 하부 블록은 랙의 도움으로 빔에 매달려 있습니다. 랙을 사용하면 수리 중에 코일 패키지를 제거할 수 있습니다. 8 물 이코노마이저의 입구 및 출구 챔버는 가스 덕트 외부에 위치하며 브래킷으로 보일러 프레임에 부착됩니다. 물 이코노마이저 빔은 송풍기 팬의 압력에서 찬 공기를 공급하여 송풍기 팬의 흡입 상자로 공기를 배출함으로써 냉각됩니다(점화 중 및 작동 중 빔의 온도는 250°C를 초과해서는 안 됨). AIR HEATER 2대의 재생식 에어히터 RVP-54가 보일러실에 설치되어 있습니다. RVP-54 재생 공기 히터는 고정 하우징 내부에 둘러싸인 회전 로터로 구성된 역류 열교환기입니다(그림 4). 로터는 두께 10mm의 강판과 직경 600mm의 허브로 만들어진 직경 5590mm, 높이 2250mm의 쉘과 허브와 쉘을 연결하는 방사상 리브로 구성되어 있습니다. 로터를 24개 섹터로 나눕니다. 각 섹터는 수직 시트로 P와 s로 나뉩니다. 도 4 4. 재생 공기 히터의 구조적 계획: 1 - 덕트; 2 - 드럼; 3 - 몸; 4 - 먹거리; 5 - 샤프트; 6 - 베어링; 7 - 인감; 8 - 전기 모터 세 부분. 가열 시트 섹션이 놓여 있습니다. 섹션의 높이는 두 줄로 설치됩니다. 맨 위 줄은 스페이서와 골판지로 만든 로터의 뜨거운 부분이며 두께는 0.7mm입니다. 섹션의 하단 행은 로터의 차가운 부분이며 1.2mm 두께의 스페이서 직선 시트로 만들어집니다. 콜드 엔드 패킹은 부식에 더 취약하고 쉽게 교체할 수 있습니다. 중공 샤프트가 로터 허브 내부를 통과하고 하부에 플랜지가 있고 로터가 놓이고 허브가 스터드로 플랜지에 부착됩니다. RVP에는 두 개의 덮개가 있습니다. 상단 및 하단에는 밀봉 플레이트가 설치되어 있습니다. 9 열교환 과정은 가스 흐름에서 로터 패킹을 가열하고 공기 흐름에서 냉각하여 수행됩니다. 가스 흐름에서 공기 흐름으로 가열 된 패킹의 순차적 이동은 분당 2 회전의 주파수로 로터의 회전으로 인해 수행됩니다. 매 순간 로터의 24개 섹터 중 13개 섹터가 가스 경로에 포함되고 9개 섹터가 공기 경로에 포함됩니다. 공기 경로에서는 2개의 섹터가 작업에서 차단되고 씰링 플레이트로 덮여 있습니다. 공기 히터는 역류 원리를 사용합니다. 공기는 출구 측에서 유입되고 가스 입구 측에서 배출됩니다. 공기 히터는 연료 오일로 작동할 때 331°C에서 151°C까지 가스를 냉각하는 동안 30°C에서 280°C의 공기 가열을 위해 설계되었습니다. 재생식 공기 히터의 장점은 소형화와 가벼운 무게이며, 주요 단점은 공기 측에서 가스 측으로 공기가 크게 넘친다는 것입니다(표준 공기 흡입은 0.2–0.25). 보일러 프레임 보일러 프레임은 수평 보, 트러스 및 버팀대로 연결된 강철 기둥으로 구성되며 드럼, 모든 가열 표면, 응축수 장치, 라이닝, 단열재 및 유지 보수 플랫폼의 무게로부터 하중을 흡수하는 역할을 합니다. 보일러의 프레임은 성형 압연 금속과 강판으로 용접됩니다. 프레임 기둥은 보일러의 지하 철근 콘크리트 기초에 부착되고 기둥의 바닥 (신발)은 콘크리트로 부어집니다. 부설 연소실의 라이닝은 내화 콘크리트, 코벨라이트 슬래브 및 밀봉 마그네시아 석고로 구성됩니다. 안감 두께는 260mm입니다. 보일러 프레임에 부착되는 실드 형태로 설치됩니다. 천장의 안감은 과열기의 파이프에 자유롭게 놓여 있는 280mm 두께의 패널로 구성됩니다. 패널의 구조: 두께 50mm의 내화 콘크리트 층, 두께 85mm의 단열 콘크리트 층, 코벨라이트 판 3층, 총 두께 125mm 및 밀봉 마그네시아 코팅 층, 두께 20mm, 적용 금속 메쉬에. 역전 챔버의 라이닝과 대류 샤프트는 실드에 장착되어 차례로 보일러 프레임에 부착됩니다. 역전실 라이닝의 총 두께는 380mm입니다: 내화 콘크리트 - 80mm, 단열 콘크리트 - 135mm 및 코벨라이트 슬래브의 4개 층은 각각 40mm입니다. 대류 과열기의 라이닝은 155mm 두께의 단열 콘크리트 한 층, 80mm의 내화 콘크리트 층 및 165mm의 코벨라이트 판 4개 층으로 구성됩니다. 판 사이에는 두께가 2÷2.5 mm인 소벨라이트 매스틱 층이 있습니다. 260mm 두께의 워터 이코노마이저 라이닝은 내화 및 단열 콘크리트와 코벨라이트 슬래브 3층으로 구성됩니다. 안전 조치 보일러 장치의 작동은 Rostekhnadzor가 승인한 현재의 "증기 및 온수 보일러의 설계 및 안전한 작동을 위한 규칙" 및 "연료유로 작동하는 보일러 설비의 폭발 안전을 위한 기술 요구 사항"에 따라 수행해야 합니다. 및 천연 가스" 및 현재 "발전소의 화력 발전 장비 유지 관리에 대한 안전 규칙"을 준수합니다. 서지 목록 1. TPP VAZ의 TGM-84 전력 보일러 작동 매뉴얼. 2. 메이클야르 M.V. 현대 보일러 장치 TKZ. M.: Energy, 1978. 3. A.P. Kovalev, N.S. Leleev, T.V. Vilensky. 증기 발생기: 대학을 위한 교과서. M.: Energoatomizdat, 1985. 11 Maksim Vitalievich KALMYKOV 편집자 N.V.가 편집한 TGM-84 보일러의 설계 및 작동 Versh i nina 기술 편집자 G.N. Shan'kov 20.06.06 발행을 위해 서명했습니다. 형식 60×84 1/12. 오프셋 용지. 오프셋 인쇄. R.L. 1.39. Condition.cr.-ott. 1.39. Uch.-ed. 엘. 1.25 순환 100. P. - 171. _________________________________________________________________________________________________________________ 주립 고등 전문 교육 기관 "Samara State Technical University" 432100. Samara, st. Molodogvardeyskaya, 244. 본관 12

소련 에너지부 및 전기화부

운영을 위한 주요 기술부서
에너지 시스템

일반적인 에너지 데이터
연료 연소용 TGM-96B 보일러

모스크바 1981

이 전형적인 에너지 특성은 Soyuztekhenergo(엔지니어 G.I. GUTSALO)에 의해 개발되었습니다.

TGM-96B 보일러의 전형적인 에너지 특성은 Riga CHPP-2에서 Soyuztekhenergo가, CHPP-GAZ에서 Sredaztekhenergo가 수행한 열 테스트를 기반으로 작성되었으며 기술적으로 달성 가능한 보일러 효율성을 반영합니다.

전형적인 에너지 특성은 연료유를 연소할 때 TGM-96B 보일러의 표준 특성을 컴파일하는 기초가 될 수 있습니다.

신청

. 보일러 설치 장비에 대한 간략한 설명

1.1 . Taganrog 보일러 공장의 보일러 TGM-96B - 터빈과 함께 작동하도록 설계된 자연 순환 및 U 자형 레이아웃의 가스 오일티 -100/120-130-3 및 PT-60-130/13. 연료유로 작동할 때 보일러의 주요 설계 매개변수는 표에 나와 있습니다. .

TKZ에 따르면 순환 조건에 따른 보일러의 최소 허용 부하는 공칭 부하의 40%입니다.

1.2 . 연소실은 각형이며 평면도는 6080 × 14700 mm 크기의 직사각형입니다. 연소실의 부피는 1635 m 3 입니다. 용광로 체적의 열 응력은 214kW/m3또는 184×103kcal/(m3h)입니다. 증발 스크린과 복사벽 과열기(RNS)가 연소실에 배치됩니다. 회전 챔버의 퍼니스 상부에는 스크린 과열기(SHPP)가 있습니다. 하강 대류 샤프트에는 대류 과열기(CSH)와 물 절약 장치(WE)의 두 패키지가 가스 흐름을 따라 직렬로 배치됩니다.

1.3 . 보일러의 증기 경로는 보일러 측면 사이에 증기가 전달되는 두 개의 독립적인 흐름으로 구성됩니다. 과열 증기의 온도는 자체 응축수 주입으로 제어됩니다.

1.4 . 연소실의 전면 벽에는 4개의 이중 흐름 오일 가스 버너 HF TsKB-VTI가 있습니다. 버너는 -7250mm와 11300mm의 높이에 2단으로 설치되며 수평선에 대해 10°의 고도각으로 설치됩니다.

연료유 연소를 위해 증기 기계식 노즐 "Titan"은 3.5MPa(35kgf/cm2)의 연료유 압력에서 8.4t/h의 공칭 용량으로 제공됩니다. 연료유 분사 및 분사를 위한 증기 압력은 공장에서 0.6MPa(6kgf/cm2)로 권장합니다. 노즐당 증기 소비량은 240kg/h입니다.

1.5 . 보일러 플랜트에는 다음이 장착되어 있습니다.

2개의 드래프트 팬 VDN-16-P, 용량 259 10 3 m 3 / h, 여유 10%, 압력 39.8 MPa(398.0 kgf / m 2), 여유 20%, 전력 500/ 각 기계당 250kW 및 741/594rpm의 회전 속도;

2개의 연기 배출기 DN-24 × 2-0.62 GM, 용량 10% 여유 415 10 3 m 3 / h, 여유 여유가 20%인 압력 21.6 MPa(216.0 kgf/m 2), 전력 800/400 kW 및 a 각 기계의 743/595 rpm의 속도.

1.6. 재 퇴적물에서 대류 가열 표면을 청소하기 위해 프로젝트는 RAH 청소를 위한 샷 플랜트를 제공합니다. RAH 1개를 불어내는 시간은 50분입니다.

. TGM-96B 보일러의 일반적인 에너지 특성

2.1 . TGM-96B 보일러의 전형적인 에너지 특성( 쌀. , , ) 보일러의 기술 및 경제 지표 표준화를위한 지침 자료 및 지침에 따라 Riga CHPP-2 및 CHPP GAZ의 보일러 열 테스트 결과를 기반으로 작성되었습니다. 특성은 터빈으로 작동하는 새 보일러의 평균 효율을 반영합니다.티 -100/120-130/3 및 PT-60-130/13은 다음 조건에서 초기값으로 취했습니다.

2.1.1 . 액체 연료를 연소하는 발전소의 연료 균형은 고유황 연료 오일이 지배합니다.중 100. 따라서 연료유의 특성을 작성한다. M 100 (GOST 10585-75 ) 특성: A P = 0.14%, W P = 1.5%, SP = 3.5%, (9500kcal/kg). 연료 오일의 작동 질량에 대해 필요한 모든 계산이 이루어집니다.

2.1.2 . 노즐 앞 연료유의 온도는 120°로 가정씨( ㅜ= 120 °C) 연료 오일 점도 조건에 기초중 § 5.41 PTE에 따라 100, 2.5° VU와 동일합니다.

2.1.3 . 찬 공기의 연평균 기온(t x .c.) 송풍기 팬 입구에서 10 °와 동일하게 취합니다.씨 , TGM-96B 보일러는 주로 기후 지역(모스크바, 리가, 고리키, 키시나우)에 위치하기 때문에 연평균 기온이 이 온도에 가깝습니다.

2.1.4 . 에어 히터 입구의 공기 온도(t vp)는 70 °와 동일하게 취합니다.씨 § 17.25 PTE에 따라 보일러 부하가 변할 때 일정합니다.

2.1.5 . 교차 연결이 있는 발전소의 경우 급수 온도(교류)는 계산된 대로 취하여(230 °C) 보일러 부하가 변할 때 일정합니다.

2.1.6 . 터빈 플랜트의 특정 순 열 소비량은 열 테스트에 따라 1750kcal/(kWh)로 가정됩니다.

2.1.7 . 열유량 계수는 정격 부하에서 98.5%에서 부하 0.6에서 97.5%까지 보일러 부하에 따라 변한다고 가정합니다.D 번호.

2.2 . 표준 특성의 계산은 "보일러 장치의 열 계산(표준 방법)"(M.: Energia, 1973)의 지침에 따라 수행되었습니다.

2.2.1 . 보일러의 총 효율과 연도 가스의 열 손실은 Ya.L.의 책에 설명된 방법론에 따라 계산되었습니다. Pekker "연료의 감소된 특성에 기초한 열 공학 계산"(M.: Energia, 1977).

어디

여기

α 어 = α "이브 + Δ α tr

α 어- 배기 가스의 초과 공기 계수;

Δ α tr- 보일러의 가스 경로에 있는 흡입 컵;

응- 연기 배출기 뒤의 연도 가스 온도.

계산은 보일러 열 테스트에서 측정된 연도 가스 온도를 고려하고 표준 특성을 구성하기 위한 조건으로 감소합니다(입력 매개변수t x in, t "kf, 교류).

2.2.2 . 모드 지점(물 이코노마이저 뒤)의 초과 공기 계수α "이브정격 부하에서 1.04와 동일하게 취하고 열 시험에 따라 50% 부하에서 1.1로 변경.

물 이코노마이저 하류에서 계산된 초과 공기 계수(1.13)를 규제 특성(1.04)에 채택된 것으로 줄이는 것은 보일러 체제 맵에 따라 연소 모드를 올바르게 유지하고 공기 흡입에 관한 PTE 요구 사항을 준수함으로써 달성됩니다. 퍼니스 및 가스 경로 및 노즐 세트 선택.

2.2.3 . 정격 부하에서 보일러의 가스 경로로의 공기 흡입은 25%와 같습니다. 부하의 변화에 따라 공기 흡입은 공식에 의해 결정됩니다.

2.2.4 . 연료 연소의 화학적 불완전성으로 인한 열 손실(큐 3 ) 0과 동일하게 취합니다. 왜냐하면 과도한 공기로 보일러를 테스트하는 동안 전형적인 에너지 특성에서 허용되는 것은 없었기 때문입니다.

2.2.5 . 연료 연소의 기계적 불완전성으로 인한 열 손실(큐 4 )은 "장비의 규제 특성과 추정된 특정 연료 소비의 조화에 관한 규정"(M.: STsNTI ORGRES, 1975)에 따라 0으로 간주됩니다.

2.2.6 . 환경으로의 열 손실(큐 5 )는 테스트 중에 결정되지 않았습니다. 그들은 공식에 따라 "보일러 설비 테스트 방법"(M.: Energia, 1970)에 따라 계산됩니다.

2.2.7 . 공급 전기 펌프 PE-580-185-2의 특정 전력 소비는 사양 TU-26-06-899-74에서 채택한 펌프의 특성을 사용하여 계산되었습니다.

2.2.8 . 통풍 및 송풍에 대한 특정 전력 소비는 열 테스트 중에 측정되고 조건(Δ α tr= 25%), 규제 특성 준비에 채택되었습니다.

가스 경로의 충분한 밀도에서 (Δ α ≤ 30%) 연기 배출기는 저속에서 보일러의 정격 부하를 제공하지만 예비는 없습니다.

저속의 송풍기는 최대 450t/h의 부하까지 보일러의 정상적인 작동을 보장합니다.

2.2.9 . 보일러 플랜트 메커니즘의 총 전력에는 전기 공급 펌프, 연기 배출기, 팬, 재생 공기 히터와 같은 전기 구동 장치의 전력이 포함됩니다(그림 1). ). 회생 공기 히터의 전기 모터의 전력은 여권 데이터에 따라 가져옵니다. 연기 배출기, 팬 및 전기 공급 펌프의 전기 모터의 전력은 보일러의 열 테스트 중에 결정되었습니다.

2.2.10 . 열량 단위의 공기 가열에 대한 비열 소비량은 팬의 공기 가열을 고려하여 계산됩니다.

2.2.11 . 보일러 설비의 보조 요구에 대한 비열 소비에는 히터의 열 손실이 포함되며 효율은 98%로 가정됩니다. RAH의 증기 분사 및 보일러의 증기 분사로 열 손실을 위해.

RAH의 증기 분사를 위한 열 소비량은 다음 공식으로 계산되었습니다.

Q obd = 고 obd · 나는 obd · τ obd 10 -3 MW (Gcal/h)

어디 고 obd= "300, 200, 150 MW 동력 장치의 보조 요구를 위한 증기 및 응축수 소비 표준"에 따른 75kg/min(M.: STSNTI ORGRES, 1974);

나는 obd = 나는 우리. 쌍= 2598kJ/kg(kcal/kg)

τ obd= 200분(낮에 전원을 켰을 때 50분의 송풍 시간을 가진 4개의 장치).

보일러 블로우다운의 열 소비량은 다음 공식으로 계산되었습니다.

큐 프로드 = 지 프로드 · 나는 k.v10 -3 MW (Gcal/h)

어디 지 프로드 = PD명 10 2 kg/h

P = 0.5%

나는 k.v- 보일러 물의 엔탈피;

2.2.12 . 테스트 수행 절차 및 테스트에 사용된 측정 도구의 선택은 "보일러 플랜트 테스트 방법"(M .: Energia, 1970)에 의해 결정되었습니다.

. 규정 수정

3.1 . 보일러 작동의 주요 규범 지표를 매개 변수 값의 허용 편차 한도 내에서 변경된 작동 조건으로 가져오기 위해 수정 사항은 그래프 및 숫자 값의 형태로 제공됩니다. 에 대한 수정큐 2 그래프 형태로 그림에 나와 있습니다. , . 연도 가스 온도에 대한 보정은 그림 1에 나와 있습니다. . 상기 외에 보일러에 공급되는 가열연료유의 온도변화 및 급수온도의 변화에 대한 보정을 한다.

3.1.1 . 보일러에 공급되는 연료유의 온도 변화에 대한 보정은 변화의 영향으로부터 계산 에게 큐에 큐공식에 의한 2