Skicka ditt goda arbete i kunskapsbasen är enkelt. Använd formuläret nedan

Studenter, doktorander, unga forskare som använder kunskapsbasen i sina studier och arbete kommer att vara er mycket tacksamma.

Federal Agency for Education

Statens läroanstalt

högre yrkesutbildning

"Ural State Technical University - UPI

Namnet på Rysslands första president B.N. Jeltsin" -

filial i Sredneuralsk

SPECIALITET: 140101

GRUPP: TPP -441

KURSPROJEKT

TERMISK BERÄKNING AV PANNEHETEN TGM - 96

PÅ DISCIPLINEN "Pannaverk för värmekraftverk"

Lärare

Svalova Nina Pavlovna

Kashurin Anton Vadimovich

Sredneuralsk

1.Uppgift för ett kursprojekt

2. Kort beskrivning och parametrar för pannan TGM-96

3. Överskott av luftkoefficienter, volymer och entalpier för förbränningsprodukter

4. Termisk beräkning av pannenheten:

4.1 Värmebalans och bränsleberäkning

4.2 Regenerativ luftvärmare

men. kall del

b. varm del

4.4 Avsluta skärmar

4.4 Entréskärmar

Bibliografi

1. Uppgift för ett kursprojekt

För beräkningen antogs en trumpannaenhet TGM - 96.

Arbetsinmatning

Pannparametrar TGM - 96

Pannans ångkapacitet - 485 t/h

Trycket av överhettad ånga vid utloppet av pannan är 140 kgf / cm 2

Överhettad ångtemperatur - 560 єС

Arbetstryck i panntrumman - 156 kgf / cm 2

Matarvattentemperaturen vid inloppet till pannan - 230ºС

Matarvattentrycket vid inloppet till pannan - 200 kgf / cm 2

Temperaturen på kall luft vid inloppet till RVP är 30ºС

2 . Beskrivning av det termiska schemat

Pannans matarvatten är turbinkondensat. Som värms upp av en kondensatpump sekventiellt genom huvudejektorerna, tätningsejektorn, packboxvärmaren, LPH-1, LPH-2, LPH-3 och LPH-4 till en temperatur på 140-150 °C och matas in i avluftare 6 atm. I avluftarna separeras de gaser som är lösta i kondensatet (avluftning) och värms dessutom upp till en temperatur på cirka 160-170°C. Därefter matas kondensatet från avluftarna med gravitation till matarpumparnas sug, varefter trycket stiger till 180-200 kgf/cm² och matarvattnet genom HPH-5, HPH-6 och HPH-7 värms upp till en temperatur på 225-235°C matas till en reducerad pannströmförsörjning. Bakom pannkraftsregulatorn sjunker trycket till 165 kgf / cm² och matas in i vattenförsörjaren.

Mata vatten genom 4 kamrar D 219x26 mm kommer in i hängande rör D 42x4,5 mm st. Utloppskammare av upphängda rör är placerade inuti rökkanalen, upphängda på 16 rör D 108x11 mm st. Samtidigt överförs flöden från den ena sidan till den andra. Panelerna är gjorda av rör D28x3,5 mm, art 20 och skärmar sidoväggarna och vändkammaren.

Vattnet strömmar i två parallella strömmar genom topp- och bottenpanelerna och leds till inloppskammarna på konvektivförvärmaren.

Den konvektiva economizern består av övre och nedre paket, den nedre delen är gjord i form av spolar från rör med en diameter på 28x3,5 mm Art. 20, arrangerad i ett rutmönster med en stigning på 80x56 mm. Den består av 2 delar placerade i höger och vänster gaskanal. Varje del består av 4 block (2 övre och 2 nedre). Rörelsen av vatten och rökgaser i en konvektiv ekonomisator är motströms. Vid gasdrift har economizern 15 % kokning. Separationen av ångan som genereras i ekonomisatorn (ekonomisern har 15 % kokpunkt vid drift på gas) sker i en speciell ångseparatorlåda med en labyrinthydraulisk tätning. Genom en öppning i lådan tillförs en konstant mängd matarvatten, oavsett belastning, tillsammans med ånga in i trummans volym under tvättsköldarna. Utsläpp av vatten från spolsköldar utförs med avloppslådor.

Ång-vattenblandningen från silarna genom ångrören kommer in i distributionslådorna och sedan in i de vertikala separationscyklonerna, där den primära separationen sker. I det rena facket är 32 dubbel- och 7 enkelcykloner installerade, i saltfacket 8 - 4 på varje sida. Lådor är installerade under alla cykloner för att förhindra att ånga från cykloner kommer in i fallrören. Vattnet som separeras i cyklonerna rinner ner i trummans vattenvolym, och ångan, tillsammans med en viss mängd fukt, stiger upp, passerar genom cyklonens reflekterande lock, kommer in i tvättanordningen, som består av horisontella perforerade sköldar, till vilka 50 % av matarvattnet tillförs. Ånga, som passerar genom skiktet av tvättanordningen, ger den huvudmängden kiselsalter som finns i den. Efter spolningsanordningen passerar ångan genom spjällavskiljaren och rengörs dessutom från fuktdroppar, och sedan genom den perforerade takskölden, som utjämnar hastighetsfältet i trummans ångutrymme, kommer den in i överhettaren.

Alla separeringselement är hopfällbara och fästa med kilar, som är svetsade till separationsdelarna.

Den genomsnittliga vattennivån i trumman är 50 mm under mitten av medelmåttglaset och 200 mm under trummans geometriska centrum. Den övre tillåtna nivån är +100 mm, den nedre tillåtna nivån är 175 mm på mätglaset.

För att värma upp trumkroppen under tändning och kyla ner när pannan är stoppad, är en speciell anordning enligt UTE-projektet monterad i den. Ånga tillförs den här enheten från en närliggande panna.

Mättad ånga från trumman med en temperatur på 343°C kommer in i 6 paneler i den strålande överhettaren och värms upp till en temperatur av 430°C, varefter den värms upp till 460-470°C i 6 paneler i taköverhettaren.

I den första desuperheatern sänks ångtemperaturen till 360-380°C. Före de första desuperheaters delas ångflödet i två flöden, och efter dem, för att utjämna temperatursvepet, överförs det vänstra ångflödet till höger sida och det högra till vänster. Efter överföringen kommer varje ångflöde in i 5 inloppsköldsilar, följt av 5 utloppskallsilar. I dessa skärmar rör sig ånga i motström. Vidare kommer ångan in i 5 heta inloppssilar i ett medströmsflöde, följt av 5 heta utloppssilar. Kalla skärmar är placerade på sidorna av pannan, heta - i mitten. Ångtemperaturnivån i skärmarna är 520-530оС.

Vidare, genom 12 ångbypass-rör D 159x18 mm st. Om temperaturen stiger över det angivna värdet startar den andra injektionen. Längre längs förbiledningsledningen D 325x50 st. 12X1MF går in i kontrollpunktens utgångspaket, där temperaturökningen är 10-15oC. Efter det kommer ångan in i växellådans utloppsgrenrör, som passerar in i huvudångrörledningen mot pannans framsida, och 2 huvudarbetande säkerhetsventiler är monterade i den bakre delen.

För att avlägsna de salter som är lösta i pannvattnet, utförs kontinuerlig blåsning från panntrumman, regleringen av den kontinuerliga blåsningen utförs på anvisningar från kemiverkstadens skiftövervakare. För att avlägsna slam från skärmarnas nedre uppsamlare utförs periodisk rensning av de nedre punkterna. För att förhindra bildning av kalciumbeläggning i pannan, fosfatera pannvattnet.

Mängden fosfat som tillförs regleras av överingenjören på anvisningar från kemiverkstadens skiftledare. För att binda fritt syre och bilda en passiverande (skyddande) film på innerytorna av pannrören, dosera hydrazin i matarvattnet, bibehålla dess överskott på 20-60 µg/kg. Dosering av hydrazin i matarvattnet utförs av personalen på turbinavdelningen på anvisningar från skiftledaren i kemikaliebutiken.

För utnyttjande av värme från kontinuerlig utblåsning av pannor P och. 2 seriekopplade kontinuerliga utblåsningsexpanderar är installerade.

Expander 1 msk. har en volym på 5000 l och är konstruerad för ett tryck på 8 atm med en temperatur på 170 ° C, ångan leds till uppvärmningsångkollektorn på 6 atm, separatorn genom kondensatfällan in i expandern П och.

Expander R st. har en volym på 7500 l och är designad för ett tryck på 1,5 atm med en omgivningstemperatur på 127 ° C, flashångan riktas till NDU och ansluts parallellt med flashångan från avloppsexpanderarna och den reducerade ångledningen av tändningen ROU. Dilatatorseparatorn leds genom en 8 m hög vattentätning in i avloppssystemet. Inlämning av dräneringsutvidgare P st. i systemet är förbjudet! För nödavlopp från pannor P och. och genom att rensa de nedre punkterna på dessa pannor, installeras 2 parallellkopplade expandrar med en volym på 7500 liter var och ett designtryck på 1,5 atm i KTC-1. Blixtångan från varje expander av periodisk utblåsning genom rörledningar med en diameter på 700 mm utan avstängningsventiler riktas till atmosfären och förs till taket på pannbutiken. Separationen av ångan som genereras i ekonomisatorn (ekonomisern har 15 % kokpunkt vid drift på gas) sker i en speciell ångseparatorlåda med en labyrinthydraulisk tätning. Genom en öppning i lådan tillförs en konstant mängd matarvatten, oavsett belastning, tillsammans med ånga in i trummans volym under tvättsköldarna. Utsläpp av vatten från spolsköldar utförs med avloppslådor

3 . Överskott av luftkoefficienter, volymer och entalpierförbränningsprodukter

Uppskattad karaktäristik för gasformigt bränsle (tabell II)

Överskottsluftkoefficienter för gaskanaler:

Koefficienten för överskottsluft vid utloppet av ugnen:

t = 1,0 + ? t \u003d 1,0 + 0,05 \u003d 1,05

?Koefficient för överskottsluft bakom kontrollpunkten:

PPC \u003d t + ? KPP \u003d 1,05 + 0,03 \u003d 1,08

Överskottsluftkoefficient för CE:

VE \u003d kontrollpunkt + ? VE \u003d 1,08 + 0,02 \u003d 1,10

Överskottsluftkoefficient bakom RAH:

RVP \u003d VE + ? RVP \u003d 1,10 + 0,2 \u003d 1,30

Egenskaper hos förbränningsprodukter

Beräknat värde	Dimensionera	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
		Eldstad				Wow. gaser
Överskott av luftkoefficient, ? ?
Överskottsluftförhållande, genomsnittligt? ons
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=rR02 +rH2O

Teoretisk mängd luft

V ° \u003d 0,0476 (0,5CO + 0,575 H 2 O + 1,5 H 2 S + U (m + n / 4) C m H n - OP)

Teoretisk volym kväve

Teoretisk volym vattenånga

Volym triatomära gaser

Entalpier av förbränningsprodukter (J - tabell).

J°g, kcal/nmі

J°v, kcal/nmі

J=J°g+(a-1)*J°v, kcal/nmі

Eldstad

Utgående gaser

1, 09

1,2 0

1,3 0

4.Varmtny beräkning av pannenheten

4.1 Värmebalans och bränsleberäkning

Beräknat värde	Beteckning	Storlek-ness	Formel eller motivering	Betalning
Termisk balans
Tillgänglig värme av bränslet
Rökgastemperatur
Entalpi			Vid J-bord
Kall lufttemperatur
Entalpi			Vid J-bord
Värmeförlust:
Från mekaniskt fel
från kemisk skada			Tabell 4
med rökgaser			(Jux-?ux*J°xv)/Q p sid	(533-1,30*90,3)*100/8550=4,9
in i miljön
Mängden värmeförlust
Pannenhetens effektivitet (brutto)
Överhettat ångflöde
Överhettat ångtryck bakom pannenheten
Överhettad ångtemperatur bakom pannenheten
Entalpi			Enligt tabellen XXVI(N.m.p.221)
Mata vattentryck
Matarvattentemperatur
Entalpi			Enligt tabellen XXVII (N.m.p. 222)
Rensa vattenförbrukningen				0,01*500*10 3 =5,0*10 3
Rengör vattentemperaturen			t n vid R b \u003d 156 kgf / cm 2
Entalpi av utblåsningsvatten	ipr.v = jag? SLAF		Enligt tabellen XX1II (N.M.p. 205)
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning

4.2 Regeinerativ luftvärmare

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Rotor diameter			Enligt designdata
Antal luftvärmare per hus			Enligt designdata
Antal sektorer			Enligt designdata	24 (13 gas, 9 luft och 2 separator)
Fraktioner av ytan tvättas av gaser och luft
kall del
Ekvivalent diameter			s.42 (Normal)
Plåttjocklek			Enligt designdata (slät korrugerad plåt)
			0,785*Din 2 *hg*Cr*	0,785*5,4 2 *0,542*0,8*0,81*3=26,98
			0,785*Din 2 *hv*Cr*	0,785*5,4 2 *0,375*0,8*0,81*3=18,7
Fyllningshöjd			Enligt designdata
Uppvärmningsyta			Enligt designdata
Inloppsluftens temperatur
Inloppsluftens entalpi			Av J-? tabell
Förhållandet mellan luftflödet vid utloppet av den kalla delen och det teoretiska
Luftsug
Utgående lufttemperatur (mellanliggande)			Godkänd provisoriskt
Utgående luftentalpi			Av J-? tabell
			(i"hh+??hh) (J°pr-J°hv)	(1,15+0,1)*(201,67 -90,3)=139
Utloppsgasens temperatur
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Entalpi av gaser vid utloppet			Enligt J-?-tabellen
Entalpi av gaser vid inloppet			Jux + Qb / c -?? xh * J ° xv	533+139 / 0,998-0,1*90,3=663
Inloppsgasens temperatur			Av J-? tabell
Genomsnittlig gastemperatur
Genomsnittlig lufttemperatur
Medeltemperaturskillnad
Genomsnittlig väggtemperatur			(хг*?ср+хв*tср)/ (хг+хв)	(0,542*140+0,375*49)/(0,542+0,375)= 109
Gasernas medelhastighet			(Вр*Vг*(?av+273))/	(37047*12,6747*(140+273))/(29*3600*273)=6,9
Genomsnittlig lufthastighet			(Вр * Vє * (i "xh + xh / 2) * (tav + 273)) /	(37047*9,52*(1,15+0,1)*(49+273))/ (3600*273*20,07)=7,3
		kcal / (m 2 * h * * hagel)	Nomogram 18 Sn*Sf*Sy*?n	0,9*1,24*1,0*28,3=31,6
		kcal / (m 2 * h * * hagel)	Nomogram 18 Sn*S"f*Sy*?n	0,9*1,16*1,0*29,5=30,8
Utnyttjandefaktor
Värmeöverföringskoefficient		kcal / (m 2 * h * * hagel)		0,85/(1/(0,542*31,6)+1/(0,375*30,8))=5,86
Termisk absorption av den kalla delen (enligt värmeöverföringsekvationen)				5,86*9750*91/37047=140
Termiskt perceptionsförhållande				(140/ 139)*100=100,7

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
varm del
Ekvivalent diameter			s.42 (Normal)
Plåttjocklek			Enligt designdata
Frigör utrymme för gaser och luft			0,785*Din 2 *hg*Cr*Cl*n	0,785*5,4 2 *0,542*0,897*0,89*3=29,7
			0,785*Din 2 *hv*Kr*Kl*n	0,785*5,4 2 *0,375*0,897*0,89*3=20,6
Fyllningshöjd			Enligt designdata
Uppvärmningsyta			Enligt designdata
Luftinloppstemperatur (mellanliggande)			Antagen i förväg (i den kalla delen)
Inloppsluftens entalpi			Av J-? tabell
Luftsug
Förhållandet mellan luftflödet vid utloppet av den varma delen och det teoretiska
Utgående lufttemperatur			Godkänd provisoriskt
Utgående luftentalpi			Av J-? tabell
Stegets värmeabsorption (enligt balans)			(v "gch +?? gch / 2) * * (J ° gv-J ° pr)	(1,15+0,1)*(806- 201,67)=755
Utloppsgasens temperatur			Från den kalla delen
Entalpi av gaser vid utloppet			Enligt J-?-tabellen
Entalpi av gaser vid inloppet			J?hch + Qb / c-??gch *	663+755/0,998-0,1*201,67=1400
Inloppsgasens temperatur			Av J-? tabell
Genomsnittlig gastemperatur			(?"vp + ??xh) / 2	(330 + 159)/2=245
Genomsnittlig lufttemperatur
Medeltemperaturskillnad
Genomsnittlig väggtemperatur			(хг*?ср+хв*tср)	(0,542*245+0,375*164)/(0,542+0,375)=212
Gasernas medelhastighet			(Вр*Vг*(?av+273))	(37047*12,7*(245 +273)/29,7*3600*273 =8,3
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Genomsnittlig lufthastighet			(Вр * Vє * (i "vp + ?? hch *(tav+273))/(3600**273* Fv)	(37047*9,52(1,15+0,1)(164+273)/ /3600*20,6*273=9,5
Värmeöverföringskoefficient från gaser till väggen		kcal / (m 2 * h * * hagel)	Nomogram 18 Sn*Sf*Sy*?n	1,6*1,0*1,07*32,5=54,5
Värmeöverföringskoefficient från vägg till luft		kcal / (m 2 * h * * hagel)	Nomogram 18 Sn*S"f*Sy*?n	1,6*0,97*1,0*36,5=56,6
Utnyttjandefaktor
Värmeöverföringskoefficient		kcal / (m 2 * h * * hagel)	o / (1/ (хг*?гк) + 1/(хв*?вк))	0,85/ (1/(0,542*59,5)+1/0,375*58,2))=9,6
Värmeabsorption av den varma delen (enligt värmeöverföringsekvationen)				9,6*36450*81/37047=765
Termiskt perceptionsförhållande				765/755*100=101,3
Värdena på Qt och Qb skiljer sig med mindre än 2%.

vp=330°С tdv=260°С

Jvp=1400 kcal/nm 3 Jgv=806 kcal/nm 3

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 Eldstad

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Diameter och tjocklek på silrör			Enligt designdata
			Enligt designdata
Den totala ytan på ugnsdelens väggar			Enligt designdata
Volymen av ugnsdelen			Enligt designdata
				3,6*1635/1022=5,76
Koefficienten för överskottsluft i ugnen
Luftsug i pannugnen
varmluftstemperatur			Från beräkningen av luftvärmaren
Varmluftsentalpi			Av J-? tabell
Värmen som förs in av luften i ugnen			(?t-??t)* J°gw + +??t*J°hv	(1,05-0,05)*806+0,05*90,3= 811,0
Användbar värmeavledning i ugnen			Q p p * (100-q 3) / 100 + Qv	(8550*(100-0,5)/100)+811 =9318
Teoretisk förbränningstemperatur			Av J-? tabell
Relativt läge för temperaturmaximum längs ugnshöjden			xt \u003d xg \u003d hg / Ht
Koefficient			sida 16 0,54 - 0,2*xt	0,54 - 0,2*0,143=0,511
			Godkänd provisoriskt
			Av J-? tabell
Genomsnittlig total värmekapacitet för förbränningsprodukter		kcal/(nmі*deg)	(Qt- J?t)*(1+Chr)	(9318 -5 018 )*(1+0,1) (2084-1200) =5,35
Arbete		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*5,35=1,5
Dämpningskoefficient för strålar av triatomiska gaser		1/ (m ** kgf / / cm 2)	Nomogram 3
Optisk tjocklek				0,38*0,2798*1,0*5,35=0,57
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Facklans svärta			Nomogram 2
Termisk effektivitetskoefficient för släta rörskärmar			shekr=x*f shek \u003d w at x \u003d 1 enligt tabellen. 6-2
Graden av svärta i förbränningskammaren			Nomogram 6
Temperaturen på gaserna vid utloppet av ugnen			Ta / [M * ​​​​((4,9 * 10 -8 * * shekr * Fst * vid * Tai) / (ts * Вр*Vср)) 0,6 +1]-273	(2084+273)/-273=1238
Entalpi av gaser vid ugnens utlopp			Av J-? tabell
Mängden värme som tas emot i ugnen				0,998*(9318-5197)=4113
Genomsnittlig värmebelastning för den strålningsmottagande värmeytan			Vr*Q t l/Nl	37047*4113/ 903=168742
Termisk spänning av ugnsvolymen			Vr*Q r n / Vt	37047*8550/1635=193732

4.4 Varmwirma

Beräknat värde	konvoj- nache- nie	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Rördiameter och tjocklek			Enligt ritningen
			Enligt ritningen
Antal skärmar			Enligt ritningen
Genomsnittligt steg mellan skärmarna			Enligt ritningen
Längsgående stigning			Enligt ritningen
Relativ tonhöjd
Relativ tonhöjd
Skärmvärmeyta			Enligt designdata
Ytterligare värmeyta i området för heta skärmar			Enligt ritningen	6,65*14,7/2= 48,9
Entré fönsteryta			Enligt ritningen	(2,5+5,38)*14,7=113,5
			Нin*(НшI/(НшI+HdopI))	113,5*624/(624+48,9)=105,3
			H in - H lshI
Röjning för gaser			Enligt designdata
Frigör område för ånga			Enligt designdata
Effektiv tjocklek på strålskiktet			1,8 / (1/ A+1/ B+1/ C)
Inloppsgasens temperatur			Från beräkningen av ugnen
Entalpi			Av J-? tabell
Koefficient
Koefficient
	kcal / (m 2 h)	c * w c * q l	0,6*1,35*168742=136681
Strålningsvärme mottagen av planet för inloppssektionen av de varma skärmarna			(q lsh * H in) / (Vr / 2)	(136681*113,5)/ 37047*0,5=838
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Temperaturen på gaserna vid utloppet av skärmarna I och ?? steg			Godkänd provisoriskt
			Av J-? tabell
Medeltemperatur för gaser i heta skärmar				(1238+1100)/2=1069
Arbete		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*0,892=0,25
			Nomogram 3
Optisk tjocklek				1,11*0,2798*1,0*0,892=0,28
			Nomogram 2
			v ((th/S1)I+1)th/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+(4,9*10 -8 * *0,245*(89,8*)*(1069+273) 4 *0,7)/ 37047*0,5)= 201
Värme som tas emot av strålning från ugnen med skärmar av det första steget	Q LSHI + ytterligare		Q l in - Q l ut
			Q t l - Q l in
			(Qscreen?Vr) / D	(3912*37047)/490000=296
Mängden strålningsvärme som tas emot från eldstaden av skärmarna			QlshI + extra* Nlsh I / (Nlsh I + Nl add I)	637*89,8/(89,8+23,7)= 504
			Q lsh I + add * H l add I / (N lsh I + N l lägg till I)	637*23,7/(89,8+23,7)= 133
				0,998*(5197-3650)= 1544
Inklusive:
faktiska skärmen			Godkänd provisoriskt
ytterligare ytor			Godkänd provisoriskt
			Godkänd provisoriskt
entalpi finns där
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
			(Qbsh + Qlsh) * Vr	(1092 + 27 2 ,0 )* 3 7047 *0,5
Entalpi av ånga vid utloppet				747,8 +68,1=815,9
Temperaturen är där			Tabell XXV
Genomsnittlig ångtemperatur				(440+536)/2= 488
temperaturskillnad
Gasernas medelhastighet
				52*0,985*0,6*1,0=30,7
Föroreningsfaktor		m 2 h grader/ /kcal
				488+(0,0*(1063+275)*33460/624)=
				220*0,245*0,985=53,1
Utnyttjandefaktor
Värmeöverföringskoefficient från gaser till väggen				((30,7*3,14*0,042/2*0,0475*0,98)+53,1) *0,85= 76,6
Värmeöverföringskoefficient				76,6/ (1+ (1+504/1480)*0,0*76,6)=76,6
			k? НшI ??t / Вр*0,5	76,6*624*581/37047*0,5=1499
Termiskt perceptionsförhållande			(Qtsh / Qbsh)??100	(1499/1480)*100=101,3
			Godkänd provisoriskt
			k? NdopI? (?avg?-t)/Br	76,6*48,9*(1069-410)/37047=66,7
Termiskt perceptionsförhållande	Q t add / Q b add		(Q t add / Q b add)?? 100	(66,7/64)*100=104,2

VärderingarFtsh ochF

menFt ytterligare ochF

4.4 Kallwirma

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Rördiameter och tjocklek			Enligt ritningen
Antal parallellkopplade rör			Enligt ritningen
Antal skärmar			Enligt ritningen
Genomsnittligt steg mellan skärmarna			Enligt ritningen
Längsgående stigning			Enligt ritningen
Relativ tonhöjd
Relativ tonhöjd
Skärmvärmeyta			Enligt designdata
Ytterligare värmeyta i skärmområdet			Enligt ritningen	(14,7/2*6,65)+(2*6,65*4,64)=110,6
Entré fönsteryta			Enligt ritningen	(2,5+3,5)*14,7=87,9
Strålningsmottagande skärmyta			Нin*(НшI/(НшI+HdopI))	87,9*624/(624+110,6)=74,7
Ytterligare strålningsmottagande yta			H in - H lshI
Röjning för gaser			Enligt designdata
Frigör område för ånga			Enligt designdata
Effektiv tjocklek på strålskiktet			1,8 / (1/ A+1/ B+1/ C)	1,8/(1/5,28+1/0,7+1/2,495)=0,892
Gasernas temperatur vid kylans utlopp			Baserat på heta
Entalpi			Av J-? tabell
Koefficient
Koefficient
	kcal / (m 2 h)	c * w c * q l	0,6*1,35*168742=136681
Strålningsvärme som tas emot av planet för skärmarnas ingångssektion			(q lsh * H in) / (Vr * 0,5)	(136681*87,9)/ 37047*0,5=648,6
Korrektionsfaktor för att ta hänsyn till strålning till strålen bakom skärmarna
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Temperatur på gaser vid inloppet till kalla skärmar			Baserat på heta
Entalpin för gaser vid utloppet av silarna vid den antagna temperaturen			J-bord
Medeltemperaturen för gaserna i skärmarna Art.				(1238+900)/2=1069
Arbete		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*0,892=0,25
Stråldämpningskoefficient: av triatomiska gaser			Nomogram 3
Optisk tjocklek				1,11*0,2798*1,0*0,892=0,28
Grad av svärta av gaser i skärmar			Nomogram 2
Lutningskoefficient från ingången till utgångsdelen av skärmarna			v ((1/S 1)І+1)-1/S 1	v((5,4/0,7)І+1) -5,4/0,7=0,065
Värmestrålning från ugnen till entréskärmarna			(Ql in? (1-a)?? tssh) / in + (4,9 * 10 -8 *а*Zl.out*(Тср) 4 *op) / Вр	(648,6 *(1-0,245)*0,065)/0,6+(4,9*10 -8 * *0,245*(80,3*)*(1069+273)4 *0,7)/ 37047*0,5)= 171,2
Värme som tas emot av strålning från ugnen med kalla skärmar			Ql in - Ql ut	648,6 -171,2= 477,4
Värmeupptagning av förbränningsskärmar			Qtl - Ql in	4113 -171,2=3942
Ökningen av mediets entalpi i skärmar			(Qscreen?Vr) / D	(3942*37047)/490000=298
Mängden strålningsvärme som tas från ugnen av entréskärmarna			QlshI + extra* Nlsh I / (Nlsh I + Nl add I)	477,4*74,7/(74,7+13,2)= 406,0
Samma sak med ytterligare ytor			Qlsh I + add * Nl add I / (NlshI + Nl add I)	477,4*13,2/(74,7+13,2)= 71,7
Värmeupptagning av förstastegsskärmar och ytterligare ytor enligt balans			c * (Ј "-Ј "")	0,998*(5197-3650)=1544
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Inklusive:
faktiska skärmen			Godkänd provisoriskt
ytterligare ytor			Godkänd provisoriskt
Ångtemperatur vid utloppet av inloppssilarna			Baserat på helger
entalpi finns där			Enligt tabell XXVI
Ökning av ångentalpi i skärmar			(Qbsh + Qlsh) * Vr	((1440+406,0)* 37047) / ((490*10 3)=69,8
Ångatalpi vid inloppet till inloppsskärmarna				747,8 - 69,8 = 678,0
Ångtemperatur vid ingången till skärmen			Enligt tabell XXVI (P=150 kgf/cm2)
Genomsnittlig ångtemperatur
temperaturskillnad				1069 - 405=664,0
Gasernas medelhastighet			I r? V g? (?av+273) / 3600 * 273* Fg	37047*11,2237*(1069+273)/(3600*273*74,8 =7,6
Konvektions värmeöverföringskoefficient				52,0*0,985*0,6*1,0=30,7
Föroreningsfaktor		m 2 h grader/ /kcal
Temperaturen på den yttre ytan av föroreningarna			t cf + (e? (Q bsh + Q lsh) * Vr / NshI)	405+(0,0*(600+89,8)*33460/624)=
Strålningsvärmeöverföringskoefficient				210*0,245*0,96=49,4
Utnyttjandefaktor
Värmeöverföringskoefficient från gaser till väggen			(? k? p*d/(2*S2? x)+ ? l)?? ?	((30,7*3,14*0,042/2*0,0475*0,98)+49,4) *0,85= 63,4
Värmeöverföringskoefficient			1 / (1+ (1+ Q ls / Q bs)??? ??? ? 1)	63,4/(1+ (1+89,8/1440)*0,0*65,5)=63,4
Värmeabsorption av skärmar enligt värmeöverföringsekvationen			k? НшI ??t / Вр	63,4*624*664/37047*0,5=1418
Termiskt perceptionsförhållande			(Qtsh / Qbsh)??100	(1418/1420)*100=99,9
Genomsnittlig ångtemperatur på ytterligare ytor			Godkänd provisoriskt
Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel eller motivering	Betalning
Värmeabsorption av ytterligare ytor enligt värmeöverföringsekvationen			k? NdopI? (?avg?-t)/Br	63,4*110,6*(1069-360)/37047=134,2
Termiskt perceptionsförhållande	Q t add / Q b add		(Q t add / Q b add)?? 100	(134,2/124)*100=108,2

VärderingarFtsh ochFbsh skiljer sig inte med mer än 2 %,

menFt ytterligare ochFb ytterligare - mindre än 10%, vilket är acceptabelt.

Bibliografi

Termisk beräkning av pannenheter. normativ metod. Moskva: Energi, 1973, 295 s.

Rivkin S.L., Alexandrov A.A. Tabeller över termodynamiska egenskaper hos vatten och ånga. Moskva: Energi, 1975

Fadyushina M.P. Termisk beräkning av pannenheter: Riktlinjer för genomförande av kursprojektet inom disciplinen "Pannaverk och ånggeneratorer" för heltidsstuderande av specialiteten 0305 - Värmekraftverk. Sverdlovsk: UPI im. Kirova, 1988, 38 sid.

Fadyushina M.P. Termisk beräkning av pannenheter. Riktlinjer för genomförandet av kursprojektet inom disciplinen "Pannainstallationer och ånggeneratorer". Sverdlovsk, 1988, 46 sid.

Liknande dokument

Karakteristika för pannan TP-23, dess design, värmebalans. Beräkning av entalpier för luft- och bränsleförbränningsprodukter. Termisk balans av pannenheten och dess effektivitet. Beräkning av värmeöverföring i ugnen, verifiering av termisk beräkning av festonen.

terminsuppsats, tillagd 2011-04-15


Pannenhetens strukturella egenskaper, schema för förbränningskammaren, skärmkanalen och roterande kammare. Elementär sammansättning och förbränningsvärme av bränsle. Bestämning av volym och partialtryck för förbränningsprodukter. Termisk beräkning av pannan.

terminsuppsats, tillagd 2012-05-08


Värmediagram av pannenheten E-50-14-194 D. Beräkning av entalpier av gaser och luft. Verifikationsberäkning av förbränningskammare, pannbunt, överhettare. Fördelning av värmeabsorption längs ångvattenvägen. Luftvärmarens värmebalans.

terminsuppsats, tillagd 2015-11-03


Beräknade egenskaper hos bränsle. Beräkning av volymen av luft och förbränningsprodukter, verkningsgrad, förbränningskammare, feston, överhettare av I och II steg, economizer, luftvärmare. Termisk balans för pannenheten. Beräkning av entalpier för gaskanaler.

terminsuppsats, tillagd 2016-01-27


Omräkning av mängden värme till ångpannans ångeffekt. Beräkning av volymen luft som krävs för förbränning, produkter av fullständig förbränning. Sammansättning av förbränningsprodukter. Termisk balans för pannenheten, effektivitet.

test, tillagt 2014-12-08


Beskrivning av GM-50–1 pannenhet, gas- och ångvattenväg. Beräkning av volymer och entalpier av luft och förbränningsprodukter för ett givet bränsle. Bestämning av parametrarna för balansen, ugnen, pannenhetens feston, principer för värmefördelning.

terminsuppsats, tillagd 2015-03-30


Beskrivning av design och tekniska egenskaper hos pannenheten DE-10-14GM. Beräkning av teoretisk luftförbrukning och volymer av förbränningsprodukter. Bestämning av koefficienten för överskottsluft och sug i gaskanaler. Kontrollera värmebalansen i pannan.

terminsuppsats, tillagd 2014-01-23


Egenskaper hos pannan DE-10-14GM. Beräkning av volymer av förbränningsprodukter, volymfraktioner av triatomära gaser. Överskottsluftförhållande. Termisk balans av pannenheten och bestämning av bränsleförbrukning. Beräkning av värmeöverföring i ugnen, vattenekonomisator.

terminsuppsats, tillagd 2015-12-20


Beräkning av volymer och entalpi hos luft och förbränningsprodukter. Uppskattad värmebalans och bränsleförbrukning för pannenheten. Kontrollera beräkningen av förbränningskammaren. Konvektiv värmeytor. Beräkning av vattenekonomisatorn. Förbrukning av förbränningsprodukter.

terminsuppsats, tillagd 2012-11-04


Typer av bränsle, dess sammansättning och termiska egenskaper. Beräkning av luftvolym vid förbränning av fasta, flytande och gasformiga bränslen. Bestämning av koefficienten för överskottsluft genom sammansättningen av rökgaser. Pannenhetens material- och värmebalans.

PÅVERKAN AV ÅNGBELASTNING AV STRÅLNINGS- EGENSKAPER HOS FÄLLAREN I PANNAS BRANDKAMMARE

Mikhail Taimarov

dr. sci. tech., professor vid Kazan State Energetic University,

Rais Sungatullin

höglärare vid Kazans statliga energiska universitet,

Ryssland, Republiken Tatarstan, Kazan

ANTECKNING

I detta dokument tar vi hänsyn till värmeflödet från fakkeln under förbränning av naturgas i TGM-84A-pannan (station nr 4) i Nizhnekamsk CHP-1 (NkCHP-1) för olika driftsförhållanden för att bestämma förhållanden under vilka bakskärmens foder är minst känsligt för termisk förstörelse.

ABSTRAKT

I denna operation värmeflödet från en ficklampa i händelse av förbränning av naturgas i pannan TGM-84A (station nr 4) av Nizhnekamsk TETc-1 (NkTETs-1) för olika regimförhållanden i syfte att bestämma förhållanden under där bakskärmens tegelhölje är minst utsatt för termisk korruption beaktas.

Nyckelord:ångpannor, värmeflöden, luftvirvlingsparametrar.

nyckelord: pannor, värmeflöden, luftvridningsparametrar.

Introduktion.

TGM-84A pannan är en mycket använd gasoljepanna med relativt små dimensioner. Dess förbränningskammare är delad av en tvåljusskärm. Den nedre delen av varje sidoskärm övergår i en lätt lutande härdskärm, vars nedre kollektorer är fästa vid tvåljusskärmens kollektorer och rör sig tillsammans med termiska deformationer under eldning och avstängning av pannan. De lutande rören i härden är skyddade från flamstrålning av ett lager av eldfast tegel och kromitmassa. Närvaron av en tvåljusskärm ger intensiv kylning av rökgaser.

I den övre delen av ugnen böjs den bakre skärmens rör in i förbränningskammaren och bildar en tröskel med en projektion på 1400 mm. Detta säkerställer tvättning av skärmarna och deras skydd mot direkt strålning från facklan. Tio rör av varje panel är raka, har inget utsprång i ugnen och är bärande. Skärmar är placerade ovanför tröskeln, som är en del av överhettaren och är utformade för att kyla förbränningsprodukterna och överhetta ångan. Närvaron av en tvåljusskärm, enligt designernas avsikt, ska ge mer intensiv kylning av rökgaserna än i gasoljepannan TGM-96B, som har liknande prestanda. Emellertid har ytan på värmeskärmens yta en betydande marginal, som är praktiskt taget högre än den som krävs för pannans nominella drift.

Grundmodellen TGM-84 rekonstruerades upprepade gånger, som ett resultat av vilket, som anges ovan, modellen TGM-84A (med 4 brännare) och sedan TGM-84B dök upp. (6 brännare). Pannor av den första modifieringen TGM-84 var utrustade med 18 oljegasbrännare placerade i tre rader på förbränningskammarens främre vägg. För närvarande installeras antingen fyra eller sex brännare med högre kapacitet.

Förbränningskammaren i pannan TGM-84A är utrustad med fyra KhF-TsKB-VTI-TKZ gasoljebrännare med en enhetskapacitet på 79 MW, installerade i två nivåer i rad med toppar på framväggen. Brännare av den nedre nivån (2 st.) installeras på nivån 7200 mm, den övre nivån (2 st.) - på nivån 10200 mm. Brännare är konstruerade för separat förbränning av gas och eldningsolja. Brännarens prestanda på gas 5200 nm 3 /timme. Tändning av pannan på ångmekaniska munstycken. För att kontrollera temperaturen på den överhettade ångan installeras 3 steg för injektion av sitt eget kondensat.

HF-TsKB-VTI-TKZ-brännaren är en varmluftsbrännare med virvel med dubbla flöden och består av en kropp, 2 sektioner av en axiell (central) virvel och den första sektionen av en tangentiell (perifer) luftvirvel, ett centralt installationsrör för en oljebrännare och en tändare, gasfördelningsrör . De huvudsakliga designegenskaperna för KhF-TsKB-VTI-TKZ-brännaren ges i tabell. ett.

Bord 1.

Grundläggande design (design) specifikationerbrännare HF-TsKB-VTI-TKZ:

Gastryck, kPa
Gasförbrukning per brännare, nm 3 / h
Brännarens termiska effekt, MW
Gasvägsmotstånd vid märklast, mm w.c. Konst.
Luftvägsmotstånd vid märklast, mm w.c. Konst.
Totalmått, mm	3452x3770x3080
Total utloppsdel ​​av varmluftskanalen, m 2
Total utloppsdel ​​av gasrör, m 2

Karakteristika för luftvridningsriktningar i HF-TsKB-VTI-TKZ-brännare visas i fig. 1. Schemat för vridmekanismen visas i fig. 2. Utformningen av gasutloppsrören i brännarna visas i fig. 3.

Figur 1. Schema för brännarnumrering, luftvirvlar i brännarna och placeringen av KhF-TsKB-VTI-TKZ brännarna på pannornas främre vägg TGM-84A nr 4.5 NkCHP-1

Figur 2. Schema för mekanismen för implementering av luftvridning i brännarna KhF-TsKB-VTI-TKZ av pannor TGM-84A NkCHP-1

Varmluftslådan i brännaren är uppdelad i två strömmar. En axiell virvlare är installerad i den inre kanalen, och en justerbar tangentiell virvel är installerad i den perifera tangentiella kanalen.

Figur 3. Diagram över placeringen av gasutloppsrören i brännare KhF-TsLB-VTI-TKZ av pannor TGM-84A NkCHP-1

Under experimenten brändes Urengoy-gas med ett värmevärde på 8015 kcal/m 3 . Tekniken för experimentell forskning är baserad på användningen av en beröringsfri metod för att mäta infallande värmeflöden från facklan. I experiment, värdet av värmeflödet som infaller från facklan på skärmarna q Fallet mättes med en laboratoriekalibrerad radiometer.

Mätningar av icke-lysande förbränningsprodukter i pannugnar utfördes beröringsfritt med en strålningspyrometer av typen RAPIR, som visade strålningstemperaturen. Felet vid mätning av den faktiska temperaturen för icke-lysande produkter vid deras utträde ur ugnen vid 1100°C med strålningsmetoden för kalibrering av RK-15 med ett linsmaterial av kvarts uppskattas till ± 1,36%.

I allmänhet uttrycket för det lokala värdet av värmeflödet som inträffar från facklan på skärmarna q fall kan representeras som en funktion av den verkliga flamtemperaturen T f i förbränningskammaren och brännarens emissionsförmåga α f, enligt Stefan-Boltzmanns lag:

q vaddera = 5,67 ´ 10 -8 α f T f 4, W/m 2,

var: T f är temperaturen på förbränningsprodukterna i brännaren, K. Ljusstyrkans emissionsgrad för brännaren α λ​f = 0,8 tas enligt rekommendationerna.

Grafen över beroendet av påverkan av ångbelastningen på flammans strålningsegenskaper visas i fig. 4. Mätningar gjordes på en höjd av 5,5 m genom luckor nr 1 och nr 2 på vänster sidoskärm. Det kan ses från grafen att med en ökning av pannans ångbelastning sker en mycket kraftig ökning av värdena för de fallande värmeflödena från facklan i området för den bakre skärmen. När man mäter genom en lucka som är belägen närmare frontväggen, sker också en ökning av värdena som faller från brännaren till värmeflödesskärmarna med ökande belastning. Men i jämförelse med värmeflödena på den bakre skärmen, i termer av absolut värde, är värmeflödena i området för frontskärmen för tunga belastningar i genomsnitt 2 ... 2,5 gånger lägre.

Figur 4. Infallande värmeflödesfördelning q vaddera beroende på ugnens djup, beroende på ångkapaciteten D enligt mätningar genom luckor 1, 2 1:a nivån i nivån 5,5 m längs ugnens vänstra vägg för panna TGM-84A nr 4 NkCHP-1 vid maximal luftvridning i läget för bladen i brännarna Z (avståndet mellan luckor 1 och 2 är 6,0 m med ett totalt djup av ugnen 7,4 m):

På fig. Figur 5 visar graferna för fördelningen av det infallande värmeflödet q fall längs ugnens djup, beroende på ångkapaciteten D k, enligt mätningar genom luckor nr 6 och nr 7 i 2:a nivån på en höjd av 9,9 m längs den vänstra väggen av ugnen för TGM-84A pannan nr 4 NKTES vid maximal vridning av luft i positionen för bladen i brännarna 3 i jämförelse med de resulterande värmeflödena enligt mätningar genom luckor nr 1 och Nr 2 i första klassen.

Figur 5. Infallande värmeflödesfördelning q vaddera enligt ugnens djup, beroende på ångkapaciteten D till enligt mätningar genom luckor nr 6 och nr 7 i 2:a våningen på elev. 9,9 m längs den vänstra väggen av ugnen för TGM-84A panna nr 4 av NKTEC vid maximal luftvridning i positionen för bladen i brännarna H i jämförelse med de resulterande värmeflödena enligt mätningar genom luckor nr 1 och Nr 2 i den första nivån (avståndet mellan luckor 6 och 7 är lika med 5,5 m med ett totalt ugnsdjup på 7,4 m):

Beteckningar för positionen för luftvirvlar i brännare, antagna i detta arbete:

Z - maximal vridning, O - ingen vridning, luft går utan vridning.

Indexet c är den centrala vridningen, indexet p är den perifera huvudvridningen.

Frånvaron av ett index betyder samma position för bladen för de centrala och perifera vridningarna (antingen båda vridningarna i O-läget eller båda vridningarna i Z-läget).

Från fig. 5 kan man se att de högsta värdena av värmeflöden från brännaren till skärmvärmeytorna sker, enligt mätningar genom lucka nr 6 i det andra skiktet, närmast ugnens bakvägg på cirka 9,9 m Vid märket 9,9 m, enligt mätningar genom lucka nr 6, uppstår tillväxtvärmeflöden från brännaren med en hastighet av 2 kW/m2 för varje 10 t/h ökning av ångbelastningen, medan för brännare nr kW / m 2 för varje 10 t/h ökning av ångbelastningen.

Tillväxten av värmeflöden som faller från facklan till den bakre skärmen, enligt mätningar genom lucka nr 1 på nivån 5,5 m av den första nivån, med en ökning av belastningen på TGM-84A pannan nr en ökning av värmeflöden nära den bakre skärmen på cirka 9,9 m.

Den maximala densiteten för värmestrålning från brännaren till den bakre skärmen, mätt genom lucka nr 6 på nivån 9,9 m, även vid den maximala ångeffekten från TGM-84A pannan nr ) är i genomsnitt 23 % högre jämfört med till värdet av strålningsdensiteten från facklan vid bakskärmen i nivån 5,5 m, enligt mätningar genom lucka nr 1.

Det resulterande värmeflödet som erhållits från mätningar på nivån 9,9 m genom lucka nr 7 i den andra nivån (närmast frontrutan), med en ökning av ångbelastningen från TGM-84A-pannan nr. luftvridning i brännarna (position av vridbladen Z) för varje 10 t/h ökar med 2 kW/m 2, dvs, som i ovanstående fall, enligt mätningar genom lucka nr 6 närmast den bakre skärmen på cirka 9,9 m.

Ökningen av värdena för de fallande värmeflödena, enligt mätningar genom lucka nr 7 i den andra nivån på nivån 9,9 m, inträffar med en ökning av ångbelastningen från TGM-84A-pannan nr 4 av NCTPP från 230 t/h till 420 t/h för varje 10 t/h med en hastighet av 4,7 kW/m 2, dvs 2,35 gånger långsammare i jämförelse med tillväxten av värmeflöden som faller från facklan, enligt mätningar genom lucka nr 2 på ca 5,5 m.

Mätningar av värmeflöden som faller från facklan genom lucka nr 7 på nivån 9,9 m vid värden på pannans ångbelastning på 420 t/h sammanfaller praktiskt taget med de värden som erhållits under mätningar genom lucka nr 2 vid nivå på 5,5 m för förhållanden med maximal luftvirvling i brännarna (position för vridningsbladen H) på TGM-84A panna nr 4 i NKTES.

Slutsatser.

1. Inverkan av förändringar i den axiella (centrala) vridningen av luft i brännarna på värdet av värmeflöden från brännaren, i jämförelse med förändringen i den tangentiella vridningen av luft i brännarna, är liten och är mer märkbar kl. nivån 5,5 m längs sektion 2.

2. De högsta uppmätta flödena inträffade i frånvaro av tangentiell (perifer) luftvridning i brännarna och uppgick till 362,7 kW/m 2, uppmätt genom lucka nr 6 vid cirka 9,9 m vid en belastning på 400 t/h. Värdena på värmeflöden från brännaren i intervallet 360 ... 400 kW/m 2 är farliga när ugnen drivs med brännarens direkta kast på ugnsväggen från eldningssidan på grund av den gradvisa förstörelsen av innerfodret.

Bibliografi:

1. Garnison T.R. Strålningspyrometri. – M.: Mir, 1964, 248 sid.
2. Gordov A.N. Grunderna för pyrometri - M .: Metallurgy, 1964. 471 sid.
3. Taimarov M.A. Laboratorieverkstad på kursen "Pannanläggningar och ånggeneratorer". Lärobok Kazan, KSEU 2002, 144 sid.
4. Taimarov M.A. Studie av energianläggningars effektivitet. - Kazan: Kazan. stat energi un-t, 2011. 110 sid.
5. Taimarov M.A. Praktisk utbildning på CHP. - Kazan: Kazan. stat energi un-t, 2003., 90 sid.
6. Termiska mottagare av strålning. Handlingar av det 1:a All-Union Symposiet. Kiev, Naukova Dumka, 1967. 310 sid.
7. Shubin E.P., Livin B.I. Design av värmebehandlingsanläggningar för värmekraftverk och pannhus - M .: Energia, 1980. 494 sid.
8. Traditionsmetallpyrit Dichaicogenides: Högtryckssyntes och korrelation av egenskaper / T.A. Bither, R.I. Bouchard, W.H. Cloud et al. // Inorg. Chem. - 1968. - V. 7. - P. 2208–2220.

0

kursprojekt

Verifiering termisk beräkning av pannenheten TGM-84 märke E420-140-565

Uppgift för ett kursprojekt…………………………………………………………………

1. Kort beskrivning av pannanläggningen…………………………………………..…

• Förbränningskammare………………………………………………………………..……..
• Intratrumenheter ………………………………………….…….…
• Överhettare………………………………………………………………..……..
  • Strålningsöverhettare……………………………………….
  • Taköverhettare………………………………..……….
  • Skärmöverhettare…………………………………..………...
  • Konvektiv överhettare…………………………..……….
• Vattenförsörjare…………………………………………………………………………
• Regenerativ luftvärmare……………………………………………….
• Rengöring av värmeytor…………………………………………………..

1. Beräkning av pannan……………………………………………………………………….………

2.1. Bränslesammansättning………………………………………………………………..

2.2. Beräkning av volymer och entalpier av förbränningsprodukter…………………………

2.3. Beräknad värmebalans och bränsleförbrukning………………………………….

2.4. Beräkning av förbränningskammaren………………………………………………..……...

2.5. Beräkning av pannöverhettare…………………………………………………………..

2.5.1 Beräkning av en väggmonterad överhettare……………………………….…….

2.5.2. Beräkning av en taköverhettare…………………………..……….

2.5.3. Beräkning av en skärmöverhettare……………………….………

2.5.4. Beräkning av en konvektiv överhettare…………………..……….

2.6. Slutsats…………………………………………………………………..

1. Bibliografi……………………………………………….

Uppgiften

Det är nödvändigt att göra en verifiering av termisk beräkning av pannenheten TGM-84 av märket E420-140-565.

I den termiska verifieringsberäkningen, enligt den antagna designen och dimensionerna av pannan för en given belastning och typ av bränsle, temperaturerna för vatten, ånga, luft och gaser vid gränserna mellan individuella värmeytor, effektivitet, bränsleförbrukning, flödeshastighet och hastigheten för ånga, luft och rökgaser bestäms.

En verifikationsberäkning utförs för att utvärdera pannans effektivitet och tillförlitlighet när den körs på ett givet bränsle, identifiera nödvändiga rekonstruktionsåtgärder, välja hjälputrustning och erhålla råmaterial för beräkningar: aerodynamisk, hydraulisk, metalltemperatur, rörstyrka, röraska slitage, korrosion, etc. .

Initial data:

1. Nominell ångeffekt D 420 t/h
2. Matarvattentemperatur t pv 230°C
3. Överhettad ånga temperatur 555°C
4. Överhettat ångtryck 14 MPa
5. Arbetstryck i panntrumman 15,5 MPa
6. Kall lufttemperatur 30°C
7. Rökgastemperatur 130…160°С
8. Bensin naturgasledning Nadym-Punga-Tura-Sverdlovsk-Chelyabinsk
9. Netto värmevärde 35590 kJ / m 3
10. Ugnsvolym 1800m 3
11. Silrör diameter 62*6 mm
12. Silrörsavstånd 60 mm.
13. Växellådans rördiameter 36*6
14. Placeringen av kontrollpunktens rör är förskjuten
15. Den tvärgående stigningen på växellådans rör S 1 120 mm
16. Längsgående stigning för växellådans rör S 2 60 mm
17. ShPP-rör diameter 33*5 mm
18. PPP-rör diameter 54*6 mm
19. Fri yta för passage av förbränningsprodukter 35,0 mm

1. Syftet med ångpannan TGM-84 och huvudparametrarna.

Pannenheter i TGM-84-serien är designade för att producera högtrycksånga genom att bränna eldningsolja eller naturgas.

1. Kort beskrivning av ångpannan.

Alla pannor i TGM-84-serien har en U-formad layout och består av en förbränningskammare, som är en stigande gaskanal, och en sänkande konvektiv axel, ansluten i den övre delen av en horisontell gaskanal.

Avdunstningsskärmar och en radiativ väggmonterad överhettare finns i förbränningskammaren. I den övre delen av ugnen (och i vissa modifieringar av pannan och i den horisontella rökkanalen) finns en skärmöverhetare. I den konvektiva axeln är en konvektiv överhettare och en vattenekonomisator placerade i serie (längs gaserna). Den konvektiva axeln efter den konvektiva överhettaren är uppdelad i två gaskanaler, som var och en innehåller en ström av en vattenekonomisator. Bakom vattenekonomisatorn gör gaskanalen en sväng, i vars nedre del finns bunkrar för aska och hagel. Regenerativa roterande luftvärmare är installerade bakom konvektionsschaktet utanför pannbyggnaden.

1.1. Ugnskammare.

Förbränningskammaren har en prismatisk form och i plan finns en rektangel med måtten: 6016x14080 mm. Sido- och bakväggarna i förbränningskammaren för alla typer av pannor är skärmade av förångarrör med en diameter på 60x6 mm med en stigning på 64 mm gjorda av stål 20. En strålande överhettare placeras på den främre väggen, vars design beskrivs nedan. En tvåljusskärm delar upp förbränningskammaren i två halvugnar. Tvåljusskärmen består av tre paneler och bildas av rör med en diameter på 60x6 mm (stål 20). Den första panelen består av tjugosex rör med ett avstånd på 64 mm mellan rören; den andra panelen - från tjugoåtta rör med en stigning mellan rören på 64 mm; den tredje panelen - från tjugonio rör, stigningen mellan rören är 64 mm. Ingångs- och utgångskollektorerna på dubbelljusskärmen är gjorda av rör med en diameter på 273x32 mm (stål20). Tvåljusskärmen är upphängd från takets metallstrukturer med hjälp av stavar och har förmågan att röra sig med termisk expansion. För att utjämna trycket över halvugnarna har den dubbelhöjda skärmen fönster bildade av rör.

Sido- och bakskärmar är strukturellt identiska för alla typer av TGM-84-pannor. Sidoskärmarna i den nedre delen bildar sluttningarna av botten av den kalla tratten med en lutning av 15 0 mot horisontalen. På eldningssidan är härdrören täckta med ett lager eldlertegel och ett lager kromitmassa. I de övre och nedre delarna av förbränningskammaren är sido- och bakskärmarna anslutna till kollektorer med en diameter på 219x26 mm respektive 219x30 mm. De övre kollektorerna på den bakre skärmen är gjorda av rör med en diameter på 219x30 mm, de nedre är gjorda av rör med en diameter på 219x26 mm. Skärmsamlarnas material är stål 20. Vattenförsörjningen till skärmsamlarna utförs av rör med en diameter på 159x15 mm och 133x13 mm. Ångvattenblandningen avlägsnas med rör med en diameter på 133x13 mm. Silrören är fästa på pannramens balk för att förhindra nedböjning in i ugnen. Panelerna på sidoskärmarna och tvåljusskärmen har fyra nivåer av fästelement, panelerna på den bakre skärmen har tre nivåer. Upphängning av paneler av förbränningsskärmar utförs med hjälp av stavar och tillåter vertikal rörelse av rör.

Röravståndet i panelerna utförs av svetsade stänger med en diameter på 12 mm, en längd på 80 mm, materialet är stål 3kp.

För att minska effekten av värmeojämnheter på cirkulationen är alla skärmar i förbränningskammaren sektionerade: rör med kollektorer är gjorda i form av en panel, som var och en är en separat cirkulationskrets. Totalt finns det femton paneler i eldstaden: bakrutan har sex paneler, två ljus och varje sidoskärm har tre paneler. Varje bakre skärmpanel består av trettiofem förångarrör, tre vattenrör och tre avloppsrör. Varje sidoskärmspanel består av trettioen förångarrör.

I den övre delen av förbränningskammaren finns ett utsprång (i ugnens djup) som bildas av den bakre skärmens rör, vilket bidrar till bättre spolning av skärmdelen av överhettaren med rökgaser.

1.2. Intratrumenheter.

1 - distributionslåda; 2 - cyklonlåda; 3 - avloppslåda; 4 - cyklon; 5 - pall; 6 - nödavloppsrör; 7 - fosfateringssamlare; 8 - samlare av ånguppvärmning; 9 - perforerad takplåt; 10 - matarrör; 11 - bubblande lakan.

Denna panna TGM-84 använder ett tvåstegs förångningsschema. Trumman är ett rent fack och är det första steget av avdunstning. Trumman har en innerdiameter på 1600 mm och är gjord av stål 16GNM. Trummans väggtjocklek är 89 mm. Längden på den cylindriska delen av trumman är 16200 mm, den totala längden på trumman är 17990 mm.

Det andra steget av avdunstning är avlägsna cykloner.

Ångvattenblandningen genom de ångledande rören kommer in i panntrumman - in i cyklonernas fördelningslådor. Cykloner separerar ånga från vatten. Vattnet från cyklonerna dräneras till brickor och den separerade ångan kommer in under tvättanordningen.

Ångtvättning utförs i ett lager matarvatten, som stöds på ett perforerat ark. Ånga passerar genom hålen i det perforerade arket och bubblar genom matarvattenlagret och frigör sig från salter.

Fördelningslådor är placerade ovanför spolanordningen och har hål i sin nedre del för att dränera vatten.

Medelvattennivån i trumman är 200 mm under den geometriska axeln. På vattenindikerande instrument tas denna nivå som noll. De övre och nedre nivåerna är 75 m lägre respektive högre än medelnivån. För att förhindra att pannan övermatas installeras ett nödavloppsrör i trumman som tillåter utsläpp av överskottsvatten, dock inte mer än medelnivån.

För att behandla pannvatten med fosfater installeras ett rör i den nedre delen av trumman, genom vilket fosfater införs i trumman.

Längst ner på trumman finns två kollektorer för ångvärmning av trumman. I moderna ångpannor används de endast för accelererad kylning av trumman när pannan stoppas. Att upprätthålla förhållandet mellan temperaturen på trummans kropp "topp-botten" uppnås genom regimåtgärder.

1.3. Överhettare.

Överhettarytor på alla pannor är placerade i förbränningskammare, horisontell rökkanal och konvektionsschakt. Enligt arten av värmeabsorption är överhettaren uppdelad i två delar: strålande och konvektiv.

Strålningsdelen inkluderar en väggmonterad strålningsöverhettare (RTS), det första steget av skärmar och en del av taköverhettaren placerad ovanför förbränningskammaren.

Den konvektiva delen inkluderar - en del av skärmöverhettaren (som inte direkt tar emot strålning från ugnen), en taköverhetare och en konvektiv överhettare.

Schemat för överhettaren görs dubbelflöde med upprepad blandning av ånga inuti varje flöde och överföring av ånga över pannans bredd.

Schematiskt diagram av överhettare.

1.3.1. Strålningsöverhettare.

På pannor i TGM-84-serien skyddar rören i den strålande överhettaren förbränningskammarens främre vägg från märket 2000 mm till 24600 mm och består av sex paneler, som var och en är en oberoende krets. Panelrör har en diameter på 42x5 mm, gjorda av stål 12Kh1MF, installerade med ett steg på 46 mm.

I varje panel sänks tjugotvå rör, resten lyfter. Alla panelfördelare är placerade utanför det uppvärmda området. De övre samlarna är upphängda från takets metallstrukturer med hjälp av stavar. Infästning av rör i paneler utförs med distanser och svetsade stänger. Panelerna på den strålande överhettaren är anslutna för installation av brännare och ledningar för brunnar och kikar.

1.3.2. Taköverhetare.

Taköverhettaren är placerad ovanför förbränningskammaren, den horisontella rökkanalen och konvektionsaxeln. Taket gjordes på alla pannor från rör med en diameter på 32x4 mm i mängden trehundranittiofyra rör placerade med ett steg på 35 mm. Takrören är fästa enligt följande: rektangulära remsor svetsas i ena änden till rören i taköverhettaren och i den andra - till speciella balkar, som är upphängda med hjälp av stavar till takets metallstrukturer. Det finns åtta rader av fästelement längs med takrörens längd.

1.3.3. Skärmöverhettare (SHPP).

Två typer av vertikala skärmar är installerade på pannorna i TGM-84-serien. U-formade skärmar med spolar av olika längd och enhetliga skärmar med spolar av samma längd. Skärmar installeras i den övre delen av ugnen och i ugnens utgångsfönster.

På oljeeldade pannor installeras U-formade skärmar i en eller två rader. Gasoljepannor är utrustade med enhetliga skärmar i två rader.

Inuti varje U-formad skärm finns det fyrtioen spolar, som installeras med ett steg på 35 mm, i var och en av raderna finns det arton skärmar, med ett steg på 455 mm mellan skärmarna.

Steget mellan spolarna inuti de enhetliga skärmarna är 40 mm, trettio skärmar är installerade i var och en av raderna, var och en med tjugotre spolar. Avståndet mellan spolarna i skärmarna utförs med hjälp av kammar och klämmor, i vissa utföranden - genom svetsstänger.

Skärmöverhettaren är upphängd från takets metallstrukturer med hjälp av stänger svetsade till samlarens öron. I fallet när uppsamlarna är placerade ovanför varandra, är den nedre uppsamlaren upphängd från den övre, och den senare är i sin tur upphängd från taket med stänger.

1.3.4. Konvektiv överhettare (KPP).

Schema för en konvektiv överhettare (KPP).

På pannor av typen TGM-84 är en konvektiv överhettare av horisontell typ placerad i början av konvektionsaxeln. Överhettaren görs dubbelflöde och varje flöde är placerat symmetriskt i förhållande till pannans axel.

Upphängning av paket av ingångssteget för överhettaren görs på upphängningsrören på den konvektiva axeln.

Utgångssteget (andra) är placerat först i konvektionsschaktet längs gaskanalerna. Spolarna i detta steg är också gjorda av rör med en diameter på 38x6 mm (stål 12Kh1MF) med samma steg. Ingångsgrenrör med en diameter på 219x30 mm, utloppsgrenrör med en diameter på 325x50 mm (stål 12X1MF).

Montering och avstånd liknar instegssteget.

I vissa versioner av pannorna skiljer sig överhettarna från de som beskrivs ovan när det gäller standardstorlekarna på inlopps- och utloppsgrenrören och stegen i spolpaketen.

1.4. Vattenförsörjare

Vattenförsörjaren är placerad i konvektionsschaktet, som är uppdelat i två rökkanaler. Var och en av vattenförsörjarens strömmar är placerade i motsvarande rökkanal och bildar två parallella oberoende strömmar.

Beroende på höjden på varje rökkanal är vattenförsörjaren uppdelad i fyra delar, mellan vilka det finns öppningar 665 mm höga (på vissa pannor har öppningarna en höjd av 655 mm) för reparationsarbete.

Economizern är gjord av rör med en diameter på 25x3,3 mm (stål 20), och inlopps- och utloppsgrenrören är gjorda med en diameter på 219x20 mm (stål 20).

Vattenbesparingspaketen består av 110 dubbla sexvägsspolar. Förpackningarna är förskjutna med ett tvärgående steg S 1 =80 mm och ett längsgående steg S 2 = 35 mm.

Vattenförsörjarslingorna är placerade parallellt med pannans front, och kollektorerna är placerade utanför rökkanalen på konvektionsaxelns sidoväggar.

Avståndet mellan spolarna i förpackningarna utförs med hjälp av fem rader av ställ, vars lockiga kinder täcker spolen från två sidor.

Den övre delen av vattenförsörjaren vilar på tre balkar placerade inuti rökkanalen och kylda med luft. Nästa del (den andra längs gasflödet) är upphängd från de ovan nämnda kylbafflarna med hjälp av fjärrställ. Montering och upphängning av de två nedre delarna av vattenförsörjaren är identisk med de två första.

Kylbafflar är gjorda av valsade produkter och täckta med värmeskyddande betong. Uppifrån är betongen mantlad med en metallplåt som skyddar balkarna från skottslag.

Slingorna, som är de första i rökgasrörelsens riktning, har metallfoder av stål3 för att skydda mot skottslitage.

Vattenförsörjarens inlopps- och utloppskollektorer har 4 rörliga stöd för att kompensera för temperaturrörelser.

Rörelsen av mediet i vattenekonomisatorn är motströms.

1.5. Regenerativ luftvärmare.

För luftuppvärmning har pannenheten två regenerativa roterande luftvärmare РРВ-54.

RAH-design: standard, ramlös, luftvärmaren är installerad på en speciell sockel av armerad betong av ramtyp, och alla hjälpenheter är monterade på själva luftvärmaren.

Rotorns vikt överförs genom ett sfäriskt axiallager monterat i det nedre stödet, till bärbalken, i fyra stöd på fundamentet.

Luftvärmaren är en rotor som roterar på en vertikal axel med en diameter på 5400 mm och en höjd av 2250 mm innesluten i ett fast hus. Vertikala skiljeväggar delar upp rotorn i 24 sektorer. Varje sektor är indelad i 3 fack med avlägsna skiljeväggar, i vilka paket med värmeplåtar placeras. Värmeskivorna, samlade i förpackningar, staplas i två nivåer längs rotorns höjd. Den övre delen är den första i gasförloppet, det är den "heta delen" av rotorn, den nedre är den "kalla delen".

Den "heta delen" 1200 mm höga är gjord av distanskorrugerade plåtar 0,7 mm tjocka. Den totala ytan på den "heta delen" av de två enheterna är 17896 m2. Den "kalla delen" 600 mm hög är gjord av distanskorrugerade plåtar 1,3 mm tjocka. Den totala värmeytan för den "kalla delen" av uppvärmningen är 7733 m2.

Mellanrummen mellan rotordistanserna och packningspaketen är fyllda med separata ark av extra packning.

Gaser och luft kommer in i rotorn och släpps ut från den genom kanaler stödda på en speciell ram och anslutna till grenrören på luftvärmarens nedre kåpor. Locken bildar tillsammans med höljet luftvärmarens kropp.

Kroppen med bottenkåpan vilar på stöden installerade på fundamentet och bottenstödets lagerbalk. Den vertikala huden består av 8 sektioner, varav 4 är bärande.

Rotationen av rotorn utförs av en elmotor med en växellåda genom en lanternväxel. Rotationshastighet - 2 rpm.

Rotorpackningarna passerar växelvis genom gasbanan, värms upp från rökgaserna och luftbanan som avger den ackumulerade värmen till luftflödet. Vid varje tidpunkt ingår 13 sektorer av 24 i gasvägen och 9 sektorer - i luftvägen, och 2 sektorer är täckta med tätningsplåtar och avaktiverade från drift.

För att förhindra luftsugning (tät separation av gas- och luftflöden) finns radiella, perifera och centrala tätningar. Radialtätningar består av horisontella stållister fästa på rotorns radiella bafflar - radiellt rörliga plattor. Varje platta är fäst på den övre och nedre kåpan med tre justerbultar. Mellanrummen i tätningarna justeras genom att plåtarna höjs och sänks.

Perifera tätningar består av rotorflänsar, som vrids under installationen, och rörliga gjutjärnsdynor. Kuddarna tillsammans med styrningarna är fästa på de övre och nedre kåporna på RAH-huset. Kuddarna justeras med speciella justerbultar.

Inre axeltätningar liknar perifera tätningar. Externa axeltätningar är av typ packbox.

Fri yta för passage av gaser: a) i den "kalla delen" - 7,72 m2.

b) i den "heta delen" - 19,4 m2.

Fri yta för luftpassage: a) i den "heta delen" - 13,4 m2.

b) i den "kalla delen" - 12,2 m2.

1.6. Rengöring av värmeytor.

Kulrengöring används för att rengöra värmeytorna och fallröret.

I kulblästringsmetoden för rengöring av värmeytor används gjutjärnshagel av rundad form med en storlek på 3-5 mm.

För normal drift av kulrengöringskretsen bör det finnas ca 500 kg hagel i behållaren.

När luftejektorn är påslagen skapas den nödvändiga lufthastigheten för att lyfta skottet genom det pneumatiska röret till toppen av konvektionsaxeln in i skottfällan. Från hagelfångaren släpps frånluften ut i atmosfären, och hageln strömmar genom en konisk blinker, en mellantratt med trådnät och genom en kulavskiljare genom gravitationen in i kulrännorna.

I rännor bromsas skottflödets hastighet med hjälp av lutande hyllor, varefter skottet faller på sfäriska spridare.

Efter att ha passerat genom ytorna som ska rengöras samlas det förbrukade skottet i en bunker, vid vars utlopp en luftavskiljare är installerad. Separatorn används för att separera askan från hagelströmmen och för att hålla behållaren ren med hjälp av luft som kommer in i rökkanalen genom avskiljaren.

Askpartiklar, som plockas upp av luft, återvänder genom röret till zonen för aktiv rörelse av rökgaser och förs bort av dem utanför den konvektiva axeln. Skottet som rensats från aska förs genom avskiljarens blinker och genom bunkerns trådnät. Från tratten matas skottet igen in i det pneumatiska transportröret.

För att rengöra konvektionsaxeln installerades 5 kretsar med 10 skottrännor.

Mängden skott som passerar genom strömmen av rengöringsrör ökar med ökningen av den initiala graden av kontaminering av strålen. Under driften av installationen bör man därför sträva efter att minska intervallen mellan rengöringarna, vilket gör att relativt små delar av skottet kan hålla ytan ren och därför, under driften av enheterna för hela företaget, ha minimivärden för föroreningskoefficienter.

För att skapa ett vakuum i ejektorn används luft från en injektionsenhet med ett tryck på 0,8-1,0 atm och en temperatur på 30-60 ° C.

1. Pannberäkning.

2.1. Bränslesammansättning.

2.2. Beräkning av volymer och entalpier av luft och förbränningsprodukter.

Beräkningar av volymerna luft och förbränningsprodukter presenteras i tabell 1.

Entalpi beräkning:

1. Entalpin för den teoretiskt erforderliga mängden luft beräknas med formeln

var är entalpin för 1 m 3 luft, kJ / kg.

Denna entalpi kan också hittas i tabell XVI.

1. Entalpin för den teoretiska volymen av förbränningsprodukter beräknas med formeln

där är entalpierna för 1 m 3 triatomära gaser, den teoretiska volymen kväve, den teoretiska volymen vattenånga.

Vi hittar denna entalpi för hela temperaturområdet och anger de erhållna värdena i Tabell 2.

1. Entalpin för överskottsluft beräknas med formeln

var är koefficienten för överskottsluft, och finns i tabellerna XVII och XX

1. Entalpin för förbränningsprodukter vid a > 1 beräknas med formeln

Vi hittar denna entalpi för hela temperaturområdet och anger de erhållna värdena i Tabell 2.

2.3. Beräknad värmebalans och bränsleförbrukning.

2.3.1. Beräkning av värmeförluster.

Den totala mängden värme som tillförs pannenheten kallas tillgänglig värme och betecknas. Värmen som lämnar pannenheten är summan av användbar värme och värmeförluster i samband med den tekniska processen att generera ånga eller varmvatten. Därför har pannans värmebalans formen: \u003d Q 1 + Q 2 + Q 3 + Q 4 + Q 5 + Q 6,

där - tillgänglig värme, kJ / m 3.

Q 1 - nyttig värme som finns i ånga, kJ / kg.

Q 2 - värmeförlust med utgående gaser, kJ / kg.

Q 3 - värmeförlust från kemisk ofullständig förbränning, kJ / kg.

Q 4 - värmeförlust från mekanisk ofullständighet av förbränning, kJ / kg.

Q 5 - värmeförlust från extern kyla, kJ / kg.

Q 6 - värmeförlust från fysisk värme som finns i den borttagna slaggen, plus förluster för kylpaneler och balkar som inte ingår i pannans cirkulationskrets, kJ / kg.

Pannans värmebalans sammanställs i förhållande till den etablerade termiska regimen, och värmeförlusterna uttrycks som en procentandel av tillgänglig värme:

Beräkning av värmeförluster ges i tabell 3.

Anmärkningar till tabell 3:

H ux - entalpi för rökgaser, bestämd enligt tabell 2.

H kall - strålmottagande yta av balkar och paneler, m 2 ;

Q till - användbar effekt av ångpannan.

2.3.2. Beräkning av verkningsgrad och bränsleförbrukning.

Effektiviteten hos en ångpanna är förhållandet mellan nyttig värme och tillgänglig värme. Inte all nyttig värme som genereras av enheten skickas till konsumenten. Om verkningsgraden bestäms av den alstrade värmen kallas den brutto, om den bestäms av den frigjorda värmen är den netto.

Beräkningen av verkningsgrad och bränsleförbrukning ges i tabell 3.

Bord 1.

Beräknat värde		Beteckning	Dimensionera		Beräkning eller motivering
Teoretisk kvantitet nödvändig för komplett bränsleförbränning.					0,0476(0,5*0+0,5*0++1,5*0+(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)
Teoretisk kvävevolym					0,79 9,725+0,01 1
triatomär					*98,2+2*0,4+3*0,1+4* *0,1+5*0,0+6*0,0)
Teoretisk volym vatten					0,01(0+0+2*98,2+3*0,0,4+3*0,1+5*0,1+6*0,0+7*0++0,124*0)+0,0161*
Volym vatten					2,14+0,0161(1,05-
Rökrörsvolym					2,148+(1,05-1) 9,47
Volymfraktioner av triatomic		r RO 2 , r H 2 O
Densitet av torr gas vid n.o.
Massa av förbränningsprodukter					G Г \u003d 0,7684 + (0/1000) + 1,306 1,05 9,47

Tabell 2.

Uppvärmningsyta	Temperatur efter uppvärmningsyta, 0 С	H 0 B, kJ/m 3	H 0 G, kJ/m 3	H B g, kJ/m 3
Toppen av förbränningskammaren a T \u003d 1,05 + 0,07 \u003d 1,12
Skärmad överhettare, a mne \u003d 1.12 + 0 \u003d 1.12
konvektiv överhettare, a kpe \u003d 1,12 + 0,03 \u003d 1,15
Vattenförsörjare a EC = 1,15+0,02=1,17
Luftvärmare a VP \u003d 1,17 + 0,15 + 0,15 \u003d 1,47

Tabell 3

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera		Beräkning eller motivering	Resultat
Entalpin för den teoretiska volymen av kall luft vid en temperatur av 30 0 C				jag 0 =1,32145 30 9,47
Rökgasentalpi			Godkänd vid en temperatur på 150 0 C	Vi accepterar enligt tabell 2
Förlust av värme från mekanisk ofullständig förbränning				Vid förbränning av gas sker inga förluster från mekanisk ofullständighet i förbränningen
Tillgänglig värme per 1 kg. Bränsle av
Värmeförlust med rökgaser				q 2 \u003d [(2902.71-1.47 * 375.42) *
Värmeförlust från extern kyla				Vi bestämmer från fig. 5.1.
Förlust av värme från kemisk ofullständig förbränning				Bestäm enligt tabell XX
Bruttoeffektivitet			h br \u003d 100 - (q 2 + q 3 + q 4 + q 5)	h br \u003d 100 - (6,6 + 0,07 + 0 + 0,4)
Bränsleförbrukning med (5-06) och (5-19)				I sid = (/) 100
Beräknad bränsleförbrukning enligt (4-01)				B p \u003d 9,14 * (1-0 / 100)

2.4. Termisk beräkning av förbränningskammaren.

2.4.1 Bestämning av ugnens geometriska egenskaper.

Vid design och drift av pannanläggningar utförs oftast verifikationsberäkning av ugnsanordningar. När man kontrollerar beräkningen av ugnen enligt ritningarna är det nödvändigt att bestämma: förbränningskammarens volym, graden av dess skärmning, ytarean på väggarna och strålningsarean- mottagande värmeytor, såväl som skärmrörens strukturella egenskaper (rördiameter, avstånd mellan rörens axlar).

Beräkningen av geometriska egenskaper ges i tabellerna 4 och 5.

Tabell 4

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Beräkning eller motivering	Resultat
främre väggområdet			19,3*14, 2-4*(3,14* *1 2 /4)
Sidoväggsyta			6,136*25,7-1,9*3,1- (0,5*1,4*1,7+0,5*1,4*1,2)-2(3,14*1 2 /4)
Bakväggsområde			2(0,5*7,04*2,1)+
Skärmområde med dubbla ljus			2*(6,136*20,8-(0,5*1,4 *1,7+0,5*1,4*1,2)-
Ugnens utloppsområde
Område som upptas av brännare
Bredd på eldstaden			enligt designdata
Aktiv volym av förbränningskammaren

Tabell 5

Ytans namn					enligt nomogram-
främre väggen
sidoväggar
dubbelljusskärm
bakvägg
gasfönster
Område med skärmade väggar (exklusive brännare)

2.4.2. Ugnsberäkning.

Tabell 6

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel	Beräkning eller motivering	Resultat
Temperaturen på förbränningsprodukterna vid utloppet av ugnen			Enligt utformningen av pannan.	Preliminärt accepterat beroende på förbränt bränsle
Entalpi av förbränningsprodukter				Godkänd enligt tabellen. 2.
Användbar värmeavgivning i ugnen enligt (6-28)				35590 (100-0,07-0)/(100-0)
Screeningsgrad enligt (6-29)			H balk / F st
Nedsmutsningskoefficienten för förbränningssilarna			Godkänd enligt tabell 6.3	beroende på förbränt bränsle
Koefficienten för termisk verkningsgrad för skärmar enligt (6-31)
Den effektiva tjockleken av det emitterade skiktet enl
Dämpningskoefficient för strålar av triatomära gaser enligt (6-13)

Dämpningskoefficient för strålar av sotpartiklar enligt (6-14)				1,2/(1+1,12 2) (2,99) 0,4 (1,6 920/1000-0,5)
Koefficient som kännetecknar andelen av ugnsvolymen fylld med den lysande delen av facklan			Godkänd på sidan 38	Beroende på den specifika belastningen av ugnsvolymen:
Förbränningsmediets absorptionskoefficient enligt (6-17)				1,175 +0,1 0,894
Kriterium för absorptionsförmåga (Bouguers kriterium) av (6-12)				1,264 0,1 5,08
Det effektiva värdet av Bouguer-kriteriet för				1,6ln((1,4 0,642 2 +0,642 +2)/ (1,4 0,642 2 -0,642 +2))
Rökgasballastparameter enligt				11,11*(1+0)/(7,49+1,0)
Bränsleförbrukningen levereras till nivåbrännaren

Nivån på brännarnas axlar i en nivå av (6-10)				(2 2,28 5,2+2 2,28 9,2)/(2 2,28 2)
Relativ nivå på brännarnas placering enligt (6-11)			x G \u003d h G / H T
Koefficient (För oljegasugnar med väggmonterade brännare)				Vi accepterar på sidan 40
Parameter enligt (6-26a)				0,40(1-0,4∙0,371)
Värmehållningskoefficient enligt
Teoretisk (adiabatisk) förbränningstemperatur				Det tas lika med 2000 0 С
Genomsnittlig total värmekapacitet för förbränningsprodukter enligt sidan 41

Temperaturen vid utloppet av ugnen valdes korrekt och felet var (920-911,85) * 100% / 920 = 0,885%

2.5. Beräkning av pannöverhettare.

De konvektiva värmeytorna hos ångpannor spelar en viktig roll i processen att erhålla ånga, såväl som användningen av värmen från förbränningsprodukter som lämnar förbränningskammaren. Effektiviteten hos konvektiva värmeytor beror på intensiteten av värmeöverföringen från förbränningsprodukter till ånga.

Förbränningsprodukter överför värme till rörens yttre yta genom konvektion och strålning. Värme överförs genom rörväggen genom värmeledning och från den inre ytan till ångan genom konvektion.

Schemat för ångrörelse genom pannöverhettarna är som följer:

Väggmonterad överhettare placerad på förbränningskammarens främre vägg och upptar hela frontväggens yta.

Taköverhettare placerad i taket, passerar genom förbränningskammaren, skärmöverhettare och toppen av konvektionsaxeln.

Den första raden av skärmöverhettare placerade i den roterande kammaren.

Den andra raden av skärmöverhettare placerade i den roterande kammaren efter den första raden.

En konvektiv överhettare med serieblandad ström och en insprutningsöverhettare installerad i en skåra är installerad i pannans konvektivaxel.

Efter kontrollpunkten kommer ångan in i ånguppsamlaren och lämnar pannenheten.

Geometriska egenskaper hos överhettare

Tabell 7

2.5.1. Beräkning av en väggöverhettare.

Den väggmonterade FS är placerad i ugnen, vid beräkningen kommer vi att bestämma värmeupptaget som en del av värmen som avges av FS-ytans förbränningsprodukter i förhållande till övriga ugnsytor.

Beräkningen av NPP presenteras i tabell nr 8

2.5.2. Beräkning av en taköverhettare.

Med hänsyn till det faktum att FFS finns både i förbränningskammaren och i konvektionsdelen, men den upplevda värmen i konvektionsdelen efter FFS och under FFS är mycket liten i förhållande till den upplevda värmen av FFS i ugn (cirka 10% respektive 30% (från den tekniska manualen för pannan TGM-84 Beräkning av PPP utförs i tabell nr 9.

2.5.3. Beräkning av en skärmöverhettare.

Beräkningen av SHPP utförs i tabell nr 10.

2.5.4. Beräkning av en konvektiv överhettare.

Beräkningen av kontrollpunkten utförs i tabell nr 11.

Tabell 8

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel	Beräkning eller motivering	Resultat
Uppvärmningsyta			Från tabell 4.	Från tabell 4.
Strålmottagande yta av väggmonterad PCB			Från tabell 5.	Från tabell 5.
Värme uppfattad av kärnkraftverket				0,74∙(35760/1098,08)∙268,21
Ökning av ångentalpi i kärnkraftverk				6416,54∙8,88/116,67
Entalpi av ånga före kärnkraftverket				Entalpi av torr mättad ånga vid ett tryck av 155 atm (15,5 MPa)
Ångatalpi framför taköverhettaren			I" ppp \u003d I" + DI npp
Ångtemperatur framför taköverhettaren			Från tabeller över termodynamiska egenskaper hos vatten och överhettad ånga	Temperaturen för överhettad ånga vid ett tryck på 155 ata och en entalpi på 3085,88 kJ/kg (15,5 MPa)

Temperaturen efter NPP antas vara lika med temperaturen på förbränningsprodukterna vid utloppet av ugnen = 911,85 0 С.

Tabell 9

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel	Beräkning eller motivering	Resultat
Uppvärmningsyta av den första delen av PPP
Strålningsmottagande yta PPP-1			H l ppp \u003d F ∙ x
Värme uppfattad av PPP-1				0,74(35760/1098,08)∙50,61
Ökning av ångentalpi i PPP-1				1224,275∙9,14/116,67
Ångatalpi efter PPP-1			I`` ppp -2 =I`` ppp +DI npp
Ökning av ångentalpi i SPP under SPP				Cirka 30 % av DI vpp
Ångentalpiökning i PPP per BPP			Accepterat preliminärt enligt standardmetoderna för beräkning av pannan TGM-84	Cirka 10 % av DI vpp
Ångatalpi framför SHPP			I`` ppp -2 +DI ppp -2 +DI ppp-3	3178,03+27,64+9,21
Ångtemperatur framför skärmens överhettare			Från tabeller över termodynamiska egenskaper hos vatten och överhettad ånga	Temperaturen för överhettad ånga vid ett tryck på 155 ata och en entalpi på 3239,84 kJ/kg (15,5 MPa)

Tabell 10.

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel	Beräkning eller motivering	Resultat
Uppvärmningsyta			∙d ∙l∙z 1 ∙z 2	3,14∙0,033∙3∙30∙46
Fri yta för passage av förbränningsprodukter enligt (7-31)				3,76∙14,2-30∙3∙0,033
Temperaturen på förbränningsprodukterna efter SHPP				Preliminär uppskattning av den slutliga temperaturen
Entalpi av förbränningsprodukter framför SHPP			Godkänd enligt tabellen. 2:
Entalpi av förbränningsprodukter efter SHPP			Godkänd enligt tabellen. 2
Entalpi av luft som sugs in i den konvektiva ytan, vid t in = 30 0 С			Godkänd enligt tabellen. 3
				0,996(17714,56-16873,59+0)

Värmeöverföringskoefficient		W / (m 2 × K)	Bestäms av nomogram 7
Korrigering för antal rör längs förbränningsprodukterna enligt (7-42)				Vid tvärtvätt av in-line buntar
Strålinriktningskorrigering			Bestäms av nomogram 7	Vid tvärtvätt av in-line buntar
			Bestäms av nomogram 7	Vid tvärtvätt av in-line buntar
Värmeöverföringskoefficient genom konvektion från p/s till värmeytan (formel i nomogram 7)		W / (m 2 × K)		75∙1,0∙0,75∙1,01
Total optisk tjocklek med (7-66)			(k g r p + k zl m)ps	(1,202∙0,2831 +0) 0,1∙0,628
Tjockleken på strålskiktet för skärmytor enl
Värmeöverföringskoefficient		W / (m 2 × K)	Vi bestämmer med nomogrammet -

toppar i området du-

ingångsfönstret till eldstaden

Koefficient			Vi bestämmer med nomogrammet -
Värmeöverföringskoefficient för dammfritt flöde		W / (m 2 × K)
		Fördelningskoefficient värmeabsorption enligt ugnens höjd Se Tabell 8-4
Värmen som tas emot av strålning från ugnen av värmeytan, i anslutning till utgången till eldstadsfönstret
Preliminär entalpi av ånga vid utgången från SHPP enligt (7-02) och (7-03)
Preliminär ångtemperatur vid utgången från SHPP				Temperaturen för överhettad ånga vid tryck 150 ata
Utnyttjandefaktor				Vi väljer enligt Fig. 7-13
		W / (m 2 × K)

Termisk effektivitetskoefficient för skärmar				Bestäm från Tabell 7-5
Värmeöverföringskoefficient enligt (7-15v)		W / (m 2 × K)
Den faktiska temperaturen på förbränningsprodukterna efter SHPP				Eftersom Q b och Q t skiljer sig åt med (837,61 -780,62)*100% / 837,61 ytberäkning är inte specificerad
Desuperheater flöde på sidan 80			0,4=0,4(0,05…0,07)D
Genomsnittlig entalpi av ånga i banan				0,5(3285,78+3085,88)
Entalpi av vatten som används för ånginjektion			Från tabellerna över termodynamiska egenskaper hos vatten och överhettad ånga vid en temperatur av 230 0 С

Tabell 11

Beräknat värde	Beteckning	Dimensionera	Formel	Beräkning eller motivering	Resultat
Uppvärmningsyta				3,14∙0,036∙6,3∙32∙74
Fri yta för passage av förbränningsprodukter längs
Temperatur på förbränningsprodukter efter konvektiv BP			Pre-accepterade 2 värden	Enligt utformningen av pannan
Entalpi av förbränningsprodukter före växellåda			Godkänd enligt tabellen. 2:
Entalpi av förbränningsprodukter efter HLR			Godkänd enligt tabellen. 2
Värmen som avges av förbränningsprodukterna				0,996(17257,06-12399+0,03∙373,51) 0,996(17257,06-16317+0,03∙373,51)
Medelhastighet för förbränningsprodukter
Värmeöverföringskoefficient		W / (m 2 × K)	Bestäms av nomogram 8	Vid tvärtvätt av in-line buntar
Korrigering för antalet rör längs förbränningsprodukterna			Bestäms av nomogram 8	Vid tvärtvätt av in-line buntar
Strålinriktningskorrigering			Bestäms av nomogram 8	Vid tvärtvätt av in-line buntar
Koefficient med hänsyn till påverkan av förändringar i flödets fysiska parametrar			Bestäms av nomogram 8	Vid tvärtvätt av in-line buntar
Värmeöverföringskoefficient genom konvektion från p/s till värmeytan		W / (m 2 × K)		75∙1∙1,02∙1,04 82∙1∙1,02∙1,04
Smutsig väggtemperatur enligt (7-70)
Utnyttjandefaktor			Vi accepterar instruktioner för	För svårtvättade balkar
Den totala värmeöverföringskoefficienten för		W / (m 2 × K)		0,85∙ (77,73+0) 0,85∙ (86,13+0)
Termisk verkningsgradskoefficient			Vi bestämmer enligt tabellen. 7-5
Värmeöverföringskoefficient enl		W / (m 2 × K)
Den preliminära entalpin av ånga vid utloppet av växellådan enligt (7-02) och (7-03)
Preliminär ångtemperatur efter HLR			Från tabeller över termodynamiska egenskaper hos överhettad ånga	Temperaturen för överhettad ånga vid tryck 140 ata
Temperaturskillnad enligt (7-74)
Mängden värme som uppfattas av värmeytan enligt (7-01)				50,11 ∙1686,38∙211,38/(9,14∙10 3) 55,73∙1686,38∙421,56/(9,14 ∙10 3)
Faktisk upplevd värme i checkpointen			Vi accepterar enligt schema 1
Den faktiska temperaturen på förbränningsprodukterna efter växellådan			Vi accepterar enligt schema 1	Grafen är baserad på värdena för Qb och Qt för två temperaturer.
Ökning av ångentalpi i växellådan				3070∙9,14 /116,67
Ångatalpi efter HLR			I`` växellåda + DI växellåda
Ångtemperatur efter växellåda			Från tabeller över termodynamiska egenskaper hos vatten och överhettad ånga	Temperaturen för överhettad ånga vid ett tryck på 140 atm och en entalpi på 3465,67 kJ/kg

Beräkningsresultat:

Q p p \u003d 35590 kJ / kg - tillgänglig värme.

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 - termisk absorption av SHPP.

Qpe \u003d 3070 kJ / kg - värmeabsorption av kontrollpunkten.

Värmeabsorptionen av NPP och PPP beaktas i Q l, eftersom NPP och PPP finns i pannugnen. Det vill säga Q NPP och Q PPP ingår i Ql.

2.6 Slutsats

Jag gjorde en verifikationsberäkning av pannenheten TGM-84.

I den termiska verifikationsberäkningen, enligt den antagna designen och dimensionerna av pannan för en given belastning och typ av bränsle, bestämde jag temperaturerna för vatten, ånga, luft och gaser vid gränserna mellan individuella värmeytor, effektivitet, bränsleförbrukning, flödeshastighet och hastighet för ånga, luft och rökgaser.

En verifikationsberäkning utförs för att utvärdera pannans effektivitet och tillförlitlighet när den körs på ett givet bränsle, identifiera nödvändiga rekonstruktionsåtgärder, välja hjälputrustning och erhålla råmaterial för beräkningar: aerodynamisk, hydraulisk, metalltemperatur, rörhållfasthet, askslitage intensitet handla om sa rör, korrosion, etc.

3. Lista över använd litteratur

1. Lipov Yu.M. Termisk beräkning av en ångpanna. -Izhevsk: Forskningscentrum "Regular and Chaotic Dynamics", 2001
2. Termisk beräkning av pannor (Normativ metod). - St. Petersburg: NPO CKTI, 1998
3. Tekniska villkor och bruksanvisning för ångpannan TGM-84.

Ladda ner: Du har inte tillgång till att ladda ner filer från vår server.

Sammanställt av: M.V. KALMYKOV UDC 621.1 Konstruktion och drift av pannan TGM-84: Metod. ukaz. / Samar. stat tech. un-t; Comp. M.V. Kalmykov. Samara, 2006. 12 sid. De viktigaste tekniska egenskaperna, layouten och beskrivningen av utformningen av TGM-84-pannan och principen för dess funktion beaktas. Ritningarna över pannenhetens layout med hjälputrustning, den allmänna översikten av pannan och dess komponenter ges. Ett diagram över pannans ångvattenväg och en beskrivning av dess funktion presenteras. Metodiska instruktioner är avsedda för studenter på specialitet 140101 "Värmekraftverk". Il. 4. Bibliografi: 3 titlar. Publicerad av beslut av redaktions- och publiceringsrådet för SamSTU 0 HUVUDSAKLIGA EGENSKAPER PÅ PANNEENHETEN Pannenheter TGM-84 är konstruerade för att producera högtrycksånga genom förbränning av gasformigt bränsle eller eldningsolja och är konstruerade för följande parametrar: Nominell ångeffekt ………………………………… Arbetstryck i trumman ………………………………………… Arbetstrycket för ångan bakom huvudångventilen …………………. Överhettad ångtemperatur …………………………………………. Matarvattentemperatur ……………………………………… Varmluftstemperatur a) vid förbränning av eldningsolja …………………………………………. b) vid förbränning av gas …………………………………………………. 420 t/h 155 till 140 vid 550 °C 230 °C 268 °C 238 °C Den består av en förbränningskammare, som är en stigande gaskanal och en nedåtgående konvektiv axel (fig. 1). Förbränningskammaren är uppdelad av en tvåljusskärm. Den nedre delen av varje sidoskärm övergår i en lätt lutande härdskärm, vars nedre kollektorer är fästa vid tvåljusskärmens kollektorer och rör sig tillsammans med termiska deformationer under eldning och avstängning av pannan. Närvaron av en tvåljusskärm ger mer intensiv kylning av rökgaser. Följaktligen valdes den termiska spänningen för ugnsvolymen i denna panna att vara betydligt högre än i pulveriserade kolenheter, men lägre än i andra standardstorlekar av gasoljepannor. Detta underlättade arbetsförhållandena för rören på tvåljusskärmen, som uppfattar den största mängden värme. I den övre delen av ugnen och i den roterande kammaren finns en halvstrålningsöverhettare. Den konvektiva axeln rymmer en horisontell konvektiv överhettare och en vattenekonomisator. Bakom vattenförsörjaren finns en kammare med mottagningskärl för skottrengöring. Två regenerativa luftvärmare av typen RVP-54, parallellkopplade, installeras efter konvektionsaxeln. Pannan är utrustad med två VDN-26-11 fläktar och två D-21 frånluftsfläktar. Pannan rekonstruerades upprepade gånger, vilket resulterade i TGM-84A-modellen och sedan TGM-84B. I synnerhet infördes enhetliga skärmar och en mer enhetlig fördelning av ånga mellan rören uppnåddes. Den tvärgående stigningen för rören i de horisontella staplarna av den konvektiva delen av ångöverhettaren ökades, vilket minskade sannolikheten för dess förorening med svart olja. 20 R och s. 1. Längsgående och tvärgående sektioner av gasoljepannan TGM-84: 1 – förbränningskammare; 2 - brännare; 3 - trumma; 4 - skärmar; 5 - konvektiv överhettare; 6 - kondenseringsenhet; 7 – economizer; 11 - skottfångare; 12 - fjärrseparationscyklon Pannor av den första modifieringen TGM-84 var utrustade med 18 olje-gasbrännare placerade i tre rader på den främre väggen av förbränningskammaren. För närvarande installeras antingen fyra eller sex brännare med högre produktivitet, vilket förenklar underhåll och reparation av pannor. BRÄNNARE Förbränningskammaren är utrustad med 6 olje-gasbrännare installerade i två våningar (i form av 2 trianglar i rad, toppar upp, på frontväggen). Brännarna på den nedre nivån är inställda på 7200 mm, den övre nivån på 10200 mm. Brännarna är designade för separat förbränning av gas och eldningsolja, virvel, enkelflöde med central gasdistribution. De extrema brännarna i det nedre skiktet vrids mot halvugnens axel med 12 grader. För att förbättra blandningen av bränsle med luft har brännarna ledskovlar som passerar genom vilka luften vrids. Oljemunstycken med mekanisk spray är installerade längs brännarnas axel på pannorna, längden på oljemunstycket är 2700 mm. Utformningen av ugnen och utformningen av brännarna måste säkerställa en stabil förbränningsprocess, dess kontroll och även utesluta möjligheten att bilda dåligt ventilerade områden. Gasbrännare måste fungera stabilt, utan separation och övertändning av lågan inom området för reglering av pannans värmebelastning. Gasbrännare som används på pannor måste vara certifierade och ha tillverkarens pass. UGNSKAMMARE Den prismatiska kammaren är uppdelad av en tvåljusskärm i två halvugnar. Förbränningskammarens volym är 1557 m3, förbränningsvolymens värmespänning är 177000 kcal/m3 timme. Kammarens sido- och bakväggar är skärmade av förångarrör 60×6 mm i diameter med en stigning på 64 mm. Sidoskärmarna i nedre delen har sluttningar mot mitten av eldstaden med en lutning på 15 grader mot horisontalen och bildar en härd. För att undvika skiktning av ång-vattenblandningen i rör som är lätt lutande mot horisontalplanet, är sektionerna av sidoskärmarna som bildar härden täckta med brinnande tegelstenar och kromitmassa. Skärmsystemet är upphängt i takets metallstrukturer med hjälp av stänger och har förmågan att fritt falla ner under termisk expansion. Förångningsskärmarnas rör är sammansvetsade med en D-10 mm stång med ett höjdintervall på 4-5 mm. För att förbättra aerodynamiken i den övre delen av förbränningskammaren och skydda de bakre silkamrarna från strålning, bildar rören på den bakre skärmen i den övre delen en avsats in i ugnen med ett överhäng på 1,4 m. Avsatsen bildas av 70 % av de bakre silrören. 3 För att minska effekten av ojämn uppvärmning på cirkulationen är alla skärmar sektionerade. Tvåljus- och två sidoskärmar har tre cirkulationskretsar vardera, bakskärmen har sex. Pannor TGM-84 arbetar på ett tvåstegs förångningsschema. Det första steget av avdunstning (rent fack) inkluderar en trumma, paneler på baksidan, två ljusskärmar, 1:a och 2:a från framsidan av sidoskärmspanelerna. Det andra förångningssteget (saltfacket) inkluderar 4 fjärrcykloner (två på varje sida) och tredje paneler av sidoskärmar framifrån. Till de sex nedre kamrarna på den bakre skärmen tillförs vatten från trumman genom 18 avloppsrör, tre till varje kollektor. Var och en av de 6 panelerna innehåller 35 skärmrör. De övre ändarna av rören är anslutna till kamrarna, från vilka ångvattenblandningen kommer in i trumman genom 18 rör. Tvåljusskärmen har fönster bildade av rör för tryckutjämning i halvugnar. Till de tre nedre kamrarna på den dubbelhöjda skärmen kommer vatten från trumman in genom 12 kulvertrör (4 rör för varje kollektor). Ändpanelerna har 32 skärmrör vardera, den mittersta har 29 rör. De övre ändarna av rören är anslutna till tre övre kammare, från vilka ångvattenblandningen leds till trumman genom 18 rör. Vatten rinner från trumman genom 8 avloppsrör till de fyra främre nedre kollektorerna på sidoskärmarna. Var och en av dessa paneler innehåller 31 skärmrör. De övre ändarna av silrören är anslutna till 4 kammare, från vilka ångvattenblandningen kommer in i trumman genom 12 rör. De nedre kamrarna i saltfacken matas från 4 avlägsna cykloner genom 4 avloppsrör (ett rör från varje cyklon). Saltfackspaneler innehåller 31 silrör. De övre ändarna av skärmrören är anslutna till kamrarna, från vilka ångvattenblandningen kommer in i 4 avlägsna cykloner genom 8 rör. TRUMMA OCH SEPARATIONSANORDNING Trumman har en innerdiameter på 1,8 m och en längd på 18 m. Alla fat är tillverkade av stålplåt 16 GNM (mangan-nickel-molybdenstål), väggtjocklek 115 mm. Trumvikt ca 96600 kg. Panntrumman är utformad för att skapa en naturlig cirkulation av vatten i pannan, rengöra och separera ångan som produceras i silrören. Separering av ång-vattenblandningen från det första steget av förångningen organiseras i trumman (separationen av det andra steget av förångningen utförs på pannor i 4 avlägsna cykloner), tvättning av all ånga utförs med matarvatten, följt av infångning av fukt från ångan. Hela trumman är ett rent fack. Ångvattenblandningen från de övre kollektorerna (förutom uppsamlarna av saltfack) kommer in i trumman från två sidor och går in i en speciell distributionslåda, från vilken den skickas till cykloner, där den primära separationen av ånga från vatten äger rum. I pannornas trummor är 92 cykloner installerade - 46 vänster och 46 höger. 4 Horisontella plattseparatorer är installerade vid ångutloppet från cyklonerna. Ångan, efter att ha passerat dem, kommer in i den bubblande tvättanordningen. Här, under tvättanordningen i det rena facket, tillförs ånga från externa cykloner, inuti vilka separationen av ångvattenblandningen också är organiserad. Ångan, som har passerat bubbelspolningsanordningen, kommer in i det perforerade arket, där ångan separeras och flödet utjämnas samtidigt. Efter att ha passerat den perforerade plåten leds ångan ut genom 32 ångutloppsrör till inloppskammarna på den väggmonterade överhettaren och 8 rör till kondensatenheten. Ris. 2. Tvåstegs förångningsschema med avlägsna cykloner: 1 – trumma; 2 - fjärrcyklon; 3 - nedre kollektor av cirkulationskretsen; 4 - ånggenererande rör; 5 - stuprör; 6 - tillförsel av matarvatten; 7 – spolvattenutlopp; 8 - vattenbypassrör från trumman till cyklonen; 9 - ångbypassrör från cyklonen till trumman; 10 - ångutloppsrör från enheten. Cirka 50 % av matarvattnet tillförs bubbelspolningsanordningen, och resten av det dräneras genom fördelningsgrenröret in i trumman under vattennivån. Den genomsnittliga vattennivån i trumman är 200 mm under dess geometriska axel. Tillåtna nivåfluktuationer i trumman 75 mm. För att utjämna salthalten i pannornas saltavdelningar överfördes två kulvertar, så den högra cyklonen matar saltfackets nedre vänstra uppsamlare och den vänstra matar den högra. 5 UTFORMNING AV ÅNGÖVERHETERARE Överhettarens värmeytor är placerade i förbränningskammaren, den horisontella rökkanalen och droppschaktet. Schemat för överhettaren är dubbelflöde med multipel blandning och överföring av ånga över pannans bredd, vilket gör att du kan utjämna den termiska fördelningen av individuella spolar. Enligt arten av uppfattningen av värme är överhettaren villkorligt uppdelad i två delar: strålande och konvektiv. Den strålande delen inkluderar en väggmonterad överhettare (SSH), den första raden av skärmar (SHR) och en del av taköverhettaren (SHS), som skärmar taket i förbränningskammaren. Till den konvektiva - den andra raden av skärmar, en del av taköverhettaren och en konvektiv överhettare (KPP). Strålningsväggmonterade överhettare NPP-rör skyddar den främre väggen av förbränningskammaren. NPP består av sex paneler, två av dem har 48 rör vardera och resten har 49 rör, avståndet mellan rören är 46 mm. Varje panel har 22 stuprör, resten är uppåt. Inlopps- och utloppsgrenrören är placerade i det ouppvärmda området ovanför förbränningskammaren, de mellanliggande grenrören är placerade i det ouppvärmda området under förbränningskammaren. De övre kamrarna är upphängda från takets metallstrukturer med hjälp av stavar. Rören är fästa i 4 våningar i höjdled och tillåter vertikal rörelse av panelerna. Taköverhetare Taköverhettaren är placerad ovanför ugnen och horisontell rökkanal, består av 394 rör placerade med 35 mm stigning och sammankopplade med in- och utloppskollektorer. Silöverhettare Silöverhettaren består av två rader vertikala silar (30 silar i varje rad) placerade i den övre delen av förbränningskammaren och den roterande rökkanalen. Steg mellan skärmarna 455 mm. Skärmen består av 23 spolar av samma längd och två grenrör (inlopp och utlopp) installerade horisontellt i ett ouppvärmt område. Konvektiv överhettare Konvektiv överhettare av horisontell typ består av vänster och höger delar placerade i stuprörskanalen ovanför vattenförsörjaren. Varje sida är i sin tur uppdelad i två raka genomsteg. 6 PANNENS ÅNGVÄG Mättad ånga från panntrumman genom 12 ångbypass-rör kommer in i kärnkraftverkets övre kollektorer, varifrån den rör sig ner genom mittrören på 6 paneler och in i 6 nedre kollektorer, varefter den stiger upp genom ytterrör om 6 paneler till de övre kollektorerna, varav 12 ouppvärmda rör riktas till taköverhettarens inloppskollektorer. Vidare rör sig ångan längs pannans hela bredd längs takrören och kommer in i utloppshuvudena på överhettaren som är belägna vid den bakre väggen av konvektivkanalen. Från dessa uppsamlare delas ångan i två strömmar och leds till kamrarna i desuperheaters i det första steget och sedan till kamrarna på de yttre silarna (7 till vänster och 7 till höger), efter att ha passerat genom vilka båda ångflödena kommer in i mellanliggande desuperheaters i 2:a steget, vänster och höger. I desuperheaters i steg I och II överförs ånga från vänster sida till höger sida och vice versa för att minska den termiska obalansen som orsakas av gasfel. Efter att ha lämnat de mellanliggande desuperheaters för den andra injektionen kommer ångan in i uppsamlarna på mittskärmarna (8 vänster och 8 höger), och passerar genom vilka den riktas till inloppskammarna i kontrollpunkten. Steg III desuperheaters är installerade mellan de övre och nedre delarna av växellådan. Den överhettade ångan skickas sedan till turbinerna genom en ångledning. Ris. 3. Schema för pannöverhettaren: 1 - panntrumma; 2 - strålnings tvåvägs strålningsrörpanel (de övre kollektorerna visas villkorligt till vänster och de nedre kollektorerna till höger); 3 - takpanel; 4 - insprutningsöverhettare; 5 - plats för vatteninjektion i ånga; 6 - extrema skärmar; 7 - medelstora skärmar; 8 - konvektiva paket; 9 – ångutlopp från pannan 7 KONDENSAGENHET OCH INJEKTIONSKYLARE För att få eget kondensat är pannan utrustad med 2 kondensatenheter (en på varje sida) placerade i pannans tak ovanför den konvektiva delen. De består av 2 fördelningsrör, 4 kondensorer och en kondensatuppsamlare. Varje kondensator består av en kammare D426×36 mm. Kondensorernas kylytor bildas av rör svetsade till rörplattan, som är uppdelad i två delar och bildar ett vattenutlopp och en vatteninloppskammare. Mättad ånga från panntrumman skickas genom 8 rör till fyra distributionsgrenrör. Från varje kollektor avleds ånga till två kondensorer med rör om 6 rör till varje kondensor. Kondensering av mättad ånga som kommer från panntrumman utförs genom att kyla den med matarvatten. Matarvatten efter att suspensionssystemet tillförs vattenförsörjningskammaren, passerar genom kondensorrören och går ut till dräneringskammaren och vidare till vattenförsörjaren. Den mättade ångan som kommer från trumman fyller ångutrymmet mellan rören, kommer i kontakt med dem och kondenserar. Det resulterande kondensatet genom 3 rör från varje kondensor kommer in i två samlare, därifrån matas det genom regulatorerna till desuperheaters I, II, III av vänster och höger injektioner. Insprutningen av kondensat uppstår på grund av trycket som bildas från skillnaden i Venturi-röret och tryckfallet i överhettarens ångbana från trumman till injektionspunkten. Kondensat sprutas in i Venturirörets hålrum genom 24 hål med en diameter på 6 mm, placerade runt omkretsen vid rörets smala punkt. Venturiröret vid full belastning på pannan minskar ångtrycket genom att öka dess hastighet vid injektionsstället med 4 kgf/cm2. Den maximala kapaciteten för en kondensor vid 100 % belastning och designparametrar för ånga och matarvatten är 17,1 t/h. VATTENKONOMISARE Stålserpentinvattensparare består av 2 delar, placerade i den vänstra respektive högra delen av fallaxeln. Varje del av economizern består av 4 block: nedre, 2 mitten och övre. Mellan blocken görs öppningar. Vattenförsörjaren består av 110 batteripaket anordnade parallellt med pannfronten. Spolarna i blocken är förskjutna med en stigning på 30 mm och 80 mm. De mellersta och övre blocken är installerade på balkar placerade i rökkanalen. För att skydda mot gasmiljön är dessa balkar täckta med isolering, skyddade av metallplåtar 3 mm tjocka från stöten från kulblästermaskinen. De nedre blocken hängs upp från balkarna med hjälp av ställningar. Rack gör det möjligt att ta bort paketet med spolar under reparation. 8 Inlopps- och utloppskamrarna på vattenekonomisatorn är placerade utanför gaskanalerna och är fästa på pannans ram med fästen. Vattenbesparingsbalkarna kyls (temperaturen på bafflarna under tändning och under drift bör inte överstiga 250 °C) genom att tillföra kall luft till dem från trycket från fläktarna, med luftutsläpp i fläktarnas sugboxar. LUFTVÄRMARE Två regenerativa luftvärmare RVP-54 är installerade i pannrummet. Den regenerativa luftvärmaren RVP-54 är en motströmsvärmeväxlare som består av en roterande rötor innesluten i ett fast hus (fig. 4). Rotorn består av ett skal med en diameter på 5590 mm och en höjd av 2250 mm, tillverkat av stålplåt 10 mm tjockt och ett nav med en diameter på 600 mm, samt radiella ribbor som förbinder navet med skalet, som delar rotor i 24 sektorer. Varje sektor är uppdelad av vertikala ark i P och s. Fig. 4. Strukturschema för den regenerativa luftvärmaren: 1 – kanal; 2 - trumma; 3 - kropp; 4 - fyllning; 5 - axel; 6 - lager; 7 - tätning; 8 - elmotor tre delar. Sektioner av värmeark läggs i dem. Höjden på sektionerna är installerade i två rader. Den översta raden är den varma delen av rotorn, gjord av distans och korrugerade plåtar, 0,7 mm tjocka. Den nedre sektionsraden är den kalla delen av rotorn och är gjord av raka distansskivor, 1,2 mm tjocka. Den kalla ändpackningen är mer känslig för korrosion och kan enkelt bytas ut. En ihålig axel passerar inuti rotornavet, med en fläns i den nedre delen, på vilken rotorn vilar, navet är fäst vid flänsen med dubbar. RVP har två lock - övre och nedre, tätningsplåtar är installerade på dem. 9 Värmeväxlingsprocessen utförs genom att värma rotorpackningen i gasflödet och kyla den i luftflödet. Sekventiell rörelse av den uppvärmda packningen från gasflödet till luftflödet utförs på grund av rotorns rotation med en frekvens på 2 varv per minut. Vid varje tidpunkt, av 24 sektorer av rotorn, ingår 13 sektorer i gasvägen, 9 sektorer - i luftvägen är två sektorer avstängda från arbete och täcks av tätningsplattor. Luftvärmaren använder motströmsprincipen: luft tillförs från utloppssidan och släpps ut från gasinloppssidan. Luftvärmaren är konstruerad för luftvärmning från 30 till 280 °С medan den kyler gaser från 331 °С till 151 °С vid drift på eldningsolja. Fördelen med regenerativa luftvärmare är deras kompakthet och låga vikt, den största nackdelen är ett betydande överflöde av luft från luftsidan till gassidan (standardluftsug är 0,2–0,25). PANNSTOM Pannramen består av stålpelare förbundna med horisontella balkar, fackverk och stag, och tjänar till att absorbera belastningar från trummans vikt, alla värmeytor, kondensataggregat, foder, isolering och underhållsplattformar. Pannans ram är gjord svetsad av formad valsad metall och stålplåt. Rampelarna är fästa vid pannans underjordiska armerade betongfundament, basen (sko) på kolonnerna hälls med betong. LÄGGNING Förbränningskammarens foder består av eldfast betong, coveliteplattor och tätande magnesiaputs. Fodrets tjocklek är 260 mm. Den är installerad i form av sköldar som är fästa på pannans ram. Innertakets beklädnad består av paneler, 280 mm tjocka, fritt liggande på överhettarens rör. Panelernas struktur: ett skikt av eldfast betong 50 mm tjockt, ett skikt av värmeisolerande betong 85 mm tjockt, tre skikt av covelite-plattor, en total tjocklek på 125 mm och ett skikt av tätande magnesiabeläggning, 20 mm tjock, applicerad till ett metallnät. Fodret i vändkammaren och konvektionsaxeln är monterade på sköldar, som i sin tur är fästa på pannans ram. Den totala tjockleken på vändkammarens foder är 380 mm: eldfast betong - 80 mm, värmeisolerande betong - 135 mm och fyra lager covelite-plattor 40 mm vardera. Fodret på den konvektiva överhettaren består av ett skikt av värmeisolerande betong 155 mm tjockt, ett skikt av eldfast betong - 80 mm och fyra skikt av covelite-plattor - 165 mm. Mellan plattorna finns ett skikt av solittmastik med en tjocklek på 2÷2,5 mm. Fodret på vattenekonomisatorn, 260 mm tjockt, består av eldfast och värmeisolerande betong och tre lager coveliteplattor. SÄKERHETSÅTGÄRDER Driften av pannenheter måste utföras i enlighet med gällande "Regler för konstruktion och säker drift av ång- och hetvattenpannor" som godkänts av Rostekhnadzor och "Tekniska krav för explosionssäkerhet för pannanläggningar som drivs på eldningsolja och naturgas", liksom de nuvarande "Säkerhetsreglerna för underhåll av värmekraftsutrustning i kraftverk. Bibliografisk lista 1. Bruksanvisning för kraftpannan TGM-84 på TPP VAZ. 2. Meiklyar M.V. Moderna pannaggregat TKZ. M.: Energi, 1978. 3. A.P. Kovalev, N.S. Leleev, T.V. Vilensky. Ånggeneratorer: Lärobok för universitet. M.: Energoatomizdat, 1985. 11 Design och drift av pannan TGM-84 Sammanställd av Maksim Vitalievich KALMYKOV Redaktör N.V. Versh i nina Teknisk redaktör G.N. Shan'kov Undertecknad för publicering 20.06.06. Format 60×84 1/12. Offset papper. Offset tryck. R.l. 1,39. Skick.cr.-ott. 1,39. Uch.-ed. l. 1.25 Upplaga 100. P. - 171. _________________________________________________________________________________________________ Statens utbildningsinstitution för högre yrkesutbildning "Samara State Technical University" 432100, Samara, st. Molodogvardeyskaya, 244. Huvudbyggnad 12

USSR:S ENERGI- OCH ELEKTRIFIERINGSMINISTERIET

TEKNISK HUVUDAVDELNING FÖR DRIFT
ENERGISYSTEM

TYPISKA ENERGIDATA
AV PANNA TGM-96B FÖR BRÄNSLEBRÄNSLEFÖRBRÄNNING

Moskva 1981

Denna typiska energikarakteristik utvecklades av Soyuztekhenergo (ingenjör GI GUTSALO)

Den typiska energikaraktäristiken för pannan TGM-96B sammanställdes på basis av termiska tester utförda av Soyuztekhenergo vid Riga CHPP-2 och Sredaztekhenergo vid CHPP-GAZ, och återspeglar pannans tekniskt uppnåbara effektivitet.

En typisk energikarakteristik kan tjäna som grund för att sammanställa standardegenskaperna för TGM-96B-pannor vid förbränning av eldningsolja.

Bilaga

. KORT BESKRIVNING AV PANNEINSTALLATIONSUTRUSTNINGEN

1.1 . Panna TGM-96B från Taganrog Boiler Plant - gasolja med naturlig cirkulation och U-formad layout, designad för att fungera med turbiner T -100/120-130-3 och PT-60-130/13. De huvudsakliga designparametrarna för pannan vid drift på eldningsolja anges i tabell. .

Enligt TKZ är den minsta tillåtna belastningen av pannan enligt cirkulationsförhållandet 40% av den nominella.

1.2 . Förbränningskammaren har en prismatisk form och i plan är en rektangel med dimensionerna 6080 × 14700 mm. Förbränningskammarens volym är 1635 m 3 . Den termiska spänningen hos ugnsvolymen är 214 kW/m 3 eller 184 10 3 kcal/(m 3 h). Förångningsskärmar och en strålningsväggsöverhetare (RNS) placeras i förbränningskammaren. I den övre delen av ugnen i den roterande kammaren finns en skärmöverhettare (SHPP). I den sänkande konvektionsaxeln är två paket med en konvektiv överhettare (CSH) och en vattenekonomisator (WE) placerade i serie längs gasflödet.

1.3 . Pannans ångbana består av två oberoende flöden med ångöverföring mellan pannans sidor. Temperaturen på den överhettade ångan styrs genom insprutning av dess eget kondensat.

1.4 . På förbränningskammarens främre vägg finns fyra dubbelflödes olje-gasbrännare HF TsKB-VTI. Brännarna installeras i två våningar på höjder av -7250 och 11300 mm med en höjdvinkel på 10° mot horisonten.

För att bränna eldningsolja är ångmekaniska munstycken "Titan" försedda med en nominell kapacitet på 8,4 t / h vid ett brännoljetryck på 3,5 MPa (35 kgf / cm 2). Ångtrycket för avblåsning och sprutning av eldningsolja rekommenderas av anläggningen till 0,6 MPa (6 kgf/cm2). Ångförbrukningen per munstycke är 240 kg/h.

1.5 . Panncentralen är utrustad med:

Två dragfläktar VDN-16-P med en kapacitet på 259 10 3 m 3 / h med en marginal på 10%, ett tryck på 39,8 MPa (398,0 kgf / m 2) med en marginal på 20%, en effekt på 500/ 250 kW och en rotationshastighet på 741/594 rpm varje maskin;

Två rökavgasare DN-24 × 2-0,62 GM med en kapacitet på 10% marginal 415 10 3 m 3 / h, tryck med en marginal på 20% 21,6 MPa (216,0 kgf / m 2), effekt 800/400 kW och en hastighet på 743/595 rpm för varje maskin.

1.6. För att rengöra de konvektiva värmeytorna från askavlagringar tillhandahåller projektet en sprutanläggning, för rengöring av RAH - vattentvättning och blåsning med ånga från en trumma med en minskning av trycket i strypanläggningen. Varaktigheten av att blåsa en RAH 50 min.

. TYPISKA ENERGI KARAKTERISTIKA FÖR TGM-96B PANNA

2.1 . Typisk energikarakteristik för pannan TGM-96B ( ris. , , ) sammanställdes på grundval av resultaten från termiska tester av pannor vid Riga CHPP-2 och CHPP GAZ i enlighet med instruktivt material och metodiska riktlinjer för standardisering av de tekniska och ekonomiska indikatorerna för pannor. Karakteristiken återspeglar den genomsnittliga verkningsgraden för en ny panna som arbetar med turbiner T -100/120-130/3 och PT-60-130/13 under följande förhållanden som initiala.

2.1.1 . Bränslebalansen i kraftverk som förbränner flytande bränslen domineras av eldningsolja med hög svavelhalt M 100. Därför är karakteristiken uppställd för eldningsolja M 100 (GOST 10585-75 ) med egenskaper: A P = 0,14 %, W P = 1,5 %, SP = 3,5 %, (9500 kcal/kg). Alla nödvändiga beräkningar görs för arbetsmassan av eldningsolja

2.1.2 . Temperaturen på eldningsoljan framför munstyckena antas vara 120° C( t t= 120 °С) baserat på eldningsoljans viskositetsförhållanden M 100, lika med 2,5 ° VU, enligt § 5.41 PTE.

2.1.3 . Den genomsnittliga årliga temperaturen för kall luft (t x .c.) vid inloppet till fläkten tas lika med 10 ° C , eftersom TGM-96B-pannor huvudsakligen är belägna i klimatregioner (Moskva, Riga, Gorky, Chisinau) med en genomsnittlig årlig lufttemperatur nära denna temperatur.

2.1.4 . Lufttemperaturen vid inloppet till luftvärmaren (t vp) tas lika med 70 ° C och konstant när pannbelastningen ändras, i enlighet med § 17.25 PTE.

2.1.5 . För kraftverk med korskopplingar, matarvattentemperaturen (t a.c.) framför pannan tas som beräknat (230 °C) och konstant när pannbelastningen ändras.

2.1.6 . Den specifika nettovärmeförbrukningen för turbinanläggningen antas vara 1750 kcal/(kWh), enligt termiska tester.

2.1.7 . Värmeflödeskoefficienten antas variera med pannbelastningen från 98,5 % vid märklast till 97,5 % vid belastning på 0,6D-nummer.

2.2 . Beräkningen av standardkarakteristiken utfördes i enlighet med instruktionerna i "Termisk beräkning av pannenheter (normativ metod)", (M.: Energia, 1973).

2.2.1 . Pannans bruttoverkningsgrad och värmeförlusten med rökgaser beräknades i enlighet med den metod som beskrivs i boken av Ya.L. Pekker "Värmetekniska beräkningar baserade på bränslets reducerade egenskaper" (M.: Energia, 1977).

var

här

α öh = α "ve + Δ α tr

α öh- koefficient för överskottsluft i avgaserna;

Δ α tr- sugkoppar i pannans gasbana;

T eh- rökgastemperatur bakom rökutsuget.

Beräkningen tar hänsyn till rökgastemperaturerna som uppmätts i pannans termiska tester och reducerades till villkoren för att konstruera en standardkarakteristik (ingångsparametrart x in, t "kf, t a.c.).

2.2.2 . Överskottsluftskoefficient vid lägespunkten (bakom vattenförsörjaren)α "ve tas lika med 1,04 vid märklast och ändras till 1,1 vid 50 % belastning enligt termiska tester.

Reduktionen av den beräknade (1.13) överskottsluftkoefficienten nedströms vattenekonomisatorn till den som används i standardkarakteristiken (1.04) uppnås genom korrekt underhåll av förbränningsläget enligt pannans regimkarta, överensstämmelse med PTE krav på luftsugning in i ugnen och in i gasbanan och val av en uppsättning munstycken.

2.2.3 . Luftsugning in i pannans gasbana vid märklast tas lika med 25%. Med en förändring av belastningen bestäms luftsugningen av formeln

2.2.4 . Värmeförluster från kemisk ofullständighet av bränsleförbränning (q 3 ) tas lika med noll, eftersom de under testerna av pannan med överskottsluft, accepterade i den typiska energikarakteristiken, var frånvarande.

2.2.5 . Värmeförlust från mekanisk ofullständighet av bränsleförbränning (q 4 ) tas lika med noll enligt "Regler om harmonisering av utrustningens regleringsegenskaper och uppskattad specifik bränsleförbrukning" (M.: STsNTI ORGRES, 1975).

2.2.6 . Värmeförlust till miljön (q 5 ) fastställdes inte under testerna. De beräknas i enlighet med "Metod för att testa pannanläggningar" (M.: Energia, 1970) enligt formeln

2.2.7 . Den specifika strömförbrukningen för den elektriska matarpumpen PE-580-185-2 beräknades med hjälp av egenskaperna hos pumpen antagna från specifikationerna TU-26-06-899-74.

2.2.8 . Den specifika strömförbrukningen för drag och sprängning beräknas från strömförbrukningen för drivningen av dragfläktar och rökavgaser, uppmätt under termiska tester och reducerad till förhållandena (Δ α tr= 25 %), som antogs vid utarbetandet av de reglerande egenskaperna.

Det har konstaterats att vid en tillräcklig täthet av gasvägen (Δ α ≤ 30 %) rökavgaser ger pannans nominella belastning vid låg hastighet, men utan reserv.

Blåsfläktar vid låg hastighet säkerställer normal drift av pannan upp till belastningar på 450 t/h.

2.2.9 . Den totala elektriska kraften hos pannanläggningens mekanismer inkluderar kraften hos elektriska drivenheter: elektrisk matningspump, rökavgasare, fläktar, regenerativa luftvärmare (Fig. ). Kraften hos den regenerativa luftvärmarens elmotor tas enligt passdata. Kraften hos de elektriska motorerna för rökavgaser, fläktar och den elektriska matarpumpen bestämdes under termiska tester av pannan.

2.2.10 . Den specifika värmeförbrukningen för luftuppvärmning i en värmeenhet beräknas med hänsyn till luftvärme i fläktar.

2.2.11 . Den specifika värmeförbrukningen för pannanläggningens hjälpbehov inkluderar värmeförluster i värmare, vars verkningsgrad antas vara 98%; för ångblåsning av RAH och värmeförlust vid ångblåsning av pannan.

Värmeförbrukningen för ångblåsning av RAH beräknades med formeln

Q obd = G obd · jag obd · τ obd 10 -3 MW (Gcal/h)

var G obd= 75 kg/min i enlighet med "Standarder för förbrukning av ånga och kondensat för hjälpbehov för kraftenheter 300, 200, 150 MW" (M.: STSNTI ORGRES, 1974);

jag obd = jag oss. par= 2598 kJ/kg (kcal/kg)

τ obd= 200 min (4 apparater med en blåstid på 50 min när de är påslagna under dagen).

Värmeförbrukningen med pannan utblåsning beräknades med formeln

Q prod = G prod · i k.v10 -3 MW (Gcal/h)

var G prod = PD nom 10 2 kg/h

P = 0,5 %

i k.v- entalpi av pannvatten;

2.2.12 . Tillvägagångssättet för att genomföra tester och valet av mätinstrument som användes i testerna bestämdes av "Metod för att testa pannanläggningar" (M .: Energia, 1970).

. FÖRESKRIFTSÄNDRINGAR

3.1 . För att bringa de viktigaste normativa indikatorerna för panndriften till de ändrade driftsförhållandena inom de tillåtna avvikelsegränserna för parametervärdena, ges ändringar i form av grafer och numeriska värden. Ändringar tillq 2 i form av grafer visas i fig. , . Korrigering av rökgastemperatur visas i fig. . Utöver det ovanstående ges korrigeringar för förändringen i temperaturen för uppvärmningsolja som tillförs pannan och för förändringen av temperaturen på matarvattnet.

3.1.1 . Korrigeringen för förändringen i temperaturen hos eldningsoljan som tillförs pannan beräknas från effekten av förändringen TILL F på q 2 enligt formel