Tepelná kapacita produktů úplného spalování ve stechiometrickém objemu vzduchu. Komín, výpočet Hustota spalin jako funkce teploty
Vlhký vzduch je směs suchého vzduchu a vodní páry. V nenasyceném vzduchu je vlhkost ve stavu přehřáté páry, a proto lze vlastnosti vlhkého vzduchu přibližně popsat zákony ideálních plynů.
Hlavní vlastnosti vlhkého vzduchu jsou:
1. Absolutní vlhkost G, která určuje množství vodní páry obsažené v 1 m 3 vlhkého vzduchu. Vodní pára zabírá celý objem směsi, takže absolutní vlhkost vzduchu je rovna hmotnosti 1 m 3 vodní páry nebo hustoty páry, kg/m 3
2. Relativní vlhkost j se vyjadřuje poměrem absolutní vlhkosti vzduchu k jeho maximální možné vlhkosti při stejném tlaku a teplotě, nebo poměrem hmotnosti vodní páry obsažené v 1 m 3 vlhkého vzduchu k hmotnosti vodní páry potřebné k úplnému nasycení 1 m 3 vlhkého vzduchu při stejném tlaku a teplotě.
Relativní vlhkost určuje stupeň nasycení vzduchu vlhkostí:
, (1.2)
kde je parciální tlak vodní páry odpovídající její hustotě Pa; - tlak syté páry při stejné teplotě, Pa; - maximální možné množství páry v 1 m 3 nasyceného vlhkého vzduchu, kg / m 3; - hustota par při jejím parciálním tlaku a teplotě vlhkého vzduchu, kg/m 3 .
Vztah (1.2) je platný pouze tehdy, když lze předpokládat, že pára kapaliny je ideálním plynem až do stavu nasycení.
Hustota vlhkého vzduchu r je součet hustot vodní páry a suchého vzduchu při parciálních tlacích 1 m 3 vlhkého vzduchu o teplotě vlhkého vzduchu T, TO:
(1.3)
kde je hustota suchého vzduchu při jeho parciálním tlaku 1 m 3 vlhkého vzduchu, kg / m 3; - parciální tlak suchého vzduchu, Pa; - plynová konstanta suchého vzduchu, J/(kg×K).
Vyjádřením a stavovou rovnicí pro vzduch a vodní páru získáme
, (1.5)
kde je hmotnostní průtok vzduchu a vodní páry, kg/s.
Tyto rovnosti platí pro stejný objem PROTI vlhký vzduch o stejné teplotě. Vydělením druhé rovnosti první dostaneme další výraz pro obsah vlhkosti
. (1.6)
Dosazením hodnot plynových konstant pro vzduch J/(kg×K) a pro vodní páru J/(kg×K) získáme hodnotu obsahu vlhkosti vyjádřenou v kilogramech vodní páry na 1 kg suchého vzduchu.
. (1.7)
Nahrazení parciálního tlaku vzduchu hodnotou , kde z předchozího a V je barometrický tlak vzduchu ve stejných jednotkách jako R, dostaneme pro vlhký vzduch pod barometrickým tlakem
. (1.8)
Při daném barometrickém tlaku tedy vlhkost vzduchu závisí pouze na parciálním tlaku vodní páry. Maximální možný obsah vlhkosti ve vzduchu, odkud
. (1.9)
Vzhledem k tomu, že tlak nasycení roste s teplotou, maximální možné množství vlhkosti, které může být obsaženo ve vzduchu, závisí na jeho teplotě, a to čím více, tím vyšší je teplota. Jsou-li rovnice (1.7) a (1.8) řešeny pro a , pak dostáváme
(1.10)
. (1.11)
Objem vlhkého vzduchu v krychlových metrech na 1 kg suchého vzduchu se vypočítá podle vzorce
(1.12)
Specifický objem vlhkého vzduchu proti, m 3 / kg, se stanoví vydělením objemu vlhkého vzduchu hmotností směsi na 1 kg suchého vzduchu:
Vlhký vzduch jako nosič tepla je charakterizován entalpií (v kilojoulech na 1 kg suchého vzduchu) rovnou součtu entalpií suchého vzduchu a vodní páry
(1.14)
kde je měrná tepelná kapacita suchého vzduchu, kJ/(kg×K); t– teplota vzduchu, °С; i- entalpie přehřáté páry, kJ/kg.
Entalpie 1 kg suché syté páry při nízké tlaky určeno empirickým vzorcem, kJ/kg:
kde je konstantní koeficient přibližně roven entalpii páry při teplotě 0 °C; = 1,97 kJ/(kg×K) – měrná tepelná kapacita páry.
Nahrazení hodnot i do vyjádření (1.14) a vezmeme-li měrné teplo suchého vzduchu konstantní a rovné 1,0036 kJ / (kg × K), zjistíme entalpii vlhkého vzduchu v kilojoulech na 1 kg suchého vzduchu:
Pro stanovení parametrů mokrého plynu se používají rovnice podobné těm, které byly diskutovány výše.
, (1.17)
kde je plynová konstanta pro zkušební plyn; R- tlak plynu.
Plynová entalpie, kJ/kg,
kde je měrná tepelná kapacita plynu, kJ/(kg×K).
Absolutní vlhkost plynu:
. (1.19)
Při výpočtu kontaktních výměníků tepla pro tepelné nosiče vzduch-voda můžete použít údaje v tabulce. 1.1-1.2 nebo vypočtené závislosti pro stanovení fyzikálně-chemických parametrů vzduchu (1.24-1.34) a vody (1.35). Pro spaliny Lze použít data tabulky. 1.3.
Hustota mokrého plynu, kg/m 3:
, (1.20)
kde je hustota suchého plynu při 0 °C, kg/m 3; Mg, Mp jsou molekulové hmotnosti plynu a páry.
Koeficient dynamické viskozity mokrého plynu, Pa×s:
, (1.21)
kde je koeficient dynamické viskozity vodní páry, Pa×s; - koeficient dynamické viskozity suchého plynu, Pa×s; 
- hmotnostní koncentrace páry, kg/kg.
Měrná tepelná kapacita mokrého plynu, kJ/(kg×K):
Součinitel tepelné vodivosti mokrého plynu, W/(m×K):
, (1.23)
kde k je adiabatický index; V– koeficient (pro monoatomické plyny V= 2,5; pro dvouatomové plyny V= 1,9; pro triatomové plyny V = 1,72).
Tabulka 1.1. Fyzikální vlastnosti Suchý vzduch ( R= 0,101 MPa)
| t, °C | , kg/m3 | , kJ/(kg×K) | , W/(m×K) | , Pa×s | m2/s | Pr |
| -20 | 1,395 | 1,009 | 2,28 | 16,2 | 12,79 | 0,716 |
| -10 | 1,342 | 1,009 | 2,36 | 16,7 | 12,43 | 0,712 |
| 1,293 | 1,005 | 2,44 | 17,2 | 13,28 | 0,707 | |
| 1,247 | 1,005 | 2,51 | 17,6 | 14,16 | 0,705 | |
| 1,205 | 1,005 | 2,59 | 18,1 | 15,06 | 0,703 | |
| 1,165 | 1,005 | 2,67 | 18,6 | 16,00 | 0,701 | |
| 1,128 | 1,005 | 2,76 | 19,1 | 16,96 | 0,699 | |
| 1,093 | 1,005 | 2,83 | 19,6 | 17,95 | 0,698 | |
| 1,060 | 1,005 | 2,90 | 20,1 | 18,97 | 0,696 | |
| 1,029 | 1,009 | 2,96 | 20,6 | 20,02 | 0,694 | |
| 1,000 | 1,009 | 3,05 | 21,1 | 21,09 | 0,692 | |
| 0,972 | 1,009 | 3,13 | 21,5 | 22,10 | 0,690 | |
| 0,946 | 1,009 | 3,21 | 21,9 | 23,13 | 0,688 | |
| 0,898 | 1,009 | 3,34 | 22,8 | 25,45 | 0,686 | |
| 0,854 | 1,013 | 3,49 | 23,7 | 27,80 | 0,684 | |
| 0,815 | 1,017 | 3,64 | 24,5 | 30,09 | 0,682 | |
| 0,779 | 1,022 | 3,78 | 25,3 | 32,49 | 0,681 | |
| 0,746 | 1,026 | 3,93 | 26,0 | 34,85 | 0,680 | |
| 0,674 | 1,038 | 4,27 | 27,4 | 40,61 | 0,677 | |
| 0,615 | 1,047 | 4,60 | 29,7 | 48,33 | 0,674 | |
| 0,566 | 1,059 | 4,91 | 31,4 | 55,46 | 0,676 | |
| 0,524 | 1,068 | 5,21 | 33,6 | 63,09 | 0,678 | |
| 0,456 | 1,093 | 5,74 | 36,2 | 79,38 | 0,687 | |
| 0,404 | 1,114 | 6,22 | 39,1 | 96,89 | 0,699 | |
| 0,362 | 1,135 | 6,71 | 41,8 | 115,4 | 0,706 | |
| 0,329 | 1,156 | 7,18 | 44,3 | 134,8 | 0,713 | |
| 0,301 | 1,172 | 7,63 | 46,7 | 155,1 | 0,717 | |
| 0,277 | 1,185 | 8,07 | 49,0 | 177,1 | 0,719 | |
| 0,257 | 1,197 | 8,50 | 51,2 | 199,3 | 0,722 | |
| 0,239 | 1,210 | 9,15 | 53,5 | 233,7 | 0,724 |
Termofyzikální vlastnosti suchého vzduchu lze aproximovat následujícími rovnicemi.
Kinematická viskozita suchého vzduchu při teplotách od -20 do +140 °C, m 2 / s:
Pa; (1,24)
a od 140 do 400 °С, m2/s:
. (1.25)
Tabulka 1.2. Fyzikální vlastnosti vody ve stavu nasycení
| t, °C | , kg/m3 | , kJ/(kg×K) | , W/(m×K) | m2/s | , N/m | Pr | |
| 999,9 | 4,212 | 55,1 | 1,789 | -0,63 | 756,4 | 13,67 | |
| 999,7 | 4,191 | 57,4 | 1,306 | 0,7 | 741,6 | 9,52 | |
| 998,2 | 4,183 | 59,9 | 1,006 | 1,82 | 726,9 | 7,02 | |
| 995,7 | 4,174 | 61,8 | 0,805 | 3,21 | 712,2 | 5,42 | |
| 992,2 | 4,174 | 63,5 | 0,659 | 3,87 | 696,5 | 4,31 | |
| 988,1 | 4,174 | 64,8 | 0,556 | 4,49 | 676,9 | 3,54 | |
| 983,2 | 4,179 | 65,9 | 0,478 | 5,11 | 662,2 | 2,98 | |
| 977,8 | 4,187 | 66,8 | 0,415 | 5,70 | 643,5 | 2,55 | |
| 971,8 | 4,195 | 67,4 | 0,365 | 6,32 | 625,9 | 2,21 | |
| 965,3 | 4,208 | 68,0 | 0,326 | 6,95 | 607,2 | 1,95 | |
| 958,4 | 4,220 | 68,3 | 0,295 | 7,52 | 588,6 | 1,75 | |
| 951,0 | 4,233 | 68,5 | 0,272 | 8,08 | 569,0 | 1,60 | |
| 943,1 | 4,250 | 68,6 | 0,252 | 8,64 | 548,4 | 1,47 | |
| 934,8 | 4,266 | 68,6 | 0,233 | 9,19 | 528,8 | 1,36 | |
| 926,1 | 4,287 | 68,5 | 0,217 | 9,72 | 507,2 | 1,26 | |
| 917,0 | 4,313 | 68,4 | 0,203 | 10,3 | 486,6 | 1,17 | |
| 907,4 | 4,346 | 68,3 | 0,191 | 10,7 | 466,0 | 1,10 | |
| 897,3 | 4,380 | 67,9 | 0,181 | 11,3 | 443,4 | 1,05 | |
| 886,9 | 4,417 | 67,4 | 0,173 | 11,9 | 422,8 | 1,00 | |
| 876,0 | 4,459 | 67,0 | 0,165 | 12,6 | 400,2 | 0,96 | |
| 863,0 | 4,505 | 66,3 | 0,158 | 13,3 | 376,7 | 0,93 |
Hustota mokrého plynu, kg/m3.
Při spalování palivového uhlíku na vzduchu podle rovnice (21C + 2102 + 79N2 = 21C02 + 79N2) připadá na každý objem CO2 ve spalinách 79: 21 = 3,76 objemů N2.
Spalováním antracitu, chudého uhlí a dalších paliv s vysokým obsahem uhlíku vznikají produkty spalování, které jsou svým složením podobné produktům spalování uhlíku. Při spalování vodíku podle rovnice
42H2+2102+79N2=42H20+79N2
Na každý objem H20 připadá 79:42 = 1,88 objemu dusíku.
Ve zplodinách spalování přírodních, zkapalněných a koksárenských plynů, kapalných paliv, palivového dřeva, rašeliny, hnědého uhlí, dlouhoplamenného a plynového uhlí a dalších paliv s významným obsahem vodíku v hořlavé hmotě, velký počet vodní pára, někdy přesahující objem CO2. Přítomnost vlhkosti v horní části
|
Tabulka 36 Tepelná kapacita, kcal/(m3. °С) |
Živé přirozeně zvyšuje obsah vodní páry ve zplodinách hoření.
Složení produktů úplného spalování hlavních druhů paliv ve stechiometrickém objemu vzduchu je uvedeno v tabulce. 34. Z údajů v této tabulce je patrné, že obsah N2 ve spalinách všech druhů paliv výrazně převyšuje celkový obsah C02-f-H20 a ve spalinách uhlíku je 79 %.
Produkty spalování vodíku obsahují 65 % N2, produkty spalování přírodních a zkapalněných plynů, benzínu, topného oleje a dalších uhlovodíkových paliv obsahují 70-74 % N2.
Rýže. 5. Objemová tepelná kapacita
Produkty spalování
4 - produkty spalování uhlíku
5 - produkty spalování vodíku
Průměrnou tepelnou kapacitu produktů úplného spalování, které neobsahují kyslík, lze vypočítat podle vzorce
C \u003d 0,01 (Cc02C02 + Cso2S02 + Cn20H20 + CN2N2) kcal / (m3 - ° С), (VI. 1)
Kde Сс0г, Cso2, СНа0, CNa jsou objemové tepelné kapacity oxidu uhličitého, oxidu siřičitého, vodní páry a dusíku a С02, S02, Н20 a N2 jsou obsahy odpovídajících složek ve spalinách, % (obj.) .
V souladu s tímto vzorcem (VI. 1) má následující formu:
C \u003d 0,01 (Cc02 / 02 + CHj0H20-bCNi! N2) kcal / (m3 "°C). (VI.2)
Průměrná objemová tepelná kapacita CO2, H20 a N2 v teplotním rozsahu od 0 do 2500 °C je uvedena v tabulce. 36. Křivky charakterizující změnu průměrné objemové tepelné kapacity těchto plynů s rostoucí teplotou jsou znázorněny na Obr. 5.
Od stolu. 16 údaje a křivky znázorněné na Obr. 5 ukazuje následující:
1. Objemová tepelná kapacita CO2 výrazně převyšuje tepelnou kapacitu H20, která zase převyšuje tepelnou kapacitu N2 v celém teplotním rozsahu od 0 do 2000 °C.
2. Tepelná kapacita CO2 roste s rostoucí teplotou rychleji než tepelná kapacita H20 a tepelná kapacita H20 rychleji než tepelná kapacita N2. Navzdory tomu však vážené průměrné objemové tepelné kapacity produktů spalování uhlíku a vodíku v stechiometrický objem vzduch se liší jen málo.
Tato na první pohled poněkud nečekaná situace je způsobena tím, že v produktech úplného spalování uhlíku ve vzduchu připadá na každý metr krychlový CO2, který má největší objemovou tepelnou kapacitu, 3,76 m3 N2 s min. objemový
|
Průměrné objemové tepelné kapacity spalin uhlíku a vodíku v teoreticky potřebném množství vzduchu, kcal/(m3-°С)
|
Tepelná kapacita a v produktech spalování vodíku je na každý metr krychlový vodní páry, jejíž objemová tepelná kapacita je menší než CO2, ale větší než N2, poloviční množství dusíku (1,88 m3).
V důsledku toho se průměrné objemové tepelné kapacity produktů spalování uhlíku a vodíku ve vzduchu vyrovnají, jak je patrné z údajů v tabulce. 37 a srovnání křivek 4 a 5 na Obr. 5. Rozdíl ve vážených průměrných tepelných kapacitách produktů spalování uhlíku a vodíku ve vzduchu nepřesahuje 2 %. Tepelné kapacity produktů spalování paliva, které sestává převážně z uhlíku a vodíku, ve stechiometrickém objemu vzduchu leží přirozeně v úzké oblasti mezi křivkami 4 a 5 (na obr. 5 stínované).
Produkty úplného spalování různých videů; paliva ve stechiometrickém vzduchu v teplotním rozsahu od 0 do 2100 °C mají následující tepelnou kapacitu, kcal/(m3>°C):
Kolísání tepelné kapacity spalin různé druhy paliva jsou relativně malé. V tuhé palivo s vysokým obsahem vlhkosti (palivové dřevo, rašelina, hnědé uhlí atd.) je tepelná kapacita spalin ve stejném rozsahu teplot vyšší než u paliva s nízkým obsahem vlhkosti (antracit, uhlí, topný olej, zemní plyn atd. .). Je to dáno tím, že při spalování paliva s vysokým obsahem vlhkosti ve zplodinách hoření se zvyšuje obsah vodní páry, která má oproti dvouatomovému plynu – dusíku vyšší tepelnou kapacitu.
V tabulce. 38 ukazuje průměrné objemové tepelné kapacity produktů úplného spalování, neředěných vzduchem, pro různé rozsahy teplot.
Tabulka 38
|
Hodnota průměrných tepelných kapacit produktů spalování paliva a vzduchu neředěného vzduchem v teplotním rozsahu od 0 do t ° С
|
Zvýšení obsahu vlhkosti v palivu zvyšuje tepelnou kapacitu spalin v důsledku zvýšení obsahu vodní páry v nich ve stejném teplotním rozsahu ve srovnání s tepelnou kapacitou spalin paliva s nižší vlhkostí obsahu a zároveň snižuje teplotu spalování paliva v důsledku zvýšení objemu spalin vlivem vodního páru.
S nárůstem obsahu vlhkosti v palivu se v daném teplotním rozsahu zvyšuje objemová tepelná kapacita spalin a současně se teplotní interval snižuje z 0 na £max v důsledku poklesu hodnoty<тах. ПОСКОЛЬКУ ТЄПЛОЄМКОСТЬ ГЭЗОВ уМвНЬ — шается с понижением температуры, теплоемкость продуктов сгорания топлива с различной влажностью в интервале температур от нуля до <тах для данного топлива претерпевает незначительные колебания (табл. 39). В соответствии с этим можно принять теплоемкость продуктов сгорания всех видов твердого топлива от 0 до tmax равной 0,405, жидкого топлива 0,401, природного, доменного и генераторного газов 0,400 ккал/(м3-°С).
To umožňuje značně zjednodušit stanovení kalorimetrických a výpočtových teplot spalování (podle metody popsané v kapitole VII). Povolená chyba v tomto případě obvykle nepřesahuje 1% nebo 20°.
Z uvažování křivek 4 a 5 na Obr. 5 je vidět, že poměr tepelné kapacity produktů úplného spálení uhlíku ve stechiometrickém objemu vzduchu v teplotním rozsahu od 0 do t °C, například od 0 do
|
Tepelná kapacita spalin od 0 do t’mayL různých druhů tuhých paliv s vlhkostí 0 až 40 %, ve stechiometrickém objemu vzduchu
|
200 a od 0 do 2100 °C se prakticky rovnají poměru tepelných kapacit produktů spalování vodíku ve stejných teplotních rozsazích. Uvedený poměr tepelných kapacit C' zůstává pro produkty úplného spalování různých druhů paliv ve stechiometrickém objemu vzduchu prakticky konstantní.
V tabulce. 40 jsou uvedeny poměry tepelných kapacit produktů úplného spalování paliva s nízkým obsahem balastu, které přechází do plynných zplodin hoření (antracit, koks, uhlí, kapalné palivo, přírodní, ropa, koksárenské plyny atd.) v teplotním rozsahu od 0 do t ° С a v teplotním rozsahu od 0 do 2100 °C. Protože se tepelná kapacita těchto druhů paliv blíží 2100 °C, je udávaný poměr tepelných kapacit C' roven poměru tepelných kapacit v teplotním rozsahu od 0 do t a od 0 do tm&x-
V tabulce. 40 dále uvádí hodnoty C', vypočtené pro produkty spalování paliva s vysokým obsahem balastu, který přechází při spalování paliva na plynné produkty spalování, tj. vlhkost v tuhém palivu, dusík a oxid uhličitý v plynném palivo. Tepelná kapacita těchto druhů paliv (dřevo, rašelina, hnědé uhlí, směsný generátor, vzduch a vysokopecní plyny) je 1600-1700 °C.
Tabulka 40
|
Poměr tepelných kapacit spalin C' a vzduchu K v teplotním rozsahu od 0 do t °C k tepelné kapacitě spalin od 0 do
|
Jak je vidět z tabulky. 40 se hodnoty C' a K málo liší i pro produkty spalování paliva s různým obsahem balastu a tepelným výkonem.
Termofyzikální vlastnosti plynných produktů spalování potřebné pro výpočet závislosti různých parametrů na teplotě daného plynného média lze stanovit na základě hodnot uvedených v tabulce. Tyto závislosti tepelné kapacity se získají zejména ve tvaru:
C psm = a -1/ d,
kde A = 1,3615803; b = 7,0065648; C = 0,0053034712; d = 20,761095;
C psm = a + bT sm + cT 2 sm,
kde A = 0,94426057; b = 0,00035133267; C = -0,0000000539.
První závislost je výhodnější z hlediska přesnosti aproximace, druhá závislost může být použita pro výpočty s nižší přesností.
Fyzikální parametry spalin
(v P = 0,0981 MPa; R C02 = 0,13; p H20 = 0,11; R N2 = 0,76)
| t, °С | y, Nm-3 | s p, W (m 2 ° С) -1 | A 102, W (m K) -1 | A 10 6, m 2 s -1 | μ 10 6, Pa s | proti 10 6, m 2 s -1 | Pr |
| 12,704 | 1,04 | 2,28 | 16,89 | 15,78 | 12,20 | 0,72 | |
| 9,320 | 1,07 | 3,13 | 30,83 | 20,39 | 21,54 | 0,69 | |
| 7,338 | 1,10 | 4,01 | 48,89 | 24,50 | 32,80 | 0,67 | |
| 6,053 | 1,12 | 4,84 | 69,89 | 28,23 | 45,81 | 0,65 | |
| 5,150 | 1,15 | 5,70 | 94,28 | 31,69 | 60,38 | 0,64 | |
| 4,483 | 1,18 | 6,56 | 121,14 | 34,85 | 76,30 | 0,63 | |
| 3,973 | 1,21 | 7,42 | 150,89 | 37,87 | 93,61 | 0,62 | |
| 3,561 | 1,24 | 8,27 | 183,81 | 40,69 | 112,10 | 0,61 | |
| 3,237 | 1,26 | 9,15 | 219,69 | 43,38 | 131,80 | 0,60 | |
| 2,953 | 1,29 | 10,01 | 257,97 | 45,91 | 152,50 | 0,59 | |
| 2,698 | 1,31 | 10,90 | 303,36 | 48,36 | 174,30 | 0,58 | |
| 2,521 | 1,32 | 11,75 | 345,47 | 40,90 | 197,10 | 0,57 | |
| 2,354 | 1,34 | 12,62 | 392,42 | 52,99 | 221,00 | 0,56 |
PŘÍLOHA 3
(odkaz)
Propustnost vzduchu a kouře vzduchovodů a ventilů
1. K určení netěsností nebo netěsností vzduchu ve vztahu k ventilačním kanálům protikouřových systémů lze použít následující vzorce, získané aproximací tabulkových údajů:
pro vzduchovody třídy H (v tlakovém rozsahu 0,2 - 1,4 kPa): AL = A(R - b)s, kde AL- sání (úniky) vzduchu, m 3 / m 2 h; R- tlak, kPa; A = 10,752331; b = 0,0069397038; s = 0,66419906;
pro vzduchovody třídy P (v tlakovém rozsahu 0,2 - 5,0 kPa): kde a = 0,00913545; b=-3,1647682 108; c =-1,2724412 109; d= 0,68424233.
2. U normálně uzavřených požárních klapek číselné hodnoty specifické charakteristiky odolnosti proti pronikání kouře a plynu v závislosti na teplotě plynu odpovídají údajům získaným při požárních zkouškách různých výrobků na experimentální základně VNIIPO:
| 1. Obecná ustanovení. 2 2. Počáteční údaje. 3 3. Odvětrávání kouře. 4 3.1. Odvoz spalin přímo z hořícího prostoru. 4 3.2. Odvoz zplodin hoření z přilehlých prostor. 7 4. Zajistěte ventilaci kouře. 9 4.1. Přívod vzduchu na schodiště. 9 4.2. Přívod vzduchu do výtahových šachet.. 14 4.3. Přívod vzduchu do zámků vestibulu.. 16 4.4. Kompenzační přívod vzduchu. 17 5. Technické vlastnosti zařízení. 17 5.1. Zařízení pro systémy odvětrávání kouře. 17 5.2. Zařízení pro přívod kouřových ventilačních systémů. 21 6. Režimy řízení palby. 21 Literatura.. 22 Příloha 1. Stanovení hlavních parametrů požárního zatížení prostor. 22 Příloha 2. Termofyzikální vlastnosti spalin. 24 Příloha 3. Propustnost vzduchu a kouře vzduchovodů a ventilů. 25 |
Státní vzdělávací instituce vyššího odborného vzdělávání
"Státní technická univerzita Samara"
Ústav chemické technologie a průmyslové ekologie
KURZOVÁ PRÁCE
v oboru "Technická termodynamika a tepelná technika"
Téma: Výpočet zařízení pro rekuperaci tepla z odpadních plynů procesní pece
Vyplnil: Student Ryabinina E.A.
ZF kurz III skupina 19
Kontroloval: konzultant Churkina A.Yu.
Samara 2010
Úvod
Většina chemických podniků produkuje tepelný odpad s vysokou a nízkou teplotou, který lze využít jako druhotné energetické zdroje (SER). Patří sem spaliny z různých kotlů a procesních pecí, chlazené proudy, chladicí voda a odpadní pára.
Tepelné VER do značné míry pokrývají potřebu tepla jednotlivých odvětví. V dusíkovém průmyslu je tedy více než 26 % potřeby tepla pokryto pomocí VER, v průmyslu sody více než 11 %.
Počet použitých HORů závisí na třech faktorech: teplotě HORů, jejich tepelném výkonu a kontinuitě výkonu.
V současnosti je nejrozšířenější využití tepla z průmyslových odpadních plynů, které mají vysoký teplotní potenciál pro téměř všechny procesy požární techniky a lze je kontinuálně využívat ve většině průmyslových odvětví. Teplo odpadních plynů je hlavní složkou energetické bilance. Používá se hlavně pro technologické a v některých případech pro energetické účely (v kotlích na odpadní teplo).
Široké používání vysokoteplotních tepelných VER je však spojeno s rozvojem metod využití, včetně tepla horkých strusek, produktů atd., nových metod využití tepla výfukových plynů, jakož i se zdokonalováním návrhy stávajících užitných zařízení.
1. Popis technologického schématu
V trubkových pecích bez konvekční komory nebo v pecích sálavého konvekčního typu, ale s relativně vysokou počáteční teplotou ohřívaného produktu, může být teplota spalin relativně vysoká, což vede ke zvýšeným tepelným ztrátám, snížení účinnosti pece a vyššímu množství paliva. spotřeba. Proto je nutné využít teplo odpadních plynů. Toho lze dosáhnout buď použitím ohřívače vzduchu, který ohřívá vzduch vstupující do topeniště pro spalování paliva, nebo instalací kotlů na odpadní teplo, které umožňují získávat vodní páru potřebnou pro technologické potřeby.
Pro realizaci ohřevu vzduchu jsou však nutné dodatečné náklady na konstrukci ohřívače vzduchu, dmychadel a také další příkon spotřebovaný motorem dmychadla.
Pro zajištění normálního provozu ohřívače vzduchu je důležité zabránit možnosti koroze jeho povrchu ze strany proudění spalin. Tento jev je možný, když je teplota teplosměnné plochy nižší než teplota rosného bodu; přitom se část spalin, přímo v kontaktu s povrchem ohřívače vzduchu, výrazně ochlazuje, vodní pára v nich obsažená částečně kondenzuje a pohlcováním oxidu siřičitého z plynů vytváří agresivní slabou kyselinu.
Rosný bod odpovídá teplotě, při které se tlak nasycených vodních par rovná parciálnímu tlaku vodní páry obsažené ve spalinách.
Jedním z nejspolehlivějších způsobů ochrany proti korozi je předehřát vzduch nějakým způsobem (například ve vodních nebo parních ohřívačích) na teplotu nad rosným bodem. K takové korozi může dojít i na povrchu konvekčního potrubí, pokud je teplota suroviny vstupující do pece pod rosným bodem.
Zdrojem tepla pro zvýšení teploty syté páry je oxidační reakce (spalování) primárního paliva. Spaliny vznikající při spalování odevzdávají své teplo v sálavé a následně konvekční komoře proudu suroviny (pára). Přehřátá vodní pára vstupuje do spotřebitele a produkty spalování opouštějí pec a vstupují do kotle na odpadní teplo. Na výstupu z KU je nasycená vodní pára přiváděna zpět do parní přehřívací pece a spaliny chlazené napájecí vodou vstupují do ohřívače vzduchu. Z ohřívače vzduchu vstupují spaliny do CTAN, kde se voda proudící spirálou ohřívá a jde přímo ke spotřebiči a spaliny jsou vypouštěny do atmosféry.
2. Výpočet pece
2.1 Výpočet spalovacího procesu
Stanovme si spodní výhřevnost spalování paliva Q R n. Pokud je palivem jednotlivý uhlovodík, pak jeho výhřevnost Q R n rovná se standardnímu spalnému teplu mínus výparné teplo vody ve spalinách. Lze jej také vypočítat ze standardních tepelných účinků vzniku výchozích a konečných produktů na základě Hessova zákona.
U paliva sestávajícího ze směsi uhlovodíků se výhřevnost stanoví podle pravidla aditivnosti:
kde Q pi n- spalné teplo i-tá složka paliva;
y i- soustředění i- složka paliva ve zlomcích jednotky, pak:
Q R n cm = 35,84 ∙ 0,987 + 63,80 ∙ 0,0033+ 91,32 ∙ 0,0012+ 118,73 ∙ 0,0004 + 146,10 ∙ J 0,0001 \u0001 \u003d M.m.
Molární hmotnost paliva:
M m = Σ M i ∙ y i ,
kde M i- molární hmotnost i- složka paliva, odtud:
M m = 16,042 ∙ 0,987 + 30,07 ∙ 0,0033 + 44,094 ∙ 0,0012 + 58,120 ∙ 0,0004 + 72,15 ∙ 0,0001 + 44,0 0.0.0.0 0,001 0,0001 + 44,00
kg / m 3,
pak Q R n cm, vyjádřeno v MJ/kg, se rovná:
MJ/kg.
Výsledky výpočtu jsou shrnuty v tabulce. jeden:
Složení paliva stůl 1
Stanovme elementární složení paliva, % (hmotnost):
,
kde n i C , NIH , n i N , n i O- počet atomů uhlíku, vodíku, dusíku a kyslíku v molekulách jednotlivých složek tvořících palivo;
Obsah každé složky paliva, hm. %;
x i- obsah každé složky paliva, říkají. %;
M i je molární hmotnost jednotlivých složek paliva;
M m je molární hmotnost paliva.
Kontrola složení :
C + H + O + N = 74,0 + 24,6 + 0,2 + 1,2 = 100 % (hmotn.).
Stanovme si teoretické množství vzduchu potřebné ke spálení 1 kg paliva, určíme ho ze stechiometrické rovnice spalovací reakce a obsahu kyslíku v atmosférickém vzduchu. Pokud je známo elementární složení paliva, teoretické množství vzduchu L0, kg/kg, se vypočítá podle vzorce:
V praxi se pro zajištění úplnosti spalování paliva do topeniště přivádí přebytečné množství vzduchu, skutečný průtok vzduchu zjistíme při α = 1,25:
L = aL 0 ,
kde L- skutečná spotřeba vzduchu;
α - koeficient přebytku vzduchu,
L = 1,25∙17,0 = 21,25 kg/kg.
Měrný objem vzduchu (neuvedeno) pro spalování 1 kg paliva:
kde ρ v= 1,293 - hustota vzduchu za normálních podmínek,
m 3 / kg.
Najděte množství spalin vzniklých při spalování 1 kg paliva:
je-li známé elementární složení paliva, lze hmotnostní složení spalin na 1 kg paliva při jeho úplném spálení určit na základě následujících rovnic:
kde mCO2 , mH20 , m N2 , mO2- hmotnost odpovídajících plynů, kg.
Celkové množství spalin:
m p. s = m CO2 + m H2O + m N2 + m O2,
m p. s= 2,71 + 2,21 + 16,33 + 1,00 = 22,25 kg/kg.
Kontrola přijaté hodnoty:
kde W f- měrná spotřeba páry vstřikovače při spalování kapalného paliva, kg/kg (pro plynné palivo W f = 0),
Vzhledem k tomu, že palivem je plyn, zanedbáváme obsah vlhkosti ve vzduchu a nebereme v úvahu množství vodní páry.
Zjistime objem spalin za normálních podmínek vzniklých při spalování 1 kg paliva:
kde m i- hmotnost odpovídajícího plynu vzniklého při spalování 1 kg paliva;
ρi- hustota tohoto plynu za normálních podmínek, kg / m 3;
M i je molární hmotnost daného plynu, kg/kmol;
22,4 - molární objem, m 3 / kmol,
m3/kg; 
m3/kg;
m3/kg; 
m 3 / kg.
Celkový objem spalin (není k dispozici) při skutečném průtoku vzduchu:
V = V CO2 + V H2O + V N2 + V O2 ,
PROTI = 1,38 + 2,75 + 13,06 + 0,70 \u003d 17,89 m 3 / kg.
Hustota produktů spalování (neuvedená):
kg/m3.
Zjistime tepelnou kapacitu a entalpii spalin 1 kg paliva v rozsahu teplot od 100 °C (373 K) do 1500 °C (1773 K) pomocí údajů v tabulce. 2.
Průměrné měrné tepelné kapacity plynů s p, kJ/(kg∙K) tabulka 2
| t, °С |
|||||
Entalpie spalin vzniklých při spalování 1 kg paliva:
kde s CO2 , s H2O , s N2 , s O2- průměrné měrné tepelné kapacity při konstantním tlaku odpovídajícího trávníku při teplotě t kJ/(kg K);
s t je průměrná tepelná kapacita spalin vzniklých při spalování 1 kg paliva o teplotě t kJ/(kg K);
při 100 °С: kJ/(kg∙K);
při 200 °С: kJ/(kg∙K);
při 300 °C: kJ/(kg∙K);
při 400 °С: kJ/(kg∙K);
při 500 °С: kJ/(kg∙K);
při 600 °C: kJ/(kg∙K);
při 700 °С: kJ/(kg∙K);
při 800 °С: kJ/(kg∙K);
při 1000 °С: kJ/(kg∙K);
při 1500 °C: kJ/(kg∙K);
Výsledky výpočtů jsou shrnuty v tabulce. 3.
Entalpie produktů spalování Tabulka 3
Podle tabulky. 3 vytvořte graf závislosti H t = F ( t ) (Obr. 1) viz příloha .
2.2 Výpočet tepelné bilance pece, účinnosti pece a spotřeby paliva
Tepelný tok zachycený vodní párou v peci (užitečné tepelné zatížení):
kde G- množství přehřáté vodní páry za jednotku času, kg/s;
H vp1 a H vp2
Teplotu odcházejících spalin bereme na 320 °C (593 K). Tepelné ztráty sáláním do okolí budou 10 %, z toho 9 % se ztratí v sálavé komoře a 1 % v konvekční komoře. Účinnost pece η t = 0,95.
Tepelné ztráty chemickým nedopalováním, stejně jako množství tepla přiváděného paliva a vzduchu, jsou zanedbávány.
Pojďme určit účinnost pece:
kde uh je entalpie spalin při teplotě spalin opouštějících topeniště, t uh; teplota odcházejících spalin se obvykle předpokládá o 100 - 150 °C vyšší než počáteční teplota suroviny na vstupu do pece; q pot- tepelné ztráty zářením do okolí, % nebo zlomek Q podlaha ;
Spotřeba paliva, kg/s:
kg/s.
2.3 Výpočet sálavé komory a konvekční komory
Nastavíme teplotu spalin na prostupu: t P\u003d 750 - 850 ° С, přijímáme
t P= 800 °C (1073 K). Entalpie spalin při teplotě na průchodu
H P= 21171,8 kJ/kg.
Tepelný tok přijímaný vodní párou v sálavých trubicích:
kde H n je entalpie spalin při teplotě spalin na průchodu, kJ/kg;
η t - účinnost pece; doporučuje se, aby se rovnala 0,95 - 0,98;
Tepelný tok zachycený vodní párou v konvekčním potrubí:
Entalpie vodní páry na vstupu do sálavé sekce bude:
kJ/kg.
Akceptujeme hodnotu tlakových ztrát v konvekční komoře ∆ P na= 0,1 MPa, pak:
P na = P - P na ,
P na= 1,2 - 0,1 = 1,1 MPa.
Teplota vstupu vodní páry do sálavé sekce t na= 294 °C, pak průměrná teplota vnějšího povrchu sálavých trubic bude:
kde Δt- rozdíl mezi teplotou vnějšího povrchu sálavých trubek a teplotou vodní páry (suroviny) ohřáté v trubkách; Δt= 20 - 60 °С;
NA.
Maximální konstrukční teplota spalování:
kde t o- snížená teplota výchozí směsi paliva a vzduchu; rovná se teplotě vzduchu přiváděného ke spalování;
DÍKY.- měrná tepelná kapacita zplodin hoření při teplotě t P;
°C.
V tmax = 1772,8 °С a t n \u003d 800 ° C tepelná hustota absolutně černého povrchu qs pro různé teploty vnějšího povrchu sálavých trubic má následující hodnoty:
Θ, °С 200 400 600
qs, W/m2 1,50 ∙ 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 ∙ 10 5
Sestavíme pomocný graf (obr. 2) viz příloha, podle kterého zjistíme hustotu tepla při Θ = 527 °С: qs\u003d 0,95 ∙ 10 5 W/m2.
Vypočítáme celkový tepelný tok přivedený do pece:
Předběžná hodnota plochy ekvivalentní zcela černému povrchu:
m 2
Přijmeme stupeň stínění zdiva Ψ = 0,45 a pro α = 1,25 zjistíme, že
Hs /H l = 0,73.
Hodnota ekvivalentního rovného povrchu:
m 2
Akceptujeme jednořadé umístění trubek a krok mezi nimi:
S = 2d n= 2 ∙ 0,152 = 0,304 m. Pro tyto hodnoty je tvarový faktor Na = 0,87.
Hodnota stíněného povrchu zdiva:
m 2
Topná plocha sálavých trubic:
m 2
Vybíráme troubu BB2, její parametry:
povrch radiační komory, m 2 180
plocha konvekční komory, m 2 180
pracovní délka pece, m 9
šířka radiační komory, m 1,2
verze b
metoda spalování paliva bez plamene
průměr trubky radiační komory, mm 152×6
průměr trubky konvekční komory, mm 114×6
Počet trubek v radiační komoře:
kde d n je vnější průměr trubek v radiační komoře, m;
l podlaha - užitečná délka sálavých trubek, omývaných proudem spalin, m,
l podlaha = 9 - 0,42 = 8,2 m,
.
Tepelné namáhání povrchu sálavých trubic:
W/m2.
Určete počet trubek konvekční komory:
Uspořádáme je šachovnicově po 3 do jedné vodorovné řady. Krok mezi trubkami S = 1,7 d h = 0,19 m.
Průměrný teplotní rozdíl je určen vzorcem:
°C.
Koeficient prostupu tepla v konvekční komoře:
W / (m 2 ∙ K).
Tepelné namáhání povrchu konvekčního potrubí je určeno vzorcem:
W/m2.
2.4 Hydraulický výpočet spirály pece
Hydraulický výpočet spirály pece spočívá ve stanovení tlakové ztráty vodní páry v sálavém a konvekčním potrubí.
kde G
ρ do v.p. - hustota vodní páry při průměrné teplotě a tlaku v konvekční komoře, kg/m 3;
d k – vnitřní průměr konvekčního potrubí, m;
z k je počet průtoků v konvekční komoře,
slečna.
ν k \u003d 3,311 ∙ 10 -6 m 2 / s.
Hodnota Reynoldsova kritéria:
m
Ztráta třecího tlaku:
Pa = 14,4 kPa.
Pa = 20,2 kPa.
kde Σ ζ to
- počet otáček.
Celková tlaková ztráta:
2.5 Výpočet tlakové ztráty vodní páry v radiační komoře
Průměrná rychlost páry:
kde G je průtok vodní páry přehřáté v peci, kg/s;
ρ r v.p. - hustota vodní páry při průměrné teplotě a tlaku v konvekční komoře, kg/m 3;
dр – vnitřní průměr konvekčního potrubí, m;
z p je počet průtoků v clnvekční komoře,
slečna.
Kinematická viskozita vodní páry při průměrné teplotě a tlaku v konvekční komoře ν p \u003d 8,59 ∙ 10 -6 m 2 / s.
Hodnota Reynoldsova kritéria:
Celková délka potrubí v přímém úseku:
m
Koeficient hydraulického tření:
Ztráta třecího tlaku:
Pa = 15,1 kPa.
Ztráta tlaku k překonání místního odporu:
Pa = 11,3 kPa,
kde Σ ζ p\u003d 0,35 - koeficient odporu při otáčení o 180 ºС,
- počet otáček.
Celková tlaková ztráta:
Provedené výpočty ukázaly, že zvolená pec bude zajišťovat proces přehřívání vodní páry v daném režimu.
3. Výpočet kotle na odpadní teplo
Najděte průměrnou teplotu spalin:
kde t 1 - teplota spalin na vstupu,
t 2 – výstupní teplota spalin, °С;
°C (538 K).
Hmotnostní průtok spalin:
kde B - spotřeba paliva, kg / s;
Pro spaliny jsou specifické entalpie stanoveny na základě údajů v tabulce. 3 a Obr. 1 podle vzorce:
Entalpie chladicích kapalin Tabulka 4
Tepelný tok přenášený spalinami:
kde H 1 a H 2 - entalpie spalin při teplotě vstupu resp. výstupu KU vzniklá při spalování 1 kg paliva, kJ/kg;
B - spotřeba paliva, kg/s;
h 1 a h 2 - měrné entalpie spalin, kJ / kg,
Tepelný tok vnímaný vodou, W:
kde η ku - součinitel využití tepla v CU; η ku = 0,97;
G n - kapacita páry, kg/s;
h k vp - entalpie nasycené vodní páry při výstupní teplotě, kJ/kg;
h n entalpie napájecí vody, kJ/kg,
Množství vodní páry přijaté v KU je určeno vzorcem:
kg/s.
Tepelný tok odebraný vodou v topné zóně:
kde h k in - specifická entalpie vody při teplotě odpařování, kJ / kg;
Tepelný tok přenášený spalinami do vody v topné zóně (užitečné teplo):
kde h x je specifická entalpie spalin při teplotě t x , odtud:
kJ/kg.
Hodnota spalné entalpie 1 kg paliva:
Podle Obr. 1 teplota spalin odpovídající hodnotě H x = 5700,45 kJ/kg:
t x = 270 °С.
Průměrný teplotní rozdíl v topné zóně:
°C.
270 spaliny 210 S přihlédnutím k indexu protiproudu:
kde Na f je součinitel prostupu tepla;
m 2
Průměrný teplotní rozdíl ve odpařovací zóně:
°C.
320 spaliny 270 S přihlédnutím k indexu protiproudu:
187 vodní pára 187
Teplosměnná plocha v topné zóně:
kde Na f je součinitel prostupu tepla;
m 2
Celková teplosměnná plocha:
F = F n + F ty
F\u003d 22,6 + 80 \u003d 102,6 m2.
V souladu s GOST 14248-79 vybíráme standardní výparník s parním prostorem s následujícími charakteristikami:
průměr pouzdra, mm 1600
počet svazků trubek 1
počet trubek v jednom svazku 362
teplosměnná plocha, m 2 170
průřezová plocha jednoho zdvihu
potrubím, m 2 0,055
4. Tepelná bilance ohřívače vzduchu
Atmosférický vzduch s teplotou t ° v-x vstupuje do aparatury, kde se zahřeje na teplotu t x v-x vlivem tepla spalin.
Spotřeba vzduchu, kg/s se určuje na základě požadovaného množství paliva:
kde V- spotřeba paliva, kg/s;
L- skutečná spotřeba vzduchu na spalování 1 kg paliva, kg/kg,
Spaliny, vydávající své teplo, se ochlazují t dg3 = t dg2 před t dg4 .
=
kde H3 a H4- entalpie spalin při teplotách t dg3 a t dg4 respektive kJ/kg,
Tepelný tok vnímaný vzduchem, W:
kde s in-x- průměrná měrná tepelná kapacita vzduchu, kJ/(kg K);
0,97 - účinnost ohřívače vzduchu,
Konečná teplota vzduchu ( t x v-x) se určí z rovnice tepelné bilance:
NA.
5. Tepelná bilance KTAN
Za ohřívačem vzduchu vstupují spaliny do kontaktního aparátu s aktivní tryskou (KTAN), odkud jejich teplota klesá t dg5 = t dg4 až do teploty t dg6= 60 °С.
Teplo spalin je odváděno dvěma samostatnými vodními toky. Jeden proud přichází do přímého kontaktu se spalinami a druhý si s nimi vyměňuje teplo přes stěnu spirály.
Tepelný tok vydávaný spalinami, W:
kde H5 a H6- entalpie spalin při teplotě t dg5 a t dg6 respektive kJ/kg,
Množství chladicí vody (celkové), kg/s, se určí z rovnice tepelné bilance:
kde η - účinnost KTAN, η=0,9,
kg/s.
Tepelný tok vnímaný chladicí vodou, W:
kde G voda- spotřeba chladicí vody, kg/s:
s vodou- měrná tepelná kapacita vody, 4,19 kJ/(kg K);
t n voda a t do vody- teplota vody na vstupu a výstupu z KTAN, resp.
6. Výpočet účinnosti zařízení na rekuperaci tepla
Při stanovení hodnoty účinnosti syntetizovaného systému ( η mu) používá se tradiční přístup.
Výpočet účinnosti zařízení na rekuperaci tepla se provádí podle vzorce:
7. Exergické posouzení systému "pec - kotel na odpadní teplo".
Exergetická metoda analýzy energetických technologických systémů umožňuje co nejobjektivnější a nejkvalitnější posouzení energetických ztrát, které nejsou při konvenčním hodnocení pomocí prvního termodynamického zákona nijak zjištěny. V posuzovaném případě je jako hodnotící kritérium použita exergická účinnost, která je definována jako poměr odstraněné exergie k exergii dodávané do systému:
kde E sub- exergie paliva, MJ/kg;
E resp.- exergie odebraná prouděním vodní páry v peci a kotli na odpadní teplo.
V případě plynného paliva je dodaná exergie součtem exergie paliva ( E sub1) a vzduchová exergie ( E sub2):
kde N n a Ale- entalpie vzduchu při teplotě vstupu do pece a teplotě okolí, v tomto pořadí, kJ/kg;
Že-298 K (25 °С);
∆S- změna entropie vzduchu, kJ/(kg K).
Ve většině případů lze hodnotu vzduchové exergie zanedbat, tj.
Přidělená exergie pro uvažovaný systém je součtem exergie absorbované vodní párou v peci ( E resp1), a exergie absorbovaná vodní párou v CH ( E resp2).
Pro proud páry ohřátý v peci:
kde G- spotřeba páry v peci, kg/s;
H vp1 a H vp2- entalpie vodní páry na vstupu a výstupu z pece, kJ/kg;
ΔS vp- změna entropie vodní páry, kJ/(kg K).
Pro proudění vodní páry získané v HV:
kde G n- spotřeba páry v CU, kg/s;
h do ch- entalpie nasycené vodní páry na výstupu z KU, kJ/kg;
h n v- entalpie napájecí vody na vstupu do KU, kJ/kg.
E resp. = E otv1 + E otv2 ,
E resp.\u003d 1965,8 + 296,3 \u003d 2262,1 J / kg.
Závěr
Po provedení výpočtu pro navrhované zařízení (zpětné získávání tepla z odpadních plynů procesní pece) můžeme dojít k závěru, že pro dané složení paliva, produktivitu pece z hlediska vodní páry a dalších ukazatelů je účinnost syntetizovaný systém je vysoký, takže instalace je efektivní; to ukázal i exergický posudek systému "pec - kotel na odpadní teplo", nicméně z hlediska nákladů na energii ponechává instalace mnoho přání a je třeba ji zlepšit.
Seznam použité literatury
1. Haraz D .A. Způsoby využití druhotných energetických zdrojů v chemickém průmyslu / D. I. Kharaz, B. I. Psakhis. - M.: Chemie, 1984. - 224 s.
2. Scoblo A . A. Skoblo A.I., Tregubova I.A., Yu.K., Molokanov. - 2. vyd., přepracováno. a doplňkové – M.: Chemie, 1982. – 584 s.
3. Pavlov K .F. Příklady a úkoly v průběhu procesů a aparátů chemické technologie: Proc. Manuál pro vysoké školy / K. F. Pavlov, P. G. Romankov, A. A. Noskov; Ed. P. G. Románková. - 10. vyd., revidováno. a doplňkové - L.: Chemie, 1987. - 576 s.
slepé střevo
Při stavbě pece by v ideálním případě chtěl mít takový design, který by automaticky poskytoval tolik vzduchu, kolik je potřeba ke spalování. Na první pohled to jde udělat s komínem. Čím intenzivněji palivové dříví hoří, čím více horkých spalin by mělo být, tím větší by měl být tah (model karburátoru). Ale není. Tah vůbec nezávisí na množství vznikajících horkých spalin. Tah je pokles tlaku v potrubí od hlavy potrubí k topeništi. Je určena výškou potrubí a teplotou spalin, respektive jejich hustotou.
Tah je určen vzorcem:
F \u003d A (p v - p d) h
kde F je tah, A je koeficient, p in je hustota venkovního vzduchu, p d je hustota spalin, h je výška potrubí
Hustota spalin se vypočítá podle vzorce:
p d \u003d p in (273 + t in) / (273 + t d)
kde t in at d - teplota ve stupních Celsia venkovního atmosférického vzduchu mimo potrubí a spalin v potrubí.
Rychlost spalin v potrubí (objemový průtok, tj. sací kapacita potrubí) G vůbec nezávisí na výšce potrubí a je dána teplotním rozdílem mezi spalinami a venkovním vzduchem a také plochou průřezu komína. Z toho vyplývá řada praktických závěrů.
Především, komíny se dělají vysoké vůbec ne za účelem zvýšení průtoku vzduchu topeništěm, ale pouze za účelem zvýšení tahu (tedy poklesu tlaku v potrubí). To je velmi důležité, aby se zabránilo překlopení tahu (vykuřování pece) v případě tlaku větru (hodnota tahu musí vždy překročit možný tlak větru).
Za druhé, je vhodné regulovat průtok vzduchu pomocí zařízení, která mění plochu volné části potrubí, to znamená pomocí ventilů. Se zvětšením plochy průřezu komínového kanálu, například o faktor dva, lze očekávat přibližně dvojnásobné zvýšení objemového průtoku vzduchu topeništěm.
Vysvětlíme si to na jednoduchém a názorném příkladu. Máme dvě stejné trouby. Spojujeme je do jednoho. Získáme kamna dvojnásobné velikosti s dvojnásobným množstvím hořícího dřeva, s dvojnásobným průtokem vzduchu a plochou průřezu trubky. Nebo (což je totéž), pokud v topeništi vzplane stále více palivového dřeva, je nutné stále více otevírat ventily na potrubí.
Za třetí Pokud kamna hoří normálně v ustáleném stavu a do topeniště navíc pustíme proud studeného vzduchu kolem hořícího dřeva do komína, tak se spaliny okamžitě ochladí a průtok vzduchu kamny se sníží. Současně začne slábnout hořící palivové dříví. To znamená, že se nezdá, že bychom přímo ovlivňovali palivové dříví a nesměřovali přídavný proud kolem palivového dřeva, ale ukázalo se, že potrubím může procházet méně spalin než dříve, když tento přídavný proud vzduchu chyběl. Trubka sama o sobě sníží tok vzduchu k palivovému dříví, který byl dříve, a kromě toho nepropustí další proudění studeného vzduchu. Jinými slovy, komín bude ucpaný.
Proto je tak škodlivý únik studeného vzduchu štěrbinami v komínech, nadměrné proudění vzduchu v topeništi a vlastně jakákoliv ztráta tepla v komíně vedoucí ke snížení teploty spalin.
Čtvrtý, čím větší je koeficient plynodynamického odporu komína, tím nižší je průtok vzduchu. To znamená, že je žádoucí, aby stěny komína byly co nejhladší, bez turbulencí a bez zatáček.
Pátý, čím nižší je teplota spalin, tím prudčeji se mění proudění vzduchu s kolísáním teploty spalin, což vysvětluje situaci nestability potrubí při zapálení topeniště.
V šestém, při vysokých teplotách spalin je průtok vzduchu nezávislý na teplotě spalin. To znamená, že při silném zahřívání pece se proud vzduchu přestane zvyšovat a začíná záviset pouze na průřezu potrubí.
Problémy nestability vznikají nejen při analýze tepelných charakteristik potrubí, ale také při zvažování dynamiky proudění plynu v potrubí. Komín je totiž studna naplněná lehkými spalinami. Pokud tyto lehké spaliny nestoupají velmi rychle, pak existuje možnost, že těžký venkovní vzduch se jednoduše ponoří do lehkého plynu a vytvoří klesající proudění v potrubí směrem dolů. Tato situace je zvláště pravděpodobná, když jsou stěny komína studené, to znamená během zapalování pece.
Rýže. 1. Schéma pohybu plynů ve studeném komíně: 1 - topeniště; 2 - přívod vzduchu přes dmychadlo; 3-komínový; 4 - ventil; 5 - komínový zub; 6-kouřové plyny; 7-selhání studený vzduch; 8 - proudění vzduchu způsobující překlápění tahu.
a) hladké otevřené vertikální potrubí
b) potrubí s ventilem a zubem
c) potrubí s horním ventilem
Plné šipky ukazují směry pohybu lehkých horkých spalin. Přerušované šipky ukazují směry sestupných proudů studeného těžkého vzduchu z atmosféry.
Na rýže. 1a je schematicky znázorněna pec, do které je přiváděn vzduch 2 a spaliny 6 jsou odváděny komínem, dokonce i topeništěm. Toto klesající proudění může nahradit „běžný“ proud vzduchu ventilátorem 2. I když jsou kamna uzamčena všemi dvířky a všechny klapky nasávání vzduchu jsou zavřené, kamna mohou stále hořet vzduchem přicházejícím shora. Mimochodem, to se často stává, když uhlí dohoří se zavřenými dvířky pece. Může dokonce dojít k úplnému překlopení tahu: vzduch bude vstupovat shora potrubím a kouřové plyny budou vycházet dveřmi.
Ve skutečnosti jsou na vnitřní stěně komína vždy hrbolky, výrůstky, nerovnosti, se kterými se při střetu spaliny a přicházející studený vzduch víří a vzájemně mísí. Současně je studený proud vzduchu směřující dolů vytlačován nebo při zahřívání začne stoupat nahoru smíchaný s horkými plyny.
Efekt obrácení proudů studeného vzduchu směrem nahoru je zesílen v přítomnosti částečně otevřených ventilů a také takzvaného zubu, který je široce používán v technologii výroby krbů ( rýže. 1b). Zub zabraňuje proudění studeného vzduchu z komína do prostoru krbu a tím zabraňuje kouření krbu.
Sestupné tahy vzduchu v komíně jsou nebezpečné zejména v mlhavém počasí: spaliny nejsou schopny odpařit sebemenší kapky vody, ochlazují se, tah klesá a mohou se i převrátit. Kamna přitom silně kouří, nevzplanou.
Ze stejného důvodu hodně kouří kamna s vlhkým komínem. Horní šoupátka jsou zvláště účinná při zabránění toku dolů ( rýže. 1c), nastavitelné v závislosti na rychlosti spalin v komíně. Provoz takových ventilů je však nepohodlný.
Rýže. Obr. 2. Závislost součinitele přebytku vzduchu a na době ohřevu pece (plná křivka). Tečkovaná křivka je požadovaná spotřeba vzduchu G spotřeba pro úplnou oxidaci zplodin hoření palivového dřeva (včetně sazí a těkavých látek) ve spalinách (v relativních jednotkách). Přerušovaná křivka je skutečná spotřeba vzduchu G potrubí poskytovaná tahem potrubí (v relativních jednotkách). Koeficient přebytečného vzduchu je podílem oddělení G potrubí na G průtok
Stabilní a dostatečně silný tah nastává až po prohřátí stěn komína, což trvá dlouho, takže na začátku topení je vždy málo vzduchu. V tomto případě je koeficient přebytku vzduchu menší než jedna a pec kouří ( rýže. 2). A naopak: na konci topení zůstává komín horký, tah zůstává dlouho, ačkoli palivové dříví téměř vyhořelo (součinitel přebytečného vzduchu je více než jedna). Kovové pece s kovovými izolovanými komíny rychle dosáhnou režimu kvůli nízké tepelné kapacitě ve srovnání s cihlovými trubkami.
V rozboru dějů v komíně se dá pokračovat, ale už teď je jasné, že ať jsou kamna samotná jakkoli kvalitní, všechny jejich přednosti může špatný komín snížit na nulu. Samozřejmě v ideálním případě by komín musel být nahrazen moderním systémem nuceného odtahu spalin pomocí elektrického ventilátoru s nastavitelným průtokem a s předkondenzací vlhkosti ze spalin. Takový systém by mimo jiné mohl čistit spaliny od sazí, oxidu uhelnatého a dalších škodlivých nečistot a také ochlazovat odváděné spaliny a zajišťovat rekuperaci tepla.
To vše je ale ve vzdálené budoucnosti. Pro letního obyvatele a zahrádkáře se může komín někdy výrazně prodražit než samotná kamna, zejména v případě vytápění vícepodlažního domu. Saunové komíny jsou většinou jednodušší a kratší, ale tepelný výkon kamen může být velmi vysoký. Takové trubky jsou zpravidla po celé délce velmi horké, často z nich vylétají jiskry a popel, ale kondenzace a saze jsou nevýznamné.
Pokud zatím plánujete využívat budovu sauny pouze jako lázeňský dům, lze potrubí vyrobit i neizolované. Pokud také uvažujete o lázeňském domě jako o místě možného pobytu (přechodné bydliště, přenocování), zejména v zimě, je vhodnější potrubí okamžitě izolovat a navíc kvalitativně „na celý život“. Kamna lze přitom minimálně každý den měnit, design lze vybrat pohodlněji a vhodněji a potrubí bude stejné.
Přinejmenším, pokud kamna pracují v režimu dlouhodobého spalování (doutnající dříví), je izolace potrubí naprosto nezbytná, protože při nízkých výkonech (1 - 5 kW) neizolovaná kovová trubka zcela vychladne, kondenzát se vydatně proudí, který v nejkrutějších mrazech může i zamrznout a ucpat potrubí ledem. To je zvláště nebezpečné v přítomnosti jiskrové mřížky a deštníků s malými průchozími mezerami. Lapače jisker jsou užitečné pro intenzivní vytápění v létě a extrémně nebezpečné pro slabé spalování palivového dřeva v zimě. Z důvodu možného zanášení potrubí ledem byla v roce 1991 (a ještě dříve na komíny plynových kamen) zakázána instalace deflektorů a deštníků na komíny.
Ze stejných důvodů byste se neměli nechat unést výškou potrubí - u nevratných saunových kamen není úroveň tahu tak důležitá. Pokud kouří, můžete místnost vždy rychle vyvětrat. Ale je třeba dodržet výšku nad hřebenem střechy (minimálně 0,5 m), aby nedocházelo k překlápění tahu při poryvech větru. Na plochých střechách by měla trubka vyčnívat nad sněhovou pokrývku. V každém případě je lepší mít trubku nižší, ale teplejší (než vyšší, ale studenější). Vysoké komíny jsou v zimě vždy studené a nebezpečné.
Studené komíny mají spoustu nevýhod. Přitom neizolované, ale nepříliš dlouhé trubky na kovových kamnech se při podpalování rychle zahřívají (mnohem rychleji než cihlové), zůstávají horké při prudkém ohřevu, a proto se velmi široce používají ve vaně (a nejen v koupelích). ), zejména proto, že jsou relativně levné. Azbestocementové trubky se u kovových pecí nepoužívají, protože jsou těžké a při přehřátí se také hroutí a úlomky se odlétají.
Rýže. 3. Nejjednodušší konstrukce kovových komínů: 1 - kovový kulatý komín; 2 - lapač jisker; 3 - uzávěr pro ochranu potrubí před atmosférickými srážkami; 4 - krokve; 5 - střešní plášť; 6 - dřevěné bloky mezi krokvemi (nebo trámy) pro návrh požárního otvoru (řezání) ve střeše nebo stropu (v případě potřeby); 7 - hřeben střechy; 8 - měkká střešní krytina (střešní materiál, hydrostekloizol, měkké dlaždice, vlnité lepenky-bitumenové desky atd.); 9 - plech pro zastřešení a zakrytí otvoru (je povoleno použít plochý plech aceidu - azbestocementovou elektroizolační desku); 10 - kovová drenážní podložka; 11 - azbestové těsnění mezery (spáry); 12 - kovová čepice; 13 - stropní nosníky (s prostorem vyplněným izolací); 14 - obložení stropu; 15 - podkroví (v případě potřeby); 16 - plech stropního řezání; 17 - kovové výztužné rohy; 18 - kovový kryt řezu stropu (je-li to nutné); 19 - nehořlavá tepelně odolná izolace (expandovaná hlína, písek, perlit, minerální vlna); 20 - ochranná podložka (plech přes vrstvu azbestové lepenky o tloušťce 8 mm); 21 - síto kovové trubky.
a) netepelně izolované potrubí;
b) tepelně izolovaná stíněná trubka s odporem prostupu tepla minimálně 0,3 m 2 -deg/W (což odpovídá tloušťce cihly 130 mm nebo tloušťce izolace z minerální vlny 20 mm).
Na rýže. 3 jsou uvedeny typické instalační diagramy neizolovaných kovových trubek. Samotné potrubí by mělo být zakoupeno z nerezové oceli o tloušťce minimálně 0,7 mm. Nejoblíbenější průměr ruské trubky je 120 mm, finské 115 mm.
Podle GOST 9817-95 musí být plocha průřezu víceotáčkového komína nejméně 8 cm2 na 1 kW jmenovitého tepelného výkonu uvolněného v peci při spalování dřeva. Tento výkon by se neměl zaměňovat s tepelným výkonem tepelně náročné pece, uvolněným z vnějšího cihlového povrchu pece do místnosti podle SNiP 2.04.05-91. Toto je jedno z mnoha nedorozumění našich regulačních dokumentů. Vzhledem k tomu, že tepelně náročné pece jsou vytápěny obvykle pouze 2-3 hodiny denně, je výkon v peci asi desetkrát větší než výkon uvolňování tepla z povrchu zděné pece.
Příště si povíme něco o vlastnostech instalace komínů.