Расчет горения топлива

2.1 Расчет горения топлива

 

Произведем  перерасчет сухого топлива на влажное

   k = (100 - W)/100,                                                      (1)

где W = (d_r · 100)/813,6 = (20 · 100)/813,6 = 2,45 %

k = (100 – 1,23)/100 = 0,97

C_nH_m^вл = k · C_nH_m ,                                                   (2)

СН₄ = 0,97 · 96,3 = 93,41 %;

С₂Н₆^вл = 0,97 · 1,6 = 1,55 %;

С₃Н₈ = 0,97 · 1,2 = 1,16 %;

С₄Н₁₀ = 0,97 · 0,2 = 0,19 %

N₂^вл = k · N₂ %,                                                (3)

N₂^вл = 0,97 · 0,5 = 0,48 %.

CO₂^вл = k · CO₂ ,                                                    (4)                                          

CO₂ = 0,97 · 0,2 = 0,19 %

Рассчитаем теоретически необходимое количество воздуха V_в⁰ , м³/м³

           V_в⁰ = 0,0476 · [0,05СО + 0,5Н + 1,5Н₂S + Σ(m + ) · C_nH_m – O₂],            (5)

V_в⁰ = 0,0476 · [(1 + ) · 93,41 + (2 + ) · 1,55 + (3 + ) · 1,16 +

+ (4 + ) · 0,19]  =  9,48 м³/м³

Действительное количество воздуха найдем по формуле V_в, м³/м³

                                                 V_в = n · V_в⁰,                                                (6)

V_в = 1,0 · 9,48 м³/м³

Определяем теоретическое количество азота N₂^Т,  м³/м³

                                          ∆ N₂^T = (0,79 · V⁰_в) + (N₂^вл/100);                                   (7)

          ∆ N₂^T = (0,79 · 9,48) + (0,48/100);

 

 

 

 

                                                                                                У

Определяем избыточное количество воздуха ∆ V_в, м³/м³

                                    ∆ V_в = (n – 1) · V_в⁰ · 0,21,                                                   (8)

∆ V_в = (1,01 – 1) · 9,48 · 0,21 = 0,21 м³/м³

Рассчитаем объем трехатомвых газов V_RO2, м³/м³

V_RO2 = 0,01 · [CO₂ + CH₄ + 2 · С₂Н₆ + 3 · С₃Н₈ + 4 · С₄Н₁₀ +

                                                       + 5 · С₂Н₁₂],                                                       (9)

V_RO2 = 0,01 · [0,19 + 93,41 + 2 · 1,55 + 3 · 1,16 +

+ 4 · 0,19 + 0] = 1 м³/м³

Определяем объем водяных  паров V_Н2О,  м³/м³

V_Н2О = 0,01 · [2 · СН₄ + 3 · С₂Н₆ + 4 · С₃Н₈ + 5 · С₄Н₁₀ +

                                    6 · С₅Н₁₂ + 0,124 · d_r] + 0,016 · V_в⁰ ,                                (10)

V_Н2О = 0,01 · [2 · 93,41 + 3 · 1,55 + 4 · 1,16 + 5 · 0,19 +

+  6 · 0 + 0,124 · 20] + 0,016 ·  9,48 = 2,14 м³/м³

Определяем объем дымовых  газов V_{Д. Г.}, м³/м³

                            V_{д г.}  = V_RO2 + V _N2^T + V_Н2О + (n – 1) · V_в⁰ ,                             (11)

V_{д. г.}  = 1 + 7,49 + 2 ,14 + (1,01 – 1) · 9,48 = 10,72 м³/м³

Рассчитаем процентный состав продуктов сгорания RO ₂, %

                                              RO₂ = (V_RO2/ V_д.г. ) · 100,                                        (12)

RO₂ = (1/10,72) · 100 = 9,33 %

                                                Н₂О = (V_Н2О/ V_{д. г.}) · 100,                                      (13)

Н₂О = (2,14/10,72) · 100 = 19,96 %

                                                V = (∆ V_в/ V_{д. г.}) · 100,                                            (14)

V = (0,21/10,72) · 100 = 1,95 %

                                            N₂ = (∆ N₂^T/ V_{д. г.}) · 100,                                           (15)

N₂ = (7,49/10,72) · 100 = 69,86 %

Плотность дымовых газов  ρ_{Д. Г.}, кг/м³

       ρ_{д. г.} = (44 · RO₂ + 18 · H₂O + 28 · N₂ + 28,84 · 0)/(22,4 · 100),                   (16)

ρ_{д.. г.} = (44 · 9,40 + 18 · 20,13 + 28 · 70,46 +

+ 28,48 · 0)/(22,44 · 100) = 1,23 кг/м³

 

Низшая теплота сгорания Q_н^Р , кДж/м³

Q_н^Р = 127,7 · СО + 108 · Н₂ + 358 · СН₄ + 590 · С₂Н₄ +

+ 555 · С₂Н₂ + 636 · С₂Н₆ + 913 · С₃Н₈ + 1185 · С₄Н₁₀ +

                                          + 1463 · С₅Н₁₀ + 234 · Н₂S,                                          (17)

Q_н^Р = 358 · 93,41 + 636 · 1,55 + 913 · 1,16 +

+ 1185 · 0,19 = 35710,81 кДж/м³

Калориметрическая  температура  горения  t_к

t_к = (Q_н^Р + Q_в)/( V_{д. г.} · С _{д. г.}) = (Q_в^Р + (V_в · С_в · t_в))/( V_RO2 · С_RO2 +

                              + V_H2O · C_H2O + V_N2^T · C_N2^T + ∆ V_В · СО₂),                             (18)

где С_в = 1,3231 кДж/(м³ · К),  t_в = 300

t_к = (35710,8 + (9,48 · 1,3231 · 300))/(1 · 2,48 + 2,14 · 1,98 +

+ 7,49 · 1,49 + 0 · 1,59) = 2208

При t_K = 2200

C_RO2 = 2,48 кДж/(м³ · К);

С_Н2О = 1,98 кДж/(м³ · К);

С_N2^т = 1,49 кДж/(м³ · К);

C_O2 = 1,59 кДж/(м³ · К).

Действительная температура  горения t_Д 

                                                           t_В =  η · t_к                                                         (19)

где η – пирометрический коэффициент для камерных печей, η = 0,65 0,7

t_в = 0,65 · 2208 = 1435, 2

Условный тепловой эквивалент Q^{т. э.}, кДж/кг

                                                Q^{э. т.} = Q_н^P/Q_удел. ,                                                   (20)

Q^{т. э.} = 35710,81/29300 = 1,22 кДж/кг

 

 

 

 

 

 

 

2.2 Расчет игольчатого рекуператора

 

Находим температуру уходящих дымовых газов на входе в  рекуператор, при

t_н^д = 850

CO₂…2,16 · 0,13 = 0,28

H₂O…1,66 · 0,22 = 0,37

N₂…1,36 · 0,65 = 0,88

С_д⁸⁵⁰ = 1,53 кДж/(м³ · К)

Находим теплоемкость дымовых  газов на выходе рекуператора,   при

t_д^к  = 600

CO₂…2,05 · 0,13 = 0,26

H₂O… 1,60 · 0,22 = 0,35

N₂…1,34 · 0,65 = 0,83

С_д⁶⁰⁰ = 1,44 кДж/(м³ · К)

Действительную температуру  дыма на выходе из  рекуператора найдем из уравнения теплового баланса, учитывая, что утечка воздуха в  дымовых каналы игольчатых рекуператорах  составляет 10 %

0,9 · 0,470 · 10³ · (1,43 · 850 – 1,54 · t_д^к) = 0,300 · 10³ ×

                × (1,3264 · 340 – 0) + 0,1 · 0,300 · 10³ · (1,3583 · t_д^к – 0),                (21)

t_д^к = 548

Для определения средней  разности температур принимаем, что  движение теплоносителей происходит по схеме перекрестного противотока

∆ t_прот = (850 – 340) – (548 – 0)/(ln(850 – 340)/(548 – 0)) = 317

Для определения поправки на перекрестный находим

R = (850 – 548)/(340 – 0) = 0,89

Р = (340 – 0)/(850 – 0) = 0,4

= ∆t_прот · ε_∆Т,

где ε_∆Т = 0,96

= 317 · 0,96 = 304,32

 

 

Суммарный коэффициент теплопередачи, при скорости ω_в = 6 м/с и ω_д = 3 м/с

K = 38 Вт/(м² · к)

Найдем количество тепла, передаваемого от дыма к воздуху

                                        Q = η · V_д · (с_д^н · t_д^н – с_д^к · t_д^к),                                      (22)

Q = 0,9 · 0,470 · 10³ · (1,53 · 850 – 1,44 · 548) =  216313,74 Вт

Находим общую поверхность  нагрева рекуператора

                                                      F = Q/(K ·

),                                                 (23)

F = 216313,74/(38 · 304, 32) = 18,7 м²

Выбирая трубы длинной 880 мм и типа 17,5, условное число труб 0,25 м². Отсюда общее число труб

n = 18,7/0,25 = 74,8 = 75

Общее сечение для прохода  воздуха

F_в = 0,300/6,0 = 0,05 м²

Сечение для прохода дыма

F_д = 0,470/3,0 = 0,15 м²

Следовательно, по ходу движения воздуха должно быть установлено  труб

0,05/0,008 = 6 шт.,

где 0,008 – проходное сечение  для воздуха 

По ходу движения дыма

0,15/0,042 = 4 шт.,

где 0,042 – проходное сечение  для дыма

Принимаем, что по ходу движения дыма установлено 4 трубы, а по ходу воздуха 4 · 2 = 8. Тогда общее число  ходов (по воздуху) рекуператора будет  равно 75/8 = 9,37 9, т. е. рекуператор будет девятиходовым по восемь труб в каждом ходе.

Фактическое сечение для  прохода воздуха 

ƒ_в = 8 · 0,008 = 0,064 м²

Фактическая скорость воздуха

ω_в0 = 0,300/0,064 = 4,68 м/с

 

 

Фактическое сечение для  прохода дыма

ƒ_д = 4,0 · 0,042 = 0,168 м²

Фактическая скорость дыма

ω_д0 = 0,470/0,168 = 2,79 м/с

Суммарный коэффициент теплопередачи  равен

K = 36 Вт/(м² · К)

Общая поверхность нагрева  рекуператора

F = 216313,74/(36 · 304,32) = 19,74 м²

Полученное  значение поверхности нагрева отличается от расчетного

100(19,74 – 18,7)/18,7 = 6 %

Потери давления на пути движения воздуха. Коэффициент местного сопротивления ζ = 0,5. Тогда при средней температуре воздуха

t_в = 0,5(340 + 0) = 170

∆ρ_иг^внут = 9 · 0,5 · · = 475,2 Па,

где 9 – число ходов  воздуха

Потери давления в трех коробках, коэффициент местного сопротивления 

ζ = 1,25 · 3 · 1 = 3,75 ( поворот на 180⁰)

∆ρ_кор = 3 · 3,75 · · = 1188 Па

Потери давления на пути движения дыма ζ

                                                       ζ = ζ^, · (n + m),                                                 (24)

ζ = 0.253 · (8 + 4) = 3,06,

где n – число рядов труб по движению дыма,

      m – число труб в поперечном направлении.

При средней температуре  дыма

∆t = 0,5 · (840 + 317) = 583,5

∆ρ_иг^внеш = 3,06 · · = 48,4 Па

 

 

 

2.3 Характеристика горелок типа ГТН

 

Улучшения  смешения газа в этих горелках достигают следующим  образом:

- увеличение пути перемешивания  и продолжительности контакта  газа и воздуха внутри горелки;

- разделение потока газа  и (или) воздуха на мелкие  струи;

- направление потоков  газа и воздуха под углом  друг другу;

В результате улучшения смешения в этих горелках удается получить более короткий и высокотемпературный  факел, чем в горелках без предварительного смешения, и снизить потребный  коэффициент расхода воздуха. Кроме  того, в горелках с улучшенным смешением  при соответствующем конструктивном устройстве можно получить факел  заданной формы и с необходимыми характеристиками.

При сжигании газов с высокой  теплотой сгорания зона высоких температур располагается ближе к горелке, что снижает е стойкость и  стойкость горелочного камня. Поэтому  применение  горелок с улучшенным смешением  оправдано только тогда, когда используются особые свойства получаемого в них факела.

В основном в печах прокатного производства черной металлургии используют следующие виды факела:  укороченный, постоянной длины и плоский. Укороченный  факел используют при ограниченном объеме камеры сгорания или сжигании газов с низкой теплотой сгорания для достижения более высоких температур факела. Для получения укороченного факела при сжигании газов с высокой теплотой сгорания применяют дутьевые горелки для природного газа низкого давления типа ГНП, при сжигании газа с низкой теплотой – турбулентные горелки типа ГТН.

Факел постоянной длины применяют  при боковом отоплении широких  проходных печей, когда для обеспечения  равномерности нагрева металла  необходимо  сохранить длину факела и равномерную теплоотдачу при  изменении количества газа, проходящего  через горелку.

 

Плоский факел образуется при жигани газа в тонком слое, стелющемся по поверхности огнеупорного кирпича, в результате чего обеспечивается интенсивный и равномерный нагрев металла излучением от разогретой кладки печи. Применяется преимущественно при сводовом отоплении печей. Для создания плоского факела применяют радиационные горелки типа ГР, плоскопламенные типа ГПП и горели с излучающей чашей типа ГВИЧ.