Lastnosti dimnih plinov v odvisnosti od temperature. Fizikalne lastnosti zraka, plinov in vode. Gostota dimnih plinov se izračuna po formuli

2. toplota, ki jo odnašajo izpušni plini. Določimo toplotno kapaciteto dimni plini pri tux = 8000C;

3. toplotne izgube skozi zidove s toplotno prevodnostjo.

Izgube skozi trezor

Debelina oboka je 0,3 m, material je šamot. Sprejmemo, da je temperatura notranje površine kupole enaka temperaturi plinov.

Povprečna temperatura pečice:

Glede na to temperaturo izberemo koeficient toplotne prevodnosti šamotnega materiala:

Tako so izgube skozi trezor:

kjer je α koeficient prenosa toplote od zunanje površine sten do zunanjega zraka, ki je enak 71,2 kJ / (m2 * h * 0С)

Izgube skozi stene. Zidovi sten so dvoslojni (šamot 345 mm, diatomejska zemlja 115 mm)

Površina stene, m2:

metodična cona

območje varjenja

Tomil cona

konec

Skupna površina zidu 162,73 m2

Pri linearni porazdelitvi temperature po debelini stene bo povprečna temperatura šamota 5500C, diatomita pa 1500C.

Posledično.

Popolna izguba zaradi zidanja

4. Po praktičnih podatkih so toplotne izgube s hladilno vodo enake 10% Qx dohodka, to je Qx + Qp

5. Sprejemamo neobračunane izgube v višini 15% Q vložene toplote

Sestavite enačbo za toplotno bilanco peči

Toplotna bilanca peči je povzeta v tabeli 1; 2

Tabela 1

tabela 2

Poraba kJ/h	%
Toplota, porabljena za segrevanje kovine	53
toplota dimnih plinov	26
izgube pri zidanju	1,9
izgube hladilne vode	6,7
neobračunane izgube	10,6
Skupaj:	100

Specifična poraba toplote za segrevanje 1 kg kovine bo

Izbira in izračun gorilnikov

Sprejemamo, da so v kurišče vgrajeni gorilniki tipa "cev v cevi".

V varilnih conah je 16 kosov, v držalni coni 4 kosi. skupno število gorilnikov 20pcs. Določite ocenjeno količino zraka, ki prihaja v en gorilnik.

Vв - urna poraba zraka;

TV - 400 + 273 = 673 K - temperatura ogrevanja zraka;

N je število gorilnikov.

Predpostavimo, da je zračni tlak pred gorilnikom 2,0 kPa. Iz tega sledi, da potreben pretok zraka zagotavlja gorilnik DBV 225.

Določite ocenjeno količino plina na gorilnik;

VG \u003d V \u003d 2667 urna poraba goriva;

TG \u003d 50 + 273 \u003d 323 K - temperatura plina;

N je število gorilnikov.

8. Izračun toplotnega izmenjevalnika

Za zračno ogrevanje izdelamo kovinsko zančni toplotni izmenjevalnik iz cevi premera 57/49,5 mm s koridorno razporeditvijo njihovega koraka.

Začetni podatki za izračun:

Urna poraba goriva B=2667 kJ/h;

Poraba zraka na 1 m3 goriva Lα = 13,08 m3/m3;

Količina produktov zgorevanja iz 1 m3 gorljivega plina Vα =13,89 m3/m3;

Temperatura ogrevanja zraka tv = 4000С;

Temperatura dimnih plinov iz peči tux=8000C.

Poraba zraka na uro:

Urna količina dima:

Urna količina dima, ki prehaja skozi izmenjevalnik toplote, ob upoštevanju izgube dima za izbijanje in skozi obvodno loputo ter uhajanje zraka.

Koeficient m, ob upoštevanju izgube dima, vzamemo 0,7.

Koeficient, ki upošteva uhajanje zraka v prašiče, bomo vzeli 0,1.

Temperatura dima pred toplotnim izmenjevalnikom, ob upoštevanju uhajanja zraka;

kjer je iух vsebnost toplote dimnih plinov pri tух=8000С

Ta vsebnost toplote ustreza temperaturi dima tD=7500C. (Glejte sliko 67(3))

Država izobraževalna ustanova višji poklicno izobraževanje

Država Samara Tehniška univerza»

Katedra za kemijsko tehnologijo in industrijsko ekologijo

TEČAJNO DELO

v disciplini "Tehnična termodinamika in toplotna tehnika"

Tema: Izračun naprave za rekuperacijo toplote iz odpadnih plinov procesne peči

Izpolnil: študent Ryabinina E.A.

ZF tečaj III skupina 19

Preveril: svetovalec Churkina A.Yu.

Samara 2010

Uvod

Večina kemičnih podjetij ustvarja visoko- in nizkotemperaturne toplotne odpadke, ki se lahko uporabljajo kot sekundarni vir energije (SER). Sem spadajo dimni plini iz različnih kotlov in procesnih peči, ohlajeni tokovi, hladilna voda in izpušna para.

Toplotni VER v veliki meri pokrivajo toplotne potrebe posameznih industrij. Tako je v industriji dušika več kot 26% potreb po toploti pokrito z VER, v industriji sode - več kot 11%.

Število uporabljenih HOR je odvisno od treh dejavnikov: temperature HOR, njihove toplotne moči in kontinuitete izhoda.

Trenutno je najbolj razširjeno izkoriščanje toplote iz industrijskih odpadnih plinov, ki imajo visok temperaturni potencial za skoraj vse požarnotehnične postopke in se lahko neprekinjeno uporabljajo v večini industrij. Toplota odpadnih plinov je glavna sestavina energetske bilance. Uporablja se predvsem za tehnološke, v nekaterih primerih pa tudi za energetske namene (v kotlih za odpadno toploto).

Vendar pa je široka uporaba visokotemperaturnih toplotnih VER povezana z razvojem metod za izkoriščanje, vključno s toploto vroče žlindre, izdelkov itd., Novimi metodami za izrabo toplote izpušnih plinov, pa tudi z izboljšanjem zasnove obstoječe opreme za uporabo.

1. Opis tehnološke sheme

V cevnih pečeh brez konvekcijske komore ali v pečeh s sevalno konvekcijo, vendar z relativno visoko začetno temperaturo segretega produkta, je lahko temperatura izpušnih plinov relativno visoka, kar vodi do povečanih toplotnih izgub, zmanjšanega izkoristka peči in višje poraba goriva. Zato je potrebno uporabiti toploto odpadnih plinov. To je mogoče doseči z uporabo grelnika zraka, ki segreva zrak, ki vstopa v peč za zgorevanje goriva, ali z namestitvijo kotlov na odpadno toploto, ki omogočajo pridobivanje vodne pare, potrebne za tehnološke potrebe.

Za izvedbo ogrevanja zraka pa so potrebni dodatni stroški za izgradnjo grelnika zraka, puhal ter dodatna poraba električne energije, ki jo porabi motor puhala.

Za zagotovitev normalnega delovanja grelnika zraka je pomembno preprečiti možnost korozije njegove površine s strani toka dimnih plinov. Ta pojav je možen, ko je temperatura površine za izmenjavo toplote nižja od temperature rosišča; hkrati se del dimnih plinov, ki so neposredno v stiku s površino grelnika zraka, znatno ohladi, vodna para, ki je v njih, delno kondenzira in z absorpcijo žveplovega dioksida iz plinov tvori agresivno šibko kislino.

Točka rosišča ustreza temperaturi, pri kateri je nasičen parni tlak vode enak parcialnemu tlaku vodne pare v dimnih plinih.

Eden najbolj zanesljivih načinov zaščite pred korozijo je predgretje zraka na nek način (npr. v vodi oz. parni grelniki) do temperatur nad rosiščem. Takšna korozija se lahko pojavi tudi na površini konvekcijskih cevi, če je temperatura surovine, ki vstopa v peč, pod rosiščem.

Vir toplote za povečanje temperature nasičene pare je oksidacijska reakcija (zgorevanje) primarnega goriva. Dimni plini, ki nastanejo pri zgorevanju, oddajajo svojo toploto v sevalnih in nato konvekcijskih komorah toku surovine (para). Pregreta vodna para vstopi v porabnika, produkti zgorevanja pa zapustijo kurišče in vstopijo v kotel za odpadno toploto. Na izhodu iz KU se nasičena vodna para vrne v peč za pregrevanje pare, dimni plini, ohlajeni z napajalno vodo, pa vstopijo v grelnik zraka. Iz grelnika zraka dimni plini vstopijo v CTAN, kjer se voda, ki teče skozi tuljavo, segreje in gre direktno do porabnika, dimni plini pa se sproščajo v ozračje.

2. Izračun peči

2.1 Izračun zgorevalnega procesa

Določimo nižjo kurilno vrednost zgorevanja goriva Q R n. Če je gorivo posamezen ogljikovodik, potem njegova kalorična vrednost Q R n enaka standardni toploti zgorevanja minus toplota uparjanja vode v produktih zgorevanja. Lahko se izračuna tudi iz standardnih toplotnih učinkov tvorbe začetnih in končnih produktov na podlagi Hessovega zakona.

Za gorivo, sestavljeno iz mešanice ogljikovodikov, se kurilna vrednost določi v skladu s pravilom aditivnosti:

kje Q pi n- toplota zgorevanja jaz-th komponenta goriva;

y i- koncentracija jaz-ta komponenta goriva v delih enote, potem:

Q R n cm = 35,84 ∙ 0,987 + 63,80 ∙ 0,0033+ 91,32 ∙ 0,0012+ 118,73 ∙ 0,0004 + 146,10 ∙ 0,0001 \u003d 35,75 MJ / m 3.

Molska masa goriva:

M m = Σ M i ∙ y i ,

kje M i- molska masa jaz-ta komponenta goriva, od tukaj:

M m = 16,042 ∙ 0,987 + 30,07 ∙ 0,0033 + 44,094 ∙ 0,0012 + 58,120 ∙ 0,0004 + 72,15 ∙ 0,0001 + 44,010 ∙ 0,001+ 28,01 ∙ 028,01 = 0,002.

kg / m 3,

potem Q R n cm, izraženo v MJ/kg, je enako:

MJ/kg.

Rezultati izračuna so povzeti v tabeli. ena:

Sestava goriva Tabela 1

Določimo elementarno sestavo goriva, % (masa):

,

kje n i C , ameriški nacionalni inštitut za zdravje , n i N , n i O- število atomov ogljika, vodika, dušika in kisika v molekulah posameznih sestavin, ki sestavljajo gorivo;

Vsebnost vsake komponente goriva, mas. %;

x i- vsebnost posamezne komponente goriva, pravijo. %;

M i je molska masa posameznih komponent goriva;

M m je molska masa goriva.

Preverjanje sestave :

C + H + O + N = 74,0 + 24,6 + 0,2 + 1,2 = 100 % (masa).

Določimo teoretično količino zraka, potrebnega za zgorevanje 1 kg goriva, ki jo določimo iz stehiometrične enačbe reakcije zgorevanja in vsebnosti kisika v atmosferskem zraku. Če je znana elementarna sestava goriva, teoretična količina zraka L0, kg/kg, se izračuna po formuli:

V praksi se za zagotovitev popolnega zgorevanja goriva v peč vnese presežna količina zraka, dejanski pretok zraka ugotovimo pri α = 1,25:

L = aL 0 ,

kje L- dejanska poraba zraka;

α - koeficient presežka zraka,

L = 1,25∙17,0 = 21,25 kg/kg.

Specifična prostornina zraka (n.p.) za zgorevanje 1 kg goriva:

kje ρ in= 1,293 - gostota zraka pri normalnih pogojih,

m 3 / kg.

Ugotovimo količino produktov zgorevanja, ki nastanejo pri zgorevanju 1 kg goriva:

če je znana elementarna sestava goriva, potem lahko masno sestavo dimnih plinov na 1 kg goriva med njegovim popolnim zgorevanjem določimo na podlagi naslednjih enačb:

kje mCO2 , mH2O , mN2 , mO2- masa ustreznih plinov, kg.

Skupna količina produktov zgorevanja:

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.

Preverjanje prejete vrednosti:

kje W f- specifična poraba pare injektorja pri zgorevanju tekočega goriva, kg/kg (za plinsko gorivo W f = 0),

Ker je gorivo plin, zanemarjamo vsebnost vlage v zraku in ne upoštevamo količine vodne pare.

Najdemo prostornino produktov zgorevanja pri normalnih pogojih, ki nastanejo pri zgorevanju 1 kg goriva:

kje m i- masa ustreznega plina, ki nastane pri zgorevanju 1 kg goriva;

ρi- gostota tega plina pri normalnih pogojih, kg / m 3;

M i je molska masa danega plina, kg/kmol;

22,4 - molska prostornina, m 3 / kmol,

m 3 /kg; m 3 /kg;

m 3 /kg; m 3 / kg.

Skupna prostornina produktov zgorevanja (n.a.) pri dejanskem pretoku zraka:

V = V CO2 + V H2O + V N2 + V O2 ,

V = 1,38 + 2,75 + 13,06 + 0,70 \u003d 17,89 m 3 / kg.

Gostota produktov zgorevanja (n.n.):

kg / m3.

Poiščimo toplotno kapaciteto in entalpijo produktov zgorevanja 1 kg goriva v temperaturnem območju od 100 °C (373 K) do 1500 °C (1773 K) s pomočjo podatkov v tabeli. 2.

Povprečne specifične toplotne kapacitete plinov s p, kJ/(kg∙K) tabela 2

t, °С

Entalpija dimnih plinov, ki nastanejo pri zgorevanju 1 kg goriva:

kje s CO2 , s H2O , z N2 , z O2- povprečne specifične toplotne kapacitete pri konstantnem tlaku ustrezne trate pri temperaturi t, kJ/(kg K);

s t je povprečna toplotna kapaciteta dimnih plinov, ki nastanejo pri zgorevanju 1 kg goriva pri temperaturi t, kJ/(kg K);

pri 100 °С: kJ/(kg∙K);

pri 200 °С: kJ/(kg∙K);

pri 300 °C: kJ/(kg∙K);

pri 400 °С: kJ/(kg∙K);

pri 500 °С: kJ/(kg∙K);

pri 600 °C: kJ/(kg∙K);

pri 700 °С: kJ/(kg∙K);

pri 800 °С: kJ/(kg∙K);

pri 1000 °С: kJ/(kg∙K);

pri 1500 °C: kJ/(kg∙K);

Rezultati izračunov so povzeti v tabeli. 3.

Entalpija produktov zgorevanja Tabela 3

Glede na tabelo. 3 zgradite graf odvisnosti H t = f ( t ) (slika 1) glej prilogo .

2.2 Izračun toplotne bilance peči, izkoristka peči in porabe goriva

Toplotni tok, ki ga prevzame vodna para v peči (uporabno toplotna obremenitev):

kje G- količina pregrete vodne pare na časovno enoto, kg/s;

H vp1 in H vp2

Za temperaturo izhodnih dimnih plinov vzamemo 320 °C (593 K). Izguba toplote zaradi sevanja v okolju bo 10 %, pri čemer se jih 9 % izgubi v sevalni komori in 1 % v konvekcijski komori. Izkoristek peči η t = 0,95.

Zanemarjamo toplotne izgube zaradi kemičnega podgorevanja, kot tudi količino toplote dovodnega goriva in zraka.

Določimo učinkovitost peči:

kje uh je entalpija produktov zgorevanja pri temperaturi dimnih plinov, ki zapuščajo peč, t uh; temperatura izhodnih dimnih plinov se običajno predpostavlja, da je 100 - 150 ° C višja od začetne temperature surovine na vstopu v peč; q znoj- izguba toplote zaradi sevanja v okolje, % ali delež Q nadstropje ;

Poraba goriva, kg/s:

kg/s.

2.3 Izračun sevalne komore in konvekcijske komore

Na prehodu nastavimo temperaturo dimnih plinov: t p\u003d 750 - 850 ° C, sprejemamo

t p= 800 °C (1073 K). Entalpija produktov zgorevanja pri temperaturi na prehodu

H p= 21171,8 kJ/kg.

Toplotni tok, ki ga vodna para prevzame v sevalnih ceveh:

kje H n je entalpija produktov zgorevanja pri temperaturi dimnih plinov na prehodu, kJ/kg;

η t - učinkovitost peči; priporočljivo je, da je enako 0,95 - 0,98;

Toplotni tok, ki ga prevzame vodna para v konvekcijskih ceveh:

Entalpija vodne pare na vstopu v sevalni del bo:

kJ/kg.

Sprejemamo vrednost tlačnih izgub v konvekcijski komori ∆ p do= 0,1 MPa, potem:

p do = p - p do ,

p do= 1,2 - 0,1 = 1,1 MPa.

Temperatura vstopne vodne pare v sevalni del t do= 294 °C, potem bo povprečna temperatura zunanje površine sevalnih cevi:

kje Δt- razlika med temperaturo zunanje površine sevalnih cevi in ​​temperaturo vodne pare (surovine), segrete v ceveh; Δt= 20 - 60 °С;

TO.

Najvišja konstrukcijska temperatura zgorevanja:

kje t o- znižana temperatura začetne mešanice goriva in zraka; enaka temperaturi zraka, dobavljenega za zgorevanje;

HVALA.- specifična toplotna kapaciteta produktov zgorevanja pri temperaturi t P;

°C.

pri tmax = 1772,8 °C in t n \u003d 800 ° C toplotna gostota popolnoma črne površine qs za različne temperature zunanja površina sevalnih cevi ima naslednje pomene:

Θ, °С 200 400 600

qs, W/m2 1,50 ∙ 10 5 1,30 ∙ 10 5 0,70 ∙ 10 5

Gradimo pomožni grafikon (slika 2) glej prilogo, po katerem najdemo toplotno gostoto pri Θ = 527 °С: qs\u003d 0,95 ∙ 10 5 W / m 2.

Izračunamo skupni toplotni tok, doveden v peč:

Predhodna vrednost površine, ki je enakovredna popolnoma črni površini:

m 2.

Sprejmemo stopnjo zaslonjenja zidu Ψ = 0,45 in za α = 1,25 ugotovimo, da

Hs /H l = 0,73.

Vrednost ekvivalentne ravne površine:

m 2.

Sprejemamo enovrstno postavitev cevi in ​​korak med njimi:

S = 2d n= 2 ∙ 0,152 = 0,304 m Za te vrednosti je faktor oblike Za = 0,87.

Vrednost oklopljene zidane površine:

m 2.

Grelna površina sevalnih cevi:

m 2.

Izberemo pečico BB2, njene parametre:

površina sevalne komore, m 2 180

površina konvekcijske komore, m 2 180

delovna dolžina peči, m 9

širina sevalne komore, m 1,2

različica b

metoda zgorevanja goriva brez plamena

premer cevi sevalne komore, mm 152×6

premer cevi konvekcijske komore, mm 114×6

Število cevi v sevalni komori:

kje d n je zunanji premer cevi v sevalni komori, m;

l tla - uporabna dolžina sevalnih cevi, opranih s tokom dimnih plinov, m,

l nadstropje = 9 - 0,42 = 8,2 m,

.

Toplotna obremenitev površine sevalnih cevi:

W/m 2.

Določite število cevi konvekcijske komore:

Razporedimo jih v šahovnici po 3 v eno vodoravno vrsto. Korak med cevmi S = 1,7 d h = 0,19 m.

Povprečna temperaturna razlika se določi po formuli:

°C.

Koeficient toplotne prehodnosti v konvekcijska komora:

W / (m 2 ∙ K).

Toplotna obremenitev površine konvekcijskih cevi je določena s formulo:

W/m 2.

2.4 Hidravlični izračun tuljave peči

Hidravlični izračun tuljave peči je sestavljen iz določanja izgube tlaka vodne pare v sevalnih in konvekcijskih ceveh.

kje G

ρ do v.p. - gostota vodne pare pri povprečni temperaturi in tlaku v konvekcijski komori, kg / m 3;

d k – notranji premer konvekcijskih cevi, m;

z k je število pretokov v konvekcijski komori,

gospa.

ν k \u003d 3,311 ∙ 10 -6 m 2 / s.

Vrednost Reynoldsovega kriterija:

m.

Izguba tlaka zaradi trenja:

Pa = 14,4 kPa.

Pa = 20,2 kPa.

kjer je Σ ζ do

- število obratov.

Skupna izguba tlaka:

2.5 Izračun izgube tlaka vodne pare v sevalni komori

Povprečna hitrost pare:

kje G pretok vodne pare, pregrete v peči, kg/s;

ρ r v.p. - gostota vodne pare pri povprečni temperaturi in tlaku v konvekcijski komori, kg / m 3;

dр - notranji premer konvekcijskih cevi, m;

z p je število pretokov v zračni komori,

gospa.

Kinematična viskoznost vodne pare pri povprečni temperaturi in tlaku v konvekcijski komori ν p \u003d 8,59 ∙ 10 -6 m 2 / s.

Vrednost Reynoldsovega kriterija:

Skupna dolžina cevi v ravnem odseku:

m.

Koeficient hidravličnega trenja:

Izguba tlaka zaradi trenja:

Pa = 15,1 kPa.

Izguba tlaka za premagovanje lokalnega upora:

Pa = 11,3 kPa,

kjer je Σ ζ str\u003d 0,35 - koeficient upora pri obračanju za 180 ºС,

- število obratov.

Skupna izguba tlaka:

Opravljeni izračuni so pokazali, da bo izbrana peč zagotovila proces pregrevanja vodne pare v danem načinu.

3. Izračun kotla za odpadno toploto

Poiščite povprečno temperaturo dimnih plinov:

kje t 1 - temperatura dimnih plinov na vstopu,

t 2 – temperatura dimnih plinov na izhodu, °С;

°C (538 K).

Masni pretok dimnih plinov:

kjer je B - poraba goriva, kg / s;

Za dimne pline so specifične entalpije določene na podlagi podatkov v tabeli. 3 in sl. 1 po formuli:

Entalpije hladilnih tekočin Tabela 4

Toplotni tok, ki ga prenašajo dimni plini:

kje H 1 in H 2 - entalpija dimnih plinov pri temperaturi vstopa oziroma izhoda KU, ki nastane pri zgorevanju 1 kg goriva, kJ/kg;

B - poraba goriva, kg / s;

h 1 in h 2 - specifične entalpije dimnih plinov, kJ / kg,

Toplotni tok, ki ga zazna voda, W:

kje η ku - koeficient izrabe toplote v CU; η ku = 0,97;

G n - zmogljivost pare, kg / s;

h k vp - entalpija nasičene vodne pare pri izhodni temperaturi, kJ/kg;

h n in - entalpija napajalne vode, kJ/kg,

Količina vodne pare, prejete v KU, je določena s formulo:

kg/s.

Toplotni tok, ki ga prevzame voda v ogrevalnem območju:

kje h k in - specifična entalpija vode pri temperaturi izhlapevanja, kJ / kg;

Toplotni tok, ki ga dimni plini prenesejo na vodo v ogrevalnem območju (koristna toplota):

kje h x je specifična entalpija dimnih plinov pri temperaturi t x, od tukaj:

kJ/kg.

Vrednost entalpije zgorevanja 1 kg goriva:

Glede na sl. 1 temperatura dimnih plinov, ki ustreza vrednosti H x = 5700,45 kJ/kg:

t x = 270 °С.

Povprečna temperaturna razlika v ogrevalnem območju:

°C.

270 dimni plini 210 Ob upoštevanju indeksa protitoka:

kje Za f je koeficient toplotnega prehoda;

m 2.

Povprečna temperaturna razlika v območju izhlapevanja:

°C.

320 dimni plini 270 Ob upoštevanju indeksa protitoka:

187 vodna para 187

Površina izmenjevalne površine v ogrevalnem območju:

kje Za f je koeficient toplotnega prehoda;

m 2.

Skupna površina za izmenjavo toplote:

F = F n + F ti,

F\u003d 22,6 + 80 \u003d 102,6 m 2.

V skladu z GOST 14248-79 izberemo standardni uparjalnik s parnim prostorom z naslednjimi značilnostmi:

premer ohišja, mm 1600

število cevnih snopov 1

število cevi v enem svežnju 362

površina za izmenjavo toplote, m 2 170

območje preseka ene kapi

skozi cevi, m 2 0,055

4. Toplotna bilanca grelnika zraka

atmosferski zrak s temperaturo t ° in-x vstopi v aparat, kjer se segreje na temperaturo t x v-x zaradi toplote dimnih plinov.

Poraba zraka, kg / s, se določi glede na zahtevano količino goriva:

kje AT- poraba goriva, kg/s;

L- dejanska poraba zraka za zgorevanje 1 kg goriva, kg/kg,

Dimni plini, ki oddajajo svojo toploto, se ohladijo iz t dg3 = t dg2 prej t dg4 .

=

kje H3 in H4- entalpije dimnih plinov pri temperaturah t dg3 in t dg4 kJ/kg,

Toplotni tok, ki ga zazna zrak, W:

kje z in-x- povprečna specifična toplotna kapaciteta zraka, kJ/(kg K);

0,97 - učinkovitost grelnika zraka,

Končna temperatura zraka ( t x v-x) se določi iz enačbe toplotne bilance:

TO.

5. Toplotna bilanca KTAN

Po grelniku zraka vstopijo dimni plini v kontaktni aparat z aktivnim pakiranjem (KTAN), kjer se njihova temperatura zniža od t dg5 = t dg4 do temperature t dg6= 60 °С.

Toploto dimnih plinov odvajata dva ločena tokova vode. En tok pride v neposredni stik z dimnimi plini, drugi pa z njimi izmenjuje toploto skozi steno tuljave.

Toplotni tok, ki ga oddajajo dimni plini, W:

kje H5 in H6- entalpije dimnih plinov pri temperaturi t dg5 in t dg6 kJ/kg,

Količina hladilne vode (skupna), kg/s, se določi iz enačbe toplotne bilance:

kjer je η - učinkovitost KTAN, η = 0,9,

kg/s.

Toplotni tok, ki ga zaznava hladilna voda, W:

kje G voda- poraba hladilne vode, kg/s:

z vodo- specifična toplotna kapaciteta vode, 4,19 kJ/(kg K);

t n voda in t za vodo- temperatura vode na vstopu oziroma izstopu iz KTAN,

6. Izračun izkoristka rekuperacije toplote

Pri določanju vrednosti učinkovitosti sintetiziranega sistema ( η mu) uporablja se tradicionalni pristop.

Izračun učinkovitosti rekuperacije toplote se izvede po formuli:

7. Eksergijska ocena sistema "peč - kotel na odpadne toplote".

Eksergetična metoda analize energetskih tehnoloških sistemov omogoča najbolj objektivno in kakovostno oceno energetskih izgub, ki jih pri klasični oceni s prvim zakonom termodinamike nikakor ne zaznamo. V obravnavanem primeru se kot kriterij vrednotenja uporablja eksergijska učinkovitost, ki je opredeljena kot razmerje med odvzeto eksergijo in eksergijo, dovedeno v sistem:

kje E sub- eksergija goriva, MJ/kg;

E oz.- eksergija, ki jo prevzame tok vodne pare v peči in kotlu za odpadno toploto.

V primeru plinastega goriva je dovedena eksergija vsota eksergije goriva ( E pod1) in eksergija zraka ( E sub2):

kje N n in Ampak- entalpije zraka pri temperaturi vstopa v peč oziroma temperaturi okolja, kJ/kg;

to- 298 K (25 °С);

∆S- sprememba entropije zraka, kJ/(kg K).

V večini primerov lahko vrednost eksergije zraka zanemarimo, to je:

Dodeljena eksergija za obravnavani sistem je vsota eksergije, ki jo prevzame vodna para v peči ( E oziroma 1), in eksergija, ki jo prevzame vodna para v CH ( E oziroma 2).

Za tok pare, segret v peči:

kje G- poraba pare v peči, kg/s;

H vp1 in H vp2- entalpije vodne pare na vstopu oziroma izstopu iz peči, kJ/kg;

ΔS vp- sprememba entropije vodne pare, kJ/(kg K).

Za pretok vodne pare, pridobljen v HV:

kje G n- poraba pare v CU, kg / s;

h do pog- entalpija nasičene vodne pare na izstopu iz KU, kJ/kg;

h n noter- entalpija napajalne vode na vstopu v KU, kJ/kg.

E oz. = E otv1 + E otv2 ,

E oz.\u003d 1965,8 + 296,3 \u003d 2262,1 J / kg.

Zaključek

Po opravljenem izračunu za predlagano napravo (rekuperacija toplote odpadnih plinov procesne peči) lahko sklepamo, da je za določeno sestavo goriva, produktivnost peči glede na vodno paro in druge kazalnike učinkovitost sintetiziran sistem je visok, zato je namestitev učinkovita; to je pokazala tudi eksergijska ocena sistema »peč – kotel na odpadno toploto«, vendar je z vidika stroškov energije inštalacija nezaželena in jo je treba izboljšati.

Seznam uporabljene literature

1. Haraz D .in. Načini uporabe sekundarnih virov energije v kemični industriji / D. I. Kharaz, B. I. Psakhis. - M.: Kemija, 1984. - 224 str.

2. Scoblo A . in. Skoblo A.I., Tregubova I.A., Yu.K., Molokanov. - 2. izd., revidirano. in dodatno – M.: Kemija, 1982. – 584 str.

3. Pavlov K .F. Primeri in naloge pri predmetu procesi in aparati kemijske tehnologije: Uč. Priročnik za univerze / K. F. Pavlov, P. G. Romankov, A. A. Noskov; Ed. P. G. Romankova. - 10. izd., revidirano. in dodatno - L.: Kemija, 1987. - 576 str.

Aplikacija

Pri zgorevanju ogljika goriva v zraku v skladu z enačbo (21C + 2102 + 79N2 = 21C02 + 79N2) je za vsako prostornino CO2 v produktih izgorevanja 79: 21 = 3,76 prostornine N2.

Zgorevanje antracita, pustega premoga in drugih goriv z visoko vsebnostjo ogljika proizvaja produkte zgorevanja, ki so po sestavi podobni produktom zgorevanja ogljika. Pri zgorevanju vodika v skladu z enačbo

42H2+2102+79N2=42H20+79N2

Za vsako prostornino H20 je 79:42 = 1,88 prostornine dušika.

V produktih zgorevanja naravnih, utekočinjenih in koksarniških plinov, tekočih goriv, ​​drv, šote, rjavega premoga, dolgotrajnega in plinskega premoga ter drugih goriv s pomembno vsebnostjo vodika v gorljivi masi, veliko število vodna para, ki včasih presega prostornino CO2. Prisotnost vlage na vrhu

Tabela 36 Toplotna kapaciteta, kcal/(m3. °C)

Live, seveda, poveča vsebnost vodne pare v produktih izgorevanja.

Sestava produktov popolnega zgorevanja glavnih vrst goriva v stehiometričnem volumnu zraka je podana v tabeli. 34. Iz podatkov v tej tabeli je razvidno, da vsebnost N2 v produktih zgorevanja vseh vrst goriva znatno presega skupno vsebnost C02-f-H20, v produktih zgorevanja ogljika pa znaša 79 %.

Produkti zgorevanja vodika vsebujejo 65% N2, produkti zgorevanja naravnih in utekočinjenih plinov, bencina, kurilnega olja in drugih ogljikovodikovih goriv vsebujejo 70-74% N2.

riž. 5. Volumetrična toplotna kapaciteta

Produkti zgorevanja

4 - produkti zgorevanja ogljika

5 - produkti zgorevanja vodika

Povprečno toplotno kapaciteto produktov popolnega zgorevanja, ki ne vsebujejo kisika, lahko izračunamo po formuli

C \u003d 0,01 (Cc02C02 + Cso2S02 + Cn20H20 + CN2N2) kcal / (m3 - ° С), (VI. 1)

Kjer so Сс0г, Cso2, СНа0, CNa volumetrične toplotne kapacitete ogljikovega dioksida, žveplovega dioksida, vodne pare in dušika, S02, S02, Н20 in N2 pa vsebnost ustreznih komponent v produktih zgorevanja, % (vol.) .

V skladu s to formulo (VI. 1) ima naslednjo obliko:

C \u003d 0,01 (Cc02 /? 02 + CHj0H20-bCNi! N2) kcal / (m3 "°C). (VI.2)

Povprečna volumetrična toplotna kapaciteta CO2, H20 in N2 v temperaturnem območju od 0 do 2500 °C je podana v tabeli. 36. Krivulje, ki označujejo spremembo povprečne volumetrične toplotne kapacitete teh plinov z naraščajočo temperaturo, so prikazane na sl. 5.

Iz mize. 16 podatki in krivulje prikazane na sl. 5 prikazuje naslednje:

1. Volumetrična toplotna kapaciteta CO2 bistveno presega toplotno kapaciteto H20, ta pa presega toplotno kapaciteto N2 v celotnem temperaturnem območju od 0 do 2000 °C.

2. Toplotna kapaciteta CO2 narašča z naraščanjem temperature hitreje kot toplotna kapaciteta H20, toplotna kapaciteta H20 pa hitreje kot toplotna kapaciteta N2. Toda kljub temu tehtane povprečne volumetrične toplotne kapacitete produktov zgorevanja ogljika in vodika v stehiometrični volumen zrak se malo razlikuje.

To stanje, na prvi pogled nekoliko nepričakovano, je posledica dejstva, da v produktih popolnega zgorevanja ogljika v zraku za vsak kubični meter CO2, ki ima največjo volumetrično toplotno kapaciteto, predstavlja 3,76 m3 N2 z minimalno volumetrično

Povprečne volumetrične toplotne kapacitete produktov zgorevanja ogljika in vodika so teoretično zahtevana količina zrak, kcal/(m3-°С) Toplotna kapaciteta produktov zgorevanja Povprečna vrednost toplotne kapacitete produktov zgorevanja ogljika in vodika Odstopanja od povprečja Odstotek odstopanja DS 100 ogljik vodik

Toplotna kapaciteta, v produktih zgorevanja vodika pa je na vsak kubični meter vodne pare, katere prostorninska toplotna kapaciteta je manjša od CO2, vendar večja od N2, polovična količina dušika (1,88 m3).

Posledično se povprečne volumetrične toplotne kapacitete produktov zgorevanja ogljika in vodika v zraku izenačijo, kot je razvidno iz podatkov v tabeli. 37 in primerjava krivulj 4 in 5 na sl. 5. Razlika v tehtanih povprečnih toplotnih kapacitetah produktov zgorevanja ogljika in vodika v zraku ne presega 2 %. Seveda ležijo toplotne kapacitete produktov zgorevanja goriva, ki je sestavljeno predvsem iz ogljika in vodika, v stehiometričnem volumnu zraka v ozkem območju med krivuljama 4 in 5 (osenčeno na sliki 5).

Produkti popolnega zgorevanja različnih vidov; goriva v stehiometričnem zraku v temperaturnem območju od 0 do 2100 °C imajo naslednjo toplotno kapaciteto, kcal/(m3>°C):

Nihanje toplotne kapacitete produktov zgorevanja različne vrste goriv je razmeroma malo. pri trdno gorivo z visoko vsebnostjo vlage (drva, šota, rjavi premog itd.) je toplotna kapaciteta produktov zgorevanja v enakem temperaturnem območju večja kot pri gorivu z nizko vsebnostjo vlage (antracit, premog, kurilno olje, zemeljski plin itd.) .) . To je posledica dejstva, da se pri zgorevanju goriva z visoko vsebnostjo vlage v produktih zgorevanja poveča vsebnost vodne pare, ki ima večjo toplotno kapaciteto v primerjavi z dvoatomnim plinom - dušikom.

V tabeli. 38 prikazuje povprečne volumetrične toplotne kapacitete produktov popolnega zgorevanja, ki niso razredčeni z zrakom, za različna temperaturna območja.

Tabela 38

Vrednost povprečne toplotne kapacitete produktov zgorevanja goriva in zraka, ki niso razredčeni z zrakom, v temperaturnem območju od 0 do t ° С Toplotna kapaciteta produktov zgorevanja, kcal / (mí ■ °С) Toplotna kapaciteta, kcal/(m3. °C) Naravni, naftni, koksarniški plini, tekoča goriva, črni premog, antracit Drva, šota, rjavi premog, generatorski in plavžni plini plavžni plin

Povečanje vsebnosti vlage v gorivu poveča toplotno kapaciteto produktov zgorevanja zaradi povečanja vsebnosti vodne pare v njih v istem temperaturnem območju v primerjavi s toplotno kapaciteto produktov zgorevanja goriva z nižjo vsebnostjo vlage. vsebnostjo, hkrati pa znižuje temperaturo zgorevanja goriva zaradi povečanja prostornine produktov zgorevanja zaradi vodnega para.

S povečanjem vsebnosti vlage v gorivu se volumetrična toplotna kapaciteta produktov zgorevanja poveča v določenem temperaturnem območju, hkrati pa se temperaturni interval zmanjša od 0 do £max zaradi zmanjšanja vrednosti<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 omogoča znatno poenostavitev določanja kalorimetrične in izračunane temperature zgorevanja (po metodi, opisani v poglavju VII). Dovoljena napaka v tem primeru običajno ne presega 1% ali 20 °.

Iz upoštevanja krivulj 4 in 5 na sl. 5 je razvidno, da je razmerje toplotne kapacitete produktov popolnega zgorevanja ogljika v stehiometričnem volumnu zraka v temperaturnem območju od 0 do t ° C, na primer od 0 do

Toplotna kapaciteta produktov zgorevanja od 0 do t’mayL različnih vrst trdnih goriv z vsebnostjo vlage od 0 do 40 % v stehiometričnem volumnu zraka nižja toplota Toplota - proizvodnja Toplotna kapaciteta produktov zgorevanja iz O "o'shah kcal / (m" ° С) Zgorevanje, kcal/kg telo, T' °С 'max- ^ Donetsk antracit Polantracit Egorshinsky PA gorljiva masa Delovno gorivo Premog Doneck Skinny T, gorljiva masa Skinny T, delujoče gorivo Parna maščoba, trebušna slinavka Plin G Dolg plamen D Promprodukt PP Kuznetski Anzhero-Sudzhensky parno sintranje PS Leninski plin G Prokopyevskiy šibko sintranje SS Karaganda Naparjena maščoba in naparjena trebušna slinavka/PS Kizelova zamaščena trebušna slinavka Vorkuta parna maščobna trebušna slinavka G1 kvarčelski (GSSR) Zamaščena trebušna slinavka Promprodukt PP Tkvibulsky (GSSR) plin G Co. k-Yangaksky (Kirgiška SSR) plin G Rjavi premog Čeljabinsk Teološki Podmoskovny grudica Rezkanje

200 in od 0 do 2100 °C so praktično enake razmerju toplotnih kapacitet produktov zgorevanja vodika v istih temperaturnih območjih. Določeno razmerje toplotnih kapacitet C' ostane praktično konstantno za produkte popolnega zgorevanja različnih vrst goriva v stehiometričnem volumnu zraka.

V tabeli. 40 prikazuje razmerja toplotnih kapacitet produktov popolnega zgorevanja goriva z nizko vsebnostjo balasta, ki prehaja v plinaste produkte zgorevanja (antracit, koks, premog, tekoče gorivo, naravni, naftni, koksarni plini itd.) v temperaturnem območju od 0 do t ° C in v temperaturnem območju od 0 do 2100 °C. Ker je toplotna kapaciteta teh vrst goriva blizu 2100 ° C, je navedeno razmerje toplotnih kapacitet C' enako razmerju toplotnih kapacitet v temperaturnem območju od 0 do t in od 0 do tm&x-

V tabeli. 40 prikazuje tudi vrednosti C', izračunane za produkte zgorevanja goriva z visoko vsebnostjo balasta, ki med zgorevanjem goriva prehaja v plinaste produkte zgorevanja, to je vlaga v trdnem gorivu, dušik in ogljikov dioksid v plinastih goriva. Toplotna kapaciteta teh vrst goriva (les, šota, rjavi premog, mešani generator, zrak in plavžni plini) je 1600-1700 °C.

Tabela 40

Razmerje med toplotno kapaciteto produktov zgorevanja C' in zraka K v temperaturnem območju od 0 do t ° C do toplotne kapacitete produktov zgorevanja od 0 do Temperatura Gorivo z zmanjšano toplotno odpornostjo Temperatura Gorivo z visoko toplotno močjo Gorivo z zmanjšano proizvodnjo toplote - vodoodpornost

Kot je razvidno iz tabele. 40 se vrednosti C' in K malo razlikujejo tudi pri produktih zgorevanja goriva z različno vsebnostjo balasta in toplotno močjo.

Vlažen zrak je mešanica suhega zraka in vodne pare. V nenasičenem zraku je vlaga v stanju pregrete pare, zato lahko lastnosti vlažnega zraka približno opišemo z zakoni idealnih plinov.

Glavne značilnosti vlažnega zraka so:

1. Absolutna vlažnost g, ki določa količino vodne pare v 1 m 3 vlažnega zraka. Vodna para zavzema celotno prostornino zmesi, zato je absolutna vlažnost zraka enaka masi 1 m 3 vodne pare ali gostoti pare, kg / m 3

2. Relativna vlažnost j je izražena z razmerjem med absolutno vlažnostjo zraka in njegovo največjo možno vlažnostjo pri enakem tlaku in temperaturi ali z razmerjem med maso vodne pare v 1 m 3 vlažnega zraka in maso vodne pare, potrebne za popolno nasičenje 1 m 3 vlažnega zraka pri enakem tlaku in temperaturi.

Relativna vlažnost določa stopnjo nasičenosti zraka z vlago:

, (1.2)

kjer je parcialni tlak vodne pare, ki ustreza njeni gostoti Pa; - tlak nasičene pare pri isti temperaturi, Pa; - največja možna količina pare v 1 m 3 nasičenega vlažnega zraka, kg / m 3; - gostota hlapov pri njegovem delnem tlaku in temperaturi vlažnega zraka, kg/m 3 .

Relacija (1.2) velja le, če lahko domnevamo, da je tekoča para idealen plin do stanja nasičenosti.

Gostota vlažnega zraka r je vsota gostot vodne pare in suhega zraka pri delnih tlakih 1 m 3 vlažnega zraka pri temperaturi vlažnega zraka. T, ZA:

(1.3)

kjer je gostota suhega zraka pri njegovem delnem tlaku 1 m 3 vlažnega zraka, kg / m 3; - delni tlak suhega zraka, Pa; - plinska konstanta suhega zraka, J/(kg×K).

Izražanje in z enačbo stanja za zrak in vodno paro dobimo

, (1.5)

kjer je masni pretok zraka in vodne pare, kg/s.

Te enakosti veljajo za enako prostornino V vlažen zrak pri enaki temperaturi. Če drugo enakost delimo s prvo, dobimo še en izraz za vsebnost vlage

. (1.6)

Če tukaj nadomestimo vrednosti plinskih konstant za zrak J/(kg×K) in za vodno paro J/(kg×K), dobimo vrednost vsebnosti vlage, izraženo v kilogramih vodne pare na 1 kg suhega zraka

. (1.7)

Zamenjava delnega zračnega tlaka z vrednostjo , kjer je iz prejšnjega in AT je barometrični zračni tlak v enakih enotah kot R, dobimo za vlažen zrak pod zračnim tlakom

. (1.8)

Tako je pri določenem zračnem tlaku vsebnost vlage v zraku odvisna samo od parcialnega tlaka vodne pare. Najvišjo možno vsebnost vlage v zraku, od koder

. (1.9)

Ker tlak nasičenosti narašča s temperaturo, je največja možna količina vlage, ki jo lahko vsebuje zrak, odvisna od njegove temperature in večja je, višja je temperatura. Če enačbi (1.7) in (1.8) rešimo za in , potem dobimo

(1.10)

. (1.11)

Količina vlažnega zraka v kubičnih metrih na 1 kg suhega zraka se izračuna po formuli

(1.12)

Specifična prostornina vlažnega zraka v, m 3 / kg, se določi tako, da se prostornina vlažnega zraka deli z maso mešanice na 1 kg suhega zraka:

Za vlažen zrak kot nosilec toplote je značilna entalpija (v kilojoulih na 1 kg suhega zraka), ki je enaka vsoti entalpij suhega zraka in vodne pare.

(1.14)

kjer je specifična toplotna kapaciteta suhega zraka, kJ/(kg×K); t– temperatura zraka, °C; jaz- entalpija pregrete pare, kJ/kg.

Entalpija 1 kg suhe nasičene vodne pare pri nizkih tlakih je določena z empirično formulo, kJ/kg:

kjer je konstantni koeficient, ki je približno enak entalpiji pare pri temperaturi 0 °C; = 1,97 kJ/(kg×K) – specifična toplotna kapaciteta pare.

Zamenjava vrednosti jaz v izraz (1.14) in ob konstantni specifični toploti suhega zraka, ki je enaka 1,0036 kJ / (kg × K), najdemo entalpijo vlažnega zraka v kilojoulih na 1 kg suhega zraka:

Za določanje parametrov mokrega plina se uporabljajo enačbe, podobne zgoraj obravnavanim.

, (1.17)

kjer je plinska konstanta za preskusni plin; R- tlak plina.

Entalpija plina, kJ/kg,

kjer je specifična toplotna kapaciteta plina, kJ/(kg×K).

Absolutna vsebnost vlage v plinu:

. (1.19)

Pri izračunu kontaktnih toplotnih izmenjevalcev za toplotne nosilce zrak-voda lahko uporabite podatke v tabeli. 1.1-1.2 ali izračunane odvisnosti za določanje fizikalno-kemijskih parametrov zraka (1.24-1.34) in vode (1.35). Za dimne pline se lahko uporabijo podatki iz tabele 1. 1.3.

Gostota mokrega plina, kg / m 3:

, (1.20)

kjer je gostota suhega plina pri 0 ° C, kg / m 3; M g, M p sta molekulski masi plina in pare.

Koeficient dinamične viskoznosti mokrega plina, Pa×s:

, (1.21)

kjer je koeficient dinamične viskoznosti vodne pare, Pa×s; - koeficient dinamične viskoznosti suhega plina, Pa×s; - masna koncentracija pare, kg/kg.

Specifična toplotna kapaciteta mokrega plina, kJ/(kg×K):

Koeficient toplotne prevodnosti mokrega plina, W/(m×K):

, (1.23)

kje k je adiabatni indeks; AT– koeficient (za enoatomske pline AT= 2,5; za dvoatomne pline AT= 1,9; za triatomske pline AT = 1,72).

Tabela 1.1. Fizikalne lastnosti suhega zraka ( R= 0,101 MPa)

t, °C	, kg / m 3	, kJ/(kg×K)	, W/(m×K)	, Pa×s	, m 2 /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

Termofizične lastnosti suhega zraka je mogoče približati z naslednjimi enačbami.

Kinematična viskoznost suhega zraka pri temperaturah od -20 do +140 ° C, m 2 / s:

Pa; (1,24)

in od 140 do 400 °С, m2/s:

. (1.25)

Tabela 1.2. Fizikalne lastnosti vode v stanju nasičenosti

t, °C	, kg / m 3	, kJ/(kg×K)	, W/(m×K)	, m 2 /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

Gostota mokrega plina, kg/m3.

Pri gradnji peči bi v idealnem primeru želeli imeti takšno zasnovo, ki bi samodejno dajala toliko zraka, kolikor je potrebno za zgorevanje. Na prvi pogled je to mogoče storiti z dimnikom. Dejansko, bolj intenzivno kot drva gorijo, bolj bi morali biti vroči dimni plini, večji bi moral biti potisk (model uplinjača). Ampak ni. Vlek sploh ni odvisen od količine nastalih vročih dimnih plinov. Vlek je padec tlaka v cevi od glave cevi do kurišča. Določena je z višino cevi in ​​temperaturo dimnih plinov oziroma njihovo gostoto.

Potisk se določi po formuli:

F \u003d A (p in - p d) h

kjer je F potisk, A je koeficient, p in je gostota zunanjega zraka, p d je gostota dimnih plinov, h je višina cevi.

Gostota dimnih plinov se izračuna po formuli:

p d \u003d p in (273 + t in) / (273 + t d)

kjer t in in t d - temperatura zunanjega atmosferskega zraka zunaj cevi in ​​dimnih plinov v cevi v stopinjah Celzija.

Hitrost dimnih plinov v cevi (volumenski pretok, tj. sesalna zmogljivost cevi) G sploh ni odvisna od višine cevi in ​​je določena s temperaturno razliko med dimnimi plini in zunanjim zrakom ter površino prečnega prereza dimnika. Iz tega izhajajo številni praktični zaključki.

Prvič, dimniki sploh niso narejeni visoko, da bi povečali pretok zraka skozi kurišče, ampak samo za povečanje vleka (to je padec tlaka v cevi). To je zelo pomembno, da preprečimo prevračanje vleka (dimljenje peči) v primeru pritiska vetra (vrednost potiska mora vedno presegati možni pritisk vetra).

Drugič, je priročno regulirati pretok zraka s pomočjo naprav, ki spreminjajo območje prostega odseka cevi, to je s pomočjo ventilov. S povečanjem površine prečnega prereza dimniškega kanala, na primer za faktor dva, lahko pričakujemo približno dvakratno povečanje prostorninskega pretoka zraka skozi kurišče.

Naj to razložimo s preprostim in nazornim primerom. Imamo dve enaki pečici. Združimo jih v eno. Dobimo peč dvojne velikosti z dvojno količino drv, z dvojnim pretokom zraka in površino preseka cevi. Ali pa (kar je isto), če se v kurišču razplamti vedno več drv, potem je treba vedno bolj odpirati ventile na cevi.

TretjičČe peč normalno gori v ustaljenem stanju, dodatno pa spustimo tok hladnega zraka v kurišče mimo gorečih drv v dimnik, potem se dimni plini takoj ohladijo, pretok zraka skozi peč pa se zmanjša. Hkrati se bodo goreča drva začela zbledeti. Se pravi, da na drva navidezno ne vplivamo neposredno in dodatnega toka usmerjamo mimo drv, vendar se izkaže, da lahko cev prepušča manj dimnih plinov kot prej, ko tega dodatnega zračnega toka ni bilo. Sama cev bo zmanjšala pretok zraka do drv, ki je bil prej, poleg tega pa ne bo pustila dodatnega pretoka hladnega zraka. Z drugimi besedami, dimnik bo zamašen.

Zato so tako škodljivi uhajanje mrzlega zraka skozi špranje v dimnikih, preveliki pretoki zraka v kurišču in sploh morebitne toplotne izgube v dimniku, ki vodijo do znižanja temperature dimnih plinov.

Četrtič, večji kot je koeficient plinsko-dinamičnega upora dimnika, manjši je pretok zraka. To pomeni, da je zaželeno, da so stene dimnika čim bolj gladke, brez turbulenc in brez zavojev.

Petič, nižja kot je temperatura dimnih plinov, močneje se pretok zraka spreminja z nihanji temperature dimnih plinov, kar pojasnjuje situacijo nestabilnosti cevi pri vžigu peči.

Na šestem, pri visokih temperaturah dimnih plinov je pretok zraka neodvisen od temperature dimnih plinov. To pomeni, da se z močnim segrevanjem peči pretok zraka preneha povečevati in začne biti odvisen samo od preseka cevi.

Težave z nestabilnostjo se ne pojavljajo le pri analizi toplotnih karakteristik cevi, ampak tudi pri upoštevanju dinamike pretoka plina v cevi. Dejansko je dimnik vodnjak, napolnjen z lahkimi dimnimi plini. Če se ta lahek dimni plin ne dvigne zelo hitro, potem obstaja možnost, da se težki zunanji zrak preprosto potopi v lahek plin in ustvari padajoč tok navzdol v cevi. Ta situacija je še posebej verjetna, ko so stene dimnika hladne, to je med vžigom peči.

riž. 1. Shema gibanja plinov v hladnem dimniku: 1 - kurišče; 2 - dovod zraka skozi puhalo; 3-dimnik; 4 - ventil; 5 - zob dimnika; 6-dimni plini; 7-neuspešen hladen zrak; 8 - zračni tok, ki povzroča prevračanje potiska.

a) gladka odprta navpična cev
b) cev z ventilom in zobom
c) cev z zgornjim ventilom

Polne puščice prikazujejo smer gibanja lahkih vročih dimnih plinov. Črtkane puščice prikazujejo smeri padajočih tokov hladnega težkega zraka iz ozračja.

Na riž. 1a je shematsko prikazana peč, v katero se skozi dimnik dovaja zrak 2 in odvajajo dimni plini 6. tudi kurišče. Ta padajoči tok lahko nadomesti "običajen" pretok zraka skozi puhalo 2. Tudi če je peč zaklenjena z vsemi vrati in so vse lopute za dovod zraka zaprte, lahko peč še vedno gori zaradi zraka, ki prihaja od zgoraj. Mimogrede, to se pogosto zgodi, ko premog izgori z zaprtimi vrati pečice. Lahko pride celo do popolnega prevračanja vleka: zrak bo vstopal od zgoraj skozi cev, dimni plini pa bodo izstopali skozi vrata.

V resnici so na notranji steni dimnika vedno izbokline, izrastki, hrapavosti, ob trku s katerimi se dimni plini in prihajajoči navzdol padajoči tokovi hladnega zraka vrtinčijo in mešajo med seboj. Hkrati se hladen navzdolnji tok zraka potisne ven ali se pri segrevanju začne dvigovati navzgor v mešanici z vročimi plini.

Učinek obračanja tokov hladnega zraka navzdol navzgor se poveča ob prisotnosti delno odprtih loput, pa tudi tako imenovanega zoba, ki se pogosto uporablja v tehnologiji izdelave kaminov ( riž. 1b). Zobec preprečuje pretok hladnega zraka iz dimnika v prostor kamina in s tem dimljenje kamina.

Spuščanje zraka v cevi je še posebej nevarno v meglenem vremenu: dimni plini ne morejo izhlapeti niti najmanjših kapljic vode, se ohladijo, potisk se zmanjša in se lahko celo prevrnejo. Hkrati peč močno kadi, ne vžge.

Iz istega razloga peči z vlažnimi dimniki močno kadijo. Zgornji zaporni ventili so še posebej učinkoviti pri preprečevanju tokov navzdol ( riž. 1c), nastavljiva glede na hitrost dimnih plinov v dimniku. Vendar pa je delovanje takih ventilov neprijetno.

riž. Sl. 2. Odvisnost koeficienta presežka zraka a od časa segrevanja peči (polna krivulja). Pikčasta krivulja je potrebna poraba zraka G poraba za popolno oksidacijo produktov zgorevanja drv (vključno s sajami in hlapnimi snovmi) v dimnih plinih (v relativnih enotah). Črtkano-pikčasta krivulja je dejanska poraba zraka G cevi, ki jo zagotavlja ugrez cevi (v relativnih enotah). Koeficient presežka zraka je količnik G razmika cevi na G pretok

Stabilen in dovolj močan vlek nastane šele, ko se stene dimnika segrejejo, kar pa traja precej časa, zato je na začetku ogrevanja vedno premalo zraka. V tem primeru je koeficient presežka zraka manjši od enote in peč kadi ( riž. 2). In obratno: ob koncu ogrevanja ostane dimnik vroč, vlek ostane še dolgo, čeprav so drva skoraj pregorela (koeficient presežka zraka je več kot ena). Kovinske peči s kovinsko izoliranimi dimniki hitreje dosežejo režim zaradi nizke toplotne kapacitete v primerjavi z opečnimi dimniki.

Analizo procesov v dimniku lahko nadaljujemo, vendar je že zdaj jasno, da ne glede na to, kako dobra je peč sama, lahko slab dimnik vse njene prednosti zreducira na nič. Seveda bi bilo v idealnem primeru treba dimnik nadomestiti s sodobnim sistemom prisilnega odvoda dimnih plinov z električnim ventilatorjem z nastavljivim pretokom in s predkondenzacijo vlage iz dimnih plinov. Takšen sistem bi lahko med drugim čistil dimne pline saj, ogljikovega monoksida in drugih škodljivih primesi ter hladil odvedene dimne pline in zagotavljal vračanje toplote.

A vse to je v daljni prihodnosti. Za poletnega prebivalca in vrtnarja lahko dimnik včasih postane veliko dražji od same peči, zlasti pri ogrevanju hiše na več ravneh. Dimniki za savne so običajno enostavnejši in krajši, vendar je lahko toplotna moč peči zelo visoka. Takšne cevi so praviloma zelo vroče po celotni dolžini, iz njih pogosto letijo iskre in pepel, vendar sta kondenzacija in saje nepomembna.

Če za zdaj nameravate uporabljati savno samo kot kopalnico, potem je cev lahko tudi neizolirana. Če o kopalnici razmišljate tudi kot o kraju možnega bivanja (začasno bivališče, prenočitev), zlasti pozimi, potem je bolj smiselno, da cev takoj naredite izolirano in kakovostno "za življenje". Hkrati je mogoče pečice zamenjati vsaj vsak dan, dizajn je mogoče izbrati bolj priročno in ustrezneje, cev pa bo enaka.

Vsaj, če peč deluje v načinu dolgotrajnega kurjenja (tlenje drv), je izolacija cevi nujno potrebna, saj se pri nizkih močeh (1 - 5 kW) neizolirana kovinska cev popolnoma ohladi, nastaja kondenz obilen pretok, ki lahko v najhujših zmrzali celo zamrzne in zamaši cev z ledom. To je še posebej nevarno, če so na voljo mreža za zadrževanje isker in dežniki z majhnimi prehodi. Lihniki isker so uporabni pri intenzivnem ogrevanju poleti in izjemno nevarni pri šibkih pogojih kurjenja drv pozimi. Zaradi možne zamašitve cevi z ledom je bila leta 1991 prepovedana montaža deflektorjev in dežnikov na dimnike (še prej pa na dimnike plinskih peči).

Iz istih razlogov se ne smete zanašati na višino cevi - stopnja potiska ni tako pomembna za nepovratno peč za savno. Če se kadi, lahko vedno hitro prezračite sobo. Vendar je treba upoštevati višino nad grebenom strehe (vsaj 0,5 m), da preprečite prevračanje potiska med sunki vetra. Na ravnih strehah naj cev štrli nad snežno odejo. V vsakem primeru je bolje, da je cev nižja, vendar toplejša (kot višja, vendar hladnejša). Visoki dimniki so pozimi vedno hladni in nevarni.

Hladni dimniki imajo veliko slabosti. Hkrati se neizolirane, a ne zelo dolge cevi na kovinskih pečeh med vžigom hitro segrejejo (veliko hitreje kot opečne cevi), ostanejo vroče z močnim segrevanjem in se zato zelo pogosto uporabljajo v kopeli (in ne samo v kopeli). ), še posebej, ker so razmeroma poceni. Azbestno-cementne cevi se ne uporabljajo na kovinskih pečeh, saj so težke in se ob pregrevanju zrušijo z drobci, ki letijo.

riž. 3. Najenostavnejše izvedbe kovinskih dimnikov: 1 - kovinski okrogel dimnik; 2 - lovilec isker; 3 - pokrov za zaščito cevi pred atmosferskimi padavinami; 4 - špirovci; 5 - strešni plašč; 6 - leseni bloki med špirovci (ali tramovi) za oblikovanje požarne odprtine (rezanje) v strehi ali stropu (če je potrebno); 7 - greben strehe; 8 - mehka strešna kritina (strešni material, hidrostekloizol, mehke ploščice, valovita lepenka-bitumenske plošče itd.); 9 - kovinska pločevina za streho in pokrivanje odprtine (dovoljeno je uporabiti ravno ploščo aceida - azbestno-cementno elektroizolacijsko ploščo); 10 - kovinska drenažna blazinica; 11 - azbestno tesnjenje reže (spoj); 12 - kovinska kapica-vidra; 13 - stropni tramovi (s polnjenjem prostora z izolacijo); 14 - stropna obloga; 15 - podstrešje (če je potrebno); 16 - kovinska pločevina za rezanje stropa; 17 - kovinski ojačitveni vogali; 18 - kovinski pokrov stropnega reza (če je potrebno); 19 - negorljiva toplotno odporna izolacija (ekspandirana glina, pesek, perlit, mineralna volna); 20 - zaščitna podloga (kovinski list nad plastjo azbestnega kartona debeline 8 mm); 21 - kovinski cevni zaslon.

a) cev brez toplotne izolacije;
b) toplotno izolirana zaščitena cev z uporom za prenos toplote najmanj 0,3 m 2 -deg / W (kar je enako debelini opeke 130 mm ali debelini izolacije iz mineralne volne 20 mm).

Na riž. 3 predstavljeni so tipični diagrami namestitve neizoliranih kovinskih cevi. Sama cev je treba kupiti iz nerjavečega jekla z debelino najmanj 0,7 mm. Najbolj priljubljen premer ruske cevi je 120 mm, finske pa 115 mm.

V skladu z GOST 9817-95 mora biti površina prečnega prereza večobratnega dimnika najmanj 8 cm 2 na 1 kW nazivne toplotne moči, ki se sprosti v peči pri zgorevanju lesa. Te moči ne smemo zamenjevati s toplotno močjo toplotno intenzivne peči, ki se sprosti z zunanje opečne površine peči v prostor v skladu s SNiP 2.04.05-91. To je eno od mnogih nesporazumov naših normativnih dokumentov. Ker se toplotno intenzivne peči običajno ogrevajo le 2-3 ure na dan, je moč v peči približno desetkrat večja od moči oddaje toplote s površine zidane peči.

Naslednjič bomo govorili o značilnostih namestitve dimnikov.