Расчет и конструирование парового котла

Курсовая работа

по курсу “Котельные установки и парогенераторы”

Расчет и конструирование парового котла

Содержание

Введение

. Исходные данные

. Характеристика котла

. Топливо

. Выбор способа сжигания

. Выбор способа шлакоудаления и типа углеразмолочных мельниц

. Выбор расчетных температур

. Выбор типа воздухоподогревателя

. Выбор способа регулирования температур перегретого пара

. Расчет схемы пароводяного тракта

. Выбор коэффициента воздуха на выходе из топки, определение присосов холодного воздуха и других расчетных характеристик

. Тепловой баланс котла и определение расхода топлива

. Конструирование топки котла

. Расчет теплообмена в топке

. Расчет КПП выходной ступени

. Расчёт на прочность

. Аэродинамический расчёт. Расчёт воздушного тракта

. Выбор тягодутьевых машин

. Выбор мельниц

. Расчёт вредных выбросов в атмосферу

. Расчёт бункера

. Расчёт дымовой трубы

. Выбор устройства шлакоудаления

. Расчёт электрофильтра

Заключение

Литература

Введение

В данной курсовой работе требуется рассчитать паровой котел с естест-венной циркуляцией, работающий на топливе Челябинское Б-3 (остальные исходные данные приведены в задании).

Теплотехнические характеристики топлива, объемные доли трехатомных газов, концентрация золы и энтальпия продуктов сгорания (I-ν-таблица) взятые из расчетных работ № 1, 2, 3.

Проанализировав исходные данные, требуется выбрать способ сжигания топлива, способ шлакоудаления, тип углеразмольных мельниц, расчетные температуры, тип воздухоподогревателя, способ регулирования температуры перегретого пара, коэффициенты избытка воздуха по ходу газов, составить предварительную компановку парового тракта.

В курсовой работе требуется рассчитать параметры пароводяного тракта, тепловой баланс котла, конструктивные характеристики топки котла, параметры конвективного пароперегревателя горячей ступени, а также произвести расчёт теплообмена в топочной камере, прочностной расчёт выходного коллектора и выходной ступени, аэродинамический расчёт, расчёт вредных выбросов в атмосферу, расчёт бункера, дымососа, дымовой трубы, электрофильтра и устройства шлакоудаления.

После расчета конструктивных характеристик топки котла изобразить топку по рассчитанным размерам.

1. Исходные данные

Тип котла - Е. Топливо № 35 Челябинское Б3.

Таблица №1

№ п/п	Наименование	Обозначение	Размерность	Величина
1	Паропроизводительность	D	т/ч	320
2	Параметры пара: -давление -температура	pпп tпп	кг/см2 0С	140 560
3	Параметры воды: -давление -температура	pпв tпв	кг/см2 0С	170 220

. Характеристика котла

котел топка топливо температура

Агрегаты, в испарительных трубах которых движение рабочего тела создается под воздействием напора циркуляции, естественно возникающего при обогреве этих труб, получили название паровых котлов с естественной циркуляцией ЕЦ. Чем больше высота контура циркуляции, тем больше развиваемый в нем движущий напор, который не превышает 0,1 МПа. Это достаточно для преодоления гидравлического сопротивления по всему контуру циркуляции.

В отличие от движения воды в экономайзере и пара в пароперегревателе, движение рабочего тела в циркуляционном контуре многократное. В процессе одного цикла прохождения через парообразующие трубы вода испаряется не полностью, а лишь частично и поступает в барабан в виде пароводяной смеси. При ЕЦ массовое паросодержание на выходе из парообразующих труб составляет 3…20%. При паросодержании на выходе, равном, например, 20% для полного превращения в пар оставшаяся не испаренная вода в количестве 80% должна совершить движение через контур циркуляции еще четыре раза, (всего пять раз), т.е. кратность циркуляции равна 5. Поскольку процессы образования и отвода пара из котла происходят непрерывно, питательная вода в барабан также поступает непрерывно в соответствии с расходом пара, в контуре все время циркулирует (совершает замкнутое движение) вода, и количество ее не изменяется.

В котлах с ЕЦ кратность циркуляции может быть от 5 до 30 и более.

Для уменьшения сопротивления циркуляционного контура, подъемные трубы располагаются вертикально по всему периметру топочной камеры. При необходимости отклонения от вертикали допускается плавный изгиб труб с обеспечением положительного (только вверх) движения среды.

. Топливо

Марка угля Б3 - бурый уголь, содержит рабочую влагу до 30%. Класс угля Р - рядовой, диаметр частиц до 300 мм. Топливо обладает хорошим выходом летучих, а значит и высокой реакционной способностью, высоким содержанием внешнего балласта, что определяет пониженную теплоту сгорания рабочей массы топлива, неспекающимся коксовым остатком, высокой гигро-скопичностью, высокой общей влажностью. Данный уголь легко теряет на воздухе влагу и механическую прочность, превращаясь в мелочь, и обладает повышенной склонностью к самовозгоранию. Характер нелетучего остатка - порошкообразный. Основную часть золы составляет SiO₂, поэтому возможен золовой износ котла.

Таблица №2. Теплотехнические характеристики топлива № 35 Челябинское Б3

Показатель		Обозначение	Размерность	Величина
Элементарный состав топлива на рабочую массу
Влага		Wtr	%	17,4
Зола		Ar	%	32
Сера		Sr	%	1,0
Углерод		Cr	%	36,0
Водород		Hr	%	2,7
Азот		Nr	%	0,8
Кислород		Or	%	10,1
ВСЕГО			%	100
Низшая теплота сгорания		Qri	ккал/кг	3212
			кДж/кг	13448
Зольность на сухую массу		Ad	%	39
Приведенные характеристики
Влажность		Wrпр	%кг/МДж	1,29
Зольность		Arпр	%кг/МДж	2,38
Сера		Srпр	%кг/МДж	0,07
Выход летучих на сухое беззольное состояние		Vdaf	%	45

Таблица №3. Состав золы на бессульфатную массу, %.

SiO2	Al203	TiO2	Fe203	CaO	MgO	K2O	Na2O
50,0	25,0	-	13,0	7,0	2,0	1,5	1,5

Таблица №4. Характеристики плавкости золы.

Наименование показателя:	Обозначение	Размерность	Величина
температура начала деформации	tA	0C	1150
температура начала размягчения	tB	0C	1250
температура начала жидкоплавкого состояния	tC	0C	1300

. Выбор способа сжигания

Производительность котла >75 т/ч, поэтому выбираем камерный способ сжигания топлива.

. Выбор способа шлакоудаления и типа углеразмолочных мельниц

Так как температура начала жидкоплавкого состояния tC=13000C целесо-образно выбирать твердое шлакоудаление. Так как V_daf=45%, то тип угле-размольной мельницы - молотковая.

6. Выбор расчетных температур

Температура уходящих газов (ν_ух) оказывает решающее влияние на экономичность работы котла, так как потеря теплоты с уходящими газами является наибольшей.

По таблице 1-2:

при: W^r_пр.=1,29 %кг/МДж;

p_пп =13,71 МПа;

t_пв =220 ⁰C;

следовательно, ν_ух=140 ⁰C.

Температура на выходе из воздухоподогревателя выбирается в зависимости от влажности топлива и типа шлакоудаления и выбранной системы пылеприготовления._ГВ=350 ⁰C.

. Выбор типа воздухоподогревателя

Для твердых топлив рекомендуется устанавливать трубчатый воздухо-подогреватель (Sr=0,07%). При температуре подогрева воздуха до 300-3500C рекомендуется устанавливать одноступенчатый воздухоподогреватель. Выбираем одноступенчатый воздухоподогреватель.

. Выбор способа регулирования температур перегретого пара

Все пароподогреватели (ПП) (первичного и вторичного пара) должны состоять из двух-четырех ступеней с обязательным полным перемешиванием пара после каждой из них.

В котлах с естественной циркуляцией для впрыска применяются - “собственный конденсат”.

Количество впрысков ограничивают двумя - тремя точками при общем расходе впрыскиваемой воды 3-5% в барабанных котлах. Обязателен впрыск перед выходной ступенью ПП для регулирования и перед ШПП.

Для регулирования температуры вторичного перегрева использование впрыска не рекомендуется, так как при этом снижается экономичность цикла.

Количество ступеней первичного ПП определяется по общему приращению энтальпии пара в нем с учетом снижения ее в пароохладителях и в ППТО.

. Расчет схемы пароводяного тракта

Таблица №5. Параметры пароводяного тракта.

№	Размер	1	2	3	4	5	6	7	8	9
D	т/ч	320	320	320	320	304	304	304	320	320
p	МПа	16,65	16,65	15,67	15,67	15,67	15,08	14,49	14,49	13,71
T	0С	220	235	344,75	344,75	344,75	356,9	459	433,84	560
I	кДж/кг	948,1	1016,6	1631,8	2597,5	2597,5	2796,8	3195,6	3117,4	3392

Паропроизводительность котла:

От точки 1 до точки 4 паропроизводительность равна D=320 т/ч. После точки 4 происходит отбор пара в конденсатор для осуществления впрыска: D_впр=0,05хD=16 т/ч.

В точке 5: D₅=D-D_впр=304 т/ч.

В точке 8, после впрыска: D₈=D=320 т/ч.

Таким образом: D₁= D₂= D₃= D₄=320 т/ч;

D₅= D₆= D₇=304 т/ч;

D₈= D₉=420 т/ч.

Точка 1:

Давление воды p₁= p_пв=16,65 МПа.

Температура воды T₁= T_пв=220⁰С.

По давлению p₁ и T₁ определяем энтальпию: I₁=948,1 кДж/кг.

Точка 2:

Давление воды после экономайзера р₂=р_пв=16,65 МПа

Температура воды Т₂=Т_пв+15=220+15=235⁰С

По давлению и температуры определяем энтальпию: I₂=1016,6 кДж/кг

Точка 3:

Изменение давления по тракту: ∆p_тр= p_пв-p_пп;

∆p_тр=16,65-13,71=2,94 МПа.

Давление в барабане: p_бар= p_пв-∆p_тр /3;

p_бар=16,65-2,94/3=15,67 МПа.

Т₃=Т_s=344,75 ⁰С

В барабане вода и водяной пар находится в состоянии насыщения. При p_бар определяем энтальпию пара I^//=2597,5 кДж/кг и воды I^/=1631,8 кДж/кг.

Удельная теплота парообразования:

∆I_п.обр= I^//- I^/;

∆I_п.обр=2597,5-1631,8=965,7 кДж/кг

Давление p₃= p_бар=15,67 МПа.

В барабане находится насышенная вода и ее энтальпия I₃=1631,8 кДж/кг.

Точки 4-5:

Из барабана отводится пар в состоянии насыщения, следовательно:

p₄=p₅=p_бар; I₄=I₅=2597,5 кДж/кг; T₄=T₅=344,75⁰С.

Точка 6:

На последнюю ступень конвективного ПП приходится перепад давлений:

Давление p₆ =15,67-0,588=15,08 МПа.

Перепад энтальпии от точки 5 до точки 9:

∆I=I₉-I₅;

∆I=3392-2597,5=797,5 кДж/кг.

Перепад энтальпии на ширму:

∆I_ш=0,5∆I;

∆I_ш=0,5×797,5=398,75 кДж/кг.

Перепад энтальпии на последнюю ступень КПП:

∆I_6-5=0,5∆I_ш;

∆I_6-5=0,5×398,75=199,38 кДж/кг.

Энтальпия в точке 6:

I₆= I₅+∆I_6-5;

I₆=2597,5+199,38=2796,88 кДж/кг.

По давлению p₆ и энтальпии I₆ определяем: T₆=356,9 ⁰С.

Точка 7: Перепад давления на ширму: ∆p_ш=∆p=0,588МПа.

Давление

p₇=p₆-∆p_ш;

p₇=15,08-0,588=14,49 МПа.

Энтальпия

I₇=I₆+∆I_ш;

I₇=2796,88+398,75=3195,63 кДж/кг.

По давлению p₇ и энтальпии I₇ определяем: T₇=459 ⁰С

Точка 8:

Энтальпия в точке 8:

Давление p₇=p₈=14,49 МПа.

Перед точкой 8 производится впрыск конденсата в пароохладителе. Энтальпия пара и его температура уменьшались.

При давлении p₈ и энтальпии I₈ определяем: T₈=433,84⁰С.

Точка 9:

Давление пара: p₉=p_пп=13,71 МПа.

Температура пара: T₉=T_пп=560⁰С.

Энтальпия пара: I₉=3392 кДж/кг.

В точке 9 находится перегретый пар после КПП горячей ступени.

Перепад давления на первую ступень КПП составляет:

₉= p₈-∆p;

p₉=14,49-0,78=13,71 МПа.

Перепад энтальпии на первую ступень КПП:

∆I=I₉-I₈;

∆I=3392-3117,44=274,56 кДж/кг.

Перепад температуры на первую ступень КПП:

∆T=T₉-T₈;

∆T=560-433,84=126,16⁰С.

10. Выбор коэффициента воздуха на выходе из топки, определение присосов холодного воздуха и других расчетных характеристик

Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки при твердом шлакоудалении и топливе бурый уголь α_т=1,2.

Присосы воздуха в газоходе пароподогревателя и экономайзера: ∆α_ПП=∆α_ЭК=0, для трубчатого воздухоподогревателя ∆α_ВП=0,03.

Таким образом: α_ВП=1,215; α_ух=1,23.

При топке с твердым шлакоудалением, камерном сжигании и топливе бурый уголь: коэффициент уноса: α_ун=0,95.

Таблица №6. Энтальпия продуктов сгорания

t
	кДж/кг			aт=1,2		aух=1,23
°C				I	DI	I	DI
100	574	479	25	-	-	708	-
200	1162	961	51	-	-	1434	726
300	1451	80	2140	-
400	2392	1951	109	2892	752
500	3033	2466	139	3666	774
600	3692	2988	170	4460	794
700	4367	3524	201	5273	813
800	5054	4064	233	6100	827
900	5757	4619	266	6947	847
1000	6471	5177	299	7806	859
1100	7189	5742	333	8671	865
1200	7922	6314	367	9552	881
1300	8641	6890	414	10433	882
1400	9387	7474	481	11363	929
1500	10139	8060	535	12286	923
1600	10897	8651	570	13198	912
1700	11664	9241	627	14140	942
1800	12434	9835	665	15065	925
1900	13205	10436	726	16018	953
2000	13982	11038	764	16953	935
2100	14763	11642	-	17092	138
2200	15545	12247	-	17995	903
2300	16332	12856	-	18903	909
2400	17121	13464	-	19814	911
2500	17911	14076	-	20726	912

Таблица №7. Объемы продуктов сгорания, объемные доли трехатомных газов и концентрации золы.

Величина	Размерность
		Газоходы
		Топка	Воздухоподогреватель	Уходящие газы
Среднее значение коэффициента a в газоходе	-	1,2	1,215	1,23
м3/кг0,58160,58250,5833
м3/кг4,83164,88654,9413
-0,14070,13920,1376
-0,12040,11920,1181
-0,26110,25840,2557
кг/кг6,32196,39246,4630
кг/кг0,04810,04760,0470

11. Тепловой баланс котла и определение расхода топлива

Таблица №8.

Наименование	Обозначение	Единица измерения	Формула или обоснование	Расчет	Результат
Потери теплоты:
-от химического недожега	q3	%	По таблице 1-7 [2]	-	0
-от механического недожега	q4	%	По таблице 1-7 [2]	-	0,5
-в окружающую среду	q5	%	(60/Dном)0,5/lg Dном	(60/88,89)0,5/lg88,89	0,42
-со шлаком	q6	%	αшл(ct)шлАr/Qri	0,0556032/13448	0,067
-с уходящими газами	q2	%	(Iух- αуххI0хв)(100- q4)/Qri	(998,4-1,23142,2)(100-0,5)/13448	6,1
Сумма потерь теплоты	∑ qпот	%	q2+ q3+ q4+ q5+ q6	6,1+0+0,5+0,42+0,067	7,09
КПД котельного агрегата	η ка	%	100-∑ qпот	100-7,09	92,91
Коэффициент сохранения тепла	φ	-	1- q5 /(η ка+ q5)	1-0,42/(92,91+0,42)	0,996
Давление перегретого пара	рпп	кг/см2, МПа	задано	-	140 13,71
Температура перегретого пара	tпп	К/0С	задано	-	833 560
Удельная энтальпия перегретого пара	iпп	кДж/кг, ккал/кг	По таблице П-3 [2]	-	3392 806,5
Давление питательной воды	pпв	кг/см2, МПа	задано	-	170 16,65
Температура питательной воды	tпв	К/0С	задано	-	493 220
Удельная энтальпия питательной воды	iпв	кДж/кг, ккал/кг	По таблице П-3 [2]	-	948,1 226,3
Теплота, полезно использованная в котельном агрегате	Qка	МВт	D( iпп - iпв)+Dпродув.(is-iпв)	88,89(3392-948,1)+0,89(1631,8-948,1)	217,8
Расход топлива	B	кг/с т/ч	(100 Qка)/ (Qri η ка)	(100)/(1344892,91)	17,43 62,75
Расчетный расход топлива	Bр	кг/с т/ч	B(1-0,01 q4)	(1-0,5/100)	17,34 62,42

. Конструирование топки котла

Таблица №9. Расчет конструктивных характеристик топки с ТШУ.

Рассчитываемая величина	Обозначение	Единица измерения	Формула и обоснование	Расчет или данные эскизов	Результат
Ширина топки	ат	м	1,1х(D)0,5	1,1х88.890,5	10,4
Тепловое напряжение сечения топки	qF	МВт/м	По таблице 1-9 [2]	-	3,5
Тепловое напряжение топочного объема	qv	кВт/ м3	По таблице 1-7 [2]	-	185
Сечение топки	Fсеч.т.	м2	(BрхQri)/ qF	(17,34)/3,5х103	66,4
Глубина топки	bт	м	Fсеч.т./ ат	66,4/10,4	6,38
Минимальный объем топки	Vminт	м3	(BрхQri)/ qv	(17,34)/185	1260,4
Ориентировочный расчетный объем топки	Vрт	м3	[3-υ//т/625]х[28/ Qri]0,5х Vminт	(3-1100/625)х(28/13,448)0,5х1260,4	2255,2
Холодная воронка:
угол наклона скатов	α	град	50-550	-	50
ширина устья	by	м	0,8-1,4	-	1
высота ската	hх.в.	м	0,5(bт-by)tg α	0,5х(6,38-1)хtg500	3,2
длина средней поверхности	bср	м	0,5(bт+ by)	0,5х(6,38+1)	3,69
длина ската	lск	м	hх.в./sin α	3,2/sin500	4,18
Поверхность и объем холодной воронки:
боковой стены	м2	0,25х(bт+bср)хhх.в.	0,25х(6,38+3,69)х3,2	16,2
наклонного экрана	Fск	м2	0,5хlскхат	0,5х4,18х10,4	21,74
средней плоскости	Fср	м2	bсрхат	5х10,4	38,38
общая	Fхв	м2	2х(Fтр+Fск)+Fср	2х(16,2+21,74)+38,38	114,26
объем холодной воронки	Vх.в.	м3	Fтрхат	16,2х10,4	168,48
Верхняя часть топки:
Глубина выступа, глубина ширм	lв, lш	м	Приняты	-	2
Глубина топки до ширм	b/	м	bт-lш/2-lв	6,38-2/1	3,88
Высота выходного окна	hок	м	Принята	-	7
Высота ширм	hш	м	hок-0,1	7-0,1	6,9

. Расчет теплообмена в топке

Таблица №10. Тепловой расчет топки с ТШУ.

Рассчитываемая величина	Обозначение	Единица измерения	Формула и обоснование	Расчет или данные эскизов	Результат
Температура горячего воздуха	tг.в.	0С	Принята	-	350
Энтальпия	I0г.в.	кДж/кг	По таблице № 6	-	1703
Тепло, вносимое воздухом в топку	Qв	кДж/кг	(α//т-∆αт-∆αпл)хI0г.в.+ +(∆αт+∆αпл)хI0х.в.	(1,2-0-0,04)1703+(0+0,04)144	1979
Полезное тепловыделение в топке	Qт	кДж/кг	Qriх(100-q3-q4-q6)/(100- q4)+Qв	13448(100-0-0,5-0,09)/(100-0,5)+1979	15420
Теоретическая температура горения	υа Ta	0С К	По таблице № 6	-	1844 2117
Температура газов на выходе из топки	υ//т T//т	0С К	Принята	-	1100 1373
Энтальпия	I//т	кДж/кг	По таблице № 6	-	8671
Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания	VCp,ср	кДж/ /(кг/град)	(Qт-I//т)/(υа-υ//т)	(15420-8671)/(1844-1100)	9,1
Угловой коэффициент экранов	x	-	Принята	-	1
Условный коэффициент загрязнения	ξ	-	По таблице № 3.6 [3]	-	0,45
КТЭ экранов	Ψэкр	-	xξ	10,45	0,45
Средний КТЭ	Ψср	-	Принята	0,45
Коэффициент ослабления лучей газами (p=0,1 МПа)	kгrп	1/(мхМПа)	0,65
Эффективный диаметр золовых частиц	dзл	мкм	По таблице № 3.8 [3]	-	16
Коэффициент ослабления лучей частицами золы	kзлμзл	1/(мхМПа)	4,3х104хρтхμзл/(T//тхdзл)0,67	4,3х104х1,3х0,0481/(1373х16)0,67	3,316
Коэффициент ослабления лучей частицами кокса	kк	1/(мхМПа)	[5]	-	0,5
Коэффициент ослабления лучей топочной средой	k	1/(мхМПа)	kгrп+kзлμзл+kк	0,61+3,316+0,5	4,47
Коэффициент излучения факела (p=0,1 МПа)	ξф	-	1-exp(-kps)	1-exp(-4,40,19,7)	0,987
Коэффициент теплового излучения топки	ξт	-	ξф/[ ξф+(1- ξф)хΨср]	0,986/[0,986+(1-0,986)х0,45]	0,994
Критерий Больцмана	B0	-	(φхBрхVCp,ср)/(σ0хΨсрх Fст. хTa3)	(0,996х17,34х9,1)/(5,7х10-11 х0,45х835,554х21173)	0,768
Безразмерная температура газов на выходе из топки	Θ//т	-	B00,6/(Mхξт0,6-B00,6)	0,7680,6/(0,471х0,9940,6+0,7680,6)	0,645
Температура газов на выходе из топки	T//т υ//т	К 0С	Θ//тхTa T//т-273	0,645х2117 1366-273	1366 1093

Так как, рассчитываемая υ^//_т отличается от предварительно заданной менее чем на 2% , то расчет топки считаем законченным.

14. Расчет КПП выходной ступени

Таблица №11

Рассчитываемая величина	Обозначение	Единица измерения	Формула и обоснование	Расчет или данные эскизов	Результат
Ширина топки	aт	м	по расчету конструкривных характеристик топки котла-10,4
Число рядов труб	z	шт.	принимаем	-	>10
Внутренний диаметр труб	dвн.	м	принимаем	-	0,032
Толщина стенки	d	м	принимаем	-	0,005
Наружный диаметр труб	dнар.	м	dвн.+ 2d	0,032+2х0,005	0,042
Относительный шаг труб вдоль оси барабана	σ1	-	принимаем σ1=s1/dнар.	-	3
Относительный шаг труб поперек оси барабана	σ2	-	принимаем σ2=s2/dнар	-	1,5
Коэффициент сохранения тепла	φ	-	по тепловому балансу котла	-	0,996
Температура газов на выходе из топки	ν//т	0С	по тепловому расчету топки котла	-	1093
Теплота, воспринятая обогреваемой средой	Q	кДж/кг	Dх(I9- I8)/Bр	88,89х(3392-3117,44)/17,34	1407
Температура дымовых газов на входе в КПП	ν/кпп	0С	ν//т-200	1093-200	893
Энтальпия дымовых газов на входе в КПП	I/кпп	кДж/кг	по I-υ-таблице при α//т=1,2	-	6887,7
Энтальпия дымовых газов на выходе из КПП	I//кпп	кДж/кг	I/кпп-(Q/φ)	6887,71-(1407/0,996)	5795,0
Температура дымовых газов на выходе из КПП	ν//кпп	0С	по I-υ-таблице при α//т=1,2	-	724
Средняя температура дымовых газов в КПП	νср.	0С	(ν/кпп+ν//кпп)/2	(893+724)/2	805,5
Средняя температура пара в КПП	tср.	0С	(T8+T9)/2	(433,84+560)/2	496,92
Среднее давление пара в КПП	pср.	МПа, кг/см2	(p8+p9)/2	(14,49+13,71)/2	14,1 143,82
Температура стенки труб	tст.	0С	(νср.+ tср.)/2	(805,5+496,92)/2	651,21
Теплота, отданная продуктами сгорания рассчитываемой поверхности	Qг	кДж/кг	φх(I/кпп -I//кпп)	0,996х(6887,71-5475,06)	1407
Разность температур дымовых газов и пара на входе в КПП	∆tδ	0С	ν/кпп-T9	893-560	333
Разность температур дымовых газов и пара на выходе из КПП	∆tм	0С	ν//кпп-T8	724-433,84	290
Температурный напор	∆t	0С	(∆tδ-∆tм)/(2,3хlg(∆tδ /∆tм))	(333-290)/(2,3lg(333/290))	311
Скорость дымовых газов в пакете КПП	с	м/с	принимаем	-	11
Объемная доля водяных паров	rH2O	-	при α//т=1,2	-	0,12
Коэффициент теплоотдачи конвекцией	αк	Вт/ /м2хК	αнхСzхСsхСф по номограмме [5]	1х0,92х1	71
Коэффициент теплоотдачи излучением	αл	Вт/ /м2хК	-	210
Коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке	α1	Вт/ /(м2хК)	ξ(αк + αл)	0,85х(71+210)	239
Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару	α2	Вт/ /(м2хК)	αнхСd по номограмме [5]	2400х1	2400
Коэффициент использования учитывающий уменьшение поверхности нагрева	ξ	-	Принимаем	0,85
Удельный объем пара при pср. и tср.	ν	м3/кг	по таблице теплофизических свойств воды и водяного пара	-	0,0222
Плотность пара между входом и выходом в КПП	ρ	кг/м3	1/υ	1/0,0222	45,075
Массовая скорость пара	ρw	м3/(кг)	принимаем	800
Скорость пара	w	м/с	ρw/ρ	800/45,075	18
Коэффициент эффективности теплопередачи	ψ	-	Принимаем [5]	-	0,7
Коэффициент теплопередачи от дымовых газов к пару	k	Вт/ /(м2хК)	(ψх α1)/(1+(α1/α2))	(0,7)/(1+(239/2400))	152
Объем дымовых газов	Vг	м3/кг	при α//т=1,2	-	4,8316
Площадь живого сечения для прохода дымовых газов	Fг	м2	BрхVгх (νср.+273)/(3600х273хс)	17,344,83(805,5+273)/(27311)	30,1

. Расчёт на прочность

Таблица №12

Рассчитываемая величина	Обозначение	Единица измерения	Формула и обоснование	1 точка		2 точка
				Расчет	Результат	Расчет	Результат
Диаметр и толщина стенки	dнархδ	мм	по расчёту КПП выходной ступени	-	42х5	-	42х5
Материал			принимаем	-	12Х1МФ	-	12Х1МФ
Среднее давление в ступени	p	кгс/см2	по расчёту КПП выходной ступени	-	134,5	-	139,8
Энтальпия пара на входе	i/	кДж/кг	i/=i8	-	3117,44	-	3117,44
Энтальпия пара на выходе	i//	кДж/кг	i//=i9	-	3392	-	3392
Перепад энтальпии на ступень	∆i	кДж/кг	i//- i/	3392-3117,44	274,56	3392-3117,44	274,56
Перепад энтальпии до точек	∆i	кДж/кг	принимаем	-	274,56	274,56/2	137,58
Локальная температура пара	tлок.	0С	по таблица ХХV [11]	-	580	-	470
Локальная энтальпия пара	iлок.	кДж/кг	i/+∆i	3117,4+274,56	3392	3117,4+137,28	3254,72
Локальная температура газов	νлок.	0С	ν/-(ν/-ν//)	-	893	893-(893-724)	724
Коэффициент неравномерности тепловосприятия элемента	ηш	-	по таблице IV-6 [11]	-	1,0	-	1,0
Коэффициент неравномерности тепловосприятия разваренной трубы	ηт	-	по таблице IV-6 [11]	-	1,3	-	1,3
Коэффициент гидравлической развёртки	ρт	-	принимаем	-	0,97	-	0,97

По результатам расчёта видно, что в точке 1 толщина стенки s=5,4 мм. превышает заданную толщину стенки δ=5 мм., что недопустимо по условию прочности, поэтому необходимо либо использовать трубы с большей толщиной стенки, либо для изготовления труб использовать более жаропрочную сталь. Например: 12Х2МФБ или 12Х2МФСР (теплостойкие легированные стали).

Выходной коллектор КПП горячей ступени

Таблица №13

Рассчитываемая величина	Обозначение	Единица измерения	Формула и обоснование	Расчет или данные эскизов	Результат
Наружный диаметр коллектора	dкнар	мм	принимаем	-	159
Число ниток	z	шт	по расчёту КПП выходной ступени	-	2
Число змеевиков	nзм	шт	по расчёту КПП выходной ступени	-	81
Угол между нитками	α	град	принимаем		30
Расстояние между рядами связей	b	мм	πхdкнархα/360	3,1415930/360	42
Шаг в поперечном направлении	t1	мм	t1=b	-	42
Шаг в продольном направлении	s	мм	3dнар	342	126
Расстояние между центрами соседних связей в одном ряду	a	мм	a=s	-	126
Отношение	m	-	b/a	42/126	0,33
Диаметр отверстий	dотв	мм	dнар-2δ	42-25	32
Коэффициент ослабления стенок в продольном направлении	φпрод	-	(s-dотв)/s	(126-32)/126	0,746
Коэффициент ослабления стенок в поперечном направлении	φпопер	-	2(t1- dотв)/t1	2(42-32)/42	0,476
Коэффициент ослабления стенок в косом направлении	φкос	-	[1-(dотв/a)х(1/1+m2)0,5]/[1-0,75х( m2/1+m2)2]0,5	[1-(32/126)(1/1+0,332)0,5]/ /[1-0,75х(0,332/1+0,332)2]0,5	0,746
Температура на выходе из КПП	t	0С	по прочностному расчёту выходной ступени	-	560
Давление на выходе из КПП	p	кгс/см2	по прочностному расчёту выходной ступени	-	140
Материал			принимаем	-	Ст. 15ХМ
Номинальное допустимое напряжение	sдоп	кгс/мм2	по таблице 1.5.1. [10]	-	6,0
Коэффициент	η	-	по рис. 8.2.6. [10]	-	0,6
Толщина стенки коллектора	Sст	мм	(pхdкнар)/(200хsдопхφпрод +p)	(140159)/(2006,00,746+140)	22
Коэффициент	k	-	по пункту 8.3. [10]	-	0,41
Коэффициент (для донышка)	k0	-	по пункту 8.3. [10]	-	1
Внутренний диаметр коллектора	dквн	мм	dкнар - 2х Sст	159-222	115
Толщина донышка коллектора	Sдон	мм	(kх dквн/k0)х(p/100хGхдоп)0,5	(0,41х115/1)х(140/100х6,0)	23

. Аэродинамический расчёт. Расчёт воздушного тракта

Таблица № 14.

Величина	Обозначение	Размерность	Расчётная формула	Расчёт	Результат
Тракт первичного дутья
Участок I: воздухопровод от заборного окна до вентилятора
Объём воздуха, забираемого воздухозаборным окном (при t=300C) (1 нить)	V хв	м3/c	0,5хaтхDaвпхV0х(tхв+273)хBр/273	0,5х1,2+0,03х3,6х(30+273)х17,34/273	42,6
Длина участка	lI	м.	по рисунку № 6	15+14	29
Коэффициент сопротивления -заборное окно с шибером	ξ	-	по таблице VII-3, п.5 [8]	0,3
Коэффициент сопротивления -плавный поворот на 1400	ξ	-	по п.3.4. [8]	-	0,13
Удельный коэффициент местных сопротивлений	∑ξм/lI	1/м	∑ξм/lI	(0,3+0,13)/29	0,015
Расчётная скорость	ωэкI	м/с	по таблице III-1 [8]	-	14
Площадь заборного окна	FI	м2	Vв/ωэкI	42,61/14	3,04
Эквивалентный диаметр	dэI	м.	(2хaхb)/(a+b)	(2х2х5,52)/(2+5,52)	2,94
Коэффициент сопротивления - трение	ξтр.	-	λхlI/dэI	λ=0,02; 0,02х29/2,94	0,2
Динамическое давление	hДI	мм. вод. ст.	по рисунку VII-2 [8]	-	12
Суммарное сопротивление участка	∆hI	мм. вод. ст.	∑ξмхhДI+ ξтр. хhДI	(0,3+0,13)х12+0,2х12	7,56
Участок II: от выхода из вентилятора до ТВП
Коэффициент сопротивления - 2 поворота на 1400	ξ	-	по таблице III-3 [8]	20,56	1,12
Коэффициент сопротивления - шибер	ξ	-	по таблице VII-3, п.16 [8]	-	0,1
Длина участка	lII	м.	по рисунку № 6	7+2+1	9
Удельный коэффициент местных сопротивлений	∑ξм/lII	1/м	∑ξм/lII	(1,12+0,1)/9	0,14
Расчётная скорость	ωэкII	м/с	по таблице III-1 [8]	-	9
Динамическое давление	hДII	мм. вод. ст.	по рисунку VII-2 [8]	-	5
Эквивалентный диаметр	dэII	м.	[(4Vв/ωэкII)/π]0,5	[(442,61/9)/3,14]0,5	2,22
Коэффициент сопротивления - трение	ξтр.	-	λхlII/dэII	λ=0,02; 0,02х9/2,22	0,08
Суммарное сопротивление участка	∆hII	мм. вод. ст.	hДII х (∑ξмI+ ξтр.)	5 (0,1+1,12+0,08)	6,5
Участок III: трубчатый воздухоподогреватель
Сопротивление холодной части	∆hх.ч.	мм. вод. ст.	-	-	1,39
Сопротивление горячей части	∆hг.ч.	мм. вод. ст.	-	-	21,8

Рисунок 1. Схема воздушного тракта парового котла

Рисунок 2. Схема газового тракта парового котла

17. Выбор тягодутьевых машин

Выбор дымососа осуществляется по его расчетной производительности и по расчету полного давления, которое должен развивать дымосос.

Объем дымовых газов, перекачиваемых дымососом: при α=α_ух:

Q_газ=V_гхB_рх(273+t_ух)/273=4,9413х17,34х3600(273+140)/273=466 тыс. м³/ч.

Рассматриваемые дымососы рассчитаны на t_ух=200 ⁰С.

Коэффициент запаса по производительности: β₁=1,1.

Коэффициент запаса по давлению: β₂=1,2.

Расчетная производительность дымососа:

Q_р= β₁х Q_газ=1,1х466000=512,6 тыс. м³/ч.

Так как паропроизводительность котла (320 т/ч)>300 т/ч, то принимаем перепад давления по газовому тракту:

∆H_газ.тр.=150 мм. вод. ст.

Полное расчетное давление: H_p= β₂х∆H_газ.тр.=1,2х150=180 мм. вод. ст.

Выберем три дымососа марки D-20x2.

Дымосос D-24x2 - центробежный дымосос двухстороннего всасывания, производительностью Q_р=260 тыс. м³/ч и полным давлением H_p=248 мм. вод. ст. Дымосос время работает при температуре уходящих газов t_ух=200 ⁰С.

Схема включения дымососов показана на рисунке 3.

Так как тракт первичного дутья имеет большие сопротивления (∑∆h), но выбираем вентилятор по данному сопротивлению.

Полное расчётное давление:

H_p=β₂х∑∆h,

где β₂ - коэффициент запаса по давлению; β₂=1,2 [8];

H_p=1,2х211=253,2 мм. вод. ст.

Производительность вентилятора: Q=β₁хQ,

где β₁ - коэффициент запаса по производительности; β₁=1,1 [8];

Q=1,1х42,61х3600=169 тыс. м³/ч

По полученным характеристикам выбираем 2 центробежных дутьевых вентилятора одностороннего всасывания Д - 20.

Рисунок 3. Схема раздачи пылеугольной смеси от мельниц к горелкам

. Выбор мельниц

Выбор мельницы осуществляется таким образом, чтобы при выходе из строя одной из меньниц, оставшиеся должны обеспечить 90% номинальной нагрузки. Исходя из количества горелок, выбираем 3 мельницы (1 мельница на 2 горелки)

Полный расход топлива В=62,75 т/ч

,

где d - производительность одной мельницы

Выбираем 3 мельницы ММТ 1500/1910/750 [6].

19. Расчёт вредных выбросов в атмосферу

Выбросы азота

NO_x=NO+NO₂

% - топливные NO_x;

% - термические NO_x (при T_max>1800 K);

% - быстрые NO_x (при T_max>1800 K).

В котле образуется: NO>95% и NO₂=5%.

2N+O₂ à 2NO +O₂ à NO₂

γ_N - степень конверсии азота;

N^r - содержание азота в топливе; N^r =0,5%;

 

_N=0,195/(N^r)^0,5;

γ_N=0,195/(0,5)^0,5=0,276

+32à 60 :28 х кг. N - 0,8%

кг N à 2,14 кг NO

Содержание N в топливе:

г. N содержится в 1 кг. топлива;

1 кг N à 2,14 кг NO

,73 (г. NO)/(кг. топл.) à 4730 (мг/кг) NO=M

C_NO=M/V_г

V_г=V_RO2+V⁰_H2O+V_N2+(α_ух-1)хV⁰

V_г - объём дымовых газов;

V_г=0,68+2,85+0,5816+(1,23-1)3,6=4,94 нм³;

C_NO=4730/4,94=957,49 мг/нм³.

Приведём к нормальным условиям: α=1,4; t=0⁰C; p_атм.:

C_NO=957,49хα_ух/1,4=957,49х1,23/1,4=841,22 мг/нм³;

C_NO2=841,22х1,53=1287,10 мг/нм³;

T_а=2117 К; T_max=0,8хT_а=0,8х2117=1693,6 К < 1800 К.

Следовательно, термические и быстрые выбросы не образуются.

ГОСТ Р 50831-95:

NO_x; бурый уголь; D<400 т/ч; ТШ; α=1,4; сухой газ: C_NOх=300 мг/нм³:

КПД фильтра:

η_{устройства}=(C_{NOх получ.}-C_{NOх норма})/C_{NOх получ.}=(1287,10-300)/1287,10=0,77;

η_{устройства}=77%.

Выбросы серы

SO_x - SO₂, SO₃, SO, S₂O₃

γ_S - степень конверсии серы; γ_S=1;

S+O₂ à SO₂

32+32 à 64

кг S à 2 кг SO₂

S^r - содержание серы в топливе; S^r=1,0%;

кг топл. - 100% => x=1,0х1000/100=10 г.

х кг S - 1,0%

10 г. S содержится в 1 кг. топлива;

1 кг S - 2 кг. SO₂ x=2/1=20 г. SO₂

г. S - x г. SO₂

20 (г. SO₂)/(кг. топл.) à 20000 (мг/кг)хSO₂=m_SO2=m/V_г - концентрация SO₂;

C_SO2=20000/4,94=4454,34 мг/нм³.

Приведём к нормальным условиям: α=1,4; t=0⁰C; p_атм.:

C_SO2=4454,34хα_ух/1,4=4454,34х1,23/1,4=3913,46 мг/нм³.

ГОСТ Р 50831-95:

SO₂; бурый уголь; D<400 т/ч; S<0,045; сухой газ: C_SO2=700 мг/нм³:

КПД фильтра:

η_{устройства}=(C_{SO2 получ.}-C_{SO2 норма})/C_{SO2 получ.}=(3913,46-700)/3913,46=0,82.

η_{устройства}=82%.

. Расчёт бункера

Бункер сырого угля выбирается для 8 часов работы котла.

V^min_бун.=B_к/(k_запхγ_{пл. нас.}хz_бун.),

где V^min_бун. - миниамальный объём бункера, т.;

z - число часов работы котла; z=8 ч.;

B_к - масса угля на 8 часов работы, т.;

B_р - расчётный расход топлива, т/ч; B_р=62,42 т/ч;

B_к=z хB_р=8х62,42=500 т.;

k_зап - коэффициент запаса; k_зап=0,8;

z_бун. - число бункеров; z_бун.= z_мел.=2 шт.;

γ_{пл. нас.} - насыпная плотность топлива, т/м³ ;

γ_{пл. нас.}=0,35хγ_ист.+0,004хR₉₀,

где γ_ист. - истинная плотность топлива, т/м³;

R₉₀ - тонкость пыли, %; R₉₀=60%; [2];

γ_ист.=(100хγ_opt)/[100-A^dх(1-(γ_opt/2,9))];

γ_opt - оптимальная плотность топлива, т/м³;

γ_opt=100/(0,034хС^г+4,25хH^г+23);

С^г=100хС^r/[100-(A^r+W^r)]=100х29,1/[100-(29,6+26)]=65,54%;

H^г=100H^r/[100-(A^r+W^r)]=1002,2/[100-(29,6+26)]=4,95%;

γ_opt=100/(0,034х65,54+4,25х4,95+23)=100/46,266=2,16 т/м³;

γ_ист.=(100х2,16)/[100-40х(1-(2,16/2,9))]=299,9/101,366=2,41 т/м³;

γ_{пл. нас.}=0,35х2,41+0,004х60=1,0835 т/м³;

V^min_бун.=500/(0,8х1,0835х2)=288,42 м³;

Конструкция бункера:

V^min_бун.=V_пир.+V_пр.=288,42 м³,

где V_пр. - объём призматической части бункера, м³;

V_пир. - объём пирамидальной части бункера, м³;

V_пир.=(1/3)хh_пир.х(S₁+S₂+(S₁хS₂)^0,5);

_пир. - высота усечённой пирамиды, м.;

S₁ - площадь основания пирамиды, м²; S₁=1 м²;

S₂ - площадь верха пирамиды, м²; S₂=16 м²;

V_пр. - призматическая часть бункера, м.;

h_пр. - высота призматической части, м.;

V_пир.=(1/3)х3,2х(1+16+(1х16)^0,5)=22,4 м³;

V_пр.=V^min_бун. -V_пир;

V_пр.=288,42-22,4=266,02 м³;

H_min - минимальная высота призматической части, м.; H_min=V_пр./S₂;

H_min=266,02/16=16,62 м.;

H - полная высота призматической части с запасом по высоте, м.;

H=H_min+1,5=16,62+1,5=18,12 м.;

H_б - полная высота бункера, м.;

H_б=H+h_пир.=18,12+3,2=21,32 м.

Рисунок 4. Бункер

21. Расчёт дымовой трубы

По газообразным выбросам

Минимальная высота трубы

, м

где А- коэффициент, зависящий от температурной стратифакции атмосферы при неблагоприятных метеорологических условиях и определяющий условия вертикального и горизонтального рассеивания вредных веществ в атмосфере, для Северо-Запада А=160 с^2/3·град^1/3[8] ;

F-безразмерный коэффициент, F=1[8] ;

∆Т=t_ух-27=140-27=113 ⁰С;

ПДК_SO2 - предельно допустимая концентрация в атмосфере SO_2, ПДК_SO2=0.5 мг/м³;

ПДК_NO2 - предельно допустимая концентрация в атмосфере NO2,ПДК_NO2=0.085 мг/м³;

С_{ф SO2} - фоновая загазованность SO₂, С_{ф SO2}=0,1·ПДК_SO2=0,1·0,5=0,05 мг/м³;

С_{ф NO2} - фоновая загазованность NO₂, С_{ф NO2}=0,1·ПДК _NO2=0,09·0,085=0,00765 мг/м³;

V - суммарный объем дымовых газов, от всех котлов станции;

V_г = V_ух×B_р×(t_ух+273)/273- объем дымовых газов, от одного котла

V_ух - объём уходящих газов: V_ух = 4,9 м³/кг;

t_ух - температура уходящих газов: t_ух = 140 ⁰С;

V_г = V_ух×B_р×(t_ух+273)/273=4,9·17,34(140+273)/273=129 м³/с

М_SO2 - количество окислов серы М _SO2=5,56·S^r·В·(1-η’_SO2)

S^r - содержание серы на рабочую массу, S^r = 1,0%,

η’_SO2- доля окислов серы, улавливаемых летучей золой в газоходах парового котла, η’_SO2=0,1 [8];

М _SO2=5,56·S^r·В·(1-η’_SO2)=5,56·1,0·62,75·(1-0,1)=314г/с;

М_NO2- секундный выброс NO₂,г/с .

М_NO2=0,034·β·κ·В·Q^r_i(1-q₄/100)

Β - коэффициент, учитывающий влияние на выход окислов азота качества сжигаемого топлива, β=0,7[8];

Κ - коэффициент, характеризующий выход окислов азота на одну тонну сожженного условного топлива, кг/т;

D - паропроизводительность котла: D = 320т/ч;

κ=12·D/(200+D)=12·320/(200+320)=7,39 кг/т

М_NO2=0,034·β·κ·В·Q^r_i(1-q₄/100)=0,034·0,7·7,39·62754·13,448·(1-0,5/100)/3600=41 г/с

N - число труб, принимаем N=2;

M - безразмерный коэффициент

m=1/(0,67+0,1·f^0.5+0.34·f^1/3)

f=10³·ω₀²·D₀/(h²·∆Т) - безразмерный параметр

ω₀ - скорость в устье дымовой трубы, принимаем ω₀=35 м/с [8, с.192];

h - высота дымовой трубы, принимаем h=300 м;

D₀-диаметр устья дымовой трубы,м

D₀=1,13·(V/(N· ω₀))^0.5=1.13·(15·129/(2·35))^0,5=6м;

f=10³·ω₀²·D₀/(h²·∆Т)= 10³·35²·6/(300²·113)=0,72;

m=1/(0,67+0,1·f^0.5+0.34·f^1/3)=1/(0,67+0,1·0,72^0.5+0.34·0,72^1/3)=0,944

м

По рассеиванию твердой части

Минимальная высота трубы

,

где ПДК_золы - предельно допустимая концентрация в атмосфере золы, ПДК_золы =0,05;

С_{ф золы} - фоновая концентрация золы, С_{ф золы} = 0.1 × ПДК_золы = 0.1 × 0.05 = 0.005;

М_золы - выброс в атмосферу золы и недожога из всех труб станции:

М_золы=10·0,95·62424·(32+0,5·13,448/32,7)·(1-η_зол)/3600=5305·(1-η_зол)

где η_зол- степень улавливания твердых частиц в золоуловителях.

=610·(1-η_зол)^0,5

η_зол=1-0,11²=0,99 или η_зол=99%

22. Выбор устройства шлакоудаления

Расчет производительность шнека

G_шн.=47·(D²-d²)·s·n·ρ_шл.·k₁·φ,

где G_шн. - производительность шнека, т/ч;

D - диаметр витка шнека, м., D=0,6 м.;

d - диаметр вала шнека, м., d=0,22 м.;

s - шаг между витками, м., s=0,9 м.;

n - число оборотов, об/ч,n=4 об/мин.;

ρ_шл. - плотность шлака, т/м³, ρ_шл.=1,4 т/м³;

k₁ - коэффициент для угла подъёма β=20⁰; k₁=0,65;

φ - коэффициент заполнения шнека кусками шлака, φ=0,13;

G_шн.=47·(0,6²-0,22²)·0,9·4·1,4·0,65·0,13=6,237 т/ч.

Расчёт шлакоудаления:

G_шл.=B_р·A^r·a_шл.,

где B_р - расход топлива, т/ч; B_р=62,42 т/ч;

a_шл. - величина уноса золы топлива удаляемая со шлаком;

a_шл.=1-a_ун=1-0,95=0,05;

G_шл.=62,42·0,32·0,05=1,0 т/ч.

Количество шнеков:

n_шн.=G_шл·k_зап/G_шн.,

где n_шн. - число шнеков;

k_зап - коэффициент запаса; k_зап=7;

n_шн.=1,0·7/6,273=1,12 => n_шн.=2 шт.

Расчет расхода воды на шнек.

m=(q_шл+q_изл)/(c_в·(t_вых-t_вх))

где c_в-теплоемкость воды, c_в=1 ккал/(кг·⁰С);

t_вых- температура воды на выходе, t_вых=70 ⁰С;

t_вх- температура воды на входе, t_вх=20 ⁰С;

q_шл-теплота шлака,ккал/кг

q_шл= c_шл·(t_вып-t_охл)+60

t_вып- температура выпадающего шлака, t_вып=600 ⁰С [2, с.28] ;

t_охл- температура охлажденного шлака, t_охл=70 ⁰С;

c_шл-теплоемкость шлака, ккал/(кг·⁰С);

c_шл=0,1+1,2·10^-4·(Т_шл.ср)

Т_шл.ср- средняя температура шлака,К;

Т_шл.ср=(t_вып+70)/2+273

Т_шл.ср=(600+70)/2+273=608 К;

c_шл=0,1+1,2·10^-4·608=0,173 ккал/(кг·⁰С);

q_шл= c_шл·(t_вып-t_охл)+60=0,173·(600-70)+60=151,69 ккал/кг;

q_изл - теплота излучения, ккал/кг

q_изл= q^т_изл·F_щели·а_шл/В_р

q^т_изл - теплота излучения топки, ккал/кг;

q^т_изл=σ₀·а_т·ψ_ср·(0,8·Т_а)⁴

F - площадь щели для выпадения шлака,м²;

F=1·10,4=10,4 м²;

а_т-степень черноты топки, а_т=0,8846 (тепловой расчет топки);

ψ_ср - средний коэффициент тепловой эффективности, ψ_ср=0,45 (см.тепловой расчет топки);

Т_а - теоретическая температура горения, Т_а=2117 К(см.тепловой расчет топки);

q^т_изл=σ₀·а_т·ψ_ср·(0,8·Т_а)⁴=5,67·10^-11·0,8846·0,45·(0,8·2117)⁴=185,69 ккал/кг;

q_изл= q^т_изл·F_щели·а_шл/В_р=185,69·10,4·0,05/17,34=5,57 ккал/кг;

m=(q_шл+q_изл)/(c_в·(t_вых-t_вх))=(151,69+5,57)/(1·(70-20))=3,15 кг воды/кг шлака.

Расчет высоты гидрозатвора

=

мм

23. Расчёт электрофильтра

Площадь сечения электрофильтра:

F_эф=V/nхω,

где F_эф - площадь сечения электрофильтра, м²;

n - число параллельных корпусов; n=2;

V_г - объём газов, м³/с; V_г=129 м³/с;

ω - скорость газов в электрофильтре, м/с; ω=1,2 м/с;

F_эф=129/2х1,2=53 м².

Электрофильтр выбирается чтобы F_эф^{реальн.}>F_эф.

Выбираем 2 электрофильтра УГ2-4-53-01 с F_эф^{реальн.}=53 м². Производительность электрофильтра 286 м³/с, что позволяет использовать его на данной котельной установке.

Заключение

В данной курсовой работе был рассчитан паровой котел с естественной циркуляцией, паропроизводительностью 320 т/ч. С параметрами пара

p_пп=140 кг/см²; t_пп=520 ⁰C и параметрами питательной воды p_пв=170 кг/см²; t_пв=220⁰C.

Были выбраны:

способ шлакоудаления - твердое;

способ сжигания - камерное;

тип углеразмольных мельниц - молотковые;

расчетные температуры - t_ух=140 ⁰C; t_хв=30 ⁰C;

тип воздухоподогревателя - ТВП, одноступенчатый (t_гв=350 ⁰C);

предварительная компановка котла - П - образная;

способ регулирования температуры перегретого пара - впрыскивающий пароохладитель;

коэффициенты избытка воздуха по ходу газов - α^//_т=1,2; α_ВП=1,215; α_ух=1,23.

центробежный дымосос: D-24x2;

центробежный дутьевой вентилятор: Д-20 - 2 шт.

Были рассчитаны:

параметры пароводяного тракта - D, p, T, I;

тепловой баланс котла (η_к.а.=92,91 %);

конструктивные характеристики топки котла - a_т=10,4 мм.; b_т=6,38 мм.; h_т=13,5 мм;

конвективный пароперегреватель горячей ступени;

топливый бункер: H_б =21,32 м;

дымовая труба (1 ствол): D=6 м;

электрофильтр: Fэф=53 м2;

шнек: Gшн.=6,237 т/ч.

Были проведены:

прочностной расчёт:

а) выходная ступень;

б) выходной коллектор;

аэродинамический расчёт:

а) первичный тракт дутья;

б) вторичый тракт дутья;

расчёт вредных выбросов:

а) выбросы азота;

б) выбросы серы.

Литература

1. Промышленные и отопительные котлы: Учебное пособие /Сост. Д.Б.

Ахмедов; С.Петербургский государственный технический ун-т: СПб, 2010.

2. Расчет и конструирование котлов. Часть 1. Компоновка и тепловой баланс котла: Учебное пособие /Сост. Д.Б. Ахмедов, С.Петербургский государ-ственный политехнический ун-т: СПб, 2008.

3. Паровые котлы. Расчет и конструирование котлов. Часть 2. Расчет топок паровых котлов: Учебное пособие /Сост. Д.Б. Ахмедов, С.Петербургский государственный политехнический ун-т: СПб, 2006.

4. Расчет и конструирование котлов. Часть 4. Поверочный расчет теплообмена конвекцией: Учебное пособие /Сост. Д.Б. Ахмедов, С.Петербургский государственный политехнический ун-т: СПб, 2011.

. Компоновка и тепловой расчет парового котла: Учебное пособие для вузов/ Ю.М. Липов, Ю.Ф. Самойлов, - М.: Энергоатомиздат, 2008.

. Расчет и проектирование пылеприготовительных установок котельных агрегатов (нормативные материалы). Руководящие указания. Л.:ЦКТИ, 2011.

. Теплофизические свойства воды и водяного пара. /Сост. С.А. Ривкин, А.А. Александров. - М.: Энергия, 2007.

. Аэродинамический расчет котельных установок (Нормативный метод). Под редакцией С.И. Мочана, Изд. 3-е. Л.: Энергия, 2007.

. Паровые котлы. Часть 4. Расчёт позонного теплообмена в топочных камерах: Учебное пособие /Сост. С.М. Шестаков, Д.Б. Ахмедов, А.А. Тринченко, С. Петербургский государственный политехнический ун-т: СПб, 2012.

. Нормы расчёта элементов паровых котлов на прочность. Руководящие указания. Под редакцией Н.Д. Харитонова. - Л.: ЦКТИ, 2006.

. Тепловой расчёт котельных агрегатов (нормативный метод). Под редакцией В.А. Волкова, Л.М. Мальцева, И.К. Соколова. - М.: Энергия, 2007.