Indrumator de Proiectare Cazan

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI FACULTATEA DE INSTALATII

Conf.dr.ing. STANESCU PAUL-DAN

Conf.dr.ing. ANTONESCU N. N.

Asist.ing. POPESCU (OLEA) LELIA LETITIA

INDRUMATOR DE PROIECTARE CAZANE

%8&85(ù7,

CONSPRESS 2006

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI FACULTATEA DE INSTALATII

Conf.dr.ing. STANESCU PAUL-DAN

Conf.dr.ing. ANTONESCU N. N.

Asist.ing. POPESCU (OLEA) LELIA LETITIA

INDRUMATOR DE PROIECTARE CAZANE In memoria domnului profesor doctor inginer Vasile CALUIANU

%8&85(ù7,

CONSPRESS 2006

CUPRINS 1. CALCULUL ARDERII COMBUSTIBILULUI ......................................... 1.1. Calculul arderii combustibilului gazos ..................................................... 1.2. Calculul arderii combustibilului lichid sau solid ....................................... 1.3. Diagrama I – t ............................................................................................ 1.4. Diagrama cp – t .......................................................................................... 2. %,/$18/7(50,&$/&AZANELOR ................................................. 2.1. Randamentul termic al cazanului .............................................................. 2.2. Consumul de combustibil .......................................................................... 2.3. %LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL............................................................. 2.4. %LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL ....................................................................... 2.5. %LODQ XOSDU LDOSHelemente al cazanului - stabilirea temperaturilor úLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX ................................................. 3. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR '($3&$/'6$8),(RBINTE ............................................................ 3.1. Calculul termic al cazanelor ignitubulare cu întoarcerea gazelor de ardere în focar ............................................................................................ 3.2. Calculul termic al cazanelor ignitubulare cXSLHVGHvQWRDUFHUHD gazelor de ardere în focar ........................................................................... 3.3. Calculul termic al cazanelor acvatubulare din elemente cu vQWRDUFHUHDJD]HORUGHDUGHUHvQIRFDUúLXQGUXPFonvectiv ................... 3.4. Calculul termic al cazanelor acvatubulare din elemente cu GRXGUXPXULFRQYHFWLYH........................................................................... 3.5. Calculul termic al cazanelor acvatubulare cu baterieGH HYLQHUYXUDWH úLDU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV– „cazan mural”............... 3.6. Calculul termic al cazanelor acvatubulare verticale cu fascicol GH HYLúLDU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV............................. 3.7. Calculul termic al cazanelor ignitubulare verticale FXXQGUXPúLDU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV...................... 3.8. &D]DQHDFYDWXEXODUHGHDSILHUELQWHGHWLS&$) ......................................

5 5 8 10 12 17 18 24 25 28 28

35 35 46 62 75 89 110 123 138

4. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR DE ABUR ............................... 151 4.1. Calculul termic al cazanului ABA (Agregat Bloc Abur) ........................... 151 4.2. &DOFXOXOWHUPLFDOFD]DQXOXLFX HYLFXLQFOLQDUHPDUHWLS&5 ................ 170 5. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR CU CONDENSATIE .............. 193 5.1. 'HVFULHUHDFD]DQXOXLHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH............ 193 5.2. Tema de proiectare .................................................................................... 198 5.3. &DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO. 199 5.4. Calculul termic al cazanului ..................................................................... 200

3

6. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR )81&,21Æ1'&8$5'(5($/(018/8,35,1 GAZEIFICARE $5'(5(,19(56 ................................................................................ 6.1. Analiza constructiv-IXQF LRQDODFD]DQHOor cu combistibil solid – lemne .......................................................................... 6.2. 6ROX LDFRQVWUXFWLYýHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH.... 6.3. Tema de calcul de verificare ................................................................... 6.4. &DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGebitului de combustibil ......................................................................................... 7. &$/&8/8/+,'5$8/,&*$=2',1$0,& ù,$/,167$/$,(, DE EVACUARE A GAZELOR DE ARDERE ........................................ 7.1. &DOFXOXOSLHUGHULORUKLGUDXOLFHGHVDUFLQ ................................................ 7.2. &DOFXOXOSDUDPHWULORUGHED]DLLQVWDOD LHLGHDOLPHQWDUHFXDHU de ardere ................................................................................................. 7.3. &DOFXOXOSDUDPHWULORUGHED]DLLQVWDOD LHLGHWLUDM ................................. 7.4. &DOFXOXOSDUDPHWULORUGHED]DLLQVWDOD LHLGHLQVXIODUH la cazanele cu ardere sub presiune .......................................................... &$/&8/8/'(5(=,67(1$/&$=$1(/25 .................................. 8.1. Date generale ........................................................................................... 8.2. 0DWHULDOHIRORVLWHSHQWUXH[HFX ia elementelor metalice ale cazanelor ... 8.3. &DOFXOXOJURVLPLLSHUH LORUFRUSXULORUFLOLQGULFH ..................................... 8.4. &DOFXOXOJURVLPLLSHUH LORUWXEXULORUGHIODFU ....................................... 8.5. &DOFXOXOIXQGXULORUúLal capacelor .......................................................... 8.6. &DOFXOXOSOFLORUWXEXODUH ........................................................................

4

219 219 225 226 226

239 239 247 249 253 254 254 254 257 260 262 263

1. CALCULUL ARDERII COMBUSTIBILULUI

CAPITOLUL 1 CALCULUL ARDERII COMBUSTIBILULUI Prin tema de proiect VH G FRPSR]L LD FRPEXVWLELOXOXL SULQ FRmponentele constitutive, masice sau volumiceIXQF LHGHWLSXOFRPEXVWLELOXOXLXWLOL]DW. In cazul combustibilului gazos componentele se exprLP vQ SDUWLFLSD LL volumice iar în cazul combustibilului lichid sau solid componentele se H[SULP în SDUWLFLSD LLPDVLFH. In cazul calculelor de proiectare, dimensionare, utilizându-se Sistemul ,QWHUQD LRQDOGHXQLW LGHPVXUVHFRQVLGHUFDrderea are loc înFRQGL LLQRUPDOH fizice: p 0 = 1,013 EDUúL T0 = 273,15 K. În FD]XO HYDOXULL SDUDPHWULORU GH IXF LRQDUH Di cazanelor încercate, pentru XúXUDUHD FDOFXOHORU 6Wandardele Europene DGPLW úL FRQGL LLOH WHKQLFH GH DUGHUH p0 = 1,013 bar úL T0 = 288,15 K (150C) .

1.1. Calculul arderii combustibilului gazos Calculul arderii combustibilului gazos sH UHIHU OD DUGHUHD XQLW LL GH YROXP (1 m3N )GHJD]vQFRQGL LLQRUPDOe fizice. Se GHWHUPLQ: a) Volumul teoretic de aer necesar arderii stoichiometrice ( V0 ) (teoretice, IU exces de aer) a unui metru cub normal de combustibil :   n  V0 = 0,0476 0,5CO + 0,5 H 2 + 1,5 H 2 S + ∑  m + C m H n − O2  [ m3N / m3N ] (1.1) 4    Elementele componente ale combustibilului se introduc în UHOD LH cu valorile procentuale, iar ” C m H n ”UHSUH]LQWexSUHVLDJHQHUDODKLGURFDUEXULORUFRPSRQHQWH. b) Componentele gazelor de ardere pentru arderea stoichiometULF WHRUHWLF IUH[FHVGHDHU) Volumul de bioxid de carbon:

[

VCO2 = 0,01 CO2 + CO + ∑ mCm H n

5

]

[ m3N / m3N ]

(1.2)

INDRUMATOR DE PROIECTARE APARATE TERMICE CAZANE

Volumul de bioxid de sulf din gazele de ardere:

VSO2 = 0,01[H 2 S ] VRO2 :

[ m3N / m3N ]

(1.3)

Volumul gazelor triatomice CO2 úL 622 din gazele de ardere VH QRWHD] FX

V RO2 = VCO + VSO 2

2

[ m3N / m3N ]

(1.4)

[ m3N / m3N ]

(1.5)

Volumul de azot din gazele de ardere:

VN 2 = 0,79V0 +

N2 100

9ROXPXOGHYDSRULGHDS din gazele de ardere:

n VH 2O = 0,01[H 2 + H 2 S + ∑ C m H n ] + 0,016V0 [ m3N / m3N ] 2

(1.6)

Volumul teoretic de gaze de ardere fUH[FHVGHDHU( α = 1 )

Vg = VRO + VN 0

2

2

+ VH 2O [ m3N / m3N ]

(1.7)

In cazul proceselor tehnice de ardere, specifice cazanelor, SHQWUXDVHRE LQHFât PDLSX LQHSURGXVHGHDUGHUHLQFRPSOHWvQJD]HOHGHDUGHUHVHXWLOL]HD]DPHVWHFXUL combustibile cu aer în exces$VWIHOGDFVHQRWHD]FX´α” coeficientul de exces de aer ca fiind raportul dintre aerul efectiv de ardere (Va ) úL cel teoretic necesar arderii XQLW LL GH FRPEXVWLELO 90), sH SRDWH VSXQH F YDORULOH X]XDOH DOH FRHILQFLHQWXOXL GH exces de aer în focar sunt: α = 1,05 ÷ 1,1 pentru focare cu ardere intensificaW α = 1,1 ÷ 1,15 pentru focareFXDUGHUHQRUPDO

/D FD]DQHOH IXQF LRQkQG FX GUXPXULOH GH JD]H de ardere în depresiune, prin SWUXQGHULOHGHDHUIDOVVHRE LQ valori ale coeficientului de exces de aer ODFRúde 1,3 ÷ 1,4. La cazanele fuQF LRQkQG FX GUXPXULOH GH JD]H vQ VXSUDSUHVLXQH QX mai apar SWUXQGHUL GH DHU IDOV úL GHFL H[FHVXO GH DHU GLQ IRFDU VH PHQ LQH la aceeaúL valoare SkQODFRú - Calculul arderii cu exces de aer. Volumul real de aer necesar arderii: Va = αV0 [ m3N / m3N ]

(1.8)

6


Volumul real al gazelor de ardere: Vg = Vg 0 + (α − 1)V0 [ m3N / m3N ]

(1.9)

c) 'HQVLWDWHDJD]HORUGHDUGHUHODVWDUHQRUPDO

ρ0 = unde

ρ comb

ρ comb + 1,293V [kg/ m3N ] Vg

(1.10)

este masaVSHFLILFDFRPEXVWLELOXOXL

3UHVLXQHDSDU LDODJD]HORU triatomice ( RO 2 ) din gazele de ardere: VRO2 PRO2 = pg [bar] Vg

(1.11)

3UHVLXQHDSDU LDODYDSRULORUGHDS:

PH 2O =

VH 2O Vg

pg

[bar]

(1.12)

unde p g HVWHSUHVLXQHDDEVROXWDJD]HORUGHDUGHUH p g = p o ≅ 1 bar . d) 3XWHUHDFDORULFLQIHULRDU a combustibilului gazos se deteUPLQFXUHOD LD: H i = 126,4 ⋅ CO + 107,9 ⋅ H + 229 ⋅ H 2 S + 358 ⋅ CH 4 + 637,3 ⋅ C2 H 6 +

+ 912,4 ⋅ C3 H 8 + 1184 ⋅ C 4 H 10 [kJ/ m3N ]

(1.13)

Componentele volumice ale combustibilului se introduc în procente. Pentru cazul combustibilului gazos naturalXWLOL]DWvQUH HOHOHGHGLVWULEX LH, cu FRPSR]L LDPHGLH CH4 98,5

C2H6 0,8

O2 0,2

N2 0,5

%

SXWHUHDFDORULFLQIHULRDUeste H i = 36000 kJ/ m3N 3HQWUX FRPEXVWLELO JD]RV QDWXUDO vQ DPHVWHF FX JD] GH VRQG GHJD]ROLQDWFXFRPSR]L LDPHGLH: CH4 95,6

C2H6 2,8

C3H8 0,6

C4H10 0,6

SXWHUHDFDORULFHVWH H i = 37000 kJ/ m3N .

7

O2 0,1

N2 0,3

%


1.2. Calculul arderii combustibilului lichid sau solid . Calculul arderii combustibilului lichid sau solid sHUHIHUODDUGereaXQLW LLGH PDV (1kg) GH FRPEXVWLELO vQ FRQGL LL QRUPDOH IL]LFH (OHPHQWHOH FRPSRQHQWH ale combustibilului se H[SULPvQWHP prinSDUWLFLSD LLPasice. DHRDUHFHVXOIXOVHDIO vQ FDQWLWDWH PLF vQ FRPEXVWLELO VXE VH GHWHUPLQ DúD ]LVXO ÄFDUERQ redus” (K) DGPL kQG F SURGXVHOH DUGHULL FDUERQului sunt identice cu cele pentru „carbonul redus”. K = C + 0,375 ⋅ S (%) (1.14) Se GHWHUPLQ: a) Volumul teoretic de aer necesar arderii stoichiometrice ( V0 ) (teoretice, IU exces de aer) a unui kg de combustibil: V0 = 0,0889 ⋅ K + 0,265 ⋅ H − 0,0333 ⋅ O [ m3N /kg ] (1.15) b) Componentele gazelor de ardere pentru arderea VWRLFKLRPHWULF WHRUHWLF IUH[FHVGHDHU) -

-

-

9ROXPXOGHELR[LGGHFDUERQúLbioxid de sulf din gazele de ardere: K VRO2 = 1,866 [ m3N /kg] (1.16) 100 Volumul de azot din gazele de ardere: N VN2 = 0,79V0 + 0,8 [ m3N /kg] 100

(1.17)

9ROXPXOGHYDSRULGHDS din gazele de ardere: VH 2 O =

9H + W + 0,016V0 80,4

[ m3N /kg]

(1.18)

Volumul teoretic de gaze de ardere fUH[FHVGHDHU( α = 1 )

Vg = VRO + VN 0

-

2

2

+ VH 2O [ m3N /kg]

Volumul real de aer necesar arderii cu exces de aer: Va = α · V0 [ m3N /kg]

(1.19)

(1.20)

In cazul proceselor tehnice de ardere, specifice cazanelor,SHQWUXDVHRE LQHFvW PDLSX LQHSURGXVHGHDUGHUHLQFRPSOHWvQJD]HOHGHDUGHUHVHXWLOL]HD]DPHVWHFXUL combustibile cu aer în exces$VWIHOGDFVHQRWHD]FX´α” coeficientul de exces de aer ca fiind raportul dintre aerul efectiv de ardere (Va ) úL cel teoretic necesar arderii

8


XQLW LL GH FRPEXVWLELO 90 VH SRDWH VSXQH F YDORULOH uzuale ale coefincientului de exces de aer în focar sunt: α = 1,05 ÷ 1,1 pentru IRFDUHFXDUGHUHLQWHQVLILFDW α = 1,1 ÷ 1,15 pentru focareFXDUGHUHQRUPDO /D FD]DQHOH IXQF LRQkQG FX GUXPXULOH GH JD]H de ardere în depresiune, prin SWUXQGHULOHGHDHUIDOVVHDMXQJHca ODFRúvalorile coeficientului de exces de aer VILH de 1,3 ÷ 1,4 . /D FD]DQHOH IXQF LRQkQG FX GUXPXULOH GH JD]H vQ VXSUDSUHVLXQH QX mai apar SWUXQGHUL GH DHU IDOV úL GHFL H[FHVXO GH DHU GLQ IRFDU VH PHQ LQH la aceeaúL valoare SkQODFRú - Calculul arderii cu exces de aer. Volumul real al gazelor de ardere:

Vg = Vg 0 + (α − 1)V0

[ m3N /kg]

(1.21)

'HQVLWDWHDJD]HORUGHDUGHUHODVWDUHQRUPDO:

ρ0 =

1 + 1,293 ⋅ Va Vg

[kg/ m3N ]

(1.22)

3UHVLXQHDSDU LDODJD]HORU522 în gazele de ardere:

PRO2 =

VRO2 Vg

pg

[bar]

(1.23)

3UHVLXQHDSDU LDODYDSRULORUGHDS:

PH 2O =

VH 2O Vg

pg

[bar]

(1.24)

unde pgHVWHSUHVLXQHDDEVROXWDJD]elor de ardere: p g = p o ≅ 1 bar . c) 3XWHUHDFDORULFLQIHULRDU a combustibililor lichizi sau solizi este: O 9   H i = 339,0 ⋅ C + 1200 H −  + 104,7 ⋅ S − 25,1W − O 8 8  

9

[kJ/kg] (1.25)


vQ FDUH FRPSRQHQWHOH FRPEXVWLELOXOXL VH UHIHU OD PDVD GH OXFUX úL VH H[SULP vQ procente. Pentru combustibilii lichizi uzuali SXWHUHD FDORULF LQIHULRDU DUH XUPWRarele valori: &RPEXVWLELOOLFKLGXúRU (CLU) 42000 kJ/kg 3FXU 38000 ÷ 39000 kJ/kg Pentru lignit puterHDFDORULFLQIHULRDUYDULD]IRDUWHPXOW, astfel: Lignit inferior 6700 ÷ 7500 kJ/kg Lignit superior 10000 ÷ 14000 kJ/kg 1.3. Diagrama I - t Valoarea entalpiei (I) a JD]HORU GH DUGHUH RE LQXWe GLQ DUGHUHD XQLW Li de combustibil ( m3N VDXNJ HVWHGDWGHUHOD LD:

I = VRO2 iRO2 + VN 2 iN 2 + VH 2 OiH 2 O + (α − 1)V0iaer

(1.26)

unde iRO2 , iN 2 , iH 2O úL iaer UHSUH]LQW HQWDOSLLOH specifice ale JD]HORU FRPSRQHQWH úL VXQWIXQF LHGHWHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHW La diverse temperaturi ale gazelor de ardere (0÷2000 0C) se GHWHUPLQ entalpia amestecului utilizându-se tabelul de calcul 1.1. Conform tabelului 1.1., se GHWHUPLQ valorile din coloanele 3, 5 úL FDUH vQVXPDWH GDX COMBUSTIBIL I α4 entalpia gazelor de ardere în C = ......... % FRQGL LLWHRUHWLFH(Igo). kJ . H = ......... % 3 α3 Pentru diverse valori ale mN N= ......... % kJ . etc. coeficientului de exces de aer Vo = .......... kg (α1=αfocar, α2>α1; α3>α2 etc.) se α2 Vgo = .......... Hi = ......... RE LQ YDORULOH GLQ FRORDQHOH Ii 14, 16 etc. α1 Se traVHD] GLDJUDPHOH IXQF LHL Ie Ig=f(α , t) I = f(t, α) (1.27) asemenea familiei de curbe de parametru α, reprezentate în figura 1.1., XWLOL]kQG VFUi convenabile (1:10; 1:20; 1:50 te ti t [oC] sau multipli). Diagrama I-t este Fig. 1.1. Diagrama I – t VSHFLILF FRPEXVWLELOXOXL SHQWUX care a fost determinDW.

10

i RO2

2

170,0 357,5 771,8 1224 1704 2203 2716 3238 3772 4303 4843

1

0 100 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

0

C

tg

VRO2 =

3

i RO2 × VRO2

129,5 259,8 526,5 804,0 1093 1391 1697 2008 2311 2643 2934

4

i N2

VN 2 =

5

11

i N 2 × VN 2

150,5 304,4 626,2 968,5 1334 1722 2132 2558 3001 3458 3924

6

i H 2O

VH 2O =

7

VH 2O × i H 2O I g0 =

8

∑ (i ⋅ V )

Vg 0 = ∑ V

130,0 261,3 531,6 813,7 1107 1409 1719 2033 2353 2675 3001

9

i aer

V0 =

10

i aer × V0 = I V0

g0

11

12

…

în continuare I= I + ptr. αPULW (α-1)× din 0,1 în ( i aer × V0 ) (α-1)× 0,1 ( i aer × V0 )

α= (α-1)=

Tabelul 1.1.(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHUH]XOWDWHGLQDUGHUHDXQLW LLGH combustibil (kJ/ m3N ) sau (kJ/kg)



ModDOLW LOH de utilizare a diagramei I–t sunt uUPWRDUHle: a). DDF VH GDX, SHQWUX R VXSUDID GH VFKLPE GH FOGXU WHPSHUDWXULOH GH LQWUDUH úL LHúLUHa a gazelor de ardere SUHFXP úL FRHILFLHQ LL GH H[FHV GH DHU FRUHVSXQ]WRUL, se poate determina fluxulGHFlGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUH: - se citesc în diagrama I-t: I i = f (t i ,α i ) úL I e = f (t e , α e ) , apoi VH GHWHUPLQ IOX[XO GH FOGXU cedat de gazele de ardere. Q = B( I i − I e ) (1.28) 3 unde B este consumul de combustibil [kg/s sau m N /s]. b). DDF VH GDX SHQWUX R VXSUDID GH VFKLPE GH FOGXU fluxul GH FOGXU cedat de gazele de ardere Q úLSDUDPHWULLLQL LDOL ai gazelor de ardereWHPSHUDWXUDúL excesul de aer, se poate determina WHPSHUDWXUD GH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH OD XQ coeficient de exces de aer cunoscut: - se FLWHúWHvQGLDJUDPD,-t:

I i = f (t i , α i )

apoi se GHWHUPLQ entalpia :

Ie = Ii −

úLvQILQDOVHFLWHúWHvQGLDJUDPD,-t valoarea:

Q B

(1.29)

te = f (I e ,α e ) .

1.4. Diagrama cp – t In ca]XOFDOFXOHORUUDSLGHGHYHULILFDUHVDXFKLDUúLDFHORUGHGLPHQVLRQDUHIDU SUHWHQ LL GH H[DFWLWDWH HVWH PDL FRPRG V VH OXFUH]H FX FOGXUL VSHFLILFH PHGLL ale gazelor de ardere ODSUHVLXQHFRQVWDQW, în loc de HQWDOSLL5HOD LDGHOHJWXU,–cp este:

[

]

I = Vg ⋅ c p ⋅ t = Vg0 + (α − 1)V0 ⋅ c p ⋅ t úL

cp =

VRO2 Vg

⋅ cRO2 +

VH 2O Vg

⋅ cH 2O +

VN2 Vg

⋅ cN2 +

(1.30)

(α − 1)V0 ⋅ caer Vg

(1.31)

'HRDUHFHYDULD LDFOGXULLVSHFLILFHFXFRPSR]L LDJD]HORUGHDUGHUHHVWHUHODWLY PLFWDEHOHOHVDXGLDJUDPHOHGHFOGXULVSHFLILFHIXQF LHGHWHPSHUDWXUVXQWSUDFWLF utilizabileSHQWUXWR LFRPEXVWLELOLLGLQDFHHDúLFODV (gaz, lichid, solid). În continuare se SUH]LQW WDEHOHOH úL SHQWUX JD]HOH GH DUGHUH SURYHQLWH GLQ DUGHUHD FRPEXVWLELOLORU JD]RúL UHVSHFWLY OLFKL]L FX DMXWRUXO FURUD SRW IL WUDVDWH diagramele cp=f(t,α).

12


Tabelul 1.2. &OGXULVSHFLILFHPHGLLvQkJ/ m K, pentru gaze de ardere provenite din arderea FRPEXVWLELOLORUJD]RúL 0 t ( C) α=1 α=1,1 α=1,2 α=1,5 α=2,0 0 1,3670 1,3582 1,3532 1,3435 1,3327 100 1,3762 1,3699 1,3645 1,3532 1,3410 200 1,3904 1,3837 1,3779 1,3653 1,3523 300 1,4067 1,3992 1,3929 1,3804 1,3657 400 1,4243 1,4164 1,4097 1,3946 1,3809 500 1,4432 1,4344 1,4277 1,4130 1,3967 600 1,4620 1,4532 1,4457 1,4306 1,4134 700 1,4808 1,4716 1,4641 1,4478 1,4306 800 1,4992 1,4905 1,4821 1,4653 1,4469 900 1,5177 1,5076 1,4997 1,4821 1,4628 1000 1,5348 1,5248 1,5160 1,4976 1,4783 1100 1,5516 1,5411 1,5319 1,5126 1,4925 1200 1,5675 1,5566 1,5474 1,5273 1,5064 1300 1,5825 1,5717 1,5616 1,5411 1,5198 1400 1,5968 1,5855 1,5754 1,5545 1,5319 1500 1,6102 1,5984 1,5884 1,5662 1,5436 1600 1,6231 1,6110 1,6005 1,5779 1,5541 1700 1,6361 1,6231 1,6123 1,5892 1,5645 1800 1,6470 1,6340 1,6231 1,5993 1,5746 1900 1,6575 1,6445 1,6336 1,6093 1,5838 2000 1,6675 1,6545 1,6428 1,6181 1,5922 3 N

Tabelul 1.3. &OGXULVSHFLILFHPHGLLvQkJ/ m K, pentru gaze de ardere provenite din arderea combustibililor lichizi 0 t ( C) α=1 α=1,1 α=1,2 α=1,5 α=2 0 1,3674 1,3595 1,3565 1,3444 1,3335 100 1,3825 1,3741 1,3703 1,3569 1,3440 200 1,3988 1,3892 1, 3854 1,3720 1,3590 300 1,4164 1,4055 1,4013 1,3860 1,3720 400 1,4356 1,4252 1,4201 1,4030 1,3850 500 1,4557 1,4453 1,4398 1,4214 1,4042 600 1,4766 1,4649 1,4586 1,4386 1,4206 700 1,4951 1,4850 1,4779 1,4561 1,4386 800 1,5135 1,5030 1,4955 1,4737 1,4545 900 1,5340 1,5206 1,5131 1,4905 1,4704 1000 1,5516 1,5378 1,5306 1,5072 1,4867 1100 1,5696 1,5549 1, 5476 1,5223 1,5018 1200 1,5830 1,5708 1,5645 1,5373 1,5152 1300 1,5995 1,5846 1,5763 1,5507 1, 5286 3 N

13


1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000

1,6143 1,6265 1,6411 1,6520 1,6646 1,6734 1,6822

1,6005 1,6123 1,6265 1,6378 1,6482 1,6545 1,6637

1,5909 1,6022 1,6169 1,6261 1,6386 1,6478 1,6570

1,5641 1,5754 1,5880 1,5976 1,6085 1,6181 1,6277

1,5411 1,5520 1,5637 1,5729 1,5834 1,5917 1,6018

Modurile de utili]DUH D FOGXULORU specifice ale gazelor de ardere în calculele termice: a) 'DF VH GDX SHQWUX R VXSUDID GH VFKLPE GH FOGXU WHPSHUDWXULOH GH LQWUDUH úL LHúLUH ale gazelor de DUGHUH SUHFXP úL H[FHVHOH GH DHU FRUHVSXQ]WRDUH VH poate determina fluxulGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUH UH]XOW

c pi = f (t i , α i ) úL c pe = f (te , α e ) Q = B (Vgi ⋅ c pi ⋅ ti − Vge ⋅ c pe ⋅ t e )

(1.32)

unde: B – debitul de combustibil (kg/s, m3N /s). Vg – volumul de gaze de ardere pentru unitatea de combustibil ( m3N /kg, m3N / m3N ) Vg = Vg 0 + (α − 1)V0 b). DDF VH GDX SHQWUX R VXSUDID GH VFKLPE GH FOGXU fluxul GH FOGXU FHGDW GH JD]HOH GH DUGHUH úL SDUDPHWULL LQL LDOL ai gazelor de ardere WHPSHUDWXU úL exces de aer), se poate determina temperatura dH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH OD XQ DQXPLWH[FHVGHDHUFXQRVFXWILLQGQHFHVDUHvQV÷LWHUD LL de clacul. Cu valorile (ti, αi), GLQ WDEHOH UH]XOW FOGXUa VSHFLILF a gazelor la intrare c pi . Se presupune o valoare t 'e úLFXDFHDVWYDORDUHúLpentru excesul de aer αeVHRE LQH c p e . '

Se GHWHUPLQ t 'e' FXUHOD LD:

te" =

Vgi c p iti − Vg c 'pe

Q B

(1.33)

GDF te GLIHU ID te cu mai mult de un gard, se reia calculul o cu noX valoare '

''

t e' = t e'' . ,QILQDOVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDGHLHúLUHDJD]HORUGHDUGHUH t e pentru c pe : ''

te =

Vg i c p i t i − Vge c 'p' e

Q B

(1.34)

$YkQGvQYHGHUHFYDULD LDFOGXULLVSHFLILFHFXWHPSHUDWXUDHVWHIRDUWHPLF QXVXQWQHFHVDUHQLFLRGDWPDLPXOWGHLWHUD LL

14


Pentru determinarHD FOGXULORU VSHFLILFH DOH componentelor gazelor de ardere SRWILXWLOL]DWHXUPWRDUHOHUHOD LL: c RO2 = 1,7003 + 4,1759 ⋅10 −3 (t − 100) 0,701 [kJ/ m3N K] (1.35)

c H 2O = 1,5051 + 8,4142 ⋅ 10 −5 (t − 100)1,154 [kJ/ m3N K]

(1.36)

c N 2 = 1,2958 + 9,3464 ⋅ 10 −6 (t − 100)1,35

[kJ/ m3N K]

(1.37)

[kJ/ m3N K]

(1.38)

−3

c aer = 1,3004 + 3,6974 ⋅ 10 (t − 100)

1,169

sau pentru valori medii ale caldurii specifice a amestecului de gaze de ardere pentru combustibili clasici (UHOD LLYDODELOHSHQWUXLQWHUYDOXOGHWHPSHUDWXUW=100÷900 0C): −5 - JD]RúL: c pg = 4,186(0,31882 + 3,7393 ⋅ 10 t ) [kJ/ m3N K] (1.39) -

c pg = 4,186(0,32118 + 3,8107 ⋅10 −5 t ) [kJ/ m3N K]

lichizi:

(1.40)

c pg = 4,186(0,32265 + 4,45 ⋅ 10 −5 t ) [kJ/ m3N K] - solizi: (1.41) ÌQ ILJXULOH úL VXQW SUH]HQWDWH GLDJUDPHOH GH YDULD LH D FOGXULL VSHFLILFH PHGLL SHQWUX JD]H QDWXUDOH FRPEXVWLELOL OLFKL]L úL XQ DQXPLW FRPEXVWLELO solid. $FHVWH WDEHOH úL JUDILFH VXQW RULHQWDWLYH VXILFLHQW GH FRUHFWH SHQWUX FDOFXOH SUDFWLFH LQJLQHUHúWL 3HQWUX ILHFDUH FRPEXVWLELO vQ SDUWH FOGXULOH VSHFLILFH YRU IL determinate folosind valorile din anexa 7 care reprezintûFOGXULOHVSHFLILFHPHGLLDOH gazelor componente. cp α =1 α =1,1 α =1,2 α =1,5 α =2 α =3 α =4

kJ 3 m NK 1,6

1,5

1,4

1,3

0

500

1000

1500

Fig. 1.2. Diagrama cp – t pentru gaze naturale

15

2000

t (oC)

INDRUMATOR DE PROIECTARE APARATE TERMICE CAZANE cp kJ kg.K

α =1

1,6

α =1,1 α =1,2 α =1,5 α =2 α =3 α =4

1,5

1,4

1,3

0

500

1000

1500

2000

t (oC)

Fig. 1.3. Diagrama cp – t pentru combustibili lichizi cp kJ kg.K

C =21,4 % H = 2,7 % S = 2,5 % O = 14,8 %

1,7

α =1 α =1,1 α =1,2 α =1,5 α =2

N = 1,4 % A = 26,3 % W = 30,9 %

1,6

1,5

1,4

1,3

0

500

1000

1500

Fig. 1.4. Diagrama cp – t pentru combustibil solid

16

2000

t (oC)

2. BILANTUL TERMIC AL CAZANULUI

CAPITOLUL 2 %,/$18/7(50,&$/&$=$18/8,

%LODQ XO WHUPLF OD FD]DQXOXL H[SUHVLH D SULQFLSLXOXL FRQVHUYULL HQHUJLHL SXQH vQ HYLGHQ fluxurile GH FOGXU LQWURGXVH IOX[XULOH XWLOH úL SLHUGHULOH GH FOGXU ale FD]DQXOXL ID GH FRQWXUXO GH ELODQ úL SHUPLWH FDOFXOXO UDQGDPHQWXOXL WHUPLF úL DO consumului de combustibil.

2

1

Qcos

4

Qut

Qc

Qch

Qext

1. Cazan 2. Alimentare cu combustibil

*U WDU

Qa

Qmec

schimb de

6XSUDIH HGH

F OGXU

(YDFXDUHFHQXú úL]JXU &RQWXUGHELODQ

Qev 3

5

6

Fig. 2.1.&RQWXUXOGHELODQ ODXQFD]an cu arderea combustibilului solid în stratSHJUWDU &RQWXUXO GH ELODQ vQFDGUHD] VXSUDID D H[WHULRDU D SHUH LORU FD]DQXOXL 7HPSHUDWXUDGHUHIHULQ HVWHWHPSHUDWXUDPHGLXOXLDPELDQWVDXFHDQRUPDO (FXD LDELODQ XOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLVHVFULe sub forma : Qc + Qa = Qut + Qmec + Qcos + Qch + Qext + Qev (kW) (2.1) unde :

Qc

- HVWHGHELWXOGHFOGXUGLVSRQLELODFRPEXVWLELOXOXL;

Qa

-GHELWXOGHFOGXUDGXVGHDHUul utilizat la arderea combustibilului;

Q ut Q mec

- debitul dHFOGXUXWLOSURGXVGHFD]DQ; -GHELWXOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUPHFDQLF (este specific numai combustibilului solid); 17


Q ch

-GHELWXOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF

Q cos Q ext Q cen

-GHELWXOGHFOGXUSLHUGXWSULQHYDFXDUHDJD]HORUGHDrGHUHSHFRú - GHELWXOGHFOGXUSLHUGXWSULQSHUH LLH[WHULRULDLFD]DQXOXL

- debitulGHFOGXUSLHUGXWSULQHYDFXDUHDSURGXVHORUVROLGHde ardere din cazan (este specific numai combustibilului solid) .

2.1. Randamentul termic al cazanului Randamentul termic al cazanului poate fi determinat :

a) ODXQFD]DQvQIXQF LXQH când,SULQPVXUUL,VHGHWHUPLQ Qut úL Qc : Q η A = ut 100 (%) (2.2) Qc b) în faza de proiectare, când se impuneFDGDWGHSURLHFWDUH sarcina WHUPLF XWLOWHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODFRúHWFúLVHFDOFXOHD] :

ηB =

Qc − ∑ Q pj Qc

= 1 − ∑ q j = 1 − (qcos + qch + qmec + qext + qcen ) (%)

(2.3)

unde q j UHSUH]LQWSLHUGHULOHVSHFLILFHUHODWLYHID GH Qc GHFOGXU În cazul general al unui cazan în ID] GH SURWRWLS, GXS FH V-a determinat randamentul termic de proiectare DFHVWD YD WUHEXL YDOLGDW GH vQFHUFULOH WHUPRWHKQLFH realizate conform standardului specific tipului constructiv de cazan. Randamentul GHFODUDWGHIXQF LRQDUHDOFD]DQXOXLUHVSHFWLYQXYDSXWHDVGLIHUHFXPDLPXOWGH ID GHFHORE LQXWvQFDGUXOvQFHUFULORUWHPRWHKQLFHGHWLSvQFHUFULFHVHHIHFWXHD] în laboratoare independente acreditate în acest scop. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUPHFDQLF ( q mec ) Acest tip de pierdereGHFOGXUUHSUH]LQWSLHUGHUHDSULQQHDUGHUHDFDUERQXOXL GLQFRPEXVWLELOFD]XWVXEJUWDUvQJOREDWvQ]JXUVDXDQWUHQDWFXFHQXúD]EXUWRDUH FD]XUL vQ FDUH GLQ OLSVD FRQGL LLORU GH DUGHUH DFHVWD QX PDL SRDWH HOLEHUD FDOGXUD GH UHDF LH'HDFHHDDFHDVWSLHUGHUHGHFOGXUHVWHspecific numai pentru cazul arderii combustibililor solizi SH JUWDU IL[ VDX PRELO SHQWUX FRPEXVWLELOL OLFKL]L úL JD]RúL qmec =0)

18


q mec =

Qmec Qmec 100 (%) sau exprimat în procente q mec = B * Hi B * Hi

unde : B * este consumul de combustibil (kg/s) ; H i -SXWHUHDFDORULFLQIHULRDUDFRPEXVWLELOXOXLNJNJ PierderHDVSHFLILFGHFOGXU q mec se determinFXUHOD LD

 c zg ccaz c sb  32657 A + a zg + a sb q mec = a caz  100 − ccaz 100 − c zg 100 − c sb  100 H i 

(2.4)

unde ajHVWHSURFHQWXOGHSDUWLFLSDUHvQFHQXúHDGLIHULWHORUIUDF LXQL a j = 100 úL cjHVWHFRQ LQXWXOSURFHQWXaOGHFDUERQIL[GLQIUDF LXQHD aj. Valorile medii orientative se SUH]LQW în tabelul 2.1. pentru combustibil ligniWSHGLYHUVHWLSXULGHJUWDUH Cu A VHQRWHD]SURFHQWXOWRWDOGHFHQXúHGLQFRPEXVWLELO.

∑

&RPEXVWLELOúLVLVWHPGHDUGHUH /LJQLWSHJUWDUIL[SODQ /LJQLWSHJUWDUvQFOLQDWIL[ /LJQLWSHJUWDUFXvPSLQJHUH GLUHFW /LJQLWSHJUWDUcu împingere UVWXUQDW Lignit PFLQDWars în stare pulverizat

&]XWVXE JUWDU

Inglobat în zJXU

Tabelul 2.1. Antrenat cu FHQXúD zEXUWRDUH

a caz

ccaz

a zg

c zg

a sb

c sb

4 2

10 10

76 78

15 15

20 20

9 8

15

4

55

10

30

4

20

10

50

10

30

4

0

-

10

10

90

3

În mod normal q mec poate avea valoarea FXSULQV vQ LQWHUYDOXO ÷12% pentru FUEXQLúL0,5 ÷SHQWUXOHPQúLYHJHWDOH uscate. Consumul efectiv de combustibil (B) va fi : B = B * (1 − q mec ) [kg/s] (2.5)

19


2.1.2.3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSUin evacuarea gazelor de ardere laFRú q cos sau q2 ) Se determinFXUHOD LD:

Qcos − Qa în valori absolute sau, B * Hi Q − Qa = cos 100 în % B* Hi

q cos = qcos

H[SOLFLWkQGWHUPHQLLUH]XOW

qcos = unde :

I g cos

1 − qmec ( Ig cos − α cos I cos ) Hi

(2.6)

VHRE LQHGLQdiagrama I-t pentru α cos úLWHPSHUDWXUD t cos ;

- este un parametru FDUH VH VWDELOHúWH SULQ FDOFXOH HFRQRPLFH GDU SHQWUX vQFHSHUHDFDOFXOXOXLVHDSUR[LPHD]ODYDORULX]XDOHIXQF LHGHWLSXOFD]DQXOXL$VWIHO, OD FD]DQHOH GH DEXU IXQF LH GH WHPSHUDWXUD GH VDWXUD LH D DSHL GLQ FD]DQ (ts úL GH debitul de abur Dh [t/h] : PHQWUXFD]DQHIUVXSUDIH HDX[LOLDUHHFRQRPL]RU SUHvQFO]LWRU :

tcos

t cos ≅ t s + 50 +

50

Dh

[0C]

(2.7)

PentrXFD]DQHFXVXSUDIH HDX[LOLDUH:

t cos ≅ 160 +

100

Dh

[0C]

(2.8)

Pentru cazane de apFDOGVDXILHUELQWH

t cos = t am + (80 ÷ 120) [0C] unde t am =

ti + te 2

(2.9)

I aer UHSUH]LQWHQWDOSLDDHUXOXLGHDUGHUHODWHPSHUDWXUDDPELDQW (ta≅200& úL

se determinFXUHOD LD

I aer = V0 c pa t a

[kJ/ m N3 ] sau [kJ/kg]

20

(2.10)


cu cpa=1,2971 [kJ/ m N3 K ] VHRE LQH:

cpa ta = iaer = 25,942 [kJ/ m N3 ]

(2.11)

ÌQ FDOFXOXO FX FOGXUi specifice SLHUGHULOH GH FOGXU SULQ HYDFXDUHD la coú VH GHWHUPLQFXUHOD LD 1 q cos = V g c pg t cos − α cosV0 c pa t a (2.12) Hi

[

]

(GDFVHDGPLWH qmec =0)

V g = V go + (α cos − 1)V0

cu

q cos =

(2.13)

[

1 V go c pg (t cos − t a ) + (α cos − 1) V0 c pa (t cos − t a ) Hi

]

(2.14)

5HOD LHSULQ care se punevQHYLGHQ 1. pLHUGHUHDGHFOGXU prin cantitatea miniPGe gaze rezultate din ardere; 2. pierderea GHFOGXUsXSOLPHQWDUSULQDHUXOvQH[FHV Aceste pierderi VSHFLILFH GH FOGXU DX YDORUL X]XDOH GH ÷ vQ IXQF LH GH WLSXOLQVWDOD LHLGHDUGHUHGHnatura combustibiluluiúLGHWLSXOFD]DQXOXL. 2.1.3. PierdHUL VSHFLILFH GH FOGXU SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU FKLPLF ( q ch sau q3 ) Aceste pierderi GH FOGXU DSDU GDWRULW IDSWXOXL F RPRJHQL]DUHD DPHVWHFXOXL combustibil-DHUGHDUGHUHQXSRDWHILSHUIHFWRULFkWGHSHUIRUPDQWDUILLQVWDOD LDGH DUGHUH $VWIHO F UHDOL]kQG FKLDU úL DPHVWHFXUL FX H[FHV GH DHU în gazele de ardere rezultate VH JVHVF FRPSRQHQWH JD]RDVH GH DUGHUH LQFRPSOHW combustibile, ca: CO, H2, CH4 etc.

qch =

Qch 1 − qmec = ( 126 ,36 ⋅ CO + 107 ,98 ⋅ H 2 )Vg usc B* Hi Hi

(2.15)

La proiectarea cazaneloUVHSRWDGPLWHXUPWRDUHOHYDORULRULHQWDWLYHSHQWUXqch: -

vQFD]XOXWLOL]ULLXQHLLQVWOD LLGHDUGHUHSHUIRUPDQWH

-

la focare cu ecranarePLF (calde):

-

la focare cu ecranare medie:

21

qch ≅0 ;

qch ≅0,005 ; qch ≅0,01 ;


-

la focare cu ecranare SXWHUQLF (reci): ODIRFDUHFXJUWDUH

3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQSHUH LH[WHULRUL(qext

qch ≅0,015 ; qch ≅0,02 . sau q5)

Se determinFXUHOD LD

q ext =

Qext = B * Hi

∑ α S (t i

i

pi

− ta )

B * Hi

(2.16)

unde: tpi – tHPSHUDWXUDPHGLHDXQHLVXSUDIH HH[WHULRDUH„i” a cazanului; Si –PULPHDVXSUDIH HLH[WHULRDUH„i” a cazanului;

αi –FRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUODVXUDID DH[WHULRDU„i” a acazanului.

5HOD LD SRDWHILXWLOL]DWQXPDLSHQWUXXQFD]DQH[LVWHQW pentru care s-au determinatvQIXQF LRQDUHOD VDUFLQDQRPLQDOWHPSHUDWXULOHSHVXSUDIH HOHH[WHULRDUH ale acestuia. În faza de proiectare se XWLOL]HD]UHOD LLexperimentale: -2

-0,6557

(2.17)

-2

-0,5185

(2.18)

- pHQWUXFD]DQHGHDEXUIU • qext= 5,4643 · 10· · Dh VXSUDIH HDQH[HDh – debit de abur [t/h]); - pentru cazane de abur cu • qext= 5,8797 · 10· · Dh VXSUDIH HDQH[HDh – debit de abur [t/h]); -2

• qext= 4,6167 · 10· · QMW - pentru cazane mariGHDSFDOGVDX(2.19) fiebinte (QMW = 0,1 ÷ 6 MW). QMW – sarcina WHUPLFDDFD]DQXOXLH[SULPDWvQ0: • SHQWUX FD]DQH GH DS FDOG VDX fiebinte, PLFL úL PLMORFLL Q <1000kW), se poate aprecia pentru qext o valoare în intervalul (0,5÷1,5 %) vQIXQF LHGHJUDGXOGHL]RODUHWHUPLF dorit.

22


3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQHYDFXDUHDSURGXVHORUVROLGHGLQFD]Dn (qcen

sau q6 ) $FHVWWLSGHSLHUGHUHGHFOGXUUHSUH]LQWFOGXUDHYDFXDWRGDWFXFHQXúDúL zgura (produsele solide ale arGHULLFRPEXVWLELOLORUVROL]L ODRWHPSHUDWXUPDLULGLFDW decât cea de refeULQ GH ELODQ 'H DFHHD DFHDVW SLHUGHUH GH FOGXU HVWH specific numai pentru cazul arderiiFRPEXVWLELOLORUVROL]LSHQWUXFRPEXVWLELOLOLFKL]LúLJD]RúL qcen=0)

qcen =

A 1 − asb ⋅ c pev (tev − ta ) 100 H i 1 − ccaz − czg

(2.20)

unde : cpev – HVWH FOGXUD VSHFLILF PHGLe D SURGXVHORU HYDFXDWH FHQXúH úL ]JXU FRQIRUP tabelului 2.2. tev – temperatura de evacuare a produselor solide Tabelul 2.2. &OGXUD specific medie a zguriiFHQXúLL o t ( C) 100 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 cpev(kJ/kgK) 0,801 0,842 0,899 0,930 0,956 0,980 1,001 1,130 1,172 1,212 În mod uzual pierderileVSHFLILFHGHFOGXU qcen nu depúHVF Pentru XQ FD]DQ FH XWLOL]HD] FRPEXVWLELO solid, randamentul termic de proiectare al cazanului va fi:

η = 1 − ( qmec + qcos + qch + qext + qev )

(2.21)

cu valori uzuale în intervalul 0,7–0,85. Pentru XQFD]DQFHXWLOL]HD]FRPEXVWLELO lichid sau gazos, randamentul termic de proiectare al cazanului va fi:

η = 1 − ( qcos + qch + qext )

(2.22)

cu valori uzuale în intervalul 0,88÷0,93 (cazane clasiceIUFRQGHQVDUHDYDSRULORUGH DSGLQJD]HOHGHDUGHUH .

23


2.2. Consumul de combustibil 2.2.1. Consumul de combustibil, pentru cazanele ce produc abur este :

B* =

D(i − i0 ) + D p (i '−i0 )

[Kg/s, m3N/s]

ηH i

(2.23)

unde cu D s-a notat debitul de abur al cazanului [kg/s] GDWSULQWHP . Un mod de exprimare tehnic curent al debitului de abur al cazanului este ”Dh” , mãsurat vQ>WK@úLDVWIHO: [kg/s] D = Dh ⋅ 0,278 i –HQWDOSLDILQDO a aburului la evacuare din cazan [kJ/kg]; i0 –HQWDOSLDLQL LDODDSHLde alimentare a cazanului [kJ/kg];

io= cpa· tal = 4,186· tai [kJ/kg] cpa –FOGXUDVSHFLILFDDSHL tal - temperatura apei de alimentare a cazanului i’, i” –HQWDOSLDDSHLúLa aburului, ODVDWXUD LH [kJ/kg] ; Dp – debitul de purje (kg/s) pentru care se admite Dp =(0,03÷0,05)· D 3XUMDUHDFD]DQXOXLVHIDFHSHQWUXDVFGHDSHULRGLFduritatea apei din cazan sub OLPLWDDGPLVLELOSHVWHFDUHVUXULOHGH&DúL0JvQFHSVVHGHSXQSHVXSUDIH HOHGH VFKLPEGHFOGXU )USXUMDUHDSHUPDQHQWVDXSHULRGLFDDFHVWXLGHELW'pGHDSODVDWXUD LH FD]DQXO QX DU SXWHD IXQF LRQD vQ PRG FRQWLQXX úL GH DFHHD VH FRQVLGHU FOGXUD HYDFXDWFXSXUMDFDILLQGWHKQRORJLFXWLO Pentru aburul umed, cu titlul $ entalpia ´L´VHFDOFXOHD]FXUHOD LD (2.24) L L¶$L´- i’) Pentru cazanele mari la care DU]WRDUHOHXWLOL]HD]DEXUVDWXUDWca agent motor SHQWUXLQMHF LDFRPEXVWLELOXOXLOLFKLG

B* =

D ( i − i0 ) + D p ( i ' − i0 )

η ⋅ H i − W inj ( i ' '− i0 )

24

(2.25)


Winj – debitul relativ de abur XWLOL]DW GH FWUH injectorul de combustibil lichid [kg.abur/kg.comb].

2.2.2. Consumul de combustibil, pentru cazaneleGHDSFDOGVDXILHUELQWH Pentru cazaneleGHDSFDOGVDXILHUELQWHVH G,SULQWHP, debiWXOGHFOGXU XWLO SURGXV de cazan VDUFLQD WHUPLF D FD]DQXOXL , Q [kW] úL asfel se poate determina consumul de combustibil al cazanului:

B* =

Q ηH i

(kg/s, m3N /s)

(2.26)

Pentru cazanele mari GH DS FDOG VDX DS ILHUELQWH de peste 500 kW, debitul util GHFOGXUQhVHH[SULPîn [Gcal/h] – sistem tehnic. În acest caz, consumul de combustibil VHGHWHUPLQXWLOL]kQGUHOD LDRPRJHQ:

1,163 ⋅ Qh ⋅ 103 B* = ηH i

(kg/s, m3N /s)

Debitul de combustibil consumat efectiv în cadrul procesului de ardere, în cazan, este :

B = B * ( 1 − qmec ) (kg/s, m3N /s)

(2.27)

B este debitul de combustibil ce se va utiliza în continuare în cadrul calculelor de dimensionare necesare întreguluiFD]DQvQFHHDFHSULYHúWHGHWHUPLQDUHDGHELWHORU de gaze de ardere. %LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL %LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXLsHHIHFWXHD]SHQWUXa se determina fluxurile GHFOGXUDIHUHQWHILHFUHLVXSUDIH HGHVFKLPEGHFOGXU, în parte, a cazanului. In cazul cel mai general de cazan, FXVXSUDIH HDQH[HúLcu producere de abur supraîQFO]LW UHSUH]HQWDUHD VFKHPDWLF D ELODQ XOXL GH DQVDPEOX HVWH conform figurii_2.2. 3HQWUX FD]DQHOH PDL VLPSOH VH HOLPLQ GLQ VFKHP HFRQRPL]RUXO úL preîQFO]LWRUXOGHDHUVDXQXPDLXQDGLQDFHVWHVXSUDIH HDX[LOLDUHGXSFD] 'H DVHPHQHD SHQWUX FD]DQHOH GH DEXU VDWXUDW VH HOLPLQ GLQ VFKHP VXSUDvQFO]LWRUXO

25


)OX[XOGHFOGXUWUDQVPLVîn cadrul economizorului : Qec = ( D + D p )(iec − io ) (kW)

(2.28)

unde iec se FRQVLGHU pentru o tempeUDWXU D DSHL FX FFD o& PDL VF]XW GHFkW WHPSHUDWXUDGHVDWXUD LHtec ≅ ts -100C) a aburului produs de cazan. )OX[XOGHFOGXUWUDQVPLVîn cadrul VLVWHPXOXLILHUEWRU

Qsf = [ D( isf − iec ) + D p ( i' −iec )]

tt It

tf If

tsfc Isfc

(kW)

tsi Isi

ILHUE WRU

Economizor

Focar

QPA

convectiv QSFC

-

6XSUDvQF O

zitor

tpaAtcos IpaAIcos

tec Iec

BHi Sistem

(2.29)

QPA QEC

QSI

3UHkQF O]LWRU

de aer

QSFR

tEC

Abur

VXSUDvQ O]LW

Aer preîQFO]LW Aer tPA ambiant $S ta alimentare

Fig. 2.2.6FKHPDELODQ XOXLGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXLGHDEXUVXSUDvQFO]LW GH PHQ LRQDW F GDF VH HIHFWXHD] R EXQ VHSDUDUH D SLFWXULORU GH DS OD VDWXUD LH din aburul ce iese din tambur, se poate accepta isf = i’’ ($=1). )OX[XOGHFOGXUWUDQVPLVîn cadrul supraîQFO]LWRUXOXLHVWH Qsi = D( i − isf ) (kW)

(2.30)

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWvQ cadrul preîQFO]LWRUXOui de aer : Q pa = ϕ ⋅ B ⋅ α f ⋅ V0 ⋅ (iap −i a ) (kW)

(2.31)

unde:

26


– SURSRU LD de aer din aerul de ardere ce se preînFO]HúWH, (50 ÷ 100%); – entalpiile specifice ale aerului preîQFO]LWUHVSHFWLYDPELDQWiap=cp ap tap; ia=cpa ta). &X DFHVWH GDWH VH vQWRFPHúWH WDEHOXO GH ELODQ . pentru un caz de exemplificare pentru care qmec=0 úL qev=0. Tabelul 2.3. Q cedat de arderea Q preluat de sXSUDIH Hle de combustibilului – pierderi VFKLPEGHFOGXU [kW] [kW]

ϕ iap, ia

Qec Qsf=Qsfc+Qsfr Qsi Qpa

QC=B*Hi Qpa=B· αf · ϕ · V0(iap-ia) -qFRú B* Hi -qch B* Hi -qext B* Hi Q' = ∑ Q

Q '' = ∑ Q eroare max. 1% (URDUHDUHODWLYGHvQFKLGHUHDELODQ XOXLGHDQVDPEOXse determinFXUHOD LD Q '− Q ' ' ε = 100 ≤ 1 % (2.31”) Q'

ÌQ FD]XO FD]DQHORU GH DS FDOG VDX ILHUELQWH ELODQ XO HVWH PXOW VLPSOLILFDW deoarece cazanul este compus numai din sistem radiant (focar)úLVLVWHPFRQYHFWLYGH vQFO]LUHDDSHL6FKHPDHVWHGDWvQILJXUD 5HOD LLOH GH ELODQ VXQW FRQIRUP WDEHOXOui SHQWUX FD]DQH IXQF LRQkQG FX combustibil lichid sau gazos).

It

Ic A Icos

If Convectiv QC

Focar QR

Fig. 2.3. 6FKHPDELODQ XOXLGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXLGHDSFDOGVDXDSILHUELQWH. Tabelul 2.4. Q cedat de arderea Q preluat de sXSUDIH Hle de combustibilului – pirderi VFKLPEGHFOGXU [kW] [kW]

+ B Hi -qFRú B Hi

Q ut = Q R + Q C

27


-qch B Hi -qext B Hi

Q' = ∑ Q

2.4.

Q '' = ∑ Q

eroare max. 1%

%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL

%LODQ XO JUDILF DO Fazanului transpune grafic, la VFDU GHELWHOH GH FOGXU conform celor din tabelele 2.3 sau 2.4.IXQF LHGHWLSXOFD]DQXOXLODFDUHVHUHIHU DEBITE UTILE DE CALDURA

DEBITE DE CALDURA INTRODUSE QPA B*αcos Ia0

QR QSFC QSI QEC

B*Hi * B*qevHi B q H ext i B qmecHi B*qchHi *

B*Icos

DEBITE DE CALDURA PIERDUTA

Fig. 2.4.%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL ÌQ ILJXUD VH SUH]LQW VFKHPDWLF ELODQ XO JUDILF DO XQXL FD]DQ GH DEXU VXSUDvQFO]LWDOLPHQWDWFXFRPEXVWLELOVROLG 2.5.

%LODQ XOSDU LDO pe elemente al cazanului - stabilirea temperaturilor úLHQWDOSLLlor gazelor de ardere pe traseu.

A. Cazane de abur. 6HFRQVLGHU, ipotetic,FWHPSHUDWXUDGHvQFHSXWDSURFHVXOXLGHFHGDUHGHFOGXU a gazelor de ardere,HVWHWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHre (tt), corespunzWRDUH entalpiei teoretice de ardere (It):

It =

Hi (1 − qch − qmec ) + ϕ α f V0iap + (1 − ϕ )α f V0ia 1 − qmec

28

(2.32)


ODFD]DQHIUSUHvQFO]LWRUGHDHUϕ =0)

It =

Hi (1 − qch − q mec ) + α f V0ia 1 − q mec

(2.33)

7HPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHVHGHWHUPLQGin diagrama I-t, pentru entalpia teRUHWLF de ardere ItúLFRHILFLHQWXOGHH[FHVGHDHUSHQWUXIRFDU αf. )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDU Q R = (1 − q ext ) B ( I t − I f ) [kW]

(2.34)

7HPSHUDWXUD OD FDSWXO IRFDUXOXL tf VH DOHJH LQL LDO vQWUH 600÷11000C în IXQF LH GH Qatura combustibilului úL GH GH tipul focarului, apoi se va verifica (modifica) pe baza criteriilor economice VDX IXQF LH GH QHFHVLW LOH GH HFKLOLEUDUH GLPHQVLRQDODVXSUDIH HORUGHVFKLPEGHFOGXU Din diagrama I-t UH]XOW entalpia gazelor de ardere la iHúLUHD GLQ IRFDU If, pentru temperatura tf LQL LDOL]DW úL excesul de aer de ardere FRUHVSXQ]WRU IRFDUXOXL

αf.

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWvQVLVWHPXOILHUEWRUFRQYHFWLY Qsfc = Qsf − QR = B (1 − qext )( I f − I sfc ) (KW)

(2.35)

Entalpia JD]HORUGHDUGHUHGXSVLVWHPXOILHUEWRUFRQYHFWLYYDIL

I sfc = I f −

1 Qsfc 1 − qext B

(2.36)

Din diagrama I-t, pentru IsfcúLαsfcVHRE LQHtsfc . $QDORJHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHGXSVXSUDvQFO]LWRUHVWH

I si = I sfc−

1 Qsi 1 − qext B

(2.37)

Din diagrama I-t, pentru IsiúLαsiVHRE LQHtsi.

29


(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHGXSHFRQRPL]RU

I ec = I si−

1 Qec 1 − qext B

(2.38)

Din diagrama I-t, pentru IecúLαecVHRE LQHtec. (QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHGXSSUHvQFO]LWRUXOGHDHU

I g pa = I ec−

1 Q pa 1 − qext B

(2.39)

Din diagrama I-t, pentru IgpaúLαpaVHRE LQHtgpa. 9HULILFDUHDWHPSHUDWXULLJD]HORUGHFRúGDFFDOFXOHOHDXIRVWFRUHFWHIHFWXDWH t sf ≅ tcos - SHQWUXFD]DQHIUVXSUDIH HDX[LOLDUH -

pentru cazane cu economizor

SHQWUXFD]DQHFXHFRQRPL]RUúLSUHvQFO]LWRUGHDHU

t ec ≅ t cos t g pa ≅ t cos

Eroarea DGPLVLELOGHvQFKLGHUHDELODQ XOXLpaU LDOSHHOHPHQWH este de maxim 0,5 %úLVHGHWHUPLQDVWIHO

εI =

I c − I cos 100 < 0 ,5% I t − I cos

εt =

tc − tcos 100 < 0,5% tt − tcos

B. &D]DQHGHDSFDOG (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHHVWH

It =

Hi (1 − qch − qmec ) + α 0V0iao 1 − qmec

(2.40)

6HDOHJHODFDSWXOIRFDUXOXLRWHPSHUDWXUODOLPLWDLQIHULRDUDWHPSHUDWXULORU uzuale :

30


tf =600 ÷ 900 o& vQ IXQF LH GH FRPEXVWLELlul utilizaW úL tipul focarului. Din GLDJUDPD HQWDOSLH IXQF LH GH WHPSHUDWXUm VH GHWHUPLQm HQWDOSLD JD]HORU OD LHúLUH GLQ focar If=f(tf,af) 5H]XOW

QR = B (1 − qext )( I t − I f )

(2.41)

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWîn sistemul conectiv este :

Qc = Q − QR

(2.42)

UH]XOWHQWDOSLD gazelor de ardereGXSVLVWHPXOFRQYHFWLY

Ic = I f −

1 Qc (1 − qext ) B

(2.43)

Din diagrama I-t, pentru IcúLαcVHRE LQHtc. /D XQHOH FD]DQH H[LVW GRX sau mai multe sisteme convective. Pentru cazul cazanelor cuGRXGUXPXULFRQYHFWLYHVHDSUHFLD] XUPWRDUHOHSRQGHUL:

QCI = (0,7 ÷ 0,8) QC QCII = QC - QCI úLVHFDOFXOHD]HQWDOSLLúLWHPSHUDWXULLQWHUPHGLDUH (URDUHD DGPLVLELO GH vQFKLGHUH D ELODQ XOXL SU LDO SH HOHPHQWH HVWH GH PD[LP 0,5 úLVHGHWHUPLQDVWIHO

εI =

I c − I cos 100 < 0 ,5% I t − I cos

εt =


C. 0HWRGHGHFDOFXOFXFOGXULVSHFLILFH 7HPSHUDWXUD WHRUHWLF GH DUGHUH VH poate determina, prin calcul iterativ, XWLOL]kQGUHOD LD:

31


Hi (1 − qch − qmec ) + ϕ α f V0c p aertap + (1 − ϕ )α f V0c p aer tao 1 − qmec Qt ' = tt = Vg c pg Vg c pg

(2.44)

pentru cazul arderii FXDHUSUHvQFO]LWsau:

tt' =

H i (1 − qch − qmec ) + α f V0c paer tao Vg c pg

=

Q0 Vg c pg

(2.45)

SHQWUXFD]XODUGHULLIUDHUSUHvQFO]LWϕ =0). Volumul de gaze de ardere cu exces de aer:

Vg = V go + ( α f − 1 )V0 Deoarece YDORDUHD FOGXULL VSHFLILFH D JD]HORUGH DUGHUH cpg esWH IXQF LH GH WHPSHUDWXUUH]XOWFvaloarea temperaturii teoretice de ardere tt trebuie LQL LDOL]DW. '

Astfel, seDSUHFLD]YDORDUHD tt în intervalul 1800÷2000 oC.

' 6H GHWHUPLQ GLQ c pg conform Cap. IXQF LH GH WHPSHUDWXUD WHRUHWLF GH

DUGHUHLQL LDOL]DWGXSFDUHVHFDOFXOHD] tt : ''

tt'' =

Qc Vg c'pg

(2.46)

'DF t t FDOFXODWGLIHU de tt LQL LDO cu mai mult de 50 K se UHLWHUHD]FDOFulul ''

'

FX R QRX YDORDUH D FOGXULL VSHFLILFH cpg GHWHUPLQDW la temperatura tt úL VH GHWHUPLQtt : ''

tt =

Qc Vg c pg

(2.47)

'HRDUHFHYDULD LDFOGXULLVSHFLILFHFXWHPSHUDWXUDHVWHIRDUWHPLFVXEOD 100 grd.), nuVXQWQHFHVDUHPDLPXOWGHGRXLWHUD LL pentru. Pentru alegerea valorii de temperaturDJD]HORUGHDUGHUHODFDSWXOIRFDUXOXL VHIRORVHVFLQGLFD LLOHGHOD Cap. 2.5.A. sau 2.5.B. )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL

32


QR = (1 − qext ) BVg c pg (tt − t f )

(2.48)

unde pentru determinarea valorii FOGXULL VSHFLILFH a gazelor de ardere s-a luat valoarea medie aLQWHUYDOXOXLGHWHPSHUDWXU t mf =

tt + t f 2

úLcoeficientul de exces de

aer αf . FOX[XOGHFOGXUSUHOXDWvQVLVWHPXOILHUEWRUFRQYHFWLYHVWH

Qsfc = Qsf − QR

(2.49)

úLWHPSHUDWXUDILQDOa gazelor de ardere:

t sfc = t f −

Qsfc

(2.50)

(1 − qext ) BVg c pg

unde c pg se GHWHUPLQ pentru αsfcúLWHPSHUDWXUDPHGLH t msfc =

tt + t sfc 2

:

Vg = Vgo + ( α sfc − 1 )V0 ùLvQDFHVWFD]VHSUHVXSXQHLQL LDORYDORDUHSHQWUX t sfc úLVHUHFDOFXOHD] c pg '

GDFYDORDUHDUH]XOWDWSHQWUX t sfc GLIHUGH t sfc cu mai mult de 50 K. '

Temperatura gazelor de ardere ODHúLUHGLQ supraîQFO]LWRU

t si = t sfc −

Qsi (1 − qext ) BVg c pg

(2.51)

cu

t +t   c pg = f  t si = sfc si , α si  úL Vg = V go + ( α si − 1 )V0 2   GXSHFRQRPL]RU

tec = t si −

Qec (1 − qext ) BVg c pg

(2.52)

cu

t +t   c pg = f  tec = si ec , α ec  úL Vg = Vgo + ( α ec − 1 )V0 2   33


úLGXSSUHvQFO]LWRUXOGHDHU

t pa = tec −

Q pa

(2.52)


cu

t +t   c pg = f  t pa = ec pa , α pa  úL Vg = Vg + ( α pa − 1 )V0 o 2   &D úL în cadrul cap. 2.5.A se face verificarea corectitudinii calculului prin compararea temperaturii de iHúLUHDJD]HORUGHDUGHUHGHSHXOWLPDVXSUDID GHVFKLPE GHFOGXUcu temperatura GHHYDFXDUHODFRú (URDUHD DGPLVLELO GH vQFKLGHUH D ELODQ XOXL SU LDO SH HOHPHQWH HVWH GH PD[LP 0,5 úLVHGHWHUPLQDVWIHO

εt =


În cazul cazanelor de DS FDOG sau fierbinte GXS FDOFXOXO WHPSHUDWXULL teoretice de ardere tt DúD FXP V-D DUWDW PDL VXV úL alegeUHD WHPSHUDWXULL OD FDSWXO focarului tfVHFDOFXOHD]4R . )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWvQVLVWHPXOFRQYHFWLYeste : Qc = Q − QR (2.53) úLWHPSHUDWXUDILQDODJD]HORUGHDUGHUH:

tc = t f − unde

Qc

(2.54)


c pg se GHWHUPLQSHQWUXFRQGL LLOH t cm =

t f + tc 2

úLαc

(2.55)

iar volumul real al gazelor de ardere este:

Vg = Vgo + ( α c − 1 )V 0

(2.56)

(URDUHD DGPLVLELO GH vQFKLGHUH D ELODQ XOXL SU LDO SH HOHPHQWH HVWH GH PD[LP 0,5 úLVHGHWHUPLQDVWIHO

εt =


34

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

CAPITOLUL 3 CALCULUL TERMIC AL &$/'6$8),(5%,17(

C$=$1(/25 '( $3

3.1. Calculul termic al cazanelor ignitubulare cu întoarcerea gazelor de ardere în focar 3.1.1. Descriere constructivHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH Acest tip de cazane au focarul sub forma unui WXE GH IODFU ODUJ IU VWUSXQJHUH în LQWHULRUXOFUXLDgazele de ardereVXQWQHYRLWHVVHvQWRDUFvQGLUHF LH LQYHUV MHWXOXL GH IODFU realizând astfel XQ GUXP FRQYHFWLY )XQF LRQHD] FX combustibil gazos sau OLFKLG úL SURGXF DS FDOG 70 o& úL PDL UDU DS ILHUELQWH 130/110 oC. Sunt de tip igQLWXEXODU FX YROXP PDUH GH DS LDU Srincipalele elemente componente ale cazanului sunt prezentate în figura 3.1.

15

7

14

10

12

6

10 15

11 9 3 5 13

1

4

1

2

3

2

8

Fig. 3.1. Cazan ignitubular cu întoarcerea gazelor de ardere în focar 1. corp cazan; 2. focar tubular HYLGH“fum”FXWXUEXOL]DWRULDU]WRUXúL]RODWWHUPLFLQWUDUHDS

LHúLUHDS FXWLHFROHFWDUHJD]HOHJ WXU ODFRúL]ROD LHWHUPLF SODF WXEXODU ID

te; 13.vizor; 14. teacã termostate; 15. panou comandã úi reglaj.

SODF WXEXODU VSD

$FHVWHFD]DQHVXQWDOFWXLWHGLQWU-un cilindru cu diametru mare (1), în interiorul FUXLD VH DIO VXSUDIH HOH GH VFKLPE GH FOGXU WXEXO GH IODFU FX SHUHte neted, încastra L în SODFD WXEXODU ID úL HYLOH GH ”fum” cu turbulizatori, cu rol de

35


fascicul convectiv (3 HYLOH GH “fum” VXQW IL[DWH SULQ VXGXU VDX PDQGULQDUH vQ SOFLOHWXEXODUHID úLVSDWH . IntUDUHDDSHLvQFD]DQ VHIDFHSHODSDUWHDGHVXVVDXSHODSDUWHDLQIHULRDU iar evacuarea apei calde (7) VHIDFHvQWRWGHDXQDSHODSDUWHDVXSHULRDU. 8úD GH vQFKLGHUH a cazanului (5), L]RODW WHUPLF permite trecerea gazelor de ardere din focar în siVWHPXOFRQYHFWLYúLSR]L LRQDUHDDU]WRUXOXL. /D DU]WRU HVWH DGXV FRPEXVWLELOXO iar ventilatorul DVSLU úL LQWURGXFH aerul necesar arderii în tubul de ardere din focar. ,Q LQWHULRUXO IRFDUXOXL VH DSULQGH úL VH VWDELOL]H] IODFUD GH]YROWându-se debitul de gaze de ardere. Acestea ajung în partea din spate a focaruluiúLVXQWREOLJDWHVVHvQWRDUFspreSDUWHDGLQID . 'DWRULW XúLL FD]DQXOXL JD]HOH GH DUGHUH VH vQWRUF FX 0 úL LQWU vQ HYLOH FRQYHFWLYH6XQWFROHFWDWHvQFXWLD úLHYDFXDWHSHFRúSULQúWX XO . 3.1.2. Tema de proiectare -

Prin tema de proiectare se dau: Q -VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: te / ti - temperatura apei laLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQ70 oC) sau (80/60 oC); naturaFRPSR]L Lei combustibilului.

Aceste cazaQH IXQF LRQHD] FX VXSUDSUHVLXQH vQ IRFDU GHFL FRHILFLHQWXO GH excHVGHDHUHVWHFRQVWDQWSkQOD HYFXDUHDODFRú: α = αf = αc = α = 1,05 ÷ 1,15 = ct. FRú

&RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQ: VO, Vgo, Vg, Hi, p H O , p RO VHWUDVHD]GLDJUDPD,– t sau cp – t. 2

2

&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] QXPDL FX FRPEXVWLELO JD]RV VDX lichid, deci pierderea specific GHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUmecanic (qmec úLFHa prin evacuarea produselor solide ale arderii din cazan (qcen) sunt nule. De asemenea B* = B. 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU: a. PierdereaVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODFRú )LLQG XQ FD]DQ GH DS FDOG VH DGPLWH R WHPSHUDWXU OD FRú FH VH SRDWH GHWHUPLQDFXUHOD LD de aproximare: t +t t cos ≅ i e + (60 ÷ 80) 0 C (3.1) 2 Din diagrama I – t se determinYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú: I = f (t , α) FRú

FRú

36

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Entalpia aerului teoretic de ardere se determin OD WHPSHUDWXUD DPELDQW ta=20 C I ao = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.2) o

cu cpa = 1,2971 kJ/ m 3N K 5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú: 1 qcos = ( I cos − αI ao ) Hi

(3.3)

b. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF În cadrul calculelor de proiectare GDWRULW SHUIRUPDQ HORU IXQF LRQDOH DOH DU]WRDUHORUPRGHUQHVHDGPLWHRSLHUGHUHSULQDUGHUHLQFRPSOHW de naturFKLPLF de ordinul: qch = 0,001 ÷ 0,005 c. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQSHUH LLH[WHULRULDLFD]DQXOXL În cadrul calculelor de proiectare SHQWUX FD]DQH UHODWLY PLFL vQ IXQF LH GH gradul dorit de izolareWHUPLFDFD]DQXOXLse poate alege o valoare: qext = 0,005 ÷ 0,015 d. Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD: η = 1 − ( qcos + qch + qext )

úLH[SULPDWvQYDORDUHSURFHQWXDO η % = 100 ⋅ η e. Debitul de combustibil consumat Q B= (kg/s) sau ( m 3N / s ) η ⋅ Hi

(3.4)

(3.5)

%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL Fluxul util GHFOGXUDOFD]DQXOXLHVWH )OX[XOGHFOGXUprodus de arderea combustibilului:

)OX[XOGHFOGXUDGXVFXDHUXOGHDUGHUH

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú:

Q GDWSULQWHP .

Qc = BH i

(3.6)

Qa = BαVo c pa t a

(3.7)

Qcos = B ⋅ I cos

(3.8)

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW: Qinc = qch BH i Qext = qext BH i )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWspre exterior: 5H]XOWtabelul deELODQ termic al cazanului:

37

(3.9) (3.10)


Tabelul 3.1. Fluxuri introduse pierdere Qc Qa –Q – Qinc – Qext FRú

∑ Q = Q'

Util

Q

∑ Q = Q''

1RW: În acest bilDQ WHUPHQHXO“– qcosBHi” s-a scris sub formaH[SOLFLW: (–BI + Bαcoscpata= –Q +Qa). FRú

FRú

Q'−Q" 100 ≤ 1% (3.11) Q' 'DFHURDUHDUHODWLYGHvQFKLGHUHDELODQ XOXLeste mai mare de 1% (cea maxim DGPLVLELOSHQWUXDFHVWJHQGH calcule) vQVHDPQFV-DIFXWRJUHúHDOGHFDOFXO sau de citire în diagrama I-t. (URDUHDUHODWLY: ε =

3.1.5. %LODQ XO SDU LDO SH VXSUDIH H FDOFXOXO WHPSHUDWXULORU úL HQWDOSLLORU gazelor de ardere pe traseu). (QWDOSLDWHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHdeterminFXUHOD ia: I t = H i (1 − qch ) + α f V0 c pa t a

(3.12) DSRLVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t: t t = f (I t , α) . 2 LPSRUWDQW FDUDFWHULVWLF IXQF LRQDO D FD]DQHORU FX vQWRDUFHUH a gazelor de ardere în focar,RUHSUH]LQWLQFUFDUHDWHUPLFVSHFLILFPDUHDVXSUDIH HLGHVFKLPE GH FOGXU a focarului. De aceea intervalul de alegere a temperaturii OD FDSWXO focarului este: tf =500÷700 oC. 6H GHWHUPLQ DSRL GLQ GLDJUDPD ,-t entalpia gazelor de ardere OD FDSWXO focarului If=f(tf,α). )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL: QR = (1 − qext ) B ( I t − I f ) (kW) (3.13) )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWîn sistemul convectiv va fi: Qc = Q − QR (3.14) (QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLv este: Qc Ic = I f − (3.15) (1 − qext ) B

38

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

úLGLQGLDJUDPD,-WUH]XOW: tc = f ( I c , α ) . ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH: Ic≅I úLtc≅t . úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH: I − Ic ε I = cos 100 0,5% I t − I cos úL t −t ε t = cos c 100 0,5% t t − t cos FRú

FRú

(URULPDLPDULLQGLFRJUHúHDOGHFDOFXOÌQILQDOVHvQWRFPHúWHWDEHOXO2. Tabelul 3.2. Temperatura gazelor )OX[GHFOGXU 6XSUDID D Intrare IHúLUH [kW] o [ C] [oC] Focar QR tt tf Convectiv Qc tf tc %LODQ XOJUDILFDOFD]DQului 'HELWHOH GH FOGXU GLQ WDEHOHOH úL VH WUDQVSXQ JUDILF OD VFDU FD vQ figura 2.3 (cu particularizarea: B*=B; Qpa=0; Qsfc=Qc, Qsi=0; Qec=0; qmec=0; qev=0). 3.1.7. Calculul termic al focarului Acest calcul are ca scop determinarea supraIH HLGHUDGLD LH6RFDSDELOVSUHLD GHELWXO GH FOGXU UDGLDQW 4R GH OD IODFU úL JD]HOH GH DUGHUH. Deoarece în calcule  Vf S R  úL OXQJLPHD GH UDGLD LH s intervin gradul de ecranare  Ψ = = 3,6 ) este S per S per   necesar un calcul iterativ. Se admite o valoare SUHOLPLQDU S'R care în final se va FRPSDUDFXFHDUH]XOWDWGLQFDOFXO6R. Valoarea SUHOLPLQDU S'R SRDWHILVWDELOLWSULQGRXPHWRGH: a) Se admite un IOX[ XQLWDU UDGLDQW vQFUFDUH WHUPLF specific acestui tip de focar: qR = 30÷50kW/m2 Q S R ' = R (m2) astfel, (3.16) qS E 6HFDOFXOHD]VXSUDID DGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LDde aproximare:

39


S R' =

cu:

QR

(m2)

 T  4  T  4  f  −  p   5,765 ⋅ ε ⋅   100   100    

ε =0,65 pentru combustibil gazos ε =0,75 pentru combustibil lichid Tf=tf +273 (K) t +t Tp=tm +25+273 (K) unde tm = i e 2 Din punct de vedere geometric: πD 2 S R' = πDL'R + (m2) 4

(3.17)

(3.18)

D

LR

unde: D '

LR

– diametrul focarului [m]. – lungimea SUHOLPLQDU a focarului [m].

Se impune un raportGHVXSOH HDIRFDUXOXL L' R / D=1,5÷2 úLVHGHWHUPLQ L' R úL'. 6HFDOFXOHD]: πD 2 ' LR (m3) - volumul focarului: Vf = (3.19 4 2πD 2 2 ' - VXSUDID DSHUH LOor camerei de ardere: Sper=π⋅D⋅ LR + (m ) (3.20) 4 Vf - grosimea stratului radiant de gaze: s = 3,6 (m) (3.21) S per -

SR (3.22) S per 6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHvQFDPHUDGHDUGHUH: 0,8 + 1,6 p H 2O  T  1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) kg = (3.23) 1000  ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ s 

gradul de ecranare: Ψ =

6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU:

40

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.24)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDde aproximare: Tf − 0,5 k fl = 1,6 (3.25) 1000 úLFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLFXUHOD LD:

a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(3.26) 3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLID GH cea a mediului radiant de gaze de ardere din focar VHIDFHGXSFriterii experimentale, considerându-seRSURSRU LHβ, din volumul IRFDUXOXLRFXSDWGHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULL. CoeficiHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD: a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g (3.27) Valorile coeficientului de luminozitate β sunt prezentate în tabelul 3.3. Tabelul 3.3. )ODFUQHOXPLQRDVGHFRPEXVWLELOJD]RV β = 0,2 )ODFUGHFRPEXVWLELOOLFKLG β = 0,6 CRHILFLHQWXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORUHVWH: ξ =0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos ξ =0,6 ÷ 0,7 combustibil lichid &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL: 0,82a af = a + (1 − a )Ψξ

(3.28)

2DOWFDUDFWHULVWLFDIRFDUXOXLHVWHIDFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQIRFDU ”M”. )DFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQFDPHUDGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD M = a M − bM

úL EM

h Hf

Pentru combustibil lichid sau gazos constantele au valorile urmãtoare: aM=0,54 úL SHQWUX UDSRUWXO vQWUH vQO LPHD GH DPSODVDUH D DU]WRUXOXL úL vQO LPHD

camerei de ardere (Hf=Df):

h =VHRE LQH0 ,44. Hf Hf h

&XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHDIRFDUXOXL:

41


2

QR 3 SR = −8 5,765 ⋅10 Mξa f T f Tt 3

 Tt   − 1 1 T  M2  f 

(m2)

(3.29)

$FHDVWVXSUDID YDILGLIHULWGH S'R dHWHUPLQDWvQFDOFXOXOpreliminar'DF GLIHUHQ D HVWH PDL PDUH GH ±10% se reia calculul cu valori recalculate de Vf úL 6per SHQWUX QRXD YDORDUH D VXSUDIH HL GH UDGLD LH 6R (pentru calcule mai precise aceDVW GLIHUHQ se poate impune la max. ±2%). RezultOXQJLPHDILQDOa focarului: πD 2 SR − 4 LR = (m) (3.30) πD 3.1.8. Calculul termic al convectivului Convectivul cazanului este determinat, din punctul de vedere al transferului de cãOGXU din calculele anterioare,SULQXUPWRULLSDUDPHtrii: QC – GHELWXO GH FOGXU primit de agentul termic secundar de la sistemul convectiv (kW) ; tf –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL0C) ; tFRú –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQ HYLODFRú 0C) ; te/ti – temperatura apei (0C). 3HQWUXVWDELOLUHDVHF LXQLLGHWUHFHUHDJD]HORUGHDUGHUHVHDOHJHun diametru de HDYãGLQJDPDGH HYLX]XDOHGH×δ). Pentru cazane caracterizate de o sarcinã termicã mai micã de 1MW se pot alege: φ42 × 3; φ45× 3; φ51 × 3; φ 57 ×3; φ 60 × 3; φ 70 × 3,5. 'XS alegerea diametrului HYLORU VH alege viteza SUHOLPLQDU GH FLUFXOD LH D gazelor de ardere w’ în intervalul economic pentru acest tip de cazan: w’ = (2 ÷ 4) m/s. 6HF LXQHDGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL: B ⋅ Vg t gm + 273 S circ = (m2) (3.31) , w 273 t f + tcos 0 t gm = ( C ) este temperatura media a gazelor de ardere. 2 1XPUXOGH HYLDOGUXPXOXLFRQYHFWLYYDIL: 4S n' = circ , acesta VHURWXQMHúWHsuperior sau inferior, la QXPUîntreg par πd i2 úLVHUHFDOFXOHD]YLWH]D deFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUH:

42

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

w=

B ⋅ Vg t gm + 273 πd 2 273 n i 4

(3.33)

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tgm se GHWHUPLQ din anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL: - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] ν - FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF [W/mK] λ - QXPUXO Prandtl Pr tp cu

De asemenea se GHWHUPLQ QXPUXO Prandtl perete Prp la temperatura peretelui tp = tm +(10÷20) oC ; t m =

ti + t e . 2

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH se determinXWLOL]kQGUHOD LL criteriaOHSHQWUXFLUFXOD LDJD]HORUGHDUGHUHODLQWHULRUXO HYLORUconform anexei 10. wd i > 3 ⋅ 10 4 De exemplu, pentru Re = ν ξ 2/3 (Re− 1000) Pr   di   8 Nu = 1 +   C (3.34) ξ  L    2/3  1 + 12,2 (Pr − 1) 8

 Pr   cu = (1,82logRe − 1,64) ; C =    Prp 

0,11

−2

, L = LR + (0,2...0,4 ) .

Pentru 2300 < Re < 3 ⋅104: 1/ 3

 2    3 Nu = ε 0 49,37 + [1,615 A − 0,7] +   B C   1 + 22 Pr   3

cu

1/ 2    Pr  d d   i i 3 Re Pr  = ; B Re Pr    ; C =   A=  L L Pr    p  

(3.35)

0 ,11

εo =1,2 ÷ UHSUH]LQW HIHFWXO WXUEXOizatorilor ce se vor monta la interorul

HYLORU FRQYHFWLYH IXQF LH GH JUDGXO GH WXUbulizare realizat ce depinde de IRUP úL pasulGHúLFDQDUH. Pentru regimul laminar: Re < 2300:

43

INDRUMATOR DE PROIECTARE APARATE TERMICE CAZANE 1/ 3

3     d * i Nu = ε 0 49,37 + 1,615 ⋅ 3 Re Pr − 0,7  L     * cu ε 0 = 1,6÷2,2.

 Pr     Prp   

0 ,11

(3.36)

* Pentru turbulizatorii în zig-zag, FRHILFLHQ LL GH FRUHF LH ε0 úL ε0 pot fi determinD LFXUHOD LLOH experimentale:

2 ,142 ε = 0 ,2 pr

úL

* 0

3,3 Re 0 ,2 ε 0 = 0 ,2 − 5 pr

di l

unde p r =

l este pasul relativ, cu l – pas zig-zaguri. di

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH

αc =

Nuλ lc

(3.37)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH: -

WHPSHUDWXUPHGLHDJD]HORUGHDUGHUH:

Tgm=tgm+273 (K);

-

grosimea stratului radiant:

s = 0,9 di (m);

-

SUHVLXQLOHSDU LDOHDOHJD]HORUGHDUGHUHWULDWRPLFH: pRO2 ; p H 2O

p RO2 =

VRO2 Vg

pg

[bar.]úL pH 2 O =

VH 2 O Vg

&RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUVHGHWHUPLQFXUHOD LD:

44

pg

[bar.]

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

kg =

0,8 + 1,6 p H 2O ( p H 2O

T   1 − 0,38 gm ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) ⋅ s 

(3.38)

iar coeficientul de emisivitate al gazelor de ardere:

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.39) &RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHdeterminFXUHOD LD:

α r = 5,765 ⋅ 10 −8

  T  3, 6  1 −  p     Tgm   ap + 1 3 a g Tgm   2   T p  1−     T    gm   

(W/m2K)

(3.40)

XQGHSHQWUXFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOSHUHWHOXLVHFRQVLGHU valoarea ap=0,82 HDY WUDVGHR HO LDUSHQWUXWHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL: Tp = t m + 20 + 273 (K) Coeficientul de transfer GHFOGXULSHSDUWHDJD]HORUGHDUGHUH va fi: α1 = αc + αr Coeficientul GH WUDQVIHU GH FOGXU α2 pe partea apei, este mult mai mare (de ordinul miilor de W/m2K) în compara Le cu α1 (de ordinul zecilor de W/m2K). ÌQ DFHVWH FRQGL LL FRHILFLHQWXO JOREDO GH WUDQVIHU GH FOGXU ”k” este dat de UHOD LD α1 kI = (W/m2K) (3.41) 1 + εα1 în care s-a QHJOLMDWUH]LVWHQ DWHUPLF1/α2). Valorile coeficientului GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere, provenite din arderea de combustibil gazos, sunt prezentate în tabelul 3.4. Tabelul 3.4. &RHILFLHQWXOGHPXUGULUH– combustibil gazos Viteza w (m/s) 3 6 9 12 15 18 3 2 5,233 3,837 2,791 2,093 1,628 1,395 ε ⋅10 (m K/W) Se poateXWLOL]DúLUHOD LDDQDOLWLF: ε = 11,21⋅10 −3 ⋅ w −0,6474 (m2K/W)

(3.42)

Pentru gaze de ardere provenind din arderea unui combustibil lichid se poate considera: ε ≅ 0,0163 (m2K/W)

45


'LIHUHQ DPHGLHGHWHPSHUDWXUVHGHWHUPLQFRQIRUPIigurii 3.2.úLUHOD LHL43): ∆t − ∆t min t ∆t m = max (3.43) ∆t ln max tf ∆t min 6XSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU D convectivului cazanului va fi:

∆tmax tma

tc ∆tmin

SC

Sc =

S

Qc = nπd i Lc (m2) (3.44) k∆t m

UH]XOW lungimea convectivului: S Lc = c (m) (3.45) nπd i

Fig. 3.2. a) 'DF/c > LR, în limitele Lc = LR + (0,2÷0,4) m, înseamnFGLVWDQ DGLQWUH SOFLOHWXEXODUHDOHFD]DQXOXLHVWe suficient de mare, pentru a permite dilatarea libera a focarului,GDUQXSUHDPDUHvQFkWVVHFUHH]Hun volum inutilizabil la interiorul corpului cazanului; b) 'DF/c < LRVHUHGXFHQXPUXOGH HYL sau diametrulDVWIHOvQFkWVVHDMXQJ în cazul a); c) 'DF/c >> LRVHPUHúWHQXPUXOGH HYLDVWIHOvQFkWVVHDMXQJvQFD]XOD . 3.2. Calculul termic al cazanelor ignitubulare cu pies GH vQWRDUFHUH D gazelor de ardere în focar 3.2'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH 6XQWFD]DQHFXIRFDUWXEXODUúLXQGUXPFRQYHFWLYLGHQWLFHFXFHOHSUH]HQWDWHvQ FDSLWROXO $X vQ SOXV XQ FLOLQGUX GLQ R HO UHIUDFWDU PRQWDW vQ IRFDU SLHV GH vQWRDUFHUH FDUH HWDQúHD] SH XúD GH vQFKLGHUH úL DVLJXU XQ IRFDU FDOG SHQWUX amestecul aer – FRPEXVWLELO &D]DQHOH IXQF LRQHD] vQ VXSUDSUHVLXQH FX FRPEXVWLELO OLFKLGVDXJD]RVúLSURGXFDSFDOGWe / ti = 90 / 70 0C. Aceste cD]DQHVXQWDOFWXLWHGLQWU-un cilindru cu diametru mare (1), în interiorul FUXLD VH DIO VXSUDIH HOH GH VFKLPE GH FOGXU WXEXO GH IODFU FX SHUHWH QHWHG vQFDVWUDWvQSODFDWXEXODUID SLHVDGHvQWRDUFHUHDJD]HORUGHDUGHUHúL HYLOHGH “fXP´ FX WXUEXOL]DWRUL FX URO GH IDVFLFXO FRQYHFWLY HYLOH GH ³IXP´ VXQW IL[DWHSULQVXGXUVDXPDQGULQDUHvQSOFLOHWXEXODUHID úLVSDWH ,QWUDUHD DSHL vQ FD]DQ VH IDFH SH OD SDUWHD GH VXV VDX SH OD SDUWHD LQIHULRDU LDU evacuarHDDSHLFDOGHVHIDFH vQWRWGHDXQDSHODSDUWHDVXSHULRDU

46

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

8úDGHvQFKLGHUHDFD]DQXOXL L]RODWWHUPLFHWDQúSHSLHVD IL[DWSULQ DUFXO úLDVLJXUmWUHFHUHDLQWUDUHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDUvQVLVWHPXOFRQYHFWLY

15

7

14

10

12

6

10

15

11 9 3 5

1

4

1

2

3

2

8

Fig. 3.3. Cazan igniWXEXODUFXSLHVGHvQWRDUFHUHDJD]HORUGHDUGHUHvQIRFDU 1. corp cazan; 2. focar tubular HYLGH“fum”FXWXUEXOL]DWRULDU]WRUXúL]RODWWHUPLFLQWUDUHDS

LHúLUHDS FXWLHFROHFWDUHJD]HOHJ WXU ODFRúL]ROD LHWHUPLF SODF WXEXODU ID

te; 13.vizor; 14. teaca termostate; 15. panou comanda si reglaj; 16.SLHVGHvQWRDUFHUHJD]H de ardere în focar.

SODF WXEXODU VSD

/D DU]WRU HVWH DGXV FRPEXVWLELOXO LDU YHQWLODWRUXO DVSLU úL LQWURGXFH DHUXO QHFHVDU DUGHULL vQ WXEXO GH DUGHUH GLQ IRFDU ,Q LQWHULRUXO IRFDUXOXL VH DSULQGH úL VH VWDELOL]H] IODFUD GH]YROWkQGX-se debitul de gaze de ardere. Acestea ajung în partea GLQVSDWHDFDPHUHLGHDUGHUHSLHVDGHvQWRDUFHUH úLVXQWREOLJDWHVVHvQWRDUFspre SDUWHDGLQID întreIRFDUXOSURSULX]LVúLSLHVDGHvQWRDUFHUH. 'DWRULW XúLL FD]DQXOXL JD]HOH GH DUGHUH VH vQWRUF FX 0 úL LQWU vQ HYLOH FRQYHFWLYH6XQWFROHFWDWHvQFXWLD úLHYDFXDWHSHFRúSULQúWX XO . 3.2.2. Tema de proiectare -

Prin tema de proiectare se dau: Q -VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: te / ti -WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQ0C) ; IHOXOúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXL.

$FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH RELFHL FX Vuprapresiune în focar, deci FRHILFLHQWXOGHH[FHVGHDHUHVWHFRQVWDQWvQIRFDUvQFRQYHFWLYúLODFRú: α = αg = αc = α = 1,05 ÷ 1,15. FRú

47


&RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQ: VO, Vgo, Vg, Hi, p H O , p RO ;VHWUDVHD]GLDJUDPD,– t sau cp – t. 2

2

&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] QXPDL FX FRPEXVWLELO JD]RV VDX OLFKLG GHFL pierderile specifice mecanice (qmec úLFHOHSULQHYDFXDUHDSURGXVHORUVROLGHGLQFD]DQ (qcen) sunt nule. De asemenea B* = B. 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXUFDUDFWHULVWLFHFD]DQXOXL: a. 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODFRú )LLQG XQ FD]DQ GH DS FDOG VH DGPLWH R WHPSHUDWXU OD FRú FH VH SRDWH GHWHUPLQDFXUHOD LD de aproximare: t +t tcos ≅ i e + (60 ÷ 80)0 C (3.46) 2 Din diagrama I –WVHDIOYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú: I = f (t , α) (QWDOSLDDHUXOXLWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]ODWHPSHUDWXUDDPELDQWWa=20 0C I a 0 = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.47) FRú

FRú

cu cpa = 1,2971 kJ/ m 3N K 5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú: qcos =

1 ( I cos − αI a 0 ) Hi

(3.48)

b. Pierderi spHFLILFHGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH GDWRULW SHUIRUPDQ HORU IXQF LRQDOH DOH DU]WRDUHORUPRGHUQH,VHDGPLWHRSLHUGHUHSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF de ordinul: qch = 0,001 ÷ 0,005 c. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQSHUH LLH[WHULRULDLFD]DQXOXL ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH SHQWUX FD]DQH UHODWLY PLFL vQ IXQF LH GH gradul dorit de izolarHWHUPLFDFD]DQXOXLVHSRDWHDOHJHRYDORDUH qext = 0,005 ÷ 0,015 d. Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD η = 1 − (qcos + qch + qext ) úLH[SULPDWvQYDORDUHSURFHQWXDO η% = 100η

48

(3.4)

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

e. Debitul de combustibil consumat Q B= (kg/s) sau ( m 3N / s ) ηH i

(3.5)

%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL • )OX[XOXWLOGHFOGXUDOFD]DQXOXLHVWH • )OX[XOGHFOGXUSURGXV de arderea combustibilului: • )OX[XOGHFOGXUDGXVFXDHUXOGHDUGHUH • )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú

4GDWSULQWHP .

Qc = BH i Qa = BαVo c pa t a

Qcos = BI cos • )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch BH i Qext = qext BH i • )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWVSUHH[WHULRU

(3.51) (3.52) (3.53) (3.54) (3.55)

5H]XOWWDEHOXOGHELODQ WHUPLFDOFD]DQXOXL. Tabelul 3.5. Combustibil – pierderi Util Qc Qa -Q Q - Qinc - Qext FRú

∑ Q = Q''

∑ Q = Q'

1RWÌQDFHVWELODQ WHUPHQHXO“– qcosBHi” s-DVFULVVXEIRUPDH[SOLFLW (–BI + Bαcoscpata= –Q +Qa). FRú

(URDUHDUHODWLYYDIL: ε =

FRú

Q '−Q"

100 (3.56) Q' úLVHYHULILFHURDUHDPD[LPDGPLVLELOGH. 'DFHURDUHDUHODWLYGHvQFKLGHUHDELODQ XOXLHVWHPDLPDUHGHFkWYDORDUHDGH FHD PD[LP DGPLVLELO SHQWUX DFHVW JHQ GH FDOFXOH vQVHDPQ F V-D IFXW R JUHúHDOGHFDOFXOVDXGHFLWLUHvQGLDJUDPD,-t. &DOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD: I t = H i (1 − qch ) + α f V0 c pa t a

49

(3.57)


apoi se deWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t: t t = f ( I t , α ) . 2 LPSRUWDQW FDUDFWHULVWLF IXQF LRQDO D FD]DQHORU FX vQWRDUFHUH D JD]HORU GH DUGHUHvQIRFDUúLSLHVGHvQWRDUFHUHRUHSUH]LQWLQFUFDUHDWHUPLFVSHFLILFIRDUWH mare DVXSUDIH HLGHVFKLPEGHFOGXUDIRFDUXOXL'HDFHHDLQWHUYDOXOGHDOHJHUHD WHPSHUDWXULLODFDSWXOIRFDUXOXLHVWH tf =450÷550 oC. 6H GHWHUPLQ DSRL GLQ GLDJUDPD ,-W HQWDOSLD JD]HORU OD FDSWXO IRFDUXOXL If=f(tf,α). )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL: QR = (1 − qext ) B( I t − I f ) (kW) (3.58) )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHVLVWHPXOFRQYHFWLYYDIL: Qc = Q − QR

(3.59)

(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLYHVWH:

Ic = I f −

Qc ≅ I cos (1 − qext ) B

(3.59a)

úLGLQGLDJUDPD,-WUH]XOW: t c = f (I c , α) ≅ t cos . ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH: Ic ≅ I úLtc ≅ t . úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH: I −I ε I = cos c 100 0,5% I t − I cos úL FRú

εt =

FRú

tcos − t c 100 0,5% tt − tcos

(3.60)

(3.61)

EroriPDLPDULLQGLFRJUHúHDOGHFDOFXOÌQILQDOVHvQWRFPHúWHWDEHOXO 6XSUDID D Focar Convectiv

Tabelul 3.6.

)OX[GHFOGXU

Temperatura gazelor intrare LHúLUH tc tf tf tc

QR Qc

∑Q

i

=Q

50

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

%LODQ XOJUDILFDOFazanului 'HELWHOH GH FOGXU GLQ WDEHOHOH úL VH WUDQVSXQ JUDILF OD VFDU FD vQ figura 2.3 (cu B*=B; Qpa=0; Qspc=QcI+QcII, Qsi=0; Qec=0; qmec=0; qev=0). 3.2.7. Calculul termic al focarului Calculul termic al focarului este foarte complex GHRDUHFHWUDQVIHUXOGHFOGXU GHODIODFUúLJD]HFWUHDSVHIDFHSULQLQWHUPHGLXOSLHVHLGHvQWRDUFHUHGLQIRFDU. Un calcul exact se poate face utilizând un program de calcul, lucrând cu VXSUDIH HúL volume elementare. ÌQFHOHFHXUPHD]VHSUH]LQW un calcul simplificat bazat pe valori medii ale SDUDPHWULORUWHUPLFLúLJD]odinamici ce intervin în calcul. 'HELWHOHGHFOGXUFHGDWHvQFDPHUDGHDUGHUHinteriorul piesei de întoarcere) úLvQWUHSLHVúLIRFDUXOSURSULX]LVVXQWFHOHGLQILJXUD 1

2

3

4

tf

tcos

DC

QFND

QRC

tt

DF tf’

QGF

QRCF

QGC

Lf Lc

Fig. 3.4. Schema de calcul termic a focarului 1.

IRFDUFDPHUDGHDUGHUHPDQWD HYLOHVLVWHPXOXLFRQYHFWLYDU] WRU

'HELWHOHGHFOGXUFRQIRUPILJXULLVXQW • QRC –)OX[XOGHFOGXUFHGDWde mediul din focar SULQUDGLD LHvQFDPHUDGH ardere cãtre corpul de întoarcere; • QRCF – )OX[XO GH FOGXU WUDQVPLV SULQ UDGLD LHL de la corpul de întoarcere cãtre pere LLfocarului ;

51


• QGF – )OX[XO GH FOGXU FHGDW GH JD]HOH GH DUGHUH IRFDUXOXL, convectiv, pe drumul de întoarcere; • QGC –)OX[XOGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUHcorpului de întoarcere prin FRQYHF LH; • QFND –)OX[XOGHFOGXUFHGDWSULQVXSUDID DGHIXQGDIRFDUXOXL QR –)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHIRFDU 4RCF + QGF + QFND. • Transferul de cãldurã realizat în focar este caracterizat de trei temperaturi care odata cunoscute definesc complet toate fluxurile de cãldurã enumerate anterior. Aceste temperaturi sunt: - tf’ – temperatura gazelor de ardere la intrarea în drumul de întoarcere; - tf – temperatura gazeloUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU - tp – temperatura peretelui corpului de întoarcere (valoare medie); Pentru determinarea acestui complex de necunoscute este necesar un sistem de WUHLHFXD LLFHHVWHSUH]HQWDWvQFRQWLQXDUH - HFXD LD GH ELODQ D JD]HORU GH Drdere vQWUH VHF LXQHD DU]mWRUXOXL úL VHF LXQHD GH întoarcere: QRC + QFND = B (1 − qext )( I t − I 'f ) (3.62.1) -

HFXD LDGHELODQ DJD]HORUGHDUGHUHSHvQWUHJIRFDUXO

QRCF + QGF + QFND = B (1 − qext )( I t − I f ) -

(3.62.2)

HFXD LDGHELODQ Dcorpului de întoarcere:

QRCF = QGC + QRCF

(3.62.3)

unde fluxurile au urmãtoarele explicitãri:

QRC = 5,765 × 10 −8 ξa g

ap +1 2

S RC (Tt 2T f2' − T p4 )

(3.63)

unde Tp este temperatura medie a peretelui camerei de ardere.

Q FND = 5,765 × 10 −8 ξa g

cu

ap +1 2

S FND (Tt 2T f2' − T pf4 )

(3.64)

QRCF = 5,765 × 10 −8 C c. f S RC (T p4 − T pf4 )

(3.65)

QGF = SRF ⋅ kCF ⋅ ∆tmCF

(3.66)

kCF –FRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDQVIHUGHFOGXUvQVSD LXOLQHODU ∆tmCF –GLIHUHQ DPHGLHORJDULWPLFGHWHPSHUDWXULvQVSD LXOLQHODU

52

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

QGC = SRC ⋅ k*CF ⋅ ∆tmCF -

(3.67)

Mãrimile geometrice ce caracterizeazã focaUXOVXQWFXQRWD LLOHGLQILJXUD suprafa a corpului de întoarcere: SRC=π⋅dc⋅Lf VXSUDID DIXQGXOXLGHIRFDU(utilã de transfer de cãldurã): SFND=

πd 2f 4

VXSUDID DODWHUDOã a focarului (utilã de transfer de cãldurã): S RF = πd f L f

Intr-o variantã simplificatã a calculului se admite o predimensionare a focarului urmând a se face o verificare a parametrilor de transfer de cãldurã caracteriza LVLQWHWLF SULQ WHPSHUDWXUD GH LHúLUH GLQ IRFDU 7LQkQG FRQW GH FDUDFWHULRVWLFLOH IXQF LRQDOH DOH focarului predimensionarea se va face împãr LQGIOX[XOWRWDOFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUH OD VWUmEDWHUHD IRFDUXOXL vQ FRPSRQHQWm UDGLDWLYm úL FRPSRQHQWm FRQYHFWLYm $VWIHO VH considerã componenta radiativã ca fiind caracteristicã pentru volumul interior al FRUSXOXL GH vQWRDUFHUH FRQVLGHUDW FRQYHQ LRQDO OD WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL GH IRFDU úL componenta convectivã ce ac LRQHD]ã pe suprafa DODWHUDOã a peretelui focarului. Uzual se admite o pondere a componentei radiative cuprinsã între 85-90% din fluxul de cãldurã total cedat pe focar (restul fiind afectat componentei convective). 3HQWUXVWDELOLUHDPULPLORUpreliminare dCúL/f se admite un flux radiant în camera de ardere qR = 40 ÷ 60 kW/m2. 6HGHWHUPLQFXRUHOD LHGHDSUR[LPDUe: SRC = (0,85 − 0,9)

QR . qR

Se admite Lf/dc = 1,5 ÷úLVHGHWHUPLQPULPLOHLf úL dc.

-

3HQWUXFDPHUDGHDUGHUHVHFDOFXOHD]: πd c2 Lf ; volumul focarului: Vf = 4

2πd c2 ; VXSUDID DSHUH LORUFDPHUHLGHDUGHUH: Sper=π⋅dc⋅Lf + 4 Vf grosimea stratului radiant de gaze: s = 4 ; S per gradul de ecranare: Ψ =

S RC . S per

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHvQFDPHUDGHDUGHUH:

53


kg =

0,1 + 1,6 p H 2O

T   1 − 0,38 mg ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) ⋅ s 

( p H 2O

(3.68)

6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU:

ag = 1 − e

−kg s

(3.69)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDde aproximare:

k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

úLFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLFXUHOD LD:

a fl = 1 − e

− k fl s

(3.70) (3.71)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLID GHFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHGLQ IRFDUVHIDFHGXSFULWHULLH[SHULPHQWDOHFRQVLGHUkQGX-VHRSURSRU LH β, din volumul IRFDUXOXLRFXSDWGHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULL. CoHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g (3.72) Valorile coeficientului de luminozitate β sunt prezentate în tabelul 3.3. 6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDFDPHUHLGHDUGHUH: 0,82 ⋅ a a fc = (3.73) a + (1 − a )Ψξ XQGHFRHILFLHQWXOGHPXUGULUH: ξ =0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos ξ =0,6 ÷ 0,7 combustibil lichid )DFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQFDPHUDGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD: M = a M − bM

h Hf

(3.74)

cu constantele: aM úLEM=0,2 SHQWUXIODFUGHFRPEXVWLELOJD]RVVDXOLFKLG úL SHQWUXUDSRUWXOvQWUHvQO LPHDGHDPSODVDUHDDU]WRUXOXLúLvQO LPHDFDPHUHL: h = 0,3 (Hf = dc) Hf

Hf h

54

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Diametrul corpului de întoarcereVHGHWHUPLQLPSXQkQGRYLWH]DJD]HORUGH DUGHUHvQVSD LXOLQHODU, wg = 4 ÷ 6 m/s (cu valori mici pentru cazane mici):

BVg

wg' =

unde t gm =

π 2 (d f − d c2 ) 4

⋅

t gm + 273 273

,

t 'f + t f 2

5H]XOW: d f =

d c2 +

4 BVg t gm + 273

πwg'

(3.75)

273

Diametrul focarului astfel determinat sHURWXQMHúWHODYDORULvQWUHJL(de preferat modul de 10 mm) úLVHUHFDOFXOHD]YLWH]Dviteza gazelor de ardere (wg). &XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQWHPSHUDXUDGHODFDSWXOIRFDUXOXL

T*f =

Tt  Co ⋅ ξ ⋅ a f ⋅ Tt 3 ⋅ S R   M  (1 − q )B ⋅ V ⋅ c  inc g p  

[oK]

0, 6

(3.76)

+1

unde T*f reprezintã temperatura pe care ar avea-RJD]HOHGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU dacã acesta ar fi în solu LHFRQVWUXFWLYã cu strãpungere. Pentru a verifica temperatura UHDOmDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDUvQVROX LDFXvQWRDUFHUHYDWUHbui calculatã FRPSRQHQWD FRQYHFWLYm úL GHWHUPLQDWm VFmGHUHD GH WHPSHUDWXUm FH FRUHVSXQGH DFHVWHLD 7HPSHUDWXUD DVWIHO RE LQXWm YD IL FRPSDUDWm FX WHPSHUDWXUD GH LHúLUH GLQ focar impusã în bilan XOSDU LDOSHVXSUDIH H Coeficientul global de transfHUGHFOGXUkGFVHFDOFXOHD]FXUHOD LD :

kGF =

α1 , cu εGDWGHWDEHOXO VDXUHOD LLOH úL . 1 + εα1

α1 = α c + α r &RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHVHGHWHUPLQXWLOL]kQGUHOD LL criteriale pentru FLUFXOD LD JD]HORU GH DUGHUH OD LQWHULRUXO FDQDOHORU FX VHF LXQH FLUFXODUFRQIRUPDQH[HLSXQFWXO pentru:

Re =

Wg l c

νg

undeOXQJLPHDFDUDFWHULVWLF:

55


π 2 (d f − d c2 ) = 4 = d f − dc π (d f + d c ) 4

4 S circ P De exemplu, pentru Re>3· 104 lc =

ξ 2/3 (Re − 1000) Pr   di   8 Nu = ε 0 1 +   C ξ  L   1 + 12,2 (Pr 2 / 3 − 1)  8  Pr cu ξ = (1,82 log Re − 1,64) −2 ; C =   Pr p

   

(3.34*)

0 ,11

, L = LR + (0,2 ÷ 0,4) , ε0=1

Pentru 2300 < Re < 3 ⋅104: 1/ 3

 2    Nu = ε 0 49,37 + [1,615 A − 0,7]3 +   B C   1 + 22 Pr   3

1/ 2   Pr d d   3 Re Pr i ; B =  Re Pr  i   ; C =  A= L  L     Pr p

cu

   

(3.35*)

0 ,11

, εo=1.

Pentru regimul laminar: Re < 2300: 1/ 3

3     d * i 3 Nu = ε 0 49,37 + 1,615 ⋅ Re Pr − 0,7  L    

 Pr   Pr  p

   

0 ,11

(3.36*)

*

cu ε 0 = 1. Practic se XWLOL]HD]UHOD LLOH úL VDX ,notate acum suplimentar cu (*) * pentru care ε úL ε 0 sunt egale cu unitatea. &RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH Nuλ αc = lc &RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]utilizândUHOD LLOH úL pentru care care grosimea stratului radiant este:

56

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

π 2 (d f − d c2 ) Lg 4 s = 3,6 = 3,6 = 0,9(d f − d c ) Sp (πd f + πd c ) Lg Vg

úL

Tgm =

t* f + t f

+ 273 2 T p = 80 + 20 + 273 (K) 'LIHUHQ DPHGLHDWHPSHUDWXULORUVHFDOFXOHD]FXUHOD LD:

∆tmGF =

(t * f − 80) − (t f − 80) ln

t *f − 80 t f − 80

6HFDOFXOHD]QGF = k GF ⋅ (π ⋅ d f ⋅ L f )⋅ ∆tmGF * Se calculeazã entalpia gazelor la LHúLUH GLQ IRFDU I f = I f −

QGC ; din (1 − qext ) B

diagrama I-W IXQF LH HQWDOSLH úL FRHILFLHQWXO GH H[FHV GH DHU din focar se determinã WHPSHUDWXUDJD]HORUODLHúLUHGLQIRFDU, tf. Deoarece calculul este aproximativ eroarea admisibilã este de ±10%. In cazul vQFDUHVHGHSmúHúWHDFHDVWmHURDUHVHYDUHGLPHQVLRQDVXSUDID DGHWUDQVIHUGHFãldurã SULQ UDGLD LH GLDPHWUXO úL OXQJLPHD corpului de întoarcere ) cu o cotã procentualã HJDOmFXUDGLFDOGHRUGLQXOGLQHURDUHDSHWHPSHUDWXUL7RWXúLGDFmWHPSHUDWXUDGH LHúLUHGLQIRFDUFRUHVSXQGHGRPHQLXOXLHFRQRPLFVHSRDWHDFFHSWDFDDWDUHXUPkQGD se modifica sarcina pe convectiv în conVHFLQ ã conform rela LLORU 3.2.8. Calculul termic al convectivului Convectivul cazanului este determinat, din punctul de vedere al transferului de cãOGXUGLQFDOFXOHOHDQWHULRDUHSULQXUPWRULLSDUDPHWULL QC –GHELWXOGHFOGXUutil preluat în sistemul convectiv (kW) ; tf –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL0C) ; tFRú –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQ HYLODFRú 0C) ; te/ti – temperatura apei (0C). 0HWRGRORJLDGHFDOFXOHVWHLGHQWLFFXFHDSUH]HQWDWvQFDSLWROXO. 3HQWUX VWDELOLUHD VHF LXQLL GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH GLDPHWUXO HYLORUGLQJDPDGH HYLX]XDOHGH×δ): φ42 × 3; φ45× 3; φ51 × 3; φ 57 ×3; φ 60 × 3; φ 70 × 3,5. 'XS DOHJHUHD GLDPHWUXOXL HYLORU VH DOHJH YLWH]D SUHOLPLQDU GH FLUFXOD LH D gazelor de ardere w’ în intervalul economic pentru acest tip de cazan:

57


w’ = (2 ÷ 4) m/s. 6HF LXQHDGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL B ⋅ Vg t gm + 273 S circ = (m2) w' 273

t gm =

t f + t cos

(3.31)

( 0 C ) este temperatura media a gazelor de ardere.

2 1XPUXOGH HYLDOGUXPXOXLFRQYHFWLYYDIL 4 S circ n' = π ⋅ d i2 Acesta VHURWXQMHúWHVXSHULRUVDXLQIHULRUODQXPUvQWUHJSDUúLVHUHFDOFXOHD] YLWH]DGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUH B ⋅ V g t gm + 273 w= (3.33) πd i2 273 n 4 Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tgm VH GHWHUPLQ GLQ DQH[D XUPWRDUHOHYDORUL ν - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] λ - FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF [W/mK] - QXPUXO3UDQGWO Pr tp cu

'HDVHPHQHDVHGHWHUPLQQXPUXO3UDQGWOSHUHWHPrp la temperatura peretelui tp = tm +(10÷20) oC ; t m =

ti + te . 2

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHVHGHWHUPLQXWLOL]kQGUHOD LL FULWHULDOH SHQWUX FLUFXOD LD JD]HORU GH DUGHUH OD LQWHULRUXO HYLORU conform anexei 10 punctul 5. De exemplu, pentru Re =

wdi > 3 ⋅10 4 ν

ξ 2/3 (Re − 1000) Pr   di   8 Nu = 1 +    C ξ  L   2/3 1 + 12,2 (Pr − 1)  x

58

(3.77)

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

 Pr −2 cu ξ = (1,82 log Re − 1,64) ; C =   Pr p

   

0 ,11

, L = LR + (0,2 ÷ 0,4) .

Pentru 2300< Re < 3 ⋅104úLGi/L < 1:

1/ 3

 2    Nu = ε 0 49,37 + [1,615 A − 0,7]3 +   B C   1 + 22 Pr   3

1/ 2    Pr d d   i i A= 3 Re Pr ; B = Re Pr   ; C =  L  L    Pr p 

(3.78)

0 ,11

  cu   εo · UHSUH]LQW HIHFWXO turbulizatorilor ce se vor monta la interorul HYLORUFRQYHFWLYHIXQF LHGHJUDGXOGHWXOEXUL]DUHUHDOL]DWIRUPúLSDVGHúLFDQDUH

Pentru regim laminar Re < 2300 1/ 3

3     d Nu = ε 0* 49,37 + 1,615 ⋅ 3 Re Pr i − 0,7  L     * cu ε 0 = 1,6÷2,2.

 Pr   Pr  p

   

0 ,11

(3.79)

* Pentru turbulizatorii în zig-zag FRHILFLHQ LL GH FRUHF LH ε 0 úL ε 0 pot fi GHWHUPLQD LFXUHOD LLOHH[SHULPHQWDOH 2,142 3,3 Re 0, 2 * ε 0 = 0 , 2 úL ε 0 = 0, 2 − (3.37) br 5 br

di l

l este pasul relativ, cu l – pas zig-zaguri. di În toate cazurile:

unde br =

αc =

Nuλ lc

59


&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH: - WHPSHUDWXUPHGLHDJD]HORUGHDUGHUH: Tgm=tgm+273 (K) ; - grosimea stratului radiant: s=0,9 di (m) ; - SUHVLXQLOHSDU LDOHDOHJD]HORUGHDUGHUHWULDWRPLFH: p RO2 ; p H 2O (bar). &RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUHVWH: 0,8 + 1,6 p H 2O  T  1 − 0,38 gm ( p H 2O + p RO2 ) kg = 1000  ( p H 2O + p RO2 ) s 

(3.81)

cu Tm = tm + 273 (K); iar coeficientul de emisivitate al gazelor de ardere:

a g = 1 − e − kgs

(3.82)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD:   T  3, 6  1 −  p     Tgm   ap + 1 3 α r = 5,765 ⋅ 10 −8 a g Tgm   (W/m2K) (3.83) 2   T  1−  p    T    gm    XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORarea ap = úL SHQWUX WHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL: T p = t m + 20 + 273 (0K) Coeficientul de WUDQVIHU GH FOGXU pe partea gazelor de ardere (la interiorul HYLORU YDIL:

α1 = αc + αr Coeficientul α2 (pe partea apei) este mult mai mare (de ordinul miilor de 2 W/m K) în comparate cu α1 (de ordinul zecilor de W/m2K). ÌQDFHVWHFRQGL LLFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDQVIHUGHFOGXUNHVWHGDWGHUHOD LD:

kI =

α1 (W/m2K) 1 + εα1

pentru care s-a neglijat 1/α2

(3.84)

CoeficieQWXO GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere provenite din combustibil gazos este dat în tabelul 3.7. Tabelul 3.7 &RHILFLHQWXOGHPXUGULUH– combustibil gazos Viteza wI (m/s) 3 6 9 12 15 18 3 2 5,233 3,837 2,791 2,093 1,628 1,395 ε ⋅10 (m K/W)

60

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Se poaWHXWLOL]DúLUHOD LDDQDOLWLF:

ε = 11,21⋅10 −3 ⋅ w −0,6474 (m2K/W)

(3.85)

Pentru gaze de ardere provenind din combustibil lichid: ε ≅ 0,0163 (m2K/W) (3.43):

'LIHUHQ D PHGLH GH WHPSHUDWXU VH GHWHUPLQ FRQIRUP ILJXULL úL UHOD LHL

t

tf

∆tmax tma

∆t m =

tc ∆tmin

SC

∆t max − ∆t min ∆t ln max ∆t min

S

Fig. 3.5. 6XSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGUXPXOXLFRQYHFWLYYDIL: Q S c = c = nπd i Lc (m2) k∆t m UH]XOW: S Lc = c (m) nπd i a) 'DF/c > LR, în limitele Lc = LR + (0,2÷0,4) m,vQVHDPQFGLVWDQ DGLQWUH SOFLOHWXEXODUHDOHFD]DQXOXLHVWHVXILFLHQWGHPDUHSHQWUXDSHUPLWHGLODWDUHD OLEHUD D IRFDUXOXL GDU QX SUHD PDUH DVWIHO vQFkW V VH FUHH]H XQ YROXP inutilizabil la interiorul corpului cazanului; b) 'DF/c < LR, se reduce numUXOGH HYLVDXGLDPHWUXODVWIHOvQFkWVVHDMXQJ în cazul a); c) 'DF/c >> LRVHPUHúWHQXPUXOGH HYLDVWIHOvQFkWVVHDMXQJvQFD]XOD

61


3.3. Calculul termic al cazanelor acvatubulare din elemente cu vQWRDUFHUHDJD]HORUGHDUGHUHvQIRFDUúLXQGUXPFRQYHFWLY 3.3'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH 6XQW FD]DQH FX IRFDU FDPHU ODUJ vQ FDUH VH vQWorc gazele de ardere, au un GUXP FRQYHFWLY úL SRW IXQF LRQD atât în suprapresiune FkW úL vQ GHSUHVLXQH, cu FRPEXVWLELOJD]RVVDXOLFKLG3URGXFDSFDOGWe / ti = 90 / 70 0C. úL

Principalele elemente componente ale cazanului sunt prezentate în figurile 3.6 10

13

8

9

6

10

11

1

2 13 12 5 3

11

4

3

14

7

Fig. 3.6. Schema unui cazan din elemente cu un drum convectiv. (OHPHQWvQFKLGHUHVSDWH$U]WRU9L]RU 3URPRWRULGHWXUEXOHQ 5DFRUGXULLQWUDUHLHúLUHDSãFDOGvQFO]LUH5DFRUGGHHYDFXDUHJD]HGH DUGHUHODFRú,]ROD LHWHUPLFúLFDUFDVH[WHULRDU(úDIRGDMGHVXV LQHUH (OHPHQWFXUHQW(OHPHQWvQFKLGHUHID

3ODWEDQGHGHHWDQúDUHvQWUHHOHPHQWH'LVWULEXLWRU&ROHFWRU7HDF SHQWUXWHUPRVWDWH

62

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Elementele WLS DOH FD]DQXOXL VXQW H[HFXWDWH GLQ HYL WUDVH úL QHWHGH GLQ R HO vPELQDWH vQWUH HOH SULQ VXGXU VXE IRUPD D GRX FDGUH GUHSWXQJKLXODUH XQXO FRUHVSXQ]WRU IRFDUXOXL FHOODOW FRUHVSXQ]WRU VLVWHPXOXL FRQYHFWLY (OHPHQWHOH WLS sunt asamblate între ele pULQ VXGXU SULQ LQWHUPHGLXO XQRU SODWEDQGH PHWDOLFH DOFWXLQGX-VH DVWIHO XQ FD]DQ EORF FX IRFDU FDPHU IU VWUSXQJHUH úL XQ GUXP FRQYHFWLY 7RDWH VXGXULOH VH H[HFXW GLQVSUH H[WHULRUXO FRUSXOXL FD]DQXOXL LDU FRUGRDQHOH GH VXGXU VXQW FRQWLQXH )LHFDUH HOHPHQW HVWH OHJDW SULQ úWX XUL OD GLVWULEXLWRUXOúLFROHFWRUXOGHDSDOFD]DQXOXL 1

4 2 3 5

(a)

(b)

(c)

)LJ(OHPHQWWLSD HOHPHQWvQFKLGHUHID E úLHOHPHQWvQFKLGHUHVSDWHF

între elemente.

HYLQHWHGHGLQR HO HDY RUL]RQWDO GHOHJ WXU IRFDU

VLVWHPXOFRQYHFWLYSODWEDQGHGHOHJ WXU

,Q GUXPXO FRQYHFWLY DO FD]DQXOXL VH UHDOL]HD] LQWHQVLILFDUHD WUDQVIHUXOXL GH FOGXU DFROR XQGH JD]HOH GH DUGHUH vQWkOQHVF XQ SDFKHW GH WXUEXOL]DWRUL VSHFLILFL H[HFXWD i GLQWDEOGHR HOvQ]LJ-zag. Trecerea gazelor de ardere din focar în drumul convectiv se face prin partea din ID DFD]DQXOXL$LFLHVWHSUHY]XWRXúGHvQFKLGHUHUDFLWmúLR]RQmGHSULQGHUHD arzãtoruluiFSWXúLWFXL]ROD LHWHUPLFGLQILEUFHUDPLFUH]LVWHQWODWHPSHUDWXUL ridicate.

)XQF LRQDUHD FD]DQXOXL SRDWH IL vQ HOHDV XUPULQG FHOH GRX FLUFXLWH DOH DJHQ LORUWHUPLFLFLUFXLWXOJD]HORUGHDUGHUHúLFLUFXLWXODSHi. Gazele de ardere formate vQIRFDUSDUFXUJOXQJLPHDFD]DQXOXLúLDMXQJvQSDUWHDGLQVSDWH'DWRULWWLUDMXOXLVXQW REOLJDWH V VH vQWRDUF vQ GLUHF LH LQYHUV V SDUFXUJ GLQ QRX OXQJLPHD FD]DQXOXL DMXQJkQGDVWIHOvQSDUWHDGLQID XQGHHOHPHQWXOGHvQFKLGHUHID OHREOLJVLQWUHvQ drumul convectiv. Gazele de ardere parcurg din nou lungimea cazanului, apoi sunt FROHFWDWHvQFXWLDGHFROHFWDUHúLHYDFXDWHSULQUDFRUGXOODFRú

63


$SDUHFHGLQUHWXUXOLQVWDOD LHLGHvQFO]LUHLQWUprin distribuitorul cazanului în WRDWHHOHPHQWHOHúLSHPVXUFHSDUFXUJH HYLOHVHvQFO]HúWH$SDFDOGHVWHFROHFWDW ODSDUWHDVXSHULRDUDFD]DQXOXLúLWULPLVODFRQVXPDWRUL

&D]DQXO HVWH L]RODW WHUPLF FX YDW PLQHUDO úL SURWHMDW OD H[WHULRU FX WDEO VXE LUH 6HRE LQHDVWIHOXQFD]DQPRQREORFSHQWUXFDUHPRGLILFkQGGLPHQVLXQLOHGH gDEDULWDOHHOHPHQWHORUGLDPHWUXO HYLORUúLQXPUXOGHHOHPHQWHVHSRWRE LQHGLYHUVH YDULDQWHGHVDUFLQLWHUPLFHGXSQHFHVLW L

'HúL FRQVXPXO GH PDWHULDO úL GH PDQRSHU SHQWUX H[HFX LD DFHVWRU WLSXUL GH cazane este mare, se impune avantajul de a se SXWHDLQWURGXFHSHHOHPHQWHSULQVSD LL vQJXVWHúLGHDVHPRQWDlaORFXOGHIXQF LRQDUH 3.3.2. Tema de proiectare Prin tema de proiectare se dau: -Q –VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: - te / ti –WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHLQWUDUHvQFazan, (90/70 0C sau 80/60 0C); - QDWXUDúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLOLFKLGVDXJD]RV $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH RELFHL FX VXSUDSUHVLXQH vQ IRFDU GHFL FRHILFLHQWXOGHH[FHVGHDHUHVWHDFHODúLSHQWUXIRFDUSHQWUXFRQYHFWLYúLODFRú α = αf = αcv = α = 1,05 ÷ 1,15 = ct. FRú

&RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQVo, Vgo, Hi, p H O , p RO úLVHWUDVHD]GLDJUDPD,– t sau cp – t. 2

2

3.3.3. Calculul randaPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH RELFHL FX FRPEXVWLELO JD]RV VDX OLFKLG SRW IL DGDSWDWH úL SHQWUX IXQF LRQDUH FX FRPEXVWLELO VROLG GHFLvQFD]XOGHID SLHUGHULOH VSHFLILFH GH FOGXU SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU PHFDQLF Tmec úL FHOH SULQ evacuarea produselor solide ale arderii din cazan (qcen) sunt nule. De asemenea B* = B. 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU a). 3ULQHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHSHFRú(q ): FRú

qcos =

1 ( I cos − αI a 0 ) Hi

(3.86)

64

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

6HDOHJHRWHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODFRú

t cos ≅

ti + te + (60 ÷ 80) 0 C 2

(3.87)

úLGLQGLDJUDPD,–WVHGHWHUPLQ, . FRú

Pentru temperatura aerului (ta ≅ 20 0& VH FDOFXOHD] HQWDOSLD DHUXOXL WHRUHWLF necesar arderii: I ao = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.88) cu cpa = 1,2971 kJ/ m 3N K FOGXUDVSHFLILFDDHUXOXLOD0C. b. PULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH GDWRULW SHUIRUPDQ HORU GH IXQF LRQDUH Dle DU]WRDUHORU PRGerne VH DGPLWH R SLHUGHUH SULQ DUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF de ordinul:

qch = 0,001 ÷ 0,005 c). 3ULQSHUH Li exteriori ai cazanului (qext): ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH SHQWUX FD]DQH UHODWLY PLFL vQ IXQF LH GH gradulGRULWGHL]ROD LHWHUPLFDFD]DQXOXLVHSRDWHDOHJHRYDORDUH

qext = 0,005 ÷ 0,015 Randamentul cazanuluiVHFDOFXOHD]FXUHOD LD η = 1 − (qcos + qch + qext ) úLη % =100 ⋅η (%) Debitul de combustibil consumat va fi:

B=

Q (kg/s) sau ( m 3N / s ) η ⋅ Hi

%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXLHVWH Q; )OX[XOGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO Qc = B ⋅ Hi ; )X[XOGHFOGXUDGXVGHDHUXOGHDUGHUH Qa = B ⋅ α ⋅cpa ⋅ ta ; )X[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú QFRú = B ⋅ IFRú ; )X[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch ⋅ B ⋅ Hi.

65

(3.89)


5H]XOWWDEHOXOGHELODQ Tabelul 3.8. Fluxuri introduse – pierderi Qc Qa -Q - Qinc - Qext ∑ Q = Q' FRú

Fluxuri utile

Q

∑ Q = Q''


(URDUHDUHODWLY

ε=

Q'−Q" Q'

FRú

⋅100 < 1%

3.3.5. Calculul temperDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

I t = H i (1 − qch ) + αV0 c pa t a

(3.90)

Din digrama I –WVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUH t t = f (I t , α) . O imporWDQW FDUDFWHULVWLF IXQF LRQDO D FD]DQHORU FX vQWRDUFHUH D JD]HORU GH DUGHUHvQIRFDURUHSUH]LQWLQFUFDUHDWHUPLFVSHFLILFPDUHDVXSUDIH HLGHVFKLPE GH FOGXU D IRFDUXOXL 'H DFHHD LQWHUYDOXO GH DOHJHUH D WHPSHUDWXULL OD FDSWXO focarului este: tf =500÷700 oC. Din diagrama I–WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU I f = f (t f ,α ) . )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = (1 − qext ) B ( I t − I f ) (kW)

66

(3.91)

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHsistemul convectiv va fi:

Qc = Q − QR ,

(3.92)

(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLYva fi:

Ic = I f −

Qc (1 − qext ) B

úLGLQGLDJUDPD,–WUH]XOWWHPSHUDWXUD t c = f (I c , α) . ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQe: Ic ≅ I úLWc ≅ t úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH FRú

εI = úL

εt =

I cos − I c I t − I cos

FRú

100

t cos − t c 100 tt − t cos

%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOHGHFOGXUQR, Qc, QaúLIOX[XULOHSLHUGXWHQ , Qinc, Qext se transpun JUDILFDOVFDUFDvQILJXUDFXB* = B; Qpa = 0; Qsfc = 0; Qsi = 0; Qec = 0; qmec = 0 úLqev = 0). FRú

3.3.7. Calculul termic la focarului $FHVWFDOFXODUHFDVFRSGHWHUPLQDUHDVXSUDIH HLGHUDGLD LH6RFDSDELOVSUHLD GHELWXO GH FOGXU Uadiant QR GH OD IODFU úL JD]HOH GH DUGHUe. Deoarece în calcule

 S R  intervin gradul de ecranare  Ψ =  úLOXQJLPHDGHUDGLD LHeste necesar un calcul S per 



LWHUDWLY 6H DGPLWH R YDORDUH SUHOLPLQDU S'R care în final se va compara cu cea UH]XOWDWGLQFDOFXO6R. 9DORDUHDSUHOLPLQDU S R SRDWHILVWDELOLWSULQGRXPHWRGH D 6HDGPLWHXQIOX[XQLWDUUDGLDQWvQFUFDUHWHUPLFVSHFLILF qR = 30 ÷ 50 kW/m2 '

úL !

SR ' =

QR (m2) qS

(3.93)

67


sau

E 6HGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LDGHDSUR[LPDUH

S R' =

cu

QR

(m2)

 T  4  T  4  f  −  p   5,765 ⋅ ε   100   100      

ε =0,65 pentru combustibil gazos ε = 0,75 pentru combustibil lichid Tf = tf + 273 (0K) Tp = tm + 20 + 273 (0K) unde

tm =

(3.94)

ti + te 2

)RFDUXOFXSHUH LPHPEUDQDUHIRUPDJHRPHWULFSUH]HQWDWvQILJXUD Din punct de vedere geometric:

S R' = 2 L(a + h) + ah (m2)

(3.95)

Vg ≅ a ⋅ h ⋅ L (m3) S per = 2 L(a + h) + 2ah (m2)

6HDOHJ HYLX]XDOHdin anexa 12: φ 57 × 3; φ 60 × 3,5; φ 70 × 3,5; φ 76 × 3,5 etc. 1

2

1

4

h

a

s1

3

d

L

)LJ)RFDUFDPHUFXSHUHWHPHPEUDQ

FDGUXGLQ HDY SODWEDQG GHOHJ WXU QHUYXU DU] WRUXú

68

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Se impun valori uzuale pentru:

a = 300 ÷ 800 mm h = 600 ÷ 900 mm

'LQUHOD LD VHGHWHUPLQOXQJLPHDIRFDUXOXL &XGDWHOHSUHFL]DWHDQWHULRUVHFDOFXOHD] - grosimea stratului radiant:

s = 3,6

Vf S per

(m)

S R' - gradul de ecranare: Ψ = S per

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU

kg =

0,8 + 1,6 p H 2O ( p H 2O

T   1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) s 

(3.96)

6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.97)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDGHDSUR[LPDUH Tf − 0,5 k fl = 1,6 (3.98) 1000 úLFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLFXUHOD LD

a fl = 1 − e

− k fl ⋅ s

(3.99)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUe se face GXSFULWHULLH[SHULPHQWDOHFRQVLGHUkQGRSURSRU LHβGLQYROXPXOIRFDUXOXLRFXSDW GHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULL &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULORUúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g (3.100) Valorile coeficientului de luminozitate β, sunt prezentate în tabelul 3.3. &RHILFLHQWXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORUHVWH ξ =0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos ξ =0,6 ÷ 0,7 combustibil lichid

69


&XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUului:

af =

0,82 ⋅ a a + (1 − a)Ψξ

(3.101)

2 DOW FDUDFWHULVWLF D IRFDUXOXL HVWH IDFWRUXO GH SR]L LH D IOFULL vQ IRFDU )DFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQFDPHUDGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD

M = a M − bM

h Hf

Pentru combustibil lichid sau gazos constantele:

aM úL bM =0,2 iar

vQO LPHDGHDPSODVDUHDDU]WRUXOXLraportatã lavQO LPHDFDPHUHL:

h = 0,3 . Hf

Hf h

&XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHDIRFDUXOXL 2

QR 3 SR = 5,765 ⋅10 −8 Mξa f T f Tt 3

 Tt   − 1 1 T  M2  f 

(m2)

(3.102)

$FHDVW VXSUDID YD IL GLIHULW GH S R' GHWHUPLQDW vQ FDOFXOXO DSUR[LPDWLY 'DFGLIHUHQ DHVWHPDLPDUHGHVHUHLDFDOFXOXOFXYDORULPRGLILFDWHSHQWUX Vf úLSper SHQWUXFDOFXOHPDLSUHFLVHDFHDVWGLIHUHQ VHSRDWHLPSXQHODPD[ 5H]XOWOXQJLPHDILQDODIRFDUXOXL

L=

S R − ah 2(a + h)

FDUHQXWUHEXLHVGLIHUHGHFHDSUHOLPLQDUFXPDLPXOWGH5%.

70

(3.103)

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

3.3.8. Calculul termic al convectivului Convectivul cazanului este deteUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii: Qc –GHELWXOGHFOGXUutil al convectivului (kW) ; tf – temperatura gazelor de ardere la intrareavQ HYL0C) ; t –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQ HYLODFRú te/ti – temperatura apei LHúLUHLQWUDUH (0C). FRú

t gm

6HLPSXQHYLWH]DGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHvQOLPLWHOHw’ = 2 ÷ 4 m/s. 6HF LXQHDGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL B ⋅ Vg t gm + 273 S circ = (m2) (3.104) w' 273 t f + t cos 0 = ( C ) este temperatura media a gazelor de ardere. 2 ÌQO LPHDSUHOLPLQDUDGUXPXOXLFRQYHFWLYYDIL S b' = circ a 6HURWXQMHúWHODvQWUHJúLVHUHFDOFXOHD]YLWH]D B ⋅ Vg t gm + 273 w= (3.105) b⋅a 273

b

h

a

d

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tgm se GHWHUPLQ GLQ anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] ν - FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF [W/mK] λ - QXPUXO3UDQGWO Pr 'HDVHPHQHDVHGHWHUPLQQXPUXO3UDQGWOODWHPSHUDWXUDSHUHWHOXL3rp cu:

tp = tm +20 0C ; t m =

ti + t e . 2

&RHILFLHQWXO GH VFKLPE GH FOGXU SULQ FRQYHF LH VH GHWHUPLQ XWLOL]kQd UHOD LLOHSUH]HQWDWHvQDQH[D pentru curgerea fluidelor transversal pe un fascicul de HYLDúH]DWvQOLQLH´FRUidor”). În toate cazurile:

αc = ε o

Nuλ . lc

(3.111)

71


&RHILFLHQWXO GH FRUHF LH εo LQH FRQW GH H[LVWHQ D WXUEXOL]DWRULORU úL, pentru turbulizatori în zig – zagDPSODVD LvQFDQDOUHFWDQJXODU, se poate determina utilizând UHOD LLOH: ε0 =

2,142 pentru Re < 2300 b 0r, 2

(3.112)

ε0 =

3,3 Re 0, 2 pentru Re > 2300 − b 0r, 26 5

(3.113)

b

l

unde br = Curgerea fluidelor transversal pe un rând de HYL

Curgerea fluidelor transversal pe un fascicul GH HYL DúH]DUH „coridor”

l este pasul relativ, cu l – pas zig-zaguri. b

P Nu = 0,3 + Nu + Nu  r  Pr  p 3 Nu l = 0,644 + Re ⋅ Pr 2 l

lc =

π ⋅ de 2

Nu t =

π ⋅ de lc = 2

2 t

   

0 ,12

(3.106) (3.107)

0,037 ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr (3.108) 2   0 , 1 1 + 2,443 ⋅ Re −  Pr 3 − 1  

P 1 + (n − 1)ω Nu = Nu1  r  Pr n  p b   − 0,3  a 0,7  ω = 1 − 1,5  2 Ψ b   + 0,7   a 

   

Re =

Ψν π Ψ = 1− 4a 10 < Re < 10 6 0,6 < Pr < 10 3

m

(3.109)

(3.110)

w lc

Re =

w lc

Ψν π Ψ = 1− 4a pentru b≥1 m=0,25 pt. incãlzire fluid m=0,11 pt.

U FLUHIOXLG

Nu1=Nu pentru un singur rând de 10 < Re < 10 6 HYLFRQIRrm rel. (3.106)

72

*de – diametrul exterior al conductei *s1 – pasul dintre HYL

*a=s1/de *la gaze se înlocuieúWH (Pr/Prp)^0,25 cu (Tmg/Tp)^0,12 *de – diametrul exterior al conductei *s1 – pasul transversal *s2 – pasul longitudinal * a = s1/de * b=s2/de * n – QXPUXO GH rânduri *la gaze se vQORFXLHúWH

(Pr/Prp)^0,25 cu (Tmg/Tp)^0,12

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH - temperatura media a gazelor de ardere Tgm = tgm + 273 (0C) ; p RO2 , p H 2O ; - SUHVLXQLOHSDU LDOHDOHJazelor triatomice -

grosimea stratului radiant

s = 0,9 leh; leh =

4Vconv S per conv

&RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUHVWH 0,8 + 1,6 p H 2O  T  1 − 0,38 gm ( p H 2O + p RO2 ) kg = 1000  ( p H 2O + p RO2 ) s 

(3.114)


ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.115)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD   T  3, 6  1 −  p     Tgm   ap +1 3 α r = 5,765 ⋅10 −8 a g Tgm   (W/m2K) (3.116) 2  Tp       1 −   T  gm    XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL GH R HO DO HYLL se poate considera valoarea ap úLSHQWUXWHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL T p = t am + 20 + 273 (K) &RHILFLHQWXOGHWUDQVIHUGHFOGXUSHSDUWHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL

α1 = αc + αr

Coeficientul α2 (pe partea apei) este mult mai mare (de ordinul miilor de W/m K) în coPSDUD LHFXα1 (de ordinul zecilor de W/m2K). ÌQDFHVWHFRQGL LLFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDQVIHUGHFOGXUNHVWHGDWGHUHOD LD (s-a neglijat α2 ): 2

kI =

α1 2 1 + ε ⋅ α1 (W/m K)

(3.117)

&RHILFLHQWXO GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere provenite din combustibil gazos este dat în tabelul 3.9.

73


Viteza w (m/s) ε⋅109 (m2K/W)

3 5,233

6 3,837

9 2,791

12 2,093

Tabelul 3.9. 15 18 1,628 1,395

6HSRDWHXWLOL]DúLUHOD LDDQDOLWLF

ε = 11,21⋅10 −3 ⋅ w −0,6474

(m2K/W)

Pentru gaze de ardere provenind din combustibil lichid: ε = 0,0163 (m2K/W) 'LIHUHQ D PHGLD GH WHPSHUDWXU VH GHWHUPLQ FRQIRUP ILJXULL úL UHOD LHL (3.118):

t

tf

∆t m =

∆tmax tma

tc ∆tmin

SC

∆t max − ∆t min ) ∆t ln max ∆t min

(3.118)

S

Fig. 3.8. 6XSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGrumului convectiv va fi:

Sc = '

nc =

Qc k∆t m

(3.119)

Sc ' ; Lc = s1 ⋅ nc' 0,75 ⋅ (b + a ) ⋅ 2πd e

74

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Din calculul lungimii de focar se determinã numãrul de elemente ale focarului: n 'f =

Lf s1

. Numãrul final de elemente al cazanului se ob LQH vQ XUPD FDlculului de

echilibrare ce se realizeazã conform rela LHL

3.4. Calculul termic al cazanelor acvatubulare din elemente cu GRX drumuri convective 'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH Sunt executate VXEIRUPGHFDGUHGUHSWXQJKLXODUHGLQ HYLQHWHGH, sudate între ele pULQ LQWHUPHGLXO XQRU SODWEDQGH RE LQându-se cazane monobloc, cu focare tip FDPHUFXGRXGUXPXULFRQYHFWLYHILJ )LHFDUHHOHPHQWHVWHOHJDWGHFROHFWRUXO úLGLVWULEXLWRUXOFD]DQXOXLSULQúWX XUL

8

9

6

10

11

13

1

C2 2

C1 12

5

F 3

11

4

14

7

)LJ&D]DQDFYDWXEXODUGLQHOHPHQWHWLSFXGRXGUXPXULFRQYHFWLYH

(OHPHQWvQFKLGHUHVSDWH$U]WRU9L]RU 3URPRWRULGHWXUEXOHQ 5DFRUGXULLQWUDUHLHúLUHDSDFDOGvQFO]LUH5DFRUGGHHYDFXDUHJD]HGH DUGHUHODFRú,]ROD LHWHUPLFúLFDUFDVH[WHULRDU(úDIRGDMGHVXV LQere. (OHPHQWFXUHQW(OHPHQWvQFKLGHUHID

3ODWEDQGHGHHWDQúDUHvQWUHHOHPHQWH'LVWULEXLWRU&ROHFWRU7HDF SHQWUXWHUPRVWDWH

75


6ROX LDFRQVWUXFWLYDDFHVWXLWLSGHFD]DQHVWHDVHPQWRDUHFXFHDSUH]HQWDW în capitolul 3.3. ”Calculul termic al cazanelor acvatubulare din elemente tip cu vQWRDUFHUHDJD]HORUGHDUGHUHvQIRFDUúLXQGUXPFRQYHFWLY” cu deosebireaFIRFDUXO estHFXVWUSXQJHUHvQSDUWHDVXSHULRDUVSDWHXQGHVHUHDOL]HD]úLWUHFHUHDvQSULPXO GUXP FRQYHFWLY 'XS FXP VH SRDWH REVHUYD vQ ILJXUD JD]HOH GH DUGHUH GXS FH parcurg primul drum convectiv (CI DX SRVLELOLWDWHD V vQWRDUF úL V WUHDF vQ DO doilea drum convectiv (CII SULQVSD LXOOVDWOLEHUvQWUHHOHPHQteleID . In continuare SDUFXUJGLQQRXOXQJLPHDFD]DQXOXLúLVXQWHYDFXDWHODFRú $FHVWHFD]DQHIXQF LRQHD]FXJD]HQDWXUDOHVDXFXFRPEXVWLELOOLFKLGGDUSRW IXQF LRQDúLFXOHPQHEULFKHWHVDXFUEXQHVXSHULRUÌQDFHVWFD]vQORFXODU]WRUXOXL VH PRQWHD] R Xú SHQWUXvQFUFDUHDIRFDUXOXLFXFRPEXVWLELOVROLG'HDVXSUD HYLORU LQIHULRDUH DOH HOHPHQWHORU VH PRQWHD]XQJUWDUIL[VDXvQXQHOHFD]XULFKLDU HYLOH innferioare ale cadreORU UHSUH]LQW JUWDUXO SODQ DO FD]DQXOXL /D SDUWHD LQIHULRDU VH LQWURGXFFXWLLOHGHFROHFWDUHDFHQXúLLFHQXúDUXOFD]DQXOXL &D]DQXO HVWH L]RODW WHUPLF FX YDW PLQHUDO úL SURWHMDW OD H[WHULRU FX WDEO VXE LUH 6HRE LQHDVWIHOXQFD]DQPRQREORFSHQtru care, modificând dimensiunile de JDEDULWDOHHOHPHQWHORUGLDPHWUXO HYLORUúLQXPUXOGHHOHPHQWH,VHSRWRE LQHGLYHUVH YDULDQWHGHVDUFLQLWHUPLFHGXSQHFHVLW L 'HúL FRQVXPXO GH PDWHULDO úL GH PDQRSHU SHQWUX H[HFX LD DFHVWRU WLSXUL GH cazane este mare, se impune avantajul de a se putea introduce pe elemente, prin VSD LLOHvQJXVWHúLGHDVHPRQWDGLUHFWODORFXOGHIXQF LRQDUH 3.4.2. Tema de proiectare Prin tema de proiectare se dau: -Q –VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: - te / ti –WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHLQWUDUHvQFD]DQ0C sau 80/60 0C); - QDWXUDúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLOLFKLGVDXJD]RV $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH RELFHL FX VXSUDSUHVLXQH vQ IRFDU GHFL FRHILFLHQWXOGHH[FHVGHDHUHVWHDFHODúLSHQWUXIRFDUSHQWUXGUXPXULOHFRQYHFWLYHúLOD FRú α = α f = α CI = α CII = α cos = 1,05 − 1,15 . &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQ Vo, Vgo, Hi, p H 2O , p RO2 úLVHWUDVHD]GLDJrama I – t sau cp – t.

76

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO PentUX FD]XO GH IXQF LRQDUH D FD]DQXOXL FX FRPEXVWLELO JD]RV VDX OLFKLG SLHUGHUHD VSHFLILF GH FOGXU SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU PHFDQLF úL FHD SULQ evacuarea produselor solide ale arderii din cazan sunt nule (qmec=0; qcen=0). Pentru calculul randamentului pe cale indirectãVHFDOFXOHD] a. 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODFRú(qFRú) 3HQWUXFD]XOGHID cazan de DSFDOG,VHDGPLWHRWHPSHUDWXUODFRúFHVH SRDWHGHWHUPLQDFXUHOD LDGHDSUR[LPDUH

t cos ≅

ti + t e + (60 ÷ 80) 0 C 2

(3.120)

Din diagrama I –WVHGHWHUPLQYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú

IFRú = f (tFRú, α) Entalpia aerului teoretic nHFHVDU DUGHULL VH GHWHUPLQ ODWHPSHUDWXUDDPELDQW ta=20 C I ao = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.121) 0

cu cpa = 1,2971 kJ/ m 3N K FRú

5H]XOWYDORDUHDSLHUGHULLVSHFLILFHGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHOD

qcos =

1 ( I cos − α ⋅ I ao ) Hi

(3.122)

b. 3LHUGHUHDVSHFLILFSULQDUGHUHDLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF(q inc) ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH GDWRULW SHUIRUPDQ HORU GH IXQF Lonare ale DU]WRDUHORU PRGHUQH VH DGPLWH R SLHUGHUH SULQ DUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF de ordinul: (3.123) qch = 0,001 ÷ 0,005 c). 3LHUGHUHDVSHFLILFSULQSHUH Li exteriori ai cazanului (qext): ÌQ FDGUXO FDOFXOHORU GH SURLHFWDUH SHQWUX FD]DQH UHODWLY PLFL vQ IXQF LH GH JUDGXOGRULWGHL]ROD LHWHUPLFDFD]DQXOXLVHSRDWHDOHJe o valoare: (3.124) qext = 0,005 ÷ 0,015 d. Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD η = 1 − (qcos + qch + qext ) ;η % = 100η

77

(3.125)


e. Consumul de combustibil Deoarece qmec = 0; B*= B;

B=

Q η ⋅ Hi

(3.126)

3.4.4. BilDQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO

Q. Qc = BH i

)OX[XOGHFOGXUDGXVFXDHUXOGHDUGHUHúLGHLQILOWUDUH

Qa = BαVoc pata

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQ DUGHUHLQFRPSOHWGHQDWFKLPLF

Qcos = BI cos Qinc = qch BH i

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWVSUHH[WHULRU

Qext = qext BH i

5H]XOWWDEHOXOGHELODQ Combustibil – pierderi

Qc Qa - QFRú - Qinc - Qext

Tabelul 3.10 Util

Q

∑ Q = Q'

∑ Q = Q"

1RWÌQDFHVWELODQ –q2BHi) s-a scris sub forma: (-BI IRUPDH[SOLFLW (URDUHDUHODWLYYDIL Q'−Q" ε= 100 < 1% Q'

FRú

+ Bα Vocpata); deci FRú

(3.127)

'DFHURDUHDHVWHPDLPDUHHVWHRJUHúHDOGHFDOFXO &DOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

78

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

I t = H i (1 − qch ) + α f V0 c pa t a

(3.128)

apoi se determinWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t: t t = f ( I t , α f ) . 6HDOHJHWHPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL tf = 700 ÷ 900 oC, YDORULOHDFHVWHDILLQGQRUPDOHSHQWUXFD]DQHFXGRXGUXPXULFRQYHFWLYH Din diagrama I-WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUODFDSWXOIRFDUXOXLIf=f(tf,α). )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = (1 − qext ) B( I t − I f ) (kW)

(3.129)

)OX[XOGHFOGXUFDUHVHSUHLDvQVLVWHPXOFRQYHFWLYvQDQVDPEOXYDIL Qc = Q − QR (3.130) 6LVWHPXOFRQYHFWLYHVWHvPSU LWvQGRXGUXPXULGHJD]HGHDUGHUHDVWIHO Qc = QCI + QCII . (3.131) Se admite:

QCI = (0,75 ÷ 0,85)Qc DSRLVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHa din primul drum convectiv: QCI I CI = I f − (3.132) B(1 − qext ) Din diagrama I – t. VH GHWHUPLQ WHPSHUWXUD JD]HORU GH DUGHUH OD LHúLUH GLQ drumul convectiv I ( tCI ) (QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLY,,

I CII = I CI −

QCII B(1 − qext )

≅ I cos

(3.133)

úi din diagrama I-WUH]XOWWHPSHUDWXUDODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLY,,

t CII = f ( I CII , α ) ≅ t cos

(3.134)

ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH ICII ≅ IFRúúL tCII ≅ tFRú

79


úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH I − Ic ε I = cos 100 I t − I cos úL

εt =

t cos − tc tt − t cos

(3.135)

100

(3.136)

(URULPDLPDULLQGLFRJUHúHDOGHFDOFXOÌQILQDOVHvQWRFPHúWHWDEHOXO 6XSUDID D

)OX[GHFOGXU

Focar Convectiv I Q C Convectiv II Q C

I

II

QR QcI QcII

Tabelul 3.11. Temperatura gazelor intrare LHúLUH

tt tf tCI

tf tCI tFRú

%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOHGHFOGXUGLQWDEHOHOHúLVHWUDQVSXQJUDILFODVFDUGXS modelul general prezentat în capitolul 2 fig. 2.3. (cu B*=B; QSI=QPA=0; Qec=0; qmec úLqcen=0). 3.4.7. Calculul termic al focarului )RFDUXOGHWLSFDPHUDUHXUPWRDUHOHGLPHQVLXQLFRQIRUPILJ $FHVWFDOFXODUHFDVFRSGHWHUPLQDUHDVXSUDIH HLGHUDGLD LH6RFDSDELOVSUHLD debitul de cOGXU UDGLDQW 4R. Deoarece în calcul intervine gradul de ecranare

 Ψ = SR  S per 

  úLOXQJLPHDGHUDGLD LHHVWHQHFHVDUXQFDOFXOLQWHUDWLY,QL LDOVHDGPLWHR   YDORDUHRULHQWDWLY6′RFDUHYDILFRPSDUDWFXFHDILQDOSR.

80

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

1

2

1

4 h

a

s1

3

d

L

Fig. 3.10. Dimensiunile focarului 1.

FDGUXGLQ HDY SODWEDQG GHOHJ WXU QHUYXU DU] WRUXú

S′RSRDWHILDSUHFLDWSULQGRXPHWRGH

a) 6HDGPLWHXQIOX[XQLWDUUDGLDQWvQFUFDUHWHUPLFVSHFLILF qR=30÷50 kW/m2 astfHOFUH]ultRYORDUHSUHOLPLQDUDVXSUDIH HLGHVFKLPEGHFOGXUDIRFarului: Q S R ' = R (m2) (3.137) qR E 6HGHWHUPLQVXSUDID DSUHOLPLQDUGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LD

S R' =

cu

QR  T  4  T  4  f  −  p   5,765ε   100   100      

ε =0,65 pentru combustibil gazos ε =0,75 pentru combustibil lichid Tf = tf + 273 (oK)

ti + t e 2

Tp=tma+20+273 (oK)

t ma =

a = 400÷800 mm úL

h = 1,2 ÷ 1,5. a

(m2)

(3.138)

XQGH SHQWUX WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL HYLL V-D DGPLV R WHPSHUDWXU FX 0C mai mare decât temperatura fluidului interior. Pentru alegerea dimensiunilor focarului se admitXUPWRDUHOHYDORUL:

81


Dimensiunile laturilor se rotunjesc la valori întregi de zecimi de metru. 6XSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXLHVWH S per = 2 L(a + h) + 2ah (m2) (3.140)

S R' = 2 L(a + h) + ah

(m2)

Grosimea stratului radiant de gaze este:

s = 3,6

Vf

(m)

S per

(3.141)


kg =

0,8 + 1,6 p H 2O

( p H 2O

T   1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) s 

(3.142)


ag = 1 − e

−kg s

(3.143)

&DUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLVHFDOFXOHD]FXUHOD LDGHDSUR[LPDUH

k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

(3.144)

úLFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLFXUHOD LD

a fl = 1 − e

− k fl ⋅ s

(3.145)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHVHIDFH, GXSFULWHULLH[SHULPHQWDOHFRQVLGHUkQGRSURSRU LH βGLQYROXPXOIRFDUXOXLRFXSDW GHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULLβ - coeficient de luminozitate). &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHYDIL

a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g

cu

β = 0,2÷0,4 SHQWUXIODFUGHFRPEXVWLELOJD]RV β = 0,6 SHQWUXIODFUSURGXVGHFRPEXVWLELOOLFKLG

(3.146)

Gradul de ecranare al focarului este:

S R' Ψ= S per

(3.147)

82

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

úLcoeficientul de PXUGULUH DVXSUDIH HORU ξ =0,7 – 0,9 combustibil gazos ξ =0,6 – 0,7 combustibil lichid &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL

af =

0,82 ⋅ a a + (1 − a)Ψξ

(3.148)

2DOWFDUDFWHULVWLFDIRFDUXOXLIDFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQIRFDU

M = a M − bM cu:

h* Hf

(3.149)

aM = 0,52 bM = 0,3

pentru combustibil lichid sau gazos.

h –vQO LPHDGHSODVDUHDDU]WRDrelor h* = Hf –vQO LPHDWRWDODIRFDUXOXL

Hf 2

Hf h

&XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHDIRFDUXOXL

SR =

QR 3 5,765 ⋅10 −8 Mξa f T f Tt 3

 Tt   − 1 1  Tf M2  

(m2)

(3.150)

$FHDVWVXSUDID YDILGLIHULWGH S'R GHWHUPLQDWvQFDOFXOXODSUR[LPDWLY'DF GLIHUHQ D HVWH PDL PDUH GH VH UHLD FDOFXOXO prin atribuirea valorii calculate SR VXSUDIH HLGHSUHGLPHQVLRQDUH6¶R. 6HDOHJHXQGLDPHWUXGLQ HYLOHRELúQXLWHGH×d): φ 51×3; φ 57×3; φ 60×3,5;

φ 76×úLXQSDVrelativ s1 / de = 1,25 ÷ 1,5. 5H]XOWQXPUXOGHHOHPHQWHvQIRFDU:

L  N f = INT  + 1  s1 

(3.151)

83


3.4.8. Calculul termic al drumului convectiv I Din calculele anterioare se cunosc: QCI, tf, tCI. 6H SVWUHD] DFHODúL GLDPHWUX DO HYLORU GH OD IRFDU úL DFHODúL SDV s1. Este de DVHPHQHDGHWHUPLQDWúLO LPHDVHF LXQLLGHWUHFHUHDJD]HORUSULQVLVWHPXOFRQYHFWLY ,6HVWDELOHúWHvQO LPHDVLVWHPXOXLFRQYHFWLY,bI LPSXQkQGRYLWH]GHFLUFXOD LHvQ intervalul wI' = 2 ÷ 4 [m s ] . t + 273 BV g m t f + tCI 273 t = bI = , cu m (3.152) w' I ⋅a 2 6HURWXQMHúWHODYDORULvQWUHJLúLVHUHFDOFXOHD]YLWH]D wI. Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9 XUPWRDUHOHYDORUL - vâscozitatea cinematiF (m2/s) ν - FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF (W/mK) λ - criteriul Prandtl Pr &XUJHUHDJD]HORUGHDUGHUHVHIDFHWUDQVYHUVDOSHXQúLUGH HYLDúH]DWHvQlinie. ÌQDFHVWFD]OXQJLPHDFDUDFWHULVWLFHVWH:

lc =

π ⋅ de . 2

(3.153)

Se calcuOHD] PDL vQWkL FULWHULXO 1XVVHOW SHQWUX FXUJHUHD JD]HORU GH DUGHUH WUDQVYHUVDOSHXQUkQGGH HYL

T  Nu1 = 0,3 + Nu l2 + Nu t2  m  T   p πd e WI l c cu Re = úL Ψ = 1 − ; 4s1 Ψν

0,12

Nu l = 0,644 + Re ⋅ 3 Pr pentru 10 < Re < 10 6 0,037 ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr Nu t = 2 0,6 < Pr < 10 3   1 + 2,443 ⋅ Re −0,1  Pr 3 − 1  

84

(3.154)

(3.155) (3.156)

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Cu

Tp =

t e + ti + 20 + 273 (K) 2

(3.157)

Curgerea gazelor de ardere transversal pe un fascicul de n UkQGXUL GH HYL VH admite N=Nf).

Nu =

cu

1 + ( N f − 1)ω Nf

T Nu1  m  Tp 

   

0 ,12

(3.158)

 bI   − 0,3  0,7 s  ω = 1 − 1,5  1 2 Ψ b   I − 0,7   s1 

αc =

În toate cazurile:

(3.159)

Nu ⋅ λ lc

(3.160)

&RHILFLHQWXO GH VFKLPE GH FOGXU SULQ UDGLD LH este determinat de parametrii: p H 2O , p RO2 , Tgm úLJURVLPHDVWUDWXOXLUDGLDQWs:

  s b  s = 1,87 1 + I  − 4,1 d e  de de   

(m)

(3.161)

&RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUHVWH

kg =

0,8 + 1,6 p H 2O

(p

H 2O

T   1 − 0,38 gm (p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 )⋅ s 

(3.162)


ag = 1 − e

− k g ⋅s

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD   T  3, 6  1 −  p     Tgm   ap +1 −8 3 a T α r = 5,765 ⋅10  (W/m2K) g gm  (3.163) 2  Tp       1 −   T   gm   XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL GH R HO se ia valoarea ap úL SHQWUXWHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL T p = t ma + 20 + 273 (0K) (3.164)

85


Coeficientul de schimb deFOGXUSHSDUWHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL

αg = αc+αr. Coeficientul VFKLPEGHFOGXU:

t

tf

kI =

tcI ∆tmin

SC

1 + ε ⋅α g

de

(3.165)

cu valorile pentru coeficientul de PXUGULUH ε din tabelul 3.

∆tmax tma

αg

global

'LIHUHQ D PHGLH WHPSHUDWXULORU VH FDOFXOHD] UHOD LD S

∆t mI =

D cu

(t f − t ma ) − (t CI − t ma ) t f − t ma ln t CI − t ma

ÌQILQDOVXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGUXPXOXLFRQYHFWLY,VHGHWHUPLQFX UHOD LD

S cI =

QcI k I ⋅ ∆tmI

(3.166)

Pentru un singur element,VXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUYDIL S1e l = π ⋅ d e [2(a − d e ) + 2(bI − d e )] (m2)

(3.167)

6HGHWHUPLQQXPUXOGHHOHPHQWHvQFRQYHFWLY N CI =

S CI S1el

(3.168)

'DFQXVHYHULILF NCI ≅ NfVHPRGLILFGLPHQVLXQLOHVLVWHPXOXLFRQYHFWLYúL se reia calculul. 3.4.9. Calculul termic al drumului convectiv II Se cunosc: QCII, tCI, tcos. &DOFXOXOHVWHLGHQWLFFXFHOSUH]HQWDWSHQWUXGUXPXOFRQYHFWLY,FXvQO LPHD t +t bII, t m = CI cos úLUHOD LLOHFULWHULDOHVSHFLILFHSHQWUXFDOFXOXOOXLαc. 2

86

&$/&8/8/7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

De obicei tgm < 400 0& úL vQ DFHVW FD] αr → 0 ceea ce înVHDPQ F VH SRDWH neglija. αc (t CI − t ma ) − (t cos − t ma ) úL ∆t mII = (3.169) Deci: k II = t CI − t ma 1 + ε ⋅α c ln t cos − t ma t

tcI

tma

tcII ∆tmin

SC

S

6HGHWHUPLQ

S CII =

QCII k II ∆t mII

.

(3.170)

Pentru un singur element:

S1*el = 2πd e (a + bII − 2d e ) .

(3.171)

1XPUXOde elemente în convectiv II va fi:

N CII =

S CII * S1el

(3.172)

De obicei NCI ≠ NCII ≠ Nf úL VH SURFHGHD] OD R UHGLVWULEXLUH D VXSUDIH HORU convective:

N CI S1el + N CII S1*el NC = (3.173) S1el + S1*el D 'DF Nc ≅ Nf ± 1FD]DQXOYDDYHDQXPUXOGHHOemente cel mai mare, dintre

NCúL1f. E 'DF Nc ≠ Nf VH FDOFXOHD] VXSUDID D GH UDGLD LH SHQWUX XQ HOHPHQW DO focarului.

87


S1fel = (d + s1 )(a + h) ⋅ 2

(3.174)

6HFDOFXOHD]XQQXPUGHHOHPHQWHFRPXQSHQWUXRPHGLHSRQGHUDW:

N=

N CI S1el + N CII S1*el + N f S1fel S1el + S1*el + S1fel

(3.175)

Se poate relua calculul de verificare al cazanului cu N elemente, fiind cunoscute suprafe HOHGHVFKLPEGHFOGXU 6HGHWHUPLQtf, Q’R, tCI, Q’CIúLQ’CII. 6HYHULILFGDFQ’R + Q’CI + Q’CII = Q sau tCII=tcos initial.

88

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

3.5. Calculul termic al cazanelor acvatubulareFXEDWHULHGH HYLQHUYXUDWHúL DU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV– „cazan mural” 3.5.'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH 5

PRINCIPALELE ELEMENTE COMPONENTE

1

4

A

2

1. 2. 3. 4. 5.

HYLQHUYXUDWH focar; DU]WRDUHDXWRDVSLUDQWH LQWUDUHLHúLUHSFDOGvQFO]LUH SLHVGHHYDFXUHDJD]HORUGHDUGHUH cu rupere de presiune.

3

'HWDOLX HDY QHUYXUDW

a

D d

b

Fig. 3.11. Schema unui cazan DFYDWXEXODUFXEDWHULHGH HYLQHUYXUDWHúLDU]WRU atmosferic pentru combustibil gazos – „cazan mural” &D]DQHOH VXQW GHVWLQDWH SURGXFHULL GH DS FDOG We / ti = 90 / 70 0C pentru vQFO]LUHD XQRU VSD LL PLFL – N: úL VH mai numesc „cazane de apartament”. &D]DQXO VH LQVWDOHD] vQ LQWHULRUXO DSDUWDPHQWXOXL GH RELFHL vQ EXFWULH IL[DW SH SHUHWHSULQLQWHUPHGLXOXQHLUDPH8QHRULvQDFHLDúLFDUFDVFXFD]DQXOVHDPSODVHD] SRPSDGHFLUFXOD LHDDJHQWXOXLWHUPLFYDVXOGHH[SDQVLXQHvQFKLVúLXQVFKLPEWRUGH FOGXU FX SOFL SHQWUX SURGXFHUHD DSHL FDOGH GH FRQVXP ,Q DFHVW FD] DQVDPEOXO VH FXQRDúWHVXEGHQXPLUHDGHFHQWUDOGHDSDUWDPHQW

89


3HQWUX RE LQHUHD XQHL VROX LL LHIWLQH VH DGRSW VLVWHPXO GH DUGHUH FX ´DU]WRU atmosIHULF´ 6XE DFHDVW GHQXPLUH VH vQ HOHJH DU]WRUXO GH JD] QDWXUDO FX DHU DXWRDVSLUDW SULQ HMHF LH 'HRDUFHFH SULQ HMHF LH QX VH SRDWH DVSLUD PDL PXOW GH RUL volumul de gaz combustibil, restul aerului de ardere se introduce ca aer secundar aspirat prin depresiune în camera de ardere din mediul ambiant. Pentru un exces de DHUX]XDOGH. UH]XOFWUHEXLHDVSLUDWFDDHUVHFXQGDUXQYROXPGHFFDRUL volumul de gaz combustibil. $FHVW VLVWHP GH IXQF LRQDUH LPSXQH H[LVWHQ D XQHL GHSUHVLXQL VXILFLHQte în IRFDUSHQWUXRDEVRE LHGHDHU'HSUHVLXQHDVHFUHLD]SULQautotirajul drumului de gazeDOFD]DQXOXLÌQILJXUDVHSUH]LQWVFKHPDIXQF LRQDO

he înO LPHtronson de evacuare temperatura te GHQVLWDWHJD]H!ge hc înO LPHconvectiv temperatura tcGHQVLWDWHJD]H!gc

hfvQO LPHIRFDU temperatura tfGHQVLWDWHJD]H!gf

fig. 3.12 Componentele autotirajului drumului de gaze al cazanului DepUHVLXQHDHIHFWLYODED]DFD]DQXOXLUH]XOWGLQUHOD LD

H net = g ⋅ h f ⋅ (ρ o − ρ gf )+ g ⋅ hc ⋅ (ρ o − ρ gc )+ g ⋅ he ⋅ (ρ o − ρ ge )− ∆pλ − ∆pξi − ∆pξe XQGHSLHUGHULOHGHVDUFLQûS sunt: ûp –SLHUGHUHGHVDUFLQvQIDVFLFROXOGH HYLQHUYXUDWHDOHFRQYHFWLYXOXL ûpL – SLHUGHUHGHVDUFLQORFDOHODLQWUDUHDDHUXOXi; ûpH –SLHUGHUHGHVDUFLQORFDOHODHYDFXDUHDJD]HORU 'HSUHVLXQHD HIHFWLY OD ED]D FD]DQXOXL WUHEXLH V ILH GH FFD ÷ 3DúLVVH PHQ LQ SH FkW SRVLELO FRQVWDQW SHQWUX D QX IL IOXFWXD LL PDUL GH H[FHV GH DHU vQ WLPSXOIXQF LRQULL$FHVWDHVWHúLPRWLYXOSHQWUXFDUHODLHúLUHDgazelor de ardere din

90

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

FD]DQ VH IDFH R UXSHUH GH SUHVLXQH SHQWUX FD WLUDMXO FRúXOXL YDULDELO FX WHPSHUDWXUD H[WHULRDU VQXLQIOXHQ H]HGHSUHVLXQHDGLQFD]DQ $U]WRUXOHVWHIRUPDWGLQWU-XQJUXSGHHOHPHQWHGHDU]WRUDWPRVIHULFDVIHOF Y]XWGHVXVIODFUDDSDUHFDXQFRYRUGHPLFLIOFULLQGLYLGXDOHFDUHVHXQHVFvQWU-o ]RQGHDUGHUHFRPXQFXVXSUDID DHJDOSUDFWLFFXVHF LXQHDFDPHUHLGHDUGHUH Pentru a rezista temperaturilor înalte din camera de ardere, aceasta este FSWXúLWLQWHULRUFXSOFLGHILEUFHUDPLFUH]LVWHQWODWHPSHUDWXULvQDOWH0C). ÌQ FRQWLQXDUHD FDPHUHL GH DUGHUH SH YHUWLFDO VH JVHúWH IDVFLFROXO GH HYL nervurate care are rolul de sistem convectiv al cazanului. În acest convectiv, gazele de DUGHUH FHGHD] DSHL FOGXUD vQ LQWHUYDOXO GH WHPSHUDWXUL GH OD WHPSHUDWXUD FDSWXOXL camerei de ardere tf la temperatura de la evacuare te HYLOH QHUYXUDWH FDUH DOFWXLHVF VLVWHPXO FRQYHFWLY VXQW FRQIHF LRQDWH GH RELFHL GLQ FXSUX FX nervuri de WDEOGHDOXPLQLXÌQXQHOHVROX LLILHFDUH HDYDUHQHUYXULFLUFXODUHvQDOWHVROX LLFkWH GRX HYL DX QHUYXUL GUHSWXQJKLXODUH FRPXQH 6ROX LD WHKQLF GH QHUYXUDUH QX LQIOXHQ HD]PXOWFDUDFWHULVWLFLOHGHIXQF LRQDUHGHDFHLDvQFDOFXOHVHLDILHFDUH DY FXQHUYXUDFLUFXODUFDUH-LUHYLQHGLQSXQFWXOGHYHGHUHDOWUDQVIHUXOXLGHFOGXU

D d h

s

g

ILJ'LPHQVLXQL HDYDULSDW • • • • •

3ULQFLSDOHOHGLPHQVLXQLJHRPHWULFHDSDUSHILJXU GLDPHWUXOH[WHULRUDO HYLLG diametrul exterior al nervurii D vQO LPHDQHUYXULLK '-d)/2 grosimea nervurii g pasul de nervurare s

91


*D]HOH VXQW HYDFXDWH OD FRú SULQWU-un dispozitiv de rupere de presiune. Acest GLVSR]LWLYFRQVLVWvQWU-RKRWvQFDUHJD]HOHGHDUGHUHLHVOLEHUGLQúWX XOGHHYDFXDUH DO FD]DQXOXL 'DWRULW FRPXQLFULL FX DWPRVIHUD D FDSWXOXL OLEHU GLQ úWX XO GH HYDFXDUH DLFL VH LQVWDOHD] SUHVLXQHD VWDWLF DPELDQW úL WLUDMXO FRúXOXL QX PDL DUH nici-RLQIOXHQ DVXSUDUHJLPXOXLGHSUHVLXQLGLQFD]DQ Apa cald SURGXV GH FD]DQ LQWU GH OD UHWXUXO LQVWDOD LHL GH vQFO]LUH OD FDSWXOLQIHULRUDOEDWHULHLQHUYXUDWHúLSHPVXUFHSDUFXUJH HYLOHVHvQFO]HúWH$SD FDOGHVWHFROHFWDWODSDUWHDVXSHULRDUDFD]DQXOXLúLWULPLVODFRQVXPDWRUL Cazanul este i]RODW WHUPLF FX YDW PLQHUDO úL SURWHMDW OD H[WHULRU FX WDEO VXE LUH6HRE LQHDVWIHOXQFD]DQPRQREORFFXGLPHQVLXQLUHGXVHvQUDSRUWFXVDUFLQD WHUPLFSURGXV 3.5.2. Tema de proiectare -

Prin tema de proiectare se dau : Q – sarcina termiFDFD]DQXOXLvQN: te / ti –WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQ0C sau 80/60 0C); QDWXUDúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLJD]QDWXUDOVDXG.P.L.) .

Aceste cazane, cu depresiune în focar, au coeficientul de exces de aer relativ marH GDWRULW VLVWHPXOXL DXWRDVSLUDQW FDUH QX DVLJXU R EXQ RPRJHQHL]DUH D combustibilului cu aerul: α = 1,6 ÷ 1,8. &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQ VO, Vgo, Hi, p H 2O , p RO2 VHWUDVHD]GLDJUDPD,– t sau cp – t . 3.5.&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWHFD]DQHIXQF LRQHD]întotdeauna cu combustibil gazos (gaz natural sau G.P.L.) deci pierderile specifice mecanice (qmec úL FHOH SULQ HYDFXDUHD SURGXVHORU solide din cazan (qcen) sunt nule. De asemenea B* = B . 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU a). 3ULQHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHSHFRúT ) : FRú

qcos =

1 ( I cos − αI a 0 ) Hi

(3.176)

92

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

6HDGPLWHLPSXQH RWHPSHUDWXUDSUR[LPDWLYDJD]HORUGHDUGHUHODFRú

ti + t e + (60 ÷ 80) 0 C 2 úLGLQGLDJUDPD,–WVHGHWHUPLQI . t cos =

(3.177)

Pentru temperatura aerului (ta ≅ 20 0& VH FDOFXOHD] HQWDOSLD DHUXOXL WHRUHWLF necesar arderii : FRú

I ao = Vo ⋅ c pa ⋅ ta

(3.178)

cu cpa = 1,297 kJ/ m 3N K FOGXUDVSHFLILFDDHUXOXLOD0C . b). PULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF(qch) : 3HQWUXDU]WRDUHDXWRDVSLUDQWHFXRPRJHQHL]DUHGHFDOLWDWHmedie: qch = 0,005. c). 3ULQSHUH Li exteriori ai cazanului (qext) : Pentru cazane mici, foarte compacte, cu putere sub 80 kW, bine izolate, în faza de proiectare se poate adopta : qext = 0,005 ÷ 0,008. 'LQSXQFWGHYHGHUHHQHUJHWLFFOGXUDSLHUGXWODH[WHriorul cazanului este tot R FOGXU XWLO GHRDUHFH FD]DQXO IXQF LQHD] vQ LQWHULRUXO DSDUWDPHQWXOXL SH FDUH-l vQFO]HúWH 'LQ DFHVWH FRQVLGHUHQWH Text = 0 7RWXúL SHQWUX LSRWH]D IXQF LRQUL cazanului într-R FDPHU FDUH QX QHFHVLW vQFO]LUH VH SRDWH DFFHSWD úL LSRWH]D qext = 0,5 – 0,8 %. Randamentul cazanuluiVHFDOFXOHD]FXUHOD LD η = 1 − (qcos + qch + qext ) úLη % = 100 ⋅η (%)

(3.179)

Debitul de combustibil va fi :

B=

Q ( m 3N / s ) η ⋅ Hi

(3.180)

3.5.%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXLHVWH )OX[XOGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO )X[XOGHFOGXUDGXVGHDHUXOGHDUGHUH )X[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú

93

Q; Qcomb = B ⋅ Hi ; Qa = B ⋅ α ⋅Vo⋅ cpa ⋅ ta ; Q =B⋅I ; FRú

FRú


)X[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch ⋅ B ⋅ Hi . 5H]XOWWDEHOXOGHELODQ Fluxuri introduse – pierderi

Fluxuri utile

Qcomb Qa -Q - Qinc - Qext ∑ Q = Q'

Q

FRú

∑ Q = Q''

(URDUHDUHODWLY

ε=

Q'−Q" Q'

⋅100 < 1%

(3.181)

'LQ WDEHOXO VH SRDWH VFULH VXE IRUP H[SOLFLW SLHUGHUHD GH FOGXU OD evacuare a gazelor:

- Qev = - q BHi = - BI FRú

FRú

+ BαVocpata = - Q

FRú

+ Qa .

(3.182)

3.5.5. Calculul tHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

I t = H i (1 − qch ) + αV0 c pa t a

(3.183)

Din digrama I –WVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUH

tt = f ( I t ,α )

. 6HLPSXQHDOHJH WHPSHUDWXUDODLHúLUHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU tf = 900 ÷ 1100 0C . Aceste valorile ULGLFDWH GH WHPSHUDWXUD OD VIkUúLWXO IRFDUXOXL sunt specifice FD]DQHORUFXIRFDUHIRDUWHSX LQUFLWH/DDFHVWHFD]DQHVXSUDID DGHUDGLD LH în focar HVWH VXSUDID D VHF LXQLL VXSHULRDUH D FDPHUHL GH DUGHUH XQGH SDUWHD LQIHULRDU D IDVFLFROXOXLFRQYHFWLYSULPHúWHFOGXUúLSULQUDGLD LH Din diagrama I –WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU

94

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

I f = f (t f , α )

(3.184)

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL

QR = (1 − qext ) B ( I t − I f )

(kW)

(3.185)

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHVLVWHPXOFRQYHFWLYYDIL

Qc = Q − QR ,

(3.186)

Entalpia gazelor de ardere la sfâUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLYHVWH

Ic = I f −

Qc (1 − qext ) B

(3.187)

úLGLQGLDJUDPD,–WUH]XOWWHPSHUDWXUD

t c = f ( I c ,α )

(3.188)

ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQHIc ≅ I

εI = úL

εt =

FRú

úL tc ≅ t úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH FRú

I cos − I c 100 maxim 0,5% I t − I cos t cos − tc tt − t cos

100 maxim 0,5%

(3.189)

3.5.%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOH GH FOGXU Qcomb, QR, Qc, Qa úL IOX[XULOH SLHUGXWH Q , Qinc, Qext se WUDQVSXQJUDILFDOVFDUFDvQILJXUDFXB* = B; Qpa = 0; Qsfc = 0; Qsi = 0; Qec = 0; qmec úLqcen = 0) . FRú

3.5.7. Predimensionarea cazanului 6HF LXQHDLQWHULRDUD[E DFD]DQXOXLHVWHGHWHUPLQDQWSHQWUXWRDWIRUPD FRQVWUXFWLYYILJ3.11). 3HQWUX DOHJHUHD DFHVWHL VHF LXQL VH DOHJ vQ SUHDODELO FDUDFWHULVWLFLOH HYLL nervurate . Dimensiunile (v. fig.3.13) X]XDOHDOH HYLLQHUYXUDWHVXQW d = 16 ÷ 25 mm uzual d = 20 mm D = (2 ÷ 2,5) * d uzual D = 50 mm

95


g = 0,8 ÷ 1,2 mm s = g + (1,5 ÷ 2,5) mm

uzual g = 1 mm uzual s = 3 mm

1XPUXOGH HYLSHUSHQGLFXODUSHGLUHF LDGHFXUJHUHDJD]HORUGHDUGHUH11 se DOHJHIXQF LHGHSXWHUHDFD]DQXOXLDVWIHO Q = 20 ÷ 30 kW --> N1=2 Q = 30 ÷ 50 kW --> N1=3 Q = 50 ÷ 80 kW --> N1=4 6HF LXQHD FDQDOXOXL GH gaze se FRQVLGHU GUHSWXQJKLXODU FX raport dimensional: a / b = (3 ÷ 5) 9LWH]D PHGLH D JD]HORU GH DUGHUH vQ GUXPXO FRQYHFWLY VH LD UHODWLY PLF wg PVGHRDUHFHGLVSRQLELOXOGHWLUDMHVWHPLFúLSLHUGHULOHGHVDUFLQSULQ IDVFLFROXO GH HYL WUHEXLH V ILH PLFL 3HQWUX FDOFXOHOH SUHOLPLQDUH VH FRQVLGHU F temperatura medie a gazelor în drumul convectiv este tmg = 600 C. Pentru a realiza viteza wgDJD]HORUGHDUGHUHHVWHQHFHVDURVHF LXQHOLEHUGH curgere Slc :

S1c =

B (V go + (α − 1)⋅ Vo ) t gm + 273 273

wg

[m2]

(3.190)

$FHDVWVXSUDID OLEHUHVWHGDWGHVXSUDID DFDQDOXOXLa· b din care se scade VXSUDID D GH VHF LXQH RFXSDW GH HYL úL QHUYXUL 3HQWUX VLPSOLILFDUHD FDOFXOXOXL VH GHWHUPLQXQÄJUDGGHVHF LXQHOLEHU´ 0 dHILQLWFDILLQGVXSUDID DOLEHUGHFXUJHUH UDSRUWDWODVXUDID DWRWDODFDQDOXOXL *UDGXO GH VHF LXQH OLEHU 0 SHQWUX vQWUHDJDVXSUDID HVWHDFHODúLFDSHQWUXXQ SDVGH HDYGHRDUHFHDFHVWSDVVHUHSHWSHWRDWVHF LXQHD Scanal = D*s Socupat = d*s + (D-d)*g

D d

Sliber = Scanal – Socupat

h

0 6liber / Scanal s

Scanal = Sliber 0

g

Fig. 3.14.

96

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

/ LPHDFDQDOXOXLGHFLUFXOD LHDgazelor de ardereHVWHGDWGHQXPUXOGH HYL N1 PXOWLSOLFDW FX GLDPHWUXO QHUYXULL ' VH FRQVLGHU F vQWUH FDSHWHOH QHUYXULORU úL SHUHWHOHFDQDOXOXLUHVSHFWLYvQWUHGRXFDSHWHGHQHUYXUQXH[LVWMRFVHPQLILFDWLY b = N1 Ü D

[m]

(3.191)

/XQJLPHDFDQDOXLHVWHVXSUDID DFDQDOXOXLUDSRUWDWODO LPHDFDQDOXOXL a=

S1 ε ⋅b

(3.192)

Determinarea acestei cote GHILQHúWH VROX LDGLPHQVLRQDOILQDODFD]DQXOXL - lungimea canalului -O LPHDFDQDOXOXL -QXPUXOGH HYL -GLDPHWUXO HYLL - diametrul nerurii - pasul nervurii

a b N1 d D s

3.5.8. Calculul termic la focarului Acest calcul are ca scop determinarea tePSHUDWXULL ILQDOH D IRFDUXOXL LQkQG VHDPDGHIDSWXOFVXSUDID DHIHFWLYGHUDGLD LH6RHVWHVXSUDID DFDQDOXOXLFRQYHFWLY $FHVW OXFUX HVWH HYLGHQW GHRDUHFH UDGLD LD HPLV GH IRFDU VSUH SDUWHD VXSHULRDU D FDPHUHLGHDUGHUHHVWHLQWHJUDODEVRUELWGHSDUWHDYL]LELODVLVWHPXOXLFRQYHFWLYGHFL GHvQWUHDJDVHF LXQHDFDQDOXOXLGHJD]H:

SR = b· a .

(3.193)

Gradul de ecranare  Ψ = R  DOIRFDUXOXLUH]XOWGLQUDSRUWXOGLQWUHVXSUDID D Sper 

S 





SHUH LORUFDPHUHLGHDUGHUHúLVXSUDID DHIHFWLYGHUDGLD LH6R .

)RFDUXODUHIRUPDJHRPHWULFSDUDOHOLSLSHGLFFXVHF LXQHD aÜbúLvQO LPHD hf din figura 3.11. pHQWUXGHVYROWDUHDFRPSOHWDIOFULLDVWIHOFDVIkUúLWXOSURFHVXOXLGH DUGHUHVQXGHSúHDVFvQO LPHDIRFDUXOXL Se FRQVLGHUvQO LPHDIRFDUXOXL hf = 0,25÷0,35 m. 5H]XOWXUPWRDUHOHGLPHQVLXQLDOHIRFDUXOXL

97


- volumul focarului -VXSUDID DSHUH LORU

-VXSUDID DHIHFWLYGHUDGLD LH

Vf = a· b· hf S per = 2 ⋅ (a + b )⋅ h f + 2 ⋅ a ⋅ b

SR S per Vf s = 3,6 S per

Ψ=

- gradul de ecranare - grosimea stratului radiant : focar:

SR = a ⋅b

(m)

6H FDOFXOHD] vQ FRQWLQXDUH FDUDFWHULVWLFD UDGLDQW D JD]HORU GH DUGHUH GLQ kg =

0,8 + 1,6 p H 2O ( p H 2O

T   1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) ⋅s 

(3.194)

6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGH ardere din focar :

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.195)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDDSUR[LPDWLY

k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

(3.196)


a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(3.197)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHVHIDFH GXSFULWHULLexperimentale, considerând o pondere βDSU LLOXPLQRDVHDIOFULL 3HQWUXIOFULSX LQOXPLQRDVHGHFRPEXVWLELOJD]RV CoeficieQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULORUúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g (3.198) &RHILFLHQWXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORUHVWH ξ=0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWD focarului :

af =

0,82 ⋅ a a + (1 − a)Ψξ

(3.199)

98

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

2 DOW FDUDFWHULVWLF D IRFDUXOXL HVWH IDFWRUXO GH SR]L LH D IOFULL vQ IRFDU pentru combustibil lichid sau gazos :

M = a M − bM

h Hf

(3.200)

XQGHSHQWUXIRFDUHYHUWLFDOHFXIODFUSHVXSUDID DLQIHULRDU aM=0,54; bM=0,2; h/Hf = 0,2 &XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQWHPSHUDXUDGHODFDSWXOIRFDUXOXL

Tf =

Tt  Co ⋅ ξ ⋅ a f ⋅ Tt 3 ⋅ S R M  (1 − qinc )B ⋅ V g ⋅ c p 

   

[oK]

0, 6

(3.201)

+1

Temperatura GHLHúLUHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDUîn oC, este :

tf = Tf -273 [oC] $FHDVWWHPSHUDXWUYDILGLIHULWGHWf DOHDVvQFDOFXOXOGHDSUR[LPDUH'DF GLIHUHQ DHVWHPDLPDUHGHFFD. VHUHLDFDOFXOXOFXYDORDUHDWfUH]XOWDDW GLQ FDOFXOXO ILQDO 'DF HURDUHD HVWH PDL PLF VH FRQWLQX FDOFXOXO FX WHmperatura focarului tfUH]XOWDWGLQFDOFXOGDUQXVHPDLUHLDFDOFXOXOWUDQVIHUXOXLGHFOGXUOD VXSUDID DGHUDGLD LH 3.5.9. Calculul termic al drumului convectiv 'UXPXO FRQYHFWLY HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : Qc –GHELWXOGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUHN: tf –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL0C) ; t –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQ HYLODFRú te/ti – temperatura apei (0C) . FRú

Deoarece temperatura la FDSWXO IRFDUXOXL V-D PRGLILFDW ID GH FHD DOHDV LQL LDO vQ FDOFXOHOH GH ELODQ VH UHFDOFXOHD] IOX[XO GH FOGXU SUHOXDW GH VLVWHPXO convectiv. Din diagrama I –WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU

I f = f (t f , α ) .

(3.202)

99


)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL

QR = (1 − qext ) B ( I t − I f )

(kW)

(3.203)


Qc = Q − QR ,

(kW)

(3.204)

6FKLPEXOGHFDOGXUFRQYHFWLYvQWUHJD]HOHGHDUGHUHúLDSVHIDFHFXREDWHULH FX HYLQHUYXUDWHDúDFXPV-DSUH]HQWDWvQGHVFULHUHDVROX LHLFRQVWUXFWLYHDFD]DQXOXL &XPVHFXQRDúWHGLQWHRULDJHQHUDODVFKLPEWRDUHORUGHFOGXUVROX LDFRQVWUXFWLY GH H[WLQGHUH D VXSUDIH HL GH WUDQVIHU GH FOGXU SH SDUWHD JD]HORU GH DUGHUH SULQ QHUYXUDUHVHDSOLFSHQWUXDFRPSHQVDvQWU-RRDUHFDUHPVXUUDSRUWXOGHIDYRUDELOFDUH H[LVWvQWUHFRHILFLHQWXOGHWUDQVIHUGHFOGXU de la gaze fa de cel de la ap. Nervurile, circularH SWUDWH VDX GUHSWXQJKLXODUH VXQW GLVSXVH HFKLGLVWDQW SH H[WHULRUXO HYLLVXEIRUPGHGLVFXUL'LPHQVLXQLOHX]XDOHDOH HYLORUúLQHUYXULORUV-au ales în calculul de predimensionare. Cotirea evilor se face prin coturi nenervurate, în exteriorul sec iunii de trecere a gazelor de ardere. Numrul de rânduri de evi vQ GLUHF LD GH FXUJHUH D JD]HORU GH DUGHUH 12 se stabileúte prin calculul termic al suprafe ei de transfer de cldur necesar. Ecua ia de WUDQVIHUGHFOGXU este:

Qc = K g ⋅ S g ⋅ ∆tm = K apa ⋅ S apa ⋅ ∆tm [W]

(3.205)

unde :

Kg si Kapa reprezint coeficientul global de transfer de cldur, raportat fie la suprafa a extins, pe parte gazelor de ardere, “Sg” , fie la suprafa a lis, pe partea apei, “Sapa”; ûtm UHSUH]LQW GLIHUHQ D PHGLH ORJDULWPLF GH WHPSHUDWXU vQWUH FHL GRL DJHQ L

termici, corectat cu un coeficient depinzând de geometria curgerii úi parametri agen ilor. Temperatura medie a gazelor de ardere este tgm = (tf + t Temperatura medie a apei este tapam = (ti + te )/ 2.

)/ 2.

FRú

3HQWUXWHPSHUDWXULOHPHGLLDOHDJHQ LORUWHUPLFLVHGHWHUPLQFOGXULOHVSHFLILFH cpaer si capaGLQDQH[HVDXGLQUHOD LLOHGHUHJUHVLHSUH]HQWDWHvQDQH[HOHUHVSHFWLYH Debitul de ap FDUHSDUFXUJH HYLOHeste:

100

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

G=

Q capa ⋅ (te − ti )

[kg/s]

(3.206)

Deoarece apa trece prin N1 HYLvQSDUDOHO HDYDDYkQGGLDPHWUXOLQWHULRUGi , YLWH]DDSHLVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

wapa =

4⋅G ρ apa (N1 ⋅ π ⋅ d i2 )

[m/s]

(3.207)

Deoarece s-au facut rotunjiri care afecteaz viteza de curgere a gazelor de ardere, aceasta se recalculeaz:

wg =

B(Vgo + (α − 1)Vo ) t gm + 273 ⋅ 273 S1c

[m/s]

(3.208)

TRANSFERUL DE CüDURü DE LA GAZELE DE ARDERE LA PERETELE METALIC Transferul de cldur este de tip convectiv. Gazele circul prin canalele realizate între nervuri, care au la imea (s-g). Considerând canalul format din doua evi alturate, cealalt latur a sec iunii de curgere esteGXEOXOvQO LPLLQHUYXULL 2Üh . Relatiile de calcul, de tip experimental, sunt date func ie de o lungime caracteristic fix pentru baterie care este pasul nervurrii : s . Pentru calcule este necesar cunoaúterea unor parametri fizici caracteristici gazelor de ardere care se determin din tabela anexa 9, pentru temperatura medie a gazelor de ardere tgm: - viscozitatea cinematic, - conductibilitatea termic, - criteriul Prandtl,

#g ; g ;

Prg .

Coeficientul de convec ie “αg” se calculeaz dup metodologia convec iei în curgere for at prin canale úi este acelaúi pentru partea de suprafa lis a evii úi partea de suprafa extins a nervurii.

101


Pertele evii are la suprafa a de contact cu aerul o anumit temperatur “tp” , care se regseúte úi la baza nervurii. Din cauza rezisten ei termice conductive, temperatura peretelui nervurii “tpn” este din ce in ce mai ULGLFDW spre vârful nervurii. Pentru a nu complica sistemul de calcul, se consider temperatura suprafe ei nervurii constant, aceeaúi cu a peretelui evii, dar se afecteaz suprafa a nervurii cu un "randament" subunitar “nerv” care face compensarea fluxului mai sczut de cldur a suprafe ei cu temperatura mai ULGLFDW decât cea a evii. Rela ia criterial pentru transferul de cldur este func ie de turbulen a curgerii, deci de criteriul Re. Se calculeaza criteriul Reg , inând seama c lungimea caracteristic este pasul de nervurare, din relatia:

Re g =

wg ⋅ s (3.209)

νg

Coeficientul de transfer de cldur prin convec ie de la gazele de ardere la peretele exterior se calculeaz cu rela iile peQWUXIDVFLFROGH HYLvQOLQLHFXQRWD LLOH : Pnerv = s; Hnerv = h; de = d; Dnerv = D; Bnerv = g. * evi cu nervuri rotunde

P Nu g = 0,104 ⋅ Re 0g, 72 ⋅  nerv  de

  

0,54

 P ⋅  nerv  H nerv

  

0,14

(3.210)

* evi cu nervuri ptrate

Nu g = 0,096 ⋅ Re

0 , 72 g

P  ⋅  nerv   de 

0,54

P  ⋅  nerv   H nerv 

0,14

(3.211)

in continuare, pentru ambele cazuri :

α g* =

Nug ⋅ λg Pnerv

 W   m2 ⋅ K 

(3.212)

Aúa cum s-a artat, în metodica uzual de calcul se ine seama de un randament subunitar al suprafe ei nervurilor. Acesta depinde de dou constante adimensionale ale nervurii:

XD =

Dnerv de

(3.213)

si

102

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

 2 ⋅ α *g   X I = H nerv   λnerv ⋅ Bnerv   

0,5

(3.214)

unde conductibilitatea termica a metalului nervurii este pentru o el nerv = 50 W/(m.K), pentru cupru nerv = 300 iar pentru aluminiu nerv = 175 . Curbele de randament se calculeaza, pentru XD > 2, cu relatiile : • pentru XI > 0.8 :

(3.215)

Aη = 0,8 - 0,05 ⋅ (X D − 2 )

0,797

Bη = 0,363 + 0,14 ⋅ (X D − 2)

-0,631

Cη = 0,525 - 0,071 ⋅ (X D − 2)

2,359

η nerv = Aη − Bη ⋅ (X I − 0,8) η C

• pentru XI < 0.8 :

(3.216)

Aη = 1 Bη = 0,295 + 0,066 ⋅ (X D − 2 )

0,71

Cη = 1,737 - 0,093 ⋅ (X D − 2 )

1,13

η nerv = Aη − Bη ⋅ (X I ) η C

Cu acest randament, care îns afecteaz numai suprafa a extins, se determin coeficientul corectat de transfer de cldur pe partea gazelor de ardere, dup cum urmeaz: - se determin suprafa a de schimb de cldur a unei nervuri :

S nerv = 2 ⋅

2 π ⋅ (D nerv − d e2 )

4

[m ] 2

(3.217)

- suprafa a lis a evii pe partea gazelor de ardere între dou nervuri este:

Sl = (Pnerv − Bnerv )⋅ π ⋅ d e

[m ] 2

103

(3.218)


- suprafa a total pe un pas este suma celor dou suprafe e anterior calculate:

Stot = S nerv + Sl

[m ] 2

(3.219)

- iar coeficientul de transfer de caldura corectat se determin din rela ia:

α g = α g* ⋅

ηnerv ⋅S nerv+ Sl Stot

 W   m2 ⋅ K 

(3.220)

REZISTENTA TERMICü A PERETELUI EVII ùI A DEPUNERILOR DE PE PEREI Rezisten a termic a peretelui evii este (/per / per), în care /per este grosimea peretelui evii úi per conductibilitatea termic a metalului evii (pentru o el per=50(W/m.K), pentru cupru per=300(W/m.K) iar pentru aluminiu per= 175(W/m.K)). $FHDVWUH]LVWHQ WHUPLFDUHvQVRYDORDUHIRDUWHPLFúLGHRELFHLVH neglijeaz în calculele curente. 5H]LVWHQ D WHUPLF a depunerilor de piatr (/p/p) pe pere ii evilor este foarte mare, ea constituind principala rezisten în schimbul de cldur9DORULOHUH]LVWHQ HORU WHUPLFH IXQF LH GH FDOLWDWHD DSHL GH YLWH]D GH FXUJHUH úL GH WHPSHUDWXUD PHGLH D agentului termic sunt prezentate în capitolul 1 DO ,QGUXPWRUXOXL Ge Proiectare pentru 6FKLPEWRDUH GH &OGXU 3HQWUX DSD GLQ LQVWDOD LL GH vQFO]LUH VH SRDWH considera , SHQWUXGHSXQHULOHGHSLDWU /p PúLp = 1 W/(m K) Rezistentele termice conductive se însumeaz:

δ δ δ ∑ λ = λ per + λ p per p

 m2 ⋅ K     W 

(3.221)

TRANSFERUL DE CüLDURü LA PERETELE INTERIOR AL EVILOR Transferul de cldur GH OD SHUHWHOH HYLL OD DS este de tip convectiv, în regim permanent, fr schimbare de stare, curgere prin interiorul evilor. Pentru calcule este necesar cunoaúterea unor parametrii fizici caracteristici apei. Aceútia se determin din tabela anex pentru temperatura medie a apei tapam:

104

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

- viscozitatea cinematic, - conductibilitatea termic, - criteriul Prandtl,

#apa ; apa ; Prapa .

Rela ia criterial pentru transferul de cldur este func ie de turbulen a curgerii, deci de criteriul Re. Se calculeaza criteriul Reapa, inând seama c lungimea caracteristic este diametrul interior al evii, din rela ia:

Reapa =

wapa ⋅ d i

(3.222)

ν apa

În func ie de valoarea ob inut pentru Reapa se aplic una din XUPWRUHOH rela ii criteriale: pentru Rea > 10000

Nu apa = 0 .024 ⋅ Re 0 ,8 ⋅ Pr 0 ,4

(3.223)

pentru 2300 < Rea < 10000

Nu apa = 0.024 ⋅ Re 0 ,8 ⋅ Pr 0 ,4 ⋅ ε Re unde

(3.224)

0Re = 1- 6.105· Re-1,8 pentru Re < 2300

Nuapa

d  0 ,0688 ⋅  i  ⋅ Rea ⋅ Pra  Lt  = 3,65 + 0 ,66  di  1 + 0 ,045 ⋅  ⋅ Rea ⋅ Pra   Lt 

(3.225)

Lungimea Lt a tevilor se FRQVLGHUDILlungimea unei evi nervurate. Coeficientul de transfer de cldur de la ap la peretele interior al evii se calculeaz cu rela ia:

α apa =

Nu apa ⋅ λ apa di

 W   m 2 ⋅ K 

105

(3.226)


COEFICIENTUL GLOBAL DE TRANSFER DE CüLDURü Se alege o suprafa de control deoarece suprafe ele de transfer de cldur nu sunt egale pentru cele doua fluide. Pentru un pas de nervur suprafa a pe partea scldat de gazele de ardere este: S *g =

2 ⋅π ⋅ (D 2 − d 2 ) + π ⋅ d ⋅ (s − g ) 4

(3.227)

Tot pentru un pas de nervurare suprafa a pe partea interioar a tevii este: S * apa = S ⋅ π ⋅ d i

[m2]

(3.228)

• Daca se alege ca suprafa de control interiorul evilor (suprafa a pe partea apei), coeficientul global de transfer de cldur va fi:

K apa =

1 1

α apa

+∑

δ 1 + λ α ⋅ S aer aer S apa

 W   m 2 ⋅ K 

(3.229)

• Dac se alege ca suprafa de control exteriorul evilor (suprafa a pe partea gazelor de ardere), coeficientul global de transfer de cldur va fi:

Kg =

1  1  + α  apa

δ ∑λ

 Sg 1 ⋅ +  S  apa α g

 W   m 2 ⋅ K 

(3. 230)

DIFERENA MEDIE DE TEMPERATURI ùI DIMENSIONü5, FINALE Se consider un curent incruciúat între ap úi gazele de ardere úi se utilizeaz metoda “0 - NTC” pentru determinarea diferen ei medii de temperatur. Se consider diferen a medie de temperaturi în contracurent, urmând ca aceasta s fie corectat ulterior prin coeficientul de eficien “0” .

106

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Din diagrama de evolu ie a temperaturilor, se determin diferen ele de temperaturi maxim úi minim, ûtmax = tf – ti si ûtmin = tFRú – te . Se calculeaz diferen a medie de temperaturi în contracurent:

t

tf

∆tmax tcos ∆tmin

te

ti SC

∆ t m − cc =

∆ t max − ∆ t min ∆t ln max ∆ t min

S

[ C] o

(3.231)

6XSUDID DVLVWHPXOXLFRQYHFWLYUH]XOW

Sbat =

Qc K g ⋅ ∆t m−cc

[m ] 2

(3.232)

Se determin echivalen ii termici ai celor doi agen iIXQF LHGH'g) :

Wg = D g ⋅ c g unde Dg [m3N/s] este debitul volumic de gaze de ardere ; Dg=B· Vg

Wapa = Dapa ⋅ c apa

unde Dapa>NJV@HVWHGHELWXOPDVLFGHDS.

(3.233)

Se identific dintre cei doi echivalen ivQDS Wmin úi Wmax úi se determin: (3.234)

Wrap=Wmin/Wmax.

107


Se determin mrimile NTC (QXPUXOGHunit i termice) pentru cele doi agen i termici din rela iile:

NTC g =

K g ⋅ Sbat

K g ⋅ Sbat

úL NTC apa =

Wg

Wapa

.

(3.235)

Se identific NTCmin si NTCmax úi în continuare, pe baza diagramelor de tipul 0 = f (NTCmax , Wmin/Wmax , schema de curgere - curent încruciúat) se poate determina coeficientul de reducere 0. Într-un calcul numeric, în func ie de valorile relative ale W úi NTC se aplic urmtoarele rela ii: • Dac Wmax = Wapa ; Wmin = Wg :

B = 1− e

 W −  NTC max ⋅ min W  max

  

úL ε = 1 − e

 W − B⋅ max  Wmin

   

(3.236)

• Daca Wmax = Wg; Wmin = Wapa :

B = 1 − e − ( NTCmax )

Wmax úL ε = Wmin

 W   − B⋅ min   W ⋅ 1 − e  max      

(3.237)

Cu valoarea 0 calculat se determin VXSUDID D GH WUDQVIHU GH FOGXU D convecWLYXOXLOXkQGFDVXSUDID GHFRQWUROVXSUDID Dde pe partea apei:

S apa =

Qc ε ⋅ K apa ⋅ ∆t mcc

(3.238)

Deorace s-a ales suprafa a de control interiorul evilor (suprafa a pe partea apei), coeficientul global de transfer de cldur va fi:

K apa =

1

α apa

UHOD LD

+∑

1 δ + λ

 W   m 2 ⋅ K 

1

αg ⋅

(3.239)

Sg S apa

6XSUDID D GH VFKLPE GH FOGUQHFHVDUSHSDUWHDDSHLVHSRDWHdeterminaúLFX

108

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

S apa =

Qc (te − ti ) ⋅ K apa NTCapa

[m ] 2

(3.240)

Lungimea necesar de eavnervurat va fi:

Lteava =

S apa

π ⋅ di

[m]

(3.241)

úLQXPUXOGHUkQGXULGH HYLvQGLUHF LDFXUJHULLgazelor de ardere:

N rand =

Lteava a ⋅ N1

(3.242)

FDUHVHURWXQMHúWHODYDORDUHDvQWUHDJVXSHULRDU Dac se alege ca suprafa de control exteriorul evilor (suprafa a extins, pe partea gazelor de ardere), pentru care s-a calculat coeficientul global de transfer de cldur Kg :

Sg =

Qc (t f − tcos ) ⋅ K g NTC g

[m ] 2

(3.243)

iar lungimea necesara de eav nervurat va fi:

Lteava =

Sg Sg

*

⋅ Pnerv

[m]

(3.244)

úi numrul de rânduri de evi în direc ia curgerii gazelor de ardere:

N rand =

Lteava a ⋅ N1

(3.245)

care se rotunjeúte la valoarea întreag superioar. 'HVLJXUDPEHOHVLVWHPHGHFDOFXOVXQWHFKLYDOHQWHGHFLFXRULFHVXSUDID GH FRQWUROVHOXFUHD]QXPUXOGHUkQGXULGH HYLUH]XOWDWHGLQFDOFXOXOILQDOHVWHDFHODúL

109


3.6. Calculul termic al cazanelor acvatubulareYHUWLFDOHFXIDVFLFROGH HYLúL DU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV 3.6.'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH Cazanele sunt dHWLSYHUWLFDOFXIRFDUXODPSODVDWvQSDUWHDGHMRVúLGHVYROWDUHD IOFULL SH YHUWLFDO $YDQWDMXO DFHVWRU FD]DQH HVWH F RFXS R VXSUDID PLF vQ FHQWUDODWHUPLF(OHSRWILIRORVLWHGUHSWFD]DQHGHvQFO]LUHSHQWUXRFDVFXSX LQH apartamente (sarciQD WHUPLF XWLO – 80 kW) sau drept cazane separate pentru SURGXFHUHGHDSFDOGGHFRQVXPvQWU-RFHQWUDOPDLPDUHSkQODN: $VWIHO GHFD]DQHVHDPSODVHD]vQFHQWUDODWHUPLF Din punct de vedere constructiv, deasupra focarului, în cotinuarH SH DFHODúL FDQDO VH JVHúWH GUXPXO FRQYHFWLY UHDOL]DW VXE IRUPD XQXL IDVFLFRO GH HYL QHWHGH 'HDVXSUDFRQYHFWLYXOXLJD]HOHGHDUGHUHVXQWFROHFWDWHúLHYDFXDWHODFRú Principalele elemente componente ale cazanului sunt prezentate în figura 1

5

1

4

s2

2 3

s1

'HWDOLXGHDúH]DUHD HYLORUvQHúLFKLHU

Fig. 3.15. Schema unui cazan acvatubular vertical cu fascicolGH HYLúLDU]WRU autoaspirant pentru combustibil gazos orizontale convectiveIRFDUDU]WRDUHDXWRDVSLUDQWHLQWUDUHLHúLUHaS ; 5. pieVGHHYDFXUHDJD]HORUGHDUGHUHFXUXSHUHGHSUHVLXQH

HYL

&D]DQHOH VXQW GHVWLQDWH SURGXFHULL GH DS FDOG te/ti = 90/70 oC pentru vQFO]LUH Uneori, pentru puteri relativ mici vQ DFHLDúL FDUFDV FX FD]DQXO VH DPSODVHD] SRPSD GH FLUFXOD LH D DJHQWXOXL WHUPLF YDVXO GH H[SDQVLXQH vQFKLV úL XQ VFKLPEWRU GH FOGXU FX SOFL SHQWUX Sroducerea apei calde de consum. Pentru RE LQHUHD XQHL VROX LL LHIWLQH VH DGRSW VLVWHPXO GH DUGHUH FX DU]WRU autoaspirant (”atmosferic”) 6XE DFHDVW GHQXPLUH VH vQ HOHJHDU]WRUXOpentru combustibil gazos cu aer primar de ardere DXWRDVSLUDW SULQ HMHF LH 'HRDUFHFH SULQ HMHF LH QX VH SRDWH FDOG vQF O]LUH

110

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

aspira mai mult de 4 ori volumul de gaz combustibil, restul aerului de ardere se introduce ca aer secundar aspirat din mediul ambiant prin depresiuneD UHDOL]DW în camera de ardere. Pentru un exces de aer uzual, pentru acest tip de cazane, . = 1,4 UH]XOW F WUHEXLH DVSLUDW FD DHU VHFXQGDU XQ YROXP GH FFD RUL YROXPXO GH JD] combustibil. $FHVW VLVWHP GH IXQF LRQDUH LPSXQH H[LVWHQ D unei depresiuni suficiente în focar pentru absorE La de aer de ardere 'HSUHVLXQHD VH FUHLD] SULQ autotirajul drumului de gaze DO FD]DQXOXL úL SULQ FRúXO OD FDUH HVWH UDFRUGDW 8QHRUL WLUDMXO HVWH DFWLYDWGHXQH[KDXVWRUGDFvQO LPHDFRúXOXLQXHVWHVXIicient de mare. Este de aceia QHFHVDU V VH IDF XQ FDOFXO JD]RGLQDPLF ULJXURV DO FD]DQXOXL SHQWUX WRDWH FRQGL LLOH posibile de fuQF LRQDUH $U]WRUXOHVWHIRUPDWGLQWU-XQJUXSGHHOHPHQWHGHDU]WRUDWPRVIHULFDVIHOF Y]XWGHVXVIODFUDDSDUHFDXQFRYRUGHPLFLIOFULLQGLYLGXDOHFDUHVHXQHVFvQWU-o ]RQGHDUGHUHFRPXQFXVXSUDID DHJDOSUDFWLFFXVHF LXQHDFDPHUHLGHDUGHUH 3HQWUX D UH]LVWD WHPSHUDWXULORU vQDOWH GLQ FDPHUD GH DUGHUH úL SHQWUX D SUHOXD FOGXUXWLOSULQUDGLD LHSHUH LLIRFDUXOXLVXQWVXEIRUPGHFKHVRQUFLWFXDSDGLQ FLUFXLWXOGHvQFO]LUH ÌQ FRQWLQXDUHD FDPHUHL GH DUGHUH SH YHUWLFDO VH JVHúWH IDVFLFROXO GH HYL netede care are rolul de sistem convectiv al cazanului. În acest convectiv, gazele de DUGHUH FHGHD] DSHL FOGXUD vQ LQWHUYDOXO GH WHPSHUDWXUL GH OD WHPSHUDWXUD FDSWXOXL camerei de ardere tf la temperatura de la evacuare tFRú HYLOH FDUH DOFWXLHVF VLVWHPXOFRQYHFWLYVXQW HYLRELúQXLWHGHR HOFXGLDPHWUXOH[WHULRU÷ 42 mm. 3DVXOGHDúH]DUHD HYilor în fascicol este: • pasul perpendicular pe curgerea gazelor de ardere s1 = ( 1,4 ÷ 2 ) · d • SDVXOSHGLUHF LDGHFXUJHUHDJD]HORUGHDUGHUHs2 = ( 1,2 ÷ 1,6 ) · d SDúLLVHDOHJDVWIHOFDJURVLPHDPLQLPGHPHWDOvQWUHGRX HYLVILH÷ 10 mm Apa FDOG GH vQFO]LUH GH OD UHWXUXO LQVWDOD LHL LQWU SH lD FDSWXO LQIHULRU DO FD]DQXOXLúLGXSFHDFHDVWDSUHLDFOGXUDXWLOGHODIODFUúLGHODJD]HOHGHDUGHUH HVWHFROHFWDWODSDUWHDVXSHULRDUDFD]DQXOXLúLWULPLVODFRQVXPDWRUL Cazanul esWH L]RODW WHUPLF FX YDW PLQHUDO úL SURWHMDW OD H[WHULRU FX WDEO VXE LUH6HRE LQHDVWIHOXQFD]DQPRQREORFFXGLPHQVLXQLUHGXVHvQUDSRUWFXVDUFLQD WHUPLFSURGXV 3.6.2. Tema de proiectare -

Prin tema de proiectare se dau : – sarcina termicDFD]DQXOXLvQN: Q –WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQ0C sau 80/60 0C); te / ti QDWXUDúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLJD]QDWXUDOVDXG.P.L.) .

111


Aceste cazane, cu depresiune în focar, au coeficientul de exces de aer relativ mare GDWRULW VLVWHPXOXL DXWRDVSLUDQW FDUH QX DVLJXU R EXQ RPRJHQHL]DUH D combustibilului cu aerul: α = 1,6 ÷ 1,8. &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXL úLVHGHWHUPLQ VO, Vgo, Hi, p H O , p RO VHWUDVHD]GLDJUDPD I – t 2

2

sau cp – t . 3.6.&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH UHJXO FX FRPEXVWLELO JD]RV JD] QDWXUDO VDX G.P.L.) deci pierderile specifice mecanice (qmec úL FHOH SULQ HYDFXDUHD SURGXVHORU solide din cazan (qcen) sunt nule. De asemenea consumul de combustibil B* = B . Se determinSLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU a). 3ULQHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHSHFRúT ) : FRú

1 ( I cos − α ⋅ I ao ) Hi

(3.246)

ti + t e + ( 60 ÷ 80 ) oC 2

(3.247)

qcos =


t cos =

úLGLQGLDJUDPD,–WVHGHWHUPLQIFRú . Pentru temperatura aerului (ta ≅ 20 0& VH FDOFXOHD] HQWDOSLD DHUXOXL WHRretic necesar arderii : I a 0 = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.248) cu

cpa = 1,297 kJ/ m 3N K FOGXUDVSHFLILFDDHUXOXLODoC . b). PULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF(qch) : 3HQWUXDU]WRDUHautoaspirante cu omogeneizare de calitate medie: qch = 0,005

c). 3ULQSHUH Li exteriori ai cazanului (qext) : Pentru cazane mici, foarte compacte, cu putere sub 80 kW, bine izolate, în faza de proiectare se poate adopta o valoare: qext = 0,005÷0,008.

112

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Randamentul cazanului se calculHD]FXUHOD LD η = 1 − ( qcos + qch + qext ) úLη% = 100 ⋅ η (%)

(3.249)

Debitul de combustibil va fi:

B=

Q ( m 3N / s ) η ⋅ Hi

(3.250)

3.6.%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]anului este :

Q; Qcomb = B ⋅ Hi ; )OX[XOGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO Qa = B ⋅ α ⋅cpa ⋅ ta ; )X[XOGHFOGXUDGXVGHDHUXOGHDUGHUH Q =B⋅I ; )X[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú )X[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW: Qinc = qch ⋅ B ⋅ Hi . FRú

FRú

5H]XOWWDEHOXOGHELODQ

Fluxuri introduse – pierderi

Fluxuri utile

Qcomb Qa -Q - Qinc - Qext

Q

FRú

∑ Q = Q''

∑ Q = Q' (URDUHDUHODWLYGHvQFLGHUHDELODQ XOXL:

ε=

Q' −Q" Q'

⋅100 < 1%

(3.251)

'LQ WDEHOXO VH SRDWH VFULH VXE IRUP H[SOLFLW SLHUGHUHD GH FOGXU OD evacuare a gazelor:

–Qev = –q · B· Hi = –B· I FRú

+ B· α· Vo· cpa· ta = – Q

FRú

FRú

113

+ Qa .


3.6.&DOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX Entalpia WHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

I t = H i ( 1 − qch ) + αV0 c pa t a

(3.252)

Din digrama I –WVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUH t = f ( I t ,α ) . 6HLPSXQHDOHJH WHPSHUDWXUDODLHúLrea gazelor de ardere din focar: tf = 600 ÷ 800 oC. 9DORULOH DFHVWHD VXQW VSHFLILFH FD]DQHORU FX IRFDUH IRDUWH UFLWH /D DFHVWH FD]DQH VXSUDID D GH UDGLD LH vQ IRFDU HVWH VXSUDID D SHUH LORU ODWHUDOL DL IRFDUXOXL úL VHF LXQHD VXSHULRDU D FDPHUHL GH DUGHUH XQGH SDUWHD LQIHULRDU D IDVcicolului FRQYHFWLYSULPHúWHFOGXUúLSULQUDGLD LH Din diagrama I –WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU: t t = f ( I t ,α ) . )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = ( 1 − qext )B( I t − I f ) (kW)

(3.253)


Qc = Q − QR ,

(3.254)

Entalpia gazelor de ardere la sfkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLYHVWH:

Ic = I f −

Qc ( 1 − qext )B

(3.255)

úLGLQGLDJUDPD,–WUH]XOWWHPSHUDWXUa : t c = f ( I c ,α ) . ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQHIc

≅I

I cos − I c

100 0,5% I t − I cos t −t ε t = cos c 100 0,5% t t − t cos

εI =

úLtc

FRú

114

≅t

úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH

FRú

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

3.6.%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOHGHFOGXU QR, Qc,Qcomb,QaúLIOX[XULOHSLHUGXWH QFRú, Qinc, Qext VHWUDQVSXQJUDILFDOVFDUFDvQILJXUDFXB* = B; Qpa = 0; Qsfc = 0; Qsi = 0; Qec = 0; qmec = 0 úL qcen = 0) . 3.6.7. Calculul termic al focarului )RFDUXOGHWLSFDPHUDUHXUPWRDUHOHGLmensiuni conform fig. 3.16.

a h a A

a

A

A-A

6HF LXQH

Fig. 3.16. Dimensiunile focarului $FHVWFDOFXODUHFDVFRSGHWHUPLQDUHDVXSUDIH HLGHUDGLD LH6RFDSDELOVSUHLD GHELWXO GH FOGXU UDGLDQW 4R. Deoarece în calcul intervine gradul de ecranare

 Ψ = S R  S per 

  úLOXQJLPHDGHUDGLD LHeste necesar un calcul interativ.  

,QL LDOVHDGPLWHRYDORDUHRULHQWDWLY S′R FDUHYDILFRPSDUDWFXFHDILQDO

S R.

S′R poatHILDSUHFLDWSULQGRXPHWRGH: a) Se admite un flux unitar radiant qR =30 ÷ 50 kW/m2

S R' = sau

QR qR

(m2)

(3.256)

b) 6HFDOFXOHD]VXSUDID DSUHOLPLQDUGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LD

S 'R =

QR  T  4  T  4  f  −  p   5,765ε   100   100    

115

(m2)

(3.257)


cu

ε = 0,65 pentru combustibil gazos Tf = tf + 273 (0K) t ma =

Tp = tma + 20 + 273 (0K)

ti + t e 2

XQGH SHQWUX WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL HYLL V-D DGPLV R WHPSHUDWXU FX 0C mai mare decât temperatura fluidului interior . 6HDOHJHRVHF LXQHSWUDWGHIRFDUFXODWXUDa. ÌQO LPHDIRFDUXOXL se alege în domeniul:

h = χ = 1,5 ÷ 2 a

(3.258)

&RPSRQHQWHOHVXSUDIH HLGHUDGLD LHYRUIL - VXSUDID DSHUH LORUODWHUDOL:

S R lat = 4 ⋅ a ⋅ h = 4 ⋅ a 2 ⋅ χ

(3.259) - VXSUDID DWDYDQXOXLXQGHIDVFLFROXOGH HYLSUHLDFOGXUDúLSULQUDGLD LH: S R tav = a ⋅ a (3.260) - sXSUDID DWRWDOGHUDGLD LH: (3.261)

S’R = SRlat + SRtav. 5H]XOWODWXUDúLvQO LPHDIRFDUXOXL

a=

S 'R 4χ + 1

[m]úL h = χ ⋅ a

[m]

(3.262)

úLVHURWXQMHVFYDORULOHODXQQXPUvQWUHJGHFP CALCULUL EXACT AL FOCARULUI 6XSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXLHVWH

S per = 4ah + 2a 2

(m2)

(3.263)

(m2)

(3.264)

6XSUDID DGHUDGLD LHHVWH

S 'R = 4ah + a 2

116

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Volumul focarului este:

V f = h ⋅ a2

(m3)

(3.265)

Grosimea stratului radiant de gaze este :

s = 4⋅

Vf S per

(m)

(3.266)


kg =

0 ,8 + 1,6 p H 2O

( p H 2O + p RO2

T   1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) 1000  )s 

(3.267)


ag = 1 − e

−k g ⋅s

(3.268)

&DUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLVHFDOFXOHD]FXUHOD LDDSUR[LPDWLY

k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

(3.269)


a fl = 1 − e

− k gl s

(3.270)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHVHIDFH GXSFULWHULLexperimentale, considerând o pondere βDSU LLOXPLQRDVHDIOFULL &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHYDIL a = β ⋅ a fl + (1 − β ) a g (3.271) cu β SHQWUXIODFUQHOXPLQRDVGHFRPEXVWLELOJD]RV Gradul de ecranare al focarului este :

S R' Ψ = S per

(3.272)

iarJUDGXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORU ξ = 0,7 ÷ 0,9 (pentru combustibil gazos) Cu acHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL

117


af =

0,82 ⋅ a a + ( 1 − a )Ψξ

(3.273)

2DOWFDUDFWHULVWLFDIRFDUXOXLHVWHIDFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQIRFDU

b* M = aM − bM Hf

(3.274)

unde pentru combustibil lichid VDX JD]RV úL SHQWUX IRFDUH YHUWLFDOH FX IODFU SH VXSUDID DLQIHULRDU cu : aM=0,52; bM=0,3; b*/H = 0,2 –vQO LPHDUHODWLYDIOFULL &XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHDIRFDUXOXL 2

QR 3 SR = 5,765 ⋅10 −8 Mξa f T f Tt 3

 Tt   − 1 1 2 (m2)  Tf  M  

(3.275)

AceDVW VXSUDID YD IL GLIHULW GH S R GHWHUPLQDW vQ FDOFXOXO DSUR[LPDWLY 'DF GLIHUHQ D HVWH PDL PDUH GH ±10% se reia calculul cu valori modificate ale geometriei. '

3.6.8. Calculul termic al drumului convectiv HYLOH VXQW GLVSXVH vQ HúLFKLHU FRQIRUP VFKL HL JHQHUDOH D FD]DQXOXL GLQ fig.3.15.

s2 N1

HYLSHXQUkQG

s1

'LUHF LHGHGHSODVDUHD

gazelor de ardere

)LJ'HWDOLXGHDúH]DUHD HYLORUvQHúLFKHU 'UXPXO FRQYHFWLY HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii :

118

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Qc tf t te/ti FRú

–GHELWXOGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUHN: – temperatura gazelor de ardere la intrare în sistemul convectiv (0C) ; –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQsistemul convectivODFRú – temperatura apei (0C) .

3HQWUX VWDELOLUHD VHF Lunii de trecere a gazelor de ardere se alege diametrul HYLORUGUXPXULORUFRQYHFWLYHGLQJDPDGH HYLX]XDOHSHQWUXFD]DQHOHGHDSFDOG

φ 24 × 3

φ 28 × 3

φ 32 × 3

φ 42 x 3

6HDOHJHSDVXOUHODWLYGHDúH]DUHWUDQVYHUVDOD HYLORU • pasul perpendicular pe curgerea gazelor de ardere s1 = ( 1,4 ÷ 2 ) · d • SDVXOSHGLUHF LDGHFXUJHUHDJD]HORUGHDUGHUHs2 = ( 1,2 ÷ 1,6 ) · d SDúLLVHDOHJDVWIHOFDJURVLPHDPLQLPGHPHWDOGHSODFWXEXODUvQWUHGRX HYL,V fie 8 ÷ 10 mm 6HFDOFXOHD]QXPUXOGH HYLSHXQUkQG N1:

a = N1 ⋅ s1 +

s1 + ss úL N1 = 2

a−

s1 − ss 2 s1

(3.276)

DSRLVHURWXQMHúWHSDVXOs1 al HYLORUDVIHOvQFkWQXPUXON1VILHvQWUHJ 5H]XOWRDúH]DUHSHSULPDOLQLHD HYLORUFRQIRUPILJXULL3.18.

a

s1/ 2 s1

N1 HYL

ss

Fig. 3.18$úH]DUHD HYLORUvQIDVFLFRO

119


6HFDOFXOHD]DSRLVHF LXQHDOLEHUGHWUHFHUHDJD]HORUGHDUGHUHvQLSRWH]aF VHF LXQHDEUXWDIRFDUXOXLUPkQHQHVFKLPEDWúLvQGUXPXOFRQYHFWLYa × a) :

 s −d   d  = a 2 1 −  (m2) S circ = a 2  1 (3.277)  s1   s1   s1 − d   UHSUH]LQW UHGXFHUHD VHF LXQLL de trecere GDWRULW HYLORU unde termenul  s  1  convective. Debitul de gaze ce trece prin convectiv este :

Dg = B ⋅ Vg

t gm + 273 273

(Nm3/s)

(3.278)

unde tgm este temperatura medie a gazelor de ardere :

t gm =

t f + t cos 2

(0C)

(3.279)

5H]XOWYLWH]DJD]HORUGHDUGHUH

W=

Dg S circ

(m/s)

(3.280)

Pentru temperatura media a gazelor de ardere tgm se GHWHUPLQ GLQ DQH[D XUPWRDUHOHYDORUL ν - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF (m2/s) -

-

FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF criteriul Prandtl

λ Pr

(W/mK)

6H DOHJH SDVXO vQ GLUHF LD FXUJHULL JD]HORU GH DUGHUH s2 = ( 1,2 ÷ 1,6 )·

d. Se

FDOFXOHD] FRHILFLHQWXO GH VFKLPE GH FOGXU αc) pentru curgerea gazelor de ardere transversal pe un fasciFXOGH HYLDúH]DWHvQHúLFKLHU ÌQDFHVWFD]OXQJLPHDFDUDFWHULVWLFYDILGLDPHWUXOH[WHULRUDO HYLLd . Criteriul hidrodinamic este:

Re =

w⋅ d ν

(3.281)

Pentru 10 < Re < 106 úL Pr < 10, curgerea fluidelor transversal pe un IDVFLFROGH HYLvQHúLFKLHU

120

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Nu = 0 ,157 ⋅ Re 0 ,6 Pr 0 ,4 c s

(3.282)

unde csHVWHRFRUHF LHSHQWUXSDVXO HYLORU cs = 1 + 0,1· (s1/d) pentru (s1/d) < 3 cs = 1,3 pentru (s1/d) > 3 5H]XO α c =

Nuλ . lc

(3.283)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHSDUDPHWULL

p H 2O , p RO2 úL s - grosimea stratului radiant :  s s   s = 1,87 1 + 2  − 4 ,1 d e  d d  

(m)

(3.284)


kg =

0,8 + 1,6 p H 2O  T  1 − 0,38 m  p H 2O + p RO2 1000  p H 2O + p RO2 s 

(

(

)

)

(3.285)

Coeficientul de emisie al gazelor de ardere :

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.286)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

  T p 3 ,6  1 −    + a 1 T   p α r = 5,765 ⋅ 10 −8 a g Tm3   m   (W/m2K) 2 T    1−  p   T     m  

(3.287)

unde pentru coeficientul GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORDUHD ap úL SHQWUX WHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL T p = t am + 20 + 273 [K] Coeficientul de transfer deFOGXUHVWH: αi = αc + αr.

121

(3.288)


&RHILFLHQWXOJOREDOGHVFKLPEGHFOGXUHVWH

k=

αi 1 + εα i

(3.289)

FXYDORULOHSHQWUXFRHILFLHQWXOGHPXUGULUHconform tabelului 3.9. 'LIHUHQ D PHGLH D WHPSHUDWXULORU VH GHWHUPLQ FRQIRUP UHOD LHL

t

tf

∆tmax tcos tma

∆t m =

∆tmin

SC

∆t max − ∆tmin ∆t ln max ∆tmin

(3.290)

S

Fig. 3.19.'LIHUHQ DPHGLHa temperaturilor ÌQ ILQDO VXSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU D GUXPXOXL FRQYHFWLY VH GHWHUPLQ FX UHOD LD:

Sc =

Qc (m2) k∆t m

(3.291)

Determinarea geometriei drumului convectiv se face astfel : - QXPUXOGH HYLSHXQUkQG11 (perpendiculDUSHGLUHF LDJD]HORUGHDUGHUH s-DGHWHUPLQDWLQL LDO - QXPUXOGHUkQGXULGH HYL12vQGLUHF LDFXUJHULLJD]HORUGHDUGHUH UH]XOW GLQUHOD LD

Sc = N1 ⋅ N 2 ⋅ π ⋅ d ⋅ a

=>

N2 =

Sc N1 ⋅ π ⋅ d ⋅ a

(3.292)

VHURWXQMHúWHODYDORDUHDvQWUHDJVXSHULRDU 6H UHPDUF IDSWXO F V-D QHJOLMDW SUHOXDUHD FOGXULL GH FWUH SHUH LL GH WDEO OLPLWDWRULDLGUXPXOXLFRQYHFWLY'HRELFHLVHFRQVLGHUFDUH]HUYGHVXSUDID VHSRW OXDvQFDOFXOFD]vQFDUHLQWUvQFRPSRQHQ DVXSUDIH HLSc .

122

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

&X QXPUXO GH UkQGXUL GH HYL SH YHUWLFDO VH FDOFXOHD] OXQJLPHD GUXPXOXL convectiv: Lc = N 2 ⋅ s2 (3.293) úLVHGHWHUPLQvQO LPHDWRWDODFD]DQXOXL 3.7. Calculul termic al cazanelor ignitubulare verticale FXXQGUXPúLDU]WRUDWPRVferic pentru combustibil gazos 3.7.'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH &D]DQHOHVXQWGHWLSYHUWLFDOFXIRFDUXODPSODVDWvQSDUWHDGHMRVúLGHVYROWDUHD IOFULL SH YHUWLFDO $YDQWDMXO DFHVWRU FD]DQH HVWH F RFXS R VXSUDID PLF vQ FHQWUDODWHUPLF(OHSRWILIRORVLWHGUHSWFD]DQHGHvQFO]LUHSHQWUXRFDVFXSX LQH DSDUWDPHQWHVDUFLQDWHUPLFXWLO– 30 kW) sau drept cazane pentru producere de DSFDOGGHFRQVXP'DFVXQWFD]DQHSHQWUXSURGXFHUHGHDSFDOGGe consum se DPSODVHD]vQEDLHúLXQHRULFDSWGHQXPLUHDGHÄFD]DQGHEDLH´ 'LQ SXQFW GH YHGHUH FRQVWUXFWLY GHDVXSUD IRFDUXOXL vQ FRWLQXDUH SH DFHODúL FDQDOVHJVHúWHGUXPXOFRQYHFWLYUHDOL]DWVXEIRUPDXQXLIDVFLFROGH HYLQHWHGHFDUH VWUEDW XQ FLOLQGUX FX YROXP PDUH GH DS 'HDVXSUD FRQYHFWLYXOXL JD]HOH GH DUGHUH VXQWFROHFWDWHúLHYDFXDWHODFRú Principalele elemente componente ale cazanului sunt prezentate în figura 3.19. 4

A

A

4

1

1

2 3

,81(A - A

6(&

Fig. 3.19. Schema unui cazan acvatubular vertical ignitubular FXXQGUXPúLDU]WRUDWPRVIHULFSHQWUXFRPEXVWLELOJD]RV

HYLYHUWLFDOHLJQLWXEXODUHFRQYHFWLYHIRFDUDU] WRDUHDXWRDVSLUDQWH

a

e rupere de presiune.

LQWUDUHLHúLUH S FDOG vQF O]LUHSL V GHHYDFXUHDJD]HORUGHDUGHUHFX

123


3HQWUX RE LQHUHD XQHL VROX LL LHIWLQH VH DGRSW VLVWHPXO GH DUGHUH FX ´DU]WRU atmosferic” 6XE DFHDVW GHQXPLUH VH vQ HOHJH DU]WRUXO GH JD] QDWXUDO FX DHU DXWRDVSLUDW SULQ HMHF LH 'HRDUFHFH SULQ HMHF LH QX VH SRDWH DVSLUD PDL PXOW GH RUL volumul de gaz combustibil, restul aerului de ardere se introduce ca aer secundar aspirat prin depresiune în camera de ardere din mediul ambiant. Pentru un exces de DHUX]XDOGH. UH]XOWFWUHEXLHDVSLUDWFDDHUVHFXQGDUXQYROXPGHFFDRUL volumul de gaz combustibil. $FHVW VLVWHP GH IXQF LRQDUH LPSXQH H[LVWHQ D XQHL GHSUHVLXQL VXILFLHQWH vQ IRFDU SHQWUX R DEVRE LH GH DHU 'HSUHVLXQHD VH FUHLD] SULQ autotirajul drumului de gaze DO FD]DQXOXL úL SULQ FRúXO OD FDUH HVWH UDFRUGDW 5H]LVWHQ HOH KLdraulice ale WUDVHXOXLGHJD]HGHDUGHUHVXQWPLFLIDVFLFROVFXUWGH HYLúLYLWH]HPLFLGHFXUJHUHD JD]HORU GHDFHLDQXHVWHQHFHVDUDFWLYDUHDWLUDMXOXLFXXQH[KDXVWRU3HQWUXUHGXFHUHD WHPSHUDWXULLJD]HORUODFRúGHRDUHFHYLWH]HOHGHFXUJHUHvQ HYile convective sunt mici VHSRWLQWURGXFHvQLQWHULRUXO HYLORUWXUEXOL]DWRULFDUHLQWHQVLILFWUDQVIHUXOGHFOGXU GH SkQ OD RUL (VWH QHFHVDU V VH IDF XQ FDOFXO JD]RGLQDPLF DO FD]DQXOXL SHQWUX WRDWHFRQGL LLOHSRVLELOHGHIXQF LRQDUH $U]WRUXOHVte format dintr-XQJUXSGHHOHPHQWHGHDU]WRUDWPRVIHULFDVIHOF Y]XWGHVXVIODFUDDSDUHFDXQFRYRUGHPLFLIOFULLQGLYLGXDOHFDUHVHXQHVFvQWU-o ]RQGHDUGHUHFRPXQFXVXSUDID DHJDOSUDFWLFFXVHF LXQHDFDPHUHLGHDUGHUH Pentru a rezisWDWHPSHUDWXULORUvQDOWHGLQFDPHUDGHDUGHUHSHUH LLIRFDUXOXLVXQW UFL LFXDSDGHDOLPHQWDUHDFD]DQXOXL ÌQ FRQWLQXDUHD FDPHUHL GH DUGHUH SH YHUWLFDO VH JVHúWH IDVFLFROXO GH HYL QHWHGHVWUEWXWODLQWHULRUGHJD]HOHGHDUGHUHFDUHDUHUROXOGH sistem convectiv al FD]DQXOXL ÌQ DFHVW FRQYHFWLY JD]HOH GH DUGHUH FHGHD] DSHL FOGXUD vQ LQWHUYDOXO GH WHPSHUDWXUL GH OD WHPSHUDWXUD FDSWXOXL FDPHUHL GH DUGHUH Wf la temperatura de evacuare tFRúHYLOHFDUHDOFWXLHVFVLVWHPXOFRQYHFWLYVXQW HYLRELúQXLWHGHR HOFX diametrul interior 35 ÷PPHYLOHVWDQGDUGX]XDOHVXQW: φ 42 x 3 ; φ 48 x 3,5 ; φ 54 x 4. 3DVXO GH DúH]DUH D HYLORU vQ VHF LXQH HVWH DOHV DVWIHO FD JURVLPHD PLQLP GH PHWDOvQWUHGRX HYLVILH÷ 15 mm. 1XPUXOGH HYLVHDOHJHDVWIHOFDVVHRE LQRDúH]DUHXQLIRUPD HYLORUSH VHF LXQH1XPUXOX]XDOGH HYLHVWHGDWvQWDEHO N -QXPUGH HYL 3 7 12 19

PRGGHDúH]DUH

triunghi echilateral R HDYFHQWUDOúL HYLSHXQKH[DJRQ WUHL HYLSHXQWULXQJKLHFKLODWHUDOFHQWUDOúL HYLSHXQFHUF KH[DJRDQHFXR HDYFHQWUDO HYLSHSULPXOKH[DJRQúL HYLSHDOGRLOHDKH[DJRQ

$SD UHFH LQWU OD FDSWXO LQIHULRU DO FD]DQXOXL $SD FDOG LHVH SH XQ úWX OD SDUWHDVXSHULRDUDFD]DQXOXLúLHVWHWULPLVODFonsumatori .

124

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

&D]DQXO HVWH L]RODW WHUPLF FX YDW PLQHUDO úL SURWHMDW OD H[WHULRU FX WDEO VXE LUH6HRE LQHDVWIHOXQFD]DQPRQREORFFXGLPHQVLXQLUHGXVHvQUDSRUWFXVDUFLQD WHUPLFSURGXVúLFXRUH]HUYUHODWLYPDUHGHDSFDOG 3.7.2. Tema de proiectare -

Prin tema de proiectare se dau : Q –VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: te / ti –WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQ QDWXUDúLFRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLJD]QDWXUDOVDXG.P.L.) .

Aceste cazane, cu depresiune în focar, au coeficientul de exces de aer relativ PDUH GDWRULW VLVWHPXOXL DXWRDVSLUDQW FDUH QX DVLJXU R EXQ RPRJHQHL]DUH D combustibilului cu aerul: α = 1,4 ÷ 1,8. &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQVo, Vgo, Hi, p H O , p RO VHWUDVHD]GLDJUDPD,– t sau cp – t . 2

2

3.7.&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] GH UHJXO FX FRPEXVWLELO JD]RV JD] natural sau G.P.L.) deci pierderile specifice mecanice (qmec úL FHOH SULQ HYDFXDUHD SURGXVHORU solide din cazan (qcen) sunt nule. De asemenea B* = B . 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU a). 3ULQHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHSHFRúT ) : FRú

qcos =

1 ( I cos − αI a 0 ) Hi

(3.294)


t cos =

ti + te + ( 60 ÷ 80 ) 0C 2

(3.295)

úLGLQGLDJUDPD,–WVHGHWHUPLQIFRú . Pentru temperatura aerului (ta ≅ 20 0& VH FDOFXOHD] entalpia aerului teoretic necesar arderii : I a 0 = Vo ⋅ c pa ⋅ t a (3.296) cu cpa = 1,297 kJ/ m 3N K FOGXUDVSHFLILFDDHUXOXLOD0C .

125


b). PULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF(qch) : 3HQWUXDU]WRDUHDWPRVIHULFHFXRPRJHQHL]DUHGHFDOLWDWHVODE qch = 0,005 c). 3ULQSHUH LH[WHULRULDLFD]DQXOXL (qext) : Pentru cazane mici, în faza de proiectare se poate adopta : qext = 0,005÷0,008. Randamentul cazanuluiVHFDOFXOHD]FXUHOD LD η = 1 − ( qcos + qch + qext ) úLη% = 100 ⋅ η (%)

(3.297)

Debitul de combustibil va fi :

B=

Q 3 ( mN / s ) ηH i

(3.298)

3.7.%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXLHVWH

Q; )OX[XOGHFOGXUDGXs de combustibil : Qcomb = B ⋅ Hi ; )X[XOGHFOGXUDGXVGHDHUXOGHDUGHUH Qa = B ⋅ α ⋅cpa ⋅ ta ; )X[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú Q =B⋅I ; )X[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch ⋅ B ⋅ Hi . FRú

5H]XOWWDEHOXOGHELODQ Fluxuri introduse – pierderi

Fluxuri utile


Q

FRú

∑ Q = Q'

∑ Q = Q''

(URDUHDUHODWLY

126

FRú

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

ε=

Q' −Q" Q'

⋅100 < 1%

(3.299)

'LQ WDEHOXO VH SRDWH VFULH VXE IRUP H[SOLFLW SLHUGHUHD GH FOGXU OD evacuarea gazelorGHDUGHUHODFRú:

-Qev = –q · B· Hi = -B· I FRú

+ B· α· Vo · cpa · ta = - Q

FRú

FRú

+ Qa .

3.7.&DOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

I t = H i ( 1 − qch ) + αV0 c pa t a

(3.300)

Din digrama I –WVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUH t = f (I t , α) . 6HLPSXQHDOHJH WHPSHUDWXUDODLHúLUHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDUWf = 900 ÷ 0 1100 C . Valorile acestea sunt specifice cazanelor cu focare mici UFLWH /D DFHVWH FD]DQHVXSUDID DGHUDGLD LHvQIRFDUHVWHVXSUDID DODWHUDOúLFHDDVHF LXQLLVXSHULRDUH DFDPHUHLGHDUGHUHXQGHSDUWHDLQIHULRDUDFRUSXOXLFD]DQXOXLFXIDVFLFROXOFRQYHFWLY SULPHúWHFOGXUúLSULQUDGLD LH Din diagrama I –WVHGHWHUPLQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDU

tt = f (It, α).

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = ( 1 − qext )B( I t − I f ) (kW)

(3.301)

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHVLVWHPXOconvectiv va fi :

Qc = Q − QR ,

(3.302)

(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLtul drumului convectiv este:

Ic = I f −

Qc ( 1 − qext )B

(3.303)

úLGLQGLDJUDPD,–WUH]XOWWHPSHUDWXUDtc ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQe : Ic

εI =

I cos − I c It

= f (Ic, α).

≅I

úLtc

FRú

100 0,5%

127

≅t

úLVHDGPLWHURULOHUHODWLYH

FRú


εt =

t cos − t c

100 0,5%

tt

(3.304)

3.7.%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOHGHFOGXU QR, Qc, Qa, Qcomb úLIOX[XULOHSLHUGXWH QFRú, Qinc, Qext se transpun JUDILFDOVFDUFDvQILJXUDFX B* = B; Qpa = 0; Qsfc = 0; Qsi = 0; Qec= 0; qmec úLqcen = 0) . 3.7.7. Calculul termic al focarului )RFDUXOGHWLSFDPHUDUHXUPWRDUHOHGLPHQVLXQLFRQIRUPILJ3.20.

D

h

f

Fig. 3.20. Dimensiunile focarului. $FHVW FDOFXO DUH FD VFRS GHWHUPLQDUHD WHPSHUDWXULL ILQDOH D IRFDUXOXL LQkQG VHDPD GH IDSWXO F VXSUDID D HIHFWLY GH UDGLD LH SR HVWH VXSUDID D VHF LXQLL FRUSXOXL cazanuluiSOXVVXSUDID DODWHUDODIRFDUXOXL. Acest lucru este evLGHQWGHRDUHFHUDGLD LD HPLV GH IRFDU VSUH SDUWHD VXSHULRDU D FDPHUHL GH DUGHUH HVWH LQWHJUDO DEVRUELW GH SDUWHDYL]LELODFRUSXOXLFD]DQXOXLúLVLVWHPXOXLFRQYHFWLYGHFLGHvQWUHDJDVHF LXQHD canalului de gaze:

π ⋅ D2 SR = π ⋅ D ⋅ h f + 4  SR Gradul de ecranare Ψ = S per 

(m2)

(3.305)

  DO IRFDUXOXL UH]XOW GLQ UDSRUWXO GLQWUH  

VXSUDID DSHUH LORUFDPHUHLGHDUGHUHúLVXSUDID DHIHFWLYGHUDGLD LHSR .

128

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

)RFDUXO DUH IRUPD JHRPHWULF FLOLQGULF FX GLDPHWUXO D úL vQO LPHD hf din figura 3.20 3HQWUX GHVYROWDUHD FRPSOHW D IOFULL DVWIHO FD VIkUúLWXO SURFHVXOXL GH DUGHUHVQXGHSúHDVFvQO LPHDIRFDUXOXLVHLDvQO LPHDIRFDUXOXL: hf = 0,25÷0,35 m. 5H]XOWXUPWRDUHOHGLPHQVLXQLDOHIRFDUXOXL - volumul focarului -VXSUDID DSHUH LORU -VXSUDID DHIHFWLYGHUDGLD LH - gradul de ecranare

s = 3,6

- grosimea stratului radiant :

focar:

πD 2 Vf = hf (m3) 4 πD 2 S per = πDh f + 2 (m2) 4 2 πD S R = πDh f + (m2) 4 S Ψ = R S per Vf S per

(m)

Se caOFXOHD] vQ FRQWLQXDUH FDUDFWHULVWLFD UDGLDQW D JD]HORU GH DUGHUH GLQ

kg =

0 ,8 + 1,6 pH 2O ( pH 2O + pRO2

T   1 − 0 ,38 f ( pH 2O + pRO2 ) 1000  )s 

(3.306)


ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.307)


k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

(3.308)


a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(3.309)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHre se face GXSFULWHULLexperimentale, considerând o pondere βDSU LLOXPLQRDVHDIOFULL 3HQWUXIOFULSX LQOXPLQRDVHGHFRPEXVWLELOJD]RV se poate considera:

129


= 0,2

&RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULORUúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD ia : a = β ⋅ a fl + (1 − β ) a g (3.310) &RHILFLHQWXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORUHVWH ξ=0,7 ÷ 0,9 , pentru combustibil gazos. &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL

af =

0,82 ⋅ a a + ( 1 − a )Ψξ

(3.311)

2DOWFDUDFWHULVWLFDIRFDUXOXLHVWHIDFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQIRFDU

b* M = aM − bM hf

(3.312)

XQGH SHQWUX FRPEXVWLELO OLFKLG VDX JD]RV úL SHQWUX IRFDUH YHUWLFDOH FX IODFU SH VXSUDID DLQIHULRDU cu : aM=0,54; bM=0,2; b*/hf = 0,2 –vQO LPHDUHODWLYDIOFULL &XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQWHPSHUDXUDGHODFDSWXOIRFDUXOXL:

Tf =

Tt  Co ⋅ ξ ⋅ a f ⋅ Tt 3 ⋅ S R M  (1 − qinc )B ⋅ V g ⋅ c p 

   

[oK]

0, 6

(3.313)

+1

7HPSHUDWXUDGHLHúLUHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDUvQoC, este :

tf = Tf -273 [oC] $FHDVWWHPSHUDXWUYDILGLIHULWGHWf DOHDVvQFDOFXOXOGHDSUR[LPDUH'DF GLIHUHQ DHVWHPDLPDUHGHFFD. VHUHLDFDOFXOXOFXYDORDUHDWfUH]XOWDDW GLQ FDOFXOXO ILQDO 'DF HURDUHD HVWH PDL PLF VH FRQWLQX FDOFXOXO FX WHPSHUDWXUD focarului tf rezuOWDW GLQ FDOFXO úL QX VH PDL UHLD FDOFXOXO WUDQVIHUXOXL GH FOGXU OD VXSUDID DGHUDGLD LH 3.7.9. Calculul termic al drumului convectiv HYLOH VXQW GLVSXVH vQ LQWHULRUXOFRUSXOXLFD]DQXOXLDúDFXPse poate observa în fig.3.19.

130

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Drumul convectiv esWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : Qc –GHELWXOGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUHN: –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL0C) ; tf tFRú –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQ HYLODFRú) ; te /ti – temperatura apei (0C) . 3HQWUX VWDELOLUHD VHF LXQLL GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH GLDPHWUXO HYLORUGUXPXULORUFRQYHFWLYHGLQJDPDGH HYLX]XDOHSHQWUXFD]DQHOHGHDSFDOG

φ 42 x 3

φ

di = 36

φ

48 x 3,5 di = 41

54 x 4 di = 46

φ

60 x 4 di = 52

6H FDOFXOHD] QXPUXO GH HYL 1t GLQ FRQGL LD FD YLWH]D PHGLH D JD]HORU GH DUGHUHVILHwg = 1,5 ÷ 3 m/s Debitul de gaze de ardere, la temperatura medie din convectiv t gm =

Dg = B ⋅ Vg

t gm + 273 273

(Nm3/s)

t f + tcos 2

, este:

(3.314)

6HF LXQHDQHFHVDUGHFXUJHUH

Sc =

Dg wg

(m2)

(3.315)

1XPUXOpreliminar GH HYL

N t' =

4S c π ⋅ d i2

(3.316)

DSRL VH URWXQMHúWH SDVXO s1 al HYLORU DVIHO vQFkW QXPUXO 11 V ILH XQ QXPU vQWUHJ acceSWDELOSHQWUXDúH]DUHDDOHDV1t = 3, 7, 12, 19 etc.) 6H FDOFXOHD] DSRL YLWH]D JD]HORU vQ VHF LXQHD OLEHU GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUHSHQWUXQXPUXOILQDOGH HYLDOHVNt .

wg =

4 Dg N t ⋅ π ⋅ d i2

(m/s)

(3.317)

131


Pentru temperatura media a gazelor de ardere tgm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF (m2/s) ν -


λ Pr

(W/mK)

6H FDOFXOHD] FRHILFLHQWXO GH VFKLPE GH FOGXU (αc) pentru curgerea gazelor GHDUGHUHvQLQWHULRUXO HYLORU ÌQDFHVWFD]OXQJLPHDFDUDFWHULVWLFYDILGLDPHWUXOLQWHULRUDO HYLL di Criteriul hidrodinamic este:

Re =

w ⋅ di ν

(3.318)

3HQWUXFXUJHUHDIOXLGHORUSULQLQWHULRUXO HYLORUUHOD LLOHFULWHULDOe de transfer de FOGXUVXQW * pentru Re > 10000

Nu = 0 .024 ⋅ Re 0 ,8 ⋅ Pr 0 ,4

(3.319)

* pentru 2300 < Re < 10000

Nu = 0.024 ⋅ Re0 ,8 ⋅ Pr 0 ,4 ⋅ ε Re

unde

0Re = 1- 6.10 .Re 5

(3.320)

-1,8

* pentru Re < 2300

d  0,0688 ⋅  i  ⋅ Re⋅ Pr  Lt  Nu = 3,65 + 0 ,66  di  1 + 0,045 ⋅  ⋅ Re⋅ Pr   Lt 

(3.321)

Lungimea Lt a tevilor se ia Lt § · di úL OD DFHVW RUGLQ GH PULPH GH YDORUL LQIOXH DOXQJLPLL HYLLDVXSUDOXLNuHVWHQHJOLMDELO 5H]XO α c =

Nu ⋅ λ di

(3.322)

132

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Coeficientul de schimb GHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH -

WHPSHUDWXUPHGLHDJD]HORUGHDUGHUH

Tgm=tgm+273 (K);

-


s = 0,9 di (m);

-

SUHVLXQLOHSDU LDOHDOHJD]HORUGHDUGHUHWULDWRPLFH pRO2 ; p H 2O

p RO2 =

VRO2 Vg

[bar@úL pH 2 O =

pg

VH 2 O Vg

pg

[bar.]

(3.323)

&RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUVHGHWHUPLQFXUHOD LD

kg =

0,8 + 1,6 p H 2O ( p H 2O

T   1 − 0,38 gm ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) s 

(3.324)


ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.325)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHGHWHUPLQFXUHOD LD

  T  3, 6  1 −  p     Tgm   +1 −8 a p 3 α r = 5,765 ⋅10 a gTgm   (W/m2K) 2   T  1−  p    T    gm   

(3.326)

XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL GH VFKLPE GH FOGXU VH FRQVLGHU valoarea ap HDYWUDVGHR HO LDUSHQWUXWHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL Tp = t m + 20 + 273 (K) &RHILFLHQWXOGHWUDQVIHUGHFOGXUSHSDUWHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL α1 = αc + αr (3.327) CoeILFLHQWXO GH WUDQVIHU GH FOGXU α2 pe partea apei, este mult mai mare (de ordinul miilor de W/m2. vQFRPSDUD LHFXα1 (de ordinul zecilor de W/m2K). ÌQ DFHVWH FRQGL LL FRHILFLHQWXO JOREDO GH WUDQVIHU GH FOGXU ´k” este dat de UHOD LD

kI =

α1 1 + εα1

(W/m2K)

133

(3.328)


în care s-a neglijat UH]LVWHQ DWHUPLF1/α2). 9DORULOH FRHILFLHQWXOXL GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere, provenite din arderea de combustibil gazos, sunt prezentate în tabelul XUPWRU &RHILFLHQWXOGHPXUGULUH– combustibil gazos Viteza w (m/s) 3 6 9 12 15 3 2 5,233 3,837 2,791 2,093 1,628 ε ⋅10 (m K/W)

18 1,395


ε = 11,21⋅ 10−3 ⋅ w−0 ,6474

(m2K/W)

(3.329)

Pentru gaze de ardere provenind din arderea unui combustibil lichid se poate considera: ε ≅ 0,0163 (m2K/W) (3.330) 'LIHUHQ DPHGLHGHWHPSHUDWXUVHGHWHUPLQFRQIRUPILJXULL21úLUHOD LHL331):

∆t m =

t

tf

∆tmax − ∆t min ∆t ln max ∆tmin

(3.331)

6XSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU D convectivului cazanului va fi:

∆tmax tma

tc ∆tmin

Sc =

Qc = N t ⋅ π ⋅ d i ⋅ Lc (m2). k∆t m (3.332)

SC

S

RezuOWOXQJLPHDFRQYHFWLYXOXL Sc Lc = (m) (3.333) Nt ⋅ π ⋅ di

Fig. 3.21. Lungimea LcVHURWXQMHúWHODo valoarevQWUHDJGHFP

134

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

INTENSIFICAREA TRANSFERULUI DE Cü/'85ü&8785%8/,=$725, 'DF OXQJLPHD HYLORU UH]XOW SUHD PDUH FRQVWUXFWLv L/D = 3 ÷ 4 ) se poate PULFRHILFLQWXOGHVFKLPEGHFOGXUFRQYHFWLY .c SULQLQWURGXFHUHDvQ HYLDXQRU turbulizatori. &HLPDLXWLOL]D LVXQWWXUEXOL]DWRULLEDQGvQGRLWVDXWXUEXOL]DWRULLHOLFRLGDOL 7XUEXOL]DWRULL GH WLS EDQG vQGRLW SURGXF R intensificare mai mare a WUDQVIHUXOXLGHFOGXUODDFHLDúLFUHúWHUHGHSLHUGHUHGHVDUFLQFXWXUEXOL]DWRULLGHWLS EDQGHOLFRLGDO 6FKHPDWXUEXOL]DWRUXOXLFXEDQGRQGXODWHVWHGDWvQILJ3.22.

di p

di

di · cos450

p

pasul relativ: prel = p / di UH]XOW prel = 1,41 · WJ

fig. 3.22 Schema turbulizatorului dinEDQGRQGXODW Intensificarea WUDQVIHUXOXL GH FOGXU SULQ FRQYHF LH VH GHILQHúWH FD UDSRUWXO , .int . vQWUH WUDQVIHUXO GH FOGXU FX WXUEXOL]DWRU úL WUDQVIHUXO GH FOGXU IU turbulizator. Pentru regim laminar de curgere (Re < 2300) coeficientul de intensificare a VFKLPEXOXLFRQYHFWLYGHFOGXUHVWHQXPDLIXQF LHGHSDVXOUHODWLYprel :

135


I=

α int 2 ,142 = 0 ,3 α prel

(3.334)

Pasul relativ este dat în fig. 3.22. Pierderile relative de sarciQLQGXVHGHWXUEXOL]DWRUVXQW ûSrel ûSûS0 = 6,53

(3.335)

În tabelul XUPWRUVHGDXFkWHYDYDORULSHQWUXJUDGXOGHLQWHQVLILFDUHúLSHQWUX SLHUGHULOHUHODWLYHGHVDUFLQIXQF LHGHθ. ----------------------------------------------------------------------------------------

prel

I

ûprel

prel

I

ûprel

---------------------------------------------------------------------------------------90 1.41 1,93 6,53 125 2,72 1,59 6,53 95 1.54 1,88 6,53 130 3,03 1,54 6,53 100 1,69 1,83 6,53 135 3,41 1,48 6,53 105 1,84 1,78 6,53 140 3,89 1,43 6,53 110 2,02 1,73 6,53 145 4,49 1,37 6,53 115 2,22 1,69 6,53 150 5,28 1,30 6,53 120 2,45 1,63 6,53 155 6,38 1,23 6,53 160 8,02 1,14 6,53 --------------------------------------------------------------------

6H UHPDUF R LQWHQVLILFDUH D WUDQVIHUXOXL GH FOGXU DSURDSH GH Gublare (la = 90o GDUúLRSLHUGHUHGHVDUFLQPDLPDUHGHRUL 'H UH LQXW F R PLFúRUDUH D XQJKLXOXL GH vQGRLUH D SODWEDQGHORU GXFH OD R FUHúWHUH D WUDQVIHUXOXL GH FOGXU GDU QX úL OD R FUHúWHUH D SULHUGHULORU GH VDUFLQ DILUPD LHYDODELOvQGRPHQLXOH[SHULPHQWDWGHXQJKLGHvQGRLUH ÷ 1600 ). Pentru regim tranzitoriu de curgere (2300
α int 3,3 Re 0 ,2 = 1,26 − I= α 5 prel

(3.336)

3LHUGHULOHUHODWLYHGHVDUFLQLQGXVHGHWXUEXOL]DWRUVXQW ûSrel ûSûS0 =

17 Prel0 ,35 Re 0 ,1

(3.337)

În XUPWRUXOWDEHOVHGDXFkWHYDYDORULSHQWUXJUDGXOGHLQWHQVLILFDUHúLSHQWUX piHUGHULOHUHODWLYHGHVDUFLQ

136

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

prel

Re

90

1.41

100

I

ûSrel

prel

Re

I

ûSrel

3000 4000 5000 6000

2,02 1,97 1,92 1,88

7,25 7,04 6,89 6,76

95

1.54

3000 4000 5000 6000

1,96 1,90 1,85 1,80

7,15 6,94 6,80 6,67

1.69

3000 4000 5000 6000

1,89 1,83 1,78 1,74

7,05 6,86 6,71 6,58

105

1.84

3000 4000 5000 6000

1,82 1,76 1,71 1,68

6,96 6,77 6,62 6,50

110

2,02

3000 4000 5000 6000

1,76 1,70 1,65 1,61

6,87 6,67 6,53 6,41

115

2,22

3000 4000 5000 6000

1,69 1,63 1,58 1,54

6,77 6,58 6,44 6,32

120

2,45

3000 4000 5000 6000

1,62 1,56 1,52 1,47

6,67 6,48 6,34 6,23

125

2,72

3000 4000 5000 6000

1,55 1,49 1,44 1,41

6,57 6,38 6,24 6,13

130

3,03

3000 4000 5000 6000

1,48 1,42 1,37 1,33

6,46 6,28 6,14 6,03

135

3,41

3000 4000 5000 6000

1,41 1,35 1,30 1,26

6,35 6,17 6,03 5,92

140

3,89

3000 4000 5000 6000

1,33 1,27 1,22 1,18

6,23 6,05 5,92 5,81

145

4,49

3000 4000 5000 6000

1,24 1,18 1,14 1,09

6,09 5,92 5,79 5,69

150

5,28

3000 4000 5000 6000

1,15 1,09 1,04 1,00

5,95 5,78 5,65 5,55

155

6,38

3000 4000 5000 6000

1,05 1,00 1,00 1,00

5,78 5,62 5,49 5,39

160

8,02

3000 4000 5000 6000

1,00 1,00 1,00 1,00

5,59 5,43 5,31 5,21

,QWHQVLILFDUHD WUDQVIHUXOXLGDFOGXUFRQYHFWLYHVWHFHDPDLPDUHvQUHJLm de FXUJHUH ODPLQDU úL HILFDFLWDWHD VFDGH FX FkW WXUEXOHQ D HVWH PDL ULGLFDW $SDUH DVIHO UHJXODGHFDUHWUHEXLHVVH LQVHDPDWRWGHDXQDSURPRWRULLGHWXUEXOHQ QXVXQW HILFDFHvQUHJLPXULGHWXUEXOHQ ULGLFDW ÌQ UHJLPXUL GHWXUEXOHQ ULGLFDWpromotorii nu fac altceva decât V PUHasc semnificativSLHUGHULOHGHVDUFLQ 2 DOW UHJXO HVWH F XWOL]DUHD SURPRWRULORU GH WXUEXOHQ GXFH WRWGHDXQD OD FUHúWHUHD SLHUGHULORU GH VDUFLQ vQ FRQVHFLQ calculul gazodinamic al cazanului WUHEXLHVYHULILFHGDFWLUDMXOSHUPLWHLQWURGXFHUHDSURPRWRULORUGHWXUEXOHQ .

137


3.8&D]DQHDFYDWXEXODUHGHDSILHUELQWHGHWLS&$) 3.8.1. 'HVFULHUHDFD]DQHORUHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH 6XQWFD]DQHGHUDGLD LHFXSXWHULWHUPLFHPDULúLXWLOL]HD]FRPEXVWLELOLOLFKL]L úLJD]RúL &D]DQXOHVWHGHVWLQDWSURGXFHULLGHDSILHUELQWHvQUHJLPGHED] 0C sau în regim de vârf 110 / 150 0& 6XQW FD]DQH PRGHUQH FX SHUH L PHPEUDQ DOLPHQWDWHFXDU]WRDUHSHGRLSHUH LRSXúLúLVXSUDSUHVLXQHvQIRFar. 'UXPXULOHGHJD]HVXQWGLVSXVHSHYHUWLFDO /D FD]DQHOH PDUL 4 ! 0: VHF LXQHD IRFDUXOXL HVWH PHQ LQXW úL FD VHF LXQH D GUXPXOXL FRQYHFWLY /D FD]DQHOH PDL PLFL GXS IRFDU DSDUH R vQJXVWDUH D drumului de gaze. 6FKHPDFRQVWUXFWLYDFD]DQXOXLHVWHGDWvQILJXUD3.23.

6 4

4

5 8

B

B-B

B 3 2

1

A

A

A-A

Fig. 3.23. Cazan CAF

DU] WRUIRFDUFROHFWRUIDVFLFXOFRQYHFWLYFROHFWRUFRQYHFWLY

OHJ WXU ODFRúQHUYXULL]ROD LHWHUPLF

138

7

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

6LVWHPXO FRQYHFWLY FRQWLQX IRFDUXO SH YHUWLFDO úLHVWHIRUPDWGLQSDQRXULGH EXFOHGH HYLFDUHSRUQHVFDOWHUQDWLYGLQFROHFWRDUHOHGHSHSHUHWHOHGUHDSWDúLVWkQJD 6ROX LD FX SHUHWH PHPEUDQ HOLPLQ VROX LLOH VFXPSH úL JUHOH GH vQ]LGLUH úL DVLJXUun VFKLPEGHFOGXUSXWHUQLFSULQUDGLD LH &D]DQXOQHFHVLWRVXSUDID PLFGHDúH]DUHúLVHGH]YROWPXOWSHYHUWLFDO 3.8.2. Tema de proiectare 3ULQWHPDGHSURLHFWDUHVHLPSXQXUPWRDUHOHGDWH - GHELWXOGHFOGXUDOFD]DQXOXL Q (kW) ; - WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHGLQFD]DQ te (0C) ; - temperatura de intrare a apei în cazan: ti (0C) ; - FRPEXVWLELO FX FRPSR]L LH ILH XQ FRPEXVWLELO OLFKLG ILH XQ FRPEXVWLELO gazos) - FD]DQFXSHUH LPHPEUDQvQFRQVWUXF LHHWDQúFXVXSUDSUHVLXQHvQIRFDU &D]DQXOHVWHGHWLSHWDQúFXSHUH LPHPEUDQvQFRQVHFLQ H[FHVXOGHDHUQX VHPRGLILFSkQODFRú'HDOWIHOdUXPXULOHVXQWvQVXSUDSUHVLXQHúLGHFLQXSRDWHIL vQQLFLXQFD]YRUEDGHSWUXQGHULGHDHUIDOVGLQH[WHULRU Astfel în tot cazanul excesul de aer este α = 1,05 ÷ 1,15. &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXL6HGHWHUPLQ VO, Vgo, Hi, p H 2O , p RO2 , VgúLVHWUDVHD]GLDJUDPD I– t sau cp – t. 3.8&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO 3HQWUX FDOFXOXO UDQGDPHQWXOXL SH FDOH LQGLUHFW VH FDOFXOHD] SLHUGHULOH VSHFLILFHGHFOGXU a. 3LHUGHUHDGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUODFRú )LLQG XQ FD]DQ GH DS ILHUELQWH GHFL FX WHPSHUDWXU relativ MRDV D agentului termic secundar, se DGPLWHLQL LDORWHPSHUDWXUODFRúGDWGHUHOD LDGHDSUR[LPDUH: tFRú = tam + 80 ÷ 100 (0C); în care temperatura medie a apei este:

t am ≅

te + ti 0 ( C) 2

(3.338)

Entalpia aerului de ardere stoichiometric VH FDOFXOHD] OD WHPSHUDWXUDDPELDQW ta = 20 0C úL cpa = 1,2971 kJ/ m 3N K .

I a 0 = Vo ⋅ c pa ⋅ t a

(3.339)

139


5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú

qcos =

1 ( I cos − α1 I a 0 ) Hi

(3.340)

b. 3LHUGHUHDGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF În SURLHFWDUH VH DGPLWH R SLHUGHUH SULQ DUGHUHD LQFRPSOHW FD]DQXO ILLQG FX HFUDQDUHSXWHUQLF qch = 0,005 (3.341) c. 3LHUGHULOH GH FOGXU SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU PHFDQLF úL SULQ HQWDOSLDFHQXúLL Combustibilul nefiind de tip solid: úL (3.342) qcen = 0; qmec = 0 d. 3LHUGHULOHGHFOGXUSULQVXSUDID DH[WHULRDUDFD]DQXOXL )XQF LHde debitul cazanului Q 0: VHFDOFXOHD] −0 ,6569 qext = 4 ,6167 × 10 −2 QMW

(3.343)

e. Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD


(3.344)

DSRLVHFDOFXOHD]úLYDORDUHDSURFHQWXDO η% = 100 ⋅ η (%)

(3.345)

f. Consumul de combustibil 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD

Q ⋅ 103 B= ηH i

(3.346)

B* = B deoarece qmec = 0. 3.8%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUutil al cazanului este: FluxulGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO:


140

Q (MW) Qc = B ⋅ H i

Q = B ⋅ α ⋅ Vo ⋅ c pa ⋅ t a

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Qcos = B ⋅ I cos )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch ⋅ B ⋅ H i Qext = qext ⋅ B ⋅ H i )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWVSUHH[WHULRU

FlX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú

5H]XOWWDEHOXOGHELODQ

Combustibil – pierderi

Util


Q

FRú

∑ Q = Q'

∑ Q = Q''

1RW ÌQ DFHVW ELODQ –q2BHi) s-a scris sub forma: (-BI IRUPDH[SOLFLW

FRú

+ BαVocpata), deci

(URDUHDUHODWLYGHvQFKLGHUHDELODQ XOXLva fi:

Q'−Q" ε= ⋅100 (%) Q'

ùLVHYHULILFHURDUHDPD[LPDGPLVLELOGH

(3.347)

3.8&DOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

I t = H i ( 1 − qch ) + αV0 c pa t a

(3.348)

apoi sHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPDI-t: t t = f ( I t ,α ) . 6HDOHJHWHPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL: tf = 900 ÷ 1100 0C úL VH GHWHUPLQ apoi, din diagrama I – t, HQWDOSLD JD]HORU OD FDSWXO IRFDUXOXL If = f(tf,α). FluxulGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = ( 1 − qext )B( I t − I f ) (kW) )OX[XOGHFOGXUFDUHVHSUHLDvQVLVWHPXOFRQYHFWLYHVWH

141

(3.349)


Qc = Q − QR , cu Q exprimat în (kW)

(3.350)

(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXO drumului convectiv este:

Ic = I f −

Qc ( 1 − qext )B

(3.351)

úLGLQGLDJUDPD,–WUH]XOWWHPSHUDWXUDODVIkUúLWXOGUXPXOXLFRQYHFWLY:

t c = f ( I c ,α )

(3.352)

ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH Ic = IFRúúLtc = tFRú úLVHDGPLWHURULle relative:

ε= ε= tabel:

I cos − I c

It t cos − t c tt

100 (%) 0,5%

100 (%) 0,5%

(3.353)

(URUL PDL PDUL LQGLF R JUHúHDO GH FDOFXO ÌQ ILQDO VH vQWRFPHúWH XUPWRUXO 6XSUDID D

)OX[GHFOGXU

Focar

Temperatura gazelor intrare LHúLUH

QR Qc

Convectiv

tc tf

tf t

FRú

3.8%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOHGHFOGXUVHWUDQVSXQJUDILFODVFDUGXSPRGHOXOJHQHUDOSUH]HQWDW în capitolul 2 fig. 2.3. (cu B*=B; QSI=QPA úLTmec=qcen=0). 3.8.7. Calculul termic al focarului )RFDUXOGHWLSFDPHUGLQSHUHWHPHWDOLFFRQWLQXXDUHXUPWRDUHOHGLPHQVLXQL h

h a ϕ

a a

a ϕ

’

h

’

h

142

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

Fig. 3.24. Focarul unui cazan CAF

6HFDOFXOHD]VXSUDID DSUHOLPLQDUGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LD

S R' =

cu

QR  T  4  T  4  f  −  p   5,765 ⋅ 10 −3 ε   100   100    

ε = 0,65 pentru combustibil gazos ε = 0,75 pentru combustibil lichid Tf = tf +273 (0K) Tp = tma +20+273 (0K)

t ma =

(m2)

(3.354)

ti + t e 2

XQGH SHQWUX WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL HYLL V-D DGPLV R WHPSHUDWXU FX 0C mai mare decât temperatura medie a fluidului interior. Se poate calcula S R DGPL kQGXQIOX[UHODWLYXQLWDUq’R=30 ÷ 50 kW/m2 '

S 'R =

QR (m2) ' qR

(3.355)

6XSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXLHVWH

S per = a 2 + 4ah + a

a ah' +2 cos ϕ 2

(3.356)

0

cu ϕ ≅ 10 . Grosimea stratului radiant de gaze de ardere este:

s = 4⋅

Vf S per

(m)

(3.357)


kg =

0,8 + 1,6 pH 2O  T  1 − 0,38 f ( pH 2O + pRO2 ) 1000  ( pH 2O + pRO2 ) s 

6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGe ardere din focar :

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.358)


143


k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5


a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(3.359)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHVHIDFH GXSFULWHULLH[SHULPHQWDOHFRQVLGHUkQGRSRQGHUHβDSU LLOXPLQRDVHDIOFULL &RHILFLHQWXOGHOXPLQR]LWDWHDOIOFULLHVWH combustibil gazos β = 0,7

β = 0,9

combustibil lichid

SHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLúLJD]HORUGLQIRFDU

a = β ⋅ a fl + (1 − β ) a g

(3.360)

S R' Gradul de ecranare al focarului este Ψ = S per

§

Se impune coeficientul de murdULUH alVXSUDIH HORU ξ=1 combustibil gazos ξ=0,9 combustibil lichid

&XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHal focarului:

af =

0,82 ⋅ a a + ( 1 − a )Ψξ

(3.361)

2 DOW FDUDFWHULVWLF D IRFDUXOXL IDFWRUXO GH SR]L LH D IOFUii în focar, pentru combustibil lichid sau gazos:

M = a M − bM cu:

a Hf

aM = 0,52, bM = 0,3 ,

(3.362)

a ≅ 0,2 ÷ 0,3 Hf

&XDFHVWHGDWHVHGHWHUPLQVXSUDID DGHUDGLD LHDIRFDUXOXL

144

(3.363)

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

2

 Tt   − 1 1 T  M2  f 

QR 3 SR = 5,765 ⋅10 −8 Mξa f T f Tt 3

(m2)

(3.364)

$FHDVW VXSUDID YD IL GLIHULW GH S R GHWHUPLQDW vQ FDOFXOXO DSUR[LPDWLY 'DF GLIHUHQ D HVWH PDL PDUH GH VH UHLD FDOFXOXO FX YDORUL SHQWUX Vf úL Sper FRUHVSXQ]WRDUHOXLSR. 6HUHFDOFXOHD]dimensiunile reale ale focarului: '

6XSUDID D HFUDQDW D IRFDUXOXL ILLQG VXSUDID PHWDOLF FRQWLQX JUDGXO GH ecranare este x = 1 úL GHFL SR UHSUH]LQW úL VXSUDID D HIHFWLYGHUDGLD LHúLVXSUDID D JHRPHWULF

3.8.8. Calculul termic al drumului convectiv 'UXPXO FRQYHFWLY HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : Qc –IOX[GHFOGXU (kW) – temperatura gazelor la intrare (0C) tf tFRú –WHPSHUDWXUDJD]HORUODLHúLUH (0C) tam – temperatura media a apei în cazan (0C) PenWUX VWDELOLUHD VHF LXQLL GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH GLDPHWUXO HYLORUGUXPXULORUFRQYHFWLYGLQJDPDGH HYLX]XDOHSHQWUXFD]DQHOHGHDSILHUELQWH Φ 24 × 3, Φ 28 × 3, Φ 32 × 3. PentruFD]DQHOHGHFRQVWUXF LHURPkQHDVFV-DXWLOL]DW HDYφ 28 × 3. 'DWRULWIDSWXOXLFVHUSHQWLQHOHSOHDFDOWHUQDWLYGLQFROHFWRDUHGLVSXVHID vQ ID SDVXOWUDQVYHUVDODO HYLORUSRDWHILPDLPLFILJ

145


s2

s1

a

a

Gaze de ardere

Fig. 3.25. Sistemul convectiv 6HDOHJHSDVXOUHODWLYGHDúH]DUHWUDQVYHUVDOD HYLORU

s1 = 1,2 ÷ 1,5 d 6HFDOFXOHD]DSRLVHF LXQHDOLEHUGHWUHFHUe a gazelor de ardere în ipotezaF VHF LXQHDEUXWDIRFDUXOXLUPkQHQHVFKLPEDWúLvQGUXPXOFRQYHFWLYD× a):

s −d   d  = a 2 1 −  (m2) Scirc = a 2  1  s1   s1   s1 − d   UHSUH]LQWUHGXFHUHDVHF LXQLLGDWRULW HYLORU unde termenul  s  1 

(3.365)

Debitul de gaze ce trece prin convectiv este:

Dg = B ⋅ V g

t m + 273 273

(m3/s)

(3.366)

unde tm este temperatura medie a gazelor de ardere:

tm =

t f + t cos

(0C)

2

5H]XOWYLWH]DJD]HORUGHDUGHUH

W=

Dg S circ

(m/s)

(3.367)

'DFYLWH]DJD]HORUGHDUGHUHHVWHvQLQWHUYDOXO÷ 20 (m/s) se poate accepta DFHLDúLVHF LXQHEUXWD× a) UH]XOWpentru sistemul convectivFDúLSHQWUXIRcar.

146

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(

'DF W ! PV FDQDOXO WUHEXLH PULW úL VH UHLD FDOFXOXO IRFDUXOXL FX R VHF LXQHPULW 'DFW < 12 (m/s) canalul convectiv trebuie îngustat. PHQWUXFDOFXOXOvQJXVWULL VHDOHJHYLWH]DGHFLUFXOD LH W = (12 ÷ 20) (m/s) (3.368) úLVHGHWHUPLQVHF LXQHDOLEHUQHFHVDUGHFXUJHUH

S circ =

Dg W

(m2)

(3.369)

8QDGLQODWXULOHIRFDUXOXLUPkQHQHVFKLPEDWa LDUFHDODOWVHPLFúRUHD]OD valoarea (a’ 5H]XOWODWXUD

 d Scirc = a ⋅ a ' 1 −   s1  S circ a' =  d  (m) a1 −   s1 

úL

(m2)

(3.370) (3.371)

Pentru temperatura media a gazelor de ardere tm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL (m2/s) - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF ν -


λ Pr

(W/mK)

Se alege pasul longitudinal s2 = (1,5 ÷ 2,5)· de6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGH VFKLPEGHFOGXUαc) pentru curgerea gazelor de ardere transversal pe un fascicul de HYLDúH]DWHvQFRUGRQOLQLH ÌQDFHVWFD]OXQJLPHDFDUDFWHULVWLFYDIL

l=

π ⋅ de 2

(3.372)

Criteriul hidrodinamic:

Re = cu Ψ = 1 −

Wlc ψν

(3.373)

πd e . 4s1

147


Pentru 10 < Re < 106úL3U3úL curgere a gazelor de ardere transversal SHXQUkQGGH HYL

T  Nu1 = 0,3 + Nul2 + Nut2  m  T   p

unde:

0 ,12

(3.374)

0 ,037 ⋅ Re 0 ,8 ⋅ Pr Nul = 0,644 + Re ⋅ 3 Pr úL Nut =  23  −0 ,1 1 + 2 ,443 ⋅ Re  Pr − 1   Pentru n UkQGXULGH HYL (n = 40 ÷ 60):

T  1 + ( n − 1 )ω Nu = Nu1  m  T  n  p

0 ,12

(3.375)

 s2   − 0 ,3  0,7 s  ω = 1 − 1,5  1 2 Ψ s  2  + 0,7   s1 

cu

Se determin:

αc =

Nuλ lc

(3.378)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LH HVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH -


-


p RO2 =

VRO2 Vg

pg

[bar@úL pH 2 O =

VH 2 O Vg

Tgm=tgm+273 (K);

pg

[bar.]

(3.379)

- grosimea stratului radiant:

 s s   s = 1,87 1 + 2  − 4 ,1 d e  d d  

148

(m)

(3.380)

3. CALCULUL7(50,&$/&$=$1(/25'($3&$/'6$8),(5%,17(


kg =

0,8 + 1,6 pH 2O

(p

H 2O + p RO2

(

T   1 − 0,38 m  pH 2O + pRO2 1000  ⋅s 

)

)

(3.381)

Coeficientul de emisivitate al gazelor de ardere:

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(3.382)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHdeterminFXUHOD LD

  T p 3 ,6  1 −    + 1 a T   α r = 5,765 ⋅ 10 −8 p a g Tm3   m   (W/m2K) 2 T    1−  p   T     m  

(3.383)

XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORDUHD ap úL SHQWUX WHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL

T p = t am + 20 + 273

CoeficienWXOGHWUDQVIHUGHFOGXUHVWH:

αi = αc + αr

(3.384)


k=

αi 1 + εα i

(3.385)

în care s-DQHJOLMDWUH]LVWHQ DWHUPLF1/α2). Valorile coeficientului de PXUGULUH ε pentru gaze de ardere, provenite din DUGHUHDGHFRPEXVWLELOJD]RVVXQWSUH]HQWDWHvQWDEHOXOXUPWRU &RHILFLHQWXOGHPXUGULUH– combustibil gazos Viteza w (m/s) 3 6 9 12 15 3 2 5,233 3,837 2,791 2,093 1,628 ε ⋅10 (m K/W)

18 1,395

Se pRDWHXWLOL]DúLUHOD LDDQDOLWLF

ε = 11,21⋅ 10−3 ⋅ w−0 ,6474

(m2K/W)

(3.386)

Pentru gaze de ardere provenind din arderea unui combustibil lichid se poate considera:

149


ε ≅ 0,0163 (m2K/W)

(3.387)

'LIHUHQ DPHGLHDWHPSHUDWXULORUVHGHWHUPLQFRQIRUPUHOD LHL

∆t m =


(3.388)

ÌQ ILQDO VXSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU D GUXPXOXL FRQYHFWLY VH GHWHUPLQ FX UHOD LD

Sc =

Qc (m2) k ⋅ ∆t m

(3.389)

Determinarea geometriei drumului convectiv se face astfel: - QXPUXOGH HYLSHXQUkQG ntrSHUSHQGLFXODUSHGLUHF LDJD]HORUGHDUGHUH este:

ntr =

a a' sau ntr = s1 s1

(3.390)

GXSFXPFDQDOXODIRVWQHvQJXVWDWVDXvQJXVWDW

ntrVHURWXQMHúWHODYDORDUHDvQWUHDJSDULQIHULRDU - QXPUXOGHUkQGXULGH HYLnvQGLUHF LDFXUJHULLJD]HORUGHDUGHUH n=

Sc ntr ⋅ π ⋅ d e ⋅ a

(3.391)

VHURWXQMHúWHODYDORDUHDSDUVXSHULRDU 6H UHPDUF IDSWXO F V-D QHJOLMDW SUHOXDUHD FOGXULL GH FWUH SHUH LL PHPEUDQ limitaWRULDLGUXPXOXLFRQYHFWLY'HRELFHLVHFRQVLGHUFDUH]HUYGHVXSUDID VHSRW OXD vQ FDOFXO FD] vQ FDUH LQWU vQ FRPSRQHQ D VXSUDIH HL GH VFKLPE GH FOGXU D convectivului cazanului Sc. $úH]DUHDQXPUXOui de rânduri „n”SHYHUWLFDOVHIDFHvQSDFKHte cuprinzând 8, VDX HYLDGLFVDXEXFOH 3DFKHWHOH QX WUHEXLH V DLE DFHODúL QXPU GH HYL SDFKHWXO FX XQ QXPU PDL PLF GH HYL VHDúHD]SULPXOGXSIRFDU GHRDUHFHDUHRFLUFXOD LHLQWHULRDUDDSHL PDLLQWHQV 'LVWDQ D vQWUH SDFKHte este de (4 ÷ 8)· s2 iar pasul la bucla din mijlocul unui pachet este de 2· s2SHQWUXDSHUPLWHvQGRLUHD HYLLOD0). &XDFHVWHGDWHVHFDOFXOHD]OXQJLPHDGUXPXOXLFRQYHFWLY

150


CAPITOLUL 4 CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR DE ABUR 4.1. Calculul termic al cazanului ABA (Agregat Bloc Abur) 'HVFULHUHDFD]DQXOXLHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH (VWH XQ FD]DQ LJQLWXEXODU FX WXE GH IODFU úL GRX GUXPXUL FRQYHFtive. )XQF LRQHD]FXFRPEXVWLELOJD]RVVDXOLFKLGúLSURGXFHDEXUVDWXUDW )DFHSDUWHGLQFDWHJRULDFD]DQHORUFXYROXPPDUHGHDS3ULQFLSDOHOHHOHPHQWH component ale cazanului sunt prezentate în figura 4.1. 11

10

13

3

9

12

2

4

8

1 F 6

C1

C2 13

13 7

5

5

întoarcereID FierEWRUFRQYHFWLY,,&Rú7DPEXU6XSDSGHVLJXUDQ ,QGLFDWRUGHQLYHO&RQGXFWGHDEXU

$U] WRU7XEGHIODF U ùDPRWDUH&XWLHvQWRDUFHUHVSDWH)LHUE WRUFRQYHFWLY,&XWLH

Fig. 4.1. Schema conven LRQDODFD]DQXOXLABA

$OLPHQWDUHFXDS

151

4. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR DE ABUR

Cazanul ABA HVWH DOFWXLW GLQWU-un tambur (9) cu diametru mare în interiorul FUXLDVHDIOVXSUDIH HOHGHVFKLPEGHFOGXUWXEXOGHIODFUFXSHUH LLRQGXOD L FXUROGHIRFDUúL HYLOHGHIXPFXUROGHIDVFicoOILHUEWRU–FRQYHFWLYúL Întoarcerea gazelor de pe un drum pe altul se face prin cutii de întoarcere. Cutia GH vQWRDUFHUH VSDWH HVWH UFLW FX HYL GH DS LDU FHD GH vQWRDUFHUH ID HVWH UHDOL]DWGLQWDEOFSWXúLWFXPDWHULDOUHIUDctar. 9ROXPXO PDUH GH DS OD VDWXUD LH GLQ FD]DQ DVLJXU R PDUH LQHU LH WHUPLF DGLFRPDUHFDSDFLWDWHGHDFXPXODUHGHFOGXUFHHDFHRIHUDYDQWDMXOSRVLELOLW LL pUHOXULLIOXFWXD LLORUGHVDUFLQSULQYDULD LLPLFLGHSUHVLXQHvQWDPEXU Volumul mDUH GH DS QHFHVLW vQV WLPS vQGHOXQJDW GH SRUQLUH úL LQWUDUH vQ regim. &D XUPDUH D IDSWXOXL F WRDWH HOHPHQWHOH FD]DQXOXL VH DIO LQ LQWHULRUXO tamburului, acesta are dimensiuni foarte mari (diametre de 1600 – PP úL lungimi de ordinul 1600 – 4600 PP FHHDFHDQWUHQHD]FRQVXPXULPDULGHPHWDOúL iPSXQHOLPLWDUHDGHELWHORUODFFDWKúLDSUHVLXQLORUGHOXFUXODFFDEDU $VDPEODUHDULJLGvQWUHWDPEXUWXEGHIODFUúL HYLGHIXPHOHPHQWHcare se GLODWGLIHULWGDWRULWWHPSHUDWXULORUGLIHULWHGHOXFUXDQWUHQHD]DSDUL LDvQIXQF LRQDUH úL vQ VSHFLDO OD YDULD iL GH VDUFLQ LQFOXVLY SRUQLUH D XQRU VROLFLWUL PHFDQLFH PDUL FDUHGXFXQHRULODGLVWUXJHUHDHWDQúULORU(OLPLQDUHDvQSDUWHDDFHVWXLLQFRQYHQLHQWVH UHDOL]HD]SULQXWLOL]DUHDWXEXULORUGHIODFUGHWLSHODVWLF– tuburi ondulate –úLSULQ ULJLGL]DUHDVXSOLPHQWDUD HYLORUGHIXPvQSOFLOHWXEXODUHSULQ HYLDQFRU 4.1.2. Tema de proiectare Prin tema de proiectare se dau: Dh – debitul de abur saturat produs, în t/h sau D=0,278 Dh, în kg/s ; p – presiunea aburului, în bar ; ti – temperatura apei la intrare în cazan; $ – titlul de vapori; – compozi LD combustibilului utilzat. &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL combustibiluOXLúLVHGHWHUPLQ V0 , Vg , H i . 'DF IXQF LRQDrea cazanului este cu suprapresiune în focar, coeficientul de H[FHV GH DHU HVWH FRQVWDQW úL HJDO FX FHO GLQ IRFDU FFD · SH WRW WUDVHXO gazelor de ardere. 'DF IXQF LRQDUHD FD]DQXOXi este în depresiune (cu exhautor la evacuarea JD]HORUGHDUGHUHSHFRú VHDGPLWHGHH[HPSOX αf în focar = 1,1 (α1) În fiecare FXWLHGHvQWRDUFHUHVHDGDXJ∆α=0,1. o

152


5H]XOW - α CI (α 2 ) GXSSULPDFXWLHGHvQWRDUFHUHvQ HYLOe fascicolului convectiv I: α2=1,2 . - α CII (α 3 ) GXSDGRXDFXWLHGHvQWRDUFHUHvQ HYLOHIDVFLFROXOXLFRQYHFWLY,,α3 úL HVWHSUDFWLFHJDOFXFRHILFLHQWXOGHH[FHVGHDHUODFRúαFRú). Fiind VFldare interioar, coeficientul de exces de aer mediu pe un drum este cel de la intrare. 6HWUDVHD]GLDJUDPHOH,-t sau cp-t. &DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] QXPDL FX FRPEXVWLELO JD]RV VDX OLFKLG SLHUGHULOH specifice GHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUmecanic qmecúLSULQHYDFXDUHD produselor solide din cazan qcen sunt nule). a) 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUde ardere ODFRú )LLQGXQFD]DQGHDEXUIUVXSUDIH HDX[LOLDUHVHDGPLWHLQL LDORWHPSHUDWXU ODFRúGHWHUPLQDWGLQUHOD LD :

t cos ≅ t s + 50 +

50 Dh

[0C]

(4.1)

Din diagrama I-WVHDIOYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú

I cos = f ( t cos ,α cos ) (QWDOSLD DHUXOXL WHRUHWLF GH DUGHUH VH FDOFXOHD] SHQWUX WHPSHUDWXUD DPELDQW (de exemplu ta=20 0C).

I ao = V0 c pa t a

(4.2)

5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú

qcos =

1 ( I cos − α cos I ao ) Hi

(4.3)

b) 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF În proiecWDUH VH DGPLWH R SLHUGHUH SULQ DUGHUH LQFRPSOHW FD]DQXO ILLQG FX ecranare medie) qch= 0,001÷0,008 c) 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQVXSUDID H[WHULRDUDFD]DQXOXL 153


6HSRDWHXWLOL]DUHOD LDH[SHULPHQWDO (2.17) ;

qext = 5,4643 × 10 −2 Dh−0 ,6577

(4.4)

SHQWUXFD]DQHGHDEXUIUVXSUDIH HDQH[H d) Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD:

úL


(4.5)

η% = 100η %

(4.6)

e) Consumul de combustibil Se admite debitul de purje al cazaQXOXL vQ FRQGL LLOH DSHL ELQH WUDWDWH GH din debitul cazanului : (4.7) Dp=0,03D Din tabelele de SURSULHW LWHUPRGLQDPLFHDOHaburului (Anexa 4 VHGHWHUPLQ SHQWUXSUHVLXQHDDEXUXOXLSXUPWRDUHOHPULPLL - WHPSHUDWXUDGHVDWXUD LHWsat - entalpia aburului saturat uscat i” - HQWDOSLDDSHLODVDWXUD LHL¶ - HQWDOSLDDSHLODLQWUDUHFRUHVSXQ]WRDUHWHPSHUDWXULLti : io=4,186⋅ ti (kJ/kg) Deoarece aburul are un titlu $HQWDOSLDILQDODDEXUXOXLHVWH

i = χ ⋅ i' ' +( 1 − χ ) ⋅ i'

(4.8)

DHRDUHFHSHQWUXFD]DQHGHDFHVWWLSQXVHXWLOL]HD]LQMHFWRDUHGHFRPEXVWLELO lichid cu agent de pulverizare aburUH]XOW Winj (YLGHQWúLvQFD]XOFRPEXVWLELOXOXL gazos Winj=0. 'H DVHPHQHD VH LD vQ FRQVLGHUDUH F SHQWUX FRPEXVWLELO OLFKLG VDX JD]RV qmec úLGHFLB*=B . 5H]XOWGHELWXOGHFRPEXVWLELO consumat de cazan:

B=

D( i − io ) + D p ( i' −io ) η Hi

(4.9)

154


%LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXLHVWH

Qut = D( i − io ) + D p ( i' −io )

[kW]

(4.10)

Fluxul deFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO

Qc = B ⋅ H i

(4.11)

)OX[XOGHFOGXUDGXVFXDHUXOGHDUGHUHúLGHQHHWDQúHLW L :

Qa = Bα cosV0 c pa t a

(4.12)

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú

Qcos = BI cos

(4.13)

FluxulGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW

Qinc = qch BH i

(4.14)


Qext = qext BH i

(4.15)

5H]XOWWDEHOXOGLQELODQ Combustibil – pierderi Qc Qa - QFRú - Qinc - Qext

∑ Q = Q'

Tabelul 4.1. Util Qut

∑ Q = Q''

1RWvQDFHVWELODQ (qFRúBHi) s-a scris sub forma: (BIFRú-BVoαFRúcpata ). 6HGHILQHúWHHURDUHDUHODWLY:

ε=

Q'−Q' ' 100% Q'

,DUGDF eroarea este mai PLF de 1% calculul este corect .

155

(4.16)


4.1.5. CDOFXOXOWHPSHUDWXULORUúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXIRUPXOD

I t = H i ( 1 − qch ) + α f V0 c pa t a

(4.17)

DSRLVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t : t t = f ( I t ,α f ) 6HDOHJHWHPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL: tf = 900 ÷ 1100 0C , cu valori mici pentru debite mici. Aceste valori înalte sunt specifice cazanelor cu tub GHIODFU 6H GHWHUPLQ DSRL GLQ GLDJUDPD ,-W HQWDOSLD JD]HORU OD FDSWXO IRFDUXOXi If=f(tf,αf) . )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL QR = ( 1 − qext )B( I t − I f ) [kW]

(4.18)

)OX[XOGHFOGXUFDUHVHSUHLDvQVLVWHPXOFRQYHFWLY&,úL&,, HVWH Qc = Qut − QR (4.19) Acest flux convectiv VHvPSDUWHSHFHOHGRXIDVFLFROHDVWIHO QcI = ( 0 ,7 − 0,85 ) ⋅ Qc úL QcII = Qc − QcI

(4.20)

$FHDVW UHSDUWL LH DSDUH deoarece pe primul drum convectiv temperaturile gazelor de ardere sunt mai ridicate FHHDFH GHWHUPLQ XQ IOX[ XQLWDU GH FOGXU PDL mare. Entalpia gazelor de ardere lDVIkUúLWXOSULPXOXLGUXPFRQYHFWLYHVWH

I cI = I f −

QcI ( 1 − qext )B

(4.21)

úLGLQGLDJUDPD,-WUH]XOWWHPSHUDWXUD

t cI = f ( I cI ,α cI )

(4.22)

(QWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOFHOXi de-al doilea drum convectiv este :

I cII = I cI −

QcII ( 1 − qext )B

(4.23)

156



t cII = f ( I cII ,α cos )

(4.24)

ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH

IcII=IFRú

úL tcII=tFRú

Se admit erorile relative :

εt =

tcos − tcII ⋅100 0,5% tt − tcos

(4.25)

εI =

I cos − I cII ⋅100 0,5% I t − I cos

(4.26)

úL

(URULPDLPDULLQGLFRJUHúHDOGHFDOFXOÌQILQDOVHvQWRFPHúWHWDEHOXO 6XSUDID D

)OX[GHFOGXU

Focar Convectiv I Convectiv II

∑Q

i

QR QcI QcII

Tabelul 4.2. Temperatura gazelor intrare LHúLUH

tc tf tcI

tf tcI tFRú

= Qut

%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOH GH FOGXU GLQ WDEHOHOH úL 2 VH WUDQVSXQ JUDILF OD VFDU FD vQ figura 2.3 (cu B*=B; Qpa=0; Qsfc=QcI+QcII, Qsi=0; Qec=0; qmec=0; qcen=0) . 4.1.7. Calculul termic al focarului $FHVWFDOFXODUHFDVFRSGHWHUPLQDUHDVXSUDIH HLGHUDGLD LH6RFDSDELOVSUHLD GHELWXO GH FOGXU UDGLDQW 4R. Deoarece în calcule intervine gradul de ecranare

 V    Ψ = S R  úLOXQJLPHDGHUDGLD LH  s = 4 ⋅ f  , este necesar un calcul interativ. Se   S per  S per    SRUQHúWHFXRYDORDUHDSUR[LPDWLY6’RFDUHvQILQDOVHYDFRPSDUDFXFHDUH]XOWDW din calcul SR. 157


9DORDUHDLQL LDO S R poate fi stDELOLWSULQGRXPHWRGH '

a) Se admite un flux unitar radiant qR =30 ÷ 50 kW/m2

S R' =

QR qR

[m2]

(4.27)

E 6HFDOFXOHD]VXSUDID DGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LDDSUR[LPDWLY

S 'R =

cu

QR

[m2]

 T f  4  T p  4   −    5,765 ⋅ ε ⋅   100   100  

(4.28)

ε = 0,65 pentru combustibil gazos ε = 0,75 pentru combustibil lichid Tf = tf+273 [K] Tp= tsat+273 + (20 ÷40) [K]

)RFDUXOGHWLSWXEGHIODFUDUHXUPWRDUHOHGLPHQVLXQLILJXUD

60 D

LS

LR L

Fig. 4.2. FocaruOWLSWXEGHIODFUFXSHUH LRQGXOD L 6H DOHJH GLDPHWUXO WXEXOXL GH IODFU GXS PULPHD FD]DQXOXL FRQIRUP LQGLFD LLORURULHQWDWLYHGLQWDEHOXO Tabelul 4.3. Diametru D [m] 0,400 ÷ 0,600 0,600 ÷ 0,900 0,700 ÷ 1,500

Debit Dh [t/h] 0,4 ÷ 1 1÷4 4 ÷ 10 158


6HGHWHUPLQOXQJLPHDDFWLYGHWUDQVIHUGHFOGXU DIRFDUXOXLGLQUHOD LD

πD 2 S − ' 4 LR = πD ' R

[m]

(4.29)

 preia S-D FRQVLGHUDW F VXSUDID D FRUHVSXQ]WRDUH fundului focarului   4  FOGXU SULQ UDGLD LH deoarece la cazanele bloc-abur cutia de întoarcere spate este UFLWFX HYLGHDS  πD 2 

9ROXPXOIRFDUXOXL LQkQGVHDPDGHROXQJLPHGHúDPRWDUHLú = 0,6÷1,2 m úLRJURVLPHGHúDPRWDUH δ=0,060 m , este :

πD 2 π ( D − 2δ )2 + Ls Vf = L 4 4 ' R

[m3]

6XSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXLHVWH

S per = π ⋅ [ D ⋅ L'R + ( D − 2 ⋅ δ ) ⋅ Ls ] + 2 ⋅

(4.30)

π ⋅ D2 [m2] 4

(4.31)

Grosimea stratului radiant de gaze este :

s = 3,6 ⋅

Vf S per

[m]

(4.32)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU kg =

0,1 + 1,6 ⋅ p H 2O (p H 2O

T   ⋅ 1 − 0,38 f  ⋅ (p H 2O + p RO 2 ) 1000  + p RO 2 ) ⋅ s 

(4.33)

3UHVLXQLOHSDU LDOHDOH gazelor triatomiceVHGHWHUPLQFXUHOD LLOH p H 2O =

VH 2O Vg o + (α f − 1)V0

⋅ p g [bar] ; p RO 2 =

unde : pg=1 bar.

159

VRO 2 Vg o + (α f − 1)V0

⋅ p g [bar] (4.34)



ag = 1 − e

− k g ⋅s

(4.35)


k fl = 1,6 ⋅

Tf 1000

− 0,5

(4.36)


a fl = 1 − e

− k fl ⋅ s

(4.37)

PonderarHD DEVRUE LHL IOFULL FX FHD D PHGLXOXL UDGLDQW GH Jaze de ardere se IDFH GXS FULWHULL experimentale, FRQVLGHUkQG R SURSRU LH β din volumul focarului RFXSDWGHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULL &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD

a = β ⋅ a fl + ( 1 − β ) ⋅ a g

(4.38)

Coeficientul de luminozitate β este dat în tabelul 4.4. )ODFUQHOXPLQRDVGHFRPEXVWLELOJD]RV )ODFUGHFRPEXVWLELOOLFKLG

Tabelul 4.4. β = 0,2 β = 0,6

Gradul de ecranare al focarului este :

S R' Ψ = S per

(4.39)

úLPXUGULUHDVXSUDIH HORU ξ= 0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos ξ= 0,6 ÷ 0,7 combustibil lichid &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL 0 ,82 ⋅ a af = a + ( 1 − a ) ⋅Ψ ⋅ ξ

(4.40)

FDFWRUXOGHSR]L LHDIOFULLvQIRFDUSHQWUXFRPEustibil lichid sau gazos, este GDWGHUHOD LD:

160


M = aM − bM cu :

aM=0,52; bM=0,3úL

h = 0,43 Hf

(4.41)

h = 0,3 pentru focare orizontale Hf


T  QR 1 2 3  t − 1 ⋅ SR = ⋅ −8 3 2 [m ] (4.42)   5,765 ⋅ 10 ⋅ M ⋅ ξ ⋅ a f ⋅ T f ⋅ Tt  Tf  M unde TtHVWHWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHWt+273) [K]. $FHDVWVXSUDID YDILGLIHULWGH S'R GHWHUPLQDWvQFDOFXOXODSUR[LPDWLY'DF GLIHUHQ DHVWHPDLPDUHGHVHUHLDFDOFXOXOFXYDORULPRGLILFDWHSHQWUX9fúL6per (pentru calcule mai precise efectuate pe calculator aceast GLIHUHQ se impune la max.1%). 5H]XOWOXQJLPHDDFWLYGHWUDQVIHUGHFOGXU DIRFDUXOXL:

πD 2 SR − 4 LR = πD

[m]

(4.43)

4.1.8. Calculul termic al drumului convectiv I 'UXPXO FRQYHFWLY , HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : QcI –GHELWXOGHFOGXUFHGDWGHJD]HOHGHDUGHUH[kW] ; tf –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL[0C] ; tcI – temperatura gazelor de ardere la LHúLUHGLQ HYL[0C] ; tsat –WHPSHUDWXUDDSHLODVDWXUD LH[0C]; 3HQWUX VWDELOLUHD VHF LXQLL GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH GLDPHWUXO HYLORUGLQJDPDGH HYLX]XDOHφ 51×3; φ 57×3; φ 60×3; φ 70×3,5; φ 76×3,5 mm . Se alege viteza de circXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHvQOLPLWHHFRQRPLFH WI=10 ÷ 18 m/s 6HF LXQHDGHWUHFHUHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL

SI =

B ⋅ Vg t m + 273 ⋅ WI 273

[m2]

161

(4.44)


unde:

Vg VHFDOFXOHD]FXUHOD LD:

Vg = Vg o + ( α cI − 1 )V0

tm – este temperatura media a gazelor de ardere : t f + tcI tm = [0C] 2 1XPUXOGH HYLDOGUXPXOXLFRQYHFWLY,

nI =

4 ⋅ SI -VHURWXQMHúWHODQXPUîntreg par π ⋅ d i2

(4.45)

ÌQILQDOVHUHFDOFXOHD]YLWH]DJD]HORUGHDUGHUH

WI =

B ⋅ Vg

π ⋅ d i2 nI ⋅ 4

⋅

t m + 273 273

[m/s]

(4.46)

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL ν - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] -


λ Pr

[W/mK]

DSRLVHGHWHUPLQFULWHULXOKLGURGinamic :

Re =

WI ⋅ d i υ

úLVLPSOH[XOGHOXQJLPL 3 Cl = ( L / d i )0 ,25

(4.47)

pentru L/di < 80

(4.48)

Cl = 1 pentru L/di > 80 unde L este lungimea cazanului, care se ia HJDOFXcea a focarului. Se calculeD]DSRLFRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH GDF Re > 10000 :

162


λ ⋅ Pr0 ,35 α c = 0 ,0263 ⋅ Cl ⋅ ⋅ Re 0 ,8 di

[W/m2K]

(4.49)

iar în cazul 2300 < RHVHIRORVHúWHUHOD LD

λ ⋅ Pr0 ,35 α c = ε ⋅ 0,0263 ⋅ Cl ⋅ ⋅ Re 0 ,8 di

[W/m2K]

(4.50)

cu

6 ⋅ 105 ε =1− Re1,8

(4.51)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH - WHPSHUDWXUPHGLHDJD]HORUGHDUGHUH7gm=tgm+273 [K] - grosimea stratului radiant : s = 0,9 . di [m] - SUHVLXQLOHSDU LDOHDOHJD]HORUtriatomice în gazele de ardere:

p RO2 =

VRO2 Vgo + ( α cI − 1 )V0

pg

[bar]; p H 2O =

VH 2 O Vgo + ( α cI − 1 )V0

pg

[bar] (4.52)

cu pg ≅ 1 bar. &RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUeste : Kg =

0 ,8 + 1,6 ⋅ p H 2O ( p H 2O + p RO2

Tgm    ⋅ ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ 1 − 0 ,38 ⋅ 1000  )⋅ s 

(4.53)

iar coeficientul de emisie al gazelor de ardere :

ag = 1− e

− k g ⋅s

CRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD  T    1−  p   T    a +1  gm  3 α r = 5,765 ⋅ 10 −8 ⋅ p ⋅ a g ⋅ Tgm ⋅ [W/m2K] (4.54) 3 ,6  2   Tp     1 −   T   gm   XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORDUHD Dp úL SHQWUX WHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL T p = t sat + 20 + 273 [K] 163


Coeficientul de WUDQVIHUGHFOGXU pe partea gazelor de ardere va fi :

αi = αc + αr

Coeficientul αe (pe partea apei) este mult mai mare (de ordinul miilor de W/m K) în comparate cu αi (de ordinul zecilor de W/m2K). În aceVWHFRQGL LLFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDQVIHUGHFOGXUNHVWHGDWGHUHOD LD (s-a neglijat 1/αe în raport cu 1/αi) : 2

kI =

αi 1 + ε ⋅αi

[W/m2K]

(4.55)

&RHILFLHQWXO GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere provenite din combustibil gazos este dat în tabelul 4.4. Tabelul 4.4. &RHILFLHQWXOGHPXUGULUH– combustibil gazos Viteza [m/s] 3 6 9 12 15 18 3 2 5,233 3,837 2,791 2,093 1,628 1,395 ε ⋅10 [m K/W] 6HSRDWHXWLOL]DúLUHOD LDDQDOLWLF: ε = 11,21 ⋅ 10−3 ⋅ Wg −0 ,6474 [m2K/W] iar pentru gaze de ardere provenind din combustibil lichid : ε = 0,0163 [m2K/W] 'LIHUHQ DPHGLHGHWHPSHUDWXUVHGHWHUPLQFRQIRUPILJXULLúLUHOD LHL

∆t mI =


(4.56)

164


t tf ∆tmax tc1 tsat

SC1

∆tmin

S

)LJ'LIHUHQ D medie de temperatur ∆t mI ÌQILQDOVXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGUXPXOXLFRQYHFWLY,VHGHWHUPLQFX formula :

S cI =

QcI k I ⋅ ∆t mI

[m2]

(4.57)

[m]

(4.58)

úLUH]XOWOXQJLPHD HYLORU

LcI =

S cI π ⋅ d i ⋅ nI

4.1.9. Calculul termic al drumului convectiv II Drumul convectiv II HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : QcII –IOX[GHFOGXU[kW] ; tcI – temperatura gazelor la intrare; tFRú –WHPSHUDWXUDJD]HORUODLHúLUH tsat – temperaturDIOXLGXOXLODVDWXUD LH Diametrul HYLORUVHDOHJHDFHODúLFDSHGUXPXO,GLQPRWLYHWHKQRORJLFH 9LWH]DGHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHVHLDvQOLPLWHOH WII=8 ÷ 12 m/s

165


6HF LXQHDGHWUHFHUHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL

B ⋅ Vg t m + 273 ⋅ WII 273

S II =

[m2]

(4.59)

unde: – VgVHFDOFXOHD]FXUHOD LD Vg = Vgo + ( α cII − 1 )V0 –

tm – este temperatura media a gazelor de ardere :

tm =

t cI + t cos 2

[0C]

1XPUXOGH HYLDOGUXPXOXLFRQYHFWLY,,

4 ⋅ S II -VHURWXQMHúWHODvQWUHJQXPUSDU π ⋅ d i2

nII =

(4.60)

9D UH]XOWD XQ QXPU GH HYL PDL PLF GHFkW OD GUXPXO , GLQ FDX]D GHELWXOXL volumic mai mic de gaze de ardere. 'XSVWDELOLUHDQXPUXOXLGH HYLVHUHFDOFXOHD]YLWH]DJD]HORUGHDUGHUH :

WII =

B ⋅ Vg

π ⋅d nII ⋅ 4

2 i

⋅

t m + 273 273

[m/s]

(4.61)

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9 valoriOHXUPWRULORUSDUDPHWULL: - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] ν -


λ Pr

[W/mK]

DSRLVHGHWHUPLQFULWHUiul hidrodinamic :

Re =

WII d i υ

(4.62)

9DORDUHDVLPSOH[XOXLGHOXQJLPLHVWHDFHODúLFDSHGUXPXOFRQYHFWLY, CI =

3 (L / d i )0 ,25

CI = 1

pentru L/di < 80 pentru L/di > 80

166

(4.63)


6HFDOFXOHD]DSRLFReficientul de sFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH în ipoteza Re > 10000 :

λ ⋅ Pr0 ,35 α c = 0 ,0263 ⋅ C I ⋅ Re 0 ,8 [W/m2K] di

(4.64)

LDUvQFD]XO5HVHIRORVHúWHUHOD LD

λ ⋅ Pr0,35 αc = ε ⋅ 0,0263⋅ CI ⋅ Re0,8 di

[W/m2K]

(4.65)

cu

6 ⋅105 ε = 1 − 1,8 Re

(4.66)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]QXPDLGDF

tm =

tcI + tcos > 400 0C 2

(4.67)

FD]vQFDUHPHWRGLFDHVWHDFHLDúLFDFHDIRORVLWODGUXPXOFRQYHFWLY,VFKLPEkQGX-se PH O , PRO úL Tg . 2

2

'DFtm < 400 0&HIHFWXOUDGLD LHLVHQHJOLMHD]úLαr=0. Coeficientul de WUDQVIHUGHFOGXU este :

αi = αc + αr

(4.68)


k II =

αi 1 + ε ⋅αi

[W/m2K]

(4.69)

cXYDORULOHSHQWUXFRHILFLHQWXOGHPXUGULUHGLQWDEHOXO 'LIHUHQ D PHGLH GH WHPSHUDWXUL VH GHWHUPLQ FRQIRUP VFKHPHL ILJXULL úL UHOD LHL

∆t mII =


(4.70)

167


t tc1 ∆tmax tcos tsat

SC2

∆tmin

S

)LJ'LIHUHQ DPHGLHDWHPSHUDWXULORU ∆t mII ÌQILQDOVXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGUXPXOXLFRQYHFWLY,,VHGHWHUPLQFX formula :

S cII =

QcII k II ⋅ ∆t mII

[m2]

(4.71)

úLUH]XOWOXQJLPHDGUXPXOXLconvectiv:

LcII =

S cII [m] π ⋅ d i ⋅ n II

(4.72)

&DOFXOXOGHHFKLOLEUDUHDVXSUDIH HORU 'LQ ILJXUD UH]XOW FRQGL LD FRQVWUXFWLY Fa lungimea focarului L=LR+LúDP V ILH HJDO cu lungimea drumurilor convective (úL DFHVWHD HJDOH vQWUH ele) : (4.73)

L = LI = LII

Dintr-XQ SULP FDOFXO DFHDVW FRQGL LH QX HVWH vQGHSOLQLW úL DWXQFL VH SURFHGHD]ODRechilibrareDVXSUDIH HORU

168


6H LD vQ SULPXO UkQG FD OXQJLPH D GUXPXULORU FRQYHFWLYH PHGLD UDSRUWDW OD VXSUDID DFHORUGRXGUXPXUL

nI LI + nII LII = ( nI + nII )Lconv

(4.74)

deci :

Lconv =

nI LI + nII LII n I + nII

(4.75)

În acest fel s-DPHQ LQXWVXSUDID DGHVFKLPEGDUV-a repartizat altfel între cele GRXGUXPXUL 2 D GRXD HFKLOLEUDUH WUHEXLH IFXW vQWUH OXQJLPHD IRFDUXOXL / úL OXQJLPHa drumurilor convective Lconv . D 'DF /conv este mai mic decât L, dar mai mare decât LR, atunci partea IRFDUXOXL FDUH GHSúHúWH OXQJLPHD FRQYHFWLY VH VFRDWH vQ DIDUD FD]DQXOXL VXE IRUP de antefocar. E 'DF/convHVWHPDLPLFGHFkW/úLPDLPLFFKLar ca LRDWXQFLVHSURFHGHD] OD VFGHUHD WHPSHUDWXULL OD FRú WFRú DVWIHO vQFkW QHFHVDUXO GH VXSUDID FRQYHFWLYV FUHDVFúLVDMXQJvQOLPLWHOH/≥ Lconv ≥ LR . Se poate, GH DVHPHQHD PUL GLDPHWUXO HYLORU FRQYHFWLYHGiVDXúLPULYLWH]D de ciUFXOD LHDJD]HORUIUDVHGHSúLOLPLWHOHHFRQRPLFH c 'DF/convHVWHPDLPDUHGHFkW/VHSURFHGHD]ODRULGLFDUHa temperaturii la FRúDVWIHOvQFkWQHFHVDUXOGHVXSUDID FRQYHFWLYVVFDGúLVDMXQJOD/≥ Lconv ≥ LR . Se poate de asemenea PLFúRUD GLDPHWUXO HYLORU FRQYHFWLYH VDXúL YLWH]H GH FLUFXOD LHDJD]HORUIUDGHSúLOLPLWHOHHFRQRPLFH 2 DOW PHWRG GH HFKLOLEUDUH vQ DFHVW FD] GDF /conv ≥ L) este repartizarea drumurilor convective pe 3 fascicole. $FHDVWGLQXUPVROX LH neFHVLWRLQYHVWL LHVXSOLPHQWDUSULQSODFDWuEXODU FH WUHEXLH SXV OD FDSWXO IRFDUXOXL FD]DQXO GHYHQLQG FX WXE GH IODFU úL HYL vQ prelungire. 6ROX LLOHGHPDLVXVVXQWVROX LLGHHFKLOLEUDUHvQFDGUXOXQXLSURLHFWWHKQLF /D SURLHFWXO GH H[HFX LH VH PDL LDX vQ GLVFX LH úL HOHPHQWHOH HFRQRPLFH DOH ILHFUHLVROX LL 2 DOW SRVLELOLWDWH GH HFKLOLEUare este aceea în care se iau în considerare VXSUDIH HOH GH VFKLPE GH FOGXU FX IOX[XULOH GHFOGXUUHVSHFWLYH'DFVHQRWHD] IOX[XULOHGHFOGXU

169


qf =

Q Q QR ; qcI = cI ; qcII = cII SR S cI S cII

[kW/m2]

(4.76)

UH]XOW   π ⋅ D2  QR − ⋅ q f + π ⋅ D f ⋅ q f ⋅ Ls  + QcI + QcII 4  L= π ⋅ D f ⋅ q f − +π ⋅ d ⋅ ( n I ⋅ q cI + n II ⋅ q cII )

[m]

(4.77)

'DF VH UHLD FDOFXOXO GH YHULILFDUH FX DFHVWH GLPHQVLXQL VH UHFDOFXOHD] Q , Q , Q 'cII úLVHGHWHUPLQ t 'f úL t 'cI . ' R

' cI

&DOFXOXOWHUPLFDOFD]DQXOXLFX HYLFXLQFOLQDUHPDUHWLS&5 'HVFULHUHDFD]DQXOXLHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH &D]DQHOH FX HYL FX vQFOLQDUH PDUH WLS &5 FD]DQH GH UDGLD LH sunt cazane DFYDWXEXODUH FX GRX WDPEXUXUL XQ GUXP FRQYHFWLY úL SUHvQFO]LWRU GH DHU 3URGXF DEXU VDWXUDW úL IXQF LRQHD] FX JD]H QDWXUDOH VDX FX FRPEXVWLELO OLFKLG 3ULQFLSDOHOH elemente componente sunt prezentate în schema din figura 4.5. $FHVWHFD]DQHDX HYLOHILHUEWRDUHDOHHFUDQHORUúLVLVWHPXOXLFRQYHFWLYOHJDWH GLUHFWODWDPEXUXULúLRvQFOLQDUHPHUJkQGSkQODYHUWLFDOLWate. Acest mod de prindere DVLJXUREXQFLUFXOD LHLQWHULRDUDDSHLúLHPXOVLHLvQFD]DQ ÌQWHKQLFDPRGHUQDXOXDWH[WLQGHUHWRWPDLPDUHFD]DQHOHFX HYi cu înclinare PDUHFXÄSHUHWHPHPEUDQ´DYkQG HYLOHDOWXUDWHVXGDWH cu platbande. Se înlRFXLHúWH DVWIHO ]LGULD JUHRDLH D FD]DQXOXL FX XQ VWUDW WHUPRL]RODQW SURWHMDW FX WDEO úL VH PUHúWHVXEVWDQ LDOWUDQVIHUXOUDGLDQWvQIRFDUGHDLFLúLGHQXPLUHDGH cazare tip CR). 7HKQLFD VXGXULL DXWRPDWH FX VWUDW SURWHFWRU GH IOX[ VDX vQ FXUHQW GH vQDOW IUHFYHQ HVWH ELQH SXVODSXQFWúLDVWIHOÄSHUH LLPHPEUDQ´VXQWHFRQRPLFLúLIU defecte. (WDQúHLWDWHDSHUIHFWvQIRFDUSHUPLWHDUGHUHDFRPEXVWLELOXOXLOLFhid sau gazos VXESUHVLXQHvQYHGHUHDLQWHQVLILFULLSURFHVHORUGLQIRFDUúLUHDOL]ULLXQRUYLWH]HPDUL GHFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHvQdrumurile convective. *D]HOH GH DUGHUH VFKLPE FOGXU SULQ UDGLD LH vQ IRFDU, parcurg lungimea IRFDUXOXLúLGDWRULWWLUDMXOXLVXQWREOLJDWHVWUHDFvQVLVWHPXOILHUEWRUFRQYHFWLYDe aici parcurg GLQ QRX OXQJLPHD FD]DQXOXL úL VXQW SUHOXDWH GH canalul de colectare úL LQWURGXVHvQ HYLOHSUHvQFO]LWRUXOXLGHDHU/DLHúLUHsunt aspirDWHGHFWUH un exhautor úLHOLminate laFRú Astfel de cazane pot produce 5 – 50 t/h abur cu presiuni de 8 – 30 bar.

170


9

5

8

6

12

2

3

14 3

hF

b

a

hC

lF

1 2 10

7 13

11

4

HFUDQODWHUDOHFUDQVSDWHILHUE WRUFRQYHFWLYFDQDOJD]HVSUH3$SUHvQF O]LWRUGHDHUWDPEXUVXSHULRU

tambur iQIHULRUFRQGXFWGHDEXUFDQDOGHDHUFROHFWRUHFUDQVSDWHDU]WRUDOLPHQWDUHFXDS13. purje.

)LJ&D]DQFX HYLFXvQFOLQDUHPDUH 4.2.2. Tema de proiectare 7HPDGHSURLHFWDUHLPSXQHXUPWRDUHOHGDWH - debitul cazanului : Dh [t/h] sau D [kg/s] ; - presiunea aburului saturat : ps [bar] ; - titlul aburului: $; - temperatura apei la intrarea în cazan: ti [0C]; - FRPSR]L LDFRPEXVWLELOXOXLXWLOL]DWOLFKLGVDXJD]RV ; - IRFDUXOIXQF LRQHD]vQVXSUDSUHVLXQHVDXvQGHSUHVLXQH; - cazaQFXSUHvQFO]LWRUGHDHU; - temperatura de prHvQFO]LUHD aerului: tpa [0C]; - WHPSHUDWXUDDHUXOXLLQWURGXVvQSUHvQFO]LWRUWa [0C]; &D]DQXO IXQF LRQHD] vQ VXSUDSUHVLXQH úL FRHILFLHQWXO GH H[FHV GH DHU HVWH constant pe traseul gazelor de ardere αf = αsfc = α1 =1,05 – 1,15. Coeficientul de exces GH DHU vQ SUHvQFO]LWRUXO GH DHU SRDWH V FUHDVF αPA = α2 = α1 GDF VXSUDSUHVLXQHD GLQ IRFDU DVLJXU R SUHVLXQH ]HUR VDX QHJDWLY OD LHúLUHD JD]HORU GLQ focar.

171


ConforP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO se HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXL6HGHWHUPLQ V0 , Vg , H i úLVHWUDVHD]GLDJUDPHOH,-t sau cp – t. o

&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWHFD]DQHIXQF LRQHD]QXPDLFXFRPEXVWLELOJD]RVVDXOLFKLGGHFLTmec=0 úLTcen=0) . a). 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORU de ardereODFRú )LLQGXQFD]DQGHDEXUFXVXSUDIH HDX[LOLDUHVHDGPLWHLQL LDORWHPSHUDWXUOD FRú FDOFXODW cu formula H[SHULPHQWDO de optimizare :

tcos ≅ 160 +

100 0 [ C] Dh

(4.78)

Din diagrama I-WVHDIOYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú

I cos = f ( t cos ,α cos ) (QWDOSLD DHUXOXL WHRUHWLF GH DUGHUH VH FDOFXOHD] SHQWUX WHPSHUDWXUD DPELDQW ta=20 0C; I ao = V0 c pa t a 5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú 1 qcos = ( I cos − α cos I ao ) Hi

(4.79)

b) 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF În proiectare se admite o pierdere prin arGHUH LQFRPSOHW FD]DQXO Iiind cu HFUDQDUHPDUHúLDU]WRUXOGHvQDOWSHUIRUPDQ :

qch = 0,001

c) 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQVXSUDIe ele exterioare ale cazanului 6HSRDWHXWLOL]DUHOD LDDSUR[LPDWLY qext = 5,8797 × 10 −2 Dh−0 ,5185 pentru cazane de abur cuVXSUDIH HDQH[H d) Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD: úL

η = 1 − ( qcos + qch + qext ) η% = 100 ⋅η % 172


e) Consumul de combustibil $GPL kQGFGHELWXOGHSXUMvQFRQGL LLOHXQHLDSHELQHWUDWDWHeste de 3% din debitul de abur al cazanului: Dp=0,03•D . 'LQWDEHOHOHGHSURSULHW LWHUPRGLQDPLFHDOHDEXUXOXL(Anexa 4 VHGHWHUPLQ pentru presiunea aburului ps XUPWRDUHOHPULPL - WHPSHUDWXUDGHVDWXUD LH - ts - entalpia aburului saturat uscat - i” - HQWDOSLDDSHLODVDWXUD LH - i’ - HQWDOSLDDSHLODLQWUDUHFRUHVSXQ]WRDUHWHPSHUDWXULL ti : io=4,186•ti (kJ/kg) Deoarece aburul are un titlul cHQWDOSLDILQDODDEXUXOXLHVWH

i = χ ⋅ i' ' +( 1 − χ ) ⋅ i'

(4.80)

Deoarece pentru cazanele de acHVWWLSQXVHXWLOL]HD]LQMHFWRDUHGHFRPEXVWLELO OLFKLG FX LQMHF Le de abur UH]XOW Winj (YLGHQW úL vQ FD]XO FRPEXVWLELOXOXL JD]RV Winj =0. 'H DVHPHQHD VH LD vQ FRQVLGHUDUH F SHQWUX FRPEXVWLELO OLFKLG VDX JD]RV qmec úLGHFLB* =B . 5H]XOWF:

B=

D ⋅ ( i − io ) + D p ⋅ ( i' −io )

η ⋅ Hi

[u.c.*/s]

(4.81)

*(unitati de combustibil) %LODQ XOGHDQVDPEOXDOFD]DQXOXL )OX[XOGHFOGXUXWLODOFD]DQXOXLHVWH Qut = D ⋅ ( i − io ) + D p ⋅ ( i' −io )

(4.82)

FluxulGHFOGXUDGXVGHFRPEXVWLELO:

Qc = B ⋅ H i

(4.83)

Fluxul de cOGXUDGXVFXDHUXODWPRVIHULF:

Qa = B ⋅ α cos ⋅ V0 ⋅ c pa ⋅ t a

(4.84)

173


)OX[XOGHFOGXUDGXVSULQSUHvQFO]Lrea aerului: QPA = B ⋅ α f ⋅ V0 ⋅ c pa ⋅ ( t pa − t a )

(4.85)

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWODFRú

Qcos = B ⋅ I cos

(4.86)

)OX[XOGHFOGXUpierdutSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF :

Qch = qch ⋅ B ⋅ H i

(4.87)


Qext = qext ⋅ B ⋅ H i

(4.88)

5H]XOWWDEHOXOGeELODQ

Tabelul 4.5. Util

Combustibil – pierderi

Qc Qa + QPA - QFRú - Qinc - Qext

∑ Q = Q'

Qut QPA

∑ Q = Q''

1RW vQ DFHVW ELODQ -q2BHi) s-a scris sub forma: (-BIFRú+BαFRúV0cpata); deci IRUPDH[SOLFLW 6HGHILQHúWHHURDUHDUHODWLY ε =

Q'−Q' ' 100% úL VH YHULILF HURDUHD Q' PD[LPDGPLVLELOGH 'DFHURDUHDHVWHPDLPDUHH[LVWRJUHúHDOGHFDOFXO &DOFXOXOWHPSHUDWXULLúLHQWDOSLLORUJD]HORUGHDUGHUHSHWUDVHX (QWDOSLDWHRUHWLFGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXIRUPXOD I t = H i ⋅ ( 1 − qch ) + α f V0 c pa t a [kJ/u.c.] DSRLVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t : t t = f ( I t ,α f ) [oC].

174

(4.89a)


6HDOHJHWHPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL tf = 900 ÷ 1100 0C aceste valori fiind normale pentru focare de cazane mari de abur. Se GHWHUPLQ apoi din diagrama I-t entalpia gazelor de ardere ODFDSWXOIRFDUXOXL If =f(tf,αf) . )OX[XOGHFOGXUSUHOXDWSULQUDGLD LHvQIRFDUYDIL: QR = ( 1 − qext ) ⋅ B ⋅ ( I t − I f ) [kW]

(4.89b)

)OX[XOGHFOGXUFDUHVHSUHLDvQVLVWHPXOILHUEWRUvQDQVDPEOXHVWH Qsf = D ⋅ ( i − io ) + D p ⋅ ( i' −io ) [kW] (4.90) iarIOX[XOGHFOGXUFDUHVHSUHLDvQVLVWHPXOILHUEWRUFRQYHFWLYHVWH: Qsfc = Qsf − QR [kW]

(4.91)

Entalpia gazelor de ardere lDVIkUúLWXOVLVWHPXOILHUEWRUconvectiv este:

I sfc = I f −

Qsfc

[kJ/u.c.]

( 1 − qext ) ⋅ B


t sfc = f ( I sfc ,α sfc )

(4.92) [0C].

)OX[XOGHFOGXUSUHOXDWGHSUHvQFO]LWRUXOGHDHUHVWH QPA = B ⋅ α f ⋅ V0 ⋅ c pa ⋅ ( t PA − t a ) [kW]

(4.93)

Entalpia gazeORUGHDUGHUHODVIkUúLWXOSUHvQFO]LWRUXOXLGHDHUHVWH

I PA = I sfc −

I PA ( 1 − qext )B

[kJ/u.c.]

(4.94)

úLGLQGLDJUDPD,-WUH]XOWWHPSHUDWXUD t PA = f ( I PA ,α PA ) [0C]. ÌQFKLGHUHDELODQ XOXLLPSXQH IPA=IFRúúLtPA=tFRú úLVHDGPLWHURULOHrelative : I − I PA ε I = cos ⋅ 100 (%) 0,5 % It úL

εt =

tcos − t PA 100 (%) 0,5 % tt

(4.95)

(URUL PDL PDUL LQGLF R JUHúHDO GH FDOFXO ÌQ ILQDO VH vQWRFPHúWH WDEHOXO centralizator 4.6. Tabelul 4.6.

175


6XSUDID D

)OX[GHFOGXU

Focar Convectiv I Convectiv II

QR Qsfc QPA

Temperatura gazelor intrare LHúLUH tt tf tf tsfc tsfc tFRú

%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOH GH FOGXU GLQ WDEHOHOH úL VH WUDQVSXQ JUDILF OD VFDU GXS modelul general prezentat în capitolul 2 figura 2.3 (cu B*=B, QSI=0; Qec=0; qmec úL qcen=0). 4.2.7. Calculul termic la focarului )RFDUXOGHWLSFDPHUDUHXUPWRDUHOHGLPHQVLXQL Sectiunea A-A 0

6

A

~500

A

h h’

A

h”

L l A

0

6

Fig. 4.6. Dimensiuni focar Acest calcul are ca scop determinarea suprafH HLGHUDGLD LHSRFDSDELOVSUHLD GHELWXO GH FOGXU UDGLDQW QR. Deoarece în calcule intervine gradul de ecranare    V  Ψ = S R  úLOXQJLPHDGHUDGLD LH  s = 4 ⋅ f  , este necesar un calcul interativ. Se   S per  S per    SRUQHúWHFXRYDORDUHDSUR[LPDWLY S’RFDUHvQILQDOVHYDFRPSDUDFXFHDUH]XOWDW din calcul SR.

S R' SRDWHILDSUHFLDWSULQGRXPHWRGH a) Se admite un flux unitar radiant qR=30 ÷ 50 kW/m2

176


úLUH]XOW

cu :

S R' =QR /qR [m2]

b) Se calFXOHD]VXSUDID DSUHOLPLQDUGHUDGLD LHvQIRFDUFXUHOD LD QR S R' = [m2] (4.96)  T f  4  T p  4   −    5,765 ⋅ ε ⋅   100   100   ε = 0,65 pentru combustibil gazos

ε = 0,75 pentru combustibil lichid Tf = tf + 273 [K] Tp = ts + 273 [K]

Pentru alegerea dimensiunilor focaUXOXLVHFDOFXOHD]YROXPXOIRFDUXOXLGLQWURFRQGL LHGHvQFUFDUHWHUPLFYROXPHWULFDGPLVLELO qv = 150 ÷ 250 [kW/m3] (4.97) úLUH]XOW

Vf =

Qc B ⋅ H i = qv qv

[m3]

(4.98)

Se alege apoi un raport de laturi h ≅ (3 ÷ 4) ⋅ A

Vf = A⋅ h ⋅ L úLVHGHWHUPLQODWXULOHGLQUHOD LD /DWXULOH VH URWXQMHVF OD YDORULOH vQWUHJL GH ]HFLPL GH PHWUX 'DF ODWXULOH DX GLPHQVLXQLSUHDGLIHULWHGHVROX LLOHX]XDOHVHDOHJHDOWvQFUFDUHWHUPLFDIRFDUXOXL &XQRVFkQGFVXSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXLHVWH A S per = h" ⋅ L + h' ⋅ L + 2 ⋅ ⋅ L + 2⋅ A⋅ h cos 6 o

[m2]

úLFJrosimea stratului radiant de gaze este :

s = 4⋅

Vf S per

[m]

(4.99)

sHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU 0,8 + 1,6 ⋅ p H 2O Tf    ⋅ ( p H 2O + p RO2 ) (4.100) ⋅ 1 − 0 ,38 ⋅ kg = 1000  ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ s  Valorile lui p H 2O úL p RO2 s-au calculat pentru α1 = αfFXUHOD LLOH

177


p H 2O =

VH 2O Vgo + ( α f − 1 )V0

p g ; p RO2 =

VRO2 Vgo + ( α f − 1 )V0

p g (4.101)

cu : pg =1 bar. 6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGe ardere din focar :

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(4.102)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDDSUR[LPDWLY T k fl = 1,6 ⋅ f − 0,5 (4.103) 1000 úLFRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLFXUHOD LD

a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(4.104)

PondHUHDDEVRUE LHLIOFULLFXFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHVHIDFH GXSFULWHULLexperimentaleFRQVLGHUkQGRSURSRU LHGLQYROXPXOIRFDUXOXLRFXSDWGH SDUWHDOXPLQRDVDIOFULLβ - coeficient de luminozitate) . &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD a = β ⋅ a fl + ( 1 − β ) ⋅ a g (4.105) cu

β = 0,2 –SHQWUXIODFUOXPLQRDVGHFRPEXVWLELOJD]RVúL β SHQWUXIODFUSURGXVGHFRPEXVWLELOOLFKLG Gradul de ecranare al focarului este :

S R' Ψ = § S per

(4.106)

úLPXUGULUHDVXSUDIH HORU ξ = 0,7 ÷ 0,9 combustibil gazos

ξ = 0,6 ÷ 0,7 combustibil lichid

&XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL

af =

0,82 ⋅ a a + ( 1 − a ) ⋅Ψ ⋅ ξ

(4.107)

2 DOW FDUDFWHULVWLF D IRFDUXOXL IDFWRUXO GH SR]L LH D IOFULL vQ IRFDU SHQWUX combustibil lichid sau gazosVHGHWHUPLQFXUHOD LD:

178


M = a M − bM ⋅ cu :

harz H foc

aM = 0,52; bM = 0,3;

(4.108)

harz 1 =FRQIRUPVFKL IRFar § . H foc 3


T  QR 1 SR = ⋅ 3  t − 1 ⋅ 2 −8 3 T  M 5,765 ⋅ 10 ⋅ M ⋅ ξ ⋅ a f ⋅ T f ⋅ Tt  f 

[m2]

(4.109)

unde TtHVWHWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHtt+273) [K]. ' $FHDVW VXSUDID YD IL GLIHULW GH S R GHWHUPLQDW vQ FDOFXOXO DSUR[LPDWLY

'DFGLIHUHQ DHVWHPDLPDUHGH % se reia calculul cu valori modificate pentru ψ (pentru calcule automateGLIHUHQ DHVWHGHPD[ 1 % ). 6XSUDID D SHUH LORU HFUDQD L VROX LD FX ]LGULH YD IL GLIHULW GH SR datRULW FRHILFLHQWXOXLVXEXQLWDUGHHILFLHQWDHFUDQHORUGHSHUHWH( χ ). Amplasarea ecranelor se face astfel : a) Ecranul de tavan (VWH FRQVWLWXLW GLQ HYLOH VHPLvQJURSDWH DOH WDYDQXOXL HYLOH GH HFUDQH OD FD]DQXOFX HYLFXvQFOLQDUHPDUHDXGLPHQsiunea : φ 51×3; φ 51×5; φ 57×3; φ 57×5; φ 60×3; φ 60×5 Se alege pasul ecranelor :

s = 1,2 ÷ 1,8 cu d –GLDPHWUXOH[WHULRUDO HYLL d Pasul este IRDUWH PLF SHQWUX FD UFLUHD ]LGULHL V VH IDF IRDUWH LQWHQV úL JURVLPHDQHFHVDUa ]LGULHLVILHPLF $VWIHO OD FD]DQHOH &5 JURVLPHD ]LGULHL IRFDUXOXL HVWH PP ID GH DOWH cazane la care grosimea ajunge la 300 – 500 mm. Din diagrama din figura UH]XOW YDORDUHD FRHILFLHQWXOXL GH HILFLHQ χ al ecranului.

179


(ILFLHQ HFUDQGHUDGLD LHGLVWDQ DW

1

s

d

0.9 0.8 X 0.7 0.6 0.5 0.4 1

1.5

2

2.5

3

3.5 s/d

4

4.5

5

5.5

6

(ILFLHQ HFUDQGHUDGLD LHVHPLvQJURSDW

1

s

0.9

d

0.8 0.7 X

0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 1

1.5

2

2.5

3.5 s/d

3

4

4.5

5

5.5

6

)LJ'LDJUDPHGHFDOFXOSHQWUXFRHILFLHQ LLGHHILFLHQWDLHFUDQHORU 6XSUDID DHFUDQDWHVWH: S a = A ⋅ L

1 cos 6 0

(4.110)

b) Ecranul lateral stânga eVWH vQ FRQWLQXDUHD HFUDQXOXL GH WDYDQ GDU HYLOH Qu mai sunt semiîngropate ci sunt GLVWDQ DWHID GHSHUHWHODGLVWDQ Ds =(1,2 ÷ 1,8)d. 'LQGLDJUDPDILJXULLUH]XOWFRHILFLHQWXOGHHILFLHQ χ al ecranului.

180


6XSUDID DHFUDQDWHVWH S b Cu:

= h" ⋅L

(4.111)

A 0 h”=h+2 tg 6 2 c). Ecranul lateral dreapta Este un ecran independent, legat la tamburi.

'LQ PRWLYH FRQVWUXFWLYH GLDPHWUXO úL SDVXO HYLORU VH SVWUHD] DFHODúL FD OD HFUDQXOVWkQJD7RWXúLGDFHVWHQHFHVDUVHSRDWHPULSDVXOQHILLQGLPSXVHFRQGL LL GHUFLUHD]LGULHL 'LQGLDJUDPDILJXULLUH]XOWFRHILFLHQWXOGHHILFLHQ χ al ecranului. 6XSUDID DHFUDQDWHVWH S b Cu:

h’=h-2

= h' ⋅L

(4.112)

A tg 60 2

d) Ecranul spate (VWH XQ HFUDQ OHJDW SULQ GRX colectoare exterioare de tamburi. Montarea lui DUHvQVSHFLDOUROXOGHUFLUHDSHUHWHOXLGLQVSDWHGDUSRDWHVúLOLSHDVF TotGLQPRWLYHFRQVWUXFWLYHVHUHFRPDQGPHQ LQHUHD diametruluiúLSDVului de DúH]DUHGHOD celelalte ecrane de perete. DinGLDJUDPDILJXULLUH]XOWFRHILFLHQWXOGHHILFLHQ χ al ecranului. 6XSUDID DHFUDQDWHVWH S b = h ⋅ L e) Ecranul ID (VWH XQ HFUDQ OHJDW SULQ GRX FROHFWRDUH H[WHULRDUH GH WDPEXUL 0RQWDUHD OXL DUHvQVSHFLDOUROXOGHUFLUHDSHUHWHOXLID DYkQGX-VHJULMVVHSUHYDGVSD LLvQWUH HYL SHQWUX DPSODVDUHD DU]WRDUHORU 6SD LLOH GLQWUH HYL VH UHDOL]HD] SULQ VFGHUHD SDVXOXL GH DúH]DUH GH R SDUWH úL GH DOWD D ]RQHL GH DPSODVDUH D DU]WRUXOXL )RUPD HYLORUQXYDPDLILGUHDSWci va avea bucle cu îndoiri specifice rezultate constructiv. 6XSUDID DHFUDQDWHVWHDFHHDvLFXFHDDSHUHWHOXLVSDWH

181


În final se vQWRFPHúWH un tabel centralizator (4.7) al ecranelor .

Amplasare ecran

Dimensiuni [m]

Tavan Perete lateral stânga Perete lateral dreapta Perete spate 3HUHWHID

6XSUDID D Si [m2]

Tabelul 4.7. 6XSUDID DGH Coeficient de UDGLD LHSi χ i HILFLHQWχ i [m2]

∑S x

i i

7UHEXLHVVHUHDOL]H]H

∑S x

i i

≥ SR

(4.113)

'DF VH UHQXQ OD VROX LD GH ]LGULH vQ IDYRDUHD VROX LHL GH SHUHWH PHPEUDQ FDOFXOHOH UPkQ YDODELOH FX SUHFL]DUHD F SHQWUX WRDWH VXSUDIH HOH FRHILFLHQ LL GH HILFLHQ Di ecranelor devin egali cu 1.

S i xi > S R se va reduce lungimea de ecranare LVDXVHSRDWHUHQXQ D 'DF la ecranul de fund.

∑

S i xi < S R VXSUDID D SHUH LORU QX HVWH VXILFLHQW SHQWUX DPSODVDUHD 'DF HFUDQHORU úL WUHEXLH DOHV XQ IRFDU PDL PDUH &DOFXOul se reia de la început cu o vQFUFDUHWHUPLFYROXPHWULFqvPDLPLF

∑

'XS VWDELOLUHD PULPLORU JHRPHWULFH DOH HFUDQHORU VH FDOFXOHD] QXPUXO GH HYL SHQWUX ILHFDUH HFUDQ SULQ vPSU LUHD O LPLL SHUHWHOXL OD SDVXO GH HFUDQDUH s. Se face apoi RVHF LXne ODVFDUDIRFDUXOXLHFUDQDW &DOFXOXOWHUPLFODVLVWHPXOXLILHUEWRUFRQYHFWLY 'UXPXO FRQYHFWLY HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : Qsfc –IOX[GHFOGXU[kW] ; – temperatura gazelor la intrare; tf tsfc –WHPSHUDWXUDJD]HORUODLHúLUH tsat –WHPSHUDWXUDIOXLGXOXLODVDWXUD LH

182


3HQWUX VWDELOLUHD VHF LXQLL GH WUHFHUH D JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH GLDPHWUXO HYLORU GUXPXlui convectiv din gama X]XDO GH HYL φ 60×3; φ 57×3 sau φ 51× úL pasul relativ transversal

s = 1,3 ÷ 1,8 . d

6H DOHJH LQL LDO GLDPHWUXO HYLORU úL YLWH]D GH FLUFXOD LH D JD]HORU GH DUGHUH vQ w’=10 ÷ 15 m/s limitele economice : 6HF LXQHDQHFHVDUGHWUHFHUHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL BVg t mg + 273 ⋅ Asfc = [m2] w' 273 unde:

(4.114)

Vg s-DFDOFXODWFXUHOD LD Vg = Vg + ( α sfc − 1 ) ⋅ V0 . o

tmg – este temperatura medie a gazelor de ardere : tmg = *HRPHWULFVHF LXQHDGHWUHFHUHOLEHUHVWH s −d  d h = b' ⋅h ⋅ 1 −  Asfc = b'  1  s1   s1  úLUH]XOWO imea provizorie a canalului convectiv :

b' =

Asfc  d h1 −   s1 

[m]

t f + t sfc 2

[0C]

(4.115)

(4.116)

 b'



úLQXPUXOGH HYLSHUkQG n1r =  − 1 + 2 -VHURWXQMHúWHODQXPUXOvQWUHJFHO  s1 

mai apropiat. Uzual : n1r = 4÷ HYL 'DF n 1r este în afara acestui domeniu se UHFRPDQGUHFDOFXODUHDFXRvQO LPHKGLIHULWDVWIHOîncâtVVHUHVSHFWHLQWHUYDOXO 5H]XOWO LPHDUHDODFDQDOXOXLFRQYHFWLY b = (n1r + 1)⋅ s1 [m] ÌQILQDOVHUHFDOFXOHD]YLWH]DJD]HORUGHDUGHUH :

w=

B ⋅ Vg ⋅

t mg + 273

273 h ⋅ (b − n1r ⋅ d )

[m/s]

(4.117)

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tmg VH GHWHUPLQ GLQ DQH[a 9 XUPWRDUHOHYDORUL

183


-

YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF


ν λ Pr

[m2/s] [W/mK]

apoLVHGHWHUPLQFULWHULXOKLGURGLQDPLF

Re =

w ⋅ de υ

úLVLPSOH[XULOHGHOXQJLPL

s1 s2 s1 s ; ; . Pentru 2 se aleg valori de 1,7 ÷ 2,2. d e d e s2 de

&RUHF LDGHDúH]DUHDIDVFLFROXOXLHVWH

s  cσ =  2   de 

s  cσ =  1   s2 

−0 ,15

pentru coridor 1/ 6

SHQWUXHúLFKHUFX

SHQWUXHúLFKHUFX

cσ = 1,12

s1 <2 s2

s1 ≥2 s2

6HFDOFXOHD]DSRLFRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHODVFOGDUH WUDQVYHUVDODIDVFLFROXOXLvQHúLFKHUvQLSRWH]D 103 < Re < 105 P  λ α t = 0,41 ⋅ ⋅ cσ ⋅ Re 0 ,6 ⋅ Pr 0 ,33 ⋅  r  P  d  rp 

αc =

0 ,25

N − 0,7 ⋅αt N

[W/m2K]

(4.118) (4.119)

'HRDUHFHQXPUXOGHUkQGXULHVWHGHRELFHLN >15; α c ≅ α t . &RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD ie este determinat de parametrii : *

p H 2O úL p RO FDOFXOD LvQFDSLWROXOUHOD LD úLVHFDOFXOHD] 2

pentru α = α sfc . * s – grosimea stratului radiant, care va fi :

  s s  s = 1,87 ⋅  1 + 2  − 4,1 ⋅ d d d    &RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUHVWH

184

[m]

(4.120)


0 ,8 + 1,6 ⋅ p H 2O

kg =

( p H 2O + p RO2

Tmg    ⋅ ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ 1 − 0,38 ⋅ 1000  )⋅ s 

(4.121)

cu Tmg = tmg + 273 [K] iar coeficientul de emisie al gazelor de ardere :

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(4.122)

Coeficientul de schimb de FOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

α r = 5,765 ⋅ 10 −8 ⋅

ap +1 2

3 ⋅ a g ⋅ Tmg

  T    1−  p   T     mg  ⋅ 3, 6    Tp     1 −   T   mg  

[W/m2K]

(4.123)

XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORDUHD ap úL SHQWUX WHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL T p = t sat + 20 + 273 [K] (4.124) Coeficientul de WUDQVIHUGHFOGXUHVWH:

α i = ωα c + α r

(4.125)

cu ω=0,95 ÷SHQWUXVFOGDUHDLPSHUIHFWDIDVFLFROXOXL &RHILFLHQWXOJOREDOGHVFKLPEGHFOGXUHVWH

k=

αi 1 + ε ⋅ αi

(4.126)

cu valorile SHQWUXFRHILFLHQWXOGHPXUGULUHε din tabelul 4.4. 'LIHUHQ D PHGLH GH WHPSHUDWXUL VH GHWHUPLQ FRQIRUP VFKHPHL ILJXULL úL UHOD LHL

∆t m =


(4.127)

ÌQILQDOVXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUDGUXPXOXLFRQYHFWLYVHGHWHUPLQFX UHOD LD 185


Ssfc =

Q sfc k ⋅ ∆t m

[m2]

(4.128)

t tf ∆tmax tsfc tsat

Ssfc

∆tmin

S

)LJ'LIHUHQ DPHGLHDWHPSHUDWXULORU úLUH]XOWQXPUXOGHUkQGXULGH HYL

N=

S sfc

π ⋅ d e ⋅ n1r ⋅ h

;

care VHURWXQMHúWHODYDORDUHvQWUHDJ Lungimea drumului convectiv este: lc = N ⋅ s2 [m]. ÌQ FD]XO FkQG QXPUXO GH UkQGXUL HVWH 1! HVWH X]XDO V VH vPSDUW în GRX SDFKHWHIDVFLFROXOFRQYHFWLYFXXQVSD LXGHYL]LWDUHvQWUHHOHGHDSUR[LPDWLYP În acest caz: lc = N ⋅ s2 + 0,5 [m] . &DOFXOXOWHUPLFDOSUHvQFO]LWRUXOXLGHDHU 3UHvQFO]LWRUXO GH DHU HVWH GHWHUPLQDW GLQ FDOFXOHOH DQWHULRDUH SULQ XUPWRULL parametrii : QPA –IOX[GHFOGXU[kW] ; tsfc – temperatura gazelor la intrare [oC] ; tFRú – temperatura gazelor ODLHúLUH[oC] ;

186


ta tap

– temperatura aerului la intrare (ambiant) [oC] ; –WHPSHUDWXUDDHUXOXLSUHvQFO]LWODLHúLUH [oC] .

6ROX LD FRQVWUXFWLY QX HVWH OHJDW GH GLPHQVLXQLOH UHVWXOXL FD]DQXOXL FX H[FHS LDOXQJLPLLFDUHQXWUHEXLHVGHSúHDVFOXQJLPHDFD]DQXOXL 3UHvQFO]LWRUXOVHUHDOL]HD]GLQ HYLVFOGDWHvQLQWHULRUGHJD]HOHGHDUGHUHúL vQ H[WHULRU WUDQVYHUVDO GH DHU 6H DOHJH XQ GLDPHWUX DO HYLORU vQ JDPD YDORULORU uzuale : N22×2; N25×2; N32×2; N38×2; N42×2; N45×2; N54×2; N57×2 6HGHWHUPLQDSRLGLDPHWUHOHFDUDFWHULVWLFH - interior di [m] - exterior de [m] 3HQWUX FDOFXOXO WUDQVIHUXOXL GH FOGXU SH SDUWHD JD]HORU GH DUGHUH VH DOHJH R YLWH] wg ·PVYLWH]UHODWLYPLF,GHRDUHFHVXSUDID DILLQGPDUHSLHUGHULOHGH sarcince vor rezulta sunt mari. 1XPUXOGH HYLSUHOLPLQDUQHFHVDUvQIDVFLFXOHVWHGDWGHVHF LXQHDQHFHVDUGH curgere a gazelor de ardere : B ⋅ Vg t m + 273 ⋅ APA = [m2] (4.129) Wg 273 úL A n' = PA2 (4.130) πd i 4 unde temperatura medie a gazelor este : t m = úLYROXPXOGHJD]H:

t sfc + tcos

2 Vg = Vg o + ( α cI − 1 )V0 .

[0C]

1XPUXOGH HYLVHUHSDUWL]HD]DSRLILJXUD vQWU-RDúH]DUHvQHúLFKHUSHXQ dreptunghi cu raportul laturilor hp=(1,5 – 2)•bp . s1 s = 2; 2 = 1,7 − 2 ,1 ceea ce duce la un pas pe 3DVXO HYLORU VH DOHJH de de GLDJRQDO

s = 1,2 − 1,5 . de

187


s2

s1 bp s Directia de circulatie a aerului

hp

)LJ$úH]DUHD HYLORUvQ3$ 'LQDúH]DUHUH]XOWQXPUXOUHDOGH HYLn. 6HUHFDOFXOHD]DSRLYLWH]DJD]HORUGHDUGHUH

Wg =

B ⋅ Vg 2 i

πd n⋅ 4

⋅

t m + 273 273

[m/s]

(4.131)

Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tm VH GHWHUPLQ GLQ DQH[a 9 XUPWRDUHOHYDORUL - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] ν -


λ Pr

DSRLVHGHWHUPLQFULWHULXOKLdrodinamic :

[W/mK]

Re =

Wg d i

υ

Valoarea simplexului de lungimi este, luând ca lungime lungimea focarului :

3 pentru L/di < 80 ( L / d i )0 ,25 Cl = 1 pentru L/di > 80 Cl =

6HFDOFXOHD]DSRLFRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHvQLSRWH]D VFOGULLLQWHULRDUHúLWXUEXOHQ HLVWDELOL]DWH5H≥10000 :

α c = 0 ,0263 ⋅ Cl ⋅

λ ⋅ Pr0 ,35 ⋅ Re 0 ,8 [W/m2K] di

LDUvQFD]XO5HVHDSOLFúLFRUHF LDVXEXQLWDU pentru αc :

188

(4.132)


6 ⋅ 105 ε = 1− Re1,8

(4.133)

CoHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHFDOFXOHD]QXPDLGDF

tm =

t sfc + t cos 2

≥400 0C

(4.134)

vQ FDUH FD] PHWRGLFD HVWH DFHLDúL FX FHD IRORVLW OD VLVWHPXO ILHUEWRU FRQYHFWLY schimbându-se p H 2O , p RO2 ,

UDGLD LHLVHQHJOLMHD]úLαr=0.

Tm úL

Tp =

t m + t ma + 273 'DF tm<400 2

Coeficientul de WUDQVIHUGHFOGXU este : αg = αc + αr sau αg = αc

0

C efectul

(4.135)

3HQWUX FDOFXOXO WUDQVPLVLHL GH FOGXU SH SDUWHD DHUXOXL VH DOHJH VFhema de VFOGDUHFXPDLPXOWHWUHFHULFRQIRUPILJXULL ÌQGLUHF LDSHUSHQGLFXODUSHLQWUDUHDDHUXOXLVXQWQ1 HYL

n1 =

hp

(4.136)

s1

úLvQGLUHF LDGHFXUJHUHDDHUXOXLQ2 HYL

n2 =

hp

(4.137)

s2

VLWH]DGHFXUJHUHDDHUXOXLDFHLDúLvQWRDWHWUHFHULOHVHDOHJHvQOLPLWHOH

Wa = 5 ÷ 10 m/s 5H]XOWVHF LXQHDOLEHUQHFHVDUWUHFHULLDHUXOXL

Aa =

B ⋅ Va ⋅ α f t am + 273 ⋅ Wa 273

[m2]

(4.138)

cu

t am =

t a + t ap

[0C]

2

úLGHRDUHFHJHRPHWULFVHF LXQHDHVWH s − de Aa = b ⋅ l1 ⋅ 1 s1

[m2]

189

(4.139)


sau UH]XOW

Aa = l1 ⋅ ( b − n1 ⋅ d e ) l1 =

Aa s − de b⋅ 1 s1

[m]

(4.140)

Canalul de aer este astfel complet deterPLQDWúLDUHGLPHQVLXQLOHb x l1 . Pentru temperatura medie a aerului tamVHGHWHUPLQGLQanexa 9, din coloanele SHQWUXDHUXUPWRDUHOHYDORUL [m2/s] - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF ν -


λ Pr

[W/mK]

DSRLVHGHWHUPLQFULWHULXOKLGURGLQDPLF

2

Re =

AER CALD

4

Wa ⋅ d i υ 1

3

A GAZE DE ARDERE

5 7

s2 7

GAZE DE ARDERE

s1

2

A

6

AER RECE

a –VHF LXQHWUDQVYHUVDO HYLPHWDOLFHúWX LQWUDUH

b –VHF LXQHORQJLWXGLQDO

–LHúLUHDJHQWWHUPLFVHFXQGDUDHU FDPHUGHvQWRDUFHUHSHUH L –LHúLUHDJHQWWHUPLF primar (gaze de ardere).

GHVS U LWRULúLFDQH SO FLWXEXODUHL]ROD LHWHUPLF úWX LQWUDUH

)LJ3UHvQFO]LWRUXOGHDHU &RUHF LDGHDúH]DUHDIDVFLFROXOXLHVWH

s  Cσ =  2   de 

−0 ,15

pentru coridor

190


s  Cσ =  1   s2  Cσ = 1,12

SHQWUXHúLFKHUFX SHQWUXHúLFKHUFX

s1 <2 s2

s1 ≥2 s2

6HFDOFXOHD]DSRLFRHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHODVFOGDUH WUDQVYHUVDODIDVFLFROXOXLvQHúLFKHUvQLSRWH]D 103 < Re < 105 :

 Pr  λ α 3 = 0 ,41 ⋅ ⋅ Cσ ⋅ Re 0 ,6 ⋅ Pr 0 ,33 ⋅   P  de  rp 

αc =

0 ,25

[W/m2K]

n2 − 0,7 ⋅α3 n2

(4.141) (4.142)

unde n2HVWHQXPUXOGH HYLvQGLUHF LDGHFXUJHUH. &RHILFLHQWGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHQXH[LVWvQFD]XODHUXOXL (format din gaze biatomice). 3HQWUXIDFWRUXOGHVFOGDUHneunifiUPVHDGRSWYDORDUHDω =0,95 – 0,98. Coeficientul de WUDQVIHUGHFOGXU este :

αa = ω ⋅αc


k =ξ ⋅

αa ⋅α g αa + αg

[W/m2K]

(4.143)

FXYDORULOHSHQWUXFRHILFLHQWXOGHPXUGULUH ξ = 0,70 ÷ 0,80 pentru combustibil gazos ξ = 0,65 ÷ 0,75 pentru combustibil lichid 'LIHUHQ DPHGLHGHWHPSHUDWXULHVWHFRQIRUPVFKHPHL

∆t m =


(4.144)

6XSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUQHFHVDUHVWH

S PA =

QPA k ⋅ ∆t m

[m2]

191

(4.146)


t tsfc ∆tmax tcos

tap

∆tmin ta SPA

S

)LJ'LIHUHQ DPHGLHDWHPSHUDWXULORU *HRPHWULFVXSUDID DGHVFKLPEGHFOGXUHVWH S PA = ntr ⋅ l1 ⋅ π ⋅ d m ⋅ n

(4.146’)

unde ”dm´HVWHGLDPHWUXOPHGLXDO HYLLLDU´ ntr ´HVWHQXPUXOGHWURQVRDQHúLUH]XOW

ntr =

S PA π ⋅ d m ⋅ l1 ⋅ n

(4.147)

'DFQXPUXOGHWURQVRDQHUH]XOWIUDF LRQDUVHURWXQMHúWHODYDORDUHDvQWUHDJ LPHGLDW VXSHULRDU &KLDU GDF DFHVW OXFUX vQVHDPQ R RDUHFDUH VXSUDGLPHQVLRQDUH a SUHvQFO]LWRUXOXLGHDHUIDSWXOQXQHFHVLWRUHDMXVWDUHGHRDUHFHVXSUDID DOXFUHD]vQ FRQGL LL GH PXUGULH PDL LQWHQV úL QLFL WHPSHUDWXUD DHUXOXL SUHvQFO]LW QX HVWH XQ SDUDPHWUXDFUXLYDORDUHDWUHEXLHPHQ LQXWVWULFWODRDQXPLWPULPH LungiPHDWRWDODSUHvQFO]LWRUXOXLGHDHUHVWH

L = l1 ⋅ ntr

[m]

(4.148)

$FHDVW OXQJLPH QX WUHEXLH V GHSúHDVF OXQJLPHD FD]DQXOXL 6H SRDWH LQWHUYHQLSHQWUXPLFúRUDUHDOXQJLPLi astfel : - GLDPHWUXPDLPLFDO HYLORU; - vitez mai mare a aerului ; - vitez PDLPLF a gazelor de ardere . 6H YHULILF GDF WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL HYLL OD FDSWXO FDOG Wsfc, tap) este mai PLF GH o& 'DF DFHDVW FRQGL LH QX HVWH vQGHSOLQLW VH VFKLPE VROX LD FRQVWUXFWLYSULQWUHFHUHODFLUFXOD LHHFKLFXUHQW6HUHGLPHQVLRQHD]VFKLPEWRUXOGH FOGXULDUvQILQDOVHYHULILFvQGHSOLQLUHDFRQGL LHLODDPEHOHFDSHWHQXVHúWLHFDUH HVWHFDSWXOPDLFDOG 192


CAPITOLUL 5

CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR CU CONDENSATIE 5.1. 'HVFULHUHDFD]DQXOXLHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH ,Q FDGUXO SUHRFXSULORU JHQHUDOH GH HILFLHQWL]DUH HQHUJHWLF D FRQVXPDWRULORU PLFL úL PHGLL GH FOGXU GH]YROWDUHD GRPHQLXOXL FD]DQHORU FX FRQGHQVD LH YLDELOH WHKQLFúLDYDQWDMRDVHHFRQRPLFUHSUH]LQWRGLUHF LHGHPDUHDFWXDOLWDWH )HQRPHQXO SDUWLFXODU XUPULW HVWH FRQGHQVDUHD YDSRULORU GH DS GLQ JD]HOH GH DUGHUHSHVXSUDIH HOHGHWUDQVIHUGHFOGXUDOHFD]DQXOXLvQYHGHUHDH[WUDJHULLFOGXULL ODWHQWH GH YDSRUL]DUH $VWIHO VH SRDWH WUHFH GH OD SRWHQ LDOXO HQHUJHWLF DO FRPEXVWLELOXOXLUHSUH]HQWDWGHSXWHUHDFDORULFLQIHULRDUODSRWHQ LDOXOUHSUH]HQWDWGH SXWHUHDFDORULFVXSHULRDU ,Q YHGHUHD SUHFL]ULL FRQGL LLORU GH DSDUL LH D IHQRPHQXOXLGHFRQGHQVDUHXWLO vQFD]DQHúLFXDQWLILFDUHDHQHUJHWLFDHIHFWHORUVHSRUQHúWHGHODDQDOL]DFRQ LQXWXOXL GHYDSRULGHDSGLQJD]HOHGHDUGHUH(VWHLPSRUWDQWGHSUHFL]DWGHODvQFHSXWFGLQ gama de combustibili se va studia numai gazul natural (metanul) deoarece în cazul FRPEXVWLELOLORU OLFKL]L VDX VROL]L GDWRULW FRQ LQXWXOXL GH VXOI LQHUHQW DFHVWRUD FRQGHQVXO UH]XOWDW DUH XQ FDUDFWHU DFLG FDUH QHFHVLW WUDWUL XOWHULRDUH IFkQG QHSUDFWLFXWLOL]DUHDvQJDPDGHSXWHULPLFLúLPHGLL'HDVHPHQHDQXYRUILDQDOL]D L QLFL DO L FRPEXVWLELOL JD]RúL GH H[HPSOX FRPEXVWLELOLL JD]RúL OLFKHILD L GHRDUHFH FRQ LQXWXO GH YDSRUL GH DS vQ JD]HOH GH DUGHUH HVWH LQIHULRU FHOXL GLQ FD]XO JD]XOXL metan, fenomenul de condensare fiind dezavDQWDMDW LDU SH GH DOW SDUWH JUDGXO GH IRORVLUH vQ LQVWDOD LLOH WHUPLFH FDVQLFH HVWH UHODWLY UHGXV 'HVLJXU SDUWLFXODUL]DUHD PHWRGRORJLHL GH FDOFXO OD DFHúWL FRPEXVWLELOL vúL YD JVL RSRUWXQLWDWHD SH PVXU FH VLVWHPHOHGHFRQGHQVDUHYRUFSWDvQYLLWRU o extindere mai mare. )HQRPHQXO GH FRQGHQVDUH DO YDSRULORU GH DS GLQ JD]HOH GH DUGHUH DSDUH vQ FRQGL LLOHH[LVWHQ HLXQHLVXSUDIH HGHWUDQVIHUGHFOGXUFXRWHPSHUDWXUODLQWHUID D FX JD]HOH GH DUGHUH PDL VF]XW GHFkW WHPSHUDWXUD SXQFWXOXL GH URX al vaporilor de DS GLQ DPHVWHFXO GH JD]H UHSUH]HQWDW GH JD]HOH GH DUGHUH ,Q FRQFOX]LH SHQWUX RE LQHUHD HIHFWXOXL WHUPLF XWLO OD FRQGHQVDUH QX VH LPSXQH FRQGL LD GH VFGHUH D WHPSHUDWXULL JD]HORU GH DUGHUH VXE WHPSHUDWXUD SXQFWXOXL GH URX FL GRDU FRQGL LD VFGHULL WHPSHUDWXULL VXSUDIH HL GH FRQWDFW VXE WHPSHUDWXUD SXQFWXOXL GH URX &RQGHQVDUHDDUHHIHFWXWLOGLQSXQFWGHYHGHUHHQHUJHWLFGDFVXSUDID DvQFDX]HVWH XQDGLQVXSUDIH HOHGHWUDQVIHUGHFOGXUDOHFD]DQXOXL

193

5. CALCULUL TERMIC AL CAZANELOR CU CONDENSATIE

Pentru exemplificarea grafLF D FRQGL LLORU FH GHWHUPLQ DSDUL LD IHQRPHQXOXL în figura 5.VXQWSUH]HQWDWHFHOHGRXVLWXD LLFHVHSRWvQWkOQLvQVLVWHPHOHFRQYHFWLYH ale cazanului. Profil temperatura

t

t Canal curgere gaze de ardere Apa

Apa

t perete

Punct de roua

t apa

t perete t apa

Punct de roua

Gaze de ardere

Gaze de ardere

Fig5.E $SDUL Le condensare

Fig.5.D /LSVFRQGHQVDUH

6WDELOLUHD FX DSUR[LPD LH D ]RQHL XQGH vQFHSH FRQGHQVDUHD VH IDFH LPSXQkQG FRQGL LD GH DSDUL LH D FRQGHQVULL OD XQ QLYHO DO WHPSHUDWXULL SHUHWHOXL HJDO FX WHPSHUDWXUD GH URX D JD]HORU GH DUGHUH FX XPLGLWDWH LQL LDO &RQGL LD JHQHUDO GH condensare este: tper W . URX

&DQWLWDWHDWRWDOGHFRQGHQVGLQJD]HOHGHDUGHUHVHFDOFXOHD]DVWIHO Cantitatea de H2 în combustibil este: H2 =

4 16

[kg(H2)/kg(CH4)]

&DQWLWDWHDGHDSSURGXVGHDUGHUHDKLGURJHQXOXLHVWH H2 O =

18 2

[kg(H2O)/kg(H2)]

&DQWLWDWHDGHDSSURGXVGHDUGHUHDDNJGHPHWDQHVWH H2O/CH4 =

4 18 • = 2,25 16 2

[kg(H2O)/kg(CH4)]

194


'HQVLWDWHDPHWDQXOXLVHFDOFXOHD]GLQUHOD LD 1 kg(CH4) =

22,4 Nm3(CH4) = 1,4 Nm3(CH4) 16

&DQWLWDWHDGHDSSURGXVGHDUGHUHDD1P3 de metan este: H 2 O 2,25 = = 1,607 CH 4 1,4

[kg(H2O)/Nm3(CH4)]

(FKLYDOHQWXO vQ FOGXU DO DFHVWHL FRQGHQVUL HVWH LQkQG VHDPD F OD temperatura de 60 0&FOGXUDGHFRQGHQVDUHHVWHU NFDONJ Qcond = 623· 1,607 = 1001 kcal/Nm3(CH4) La o FRQGHQVDUH WRWDO D YDSRULORU GH DS GLQ JD]HOH GH DUGHUH FOGXUD GH FRQGHQVDUH UHSUH]LQW UDSRUWDW OD SXWHUHD FDORULF LQIHULRDU XQ VXUSOXV GH FOGXU FHGDWGH û4 •100 = 11,78 % &XQRVFkQGFRQ LQXWXOLQL LDOGHYDSRULGHDSGLQJD]HOHGHDUGHUHVHGHWHUPLQ SUHVLXQHDSDU LDODYDSRULORUGHDSGLQJD]HOHGHDUGHUHSH2OúLDSRLWHPSHUDWXUD SXQFWXOXLGHURXLQL LDOW , GXSRUHOD LHGHDSUR[LPDUHFXRHURDUH URX

TEMPERATURA DE ROUA A GAZELOR DE ARDERE FUNCTIE DE PRESIUNEA PH2O

TEMPERATURA PUNCTULUI DE ROUA FUNCTIE DE EXCESUL DE AER 61 TEMPERATURA PUNCTULUI DE ROUA - TROUA [C]

65

TEMPERATURA DE ROUA [C]

60

55

50

45

40

35

30 0,05

60 59 58 57 56 55 54 53 52

0,1

0,15

0,2

0,25

1

1,1

1,2

1,3

EXCES DE AER - ALFA

PRESIUNE PH2O [bar]

195

1,4

1,5


Fig.5.9DULD LDW

URX

IXQF LHGHSUHViuneaSDU LDODYDSRULORUGHDS

Pentru pH2O < 0,18 bar : t

= 44,778 + 67,25219 • ( pH2O – 0,08 ) 0,6461199

Pentru pH2O > 0,18 bar : t

= 59,969 + 80,5883 • ( pH2O – 0,18 ) 0,9693625 (5.2)

URX

URX

(5.1)

Alte surse bibliografice ( Remi Guillet – 'H OD SRPSH D YDSHXUV G¶HDX RIHU UHOD LLHPSLULFHGHOHJWXUvQWUHSUHVLXQHDGHVDWXUD LHúLWHPSHUDWXUDGHURX

p H 2O = 14097 ,4 e t roua = − ln

3928,5 p H 2O

−

3928 , 5 t roua + 231, 667

− 231,667

(5.3)

(5.4)

14097,4

$PEHOHVHWXULGHUHOD LLRIHUDFHOHDúLYDORULILLQGGHFLFRQFRUGDQWH In figura 5. HVWH LOXVWUDW JUDILF GHSHQGHQ D GLQWUH WHPSHUDWXUD SXQFWXOXL GH URXúLSUHVLXQHDSDU LDODYDSRULORUGHDSvQJD]HOHGHDUGHUHH[SULPDWH[SOLFLWVDX implicit prin valoarea excesului de aer.

6ROX LHFRQVWUXFWLYGHFD]DQDFYDWXEXODUFXFRQGHQVDUH UHDOL]DWGLQ HDYJRIUDW

5HDOL]DUHDFD]DQHORUGLQ HDYJRIUDWGHWDOLXOGH HDYJRIUDWHVWHSUH]HQWDW în figura 5.3.) aduce avantajul FUHúWHULLVXSUDIH HLGHWUDQVIHUGHFOGXUSHXQLWDWHDGH OXQJLPH GH HDY vQ FRQGL LLOH PHQ LQHULL OD YDORDUHPLQLPDWHPSHUDWXULLGHSHUHWH VSUH GHRVHELUH GH VLVWHPHOH GH H[WLQGHUH D VXSUDIH HL GH WLS DULSLRDU OD FDUH WHPSHUDWXUD VXSUDIH HL SH SDUWHD JD]HORU GH DUGHUH HVWH GLIHULW GH WHPSHUDWXUD SHUHWHOXL GLUHFW VFOGDW GH DJHQWXO WHUPLF VHFXQGDU 3H OkQJ DFHVW DYDQWDM HVWH GH PHQ LRQDW FDOLDWHD LQWULQVHF GH SUHOXDUH D GLODWULORU úL WUDQVIRUPDUHD FXUJHULL vQ WUDQVIHUXO GH FOGXU GLQ FXUJHUH WUDQVYHUVDO SHVWH IDVFLFXO GH HYL vQ FXUJHUH SULQ canale înguste. 6ROX LDFRQVWUXFWLYHVWHSUH]HQWDWvQILJXUD $OLPHQWDUHD FX DS D FD]DQHORU VH IDFH SH OD SDUWHD LQIHULRDU DVLJXUkQGX-se DVWIHO FRQGL LD GH FRQWUDFXUHQW FX JD]HOH GH DUGHUH $U]WRUXOFXSUHDPHVWHFúLGR]DM constant aer-FRPEXVWLELODUHIURQWXOGHIODFUVWDELOL]DWSHRVLWGHIRUPFLOLQGULF UHDOL]DW GLQ ILEUH PHWDOLFH WHUPRUH]LVWHQWH 'DWRULW VXSUDIH HL PDUL GH VWDELOL]DUH

196


OXQJLPHDIURQWXOXLGHIODFUHVWHPLFGHRUGLQXO]HFLORUGHPPSHUPL kQGPRQWDUHD ]RQHLFRQYHFWLYHDSURDSHGHFLOLQGUXODU]WRUXOXL 'DWRULW VWDELOL]ULL SH vPSkVOLWXUD UHIUDFWDU DFHDVWD VH vQFO]HúWH OD R WHPSHUDWXUFXSULQVvQWUHúLoC.

a

b s )LJXUD'HWDOLXGH HDYJRIUDWúLSULQFLSDOHOHFDUDFWHULVWLFLGLPHQVLRQDOH *D]HOH GH DUGHUH FH UH]XOW vQ IRFDU SULQ DUGHUHD FRPEXVWLELOXOXL WUDYHUVHD]D UDGLDO SULPD VHUSHQWLQ DMXQJkQG vQ VSD LXO GLQWUH DFHDVWD úL SHUHWHOH H[WHULRU DO FD]DQXOXL 6SD LXO GH FXUJHUH HVWH FRQVWLWXLW GH XQ QXPU GH FDQDOH GHWHUPLQDW GH QXPUXOGHVSLUHDOHIRFDUXOXL 8UPHD] FLUFXOD LDD[LDODJD]HORUGHDUGHUHSHVWHRVHUSHQWLQDúH]DWOkQJ SHUHWHOH H[WHULRU FDUH IRUPHD] FDQDOH GH FXUJHUH D[LDO vQWUH HDY úL SHUHWH GHWHUPLQDWHGHQXPUXOGHVSD LLJRIUDWHFDUHVHDIOSHRFLUFXPIHULQ GHVHUSHQWLQ $FHVWWLSGHFXUJHUHDJD]HORUVHvQWkOQHúWHODH[WHULRUXOVHUSHQWLQHLúLODVHUSHQWLQD IRUPkQGGUXPXULOHFRQYHFWLYHúLDOe cazanului. *D]HOH GH DUGHUH VWUEDW HYLOH VFKLPEWRUXOXL GH FOGXU DVWIHO GLPHQVLRQDW vQFkW V DVLJXUH R UFLUH SXWHUQLF D DFHVWRUD úL FRQGHQVDUHD YDSRULORU GH DS $SD FLUFXOvQFRQWUDFXUHQWFXJD]HOHde ardere, iar condensul formatVHVFXUJHFWUHSDUWHD LQIHULRDU D FD]DQXOXL XQGH HVWH GLULMDW FWUH R FRQGXFW GH FROHFWDUH úL HYDFXDW OD FDQDOL]DUH SULQ LQWHUPHGLXO XQXL VLIRQ FX JDUG KLGUDXOLF *DUGD KLGUDXOLF HVWH DEVROXWQHFHVDUGHRDUHFHJD]HOHGHDUGHUHvQ]RQDGHFROHFWDUHDFRQGHQVXOXLVXQWvQ VXSUDSUHVLXQH ID GH PHGLXO DPELDQW úL vQ UHJLPXULOH IU FRQGHQVDUH DU UHIXOD SH traseul de drenaj condens.

197


Fig.5.46ROX LHFRQVWUXFWLYGHFD]DQFX HDYJRIUDW

3HUIRUPDQ HOH FD]DQXOXL JDUDQWHD] XQ HFDUW GH WHPSHUDWXU între gazele de ardere úL apa de alimentare de maxim 15oC ceea ce face ca nici în regimurile maxime GH WHPSHUDWXU DOH FD]DQXOXL oC) gazele de ardere evacuate V QX GHSúHVF 80o&'DWRULWDFHVWHLSDUWLFXODULW LVHIRORVHVFWXEXODWXULGLQSODVWLFSHQWUXHYDFXDUHD gazelor de ardere. Pentru a preveni deteriorarea traseului dH HYDFXDUH OD FUHúWHUHD DFFLGHQWDO D WHPSHUDWXULL JD]HORU GH DUGHUH OD LHúLUHD GLQ FD]DQ SH WUDVHXO DFHVWRUD HVWHPRQWDWXQWHUPRVWDWGHVLJXUDQ VHWDWODFLUFD oC. 5.2. Tema de proiectare Prin tema de proiectare se dau: Qut – sarcina termiFXWLODFD]QXOXL, în [kW] ; tal – temperatura apei de alimentare a cazanului [oC] ; te – temperatura apei la LHúLUHDGLQFD]DQ>oC]; Combustibilul utilzat – metan. &DUDFWHULVWLFLOHGLPHQVLRQDOHDOHFD]DQXOXLúLDOH HYLLJRIUDWH

198


Prin calcul se YD XUPUL YHULILFDUHD VDUFLQLL WHUPLFH D FD]DQXOXL SHQWUX VROX LD FRQVWUXFWLYGDWvQLSRWH]DIXQF LRQULLvQUHJLPGHFRQGHQVDUH &RQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO VH HIHFWXHD] FDOFXOXO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQ V0 , Vg , H i . FXQF LRQDUHDFD]DQXOXLHVWHFXVXSUDSUHVLXQHvQIRFDUFRHILFLHQWXOGHH[FHVGH aer fiindFRQVWDQWúLHJDOFXFHOGLQIRFDUFFD5 ÷ 1,15) pe tot traseul gazelor de ardere. 6HWUDVHD]GLDJUDPHOH,-t sau cp-t. o

5.3. Calculul randamentului terPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO

,Q ELODQ XO JHQHUDO DO FD]DQXOXL YD DSDUH UDQGDPHWXO WHUPLF IU FRQGHVDUH XUPkQG FD HIHFWXO FRQGHQVULL V VH DGDXJH HIHFWXOXL GH WUDQVIHU GH FOGXU FD XQ IHQRPHQ VXSUDSXV /D WHPSHUDWXUD OD FRú GH FFD 0 0& UDQGDPHQWXO WHUPLF IU condensare este GH FFD LDU HIHFWXO FRQGHQVULL VH YD DGXJD VXSOLPHQWDU SULQ WHUPHQXOû 4FRQG4FRPEFDUHDUHRYDORDUHGHRUGLQXO– 8 %.

$VWIHOvQDQVDPEOXFD]DQXOYDDYHDHILFLHQ DWHUPLF ( η ef ) de 103 – 105 %, UDSRUWDWODYDORDUHDSXWHULLFDORULFHLQIHULRDUHDFRPEXVWLELOXOXL (Hi) úL un randament

( η cz ) inferior valorii de 100 % SHQWUX UDSRUWDUHD FRUHFW GLQ SXQFW GH YHGHUH DO ELODQ XOXLWHUPLF ODSXWHUHDFDORULFVXSHULRDUa combustibilului (Hs) :

η ef =

Qut ⋅ 100 B ⋅ Hi

[%]

;

η cz =

Qut ⋅ 100 < 100 B ⋅ Hs

[%]

(5.5)

'HRDUHFHFRQFHQWUD LLOHGHR[LGGHFDUERQvQJD]HOHGHDUGHUHODFRúVXQWIRDUWH PLFL GH RUGLQXO XQLW LORU GH SSP QX VH SXQH SUREOHPD FRQVLGHUULL unei pierderi VSHFLILFHSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF 'H DVHPHQHD GDWRULW VROX LHL FRQVWUXFWLYH GH FHQWUDO FH vQJOREHD] FRUSXO FD]DQXOXLvQVSD LXOGLQFDUHVHSUHOHYHD]DHUXOGHDUGHUHVHSRDWHQHJOLMDúLHIHFWXO pierderilor specificeGHFOGXUSULQVXSUDIH HOHH[WHULRDUH 'HELWXO GH FRPEXVWLELO VH FDOFXOHD] FX PHWRGD FODVLF SULQ UDSRUWDUHD GHELWXOXLXWLOGHFOGXUODHILFLHQ úLSXWHUHFDORULFLQIHULRDUDFRPEXVWLELOXOXL

B=

Qut η ef ⋅ H i

[m3N/s]

199

(5.6)


cu varianta de exprimare ca debit orar de combustibil :

Bh=B•3600 [m3N/h]

(5.7)

5.4. Calculul termic al cazanului 'HILQLUHDIOX[XULORUGHF OGXU

8UPULQG FLUFXOD LD JD]HORU GH DUGHUH FRQIRUP VROX LHL FRQVWUXFWLYH VH SRW LGHQWLILFDXUPWRDUHOHIOX[XULGHFOGXUSHQWUXVHUSHQWLQDIRFDU– convectiv1: • ,QIRFDU]RQDGHDUGHUHúLUDGLD LH GRXIOX[XULGHFOGXUUDGLDQWHúLDQXPH IOX[XOGHFOGXUUDGLDWGHVXSUDID DSHUHWHOXLDU]WRUXOXLFDUHVHFDOFXOHD]FD XQ IHQRPHQ GH UDGLD LH vQWUH XQ FRUS VROLG FX HPLVLYLWDWH FLUFD úL LQFLQWD PDWHULDOL]DW GH VHUSHQWLQ FDUH DUH WHPSHUDWXUD DSHL GLQ VHUSHQWLQ úL IOX[XO GHFOGXUUDGLDWGHJD]HOHGHDUGHUHFDUHDXIRVWSURGXVHGHDU]WRUúLXPSOX YROXPXOGLQFDPHUDFLOLQGULFGLQWUHDU]WRUúLSULPDVHUSHQWLQ • ,Q]RQDFRQYHFWLYDVHUSHQWLQHLIRFDU ¾8Q IOX[ GH FOGXU SH FDUH JD]HOH GH DUGHUH vO FHGHD] FRQYHFWLY VHUSHQWLQHL OD WUDYHUVDUHD SULQ FDQDOHOH HYLL JRIUDWH GLQ ]RQD GH DUGHUH FWUH SHUHWHOH H[WHULRU DO FD]DQXOXL &XUJHUHD HVWH UDGLDO ID de axa cazanului. ¾8Q IOX[ GH FOGXU FHGDW FRQYHFWLY GH JD]HOH GH DUGHUH OD FXUJHUHD SULQ SRU LXQHD OLEHU GLQWUH H[WHULRUXO VHUSHQWLQHL IRFDU úL SHUHWHOH exterior, în sens axaial al cazanului. 'XS FXP UH]XOW GLQ GHVFULHUHD IXQF LRQDO D FD]DQXOXL FLUFXOD D JD]HORU GH DUGHUHID GHVHUSHQWLQSRDWHILGHGRXIHOXUL • &LUFXOD LH D JD]HORU GH DUGHUH UDGLDO SH R VHUSHQWLQ FD] vQ FDUH JD]HOH GH DUGHUHVWUEDWvQGLUHF LHUDGLDO HYLOHVSD LXOGHFXUJHUHILLQGFRQVWLWXLWGHXQ QXPU GH FDQDOH GHWHUPLQDW GH QXPUXO GH VSLUH FDUH FRQVWLWXLH FLOLQGUXO SULQ FDUHWUHFJD]HOHUDGLDOFD]XOVHvQWkOQHúWHODIRFDUXOFD]DQXOXL • &LUFXOD LDJD]HORUGHDUGHUHD[LDOSHRVHUSHQWLQFD]vQFDUHVHUSHQWLQDHVWH DúH]DW OkQJ XQ SHUHWH úL VH IRUPHD] FDQDOH GH FXUJHUH D[LDO vQWUH HDY úL SHUHWHGHWHUPLQDWHGHQXPUXOGHVSD LLJRIUDWHFDUHVHDIOSHRFLUFXPIHULQ GH VHUSHQWLQ FD]XO VH vQWkOQHúWH OD VHUSHQWLQD GLQ GUXPXO FRQYHFWLY DO FD]DQXOXLúLODH[WHULRUXOVHUSHQWLQHLFDUHHVWHPUJLQLWGHFPDúDH[WHULRDU a cazanului.

200


Pentru calcul s-D DSOLFDW PRGHOXO GHWUDQVIHUGHFOGXUVSHFLILFSHQWUXFDQDOH de forme necirculare. Deoarece regimul termic al gazelor de ardere nu depinde de IHQRPHQXOGHFRQGHQVD LHFDUHDSDUHSHXQHOHVHUSHQWLQHFRQGHQVDUHDQXLQIOXHQ HD] vQ SULQFLSLX WUDQVIHUXO GH FOGXU VHQVLELO FL QXPDL WUDQVIHUXO GH FOGXU ODWHQW úL VFKLPEXO GH PDV 2 XúRDU DOWHUDUH D UH]XOWDWHORU VH SRDWH vQV SURGXFH GDWRULW DFHVWHL LSRWH]H SH GH R SDUWH GDWRULW PRGLILFULL UHJLPXOXL GH WHmperaturi al apei FDUHSUHOXkQGúLFOGXUDGHFRQGHQVDUHGLQJD]HYDDYHDRvQFO]LUHPDLLQWHQVLDUSH GH DOW SDUWH GDWRULW YDULD LHL YROXPXOXL GH YDSRUL GH DS GLQ JD]HOH GH DUGHUH 'LIHUHQ DGHWHPSHUDWXUSHFLUFXLWXODSHLHVWHvQVUHODWLYUHGXV, maxim 8 % din 20 o &DGLF o&úLQXDOWHUHD]VHQVLELOUH]XOWDWHOHLDUYDULD LDGHSUHVLXQHSDU LDOD YDSRULORU GH DS GLQ JD]HOH GH DUGHUH QX GXFH OD PRGLILFUL PDMRUH DOH YDORULORU principalilor parametrii fizici ai acestora. 6H FRQVLGHU GLQ SXQFW GH YHGHUH JD]RGLQDPLF WUDYHUVDUHD XQLIRUP D VHUSHQWLQHL IRFDU GH FWUH JD]HOH GH DUGHUH 1XPUXO GH FDQDOH VLPSOH FDUH VH IRUPHD] HVWH GH FRUHVSXQ]WRU FHORU VSLUH FH GHOLPLWHD] IRFDUXO SULQ ILHFDUH canal circulând astfel 1/8 din debitul total de gaze de ardere. *D]HOH GH DUGHUH GXS WUDYHUVDUHD UDGLDO D VHUSHQWLQHL LQWU SURJUHVLY GLQ SXQFW GH YHGHUH DO GLUHF LHL D[LDOH vQ VSDWHOH DFHVWHLD $VWIHO GHELWHOH GH JD]H FDUH VFDOG ILHFDUHVHUSHQWLQvQVHQVD[LDODOFD]DQXOXLUH]XOWGLQDGunarea debitului de SH VHUSHQWLQD DQWHULRDU FX FHO FH FXUJH SULQ FDQDOHOH UDGLDOH GH JD]H OD QLYHOXO VHUSHQWLQHLvQGLVFX LH ,Q FXUJHUH D[LDO GLQ SXQFWXO GH YHGHUH DO DQVDPEOXOXL SHVWH SULPD VSLU D serpentinei 1, vor fi numai 1/8 din debitul de gazeDOFD]DQXOXLSHQWUXDGRXDVSLUD VHUSHQWLQHL VH PDL DGDXJ SULQ LQWUDUH UDGLDO GLQ GHELWXO GH JD]H DO FD]DQXOXL úL GHFLYDSDUWLFLSDODWUDQVIHUXOGHFOGXUGLQGHELWXOGHJD]HDOFD]DQXOXL 3H XOWLPD VSLU D VHUSHQWLQHL GHELWXO GH JD]H HVte de 7/8 din cel total al cazanului deoarece 1/8 din debitul de gaze de ardere trece direct din focar în serpentina 2 prin canalele de traversare. 3HQWUX FRQYHFWLYXO GRL FRQGL LLOH JHRPHWULFH GH FXUJHUH VXQW VLPLODUH FX SULPXO FRQYHFWLY DGLF DFHDVWD VH GHVIúRDU ORQJLWXGLQDO SULQ FDQDOHOH QHFLUFXODUH IRUPDWHGHJRIUDUHGDWRULWSUH]HQ HLúQXUXULORUGHXPSXWXUDWkWvQWUHSHUHWHOHH[WHULRU úL VHUSHQWLQ FkW úL vQWUH VHUSHQWLQ úL SHUHWHOH LQWHULRU DO FRUSXOXL GHIOHFWRU GRS ceramic sau metalic). EfectXODFHVWRUúQXUXULHVWHDVWIHOGHRVHELWGHLPSRUWDQWQXDWkWSULQUHDOL]DUHD GHYLWH]HPULWHFkWSULQVFKLPEDUHDOXQJLPLLFDUDFWHULVWLFHDWUDQVIHUXOXLGHFOGXU SULQ FRQYHF LH vQ VHQVXO VFGHULL GUDVWLFH GH FLUFD - RUL ID GH FD]XO FXUJHULL tranVYHUVDOH SHVWH IDVFLFXO GH HYL FDUH DU DYHD FD OXQJLPH FDUDFWHULVWLF GLDPHWUXO H[WHULRUDO HYLL &RQYHFWLYXO VH PDWHULDOL]HD] úL vQ VXSUDID GH FRQGHQVDUH DWkW GDWRULW UHJLPXULORU GH WHPSHUDWXUL DOH DJHQ LORU FkW úL GDWRULW FDUDFWHULVWLFLORUIXQF LRQDOHFH DYDQWDMHD]GUHQDUHDSHOLFXOHLGHFRQGHQV

201


3HQWUX FDOFXO FRQIRUP PRGHOXOXL IL]LF DO FXUJHULL VH YRU GHILQL XUPWRDUHOH zone de calcul conform figurii 5.5.:

2

1

3.1 - 3.4

5.3

4

5.2

5.1

Fig. 5.5. –'LVFUHWL]DUHDVXSUDIH HLGHWUDQVIHUGHFOGXUúLPDV 1. VXSUDID D HYLL JRIUDWH RULHQWDW FWUH D[XO FD]DQXOXL GHWHUPLQDW GH VHF LRQDUHDFRQYHFWLYXOXLFXXQFLOLQGUXFHWUHFHSULQD[D HYLLHVWHRVXSUDID VXSXV UDGLD LHL JD]HORU GH DUGHUH GLQ IRFDU úL UDGLD LHL VXSUDIH HL VROLGH cilindriceFDUHPDWHULDOL]HD]DU]WRUXO 2. VXPD VXSUDIH HORU VFDOGDWH GH JD]HOH GH DUGHUH OD VWUEDWHUHD UDGLDO D serpentinei focar-convectiv 1;

202


3. ILHFDUH MXPWDWH GH VSLU vQ SDUWH vQ ]RQD GLQWUH FRQYHFWLYXO úL SHUHWHOH GHVSU LWRU DYDQVkQG ORQJLWXGLQDO vQ GLUHF LD WUHFHULL GLQ FRQYHFWLYXO vQ FRQYHFWLYXOSHQWUXILHFDUHVXSUDID vQSDUWHVHPRGLILFGHELWXOGHJD]HGH DUGHUHFHRVSDOILHFDUHVXSUDID HVWHGHSHQGHQWGHUH]XOWDWHOHGHFDOFXODOH VXSUDIH HORUDQWHULRDUH 4. serpentina convectivului 2 în ansDPEOXSHQWUXFDOFXOXOWUDQVIHUXOXLGHFOGXU VHQVLELOGHODJD]HOHGHDUGHUHODDS 5. ILHFDUH VSLU D FRQYHFWLYXOXL SH UkQG GH OD LHúLUHD JD]HORU GH DUGHUH OD FRú DPRQWHvQVHQVXOD[HLFD]DQXOXLSHQWUXFDOFXOXOFRQGHQVULL Calculul termic al zonei de focar Calculul termic începe prin determinarea temperaturii teoretice de ardere. Pentru aceasta seLQL LDOL]HD]WHPSHUDWXUDWHRUHWLFODRYDORDUHFXSULQVvQWUHúL 2000 o& úL SHQWUX YDORDUHD LQL LDOL]DW VH GHWHUPLQ FOGXUD VSHFLILF D JD]elor de ardere cpg. 6HIRORVHúWHUHOD LDGHGHWHUPLQDUH

tt =

H i + α ⋅ Vo ⋅ c pa ⋅ t ao

[oC]

(Vgo + (α − 1) ⋅ Vo ) ⋅ c pg

(5.8)

6H YHULILF GDF WHPSHUDWXUD DVWIHO FDOFXODW HVWH vQWU-un interval de +/- 50 oC ID GH WHPSHUDWXUD WHRUHWLF LQL LDOL]DW 'DF QX HVWH vQGHSOLQLW FRQGL LD VH UHLQL LDOL]HD]WHPSHUDWXUDWHRUHWLFúLVHUHLDFDOFXOXOSkQODvQGHSOLQLUHDFRQGL LHL )OX[XULOHGHFOGXUGLQIRFDUVHGHWHUPLQLQGHSHQGHQWDVWIHO ¾SHQWUX IOX[XO UDGLDW GH VXSUDID D GH VWDELOL]DUH D DU]WRUXOXL FWUH VHUSHQWLQDIRFDUVHXWLOL]HD]UHOD LD 4 Qaf = C o ⋅ ε az ⋅ S az ⋅ (Taz4 − T per )

[kW]

(5.9)

unde : Co = 5,76•10-5 , FRQVWDQWDGHUDGLD LH6WHIDQ– Boltzmann; εaz = 0,7 , coefiFLHQWGHDEVRUE LHDOVXSUDIH HLDU]WRUXOXL Saz – sXSUDID DODWHUDODDU]WRUXOXL: S az = π ⋅ D az ⋅ L az

[m2]

Taz .YDORDUHX]XDO 203

(5.10)


Tper = tper + 273 = te + 273

[K]

¾LDU SHQWUX IOX[XO GH FOGXU UDGLDW GH PHGLXO gazos din focar se IRORVHVF UHOD LLOH VSHFLILFH GHWHUPLQULL FRHILFLHQ LORU GH UDGLD LH vQ convective LQFLQWH FX OXQJLPH GH UDGLD LH PLF IU UDGLD LH OXPLQRDV :

 tt + t f  − t per  ⋅ 10 −3 Qgf = α rf ⋅ S f ⋅   2 

[kW]

(5.11)

unde : α rf este coefiFLHQWXOFRQYHFWLYGHUDGLD LHDJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU; SfHVWHSURLHF LDSHGLDPHWUXOLQWHULRUDOVHUSHQWLQHLIRFDU:

S f = π ⋅ Dif ⋅ L f cu

[m2]

(5.12)

Dif – GLDPHWUXOLQWHULRUDOVHUSHQWLQHLIRFDUúL Lf – lungimea foFDUXOXLvQGLUHF LD

axei longitudinale a cazanului; t f WHPSHUDWXU HVWLPDW D JD]HORU GH DUGHUH OD LQWUDUHDvQ]RQDGHVFKLPEGHFOGXUFRQYHFWLYDVHUSHQWLQHLIRFDUWUHFHUHDUDGLDO conform graficului din figura 5.6. 1750 1700 1650

tg [C ]

1600 a = 1 ,1 a = 1 ,2

1550

a = 1 ,3

1500 1450 1400 1350 6 ,5

7 ,5

8 ,5

9 ,5 B c o m b [N m c /h ]

Figura 5.6. – VDORULGHLQL LDOL]DUHSHQWUXWHPSHUDWXUDGHLHúLUHD gazelor de ardere din focar 204


Pentru

αr f VHYDIRORVLUHOD LD

  T  3, 6  1 −  per     Tgm   ap +1 3 −8 α r f = 5,765 ⋅10 ⋅ ⋅ a g ⋅ Tgm ⋅   [W/m2K] (5.13) 2   T   per    1−  T    gm    XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL VH LD YDORDUHa ap=0,84 úL temperatura medie a gazelor de ardere este:

Tgm = (Tt+Tf)•0,5

[K]

(5.14)

&RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOPHGLXOXLJD]RV– ag –HVWHGDWGHUHOD LD

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(5.15)

cu grosimea stratului radiant:

s = 4⋅

Vf S pf

[m]

(5.16)

unde volumul focarului este: Vf =

π ⋅ (D if2 − D az2 ) ⋅ Lf 4

[m3]

(5.17)

iarVXSUDID DWRWDODSHUH LORUGHOLPLWDWRULDLIRFDUXOXL este:

S pf = π ⋅ (Dif + Daz )⋅ L f + 2 ⋅

π ⋅ (Dif2 − Daz2 ) 4

[m2]

(5.18)

úLFRQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORU

Kg =

0,8 + 1,6 ⋅ p H 2O ( p H 2O

Tgm    ⋅ ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ 1 − 0,38 ⋅ 1000  + p RO2 ) ⋅ s 

205

(5.19)


p RO2 = p H 2O =

VRO2 Vg o + (α cI − 1)V0 V H 2O V g o + (α cI − 1)V0

p g [bar]; p g [bar]

(5.20)

cu : pg ≅ 1 bar. 'XSGHWHUPLQDUHDIOX[XULORU4afúL4gfVHGHWHUPLQIOX[XOWRWDOGHFOGXU transmis în focar: Qf = Qaf + Qgf

[kW]

(5.21)

7HPSHUDWXUDUHDODJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQIRFDUVHGHWHUPLQFX UHOD LD

t f = tt −

Qf D gN ⋅ c pg

úL

DgN = B•Vg

[oC] (cu cpg determinat pentru tgm)

(5.22)

– debitul normal de gaze de ardere [m3N/s].

$FHDVW WHPSHUDWXU HVWH FHD FXFDUHJD]HOHGHDUGHUHLQWUvQ]RQDGHWUHFHUH UDGLDO GLQ IRFDU vQ VSDWHOH VHUSHQWLQHL IRFDU – FRQYHFWLYGHQXPLW FRQYHQ LRQDO úL serpentina 1).

Calculul termic al serpentinHLIRFDUODVFOGDUHDUDGLDO ID GHD[XOFD]DQXOXL 3HQWUX D FDOFXOD IOX[XO GH FOGXU WUDQVPLV GH JD]HOH GH DUGHUH vQ WUDYHUVDUHD UDGLDO D VHUSHQWLQHL HVWH QHFHVDU LQL LDOL]DUHD WHPSHUDWXULL GH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH GLQ WUDYHUVDUHD UDGLDO (tr) la valoarea de 500 o& úL GHWHUPLQDUHD SDUDPHWULORU fizici ai gazelor de ardere la t mr = -

tf + tr : 2

YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF criteriul Prandtl FOGXUVSHFLILF

ν= λ= Pr = cpg =

206

[m2/s] [W/mK] [-] [J/m3NK]


&RQYHF LD OD WUDYHUVDUHD WUDQVYHUVDO D VHUSHQWLQHL DUH XUPWRDUHOH caracteristici: - FRQYHF LHIRU DW - IUVFKLPEDUHGHID] - FXUJHUHWUDQVYHUVDOSHVWH HYLJRIUDWHDOWXUDWH - ODUFLUHDIOXLGXOXL 0ULPLOHJHRPHWULFHLPSOLFDWHvQDFHDVWFRQYHF LHVXQt: - lungimeaFDUDFWHULVWLF= GLDPHWUXOKLGUDXOXLFDOFDQDOHORUFHVHIRUPHD] SULQ DOWXUDUHD HYLORU JRIUDWH FRQIRUP ILJXULL 5.3.; DFHDVW OXQJLPH VH SRDWHDSUR[LPDFXO LPHFDQDO -

VHF LXQHD GH FXUJHUH UDGLDO, conform figurii 5.4. este (Scr) = suma VHF LXQLLSHGLUH LDSHUSHQGLFXODUFXUJHULLDWXWXURUFDQDOHORUGHFXUJHUH IRUPDWHSULQDOWXUDUHDVSLUHORUGLQVHUSHQWLQD

S ctr = S c / ml ⋅ π ⋅ Dmf ⋅ nt1 [m2]

(5.23)

unde Sc/mlHVWHVHF LXQHDGHFXUJHUHWUDQVYHUVDOSHXQPHWUXGHOXQJLPH GH HDYJRIUDWLDUQt1HVWHQXPUXOGHVSLUHDOVHUSHQWLQHL -

VXSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU vQ FXUJHUHD UDGLDO 6scr MXPWDWH GLQ VXSUDID DWRWDOGHWUDQVIHUGHFOGXUDVHUSHQWLQHLGHRDUHFHVHFRQVLGHU FRQYHF LDODWUHFHUHDUDGLDOFDDF LRQkQGGHODID DLQWHULRDUa serpentinei FWUH IRFDU SkQ OD LQWHUVHF LD FX MHWXO GLQ VSDWHOH VHUSHQWLQHL DGLF vQ VHF LXQHDGHGLDPHWUXPHGLXal serpentinei:

S scr =

1 ⋅ S t / ml ⋅ π ⋅ Dmf ⋅ nt1 2

[m2]

(5.24)

unde St/ml HVWH VXSUDID D GH WUDQVIHU GH FOGXU SH XQPHWUXGHlungime GH HDYJRIUDW 6HGHWHUPLQYLWH]DFDUDFWHULVWLFWUDQVIHUXOXLGHFOGXU

wgr =

DgN ⋅

t mr + 273 273 [m/s] S ctr

(5.25)

unde DgN este debitul normal de gaze de ardere úLFULWHULXO5HSHQWUXFXUJHUH

207


Re =

wgr ⋅ l c

υ

.

Pentru determLQDUHDFRHILFLHQWXOXLGHWUDQVIHUGHFOGXUFRQYHFWLYla trecerea

UDGLDO α cr ) VHIRORVHVFUHOD LLOH Pentru Re > 2300 :

cu:

α cr

  l λ = ⋅ 0,024 ⋅ 1 +  c lc   de 

2    3     ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr 0,33 ⋅ ε Re   

ε Re

6 ⋅ 10 5 = 1− SHQWUX5HúL ε Re = 1 pentru Re >10000, Re1,8

[W/m2K]

(5.26)

unde de HVWHGLDPHWUXOH[WHULRUDO HYLLJRIUDWH Pentru Re < 2300 :

α cr

  l 0,0668 ⋅ c ⋅ Re⋅ Pr  de λ = ⋅  3,65 + 2 lc     lc  3   1 + 0,04 ⋅  ⋅ Re⋅ Pr    de  

       

[W/m2K]

(5.27)

&RHILFLHQWXOGHWUDQVIHUGHFOGXUSULQUDGLD LHVHQHJOLMHD]GDWRULWOXQJLPLL GHUDGLD LHIRDUWHPLFLGHRUGLQXOGHschiderii dintre gofre). $VWIHOFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDVIHUGHFOGXUvQWUHFHUHDUDGLDOGHYLQH

K cr = 0,9 ⋅ α cr

[W/m2K]

(5.28)

XQGHHVWHXQFRHILFLHQWGHUHGXFHUHFH LQHVHDPDGHUH]LVWHQ DWHUPLFGH tip conductiv a peretelui mHWDOLF úL GH UH]LVWHQ D WHUPLF GH WLS FRQYHFWLY SH SDUWHD apei. 6H GHWHUPLQ WHPSHUDWXUD UHDO GH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH GXS WUHFHUHD UDGLDOSHVWHVHUSHQWLQFXUHOD LDGHYHULILFDUH

208


t r = t am + (t f − t am )⋅ e

−

K cr ⋅S scr DgN ⋅c pg

[oC]

(5.29)

unde tam este temperatura medie a agentului secundar (apa). 5H]XOWIOX[XOGHFOGXUWUDQVPLVvQWUHFHUHDUDGLDODJD]HORUGHDUGHUH

Qr = DgN ⋅ c pg ⋅ (t f − t r )⋅ 10 −3

[kW]

(5.30)

&DOFXOXOWHUPLFDOVHUSHQWLQHLIRFDUODVF OGDUHDORQJLWXGLQDO ID GHD[XOFD]DQXOXL Cunoscând WHPSHUDWXUD JD]HORU GH DUGHUH OD LHúLUHD GLQ WUHFHUHD UDGLDO úL GHELWXOGHJD]HGHDUGHUHvQFXUJHUHDORQJLWXGLQDOID GHD[DFD]DQXOXL GLQVSDWHOH SULPHLVSLUHDVHUSHQWLQHLVHSRDWHFDOFXODWUDQVIHUXOGHFOGXUFRQYHFWLYFHUH]XOW Pentru a cDOFXOD DFHVW IOX[ GH FOGXU VH LQL LDOL]HD] WHPSHUDWXUD GH LHúLUH D gazelor de ardere ODVIkUúLWXOWUDQVIHUXOXLGHFOGXU SHVWHSULPDVSLUWs1) la valoarea

de 200 o&úLse determiQ parametrii fizici ai gazelor de ardere la t ml = -

vkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF criteriul Prandtl FOGXUVSHFLILF

ν= λ= Pr = cpg =

[m2/s] [W/mK] [-] [J/m3NK]

t r + t s1 : 2

&RQYHF LDDUHXUPWRDUHOHFDUDFWHULVWLFL - FRQYHF LHIRU DW - IUVFKLPEDUHGHID] - FXUJHUHWUDQVYHUVDOSHVWH eDY gofrat PUJLQLWGHSHUHWH; - ODUFLUHDIOXLGXOXL 0ULPLOHJHRPHWULFHLPSOLFDWHvQDFHDVWFRQYHF LHVXQW - OXQJLPHDFDUDFWHULVWLF GLDPHWUXOKLGUDXOXLFDOFDQDOHORUFHVHIRUPHD] între Hava gofratúLSHUHWH, conform figurii 5.5.; DFHDVWOXQJLme se poate DSUR[LPDFXO LPHa canalului (lcanal §Kcanal).

209


b Dint

h=a/2

Figura 5.7. – Formarea canalelor de trecere la serpentina 1 -

VHF LXQHD GH FXUJHUH 6c VXPD VHF LXQLL SH GLUH LD SHUSHQGLFXODU curgerii, a tuturor canalelor de curgere formate:

S c = 0,5 ⋅ S c / ml ⋅ π ⋅ D mf -

[m2]

(5.31)

VXSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU vQ FXUJHUHD UDGLDO 6scr MXPWDWH GLQ VXSUDID D WRWDO GH WUDQVIHU GH FOGXU D spirei GHRDUHFH VH FRQVLGHU FRQYHF LD de OD WUHFHUHD UDGLDO SkQ OD LQWHUVHF LD FX XUPWRUXO jet din FXUJHUH UDGLDO (DGLF SkQ în XUPWRDUHD VHF LXQH GH GLDPHWUX PHGLX D serpentinei):

S sc = 0,5 ⋅ S t / ml ⋅ π ⋅ Dmf

[m2]

(5.32)

6HGHWHUPLQYLWH]DFDUDFWHULVWLFWUDQVIHUXOXLGHFOGXU

wg =

Dg ⋅

t ml + 273 273 Sc

[m/s]

unde Dg este debitul normal de gaze de ardere prin spatele spirei 1 úLFULWHULXO5HSHQWUXFXUJHUH Re =

wg ⋅ lc

210

υ

.

(5.33)


3HQWUXGHWHUPLQDUHDFRHILFLHQWXOXLGHWUDQVIHUGHFOGXUFRQYHFWLYVHIRORVHVF UHOD LLOH (5.26) sau (5.27). Coeficientul deWUDQVIHUGHFOGXUSULQUDGLD LHVHQHJOLMHD]GDWRULWOXQJLPLL GHUDGLD LHIRDUWHPLFLGHRUGLQXOGHVFKLGHULLGLQWUHJRIUH $VWIHOFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDVIHUGHFOGXUGHYLQH

K c = 0,9 ⋅ α c

[W/m2K]

(5.34)

unde 0,9 este un coefiFLHQWGHUHGXFHUHFH LQHVHDPDGHUH]LVWHQ DWHUPLFGH WLS FRQGXFWLY D SHUHWHOXL PHWDOLF úL GH UH]LVWHQ D WHUPLF GH WLS FRQYHFWLY SH SDUWHD apei. 6H GHWHUPLQ WHPSHUDWXUD UHDO GH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH FX UHOD LD GH verificare:

t s1 = t am + (t r − t am )⋅ e

−

K c ⋅S sc Dg ⋅c pg

[oC]

(5.35)

unde tam este temperatura medie a agentului secundar (apa). 5H]XOW IOX[XO GH FOGXU WUDQVPLV vQ WUHFHUHD UDGLDO D JD]HORU GH DUGHUH la exteriorul spirei 1:

Qs1 = Dg ⋅ c pg ⋅ (t r − t s1 )⋅ 10 −3

[kW]

(5.36)

Modelul de calcul aplicat pentru prLPD VSLU VH UHLD SHQWUX XUPWRDUHOH VSLUH úL FX GLIHUHQ D F LQWUDUHD vQ ]RQD GH WUDQVIHU GH FOGXU QX PDL HVWH D XQXL GHELW FX VXUV XQLF GH SURYHQLHQ FL D XQXL DPHVWHF GH JD]H GH DUGHUH FRQIRUP schemei de curgere. Astfel: - la exteriorul spirei 2 va curge un amestec de : • 1/8 DgN cu temperatura ts1 rezultat din trecerea la exteriorul spirei 1 • 2/8 DgN cu temperatura tr UH]XOWDWGLQWUHFHUHDUDGLDOvQWUHVSLUDúL spira 2. úLYDJHQHUDIOX[XOGHFOGXUXWLO4s2. -

la exteriorul spirei 3 va curge un amestec de : • 3/8 DgN cu temperatura ts2 rezultat din trecerea la exteriorul spirei 2

211


2/8 DgN cu temperatura tr UH]XOWDWGLQWUHFHUHDUDGLDOvQWUHVSLUDúL spira 3. úLYDJHQHUDIOX[XOGHFOGXUXWLO4s3. •

-

la exteriorul spirei 4 va curge un amestec de : • 5/8 DgN cu temperatura ts3 rezultat din trecerea la exteriorul spirei 3 • 2/8 DgN cu temperatura tr UH]XOWDWGLQWUHFHUHDUDGLDOvQWUHVSLUDúL spira 4. úLYDJHQHUDIOX[XOGHFOGXUXWLO4s4. Calculul global al serpentinei focar Fluxul dHFOGXUWRWDOVFKLPEDWGHVHUSHQWLQDGHYLQH 4

Qserp1 = Q f + Qr + ∑ Qsi

[kW]

(5.37)

i =1

Intr-XQ FDOFXO DXWRPDW VH IDF YHULILFUL GH FRQFRUGDQ vQWUH WHPSHUDWXULOH LQL LDOL]DWHSHSDUFXUVXOFDOFXOXOXLúLFHOHUH]XOWDWHGLQFDOFXOIFkQGX-VHQXPUXOGe LWHUD LLQHFHVDUSHQWUXvQFKLGHUHDDFHVWRUDVXERHURDUHDGPLVLELOGHH[HPSOXoC). In cazul calculului manual acest lucru nu este posibil, acceptându-se erorile rezultate GLQ SUHGLF LLOH DSUR[LPDWLYH 'DWRULW DFHVWHL SDUWLFXODULW L WHPSHUDWXUD ILQDO D JD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQVHUSHQWLQDúLLQWUDUHDvQVHUSHQWLQDVHYDFDOFXODFX UHOD LDJOREDO

c ttpg ⋅ t t − t serp1 = tt

c

Qserp1 D gN

tserp1 pg

[oC]

(5.38)

tserp1

c pg VXQW FOGXULOH VSHFLILFH ale gazelor de ardere la (unde c pg WHPSHUDWXUD WHRUHWLF úL UHVSHFWLY OD WHPSHUDWXUD GH LHúLUH GLQ VHUSHQWLQD FDOFXO iterativ) ) úL

úLQXFXUHOD LDGHFDOFXODWHPSHUDWXULLDPHVWHFXOXLGHJD]H • 7/8 DgN cu temperatura ts4 rezultat din trecerea la exteriorul spirei 4 • 1/8 DgN cu temperatura tr UH]XOWDWGLQWUHFHUHDUDGLDOvQWUHVSLUDúL corpul central deflector.

212


Calculul termic al serpentinei 2 (serpentina convectiv) 3HQWUXDFDOFXODIOX[XOGHFOGXUVHQVLELOVFKLPEDWGHVHUSHQWLQDSDUWHDGLQ serpentina cazanului cupULQV vQWUH FRUSXO FHQWUDO GH GLULMDUH D JD]HORU GH DUGHUH úL peretele exterior al cazanului) se GHWHUPLQ SDUDPHWULL IL]LFL DL JD]HORU GH DUGHUH OD

tm2 =

t serp1 + t serp 2

, unde t serp 2

= t cos :

YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF conductibiliWDWHDWHUPLF criteriul Prandtl FOGXUVSHFLILF

ν= λ= Pr = cpg =

2 -

[m2/s] [W/mK] [-] [J/m3NK]

&RQYHF LDDUHXUPWRDUHOHFDUDFWHULVWLFL - FRQYHF LHIRU DW - IUVFKLPEDUHGHID] - FXUJHUHWUDQVYHUVDOSHVWH HDYJRIUDWPUJLQLWGHSHUH L - ODUFLUHDIOXidului. 0ULPLOHJHRPHWULFHLPSOLFDWHvQDFHDVWFRQYHF LHVXQW - OXQJLPHDFDUDFWHULVWLF GLDPHWUXOKLGUDXOXLFDOFDQDOHORUFHVHIRUPHD] vQWUH HDYDJRIUDWúLSHUHWHFRQIRUPILJXULL5.8.; DFHDVWOXQJLPHVHSRDWH DSUR[LPDFXO LPHDFDQDOXOXLOcanal §Kcanal). VHF LXQHD GH FXUJHUH 6c2 VXPD VHF LXQLL SH GLUH LD SHUSHQGLFXODU curgerii, a tuturor canalelor de curgere formate:

S c 2 = S c / ml ⋅ π ⋅ Dmf -

[m2]

(5.39)

VXSUDID D GH VFKLPE GH FOGXU 6sc2 VXSUDID D WRWDO GH WUDQVIHU GH FOGXU a serpentinei:

S sc 2 = S t / ml ⋅ π ⋅ Dmf ⋅ nt 2

[m2]

(5.40)

unde nt2 este nuPUXOGHVSLUHDOVHUSHQWLQHL 6HGHWHUPLQYLWH]DFDUDFWHULVWLFWUDQVIHUXOXLGHFOGXU

wg 2 =

DgN ⋅

t m 2 + 273 273 Sc2

[m/s]

213

(5.41)


Figura 5.8. – formarea canalelor de trecere la serpentina 2

úLFULWHULXO5HSHQWUXFXUJHUH Re =

wg 2 ⋅ l c

υ

.

3HQWUXGHWHUPLQDUHDFRHILFLHQWXOXLGHWUDQVIHUGHFOGXUFRQYHFWLYVHIRORVHVF UHOD LLOH5.26) sau (5.27). &RHILFLHQWXOGHWUDQVIHUGHFOGXUSULQUDGLD LHVHQHJOLMHD]GDWRULWOXQJLPLL GH UDGLD LH IRDUWH PLFL GH RUGLQXO GHVFKLGHULL GLQWUH JRIUH úL D WHPSHUDWXULL PHGLL VF]XWH. $VWIHOFRHILFLHQWXOJOREDOGHWUDVIHUGHFOGXUGHYLQH

K c 2 = 0,9 ⋅ α c 2

[W/m2K]

(5.42)

unde 0,9 esteXQFRHILFLHQWGHUHGXFHUHFH LQHVHDPDGHUH]LVWHQ DWHUPLFGH WLS FRQGXFWLY D SHUHWHOXL PHWDOLF úL GH UH]LVWHQ D WHUPLF GH WLS FRQYHFWLY SH SDUWHD apei. 6H GHWHUPLQ WHPSHUDWXUD UHDO GH LHúLUH D JD]HORU GH DUGHUH FX UHOD LD GH verificare:

t s 2 = t am + (t s1 − t am )⋅ e

−

K c 2 ⋅S sc 2 DgN ⋅c pg

214

[oC]

(5.43)


5H]XOWIOX[XOGHFOGXUWUDQVPLVvQserpentina 2:

Qs 2 = DgN ⋅ c pg ⋅ (t s1 − t s 2 )⋅ 10 −3

[kW]

(5.44)

)OX[XOWRWDOGHFOGXUVHQVLELOWUDQVPLVvQFD]DQGHYLQH

Qtotsensibil = Qs1 + Qs 2

[kW]

(5.45)

&DOFXOXOWHUPLFODIXQF LRQDUHDvQUHJLPGHFRQGHQVD LHVHUSHQWLQD 6HYHULILFvQSULPXOUkQGH[LVWHQ DFRQGL LHLGHFRQGHQVDUH

t per ≤ t roua , unde t per = t am

(5.46)

GXS FDUH VH FDOFXOHD] WHPSHUDWXUD VWUDWXOXL OLPLW GH FRQGHQVDUH FD R PHGLH vntre WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHúLWHPSHUDWXUDSHUHWHOXL

t lim =

t gm + t per

(5.47)

2

6HFDOFXOHD]DSRLFRQVWDQWHOHIL]LFHDOHJD]HORUGHDUGHUHGLQVWUDWXOOLPLW FRHILFLHQWXOGHGLIX]LHPROHFXODU'if coeficientul de viscozitate cinematLFng úLUH]XOWFULWHULXO6&+0,'7

Sc =

νg

(5.48)

Dif

Pentru calculul criteriului SHERWOOD, caracteristic difuziei turbulente, se FDOFXOHD]FLIUD5(<12/'6SHQWUXJD]HOHGHDUGHUHGLQVWUDWXOOLPLW

Re g lim =

wg ⋅ d ech

νg

úL apoi Sh = 0,023 ⋅ Re g lim ⋅ Sc 0 ,8

0 , 33

(5.49)

&RHILFLHQWXO GH WUDQVIHU GH PDV DQDORJ FX FRHILFLHQWXO GH WUDQVIHU GH FOGXU.VHFDOFXOHD]FXUHOD LD

215


β=

Sh ⋅ Dif

(5.50)

d ech

&DOFXOXO GHELWXOXL GH FRQGHQV SH VXSUDID VH IDFH GXS UHOD LD GH WUDQVIHU GH PDVvQFDUHJUDGLHQWXOPRWRUHVWHGLIHUHQ DGHFRQFHQWUD LLUHVSHFWLYSUHVLXQLSDU LDOH DYDSRULORUGHDSvQWUHJD]HOHGHDUGHUHúLSHUHWH

J mas = β ⋅ (p Hgaz2O − p Hper2O )⋅

În care termenul

0,02157 t gm + 273

[kg/s•m2]

(5.51)

 gaz 0,02157  per (p H 2O − p H 2O )⋅  reprH]LQW GLIHUHQ D GLQWUH t gm + 273  

FRQFHQWUD LLOH GH H2O vQ JD]H úL OD SHUHWH GHRDUHFH FRQFHQWUD LD YDSRULORU GH DS vQ amestec este:

C H 2O cu

M    R = p H 2O ⋅   ; p H 2O = p Ha dim 2 O ⋅ 98066 [Pa] t gm + 273

(5.52)

p Ha dim 2 O exprimat adimensional (conform calculului de ardere).

'DFVXSUDID DGHFRQGHQVDUHOXDWvQFRQVLGHUDUHSHQWUXHOHPHQWXOGHFDOFXOHVWH ScondUH]XOWFGHELWXOGHFRQGHQVDWRE LQXWSHVXSUDID DHOHPHQWXOXLYDIL

Gcond = J mas ⋅ S cond

[kg/s]

(5.53)

)OX[XO GH PDV GHWHUPLQ XQ IOX[ HFKLYDOHQW GH FOGXU GH FRQGHQVDUH SULQ PXOWLSOLFDUH FX FOGXUD ODWHQW GH FRQGHQVDUH r 6H UHYLQH OD R UH]LVWHQ WHUPLF GLIX]LY5difSULQUDSRUWDUHDODVXSUDID úLODGLIHUHQ DGHWHPSHUDWXUJD]HGHDUGHUH– DS,QYHUVXOUH]LVWHQ HLGLIX]LYHHVWHFRHILFLHQWXOHFKLYDOHQWGHFRQYHF LHGLIX]LY.dif. ,QJD]HOHGHDUGHUHLQL LDOHFDQWLWDWHDGH H2O a fost:

GHin 2O = DgN ⋅ C Hin 2O

[kg/s]

(5.54)

In gazele de ardere finale cantitatea de H2O va fi: [kg/s]

GH2Ofin = GH2Oin – Gcond 5H]XOWFRQFHQWUD LDILQDOGH+2O : 216

(5.55)


C

fin H 2O

GHfin2O = DgN

(5.56)

127$ SHQWUXVLPSOLILFDUHDFDOFXOXOXLGDWRULWWHPSHUDWXULLVF]XWHDJD]HORU de ardere nu s-DXPDLFRQVLGHUDWFRUHF LLOHGHWHPSHUDWXUSHQWUXWUHFHUHDGHODGHELWXO normal la cel realúLLQYHUV. 3UHVLXQHDSDU LDODEVROXW>3D@ILQDO va fi:

pH2Ofin = CH2O

fin

• 461,9 • (tgm + 273)

(5.57)

úLSUHVLXQHDSDU LDO>EDU@

p H O (adm ) =

p HfinO

fin 2

2

(5.58)

98066,5

&RHILFLHQWXOFRQYHFWLYDOFRQGHQVULLSHSHUHWHHVWH.cd=1/Rcd úLVHFDOFXOHD] FXUHOD LDFODVLFGHFRQGHQVDUH 1

gaz per α cd = 0,652 ⋅ Ac ⋅ (d e ⋅ (t roua − t roua ))4

(5.59)

unde AcHVWHRFRQVWDQWIXQF LHde parametri fizici ai apei din pelicula de condens la WHPSHUDWXUDGHFRQGHQVDUHSUH]HQWDWvQWDEHOXOXUPWRU: &DUDFWHULVWLFLIL]LFHDOHDSHLODVDWXUDWLHúLFRQVWDQWD$c tr r ρapa ρab λ ν o [ C] J/kg m/s2 kg/mc kg/mc W/m•K 40 0,6338 2406000 992,16 0,05115 6,59E-7 50 0,6478 2383000 988,04 0,08306 5,56E-7 60 0,6594 2358000 983,19 0,1302 4,79E-7 70 0,6676 2333000 977,71 0,1982 4,15E-7 80 0,6745 2308000 971,82 0,2934 3,66E-7 90 0,6804 2282000 965,34 0,4235 3,26E-7 100 0,6827 2257000 958,31 0,5977 2,95E-7 PHQWUXFDOFXODXWRPDWVHSRDWHXWLOL]DUHOD LDGHUHJUHVLHH[SRQHQWLDO

Ac = 9130 + 141,37 • ( t

URX

- tpe ) 0,774553

Ac [-] 9752,67 10308,5 10801,3 11253,8 11653,5 12019,5 12297,7

(5.60)

&RHILFLHQWXOFRPSXVGHWUDQVIHUGHFOGXUSULQFRQGHQVDUHYDIL

.cond = 1 / Rcond

(5.61) 217


unde (5.62)

Rcond = Rdif + Rcd

&XDFHVWHGDWHVHSRDWHFDOFXODFRPSOHWWUDQVIHUXOGHFOGXU úL PDVvQSURFHVXO GHFRQGHQVDUHúLVHRE LQSDUDPHWULLILQDOL ,Q FRQWLQXDUH VH SXQH FRQGL LD FD YDORDUHD LQL LDO DWULEXLW VDUFLQLL WHUPLFH randamentului (eficieQ HL úLUHVSHFWLYWHPSHUDWXULLJD]HORUGHDUGHUHODFRúVQXGLIHUH FXPDLPXOWGHID GHYDORDUHDFDOFXODW'DFQXVHvQGHSOLQHúWHFRQGL LDVHUHLD calculul cu noua valoare a parametrilor de intrare.

218

6. CALCULUL TERMIC AL C$=$1(/25)81&,21Æ1' CU ARDEREA LEMNULUI PRIN GAZEIFICARE (ARDERE INVERS

CAPITOLUL 6. CALCULUL TERMIC AL C$=$1(/25 )81&,21Æ1' CU ARDEREA LEMNULUI PRIN GAZEIFICARE $5'(5(,19(56 6.1. Analiza constructiv-IXQF LRQDODFD]DQHOor cu combistibil solid - lemne

&D]DQHOH PLFL GH vQFO]LUH FX OHPQH DSOLF GLQ FH vQ FH PDL PXlt sistemul de DUGHUH LQYHUVDW 6LVWHPXO UHSUH]LQW DUGHUHD úDUMHL GH OHPQH vQWU-R ]RQ ELQH GHOLPLWDWODED]DVWUDWXOXL)D]HOHVSHFLILFHDUGHULLFRPEXVWLELOLORUVROL]LVHVXFFHGFX rapiditate într-R ]RQ vQJXVW ID GH JURVLPHD VWUDWXOXL GH úDUM D Oemnelor împiedicându-VHIXQF LRQDODSDUL LDIHQRPHQXOXLGH³DPEDODUH´DDUGHULLvQWRDWPDVD de combustibil. In figura 6. HVWH VFKHPDWL]DW DUGHUHD VWUDWXOXL vQ VLVWHP FODVLF GLUHFW &D SULQFLSLXJHQHUDOODDUGHUHDGLUHFWvQVWUDWDHUXOSULPDUGHDUdere produce un debit de JD]H GH DUGHUH FH VWUEDWH VWUDWXO úL GXFH OD DSDUL LD GLYHUVHORUID]HGHDUGHUHDUGHUH UH]LGXXFDUERQRVGHYRODWLOL]DUHúLvQFO]LUHFXXVFDUH vQWRDWPDVDGHFRPEXVWLELOFH IRUPHD] R úDUM GH DOLPHQWDUH 5H]XOW OD SDUWHD VXSHULRDU D VWUDWXOXL XQ GHELW GH JD]HGHDUGHUHLQFRPSOHWvQDPHVWHFFXVXEVWDQ HYRODWLOHFRPEXVWLELOHúLXPLGLWDWH Acest debit de gaze combustibile, rezultat practic din întreaga grosime a stratului, SULPHúWHDHUXOVHFXQGDUGHDUGHUHúLJHQHUHD]JD]HGHDUGHUHFRPSOHW

7

6 8

1

3 5 2

9

4

Fig. 6.1 Focar cu grtar cu ardere direct a stratului de lemne 1. corp cazan cu pereti raciti cu apa; 2. gratar; 3. strat de lemne; 4. insuflare de aer primar de ardere; 5. zona de ardere a cocsului; 6. camera de ardere a produselor de gazeificare; 7. insuflare de aer secundar; 8. tevi convective; 9. evacuarea gazelor de ardere.

219


&RQFOX]LDHVWHFvQUHJLPXOQRUPDOGHOXFUXDOJUWDUXOXLDSDUHIHQRPHQXOGH ³DPEDODUH´ D VWUDWXOXL DGLF DSDUL LD XQHL VDUFLQL WHUPLFH FDUH GHSúHúWe sarcina WHUPLF SURLHFWDW D FD]DQXOXL 5H]XOWDWXO HVWH GHSúLUHD WHPSHUDWXULL PD[LPH D DSHL GLQ FD]DQ FKLDU úL vQ FRQGL LLOH XQRU VLVWHPH PHFDQLFH GH LQWURGXFHUH D DHUXOXL GH DUGHUHúLDSDUL LDVLWXD LHLGHDYDULHGHVXSUDWHPSHUDWXU3HQWUXDHYLWDDFHst fenomen WUHEXLHUHGXVJURVLPHDVWUDWXOXLGHFRPEXVWLELOFHHDFHGXFHODúDUMHFXWLPSVFXUWGH acoperire a necesarului termic. In cazul arderii inverse, conform schemei din figura 6.2. GDWRULW SURSDJULL IURQWXOXL GH IODFU vQ FRQWUDFXUHQW FX DHUXO de ardere (primar), fenomenul de DSULQGHUHQHFRQWURODWDVWUDWXOXLQXPDLDSDUHFHHDFHSHUPLWHUHDOL]DUHDXQRUUH]HUYH semnificative de combustibil printr-RJURVLPHIRDUWHPDUHGHVWUDW$VWIHOVHUHDOL]HD] DXWRQRPLL GH IXQF LRQDUH FX R vQFUFWXU úDUM GH SkQ OD RUH GH IXQF LRQDUH QRUPDOGLQVDUFLQDQRPLQDO

4 9

8 1

3 5 2

6 7

Fig. 6.2. Focar cu grtar cu ardere invers a stratului de lemne. 1. corp cazan cu pereti raciti cu apa; 2. gratar; 3. buncar de lemne; 4. insuflare de aer de ardere; 5. zona de aprindere a lemnelor; 6. camera de ardere a produselor de gazeificare; 7. intoarcere a gazelor de ardere; 8. tevi convective; 9. evacuarea gazelor de ardere.

ÌQFRQWDFWFXR]RQVWDELOGHDUGHUHOHPQHOHGHGHDVXSUDJUWDUXOXLVHDSULQG úLVXIHUXQ proces de gazeificareÌQSUH]HQ DXQHLFDQWLW LVXILFLHQWHGHDHUSHQWUX DUGHUHFRPSOHWFDUHDQWUHQHD]VXEJUWDUSURGXVHOHGHJD]HLILFDUHDFHVWHDDUGvQWU-o FDPHUGHDUGHUH$LFLHVWHGHPHQ LRQDWGLIHUHQ DGHSURFHVID GHDUGHUHDGLUHFWD straWXOXL /D DUGHUHD GLUHFW VWUDWXO GH FRPEXVWLELO vQ DUGHUH VH GH]YROW SH YHUWLFDO 220


RULFkWGHPXOWvQOLPLWDDHUXOXLGLVSRQLELOúLvQWRWGHDXQDGDWRULWUHDFWLYLW LLPDULD FDUERQXOXL OD WHPSHUDWXUL ULGLFDWH DUGHUHD HVWH LQFRPSOHW 'H DFHHD HVWH WRWGeauna QHFHVDUFDODDUGHUHDGLUHFWVVHLQVXIOHGHDVXSUDVWUDWXOXLDHUVHFXQGDUDSUR[LPDWLY FX DFHODúL GHELW FD úL DHUXO SULPDU SHQWUX D GD R[LJHQXO QHFHVDU DUGHULL YRODWLOHORU úL gazelor de gazeificare a cocsului. /D DUGHUHD LQYHUV VWUDWXO GH cocs este numai pe periferia buF LORU GH OHPQ OD SRU LXQHD LQIHULRDU D VWUDWXOXL úL QX VH GH]YROW vQ VXVXO VWUDWXOXL GHRDUHFH FXUHQWXO GH DHU GH DUGHUH YLQH GH VXV vQ MRV PHQ LQkQG UHFH FRPEXVWLELOXO $FHVW IHQRPHQ GH DSULQGHUH QXPDL SULQ FRQGXF LH úL UDGLD LH ORFDO GLIHUHQ LD] IXQGDPHQWDO DUGHUHD LQYHUV GH DUGHUHD GLUHFW XQGH DSULQGHUHD VH IDFH PDLDOHVFRQYHFWLYSULQJD]HOHILHUELQ LSURGXVHGHVWUDWXULOHLQIHULRDUH 'DWRULW DFHVWRU SDUWLFXODULW L IXQF LRQDOH FD]DQHOH FX FRPEXVWLELO VROLG FX aUGHUHLQYHUVDXGLVWULEX LDDHUSULPDUDHUVHFXQGDUvQGRPHQLXO- 60% / VSUH GHRVHELUH GH VLVWHPHOH FX DUGHUH GLUHFW FDUH DX DFHODúL UDSRUW YDULLQG vQ domeniul 50% / 50% - 40% / 60%. 6LVWHPXO GH DUGHUH LQYHUV D FRPEXVWLELOXOXL VROLG vQ VWUDW DGXFH úL R VHULH GH alte avantaje importante. 'LQ SXQFW GH YHGHUHDOFDOLW LLDUGHULLGHRDUHFHLQVXIODUHDGHDHUVHFXQGDUVH UHDOL]HD]GHRELFHLFRQFHQWUDWDúDFXPUHLHVHGLQVFKHPDIXQF LRQDOGLQILJXUD6.3., SHR]RQDGHVHF LXQHUHGXVVHF LXQHDGHWUHFHUHGLQWUHEXQFUXOFHDUHODED] zona GH DUGHUH úL FDPHUD IRFDU UFLW GH DUGHUH D SURGXVHORU JD]RDVH VH UHDOL]HD] R DPHVWHFDUH IRDUWH EXQ FX SURGXVHOH GLQ FDPHUD GH JD]HLILFDUH DVLJXUkQGX-se QHFHVDUXOGHDHUGHDUGHUHvQFRQGL LLOHXQRr excese de aerVF]XWH&KLDUGDFDUGHUHD VHUHDOL]HD]QXPDLFXDHUSULPDUSULQDFFHOHUDUHDGHELWXOXLFRPELQDWGHDHUvQH[FHV cu produsele GH DUGHUH LQFRPSOHW úL cu volatilele la trecerea prin reducerea de VHF LXQH VH UHDOL]HD] GH DVHPHQHD FRQGL LL IDYRUDELOH GH DPHVWHFDUH FH FUHHD] SUHPL]HOH XQHL DUGHUL FRPSOHWH OD H[FHVH GH DHU PLFL $GXJkQG HOHPHQWXO GH VWDELOL]DUH D DUGHULL FRQVWLWXLW GH WHPSHUDWXUD ULGLFDW D FDQDOXOXL GH WUHFHUH úL SRVLELOLWDWHDvQFDPHUDGHDUGHUHUFLW, de dirijare a gazHORUGHDUGHUHSHVWHVXSUDIH H UHIUDFWDUHILHUELQ LUH]XOWRUHGXFHUHDVXEVWDQ LDOD&29QHDUVHHOLPLQDWHFXJD]HOH GH DUGHUH úL XQ QLYHO GH FRQFHQWUD LL GH R[LG GH FDUERQ FRPSDUDELOH FX FHOH FDUDFWHULVWLFHDUGHULLFRPEXVWLELOLORUJD]RúLvQVLVWHPHDXWRaspirante. 'LQ SXQFW GH YHGHUH IXQF LRQDO GHRDUHFH SULQ FDUDFWHULVWLFLOH SDUWLFXODUH VLVWHPXOXLRSULUHDSURFHVXOXLGHDUGHUHHVWHDSURDSHFRPSHWSULQRSULUHaLQVXIOULLGH DHUVSUHGHRVHELUHGHDUGHUHDGLUHFWvQVWUDWXQGHRSULUHDLQVXIOULLGHDHUQXGXFHúL OD RSULUHD GHJDMULORU GH YRODWLOH GLQ VWUDW UH]XOW SRVLELOLWDWHD XQXL FRQWURO úL D XQHL DVLJXUULDFD]DQHORUPXOWPDLVWULFWHúLHILFLHQWH 0DL PXOW GDWRULW VLVWHPXOXL VSHFLILF GH DSULQGHUH úL VWDELOL]DUH D DUGHULL vQ strat, ce permite încUFDUHD FX úDUMH PDUL VH FRQVWLWXLH vQ DYDQWDM IXQF LRQDO úL FRQWLQXLWDWHDSURFHVXOXLGHDUGHUHGHWLSSURFHVVWD LRQDU

221


&DPHU GHDS

Aer primar 100 % - 60 % Strat de combustibil Post-ardere

Aer secundar 0 % - 40 %

SULPDU

Post-ardere

VHFXQGDU

=RQ úDPRWDW

(cu stabilizare)

³JU WDU´

Produse de

activ )

6HF LXQHGH

DUGHUHFRPSOHW

trecere a produselor de gazeificare

Corp refractar

Fig. 6.6FKHPDIXQF LRQDOGHDUGHUHODVROX LLOHFX³GX]´ de trecere a produselor de gazeificare /D QLYHOXO H[SORDWULL FXUHQWH HVWH GH UHPDUFDW vQ SULPXO UkQG IDSWXO F GHVFKLGHUHDXúLLGHDOLPHQWDUHQXGXFHODFRQWDFWXOFXVWrDWXOGHDUGHUHFHHDFHHOLPLQ SRVLELOLWDWHDGHDFFLGHQWDUHGLUHFWVDXSULQFGHULGHFRPEXVWLELODSULQVGLQFD]DQ În cDPHUDGHDUGHUHLQIHULRDUDHUXOILLQGvQGHELWVXILFLHQWVHSURGXFHDUGHUHD FRPSOHW*D]HOHGHDUGHUHXUPHD]DSRLWUDVHXOSULQ HYLOHGUXPXOXLFRQYHFWLYúLVXQW DSRL HYDFXDWH OD FRú FLUFXOD LD ORU ILLQG DVLJXUDW GH XQ H[KDXVWRU (VWH DYDQWDMRDV funF LRQDUHDFD]DQXOXLvQGHSUHVLXQHGHRDUHFHVHHYLWVFSULOHGHJD]HGHDUGHUHSULQ QHHWDQúHLW L Procesul din camera de deasupra stratului fiind preponderent de gazeificare, WHPSHUDWXUDQXHVWHvQDOW6SHFLILFHSHQWUXSURFHVXOGHJD]HLILFDUHVXQWWHmperaturile de 600 – 900 0&&RQWDFWXOJUWDUXOXLFXXQFRPEXVWLELOFXWHPSHUDWXUUHODWLYMRDV úLFXDHUXOGHDUGHUHFDUHDUHXQSXWHUQLFHIHFWGHUFLUHIDFHFDWHPSHUDWXUDEDUHORUGH JUWDU VDX a DPEUD]XULL GH LHúLUH D JD]HORU V ILH PXOW PDL MRDV Gecât în arderea GLUHFW GHFL QX YRU IL QHFHVDUH PDWHULDOH UHIUDFWDUH GH FDOLWDWH VXSHULRDU SHQWUX D DVLJXUDGXUDELOLWDWHDJUWDUXOXL 3DUWLFXODULWDWHD GH SRUQLUH OD FD]DQHOH FX DUGHUH LQYHUV HVWH GDW GH WUHFHUHD curgerii gazelor din sistem invers, cX VWUEDWHUHD FRQYHFWLYXOXL, în sistem direct, IU VWUEDWHUHD FDPHUHL GH DUGHUH UFLWH úL D FRQYHFWLYXOXL SULQWU-R VHF LXQH GH VFXUWFLUFXLW FX HYDFXDUH GLUHFW OD FRú 6LVWHPXO GH WUHFHUH HVWH vQ JHQHUDO PDQXDO úL QX ULGLF SUREOHPH GH UHDOL]DUH WHKQRORJLF VDX GH PDQLSXODUH vQ H[SORDWDUH FXUHQW 222


3UH]HQ DDFHVWXLVLVWHPDUHvQVDYDQWDMXODVLJXUULLODSRUQLUHDVLVWHPXOXLGHODUHFHD XQXLGHELWGHJD]HGHDUGHUHGHWHPSHUDWXUULGLFDWFHHDFHGXFHODDWLQJHUHDUDSLGD regimului de autotiraj pentrX FRúXO GH IXP HOHPHQW IXQF LRQDO GHRVHELW GH DYDQWDMRV DWkWSHQWUXIXQF LRQDUHDFD]DQXOXLFkWúLSHQWUXFRQGL LLOHGHVLJXUDQ DIXQF LRQULLvQ FHQWUDOVHHYLWDSDUL LDUHIXOULORUGHJD]HWR[LFHVDXIRUPDUHDGHDFXPXOULGHJD]H FXSRWHQ LDOGHH[Slozie). 3HULRDGDGHDUGHUHGLUHFWODSRUQLUHDGHODUHFHDVLVWHPHORUFXDUGHUHLQYHUV WUHEXLHVILHVXILFLHQWGHOXQJSHQWUXDDVLJXUDvQFO]LUHD]RQHLUHIUDFWDUHGHODED]D EXQFUXOXL GH FRPEXVWLELO FH FRQ LQH JUWDUXO úL IRUPDUHD VWUDWXOXLVXSHUIicial de cox UHDFWLYODVXSUDID DLQIHULRDUDFRPEXVWLELOXOXLGHODED]DVWUDWXOXL$FHDVWSHULRDG HVWHvQVPXOWPDLVFXUWGHFkWFHDQHFHVDUVLVWHPHORUFODVLFHGHDUGHUHFDUHQHFHVLW WLPSDWkWSHQWUXvQFO]LUHD]RQHORUúDPRWDWHFkWPDLDOHVSHQWUXIormarea unui strat de MDU JURV úL XQLIRUP QHFHVDU LQL LHULL DUGHULL OD vQFUFDUHD FX úDUMD GH FRPEXVWLELO SURDVSW6FXUWDUHDWLPSXOXLGHSRUQLUHODUHFHFRQMXJDWFXPULUHDWLPSXOXLGHúDUM GXFH OD VLPSOLWDWH VSRULW vQ H[SORDWDUH D VLVWHPHORU FX DUGHUH LQYHUV SDUDOHO FX UHGXFHUHDHPLVLLORUJOREDOHODQLYHOXOVLVWHPXOXLHVWHFXQRVFXWIDSWXOFXQVLVWHPGH ardere cu combustibil solid are emisii maxime de noxe în perioadele de pornire). Din punct de vedere al combustibilului utilizat, la cazanele cuDUGHUHLQYHUVVH UHFRPDQGIRORVLUHDXQRUOHPQHGHVHF LXQHPHGLHGHFLUFD[PPVHYDHYLWD VHF LXQHD URWXQG SUHIHUkQGX-VH FHOH FX ]RQH GH FRO XQGH VH LQL LD] DUGHUHD FX XúXULQ FXOXQJLPHFDUHVSHUPLWUHOL]DUHDXQHLDFRSHULULFRUHFWHDJUWDUXOXLúLD ]RQHLGHED]úDPRWDWHúLFXXPLGLWDWHPD[LPGH-&RQGL LDGHXPLGLWDWHHVWH PDL UHVWULFWLY GHFkW vQ FD]XO VLVWHPHORU GH DUGHUH GLUHFW FDUHSHUPLWX]XDOIRORVLUHD XQRU OHPQH FX XPLGLWDWH PD[LP GH – GDU QX UHSUH]LQW XQ LPpediment în IRORVLUHD VLVWHPHORU FX DUGHUH LQYHUV GHRDUHFH XPLGLWDWHD FHUXW HVWH DWLQV GH FRPEXVWLELOSULQXVFDUHQDWXUDOSHSHULRDGGHFLUFDDQLvQGHSR]LWvQFKLV 7UHEXLHGHDVHPHQHDUHPDUFDWGLIHUHQ DFRQVWUXFWLYFHDSDUHODQLYHOXO]RQHL de gUWDU$VWIHOODVLVWHPXOGHDUGHUHGLUHFWDFRPEXVWLELOXOXLVHFRQVWLWXLHvQ]RQ GHJUWDUVWULFWVXSUDID DSHFDUHVHLQVXIODHUSULPDUGHDUGHUHIRUPDWGLQEDUHGH JUWDU VSULMLQLWH vQ GLYHUVH VLVWHPH 5H]XOW QHFHVLWDWHD DVLJXUULL XQRU VLVWHPH FRPSOH[HGHGLVWULEX LHXQLIRUPDDHUXOXLSHVHF LXQLGHFXUJHUHPDULSHQWUXDQXVH UHDOL]DGH]HFKLOLEUHGHDUGHUHúLDVHDVLJXUDGHELWHOHVSHFLILFHGHFRPEXVWLELODUV/D FD]DQHOH FX DUGHUH LQYHUV GDWRULW SUH]HQ HL DHUXOXL QHFHVDU GH UHDF LH SULPDU úL D VFOGULL]RQHLGHED]FXJD]HGHDUGHUHUH]XOWRIXQF LRQDUHFDVXSUDID GHJUWDU JHQHUDWRDUHGHDSULQGHUH DvQWUHJLL]RQHúDPRWDWHGHODED]DVWUDWXOXL)XUQL]DUHDGH DHUVHFXQGDUVDXDPHVWHFDUHDJD]HORUGHDUGHUHLQFRPSOHWFXDHUXOGLVSRnibil de tip SULPDU QX VH UHDOL]HD] vQV GHFkW vQ ]RQD GH WUHFHUH GLQWUH EXQFU úL IRFDUXO UFLW ]RQFDUDFWHUL]DWGHYLWH]HúLWXUEXOHQ HPDULúLGHVHF LXQHUHGXV6HFUHHD]DVWIHO SUHPL]HOH XQHL LQVXIOUL HILFLHQWH GH DHU GH DUGHUH IU QHFHVLWDWHD DVLJXUULL XQLIRUPLW LL GH FXUJHUH SH VHF LXQL PDUL 0DL PXOW DHUXO SULPDU FH VFXUW-FLUFXLWHD] DQXPLWH]RQHGLQEXQFUYDILIRORVLWFDDHUGHDUGHUHVHFXQGDUODWUHFHUHDSULQ]RQDGH 223


OHJWXU PDL VXV DPLQWLW 5H]XOW GHFL F VLVWHPXO GH DUGHUH LQYHUV QX QXPDL F HOLPLQ FRPSOLFD LLOH OHJDWH GH GLVWULEX LD GH DHU GH DUGHUH GDU úL FRPSHQVHD] constructiv scurt-circuitele de aer inerente curgerii prin stratul de combustibil aleatoriu úLvQFRQWLQXPRGLILFDUH Referitor la sarcinile termice ale cazanelRU vQ GLVFX LH HVWH LPSRUWDQW GH PHQ LRQDW F VH XWLOL]HD] XQ GRPHQLX X]XDO PDL UHGXV GH SXWHUL WHUPLFH QRPLQDOH SHQWUXFD]DQHOHFXDUGHUHLQYHUV–N: ID GHFD]DQHOHFXDUGHUHGLUHFW – N: ([SOLFD LD SHQWUX GRPHQLXO UHODWLY UHGXV VSHFLILF VROX LLORU FX DUGHUH LQYHUV UH]LG SH GH R SDUWH vQ QRXWDWHD VROX LHL FDUH QX D SHUPLV vQF ODQVDUHD XQRU cazane de puteri mari,GDWRULWOLSVHLXQRUPRGHOHFODUHGHFDOFXOúLIXQF LRQDUH, iar pe GHDOWSDUWHGDWRULWFDUDFWHUXOXLQHSUDFWLFDOXQXLEXQFUFXDOLPHQWDUHVXSHULRDUvQ cazul unor cazane mari. Un parametru important,DWkWSHQWUXSHUIRUPDQ HOHWHUPLFHFkWúLSHQWUXFHOHGH ardere,HVWHH[FHVXOGHDHU'DFODFD]DQHOHFXDUGHUHGLUHFWHVWHQHFHVDUPHQ LQHUHD unui nivel de oxigen în gazele de ardere de circa 10 –vQYHGHUHDPHQ LQHULLXQHL FRQFHQWUD LLGH&2ODXQQLYHOFRUHFWGHFLUFDSSPOD22 , pentru cazanele FXDUGHUHLQYHUVHVWHVXILFLHQWRFRQFHQWUD LHGHR[LJHQvQJD]HOHGHDUGHUHGHQXPDL 4 – 8 %. Aceste concenWUD LLGHR[LJHQVHH[SULPSULQH[FHVHGHDHUFXSULQVHvQWUH úL OD FD]DQHOH FX DUGHUH GLUHFW VSUH GHRVHELUH GH FD]DQHOH FX DUGHUH LQYHUV FH QHFHVLWH[FHVHGHDHUGHGRDU– 1,65. 5H]XOWSLHUGHULGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODFRúFXSkQOD SURFHQWH PDL PDUL OD FD]DQHOH FX DUGHUH GLUHFW ID GH FHOH FX DUGHUH LQYHUV vQ FRQGL LLOHFRPSDUULLXQRUFD]DQHFXPDVHúLFRVWXULGHSURGXF LHUDSRUWDWHODVDUFLQD WHUPLFXWLO DSURSLDWH ,Q FRQFOX]LH GLQ DQDOL]D HIHFWXDW UH]XOW R VHULH GH DYDQWDMH FODUH SH SODQ HQHUJHWLF úL OHJDWH GH FDOLWDWHD DUGHULL HFRORJLFH JHQHUDWH GH IRORVLUHD WHKQLFLL GH DUGHUH LQYHUVDW GDU úL LPSRVLELOLWDWHD DSOLFULL DFHVWHL WHKQLFL IU FRPSOLFDUHD sistemului de alimentare, la puteri termice PDUL ,Q SOXV GDF V-DU GRUL PHQ LQHUHD caracteristicii de autonomie la 10 – 12 ore, s-ar ajunge la volume neeconomice de VWRFDUHSHQWUXFRPEXVWLELO5H]XOWFVROX LDFXDUGHUHLQYHUVVHSUHWHD]ODVDUFLQL WHUPLFH SkQ OD N: ILLQG UHFRPDQGDELO GDWRULW DYDQWDMHORU GH H[SORDWDUH VHPQLILFDWLYHGDUHVWHGLVFXWDELODSOLFDUHDDFHVWHLDODVDUFLQLWHUPLFHPDLPDUL

6.2.

6ROX LD constructivHOHPHQWHFRPSRQHQWHPRGGHIXQF LRQDUH 224


Din varietatea mare de tipuri constructive de cazane cu ardere cu gazeificare a lemnelor se alege pentru exemplificarea calculului modelul prezentat în fig. 6.4. 4 9

8 1

3 5 2

6 7

Fig. 6.4. Cazan de ap cald cu gazeificare. 6ROX LDSDUWLFXODUDILHFUuiWLSGHFD]DQGLQDFHDVWFDWHJRULHGHFD]DQHIDFH ca un calcul de dimensiRQDUHVvQWkPSLQHPDULGLILFXOW LvQDúH]DUHDVXSUDIH HORUGH WUDQVIHU GH FOGXU DVWIHO FD V ILH vQGHSOLQLWH úL FRQGL LLOH WHKQRORJLFH úL cele de IXQF LRQDUHQHFHVDUH'HDFHLDVHSUHIHUWRWGHDXQDVROX LDGHverificarea prin calcul termic a cazanului DGLF,GXSDOHJHUHDFRQVWUXFWLYDPRGHOXOXLúLDGLPHQVLXQLORU HVWLPDWH FD ILLQG FHOH DGHFYDWH V VH IDF R YHULILFDUH SULQ FDOFXO D IXQF LRQDOLW LL VROX LHL &D]QXOHVWHDOFWXLWGLQGRXGUXPXUL • drumul descendent: EXQFUXO GH FRPEXVWLELO FDUH DUH OD SDUWH LQIHULRDU LQVWDOD LDGHDUGHUHúLIRFDUXO; • drumul ascendent: în continuarea focarului, drumul convectiv ignitubular. 'HRDUHFHvQID]DGHSRUQLUHDFD]DQXOXLvQUHJLPGHDUGHUHGLUHFWDVWUDWXOXL GH MRV vQ VXV WHPSHUDWXUD vQ EXQFU SRDWH IL UHODWLY ULGLFDW VH DOHJH VROX LD GH EXQFU FX SHUH L UFL L FX DS 1XPDL vQ UHJLXQHD GLQ GUHSWXO XúLL GH vQFUFDUH úL OD SDUWHDVXSHULRDUWDYDQ QXVHIDFHFDPHUGXEOUFLW 3vOQLD LQIHULRDU D EXQFUXOXL HVWH úL HD UFLW GDWRULW WHPSHUDWXrii ridicate de IXQF LRQDUH

225


&DPHUD IRFDUXOXL HVWH DOFWXLW GLQ SHUH L UFL L SDUWHD GH GX] úL GH FRUS UHIUDFWDU D DOELHL GH vQWRDUFHUH GH IODFU ILLQG DGXJDte SH SHUH LL UFL L DL FDPHUHL focarului5H]XOWF parteaHILFLHQWGHSUHOXDUHDIOX[XOXLGHFOGXUUDGLDWGHIRFDU este în principal LQFLQWDLQIHULRDUDFD]DQXOXLGLQFDUHVHVFDGVXSUDID HOHúDPRWDWH 6LVWHPXOFRQYHFWLYHVWHFRQVWLWXLWGLQ HYLFXGLDPHWUXOF45x3 ... F76x3,5 mm distribuite uniform pe supUDID DGHWUHFHUHDGUXPXOXL In cazul constructiv ales sunt HYL -[ /XQJLPHD FRQYHFWLYXOXL HJDO FX OXQJLPHD EXQFUXOXL HVWH GH mm.

6.3. Tema de calcul de verificare -

W.

Prin tema de proiectare se dau: Q -VDUFLQDWHUPLFDFD]DQXOXLvQN: te / ti -WHPSHUDWXUDDSHLODLHúLUHúLLQWUDUHvQFD]DQoC) sau (80/60 oC); FRPSR]L La combustibiluluiGHILQLWvQVSHFLDOSULQXPLGLWDWHDOHPQXOXLGHRDUHFH QX H[LVW GLIHUHQ H VHPQLILFDWLYH GH FRPSR]L LH D OHPQXOXL IXQF LH GH HVHQ D GH SURYHQLHQ . In tabelul 6.1 se dau caracteristicile de ardere ale OHPQXOXL IXQF LH GH XPLGLWDWHD

&DOFXOXO SURFHVXOXL GH DUGHUH D OHPQXOXL VH IDFH GXS PHWRGLFD FODVLF D DUGHULL FRPEXVWLELOXOXL OLFKLG VDX VROLG FRQIRUP LQGLFD LLORU GLQ FDSLWROXO 6H HIHFWXHD] calFXOXODUGHULLFRPEXVWLELOXOXLúLVHGHWHUPLQVO, Vgo, Vg, Hi, p H O , p RO VHWUDVHD] diagrama I – t sau cp – t. 2

2

$FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] FX VXSUDSUHVLXQH vQ IRFDU GHFL FRHILFLHQWXO GH exces de aer este constant SkQODHYFXDUHDODFRú α = αf = αc = α = 1,4 ÷ 1,6 = ct. FRú

&DOFXOXOUDQGDPHQWXOXLWHUPLFDOFD]DQXOXLúLDGHELWXOXLGHFRPEXVWLELO $FHVWH FD]DQH IXQF LRQHD] FX FRPEXVWLELO VROLG GHFL SLHUGHUHD VSHFLILF GH FOGXU SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU PHFDQLF Tmec úL FHD SULQ HYDFXDUHD produselor solide ale arderii din cazan (qcen VHSRWOXDvQFRQVLGHUDUH7RWXúLGDWRULW SURFHVXOXL GH DUGHUH SULQ JD]HLILFDUH SLHUGHUHD SULQ DUGHUH LQFRPSOHW GH QDWXU PHFDQLFTmec úLFHDSULQHYDFuarea produselor solide ale arderii din cazan (qcen) pot fi considerate nule deoarece produsele de gazeifiare ard complet în regim de ardere VSHFLILFFRPEXVWLELOXOXLJD]RVÌQDFHVWHFRQGL LL% %

226


CARACTERISTICI DE ARDERE LEMN COMPOZITIE uscat C uscat

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

49.6

H uscat

6

6

6

6

6

6

6

6

6

6

6

6

6

O uscat

43

43

43

43

43

43

43

43

43

43

43

43

43

N uscat

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

0.2

A uscat

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

W

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

x

92

91

90

89

88

87

86

85

84

83

82

81

80

COMPZITIE umed

C

45.63 45.14 44.64 44.14 43.65 43.15 42.66 42.16 41.664 41.17 40.67 40.176 39.68

H

5.52

5.46

5.4

5.34

5.28

5.22

5.16

5.1

5.04

4.98

4.92

4.86

4.8

O

39.56 39.13

38.7 38.27 37.84 37.41 36.98 36.55 36.12 35.69 35.26

34.83

34.4

N

0.184 0.182

0.18 0.178 0.176 0.174 0.172

0.17 0.168 0.166 0.164

0.162

0.16

A

1.104 1.092

1.08 1.068 1.056 1.044 1.032

1.02 1.008 0.996 0.984

0.972

0.96

100

100

100

100

SUMA

100

100

100

100

100

100

100

100

100

ARDERE Vo

4.202 4.156 4.111 4.065 4.019 3.974 3.928 3.882 3.837 3.791 3.745

3.700 3.654

VCO2

0.851 0.842 0.833 0.824 0.814 0.805 0.796 0.787 0.777 0.768 0.759

0.750 0.740

VN2

3.321 3.285 3.249 3.213 3.177 3.141 3.105 3.068 3.032 2.996 2.960

2.924 2.888

VH2O

0.785 0.790 0.795 0.800 0.805 0.810 0.815 0.820 0.825 0.830 0.835

0.840 0.845

Vgo

4.957 4.917 4.877 4.836 4.796 4.755 4.715 4.675 4.634 4.594 4.554

4.513 4.473

PUTERE CALORICA Hi -kJ/kg

17076 16863 16650 16437 16224 16011 15798 15585 15372 15160 14947 14734 14521

Hi -kcal/kg

4079 4028 3977 3927 3876 3825 3774

3723

3672 3621 3571

3520

3469

Dupa SR>EN Hi -kJ/kg

17285 17070 16856 16642 16427 16213 15998 15784 15570 15355 15141 14926 14712

Hi -kcal/kg

4129 4078 4027 3976 3924 3873 3822

3771

3719 3668 3617

3566

3515

Tabelul 6.1 - Caracteristicile de ardere ale lemnXOXLIXQF LHGHXPLGLWDWHD: 6HFDOFXOHD]SLHUGHULOHVSHFLILFHGHFOGXU a. 3LHUGHUHDVSHFLILFGHFOGXUSULQHQWDOSLDJD]HORUGHDUGHUHODFRú )LLQG XQ FD]DQ GH DS FDOG VH DGPLWH R WHPSHUDWXU OD FRú FH VH SRDWH GHWHUPLQDFXUHOD LDGHDSUR[imare, pentru cazane cu lemne:

t cos ≅

ti + te + (100 ÷ 140) 0 C 2

(6.1)

Din diagrama I –WVHGHWHUPLQYDORDUHDHQWDOSLHLJD]HORUGHDUGHUHODFRú I = f (t , α) FRú

FRú

227


(QWDOSLD DHUXOXL WHRUHWLF GH DUGHUH VH GHWHUPLQ OD WHPSHUDWXUD DPELDQW ta=20 C o

I ao = Vo ⋅ c pa ⋅ t a

(6.2)

3 N

cu cpa = 1,297 kJ/ m K 5H]XOWSLHUGHUHDVSHFLILFODFRú

qcos =

1 ( I cos − αI ao ) Hi

(6.3)

b. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQDUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF În cadrul calculelor de proiectarH GDWRULW SURFHVXOXL GH DUGHUH GLIX]LY D OHPQXOXL vQ UHJLP GH JD]HLILFDUH FX SUHSRQGHUHQ D GHJDMULL GH &2 vQ FRQGL LLOH GH DUGHUH UHGXFWRDUH se admite, conform standardelor europene, uQ FRQ LQXW GH QHDUVH CO=2000 ppm (0,2% CO) în gazele de ardere, ceeace corespunde unei pierderi prin DUGHUHLQFRPSOHWGHQDWXUFKLPLF:

qch =

Qch 1 − q mec = (126,36 ⋅ CO )V g usc B * Hi Hi

(6.4)

unde CO este exprimat în %. c. 3LHUGHULVSHFLILFHGHFOGXUSULQSHUH LLH[WHULRULDLFD]DQXOXL În cadrul calculelor pentru cazane relativ micL vQ IXQF LH GH JUDGXO GRULW GH L]ROD LHWHUPLFDFD]DQXOXLVHSRDWHDOHJHRYDORDUH qext = 0,005 ÷ 0,015 d. Randamentul cazanului 6HFDOFXOHD]FXUHOD LD

η = 1 − (qcos + qch + qext )

úLH[SULPDWvQYDORDUHSURFHQWXDO η % = 100 ⋅ η

(6.4)

e. Debitul de combustibil consumat

B=

Q η ⋅ Hi

(kg/s)

(6.5)

SHQWUX R H[SULPDUH IL]LF LQWHOLJLELO VH XWLOL]HD] FRQVXPXO RUDU GH FRPEXVWLELO %h GHILQLWGHUHOD LD Bh = 3600 * B [kg/h] 6.5%LODQ XOGHDQVamblu al cazanului

228


)OX[XOXWLOGHFOGXUDOFD]DQXOXLHVWH )OX[XOGHFOGXUdin arderea combustibilului:

4GDWSULQWHP . Qc omb = BH i (6.6)


Qa = BαVo c pa t a (6.7) Qcos = B ⋅ I cos

Fluxul dHFOGXUSLHUGXWODFRú

)OX[XOGHFOGXUSLHUGXWSULQDUGHUHLQFRPSOHW Qinc = qch BH i Qext = qext BH i )OX[XOGHFOGXUSLHUGXWVSUHH[WHULRU 5H]XOWWDEHOXOGHELODQ WHUPLc al cazanului:.

(6.8) (6.9) (6.10)

Tabelul 6.1.

Fluxuri introduse pierdere

Util

Qcomb Qa – QFRú – Qinc – Qext

Q

∑ Q = Q''

∑ Q = Q'


FRú

(URDUHDUHODWLY ε =

Q'−Q" 100 ≤ 1% Q'

(6.11)

'DF HURDUHD UHODWLY GH vQFKLGHUH D ELODQ XOXL HVWH PDL PDUH GH FHD PD[LP DGPLVLELO SHQWUX DFHVW JHQ GH FDOFXOH vQVHDPQ F V-D IFXW R JUHúHDO GH calcul sau de citire în diagrama I-t.

6.5%LODQ XOJUDILFDOFD]DQXOXL 'HELWHOH GH FOGXU GLQ WDEHOHOH 6. úL 6. VH WUDQVSXQ JUDILF OD VFDU FD vQ figura 2.3 (cu particularizarea: B*=B; Qpa=0; Qsfc=Qc, Qsi=0; Qec=0; qmec=0; qcen=0). 6.6. Calculul focarului Pentru metodologia deFDOFXOVSHFLILFDFHVWXLFD]DQWUHEXLHIFXWXQFDOFXOGH YHULILFDUH D IRFDUXOXL GHRDUHFH VXSUDID D GH UDGLD LH HVWH FXQRVFXW SULQ SUHFL]DUHD

229


LQL LDODVROX LHLFRQVWUXFWLYH 1HFXQRVFXWDFDOFXOXOXLHVWHWHPSHUDWXUDGHODVIkUúLWXO focarului tf . 3URFHGXUDGHFDOFXOHVWHXUPWRDUHD - calculul temperaturii teoretice de ardere, -FDOFXOXOVXSUDIH HORUGHUDGLD LH -FDOFXOXOFDUDFWHULVLWLFLLGHUDGLD LHDIRFDUXOXL - calculul temperaturii la finele focarului. Calculul temperaturii teoretice de ardere (QWDOSLDWHRUHWLFDJD]HORUGHDUGHUHVHGHWHUPLQFXUHOD LD

I t = H i (1 − qch ) + α f V0 c pa t a

DSRLVHGHWHUPLQWHPSHUDWXUDWHRUHWLFGHDUGHUHGLQGLDJUDPD,-t:

(6.12) t t = f ( I t , α) .

&DOFXOXOVXSUDIH HORUGHUDGLD LH Calculul este un cDOFXO JHRPHWULF GH VXSUDIH H 7RDWH VXSUDIH HOH GH UDGLD LH ILLQG VXSUDIH H PHWDOLFH FRQWLQXH FRHILFLHQWXO GH HILFLHQ HVWH 0 6FKHPD IRFDUXOXLHVWHGDWvQILJ6.5 6HvQVXPHD]XUPWRDUHOHVXSUDIH H • VXSUDID DVXSHULRDUDFDPHUHLGHDUGHUHúLDLQWUULLvQFRQYHFWLY S1 = l · b – a · b • VXSUDID DIURQWDODFDPHUHLGHDUGHUH Sfr = hf · b • baza camerei de ardere: Sb = l · b – ls · bs • VXSUDID DVSDWHDFDPHUHLGHDUGHUH Ssp = hc · b • 6XSUDID DSHUHWHOXLGHVSU LWRUSHDPEHOHIH H Sp = ((hf – hp) + (hc – hp)) · b • 6XSUDID DODWHUDO Slat = 2· (ca· hf +(l-ca) · h)

230


a hf

hc b

ca hp l

bs ls

fig. 6.6FKHPDGLPHQVLRQDODIRFDUXOXL 6XSUDID D WRWDO HIHFWLY GH UDGLD LH HVWH FRHILFLHQW GH HILFLHQ XQLWDU SHQWUX supraIH HPHWDOLFHFRQWLQXH • SR = S1 + Sfr + Sb +Ssp + Sp + Slat [m2] Calculul volumului focarului 6HvQVXPHD]XUPWRDUHOHYROXPH • volumul camerei de ardere Vca = hf · b · ca • volumul camerei de întoarcere spre convectiv: Vc = hc · b · ( l – ca ) Volumul total al focarului: Vf = Vca + Vc

[m3]

&DOFXOXOVXSUDIH HLSHUH LORUúDPRWD L 6HvQVXPHD]XUPWRDUHOHVXSUDIH H • VXSUDID DVXSHULRDUD]RQHLúDPRWDWHGHLQWDUDUH Si = a · b • VXSUDID DFRUSXOXLUHIUDFWDUGHDUGHUH Sref = ls · bs 231


6XSUDID DWRWDODSHUH LORUúDPRWD L Ss = Si + Sref &DOFXOXOVXSUDIH HLSHUH LORUIRFDUXOXL 6XSUDID D SHUH LORU IRFDUXOXL HVWH VXPD VXSUDIH HL GH UDGLD LH úL D VXSUDIH HL úDPRWDWH Sper = SR + Ss

[m2]

,QL LDOL]DUHDWHPSHUDWXULLGHODVIkUúLWXOIRFDUXOXL 2LPSRUWDQWFDUDFWHULVWLFIXQF LRQDODFD]DQHORUFXDUGHUHSULQJH]HLILFDUHD OHPQHORURSUH]LQWtHPSHUDWXUDUHODWLYFRERUkWa focaruluiGDWRULWH[FHVXOXLULGLFDW GH DHU úL VXSUDIH HL PDUL GH UDGLD LH. De aceea intervalul de alegere a temperaturii la FDSWXOIRFDUXOXLHVWH tf =600÷800 oC. Calculul caracteristicii GHUDGLD LHDIRFDUXOXL S-au determinat anterior: - volumul focarului: Vf (m3) - VXSUDID DSHUH LORUIRFDUXOXL Sper (m2) - VXSUDID DGHUDGLD LH SR (m2) 6HGHWHUPLQvQFRQWLQXDUH -

grosimea stratului radiant de gaze: s = 3,6

-

gradul de ecranare: Ψ =

Vf S per

(m)

SR S per

(6.21) (6.22)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDJD]HORUGHDUGHUHvQFDPHUDGHDUGHUH 0,8 + 1,6 p H 2O  T  1 − 0,38 f ( p H 2O + p RO2 ) kg = (6.27) 1000  ( p H 2O + p RO2 ) ⋅ s  6HFDOFXOHD]FRHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOJD]HORUGHDUGHUHGLQIRFDU

ag = 1 − e

− k g ⋅s

(6.24)

6HFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIOFULLFXUHOD LDGHDSUR[LPDUH

232


k fl = 1,6

Tf 1000

− 0,5

(6.25)


a fl = 1 − e

− k fl ⋅s

(6.26)

3RQGHUHDDEVRUE LHLIOFULLID GHFHDDPHGLXOXLUDGLDQWGHJD]HGHDUGHUHGLQ IRFDUVHIDFHGXSFULWHULLH[SHULPHQWDOHFRQVLGHUkQGX-VHRSURSRU LHβ, din volumul IRFDUXOXLRFXSDWGHSDUWHDOXPLQRDVDIOFULL &RHILFLHQWXOGHDEVRUE LHDOIOFULLúLJD]HORUGHDUGHUHHVWHGDWGHUHOD LD a = β ⋅ a fl + (1 − β ) ⋅ a g (6.27) Valoarea coeficientului de luminozitate β pentru volatilele de combustibil solid este β = 0,6 . &RHILFLHQWXOGHPXUGULUHDVXSUDIH HORUHVWH ξ =0,7 pentru combustibil solid. &XDFHVWHYDORULVHFDOFXOHD]FDUDFWHULVWLFDUDGLDQWDIRFDUXOXL 0,82a af = (6.28) a + (1 − a )Ψξ &DUDFWHULVWLFDGHXPSOHUHFXIODFUDIRFDrului. 2DOWFDUDFWHULVWLFDIRFDUXOXLHVWHIDFWRUXOGHumplere a focarului cu IOFU ”M”. Pentru combustibil solid cu IODFU de volatile din ambrazura focarului M=0,44. 7HPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL 6HGHWHUPLQFULWHULXO%2/7=0$11

Bo =

ϕ ⋅ B ⋅ V g ⋅ c pg

(6.29)

C 0 ⋅ 10 −8 ξ ⋅ S R ⋅ Tt 3

unde ϕ = 1 − q ext ; cpg VHGHWHUPLQGLQWDEHOHSHQWUXWHPSHUDWXUDWHRUHWLF ,QFRQWLQXDUHVHGHWHUPLQLQYDULDQWXOGHWHPSHUDWXUDIRFDUXOXLVLPOSOH[XO

θ=

Tf Tt

233


θ=

Bo 0, 6

(M ⋅ a )

0,6

f

(6.30)

+ Bo 0, 6

GHXQGHUH]XOWWHPSHUDWXUDODFDSWXOIRFDUXOXL

t f = Tt ⋅θ − 273,15 [oC] 'DFVHFDOFXOHD]FXYDORULOHGHED]VHDSOLFUHOD LDGHFDOFXO

tf =

Tt   M C o ξ Tt S R  (1 − qext )B Vg c pg  3

   

− 273,15 [0C]

0, 6

(6.31)

+1

Cunoscându-se tf VHGHWHUPLQIOX[XOGHFOGXUVFKLPEat radiativ în focar. 'DF DFHDVW WHPSHUDWXU YD IL GLIHULW GH WHPSHUDWXUD DOHDV LQL LDO SULQ estimare) cu mai mult de ±10% se reia calculul cu valori recalculate SHQWUX FOGXUL VSHFLILFHúLFRHILFLHQWGHUDGLD LHDIRFDUXOXLFXWHPSHUDWXUDILQDOWf . ,QILQDOVHRE LQHYDORDUHWHPSHUDWXULLODFDSWXOIRFDUXOXLWf [ 0C]. 6.8. Calculul termic al drumului convectiv Convectivul cazanului este determinat, din punctul de vedere al transferului de FOGXUGLQFDOFXOHOHDQWHULRDUHSULQXUPWRULi parametrii: tf tFRú te/ti

–WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODLQWUDUHvQ HYL0C) ; – temperatura HVWLPDW D JD]HORU GH DUGHUH OD LHúLUHD GLQ HYL OD FRú – temperatura apei (0C).

'HRDUHFH vQ ELODQ XO JHQHUDO DO FD]DQXOXL WHPSHUDWXUD OD FRú D Iost estiPDW calculul termic al drumului convectiv are rolul de a confirma (sau infirma) WHPSHUDWXUDHVWLPDW'DFGLQFDOFXOXOWHUPLFGHYHULILFDUHYDUH]XOWDFWHPSHUDWXUD HVWLPDW QX HVWH FHD FRUHFW VH YD UHOXD FDOFXOXO FX R QRX WHPSHUDXWU OD FRú vQFHSkQGGHODELODQ XOWHUPLFDOFD]DQXOXL ÌQFRQVHFLQ FDOFXOXOWHUPLFDOGUXPXOXLFRQYHFWLYHVWHXQFDOFXOGHYHULILFDUH a temperaturii finale a unui drum convectiv.

n

SHF LXQea de trecere a gazelor de ardere UH]XOWGLQ alegeUHDQXPUXOXLGH HYi úLDO diametrului HYLORU,GLQJDPDGH HYLX]XDOHGH×δ):

φ51 × 3; φ 57 ×3; φ 60 × 3; φ 70 × 3,5; φ 76 × 3,5 mm. 234


'XS DOHJHUHD QXPUXOXL úL GLDPHWUXOXL HYLORU VH FDOFXOHD] YLWH]D GH FLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUH

w=

t gm =

t f + tcos 2

B ⋅ Vg t gm + 273 πdi2 273 n 4

(6.32)

(0 C ) este temperatura media a gazelor de ardere.

Viteza deFLUFXOD LHDJD]HORUGHDUGHUHZWUHEXLHVILH în intervalul economic pentru acest tip de cazan: w = (2 ÷ 4) m/s.'DFQXHVWHvQDFHVWGRPHQLXVHPRGLILF VROX LDconstructiv prin QXPUXOGH HYL sau diametrul acestora. Pentru temperatura medie a gazelor de ardere tgm VH GHWHUPLQ GLQ anexa 9, XUPWRDUHOHYDORUL - YkVFR]LWDWHDFLQHPDWLF [m2/s] ν - FRQGXFWLELOLWDWHDWHUPLF [W/mK] λ - QXPUXO3UDQGWO Pr tp cu

DeDVHPHQHDVHGHWHUPLQQXPUXO3UDQGWOSHUHWH3rp la temperatura peretelui tp = tm +(10÷20) oC ; t m =

ti + t e . 2

(6.33)

Coeficientul de transferGHFOGXUSULQFRQYHF LHVHGHWHUPLQXWLOL]kQGUHOD LL criterialeSHQWUXFLUFXOD LDJD]HORUGHDUGHUHODLQWHULRUXO HYLORUFRQIRUPanexei 10 . wd i > 3 ⋅ 10 4 De exemplu, pentru Re = ν

ξ 2/3 (Re− 1000) Pr   di   8 Nu = 1 +   C ξ  L   2/3 1 + 12,2 (Pr − 1)  8

 Pr cu = (1,82logRe − 1,64) ; C =   Prp de combustibil. −2

   

0,11

(6.34)

, L = L B unde LB HVWH vQO LPHD EXQFUXOXL

Pentru 2300 < Re < 3 ⋅104: 235


 2    3 Nu = ε 0 49,37 + [1,615 A − 0,7] +   B C   1 + 22 Pr   3

cu

1/ 2    Pr  d d   i i  A= 3 Re Pr ; B =  Re Pr    ; C =   L L Pr    p  

(6.35)

0 ,11

εo · UHSUH]LQW HIHFWXO WXUEXOL]DWRULORU FH VH YRU PRQWD OD LQWHURUXO HYLORUFRQYHFWLYHIXQF LHGHJUDGXOGHWXOEXUL]DUHUHDOL]DWIRUPúLSDVGHúLFDQDUH Pentru regimul laminar: Re < 2300: 1/ 3

3     d * i 3 Nu = ε 0 49,37 + 1,615 ⋅ Re Pr − 0,7  L    

 Pr     Pr   p

0 ,11

(6.36)

* cu ε 0 = 1,6÷2,2.

* Pentru turbulizatorii în zig-zag coeficien LL GH FRUHF LH ε0 úL ε0 pot fi GHWHUPLQD LFXUHOD LLOHH[SHULPHQWDOH

3,3 Re 0 ,2 2 ,142 ε = 0 ,2 úL ε 0 = 0 ,2 − 5 pr pr * 0

unde p r =

l este pasul relativ, cu l – pas zig-zaguri. di

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LH

αc =

Nuλ lc

(6.37)

di l

CoeficiHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHHVWHGHWHUPLQDWGHPULPLOH 236


-


Tgm=tgm+273 (K);

-


s = 0,9 di (m);

-


p RO2 =

VRO2 Vg

pg

[bar@úL pH 2 O =

VH 2 O Vg

pg

[bar.]

&RQVWDQWDGHUDGLD LHDJD]HORUVHGHWHUPLQFXUHOD LD

kg =

0,8 + 1,6 p H 2O ( p H 2O

T   1 − 0,38 gm ( p H 2O + p RO2 ) 1000  + p RO2 ) ⋅ s 

(6.38)


a g =1 − e

− k g ⋅s

(6.39)

&RHILFLHQWXOGHVFKLPEGHFOGXUSULQUDGLD LHVHGHWHUPLQFXUHOD LD

  T  3,6  1 −  p     Tgm   a p +1 −8 3 a g Tgm  α r = 5,765 ⋅10  (W/m2K) 2   T   p    1−  T    gm   

(6.40)

XQGH SHQWUX FRHILFLHQWXO GH DEVRUE LH DO SHUHWHOXL GH VFKLPE GH FOGXU VH FRQVLGHU valoarea ap=0,8 HDYWUDVGHR HO LDUSHQWUXWHPSHUDWXUDDEVROXWDSHUHWHOXL HYLL Tp = t m + 20 + 273 (K) Coeficientul de transfer GHFOGXUSHSDUWHDJD]HORUGHDUGHUHYDIL α1 = αc + αr &RHILFLHQWXO GH WUDQVIHU GH FOGXU α2 pe partea apei este mult mai mare (de ordinul miilor de W/m2. vQFRPSDUD LHFXα1 (de ordinul zecilor de W/m2K). ÌQ DFHVWH FRQGL LL FRHILFLHQWXO JOREDO GH WUDQVIHU GH FOGXU ´k” este dat de UHOD LD α1 kI = (W/m2K) (6.41) 1 + εα1 237


în care s-DQHJOLMDWUH]LVWHQ DWHUPLF1/α2).

9DORULOH FRHILFLHQWXOXL GH PXUGULUH ε pentru gaze de ardere, provenite din arderea de combustibil VROLGFXUH]LVWHQ WHUPLFSURYHQLQGGLQGHSXQHULOHGHFHQXú YRODQW, sunt :

Viteza w (m/s) ε ⋅103 (m2K/W)

&RHILFLHQWXOGHPXUGULUH 3 6 9 12 5,233 3,837 2,791 2,093

Tabelul 6.4. 15 1,628

18 1,395


ε = 11,21⋅10 −3 ⋅ w −0,6474 (m2K/W)

(6.42)

6H FDOFXOHD] vQ ILQDO WHPSHUDXWUD GH LHúLUH D JD]HORU GH DGHUH GLQ GUXPXO convectiv de gaze, conformUHOD LHLGHYHULILFDUHDVXSUDIH HORUFRQYHFWLYH

t e = t ma + (t f − t ma )⋅ e

−

k ⋅S B⋅Vg ⋅c pg ⋅ϕ

[0C]

(6.43)

Temperatura te HVWH WHPSHUDWXUD GH FRú D Fazanului, care s-D LQL LDOL]DW la vQFHSXWXOFDOFXOXOXLGHDOHJHUHDVROX LHLFRQVWUXFWLYH

6.9HULILFULILQDOH DaFWHPSHUDWXUDILQDOWeHVWHGLIHULWFXPDLPXOWGH.GHWHPSHUDWXUD presupXVLQL LDOSHQWUXFRúWcosVHSURFHGHD]vQGRX moduri:

• GDF QX HVWHRGLIHUHQ SUHDPDUHGHRUGLQXO. VHUHIDFHFDOFXOXO pentru gsirea temperaturii corecte la cRúUHOXkQGFDOFXOXOGHODELODQ XO WHUPLFFXQRXDWHPSHUDWXUGHFRúRE LQXW • GDF HVWH R GLIHUHQ SUHD PDUH peste 20 K) VROX LD FRQVWUXFWLY QX UHDOL]HD] SDUDPHWULL GRUL L úL WUHEXLH V VH UHSURLHFWH]H FD]DQXO FX VXSUDIH HGHWUDQVIHUGHFOGXUPodificate.

238


CAPITOLUL 7

CALCULUL HIDRAULIC (*$=2',1$0,& ù,$/ ,167$/$,(, '( (9$&8ARE A GAZELOR DE ARDERE Calculul gazodimanic al cazanelor are ca scop determinarea pierderilor de VDUFLQSHFHOHGXSFLUFXLWH - circuitul aerului de ardere úL - circuitul gazelor de ardere Circuitul aerului de ardere vQFHSHGHODDVSLUD LDDHUXOXLdin mediul ambint SkQ la focar, iar ciUFXLWXOJD]HORUGHDUGHUHGHODIRFDUSkQODLHúLUHDORUSHFRú Aerul de ardere se introduce în cazan, cel mai frecvent, cu ventilatoare de aer. /D FD]DQHOH FX GHELW PLF DFHVWHD SRW OLSVL DHUXO SWUXQ]kQG vQ IRFDU SULQ HIHFWXO LQVWDOD LHLGHWLUDM *D]HOH GH DUGHUH VH SRW HYDFXD SULQ WLUDM IRU DW DUWLILFLDO FX YHQWLODWRDUH GH gaze de ardere (exhaustoare), sau prin tirajul natural al coúXOXL /DFD]DQHOHFXDUGHUHVXESUHVLXQHSUHVXUL]DWH YHQWLODWRDUHOHGHDHUUHDOL]HD] VXSUDSUHVLXQHDGLQIRFDUFDUHDVLJXUúLDFRSHULUHDWRWDOVDXSDU LDODUH]LVWHQ HORUGH FLUFXOD LH SH FLUFXLWXO JD]HORU GH DUGHUH SkQ OD ED]D FRúXOXL úL HYDFXDrea lor în exterior . 7.1. Calculul pierderilor hidraulice GHVDUFLQ &DOFXOHOHVHIDFDWkWSHQWUXWUDVHXOJD]HORUGHDUGHUHFkWúLSHQWUXWUDVHXODHUXOXL GHDUGHUH5HOD LLOHGHFDOFXOXWLOL]DWHQXGLIHUvQWUHHOHSHQWUXDHUVDXSHQWUXJD]HGH ardere vQV SDUDPHWULL DHURGLQDPLFL úL GH IOXLG Z ρ VXQW VSHFLILFL ILHFUXL ORF GH calcul. 3LHUGHULOHGHVDUFLQSHWUDVHXODHUXOXLGHDUGHUHúLSHWUDVHXOJD]HORUGHDUGHUH DSDUGDWRULWQHFHVLW LLvQYLQJHULLXQRUUH]LVWHQ HKLGUDXOLFHFHVHPDLQLIHVWîn cadrul LQVWDOD Lei GH FD]DQ OD FXUJHUHD IOXLGHORU UHVSHFWLYH $FHVWH UH]LVWHQ H VXQW GH PDL multe feluri; - UH]LVWHQ HGHIUHFDUHce se produc în canalele de aer sau de gaze de ardere FXVHF LXQHFRQVWDQW(OHGXFODDSDUL LDSLHUGHULORUliniare de sarFLQ∆pλ); - UH]LVWHQ H ORFDOH FDUH DSDU OD VFKLPEUL GH IRUP VDX GH GLUHF LH DOH FDQDOHORUúLGXFODDSDUL LDSLHUGHULORUORFDOHGHVDUFLQ∆pξ) concentrate în VHF LXQLOHFDUHPDUFKHD]VFKLPEDUHDGHIRUPVDXGHVHF LXQH - efecte gazodinamice produse dH IRU HOH DVFHQVLRQDOH DSUXWH GDWRULW GLIHUHQ HORU GH WHPSHUDWXU DOH IOXLGXOXL SH WUDVHHOH YHUWLFDOH SR]LWLYH VDX negative (∆ph) :

∆p g = ∑ ∆pλ + ∑ ∆pξ ± ∆ph ± p f 239

(N/m2)

(7.1)

7. &$/&8/8/+,'5$8/,&*$=2',1$0,& ù,$/,167$/$ ,(,'( EVACUARE A GAZELOR DE ARDERE

unde pf este presiunea (sau depresiunea) din focar . La determinarea rezisteQ HORUSLHUGHULORUGHVDUFLQ VHIRORVHVFGDWHOHVWDELOLWH OD FDOFXOXO WHUPLF FX H[FHS LD GLDPHWUXOXL HFKLYDOHQW WHUPLF FH VH vQORFXLHúWH FX diametrul echivalent hidraulic . &DOFXOXOSLHUGHULORUGHVDUFLQOLQLDUH Pierderile liniare de sarcinVHFDOFXOHD]FXXUPWRDUHOHUHOD LL - în cazul curgerii unui curent izoterm :

l ρ w2 ∆pλ = λ (N/m2) d 2 -

(7.2.)

vQFD]XOFXUJHULLFXVFKLPEGHFOGXU

 l ρw  2  ∆p h = λ d 2  Tp / T + 1    2

l d w ρ 7úL7p λ

2

(N/m2)

(7.3.)

– lungimea liniare prin care curge fluidul, (m) – diametrul echivalent hidraulic, diametrul exterior sau interior, (m) –YLWH]DPHGLHDIOXLGXOXLSHSRU LXQHDFRQVLGHUDWPV –GHQVLWDWHDIOXLGXOXLODWHPSHUDWXUDúLODSUHVLXQHDFRQVLGHUDWNJP3) – temperaturDPHGLHDIOXLGXOXLUHVSHFWLYDSHUH LORUVSOD LGHIOXLGSH SRU LXQHDFRQVLGHUDW. –FRHILFLHQWXOGHIUHFDUHGHSHQGHQWGHQXPUXO5H\QROGVúLuneori de UXJR]LWDWHDSHUH LORU(coeficientul lui Darcy).

Valorile lui λ pentru conducte sau canale netede se pot determina utilizând UHOD LLOH 64 λ= pentru Re < 2000 (7.4.) Re

λ=

0,303 (lg Re− 0,9 )2

pentru 2000 < Re < 4000

(7.5)

λ=

0,3164 4 Re

pentru 4000 < Re < 105

(7.6)

3HQWUX HYLUXJRDVHODYDORUL

k = 8 ⋅10 −5 ÷ 12,5 ⋅10 −3 úL Re > 4000 : d

240


 k 68  λ = 0,11 +   d Re 

0 ,23

(7.7)

unde : kHVWHUXJR]LWDWHDDEVROXWSHQWUXFRQGXFWHVDXFDQDOHGDW pentru câteva cazuri practice în tabelul 7.1. Tabelul 7.1. 10 × k(m)

1DWXUDSHUH LORUFRQGXFWHLVDXFDQalului HYLGLQR HOIUVXGXU - noi, neintrate în exploatare 0,02 - FXUDWHGXSH[SORDWDUH 0,04 - FXGHSXQHULPLFLGHSLDWUODXWLOL]DUHDDSHLWUDWDWH úLGHJD]DWH 0,1 - FX GHSXQHUL PHGLL GH SLDWU OD XWLOL]DUHD DSHL WUDWDWHPHGLLúLIUGHJD]DUH 0,04 - cu depunerL PDUL GH SLDWU úL FRUR]LXQL OD XWLOL]DUHDDSHLQHWUDWDWHúLIUGHJD]DUH 1,0 &DQDOHGLQWDEO (0,1 ÷ 0,15) &DQHOHGLQFUPLGVDXEHWRQ - tencuite - QHWHQFXLWHFXVXSUDID UHODWLYQHWHG (2 ÷ 3) - QHWHQFXLWHFXVXSUDID UXJRDV (3 ÷ 9) HYLGLQIRQW 0,8 &DQDOGH]LGULHEHWRQDW 0,8 ÷ 6 (medie 2,5) Canale din beton 0,8 ÷ 6 (medie 2,5) HYLGHVWLFO 0,0015 ÷ 0,01 (medie 0,005) 3

Valoarea lui λ, pentru conducte sau canale rugoase, SHQWUXFDUHHVWHvQGHSOLQLW FRQGL LD

d  Re > 560  k

VHFDOFXOHD]FXUHOD LD

λ=

(7.8)

0,25

k   0,57 − log  d 

(7.9)

2

ÌQ FD]XO FDQDOHORU GH JD]H UHDOL]DWH GLQ PDWHULDO WHUPRL]RODQW PLFúRUDUHD WHPSHUDWXULL GLQ FDX]D SLHUGHULORU GH FOGXU SULQ SHUH L FWUH PHGLXO vQFRQMXUWRU VH SRDWHQHJOLMDLDUFXUJHUHVHSRDWHFRQVLGHUDL]RWHUP

241


&DOFXOXOSLHUGHULORUGHVDUFLQORFDOH Pierderile GHVDUFLQORFDOHDWkWvQFD]XOFXUJHULLL]RWHUPHFkWúLvQFD]XOFXUJHULL FXVFKLPEGHFOGXUVHFDOFXOHD]FXUHOD LD:

ρ ⋅ w2 ∆pξ = ξ 2

(N/m2)

(7.10)

în care: – FRHILFLHQW GH UH]LVWHQ ORFDO FDUH GHSLQGH GH IRUPD JHRPHWULF ξ QHUHJXODULW LLGHFXUJHUHúLXQHRULGHQXPUXO5H\QROGV wúLρ – viteza, respectiv densitatea fluidului în locul considerat. 'DF DSDUH R YDULD LH GH YLWH] vQ ORFXO VWXGLDW vQJXVWDUH GH VHF LXQH OUJLUH GH VHF LXQH VH FRQVLGHU vQ FDOFXO YLWH]D FHD PDL PDUH FRUHVSXQ]WRDUH VHF LXQLL PDL mici . a. 0RGLILFULGHVHF LXQH 3HQWUXUH]LVWHQ HORFDOHFUHDWHGHPRGLILFULGHVHF LXQHFRHILFLHQWXO ξ este dat de tabelul 7.2. Tabelul 7.2. &RHILFLHQWXOGHUH]LVWHQ ORFDOSHQWUXPRGLILFULOHGHVHF LXQH Denumirea 6FKL D Coeficientul ξ raportat la YLWH]DLQGLFDWvQVFKL

Intrare în canal cu PXFKLLOHvQDFHODúL plan cu peretele

w

ξ = 0,5

La s/d ≅ 0,2 - ξ = 0,5 s/d ≥ 0,2 -ξ=1 0,05 < a/d < 0,2 - ξ = 0,85 la s/d ≥ 0,04 - ξ = 0,5

s

w

Intrare în canal cu PXFKLLOHLHúLWH a

r Intrare în canal cu muchiile rotunjite

w

242

La r/d = 0,25 PXFKLLOH vQ DFHODúL SODQ FX peretele ξ = 0,5 FXPXFKLLOHLHúLWHξ = 0,4 la r/d = 0,1 - ξ = 0,12 la r/d = 0,2 - ξ = 0,05


,HúLUHGLQFDQDO

w

ξ=1

ξ = (1,707

,HúLUHGLQFDQDOSULQ JUWDUVDu prin GLDIUDJP

w

w

Intrare în canal prin JUWDUVDXSULQ GLDIUDJP

w

w

*UWDUXOVDX diafragma în interiorul canalului &ODSHWFRPSOHW GHVFKLV

fm – VHF LXQHD OLEHU GH FXUJHUH D JUWDUXOXL VDX D diafragmei fM – VHF LXQHD OLEHU D canalului f f f  ξ =  M +0,707 M 1 − M  fm fm   fm

w

w

fM -1)2 fm

w

2

f f f  ξ =  M -1+0,707 M 1 − M  fm fm   fm

2

ξ = 0,1

b. &RWXULFLUFXODUH VDXSWUDWH Cot de 900FXUD]D5GHFXUEXUúLGLDPHWUXOGDOFRQGXFWHL Tabelul 7.3. &RHILFLHQWXOGHUH]LVWHQ SHQWUXFRWXULGH0FLUFXODUHVDXSWUDWH

R d

05

ξ

1,2 0,9 0,65 0,45 0,35 0,28 0,19 0,17 0,14 0,13 0,11 0,08 0,06 0,05

06

07

08

09

1

15

2

3

4

5

10

15

20

Când unghiul de cotire ϕ este diferit de 900VHDSOLFFRHILFLHQWXOGHFRUHF LH% ξ = ξC ⋅ B (7.11)

ϕ B

0 0

&RUHF LHSHQWUXXQJKLXOGHFRWLUH 300 600 900 1200 1500 0,48 0,80 1 1,18 1,32

Tabelul 7.4. 1800 1,41

&kQGVHF LXQHDHVWHGUHSWXQJKLXODUDE FXFRWDEvQSODQXOFXUEXULLVHDSOLF FRHILFLHQWXOGHFRUHF LH& 243


ξ = ξC ⋅ B ⋅ C

(7.12)

Tabelul 7.5

&RUHF LHSHQWUXVHF LXQHGLIHULWGHSWUDW

a b

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,5

2

3

4

6

8

C

1,22

1,13

1,08

1,04

1

0,90

0,86

0,86

0,90

0,97

1

&RHILFLHQWXO GH UH]LVWHQ SHQWUX FRWXUL EUXúWH IU UDFRUGUL vQ FD]XO XQXL unghi de cotire de 900úLDXQHLVHF LXQLSWUDWHVDXFLUFXODUGHFRQGXFWHVWH

ξ C = 1,2

(7.13)

În cazul unui unghi diferit de cotire :

ξ C = 1,2 ⋅ B

(7.14)

ÌQFD]XOXQHLVHF LXQLGUHSWXQJKLXODUHGHFDQDO

ξ C = 1,2 ⋅ B ⋅ C

(7.15)

Când în cotireVHIDFHúLRPRGLILFDUHDVHF LXQLLFDQDOXOXLFGHULOHGHSUHVLXQH VHFDOFXOHD]FXYLWH]DFHDPDLPDUHúLFXXUPWRDUHOHFRUHF LL - SHQWUXFRWXULEUXúWHQXVHDSOLFFRUHF LD -

pentru coturi line cu

R > 0,1 : b

f  ξ = ξ C ⋅ B ⋅ C ⋅  e   fi 

2

(7.16)

unde feHVWHVHF LXQHDGHLHúLUHúLfiVHF LXQHDGHLQWUDUH c. 9DULD LLGHVHF LXQH 1RWkQGVHF LXQHDPLFFX fmúLFX fMVHF LXQHDPDUHFRHILFLHQWXOGHUH]LVWHQ

ODOUJLUHDVHF LXQLLYDILξ’úLODvQJXVWDUHDVHF LXQLLξ’’ .

fm/ fM ξ’ ξ’’

&RHILFLHQWXOGHUH]LVWHQ ODYDULD LDVHF LXQLL 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,81 0,64 0,49 0,36 0,25 0,16 0,09 0,04 0,47 0,43 0,38 0,33 0,28 0,23 0,17 0,12

244

Tabelul 7.6. 0,9 0,01 0,06


3HQWUXOUJLUHúLvQJXVWDUHEUXVFGHVHF LXQHSRWILXWLOL]DWHUHOD LLOH 2

f   f  ξ ' =  M − 1 respectiv ξ ' ' = 0,51 − m  fM   fm  

2

(7.17)

d. )DVFLFXOGH HYLDúH]DWHvQOLQLHFRULGRU

ξ = ξ 0 ⋅ nr

în care : nr –QXPUXOGHUkQGXULGH HYLSHGLUHF LDGHFXUJHUHDIOXLGXOXL

ξ0

– coefLFLHQWXOGHUH]LVWHQ DOXQXLUkQGGH HYL

Coeficientul ξ0 depinde de pasurile relative s1/dúL s2/d GLQWUH HYLSUHFXPúL GH QXPUXO 5H\QROGV s2 úL s1 UHSUH]LQW SDVXULOH GLQWUH HYL vQ VHQVXO FXUJHULL IOXLGXOXLUHVSHFWLYSHUSHQGLFXODUSHGLUHF LDde curgere iar d este diametrul exterior al HYLORUIDVFLFROXOXL 'DFVHQRWHD]

Ψ = atunci pentru :

(7.18)

s1 ≤ s 2 úL≤ ϕ < 1 :

ξ0 = iar pentru : s1

s1 − d ( s1 / d ) − 1 = s 2 − d ( s2 / d ) − 1

1,52 ( s1 / d ) ⋅ ( ϕ Re)0 ,2

(7.19)

> s2 úLϕ ≤ 8 :

0 ,32

ξ0 =

0 ,2

( s1 / d ) ⋅ ( ϕ − 0 ,9 )

0 ,68

Ψ

(Re)

(7.20)

2

'DF XQJKLXO GLQWUH GLUHF LD GH FXUJHUH D IOXLGXOXL úL D[HOH HYLORU IDVFLFROXOXL este β ≤ 750, coeficientul ξWUHEXLHPULWFX e. )DVFLFROXOGH HYLDúH]DWHGHFDODW

în care:

ξ = ξ 0 ( nr + 1 )

(7.21)

ξ 0 = C s Re −0 ,27

(7.22)

245


fiind :

Coeficientul CS LQH VHDPD GH SDVXULOH GLQWUH HYL SDVXO UHODWLY SH GLDJRQDO 2

s'2 1  s1   s2  =   +  d 4 d   d  VHQRWHD]

ϕ=

2

(7.23)

( s1 / d ) − 1 ( s '2 / d ) − 1

(7.24)

GDF≤ ϕ < 1,7 :

CS = 3,2 +(4,6 – 2,7ϕ)(2 - s1/d) în cazul în care s1/d < 2 (7.25) sau :

CS = 3,2 în cazul în care s1/d ≥ 2

(7.26)

'DF≤ ϕ ≤ 5,2 ; CS = 0,44 (ϕ +1)2

'DFXQJKLXOGLQWUHGLUHF LDGHFXUJHUHDIOXLGXOXLúLD[HOH HYLORUHVWH β ≤ 750,

coeficientul ξWUHEXLHPULWFX

f. 3HQWUXFDOFXOXOFRHILFLHQWXOXLGHUH]LVWHQ ORFDODOWHXULORUVLPHWULFH se poate IRORVL XUPWRDUHD PHWRG DSUR[LPDWLY WHXO VH vQORFXLHúWH vQ PRG FRQYHQ LRQDO SULQ GRX FRWXUL LQGHSHQGHQWH DGPL kQGX-VH F VHF LXQea canalului comun se împarte ORQJLWXGLQDOvQGRXSU LSURSRU LRQDOHFXGHELWHOHUDPXULORUFRHILFLHQWXOGHUH]LVWHQ ORFDOSHQWUXILHFDUHFXUHQWVHFDOFXOHD]FDSHQWUXXQFRWFXPXFKLLOHQHURWXQMLWHFX VHF LXQLLQHJDOHODLQWUDUHúLODLHúLUH &DOFXOXO SLHUGHULORU GH VDUFLQ OD FXUJHUHD DHUXOXL VDX D JD]HORU GHDUGHUHSULQ VXSUDIH HOH GH vQFO]LUH DOH DSDUDWXOXL FX UHOD LLOH LQGLFDWH HVWH YDODELO vQ FD]XO VXSUDIH HORUGHvQFO]LUHFXUDWH $YkQGvQYHGHUHIDSWXOFvQFDOFXOHQXVHSRDWH LQe seama de o serie de aspecte VSHFLILFH FDUDFWHULVWLFH FXUJHULL vQ FRQGL LL UHDOH SLHUGHULOH GH VDUFLQ GHWHUPLQDWH WHRUHWLF VH FRUHFWHD] SULQ vQPXO LUHD FX XQ FRHILFLHQW GH FRUHF LH ε0 DOH FUXL YDORUL SHQWUXFD]XOPXUGULULLPHGLLDVXSUDIH HORUGHvQFO]LUHVXQW - IDVFLFROHGH HYLILHUEWRDUHYHUWLFDOH«««««««««««««1 - VXSUDIH HGHvQFO]LUHUHDOL]DWHGLQVHUSHQWLQH VXSUDvQFO]LWRDUHHFRQRPL]RDUH «««««««««««««« - preîQFO]LWRDUHGHDHUGLQ HYLQHWHGH o pe partea aerului de ardere 1,05 o pe partea gazelor de ardere …………………………………….. 1,1

246


&DOFXOXOSLHUGHULORUGHVDUFLQvQFDQDOHYHUWLFDOHHIHFWHGHWLUDM 9DORDUHD DXWRWLUDMXOXL WLUDMXO QDWXUDO RULFUeL SRU LXQL YHUWLFDOH GLQ FLUFXLW LQFOXVLYFRúXOVHFDOFXOHD]FXUHOD LD

∆p h = ± h( ρ a − ρ g ) g

(N/m2)

(7.27)

unde : h -HVWHvQO LPHDSHYHUWLFDODWUDVHXOXLP

ρa – densitatea aerului exterior (kg/m3) ρg – densitatea medie a gazului afODWvQFRQGXFW(kg/m3) 'DF IOXLGXO HVWH GLULMDX vQ VXV DXWRWLUDMXO PLFúRUHD] SLHUGHUHD GH VDUFLQ vQ circuit (-∆ph LDU GDF IOXLGXO HVWH GLULMDW vQ MRV DXWRWLUDMXO YD PUL SLHUGHUHD GH VDUFLQvQFLUFXLW+∆ph) . În cazul tirajului natural, autoWLUDMXO FRúXOXL FD GH DOWIHO úL UH]LVWHQ HOH OD FXUJHUHDJD]HORUGHDUGHUHSULQFRúVHGHWHUPLQVHSDUDW 7.2. CDOFXOXOSDUDPHWULORUGHED]DiLQVWDOD LHLGHDOLPHQWDUHFXDHUGH ardere 7.2.1. Debitul de aer Introducerea aerului de ardere în focar se face cu ajutorul ventilatoarelor de aer. /DXQHOHFD]DQHPLFLDGPLVLDOXLVHIDFHSULQHIHFWXOLQVWDOD LHLGHWLUDM 'HELWXOGHFDOFXODOYHQWLODWRDUHORUGHDHUVHGHWHUPLQFXUHOD LD

Da = 1,0161 ⋅ β1 α f V0 B

273 + tar 273

(m3/s)

(7.28)

– debitul de combustibil care arde efectiv în focar, în kg/s sau Nm3/s . 1,0161 V0 – volumul teoretic de aer umed necesar arderii, în Nm3/kg sau Nm3/Nm3

B

αf tar β1

– coeficientul de exces de aer în focar – temperatura aerului aspirat de ventilator, în 0C – coeILFLHQWGHUH]HUYHJDOFX

ÌQFD]XOvQFDUHFRQ LQXWXOGHXPLGLWDWHDODHUXOXL[ HVWHGLIHULWGHNJNJ aer uscat, termenul 1,0161 V0VHvQORFXLHúWHFX[ 90 .

247


7.2.2. Calculul presiunii ventilatoarelor de aer de ardere PierGHUHD GH VDUFLQD WRWDO D WUDVHXOXL GH DHU YD IL LQkQG VHDPD GH H[LVWHQ D depresiunii din focar (pf = 30 ÷ 50 N/m2) :

∆p a = + ∑ ∆pλ + ∑ ∆pξ ± ∑ ∆p h + ∆p A − p f

(7.29)

Termenul ∆paUHSUH]LQWSLHUGHUHDGHVDUFLQvQDU]WRU7HUPHQXO∑∆ph poate ILQHJOLMDWGDFDHUXOQXHVWHSUHvQFO]LWVDXGDFGLIHUHQ HOHGHFRWHGLQWUHSUHvQFO]LWRU GHDHUúLDU]WRDUHQXvQWUHFP 3HWUDVHXODHUXOXLGHDUGHUHSLHUGHULOHGHVDUFLQKLGUDXOLFvQVXPHD]: - UH]LVWHQ HOHFRQGXFWHLGHDVSLUD LHSkQODYHQWLODWRU - UH]LVWHQ HOHFRQGXFWHLGHUHIXODUHGHODYHQWLODWRUODSUHvQFO]LWRUXOGHDHU - UH]LVWHQ HOHWUDVHXOXLGHODSUHvQFO]LWRUXOGHDHUODIRFDU - UH]LVWHQ HOH LQVWDOD LLORU IRFDUXOXL vQ FD]XO DUGHULL FRPEXVWLELOXOXL VROLG SH JUWDU, VH FRPSXQ GLQ UH]LVWHQ HOH FXWLLORU GH GLVWULEX LH SHQWUX DOLPHQWDUHD FX DHU SH ]RQH D JUWDUXOXL úL GLQ UH]LVWHQ D JUWDUXOXL úL D VWUDWXOXL GH FRPEXVWLELOLDUODIRFDUHOHIUJUWDUVHFRPSXQGLQUH]LVWHQ HOHFDUHSDUOD FXUJHUHD DHUXOXL SULQ DU]WRU DHUXO VHFXQGDU LQFOXVLY SLHUGHUHD GH VDUFLQ GLQDPLFODLHúLUHDDHUXOXLGLQDU]WRUvQFDPHUDGHDUGHUH) . 5H]LVWHQ D JUWDUXOXL úL DOH VWUDWXOXL GH FRPEXVWLELO VH LDX vQ FRQVLGHUDUH SULQ SUHVLXQHDSHFDUHDHUXOGHDUGHUHWUHEXLHVo DLEVXEJUWDUFRQIRUPLQGLFD LLORUGLQ tabelul 7.7. 3UHVLXQHDQHFHVDUVXEJUWDU Tipul focarului

Combustibil

)RFDUFXJUWDUUXODW

&UEXQL EUXQL VXSHULRUL KXLOH necocsificabile )RFDUH FX JUWDUH &UEXQLbruni cu w≤40% înclinate, mecanizate )RFDUHFXJUWDUIL[ &UEXQLEUXQL &UEXQLEUXQLLQIHULRULOLJQL L

Tabelul 7.7 Presiunea aerului VXEJUWDU1P2) (valori orientative) 600 - 800 600- 800 800 – 1000 1000 - 1200

3UHVLXQHDGHFDOFXODYHQWLODWRDUHORUGHDHUVHGHWHUPLQFXUHOD LD H v = β 2 ∆p a (N/m2) (7.30) unde : β2 este un coeILFLHQWGHUH]HUYSHQWUXSUHVLXQHHJDOFX

248


3XWHUHDPRWRUXOXLHOHFWULFFHDQWUHQHD]YHQWLODWRUXOYDIL

Nv =

Dv ⋅ H v 1000 ⋅ η v

(kw)

(7.31)

unde : ηv este randamentul ventilatorului (0,6 ÷ 0,8) . 7.3. CDOFXOXOSDUDPHWULORUGHED]DLLQVWDOD LHLGHWLUDM 'HELWXOLQVWDOD LHLGHWLUDM 'HELWXOGHFDOFXODOLQVWDOD LHLGHHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHVHGHWHUPLQFX UHOD LD

Dg = β1 Vg B

Vg

β1 tg

273 + t g

(m3/s)

273

(7.32)

– volumul gazelor de ardere din cazan la excesul de aer αFRú, [ Nm3/kg sau Nm3/ Nm3] –FRHILFLHQWGHUH]HUYβ1 = 1,05 pentru cazan cu debitul nominal > 20 t/h úLβ1 = 1,1 pentru cazane cu debitul nominal ≤ 20 t/h) . –WHPSHUDWXUDJD]HORUGHDUGHUHODH[KDXWRUUHVSHFWLYODED]DFRúXOXL>0C ].

7.3.2. Calculul presiunii ventilatoarelor de gaze de ardere ([KDXWRUXOWUHEXLHVvQYLQJWRDWHUH]LVWHQ HOHGHSHWUDVHXOJD]HORUGHDUGHUH GHODSDUWHDGHvQFHSXWDIRFDUXOXLSkQODHYDFXDUHDJD]HORUGHDUGHUHODED]DFRúXOXL unde de regulVHLPSXQHp = 0 . 'HFL vQ FD]XO WLUDMXOXL DUWLILFLDO FRúXO QX VHUYHúWH DWkW SHQWUX FUHDUHD WLUDMXOXL FkW SHQWUX HYDFXDUHD JD]HORU GH DUGHUH vQ DWPRVIHU 'H DFHHD vQO LPHD FRúXOXL VH DOHJH vQ IXQF LH GH FRQGL LLOH VDQLWDUH GH SURWHMDUH D YHJHWD LHL HWF VH FDOFXOHD] QXPDLGLDPHWUXOFRúXOXLFDUHVHGHWHUPLQvQIXQF LHGHGHELWXOWRWDOGHJD]HGHDUGHUH SHQWUXRYLWH]ODLHúLUHDGLQFRúGH-PV'LDPHWUXOPHGLXDOXQXLFRúvQIXQF LH GHFHOHGRXYDORULG1úLG2GHODH[WUHPLW LYDIi :

dm =

2d1d 2 d1 + d 2

(7.33)

'XS FDOFXOXO UH]LVWHQ HORU VHSDUDWH GH SH vQWUHJ WUDVHXO JD]HORU GH DUGHUH VH LQWURGXFH R FRUHF LH FDUH LQH VHDPD GH FRQFHQWUD La GH FHQXú vQ JD]HOH GH DUGHUH provenite din arderea combustibilului solid . PHQWUX WUDVHXO JD]HORU GH DUGHUHDWXQFLFkQGIRFDUXOOXFUHD]vQGHSUHVLXQHOD SLHUGHUHDGHVDUFLQWRWDODWUDVHXOXLVHDGDXJúLGHSUHVLXQHDSURGXVvQIRFDUSf . 6H DGRSW vQ JHQHUDO R GHSUHVLXQH GH · 1P2 OD QLYHOXO DU]WRDUHORU Pierderea totDOGHVDUFLQSHQWUXWUDVHXOJD]HORUGHDUGHUHYDIL

249


∆p g = ( 1 + µ )[ ∑ ∆p λ + ∑ ∆pξ + ∑ ( ± ∆p h )] + p f (N/m2) (7.34)

µ - HVWH FRQFHQWUD LH GH FHQXú vQ JD]HOH GH DUGHUH úL VH FDOFXOHD] SHQWUX R

WHPSHUDWXUPHGLHVLXQFRHILFLHQWGHH[FHVPHGLX

10 −2 ⋅ A ⋅ a an µ= ρ g ⋅ Vg

NJFHQXúNJJD]HGHDUGHUH

(7.35)

unde : AHVWHSURFHQWXOWRWDOGHFHQXú aan –IUDF LXQHDDQWUHQDWGHJD]HOHGHDUGHUHGLQFDQWLWDWHDWRWDOGHFHQXúUH]XOWDW prin arderea a NJGHFRPEXVWLELO'DFFHQXúDúL]JXUDVXQWHYDFXDWHvQVWDUHVROLG aan este : - SHQWUXIRFDUHOHFXFUEXQHSXOYHUL]DWúL - ·SHQWUXIRFDUHOHFXJUWDU Pentru combustibil lichid sau gazos µ = 0 . 3UHVLXQHDGHFDOFXODH[KDXVWRUXOXLVHGHWHUPLQFXUHOD LD

H ex = β 2 ⋅ ∆p g

(N/m2)

unde : β2HVWHXQFRHILFLHQWGHUH]HUYSHQWUXSUHVLXQHDHJDOFX 3XWHUHDPRWRUXOXLHOHFWULFFHDQWUHQHD]H[KDXVWRUXOYDIL

N= unde :

Dg ⋅ H ex

1000η ex

(kw)

(7.36)

(7.37)

ηex – este randamentul exhaustorului (0,6 ÷ 0,8) .

7.3.3. Calculul coúXOXLODLQVWDOD LLOHFXWLUDMQDWXUDO 'LDPHWUXO FRúXOXL VH GHWHUPLQ vQ IXQF LH GH GHELWXO WRWDO GH JD]HGHDUGHUHDO FD]DQHORUOHJDWHODFRú9LWH]DJD]HORUGHDUGHUHODLHúLUHDGLQFRúVHDOHJHvQWUHúL m/s, cu valorile mici ale vitezei la cazane de debit mic. ÌQ FD]XO FkQG FRúXO FD]DQXOXL HVWH GHVWLQDW SHQWUX SUHOXDUHD vQWUHJXOXL WLUDM necesar cazanului :

H 0 = 1,2∆p g

unde

(7.38)

H0HVWHWLUDMXOQHWDOFRúXOXL

ÌQ FD]XO FkQG FRúXO HVWH GHVWLQDW exclusiv dispersiei emisiilor poluante în PHGLXOvQFRQMXUWRU

H 0 < 1,2∆p g

(7.39)

restul tirajului fiind asigurat de exhaustor.

250


7LUDMXOEUXWDOFRúXOXL+FDUHVHGHWHUPLQIUkSLHUGHULOHSURSULLGHVDUFLQSH traseul acestuia, este :

H = hc ( ρ a − ρ gm )g

(7.40)

–vQO LPHDFRúXOXLP

hc ρa

– densitatea aerului exterior, (kg/m3); ρa = 1,293

ρgm

–GHQVLWDWHDJD]HORUGHDUGHUHODWHPSHUDWXUDPHGLHGLQFRúNJP3)

273 273 + t a

(7.41)

Densitatea gazelor de ardere la stare normalVHFDOFXOHD]FXUHOD LLOH

ρ gN =

0,717 + 1,293αV0 Vg 0 + ( α − 1 )V0

ρ gN =

1 + 1,293αV0 Vg 0 + ( α − 1 )V0

pentru combustibil gaz natural

pentru combustibil lichid sau gazos

(7.42)

(7.43)

Densitatea medie a gazelor de ardere, la temperatura tgm va fi :

ρ gm = ρ g N

273 273 + t gm

(7.44)

7HPSHUDWXUDPHGLHDJD]HORUvQFRúHVWH

t gm = t i −

∆t c 2

(0C)

(7.45)

3HQWUX GHWHUPLQDUHD FGHULL GH WHPSHUDWXU vQ FRú ûtc VH XWLOL]HD] UHOD LL H[SHULPHQWDOHVWDELOLWHvQIXQF LHGHFGHUHDGHWHPSHUDWXUSHXQLWatea de lungime ∆t:

∆t c = hc ⋅ ∆t cu valorile pentru ∆t: -

FRúGHWDEOQHL]RODW

∆t = -

(0C)

1,76 sau ∆t = Qh

(7.46)

2 Dh

FRúGHWDEOL]RODW

251

(0C)

(7.47)


∆t =

0,7 0,8 sau ∆t = Qh Dh

(0C)

(7.48)

FRúGHFUPLGFXSHUH LLFXJURVLPHGHFFDPP

-

∆t =

0,6 0,22 sau ∆t = Qh Dh

(0C)

(7.49)

FRúGHFUPLGFXSHUH LLFJURVLPHGHFFDPP

-

∆t =

0,13 0 ,13 sau ∆t = Qh Dh

(0C)

unde Dh este debitul de abur al cazanului în t/h iar

(7.50)

QhGHELWXOGHFOGXUvQMW .

'H PHQ LRQDW F hc vQO LPHD FRúXOXL WUHEXLH DSUR[LPDW LQL LDO SHQWUX D VH

putea calcula ∆tc FXUHOD LD úL

HFXUHOD LD * &DRSULPLQGLFD LHWLUDMXOEUXWDOFRúXOXL ho în N/m2PvQO LPHGHFRúHVWH

dat în tabelul 7.8 .

tgm h

* o

tgm h *o

0

C N/m2/1 m 0 C N/m2/1 m

120 2,66 190 4,04

7LUDMXOXQLWDUDOFRúXOXL 130 140 150 2,88 3,1 3,3 200 210 220 4,2 4,36 4,51

Tabelul 7.8. 160 3,5 230 4,65

170 3,7 240 4,8

180 3,86 250 4,9

7DEHOXO HVWH FDOFXODW SHQWUX R WHPSHUDWXU D DHUXOXL DPELDQW GH 0C, GHQVLWDWHDQRUPDOρa0 = 1,293 kg/Nm3úLρg0 = 1,34 kg/Nm3 . 7LUDMXOQHWDOFRúXOXLVHGHWHUPLQFXUHOD LD

H 0 = H − hc ⋅ ∆pcos ≅ 0,9 H (N/m2)

(7.51)

unde : ∆pFRúHVWHSLHUGHUHDGHVDUFLQOLQLDUSHPGHOXQJLPHGHFRúFDS 5HOD LLOH SUHFHGHQWH SRW IL IRORVLWH úL SHQWUX YHULILFDUHD YDORULL PD[LPH D SLHUGHULLGHVDUFLQce SRDWHILDFRSHULWSULQWLUDMQDWXUDOGHXQFRúFXGLPHQVLXQLGDWH .

252


7. &DOFXOXO SDUDPHWULORU GH ED] DL LQVWDOD LHL GH LQVXIODUH OD FD]DQHOH FX ardere sub presiune 7.'HELWXOLQVWDOD LHLGHLQVXIODUH &XQRWD LLOHIRORVLWHDQWHULRUGHELWXO de aer al ventilatorului este :

Da = 1,0161β1α f V0 B

273 + t a 3 (m /s) 273

(7.52)

în care : αf este coeficientul de exces de aer din focar . 7.4.2. Calculul presiunii de refulare a ventilatorului de insuflare La cazanele lucrând cu focarele sub presiune delimitarea drumului de gaze pe WUDVHXODHUXOXLQXHVWHQHFHVDUGHRDUHFHHIHFWXOGHFLUFXOD LHHVWHSURGXVGHRVLQJXU VXIODQWÌQDFHVWFD]

∆p a , g = ∆p a − ∆p g

(7.53)

Presiunea de calcul a ventilatorului de aer insuflat va fi :

H v ,i = β 2 ∆p a ,g

(N/m2)

(7.54)

3XWHUHDPRWRUXOXLHOHFWULFQHFHVDUDQWUHQULLYHQWLODWRUXOXLYDIL

N v ,i =

D a H v ,i 1000η v

(kw)

(7.55)

unde: ηv este randamentul ventilatorului .

253


CAPITOLUL 8

CALCULUL DE REZISTENŢĂ AL CAZANELOR 8.1. Date generale Calculul de rezistenţă se efectuează pentru dimensionarea sau verificarea tamburilor (mantalei) ţevilor, colectoarelor, plăcilor tubulare, fundurilor şi tubului de flacără. Elementele metalice se dimensionează sau se verifică considerându-le supuse la presiune interioară sau exterioară ca solicitare principală. În calcule se ţine seama şi de alte solicitări ce pot avea loc, datorate: a) greutăţii proprii şi a fluidului în timpul exploatării; b) diferenţelor de temperatură şi a dilatării termice diferite a materialelor; c) sarcinii hidrostatice a fluidului; d) efectul concentrărilor de eforturi produse de suporturi, racorduri de conducte şi alte similare. 8.2. Materiale folosite pentru execuţia elementelor metalice ale cazanelor Principalul material utilizat în execuţia cazanelor este oţelul, a cărui compoziţie chimică, conform SR EN 297 + A2 / 2001 este cea din tabelul 8.1. Tabelul 8.1. Caracteristici mecanice şi compoziţia chimică a oţelurilor carbon şi inoxidabile Material

Tip oţel

Rezistenţă la tracţiune

σr

N/mm2 Carbon Table, ţevi

Feritic Austenitic

≤ 520 ≤ 600 ≤ 800

C masa % ≤ 0,25 ≤ 0,08 ≤ 0,08

P

S

masa masa % %

Si

Mn

masa masa % %

Cr

Mo

masa %

masa %

≤ ≤ 0,05 0,05 15,5≤ ≤ ≤ 1,0 ≤ 1,0 18 0,045 0,030 16,5≤ ≤ ≤ 1,0 ≤ 2,0 20 0,045 0,030

Ni

Ti

masa masa % %

-

-

≤ 1,5

-

2,03,0

9-15

masa %

-

-

≤ 7× %C ≤ 5× %C

≤ 12× %C ≤ 8× %C

Pentru armături din fontă şi la realizarea ţevilor cu aripioare sau nervurate, caracteristicile minime pentru fontă sunt cele centralizate în tabelul 8.2. Tabelul 8.2. Caracteristici minime pentru fontă Fontă cu grafit lamelar (ISO 185) : ≥ 150 N/mm2 Rezistenţă la tracţiune σr 160 – 220 HB 2,5/187,5 Duritate Brinell Fontă cu grafit nodular (recopt feritic) : ≥ 400 N/mm2 Rezistenţă la tracţiune σr ≥ 23 J/c m2 Rezilienţă

254

Nb/Ta

8. CALCULUL DE REZISTENŢĂ AL CAZANELOR

Reperele turnate executate din aluminiu sau din cupru sunt centralizate în tabelele 8.3 şi 8.4. Grosimile minime ale pereţilor sunt prezentate în tabelele 8.5 şi 8.8. Tabelul 8.3. Repere turnate executate din aluminiu sau din aliaje de aluminiu Rezistenţă la tracţiune Domeniu de temperatură σr 0 C N/mm2 Al 99,5 până la 300 ≥ 75 Al Mg2 Mn 0,8 până la 250 ≥ 275 Tabelul 8.4. Repere turnate executate din cupru sau din aliaje de cupru Rezistenţă la tracţiune Domeniu de temperatură σr 0 C 2 N/mm SF - Cu până la 250 ≥ 200 Cu Ni 30 Fe până la 350 ≥ 310 Grosimile minime ale pereţilor sunt prezentate în tabelele 8.5 şi 8.8. Tabelul 8.5. Grosimi minime pentru reperele laminate Oţeluri carbon, aluminiu Oţeluri protejate, oţeluri inoxidabile, cupru a b c a b c mm mm mm mm mm mm 4 3 2,9 2 2 1 Coloana a) pentru pereţii camerelor de ardere expuşi la apă şi la foc şi pentru pereţii orizontali ai suprafeţelor de schimb prin convecţie . Coloana b) pentru pereţii care nu sunt expuşi decât la apă şi pentru formele de consolidare, ca ambutisările suprafeţelor de încălzire prin convecţie de deasupra camerei de ardere . Coloana c) ţevi ale schimbătorului convectiv . Tabelul 8.8. Grosimile nominale minime ale elementelor cazanelor executate din materiale turnate supuse la presiune Fontă cu grafit nodular Debit caloric nominal Qn Debit caloric nominal Qn (recopt feritic), cupru kW mm mm 3,5 3,0 ≤ 35 4,0 3,5 > 35

255


Oţelurile pentru tamburi şi colectoare de diametru mare, executate în general din tablă sudată, sunt oţeluri OLK (tabelul 8.7) . Valoarea rezistenţei admisibile (σa), calculată după necesităţi în raport cu temperatura de calcul a peretelui elementului de cazan, se determină din relaţia de calcul corespunzătoare :

σ a ≤ σ r20 / 2,6;

σ a ≤ σ ct / 1,5;

σ a ≤ σ rt / 1,5; σ a ≤ σ tf

(8.1)

unde :

σ G20 ,σ rt

- este rezistenţa la limita de rupere la 200C, respectiv la temperatura peretelui;

σ ct

- rezistenţa la limita de curgere, la temperatura tp;

σf

- rezistenţa la limita de fluaj, la temperatura tp.

Temperatura de calcul a peretelui tp este temperatura pentru care se stabileşte valoarea rezistenţei admisibile a metalului :

λ  t p = t f + ( 25 ± 50 )0 C şi în general t p = t f + f  q ,α ,  δ 

unde: tf este temperatura fluidului de lucru. Tabelul 8.7. Oţel carbon laminat în table groase pentru cazane de abur şi recipiente sub presiune Marca OLK 1 OLK 2 OLK 3 OLK 4 OLK 5

Rezistenţa la tracţiune σr (daN/cm2) 3400…4200 3400-3800 3900-4000 4100-4200 3800…4700 3800-4000 4100-4300 4400-4700 3500…4400 4100…5000 4400…5300

Limita de curgere la 200C σc (daN/cm2) I II III 2200

2000

1900

2400

2200

2100

2300 2600 2800

2200 2500 2700

2100 2400 2600

Alungirea relativă la rupere (%) 31 30 28 27 26 25 24 22 20

În tabelul 8.8 sunt date rezistenţele admisibile în funcţie de temperatură pentru unele oţeluri utilizate la cazane .

256


Tabelul 8.8. Rezistenţele admisibile σa în daN/cm pentru diferite oţeluri, în funcţie de temperatură OL OLC OL OLC OL OLK OLC 25 Temperatura de 34 10 37 15 42 2 OLK 3 calcul a pereţilor 0 2 ( C) σa în daN/cm 20 11700 1200 1300 1330 1430 1470 1600 200 1050 1090 1170 1210 1280 1330 1400 240 970 1000 1070 1110 … 1220 1340 260 930 960 1030 1060 1110 1160 1270 280 890 920 980 1010 1110 1210 300 050 885 940 970 1050 11500 360 750 820 900 980 400 670 730 800 875 440 525 580 630 670 500 250 300 300 300 2

8.3. Calculul grosimii pereţilor corpurilor cilindrice 8.3.1. Calculul tamburilor (mantalelor cilindrice) Grosimea necesară a tablei este :

s=

Di ⋅ p +c 2σ aϕ − p

(cm)

(8.2)

unde :

Di p

σa ϕ c

– diametrul interior al tamburului (cm) ; – presiunea de lucru (bar) ; – efortul unitar admisibil (daN/cm2) ; – coeficientul de slăbire conform tabelului 8.9 ; – adaos de coroziune cu valori : c=0,1 pentru s ≤ 30 mm c=0 pentru s > 30 mm

Presiunea de calcul este presiunea înscrisă pe placa de timbru corectată cu un coeficient de siguranţă (1,1 ÷ 1,3). Relaţia (8.2) este aplicabilă pentru cazurile când sunt îndeplinite condiţiile corespunzătoare mantalelor cu pereţi subţiri : - raportul s/Di < 0,1 - raportul De/Di < 1,5 - în cazul mantalelor sudate liniile medii trebuie să fie în prelungire una cu alta pentru fiecare îmbinare longitudinală

257


-

nu au loc solicitări suplimentare locale datorită racordurilor sau unor sarcini ciclice etc. solicitările de natură termică sunt păstrate în limite reduse, ca urmare a respectării grosimilor limită ale pereţilor admişi în drumul gazelor de ardere. Tabelul 8.9

Coeficienţi de slăbire pentru tamburi Tamburi cu găuri pe generatoare (la pasul s1) ϕ = s1-d/s1 Tamburi cu găuri transversale (la pasul s’) ϕ =2(s’-d)/s’ Gaură cu diametru mare : do ≤ 0,6 Di ϕ =1-do/531Di6 Manuală, cap la cap cu ϕ =0,85 completare la rădăcină Idem, fără completare la ϕ =0,7 rădăcină Sudură Suduri transversale ϕ =0,8 Sudură T pe ambele părţi ϕ =0,85 prelucrate Suduri T neprelucrate ϕ =0,7 Grosimea minimă a peretelui tamburului, indiferent de rezultatul calcului, nu poate fi mai mică de 6 mm. Temperatura de lucru a pereţilor în acest caz se ia conform indicaţiilor din tabelul 8.10. Tabelul 8.10 Temperatura tp a pereţilor tamburilor Felul tamburilor tp Tambur neîncălzit tp=tf Tambur neizolat, cu s ≤ 50 mm, încălzit tp=tf+1,2 s* +100C cu gaze de ardere având tg < 600 0C Tambur neizolat, cu s ≤ 30 mm, încălzit tp=tf+2,5 s* +200C cu gaze de ardere având tg = 600-900 0C Tambur neizolat, cu s ≤ 22 mm, încălzit tp=tf+4 s* +300C cu gaze de ardere având tg > 900 0C *) s în mm

Verificări suplimentare. Grosimea tamburului calculată cu relaţia (8.2) se verifică ţinând seama de solicitarea a încovoiere datorită greutăţii proprii, apei, izolaţiei şi a ţevilor suspendate de tambur . Determinarea momentului de încovoiere, se face considerând tamburul ca o grindă simplu rezemată, încărcată cu o sarcină uniform distribuită :

M max

q ⋅l2 = (daN.cm) cu q în daN/cm 8

unde : l este diferenţa între reazime (m) . 258

(8.3)


Modulul de rezistenţă W se calculează pentru secţiunea circulară cea mai slăbită, din cauza orificiilor, luând în considerare deplasarea centrului de greutate faţă de centrul geometric. Pentru o secţiune inelară fără orificii :

π 4 4 ( De − Di ) (cm3) 32 De

W =

(8.4)

În cazul când Mmax şi Wmin sunt în secţiuni diferite se stabileşte secţiunea cu solicitare maximă după relaţia :

Mi ≤ σ ar (daN/cm2) W = ( 0,8 − 0 ,9 )σ a pentru ţevi tambure încălzite .

σi =

σ ar

(8.5)

Pentru a evita solicitări termice defavorabile se ţine seama de racordul de alimentare cu apă al tamburului să fie prevăzut cu o manta interioară de protecţie; de asemenea, prin modul de distribuţie în tambur a apei de alimentare, trebuie să se ferească orificiile şi pereţii de contactul cu acesta. Calculul camerelor de apă şi emulsie este identic cu al tamburelor . Coeficientul de adaos este : c ≥ 1 mm . Grosimea camerei nu poate fi mai mică de 5 mm. Camerele în care se mandrinează ţevi vor avea grosimea minimă a pereţilor de 16 mm . 8.3.2. Calculul ţevilor Ţevile folosite în construcţii suprafeţelor de încălzire a cazanelor şi a conductelor aferente în porţiunile drepte, se calculează cu relaţia :

s=

p ⋅ De +c 2 ⋅σ a ⋅ϕ + p

(cm)

(8.6)

Relaţia este valabilă în cazurile : - s/De ≤ 0,2 pentru ţevi are conţin apă, amestec apă – abur sau abur saturat - s/De ≤ 0,28 pentru ţevi are conţin abur supraîncălzit . Temperatura de calcul a peretelui se ia : tp=tr + 25 ÷ 500C . Adaosul la grosimea de calcul va fi: c ≥ 0,5 mm . Verificările suplimentare: ţevile supuse la sarcini constante exterioare mari, provenite din greutatea proprie, a izolaţiei termice, trebuie să fie verificare cu privire la solicitările suplimentare introduse de acestea. Solicitarea dezvoltată de sarcinile exterioare trebuie să satisfacă condiţia :

259


σ ext ≤ 0,87σ ar 1,2 −

σ ar σa

(8.7)

în care : σ ar este (0,8 ÷ 0,9) σ e pentru elemente încălzite .

σ ext = σ s + 0 ,8σ i unde : σ s =

(8.8)

Mi N şi σ i = . So W

În aceste relaţii N şi Mi sunt solicitările în ţeavă, So secţiunea şi W modulul de rezistenţă al ţevii . Conductele cu temperatura mediului interior de cel puţin 3500C trebuie să fie verificare, după necesitate, în raport cu felul construcţiei, la solicitarea de încovoiere datorită efortului termic dat de dilatarea termică. Efortul datorită încovoierii trebuie să satisfacă condiţia :

σ ac ≤ 1,1σ ar

σ 2 −  ar  σa

2

  − 1,25σ ext 

(8.9)

iar

σ ac =

Mi W

Verificarea la efort termic, trebuie făcută în condiţiile extreme ale stării la cald şi la rece ale conductei . Pentru ţevi supuse la presiune exterioară, grosimea minimă a peretelui ţevii (cu diametrul exterior peste 200 mm) se determină cu relaţia (8.6) cu menţiunea că rezistenţa admisibilă este egală cu 0,7 din mărimea adoptată pentru calculul sub presiune interioară . 8.4. Calculul grosimii pereţilor tuburilor de flacără Tuburile de flacără se execută netede sau ondulate şi cu grosimi cuprinse între 7 şi 20 mm . Grosimea peretelui tubului de flacără se calculează cu relaţiile: - pentru tuburi netede :  pDi  al s = 0 ,015 (cm) (8.10) 1 + 1 +  + 0 ,2 σ r  p( l + Di )  - pentru tuburi ondulate :

260


s = 0,03

pDi

σr

+ 0,2

(cm)

(8.11)

în care: Di – diametrul interior al tubului de flacără sau diametrul interior minim la tuburile ondulate, în cm ; σr – rezistenţa la rupere la 200C, în daN/cm2 ; – lungimea tubului cuprinsă între două consolidări (fig. 8.1) sau între l consolidări şi funduri sau plăci tubulare, în cm ; – un coeficient egal cu : a - 75 pentru tuburi uzuale fără îmbinare sau cu îmbinare longitudinală, aşezate orizontal ; - 45 pentru tuburi aşezate vertical . Înălţimea ondulaţiei la tuburile de flacără trebuie să fie de cel puţin 35 mm iar pasul ondulaţiei nu mai mare de 200 mm . Înălţimea consolidărilor trebuie să fie de cel puţin 35 mm şi să ofere elasticitate suficientă tubului care se dilată mai mult decât mantaua cazanului . În figura 8.1 sunt arătate câteva consolidări folosite la tuburile de flacără netede sau ondulate . Lungimea l între două consolidări nu trebuie să fie mai mare decât 6Di şi cel mult de 5 m . >s b>2s >5s

h>5s

s

s l

l

l

l

Di

Di

s

l

r2

r1 80

l

s

Di

Di

Fig. 8.1. Consolidări ale tubului de flacără

261

r2

90


8.5. Calculul fundurilor şi al capacelor Dimensiunile principale ale fundurilor bombate sunt indicate în figura 8.2 . Normele pentru construcţia acestor funduri prevăd ca : R ≤ Di şi r ≥ 0,1 Di . Grosimea de tablă necesară este dată de relaţia :

s=

pDe ⋅ y +c 2σ

(cm)

(8.12)

Adaosul c se ia 0,10 cm la d < 30 mm şi 0 la d > 30 mm . unde d este diametrul găurii (gaură de vizitare sau de inspectare).

e

d

h

R r s Di De

Fig. 8.2. Fund bombat. Valoarea coeficientului de forma y este dată în tabelul 8.11, în funcţie de bombajul relativ al fundului şi de prezenţa găurilor neîntărite sau a gurilor de vizitare cu caracteristica geometrică : d /

De ⋅ s . Tabelul 8.11

262


Coeficienţii de forma y

h/De 0,18 0,2 0,225 0,25 0,30 0,40 0,50

d/ 0 y la fund fără găuri 3,14 2,9 2,4 2,0 1,55 1,15 1,1

De ⋅ s

0,5 1 2 3 4 5 y la funduri cu găuri neîntărite sau guri de vizitare 3,4 3,4 3,92 4,85 5,75 6,75 2,9 2,9 3,7 4,6 5,5 6,5 2,4 2,58 3,42 4,35 5,25 6,2 2,0 2,3 3,2 4,1 5,0 5,9 1,61 2,0 2,9 3,75 4,6 5,4 1,27 1,7 2,5 3,32 4,05 4,75 1,2 1,6 2,2 3,0 3,7 4,35

Relaţia (8.12) este valabilă în următoarele condiţii: - raportul s/De are valorile: 0,003 ≤ s/De ≤ 0,16 ; - funduri semisferice, în orice condiţii; - funduri eliptice dacă h/De ≥ 0,18; d/De ≤ 0,5 ; - funduri mâner de coş dacă R ≤ De, r ≥ 0,1 De : r1 ≥ 3 mm ; h ≥ 0,18 De 8.6. Calculul plăcilor tubulare Plăcile tubulare se consolidează în porţiunea rămasă în afara fascicolului de ţevi, cu mijloace adecvate, ori de câte ori valoarea presiunii de lucru a cazanului impune aceasta . În porţiunea în care se fixează fascicolului de ţevi în placa tubulară pot avea loc două cazuri : a. Placa tubulară se consolidează prin ancore speciale sau mai multe, prin ţevi – ancore, filetate, grosimea peretelui calculându-se cu relaţia :

s = k ⋅ dc

P

σ ar

(cm)

(8.13)

în care: dc – diametrul cercului cel mai mare care se poate înscrie în spaţiul liber dintre locurile ancorate ; – este un coeficient egal cu 0,34 ÷ 0,5 . k Ţevile se madrinează, iar pentru placa tubulară grosimea minimă va fi s = 0,5 + 0,125 dc (cm), unde dc este diametrul orificiului. Distanţa dintre ancore se alege de cel mult 200 mm .

263


b. Placa tubulară nu se consolidează în mod special, în acest caz se verifică rezistenţa îmbinării prin mandrinare a ţevilor în ceea ce priveşte smulgerea din orificiu, determinându-se valoarea încărcării specifice q (daN/cm) pe unitatea de lungime a circumferinţei ţevii cu relaţia :

q=

p⋅ A π ⋅ d c (daN/cm)

(8.14)

în care: A este suprafaţa plăcii tubulare dintre patru ţevi (figura 8.2 suprafaţa haşurată).

Q

N

P

h de/di M

R

t

Fig. 8.3. Aşezarea ţevilor în placa tubulară

πd c2 A = t ⋅h− 4

de do p

(cm2)

– diametrul exterior al ţevii (cm) ; – diametrul orificiului (do = de + 0,1), (cm) – presiunea în daN/cm2 .

Încărcarea q trebuie să corespundă valorilor : q ≤ 4 pentru ţevi mandrinate în orificii netede sau în canale inelare ; q ≤ 5 pentru ţevi mandrinate şi cu unul din capete răsfrânt ; q ≤ 7 pentru ţevi mandrinate şi cu ambele capete răsfrânte . Pentru ţevile sudate în placa tubulară, îmbinarea trebuie să corespundă condiţiilor :

π π ⋅ d ⋅ h ≥ 1,25 ( d e 2 − d i 2 ) din care se deduce valoarea lui h . 4

Plăcile tubulare, supuse la încovoiere în interiorul porţiunii haşurate, se verifică cu relaţia :

264


σi =

în care :

e=

P d  s   3601 − 0 ,7 e   e  e  

AE + EC 2

2

≤

σr 4 ,5

(daN/cm2)

(8.15)

(mm)

În calculul suprafeţelor marginale ale plăcilor tubulare se poate considera că sarcina este preluată până la 1/2 din valoarea sa direct de către peretele cazanului aflat în vecinătate .

265


ANEXA 1

ECHIVALENTA INTRE UNITATILE DE MASURA DIN SISTEMELE SI si MkgS

Nr. crt. 1 2 3

Masa Densitate Forta

4

Presiune

N/m2 (Pa); bar

kgf/cm2; at; kgf/m2

5

Energie

J; kWh

kgf ⋅ m; kcal; BTU

6

Putere

W = J/s; kW

kgf⋅m/s; kcal/h; CP; BTU/h

7

Calduri specifice Conductivitate termica Coeficient de schimb superficial prin convectie Vascozitate cinematica Vascozitate dinamica

J/kg⋅K

kcal/kgf⋅oC

1N ≅ 0,102 kgf; 1 kgf ≅ 9,81 N 1 N/m2 = 10-5 bar = 0,102 kgf/m2 = 7,5⋅10-3 torr; 1 bar = 105 N/m2 = 750 torr; 1 kgf/m2 = 1 mm H2O; at = 1 kgf/cm2 = 735,6 torr. 1 J = 0,102 kgf⋅m = 1/4185,5 kcal; 1 kWh = 3,6⋅106 J; 1 BTU = 0,252 kcal = 1,055 kJ; 1 kcal = 4,185 kJ = 3,968 BTU. 1 W ≅ 0,102 kgf⋅m/s = 1,36⋅10-3 CP; 1 kW = 103 W = 860 kcal/h; 1 kcal/h = 1,163 W = 3,968 BTU/h; 1CP = 0,735 kW. 1 kcal/kgf⋅oC = 4,1855 kJ/kg⋅K

W/m⋅K

kcal/m⋅h⋅oC

1 kcal/m⋅h⋅oC = 1,163 W/mK

W/m2⋅K

kcal/m2⋅h⋅oC

1 kcal/m⋅h⋅oC = 1,163 W/mK

m2/s

m2/s

N⋅s/m2

kgf⋅s/m2

8 9 10 11

Denumirea

Sistemul de unitati SI MkgS kg kgf ⋅ s2/m kg/m3 kgf ⋅ s2/m4 N kgf

Relatii de conversie

1 kgf⋅s/m2 = 9,81 N⋅s/m2

266


ANEXA 2 35235,(7,/(),=,&( ALE AERULUI, LA p = 0,981 bar

t [oC]

ρ [kg/m3]

cp [kJ/Nm3 K]

λ· 102 [W/m K]

a· 106 [m2/s]

η· 106 [Ns/m2]

ν· 106 [m2/s]

Pr

1

2

3

4

5

6

7

8

-50 -20 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 120 140 160 180 200 250 300 350 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

1,532 1,350 1,251 1,207 1,166 1,127 1,091 1,057 1,026 0,996 0,967 0,941 0,916 0,869 0,827 0,789 0,754 0,7220 0,6530 0,5960 0,5482 0,5075 0,4418 0,3912 0,3510 0,3183 0,2916 0,2683 0,2487 0,2319

1,2963 1,2969 1,2971 1,2971 1,2971 1,2971 1,2971 1,2971 1,3044 1,3044 1,3044 1,3044 1,3059 1,3096 1,3147 1,3147 1,3199 1,3239 1,3367 1,3502 1,3639 1,3808 1,4118 1,4411 1,4679 1,4918 1,5127 1,5311 1,5470 1,5617

2,00 2,28 2,438 2,51 2,58 2,65 2,72 2,79 2,86 2,92 2,99 3,06 3,12 3,25 3,37 3,49 3,62 3,74 4,06 4,37 4,64 4,91 5,45 5,98 6,47 7,00 7,40 7,84 8,26 8,66

13,1 16,8 19,2 20,7 22,0 23,4 24,8 26,2 27,6 29,2 30,6 32,2 33,6 37,0 40,0 43,3 47,0 49,7 60,0 68,9 80,0 89,4 113,2 133,6 162,0 182 216 240 277 301

14,538 16,157 17,197 17,697 18,198 18,688 19,169 19,640 20,111 20,572 21,023 21,474 21,906 22,779 23,622 24,446 25,251 26,016 27,919 29,724 31,431 33,099 36,160 39,063 41,751 44,301 46,696 49,011 51,218 53,376

9,490 11,97 13,75 14,66 15,61 16,58 17,57 18,58 19,60 20,65 21,74 22,82 23,91 26,21 28,66 31,01 33,49 35,03 42,75 49,87 57,33 65,22 81,85 99,83 118,95 139,18 160,14 182,67 205,94 230,17

0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,71 0,72 0,72 0,72 0,73 0,73 0,73 0,74 0,74 0,74 0,74

267


ANEXA 3

PROPRIE7,/(7(502',1$0,&($/($3(,ù,$/($%858/8,Ì167$5('( 6$785$,(Ì1)81&,('(7(03(5$785 t [ C] 1 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 112 114 116 118 120 122 124 126 128 130 132 134 136 138 140 142 144 146 148 150 152 154 156 158 o

T [K] 2 372,15 373,15 374,15 375,15 376,15 377,15 378,15 379,15 380,15 381,15 382,15 383,15 385,15 387,15 389,15 391,15 393,15 395,15 397,15 399,15 401,15 403,15 405,15 407,15 409,15 411,15 413,15 415,15 417,15 419,15 421,15 423,15 425,15 427,15 429,15 431,15

p [bar] 3 0,9775 1,0132 1,0499 1,0876 1,1265 1,1666 1,2079 1,2504 1,2941 1,3390 1,3852 1,4326 1,5316 1,6361 1,7464 1,8628 1,9854 2,1144 2,2502 2,3932 2,5434 2,7011 2,8668 3,041 3,222 3,414 3,614 3,823 4,042 4,271 4,510 4,760 5,020 5,293 5,576 5,872

v’ [m /kg] 4 0,0010427 0,0010435 0,0010443 0,0010450 0,0010458 0,0010466 0,0010474 0,0010482 0,0010490 0,0010498 0,0010507 0,0010515 0,0010532 0,0010549 0,0010567 0,0010585 0,0010603 0,0010621 0,0010640 0,0010638 0,0010677 0,0010697 0,0010717 0,0010737 0,0010757 0,0010777 0,0010798 0,0010819 0,0010840 0,0010862 0,0010884 0,0010906 0,0010928 0,0010950 0,0010974 0,0010998 3

v” [m3/kg] 5 1,730 1,673 1,618 1,566 1,515 1,466 1,419 1,374 1,331 1,289 1,249 1,210 1,137 1,069 1,005 0,9465 0,8917 0,8407 0,7930 0,7486 0,7074 0,6683 0,6321 0,5981 0,5664 0,5366 0,5087 0,4824 0,4379 0,4347 0,4130 0,3926 0,3733 0,3552 0,3381 0,3220

268

ρ” [kg/m3] 6 0,5780 0,5977 0,6181 06386 0,6601 0,6821 0,7047 0,7278 0,7513 0,7758 0,8006 0,8264 0,8795 0,9354 0,9950 1,056 1,121 1,189 1,261 1,336 1,414 1,496 1,582 1,672 1,765 1,864 1,966 2,073 2,184 2,300 2,421 2,547 2,679 2,815 2,958 3,106

i’ [kJ/kg] 7 414,9 419,1 423,3 427,5 431,7 436,0 440,2 444,4 448,6 452,9 457,1 461,3 469,8 478,2 486,7 495,2 503,7 512,2 520,8 529,2 537,7 546,3 554,8 563,2 571,8 580,4 589,0 597,6 606,2 614,8 623,4 632,2 641,0 649,6 658,2 666,9

i” [kJ/kg] 8 2674 2676 2677 2679 2680 2681 2683 2685 2687 2688 2689 2691 2694 2697 2700 2703 2706 2709 2712 2715 2718 2721 2723 2725 2728 2731 2734 2737 2739 2742 2744 2746 2749 2752 2754 2756

r [kJ/kg] 9 2259 2257 2254 2251 2248 2245 2243 2241 2238 2235 2232 2230 2224 2219 2213 2208 2202 2197 2191 2186 2180 2174 2168 2162 2156 2151 2145 2139 2133 2127 2121 2114 2108 2102 2096 2089


t [ C]

T [K]

p [bar]

v’ [m /kg]

v” [m3/kg]

1 160 162 164 166 168 170 172 174 176 178 180 185 190 195 200

2 433,15 435,15 437,15 439,15 441,15 443,15 445,15 447,15 449,15 451,15 453,15 458,15 463,15 468,15 473,15

3 6,180 6,502 6,836 7,183 7,545 7,920 8,311 8,716 9,137 9,574 10,027 11,234 12,553 13,989 15,551

4 0,0011021 0,0011044 0,0011069 0,0011094 0,0011119 0,0011144 0,0011169 0,0011195 0,0011221 0,0011218 0,0011275 0,0011344 0,0011415 0,0011489 0,0011566

5 0,3068 0,2925 0,2790 0,2662 0,2541 0,2426 0,2318 0,2215 0,2118 0,2026 0,1939 0,1739 0,1564 0,1409 0,1272

o

3

269

ρ” [kg/m3] 6 3,238 3,419 3,584 3,757 3,935 4,122 4,314 4,515 4,721 4,936 5,157 5,750 6,394 7,097 7,662

i’ [kJ/kg]

i” [kJ/kg]

r [kJ/kg]

7 675,5 684,2 692,9 701,7 710,5 719,2 727,9 736,7 745,5 754,3 763,1 785,2 807,5 829,9 852,4

8 2758 2760 2762 2764 2767 2769 2771 2773 2774 2776 2778 2782 2786 2790 2793

9 2082 2076 2069 2062 2056 2050 2043 2036 2029 2022 2015 1997 1979 1960 1941


ANEXA 4 PROPR,(7,/(7(502',1$0,&($/($3(,ù,$/($%858/8,Ì167$5('( 6$785$,(Ì1)81&,('(35(6,81( p t v’ v” i’ i” r ρ” o 3 3 3 [bar] [ C] [m /kg] [m /kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kg/m ] 1

2

3

4

5

6

7

8

1,00 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,4 5,8 6,2 6,6 7,0 7,4 7,8 8,2 8,6 9,0 9,4 9,8 10,0

99,01 102,32 104,81 107,14 109,23 111,38 113,32 115,47 116,94 118,62 120,23 123,27 128,09 128,73 131,20 133,34 135,35 137,86 139,87 141,79 143,62 143,39 147,09 148,73 150,31 151,84 154,76 157,52 166,12 162,59 164,96 167,21 169,37 171,44 173,43 175,35 177,21 179,01 179,88

0,0010432 0,0010452 0,0019472 0,0010492 0,0010510 0,0010527 0,0010543 0,0010559 0,0010575 0,0010590 0,0010605 0,0010633 0,0010659 0,0010685 0,0010709 0,0010723 0,0010784 0,0010776 0,0010797 0,0010817 0,0010836 0,0010855 0,0010874 0,0010892 0,0010910 0,0010927 0,0010960 0,0010992 0,0011022 0,0011052 0,0011081 0,0011109 0,0011136 0,0011162 0,0011187 0,0011213 0,0011237 0,0011261 0,0011273

1,694 1,550 1,429 1,325 1,230 1,159 1,091 1,031 0,9772 0,9290 0,8834 0,8098 0,7465 0,6925 0,6461 0,6057 0,5701 0,5386 0,5404 0,4852 0,4624 0,4416 0,4227 0,4054 0,3895 0,3747 0,3485 0,3258 0,3060 0,2885 0,2728 0,2588 0,2462 0,2347 0,2243 0,2149 0,2061 0,1982 0,1940

0,5903 0,6453 0,0999 0,7545 0,8098 0,8627 0,9164 0,9699 1,223 1,076 1,129 1,235 1,340 1,444 1,548 1,651 1,754 1,867 1,959 2,001 2,163 2,264 2,366 2,467 2,568 2,669 2,869 3,069 3,268 3,467 3,666 3,864 4,062 4,250 4,458 4,654 4,852 5,045 5,139

417,4 428,9 432,4 449,2 458,5 467,2 475,4 483,2 490,7 497,9 504,8 517,8 529,8 540,9 551,4 561,4 571,1 580,2 588,7 596,8 601,7 612,3 619,8 626,9 633,7 640,1 652,7 664,7 670,0 686,9 697,2 707,1 715,4 725,4 734,2 742,8 750,9 758,8 762,7

2675 2679 2683 2687 2690 2693 2696 2699 2702 2704 2707 2711 2715 2719 2722 2720 2728 2731 2734 2736 2738 2741 2743 2745 2747 2749 2752 2755 2758 2761 2764 2766 2768 2770 2772 2774 2776 2778 2778

2258 2499 2244 2238 2232 2226 2221 2216 2211 2206 2202 2193 2185 2178 2171 2164 2157 2151 2145 2139 2133 2129 2123 2118 2113 2109 2009 2090 2082 2074 2067 2059 2052 2045 2038 2031 2025 2019 1015

270


ANEXA 5 35235,(7,/(),=,&($/($3(,3(&85%$'(6$785$,( a · 10 4 λ 2 [W/m· K [m /h] ]

t [ C]

ρ [kg/m3]

β · 10 4 [grd]-1

i’ [kJ/kg]

1

2

3

4

5

999,8 999,6 998,2 995,6 992,2 988,0 983,2 977,7 971,8 965,3 958,3 951,0 943,1 934,8 926,1 916,9 907,4 397,3 886,9 876,0 864,7 852,8 840,3 827,3 813,6 799,2 784,0 767,9 750,7 732,3 712,5

-0,7 0,95 2,1 3,0 3,9 4,6 5,3 5,8 6,3 7,0 7,5 8,0 8,5 9,1 9,7 10,3 10,8 11,5 12,1 12,8 13,5 14,3 15,2 16,2 17,2 18,6 20,0 21,7 23,8 26,5 29,5

0 12,03749 83,90788 25,69374 67,52187 209,30813 251,13626 293,00626 334,96000 376,99748 419,11870 461,36553 503,6961 546,4035 589,1109 832,2370 657,3631 719,3266 763,2901 807,6723 852,4732 897,6928 943,7498 989,8068 1037,5386 1085,6891 1135,7957 1185,8897 1236,8398 1290,8147 1344,8644

0,5513 0,5745 0,5989 0,6176 0,6338 0,6478 0,6594 0,6676 0,6745 0,6804 0,6827 0,6850 0,6862 0,6862 0,6850 0,6838 0,6827 0,6792 0,6745 0,6699 0,6629 0,6548 0,6455 0,6373 0,6280 0,6176 0,6048 0,5896 0,5745 0,5582 0,5396

o

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300

271

η · 10 4 [Ns/m2]

ν · 10 6 [m2/s]

Pr

6

7

8

9

4,71 4,94 5,16 5,35 5,51 5,66 5,79 5,89 5,97 6,03 6,08 6,12 6,15 6,18 6,20 6,21 6,21 6,20 6,19 6,16 6,11 6,06 6,00 5,92 5,84 5,74 5,62 6,18 6,30 5,05 4,75

1788,363 1305,711 1004,544 801,477 653,346 549,360 469,899 406,134 355,122 314,901 282,528 258,984 277,592 217,782 201,105 186,390 173,637 162,846 153,036 144,207 136,359 130,473 124,587 119,582 114,777 109,872 105,943 102,024 98,100 94,176 91,233

1,790 1,300 1,000 0,805 0,659 0,556 0,479 0,415 0,366 0,326 0,295 0,268 0,244 0,226 0,212 0,202 0,191 0,181 0,173 0,166 0,160 0,154 0,149 0,145 0,141 0,137 0,135 0,133 0,131 0,129 0,128

13,7 9,5 7,0 5,4 4,3 3,55 3,00 2,55 2,25 1,95 1,75 1,57 1,43 1,32 1,23 1,17 1,10 1,05 1,01 0,97 0,95 0,92 0,90 0,88 0,86 0,86 0,86 0,87 0,89 092 098


ANEXA 6 35235,(7,/(),=,&($/(*$=(/25'($5'(5(/$35(6,81($'(EDU &RPSR]L LDJD]HORU rCO 2 = 0,13; rH 2O = 0,11; rN 2 = 0,76 )

λ· 10 2 [W/m]

a · 10 2 [m2 /h]

η· 10 2 [N s/m2]

ν· 10 6 [m2/s]

Pr

3

4

5

6

7

8

1,0425 1,0676 1,0969 1,1221 1,5114 1,1849 1,2142 1,2393 1,2644 1,2895 1,3063 1,3230 1,3398

2,2794 3,1284 4,0123 4,8380 5,6987 6,5593 7,4199 8,2689 9,1528 10,0134 10,8973 11,7463 12,6185

6,08 11,10 17,60 25,16 35,04 43,61 54,32 66,17 79,09 92,87 109,21 124,37 141,27

15,7842 20,3943 24,1955 28,2331 31,6863 43,8549 37,8666 40,6918 43,3798 45,9108 48,3633 50,7078 52,9936

12,20 21,54 32,80 45,81 60,38 76,30 93,61 112,1 131,8 152,8 174,3 197,1 221,0

0,72 0,69 0,67 0,65 0,64 0,63 0,62 0,61 0,60 0,59 0,58 0,57 0,56

t [ C]

ρ [kg/m3]

cp [kJ/Nm3 K]

1

2

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

0,295 0,950 0,748 0,617 0,525 0,457 0,405 0,363 0,329 0,301 0,275 0,257 0,240

o

272


ANEXA 7 &/'85,/(63(&,),&($/(8125*$=(>N-1P3· K]

t [ C]

cp

o

1

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500

[kJ/Nm3 · K]

CO2

N2

O2

H2O

Aer usc.

Aer um.

2

3

4

5

6

7

1,5998 1,7003 1,7873 1,8627 1,9297 1,9887 2,0411 2,0884 2,1311 2,1692 2,2035 2,2349 2,2638 2,2898 2,3136 2,3354 2,3555 2,3743 2,3915 2,4074 2,4221 2,4359 2,4484 2,4602 2,4700 2,4811

1,2946 1,2958 1,2996 1,3067 1,3163 1,3276 1,3435 1,3536 1,3670 1,3720 1,3917 1,4034 1,4143 1,4252 1,4348 1,4440 1,4528 1,4612 1,4687 1,4788 1,4825 1,4892 1,4951 15010 1,5064 1,8114

1,3059 1,3176 1,3352 1,3561 1,3775 1,3980 1,4168 1,4344 1,4499 1,4637 1,4775 1,4892 1,5005 1,5106 1,5203 1,5294 1,5378 1,5462 1,5541 15617 1,5892 1,5759 1,5830 1,5897 1,5964 1,6027

1,4943 1,5051 1,5223 1,5424 1,5654 1,5897 1,6148 1,6412 1,6680 1,6954 1,7229 1,7501 1,7769 1,8028 1,8280 1,8527 1,8761 1,8895 1,9213 1,9423 1,9628 1,9824 2,0009 2,0189 2,0365 2,0628

1,2971 1,3004 1,3071 1,3172 1,3235 1,3427 1,3565 1,3708 1,3842 1,3975 1,4097 1,4214 1,4327 1,4432 1,4528 1,4620 1,4708 1,4788 1,4867 1,4938 1,5010 1,5072 1,5135 1,5194 1,6252 1,5303

1,3188 1,3243 1,3318 1,3423 1,3544 1,3652 1,3829 1,3975 1,4114 1,4248 1,4373 1,4499 1,4612 1,4725 1,4830 1,4926 1,5018 1,5102 1,5177 1,5257 1,5128 1,5399 1,5462 1,5526 1,5583 1,5638

273


ANEXA 8 ENTALPIA GAZELOR PRODUSE ALE ARDERII [kJ/ Nm3]

t [oC]

CO2

N2

O2

H2 O

Aer usc.

Aer um.

1

2

3

4

5

6

7

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500

0 171,27 395,12 561,15 774,80 798,05 1229,28 1467,27 1711,04 1959,21 2212,50 2469,17 2728,80 2989,87 3253,88 3519,60 3787,04 4056,54 4327,56 4598,95 4872,00 5146,26 5420,80 5698,02 5969,76 6251,00

0 129,59 260,02 391,80 526,24 663,65 804,00 947,31 1092,96 1240,92 1391,80 1544,29 1697,76 1852,24 2009,98 2166,75 2324,64 2484,04 2643,84 2804,97 2966,00 3127,53 3291,20 3452,30 3614,40 3778,75

0 131,73 267,06 406,86 551,00 698,80 850,14 1003,80 1159,92 1317,78 1477,10 1637,79 1800,24 1963,26 2127,72 2293,50 2459,84 2627,86 2796,66 2966,47 3136,80 3308,55 3461,72 3654,47 3830,40 4005,75

0 150,52 304,30 462,60 626,00 794,45 968,40 1148,56 1334,40 1525,68 1722,40 1924,56 2131,68 2343,12 2559,06 2778,30 3001,60 3228,30 3458,16 9690,18 3924,40 4162,83 4401,54 4842,09 4886,16 5130,50

0 130,00 261,42 395,18 531,58 671,15 813,90 959,56 1107,28 1257,39 1408,30 1563,50 1718,76 1876,16 2034,48 2193,60 2353,92 2514,64 2678,08 2838,98 3001,80 3165,96 3329,70 3495,54 3660,48 3826,50

0 132,39 268,28 402,57 541,60 683,90 829,50 977,97 1128,72 1281,87 1436,90 1594,34 1752,84 1913,60 2075,50 2238,15 2402,08 2566,49 2730,95 2897,88 3064,60 3232,74 3400,54 3569,60 3738,72 3908,25

274


ANEXA 9

VALORILE CONSTANTELOR FIZICE $/(*$=(/25'($5'(5(ù,$/($(58/8,

t [oC]

Gaze de ardere 6

2

Aer λ· 102 [W/m· K]

Pr

-

ν· 10 [m2/s]

4

5

6

7

0,72 0,69 0,67 0,66 0,64 0,63 0,62 0,61 0,60 0,59 0,58 0,57 0,56 0,55 0,54 0,53 0,52

13,3 23,0 34,8 48,2 63,0 79,3 96,8 116 135 155 178 199 223 248 273 300 328

2,43 3,12 3,74 4,37 4,91 5,45 5,98 6,47 7,00 7,40 7,84 8,26 8,66 9,45 9,98 10,39 10,8

ν· 10 [m2/s]

λ· 10 [W/m· K]

Pr

1

2

3

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600

12,2 21,5 32,8 45,8 60,4 76,3 93,6 112 132 152 174 197 221 245 272 297 323

2,28 3,13 4,01 4,85 5,70 6,55 7,42 8,27 9,16 10,02 10,9 11,75 12,55 13,5 14,42 15,33 16,3

6

275

-

0,71

0,71

0,71

0,71

1UFUW

&RQGXFWHFXDULSLRDUHGH

6XSUDIDWDRUL]RQWDODFLOLQGULFD

3ODFLSODQHSDUDOHOH

JURVLPHFRQVWDQWD

ULVWLFD

FDUDFWH

/XQJLPHD (FXDWLDFULWHULDOD

'RPHQLXGHYDODELOLWDWH

V

GK

G

1

sau

- pentru aer

16 9

2

Gr.Pr > 2,2 ⋅10 4 0 ,3 5

N u = 0 , 0 9 2 ⋅ (G r ⋅ P r )

7

1708 < Gr.Pr < 2,2 ⋅10 4

Gr.Pr <1708

1 0 < G r.P r < 1 0 3

1 0 5 < G r.P r < 1 0 9

G r.P r < 1 0 5

N u =1 1 N u = 0 , 2 0 8 ⋅ (G r ⋅ P r )4

II. Convectia libera in spatii limitate

b 3  Nu = 0,24 ⋅  Gr ⋅ Pr⋅  d 

Nu = 0,40 ⋅ (Gr ⋅ Pr )4

1

9   16 0 , 559    f (Pr) = 1 +      Pr    

−

1 Nu = 0,60 + 0,387 ⋅ [Gr ⋅ Pr . f (Pr) ]6   

I. Convectia libera in spatii nelimitate

Ecuatii criteriale la convectia fara schimbarea starii de agregare

&RQGLWLLIL]LFHGHSURFHV

ECUATII CRITERIALE PENTRU DETERMINAREA COEFICIENTULUI DE CONVECTIE

DULSLDRDUHL

KLQDOWLPHD

FLOLQGUXOXL

H[WHULRUDO

GGLDPHWUXO

2EVHUYDWLL

SODFL

VGLVWDQWDGLQWUH

GLQWUHDULSLRDUH

EGLVWDQWDOLEHUD

ANEXA 10

1UFUW

&XUJHUHDIOXLGHORUSULQFRQGXFWH

VXSUDIHWHORUSODQH

&XUJHUHDIOXLGHORULQOXQJXO


dech

sau

di

/

ULVWLFD

1

0 , 25

1

0,037 ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr  2  1 + 2,443 ⋅ Re −0,1 ⋅  Pr 3 − 1  

 Pr  2 2  Nu = Nulam + Nuturb ⋅  Pr  p  

Nuturb =

Nulam = 0,664 ⋅ Re 2 ⋅ Pr 3

1

III. Convectia fortata

(FXDWLDFULWHULDOD

ξ = (1,82 ⋅ log Re − 1,64)

−2

 Pr   ;ζ =   Pr   p

1 2

0,11

0 ,11    Pr  d d     i i  A = 3 Re⋅ Pr⋅ ; B =  Re⋅ Pr⋅    ; C =   Pr  L L   p     ξ 2   ⋅ (Re − 1000 ) ⋅ Pr 3 d 1 +  i   ⋅ ζ Nu = 8 ⋅ 2 ξ  3    L   1 + 12,2 ⋅ ⋅ Pr − 1   8  

3

3  2    3 Nu = 49,37 + [1,615 ⋅ A − 0,7] +   ⋅ B ⋅ C   1 + 22 ⋅ Pr  

1

0,11 3 3      Pr  di 3   Nu = 49,37 + 1,615 ⋅ Re⋅ Pr⋅ − 0,7  ⋅   L      Prp 

FDUDFWH

/XQJLPHD

3 ⋅ 10 < Re 4

d 0,1 < i < 1 L

2300 < Re < 3 ⋅ 104

Re < 2300

10 < Re < 107

5 ⋅105 < Re < 107

Re < 5 ⋅105


FRQGXFWHL

/OXQJLPHD

KLGUDXOLF

HFKLYDOHQW

dechGLDPHWUXO

interior al conductei circulare

di - diametrul

FXUJHULL

SODFLLLQGLUHFWLD

/OXQJLPHD

2EVHUYDWLL

$1(;$FRQWLQXDUH

1UFUW

XQUDQGGHWHYL

&XUJHUHDIOXLGHORUWUDQVYHUVDOSH

LQVSLUDOD

&XUJHUHDIOXLGHORUSULQFRQGXFWH


d  m = 0,5 + 0,2903 ⋅  i  D

0 ,194

π ⋅ de l= 2

2 l

2 t

Nut =

0 , 25

0 ,8

0,037 ⋅ Re ⋅ Pr  2  1 + 2,443 ⋅ Re − 0,1⋅  Pr 3 − 1  

3

Nul = 0,644 ⋅ Re ⋅ Pr

 Pr   Nu = 0,3 + Nu + Nu ⋅   Pr   p

2,2 ⋅ 104 − Re η= 2,2 ⋅ 104 − Re cr

ξ=

 Pr  0,3164  di    + ⋅ ζ = 0 , 03 ;    Pr  Re 0, 25 D  p Nutranz = η ⋅ Nulam ⋅ Re cr + (1 − η ) ⋅ Nuturb ⋅ Re max

1 2

0,14

 Pr   ; χ =   Pr  p

0 ,14

0, 9 1    d   Nulam = 3,66 + 0,08 ⋅ 1 + 0,8 ⋅  i   ⋅ Re m ⋅ Pr 3  ⋅ χ  D     

(FXDWLDFULWHULDOD

ξ ⋅ Re ⋅ Pr di 8 ⋅ζ Nuturb = 2 VDX ξ  3  ⋅ Pr − 1 1 + 12,7 ⋅ dech 8  

ULVWLFD

FDUDFWH

/XQJLPHD

 Prp 

0 ,6 < P r <1 0 3

Re =

w⋅l ψ ⋅υ π ψ = 1− 4⋅a 1 0 < Re <1 0 6

Re max = 2,2 ⋅ 104

Re cr < Re < Re max

Re > 2,2 ⋅ 10 4

0 , 45   di   β = 1 + 8,6 ⋅     D   

Re cr = 2300 ⋅ β

Re < Re cr


'F>

/Q[

QXPDLSHQWUX

de V

gaze se inlocuieste (Pr/Prp)^0,25 cu (Tmg/Tp)^0,12

D

* la

WHYL

s1SDVXOGLQWUH

exterior al conductei

de - diametrul

KPDUH

'≠'V

FDOFXO

'GLDPHWUXOGH

FLOLQGUXOXL

PHGLXDO

'FGLDPHWUXO

PHGLXDOVSLUHORU

'VGLDPHWUXO

VSLUH

QQXPDUXOGH

VSLUH

KSDVXOGLQWUH

WHYLL

/OXQJLPHD

'V

K'F A@

'

2EVHUYDWLL

$1(;$FRQWLQXDUH

1UFUW

ULVWLFD

FDUDFWH

/XQJLPHD

DVH]DUHFRULGRU


π ⋅ de l= XQIDVFLFXOGHWHYL 2


m

de tevi, conform rel.7

Nu1 = Nu pentru un singur rand

b   − 0,3  0,7 a  ω = 1 − 1,5 ⋅  2 ψ b  0 , 7 +   a 

 Pr  1 + (n − 1) ⋅ ω  Nu = ⋅ Nu1 ⋅   Pr  n  p

(FXDWLDFULWHULDOD

2EVHUYDWLL

10 < Re <106

*

la gaze se inlocuieste (Pr/Prp)^0,25 cu (Tmg/Tp)^0,12

* de - diametrul w⋅l exterior al Re = ψ ⋅υ conductei * s1SDVXO π ψ =1− pt. b ≥ 1 WUDQVYHUVDO 4⋅a

VSDVXO π ORQJLWXGLQDO pt. b < 1 ψ =1−

D Vde 4⋅a⋅b * b = s2/de m = 0,25 pt. inc. fluid * n - numarul de m = 0,11 pt. racire fluid randuri


$1(;$FRQWLQXDUH

1UFUW

FRQYHFWLHOLEHUDVLIRUWDWD

6XSUDSXQHUHDSURFHVHORUGH


DVH]DUHHVLFKHU

2 3⋅b

(FXDWLDFULWHULDOD

Nu1 = Nu pentru un singur rand de tevi, conform rel.7

ω =1+

m

1 3

)

Nu fortat − conform rel. de la convectia fortata

Nuliber − conform rel. de la convectia libera

3 Nu = Nu 3fortat − Nuliber

Fortele ascensiona le in sens opus fata de curgerea fortata :

3 Nu = Nuliber + Nu 3fortat

(

Fortele ascensiona le in acelasi sens cu curgerea fortata :

IV. Convectia fortata insotita de convectia libera

ULVWLFD

FDUDFWH

/XQJLPHD

π ⋅de l= 2 XQUDQGGHWHYL


 Pr  1 + (n − 1) ⋅ ω  Nu = ⋅ Nu1 ⋅   Pr  n p  

* randuri la gaze se inlocuieste (Pr/Prp)^0,25 cu (Tmg/Tp)^0,12

G r ⋅ P r > 7 ⋅1 0 5

R e < R e cr


2EVHUYDWLL

$1(;$FRQWLQXDUH

10 < Re <10

6

* de - diametrul w⋅l exterior al ψ ⋅υ conductei π * s1SDVXO ψ =1− pt. b ≥ 1 WUDQVYHUVDO 4⋅a

VSDVXO π ORQJLWXGLQDO pt. b < 1 ψ =1− 4⋅a⋅b

D Vde m = 0,25 pt. inc. fluid * b = s2/de * n - numarul de m = 0,11 pt. racire fluid

Re =


1XPUXOGH HYL suplimentare în toate sectoarele

Pe al treilea rând m3

Pe al doilea rând m2

$úH]DUHDvQKH[DJRQ 1XPUXOGH HYLVXSOLPHQWDUHSH rândurile sectoarelor, m Pe primul rând m1

1XPUXOGH HYLSH VXSUDID DFHDPDL mare dintre hexagoane

1XPUXOGH HYLSH GLDJRQDO b

1XPUXOGH HYLSH latura hexagonului a

18058/'((9,3(3/&,/(78%8/$5(

1XPUXOWRWDOGH HYL n

ANEXA 11

1

2

3

4

5

6

7

8

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37 39 41 43 45 47 49

1 7 19 37 61 91 127 169 217 271 331 397 469 517 631 721 817 919 1027 1141 1261 1387 1519 1657 1851

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

2 5 6 7 8 9 12 13 14 15 16 17

4 7 8 9 10

18 24 30 36 42 48 66 90 102 114 126 138 162 198 228 246 267 282

1 7 19 37 61 91 127 187 241 301 367 439 517 613 721 823 931 1045 1165 1303 1459 1615 1765 1981 2083

281

INDRUMATOR DE PROIECTARE APARATE TERMICE CAZANE ANEXA 12

Diametrul exterior (mm)

Tevi din otel fara sudura laminate la cald (SR 404/1-98)

3,0

3,5

4,0

5,0

6,0

8,0

10

25 29 32 34 38 42 45 48 51 54 57 60 63,5 70 73 76 83 89 95 102 108 114 121 127 133 140 146 152 159 168 178 194 219 245 273 324 356 377

1,63 1,85 2,14 2,29 2,59 2,88 3,11 3,33 3,55 3,77 3,99 -

2,11 2,46 2,63 2,98 3,32 3,58 3,84 4,10 4,36 4,62 4,88 5,18 5,74 6,00 6,26 6,86 7,38 7,90 -

2,76 2,96 3,35 3,75 4,04 4,34 4,64 4,93 5,23 5,52 5,87 6,51 6,81 7,10 7,79 8,38 8,98 9,67 10,30 10,85 11,54 12,10 12,70 -

-

5,77 6,21 6,66 7,10 7,55 7,99 8,51 9,47 9,91 10,36 11,39 12,28 13,77 14,20 15,09 15,98 17,02 17,90 18,79 20,12 20,72 21,60 22,64 23,97 25,45 27,82 31,52 -

7,89 8,48 9,07 9,67 10,26 10,95 12,23 12,82 13,42 14,80 15,98 17,16 18,54 19,73 20,91 22,29 23,47 24,66 26,04 27,23 28,41 29,79 31,57 33,51 36,70 41,63 46,76 52,28 62,34 68,66 72,80

9,37 10,11 10,85 11,60 12,33 13,19 14,80 15,54 16,28 18,00 19,48 20,96 22,69 24,20 25,65 27,37 28,85 30,33 32,06 33,54 35,02 36,75 38,96 41,43 45,38 51,54 57,95 64,86 77,44 85,33 90,51

Grosimea peretelui (mm) 12

14

16

18

20

22

19,33 20,37 21,41 23,82 25,89 27,97 30,38 32,45 34,53 36,94 39,01 41,08 43,50 45,57 47,65 50,66 53,17 56,62 62,15 70,78 79,75 89,42 107,72 118,07 125,33

21,30 22,49 23,67 26,44 28,80 31,17 33,93 36,30 38,67 41,43 43,80 46,16 48,93 51,30 53,66 56,42 59,98 63,92 70,24 80,10 90,36 101,41 121,53 134,16 142,44

28,85 31,52 34,18 37,29 39,95 42,61 45,72 48,39 51,05 54,16 56,82 59,48 62,59 66,59 71,02 78,12 89,22 100,77 133,20 135,83 150,04 159,36

46,36 49,82 52,77 55,73 59,19 62,15 65,11 68,56 73,00 77,93 85,82 98,15 110,98 124,79 149,94 165,72 176,08

49,91 53,71 56,97 60,22 64,02 67,27 70,53 74,33 79,21 84,64 93,32 106,89 120,99 136,18 163,85 181,21 192,61

Masa (kg/ml)

4,07 4,56 4,93 5,30 5,67 6,04 6,41 6,78 7,21 8,01 8,38 8,75 9,62 10,36 11,10 11,96 12,70 13,44 14,30 15,04 15,78 16,65 17,39 -

282

12,43 13,22 14,20 15,24 17,16 18,05 18,94 21,01 22,79 24,56 26,63 28,41 30,19 32,26 34,03 35,81 37,88 39,66 41,43 43,50 46,17 49,13 53,86 61,26 68,95 77,24 92,33 101,80 108,02


ANEXA 13

Diametrul exterior (mm)

Tevi din otel fara sudura pentu cazane si schimbatoare de caldura (SR 9377-90)

1,5

2,0

2,5

12 14 16 18 20 25 30 38 45 48 57 60 70 76 80 89

0,388 0,462 0,536 0,610 0,684 0,869 1,05 1,35 1,61 -

0,493 0,592 0,690 0,789 0,888 1,13 1,38 1,77 2,12 2,27 -

0,586 0,709 0,832 0,956 1,08 1,39 1,69 2,19 2,62 2,80 3,36 3,54 -

Grosimea peretelui (mm) 3,0

3,5 Masa (kg/ml) 0,666 0,814 0,962 1,11 1,25 1,26 1,42 1,63 1,85 2,00 2,29 2,59 2,98 3,11 3,58 3,33 3,84 3,99 4,22 4,88 4,96 5,74 5,40 6,26 5,70 6,60 7,38

283

4,0

5,0

6,0

8,0

1,58 2,07 2,56 3,35 4,04 4,34 5,52 6,51 7,10 7,50 8,38

1,85 2,47 3,08 4,07 4,93 5,30 6,78 8,01 8,75 9,25 10,36

2,81 3,55 4,73 5,77 6,21 7,99 9,47 10,36 10,95 12,28

4,34 5,92 7,30 8,29 10,26 12,23 13,42 14,20 15,98

INDRUMATOR DE PROIECTARE APARATE TERMICE CAZANE ANEXA 14 d

a

b

45

d3

d2 d1

FLANSE ROTUNDE PENTRU SUDARE

Teava Dn d 10 15 20 25 32 40 50 65 80 100 125 150 200 250 300 350 400 500 600

14 20 25 30 34 38 42 45 48 57 60 76 89 108 114 133 140 159 168 219 273 324 356 377 406,4 508 609,6

a

1

2

FLANSE ROTUNDE PENTRU SUDARE CONFORM STAS : 8011-84 (Pn 2,5) si 8012-84 (Pn 6) d1 d2 d3 b Masa mm kg/buc 75 50 0,25 10 80 55 0,28 11 90 65 0,44 0,55 100 75 12 0,53 0,93 120 90 0,90 1,03 130 100 14 14 1,00 1,14 140 110 1,11 160 130 1,39 190 150 2,29 16 2,66 210 170 2,53 3,68 240 200 18 18 3,46 4,68 265 225 20 4,32 320 280 22 6,35 375 335 8,39 24 440 395 10,80 15,60 490 445 26 22 13,10 540 495 28 18,70 645 600 25,10 30 755 705 26 25,70

400 500 600

350

200 250 300

150

125

100

65 80

50

40

32

25

10 15 20

Dn

14 20 25 30 34 38 42 45 48 57 60 76 89 108 114 133 140 159 168 219 273 324 356 377 406,4 508 609,6

d

Teava

2

1

a

565 670 780

505

340 395 445

285

250

220

185 200

165

150

140

115

d1 mm 90 95 105

285

FLANSE ROTUNDE PENTRU SUDARE CONFORM STAS : 8013-84 (Pn 10) 8014-84 (Pn 16) d2 d3 b Masa d1 d2 d3 b kg/buc mm 60 0,45 90 60 12 12 65 0,50 95 65 14 14 75 0,74 105 75 14 14 0,88 85 115 85 0,86 1,50 100 140 100 1,47 16 16 1,64 110 150 110 1,61 2,22 125 165 125 18 18 2,18 18 18 145 2,66 185 145 160 20 3,27 200 160 20 4,16 180 22 220 180 22 3,97 5,75 210 250 210 5,47 24 24 7,05 240 285 240 22 6,66 295 26 9,42 340 295 26 22 350 12,10 405 355 28 32 400 13,60 460 410 26 20,60 460 30 520 470 36 17,90 515 32 16,10 580 525 30 38 26 620 34 34,70 715 650 33 44 725 30 36 38,60 840 770 36 48 Masa kg/buc 0,45 0,50 0,74 0,88 0,86 1,50 1,47 1,64 1,61 2,22 2,18 2,66 3,27 4,16 3,97 5,75 5,47 7,05 6,66 9,13 14,90 17,80 28,20 24,80 34,60 59,30 79,00

ANEXA 14 (continuare)


h

H

ANEXA 15

s d Dn

d

25 32 40

25 28 34 42 48

50

60

20

73 65 76 80

89

100

114

125

140

150

158

200

219

250

273

300

324

350

356

400

406

450

457

500

508

s mm 3; 4 3 4; 6 4; 8 4; 6 10 4; 6 10 4; 6 10 4; 8 12 5; 8 14 6 10; 16 6 10; 16 6 12; 13 6 12; 20 6 12; 20 8 14 25 8 16 25 10; 18 25 10; 18 25

286

H 31 32 33 35 37 40 55 43 58 44 59 47 62 53 68 67 82 67 82 80 95 93 108 106 121 114 129 139 126 141 151 154 164 167 177

h

25

40 25 40 25 40 25 40 25 40 25 40 25 40 25 40 25 40 25 40 50 25 40 50 40 50 40 50

ANEXA 16

CRITERII DE SIMILITUDINE Denumirea criteriului

Simbol

1

2

5HOD LHGHFDOFXO

6HPQLILFD LHIL]LFXWLOL]DUH

3

4

J ⋅ O ÏR − Ï ©Ï ⋅ = *D ⋅ Ì Ï Ï

Arhimede

Ar

Biot

Bi

Euler

Eu

Fourier

Fo

Froude (Boussinesq) (Vedernikov)

Fr (B) (V)

Galileu

Ga

Grashoff

Gr

J ⋅ Ã ⋅ O ⋅ ©W Ì

Kutateladze

Ku

U FS WO − WS

Nusselt

Nu

Peclet

Pe

Prandtl

Pr

Reynolds

Re

.⋅ O Ê S Ï⋅ Z D⋅ 2 O Z J⋅O

)RU HGHLQHU LH)RU HJUDYLWD LRQDOH (curgerea fluidelor compresibile) )RU HJUHYLWD LRQDOH)RU HGHYkVFR]LWDWH (curgerea fluidelor vâscoase) )RU HGHSHUWXUED LH)RU HGHYkVFR]LWDWH VFKLPEGHFOGXUSULQFRQYHF LHOLEHU

.⋅ O Ê Ï ⋅ FS ⋅ Z ⋅ O = Re⋅ Pr Ê Ê

Rezisten WHUPLFLQWHUQ5H]LVWHQ WHUPLFODVXSUDID WUDQVIHUGHFOGXU )RU HGHSUHVLXQH)RU HGHLQHU LH (frecarea fluidelor la curgerea prin conducte) WUDQVIHUGHFOGXUvQUHJLPWUDQ]LWoriu)

J ⋅ O Ñ

FS ⋅ Ï ⋅ Ì

)RU HJUHYLWD LRQDOH)RU HGHYkVFR]LWDWH PLúFDUHOLEHU

=

Ì D

Z ⋅O Ì

WUDQVIHUGHFOGXUúLPDVvQWLPSXO YDSRUL]ULLXQXLOLFKLG tl – temperatura lichidului tp – temperatura peretelui &OGXUWUDQVPLVSULQFRQYHF LH&OGXU WUDQVPLVSULQFRQGXF LH WUDQVIHUGHFDOGXU 7UDQVIHUXOGHFOGXUWRWDO7UDQVIHUXOGH FOGXUFRQGXFWLY WUDQVIHUXOGHFOGXU 'LIX]LWDWHPRPHQWDQ'LIX]LYLWDWH WHUPLF WUDQVIHUXOGHFOGXUFRQYHFWLYOD PLúFDUHDIRU DWDIOXLGXOXL )RU HGHLQHU LH)RU HGHYkVFR]LWDWH (curgerea fluidelor)

287

Indrumator de Proiectare Cazan

Recommend Documents