Загрузил Влад Заец

вз1

реклама
МИНИСТЕРСТВО ТРАНСПОРТА РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
Филиал ФГБОУ ВО «Государственный морской университет имени Ф.Ф. Ушакова» в г.Севастополь
Морской факультет
Кафедра судовой энергетики и электрооборудования
КУРСОВОЙ ПРОЕКТ
КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ
СУДОВОГО ПАРОВОГО КОТЛА
КАВ 2,5-7
по дисциплине
«Судовые котельные и паропроизводящие установки»
ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА
Выполнил студент группы
Заец Владислав Вадимович
№
Принял
Севастополь 2018
2
3
СОДЕРЖАНИЕ
стр.
1. Введение. Описание конструкции котла-прототипа
2. Тепловой расчет котла ………………………………….
2.1 Определение объемов воздуха и продуктов
сгорания ……………………………………………..
2.2 Определение зависимости энтальпии от
температуры ………………………………………..
2.3 Предварительный тепловой баланс ………………..
2.4 Расчет топки ………………………………………..
2.5 Расчет испарительного пучка ……………………..
2.6 Окончательный тепловой баланс ………………….
3. Аэродинамический расчет котла ……………………..
4. Прочностной расчет котла …………………………….
Библиографический список ……………………………
Приложения (чертеж)
Поперечный разрез котла. Ф – А1
1.
ВВЕДЕНИЕ. ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИИ
КОТЛА - ПРОТОТИПА
Пояснительная записка содержит четыре основных раздела, отражающих
типовые расчеты судового парового котла: теплового, аэродинамического, прочностного расчетов и расчета водного режима.
Цель теплового расчета котла – определение конструктивных параметров
котла и его трубных пучков (поверхности нагрева), определение параметров теплового процесса, протекающего в котле (температуру, энтальпию, скорость продуктов сгорания, и др., обеспечивающих заданную паропроизводительность и
КПД.
Целью аэродинамического расчета является определение газовоздушного
сопротивления котла и подбор вентилятора, обеспечивающего котел необходимым количеством воздуха.
Целью прочностного расчета является определение толщин элементов котла
(толщина стенки трубки и стенки коллектора) при нагрузках, действующих на эти
элементы при работе котла.
4
5
2. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОТЛА
2.1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОБЪЕМОВ ВОЗДУХА
И ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
В этом разделе на основании изучения конструкции котла-прототипа, сорта
топлива рассчитаны объемы воздуха, необходимые для полного сгорания одного
килограмма топлива [1], [2], [3].
Этот раздел выполнен с применением ЭВМ. Для этого подготовлены следующие данные:
- элементарный состав топлива;
- влагосодержание воздуха;
- расход пара на форсунку;
- коэффициент избытка воздуха.
Используемое программное обеспечение – «Тепловой расчет СПК.xls
Результаты расчета представлены в табличном виде на одном листе.
2.2 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЗАВИСИМОСТИ
ЭНТАЛЬПИИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
В этом разделе выполнен расчет зависимости энтальпии продуктов сгорания от температуры. Энтальпия (размерность - кДж/кг) топлива определяется количеством теплоты, которая необходима для нагревания этих газов при постоянном давлении от нуля до данной температуры [1], [2], [3].
Этот раздел выполнен с применением ЭВМ. Используемое программное
обеспечение – «Тепловой расчет СПК.xls».
Полученная диаграмма зависимости энтальпии от температуры представлена в табличном (интервал по температуре - 10 оС) и графическом видах (интервал
по температуре - 100 оС).
Результаты расчета представлены в табличном виде на двух листах.
2.3
ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС.
В этом разделе выполняется:
- определение параметров пароводяного тракта;
- назначение параметров газо-воздушного тракта;
- назначение потерь;
- определение приходных и расходных статей теплового баланса;
- определение расхода топлива;
- определение температуры и энтальпии уходящих газов;
- определение теоретической температуры продуктов сгорания и др.;
- построение структурной и тепловой схем котла.
6
7
8
9
Температура холодного воздуха (назначаем)
Температура горячего воздуха (на выходе из
воздухоподогревателя – назначаем)
3. Температура топлива, подаваемого на форсунки,
(назначать в зависимости от достижения вязкости 12 – 40 сСт (мм2/с), т.е. 2–5 ºВУ
1.
2.
tХВ
tГВ
tT
о
С
С
о
о
С
10
40˚
40˚
100
4.
Теплоемкость холодного воздуха
сХВ
кДж/
(м3·К)
5.
Энтальпия холодного воздуха
QХВ
кДж/кг 631,5
1,321
11
QХВ  1,016   V 0  С ХВ  t ХВ =1,016 * 1,13
* 10.41* 1,321 * 40
6.
Теплоемкость горячего воздуха
7.
Энтальпия горячего воздуха,
QГВ  1,016   V 0  С ГВ  t ГВ
кДж/
(м3·К)
QГВ кДж/
кг
сГВ
1,321
631,5
= 1,016 *
1,13 * 10.41* 1,321 * 40
8
Теплоемкость топлива
сТ = (1,74  0,00252  tТ ) =
СТ кДж/(кг· 1,992
К)
Энтальпия топлива, поступающего в топку, кДж/кг - QТОП кДж/
кг
QТОП  CT  tT =
199,2
QФ
кДж/
кг
3,192
11 Располагаемая теплота
QPP = QHР  QТОП  QФ =39734+ 199,2+ 3,192
QPP
кДж/
кг
39936,392
12. Тепловые потери:
а) от химической неполноты сгорания
в относительных единицах (принимаем)
в абсолютном исчислении, кДж/кг –
Q3 = QPP  q3 / 100 = 39936,392 * 0,005
qЗ
%
Q3
кДж/
кг
q5
%
Q5
кДж/
кг
9
10 Энтальпия пара, вносимого в топку форсунками,
QФ = GФ
 (i"2600) = 0,02 * ( 2759,6 -2600 )
б) в окружающую среду
в относительных единицах (принимаем)
в абсолютном исчислении
Q5 = QPP  q5 / 100 =39936,392 * 0,005
0,5
199,7
0,5
199,7
12
в) с уходящими газами:
в относительных единицах,
q 2 = 100-  k  q3  q5 = 100-80 -0,5-0,5
q2
%
в абсолютном исчислении
Q2 = QPP  q 2 / 100 = 39936,392*19/100
Q2
кДж/
кг
7587,91
кДж/
кг
8219,4
13 Энтальпия уходящих газов
1
J УХ = Q2  QХВ = 7587,91+631,5
J УХ
14. Температура уходящих газов, (определяется по
J   диаграмме)
УХ 1
15. Теоретическая энтальпия газов в топке
J ТЕОР
Р
J ТЕОР = (QH  QТОП )
100  q3
 QГВ  QФ =
100
1
о
С
кДж/
кг
19
430
40368,2
(39734+199,2)* ((100-0,5)/100)+631,5+3,192
Если ВП нет тогда QГВ = QХВ
16 Температура газа, соответствующая теоретической 
ТЕОР
энтальпии газов в топке (максимальная температура)
17
DЧ  (iВЫХ  iВХ )
,
QPP  К  0,01
где iВХ - энтальпия воды на входе в котел;
iВЫХ - энтальпия пара на выходе из котла.
DЧ – производительность котла, кг/ч
Часовой расход топлива, ВЧ =
о
С
1840
В
кг/ч
199,52
Вс
кг/с
0,055

-
0,995
ВЧ = (2500*(2759,6-209,8))/(39936,392*80*0,01)
18 Секундный расход топлива,
Вс= ВЧ/3600 = 199,52/3600
19 Коэффициент сохранения тепла
 = (100 - q 5 )/100 =
20 Теплота, необходимая для подогрева воды в экономайзере, отнесенная к 1 кг топлива:
QЭК кДж/кг
13
QЭК =
DЧ (iЭК  iПВ )
=
BЧ  
21 Теплота, необходимая на испарение, отнесенная
к 1 кг топлива;
DЧ  (i "  iПВ )
QИСП =
BЧ  
при наличии экономайзера iПВ = iЭК .
22 Теплота, необходимая на перегрев
DЧ  (iПП  i " )
QПП =
=
BЧ  
23 Теплота, необходимая для подогрева воздуха в ВП,
отнесенная к 1 кг топлива
QВП = ( QГВ - QХВ )/φ=
24 Энтальпия уходящих газов
2
JУХ = J ТЕОР  QИСП  QПП  QЭК  QВП =
40368,2-32109,7
25 Температура уходящих газов, определяется по
J   диаграмме
QИСП кДж/кг 32109,7
QПП кДж/кг
кДж/кг
QВП
JУХ
2
УХ 2
26 Проверка составления теплового баланса
1
2
J  J УХ  J УХ  100
кДж/кг 8258,5
о
С
430
кДж/к
г
39
J  JУХ  JУХ  8219-8258
1
2
о
  УХ  УХ  5o C
1
2
С
  УХ  УХ  430-430
1
2
27 Энтальпия газов перед воздухоподогревателем
П
J ВП
кДж/кг
0
14
П
J ВП
= JУХ  QВП
=
28 Температура газов перед воздухоподогревателем, (определяется по J   диаграмме)
П
ВП
29 Энтальпия газов перед экономайзером
П
J ЭК
П
П
J ЭК
= J ВП  QЭК ;
если воздухоподогревателя нет, тогда
С
кДж/кг
П
J ВП
= JУХ
30 Температура газов перед экономайзером, (определяется по J   диаграмме)
П
ЭК
31 Энтальпия газов перед пароперегревателем
П
J ПП
П
П
J ПП
= J ЭК  QПП ;
если экономайзера нет тогда
о
о
С
кДж/кг
П
П
J ЭК
= J ВП ;
если воздухоподогревателя нет, тогда
П
J ВП
= JУХ
32 Температура газов перед пароперегревателем
(определяется по J   диаграмме)

П
ПП
о
С
На основании пунктов 16, 25, 28, 30, 32 построена тепловая диаграмма
котла. На этой же диаграмме отражены температурные показатели паро-водяного
тракта.
15
2.4 РАСЧЕТ ТОПКИ
Цель расчета топки: приняв конструктивные параметры топки такими же,
как и у котла прототипа, определить паропроизводительность топки, ее мощность,
температуру и энтальпию дымовых газов на выходе из топки.
1. Площадь фронта топки (принимается равной прототипу или определяется
по чертежу, рис. 4.1), м2 – FТ.
FТ =1,03
Рис. 4.1 – К определению площади фронта и объема топки
2. Длина топки (принимается равной прототипу, из чертежа), м: LТ = 1,4
16
3. Объем топки (определяется в соответствии с конструкцией котла и его топки
(рис. 4.1), м3 – VТ = FТ· LТ (рис 4.1 а); VТ = 0.25∙π∙D2·∙ h (рис 4.1 б); на рис 4.1,в
объем топки определяется объемом усеченного конуса высотой h и т.д..
VТ =1,442
Р
4. Тепловое напряжение топочного объема, кВт/ м 3 - qT = BC  QP / VT .
qT =1523,23
5. Число форсунок на фронте (принимается), шт. – N = 1
6. Расчетная производительность одной форсунки, кг/с - BФ = BС/N.
BФ =0,055
7. Секундный расход воздуха через отверстие фурмы при вентиляторном дутье,
м 3 /с.
0
1
,
016



V
 BФ  (t ГВ  273)
VСЕК =
.
273
VСЕК =0,754
'
8. Необходимая скорость воздуха в отверстие фурмы (принимается), м/с - WФ = 30
9. Живое сечение отверстия фурмы, м 2 - f ' = Vсек / WФ' .
f ' =0,025
'
10. Диаметр фурм, м - dФ =
(4  f ' ) /  .
dФ' =0,18
11. Облучаемая длина труб экрана (определяется по чертежу), м - l Э .
l Э = 1,4
12. Облучаемая длина труб первого ряда притопочного пучка (определяется по
чертежу), м - l k .
l k = 1,35
13. Лучевоспринимающая поверхность нагрева (для котлов с топками, не имеющими трубных поверхностей нагрева по фронтам); (кроме котлов, представленных на рис. 4.1б и 4.1,в), м 2 -
Н Л = ( l Э + lК )∙ LT .
Н Л =2,45
14. Полная поверхность стен топки, м 2 - FСТ = Н Л + 2· FTФ .
17
FСТ =2,45+2*1.03=4,51
15. Внутренний диаметр пароводяного коллектора (принимается), м - DПК =
16. Внутренний диаметр водяного барабана (принимается), м - DВК =
17. Степень экранирования топки,  = H Л / FСТ .
 = 0,54
18. Теоретическая энтальпия продуктов сгорания (см. раздел 2.3), кДж/кг –
J ТЕОР = 40368,2
19. Теоретическая температура продуктов (см. раздел 2.3), 0 С –
ТЕОР = 1840
20. Температура газов на выходе из топки (принимаем 3 значения), 0 С - ЗТ (i ) .
; ЗТ ( 2) = 1300
; ЗТ (3) = 1500.
21. Безразмерная температура газов на выходе из топки, 0 С ЗТ (i )  273
 ЗТ ( i ) 
;
ТЕОР  273
ЗТ (1) = 1100
ЗТ (1)  273
= 0,65
ТЕОР  273
ЗТ ( 2)  273

= 0,74
ТЕОР  273
ЗТ (3)  273

= 0,84
ТЕОР  273
 ЗТ (1) 
 ЗТ ( 2 )
 ЗТ ( 3)
22. Энтальпия газов на выходе из топки, соответствующая принятым значениям
температуры газов на выходе из топки ЗТ (i ) (по J-  диаграмме), кДж/кг - J ЗТ (i ) .
J ЗТ (1) = 23172
; J ЗТ ( 2) =
27906
23. Средняя суммарная объемная теплоемкость газов, кДж/кг –
J ТЕОР  J ЗТ (i )
VC

 i   ;
ТЕОР
ЗТ ( i )
VC1 
VC
2

VC 3 
J ТЕОР  J ЗТ (1)
ТЕОР  ЗТ (1)
J ТЕОР  J ЗТ ( 2)
ТЕОР  ЗТ ( 2)
J ТЕОР  J ЗТ (3)
ТЕОР  ЗТ (3)
= (40 368,2-23172)/(1840-1100)= 23,24
=(40 368,2-27906)/(1840-1300)= 23,08
=(40 368,2-32733)/(1840-1500)=22,46
; J ЗТ (3) = 32733
18
24. Эффективная толщина слоя пламени в топке, м – S = 3,6  VT / FСТ .
S =3,6*1,442/4,51=1,15
25. Суммарная объемная доля 3-атомных газов, - rn = rH 2O  rRO2 (см.п.2.1).
rn = 0,106+0,119=0,225
26. Давление в топке (принимается 0,10…0,12 МПа) – р = 0,1
27. Суммарное парциальное давление трехатомных газов, МПа - р n = p  rn .
р n =0,1*0,225=0,0225
28. Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами (три значения),
1/МПа·м –
K С (i ) =
K С (1) =
0,306  (2   )  (1,6 
0,306  (2   )  (1,6 
ЗТ (i )  273
1000
ЗТ (1)  273
K С ( 2) =
0,306  (2   )  (1,6 
K С ( 3) =
0,306  (2   )  (1,6 
1000
 0,5) 
ЗТ ( 2)  273
1000
ЗТ (3)  273
1000
29. Коэффициент ослабления лучей
1/МПа·м –
 0,5) 
CP
.
HP
CP
= 0,235*1.6968*7.990=3.185
HP
CP
 0,5)  P =0.235*2.0168*7.990=3.786
H
 0,5) 
CP
=0,235*2.3368*7,990=4,387
HP
трехатомными газами (три значения),
K R (i ) = ( 2,47  5,06  rH O  1,02)  (1  0,37  ЗТ (i )  273 )  rn .
2
Pn  S
1000
K R (1) = ( 2,47  5,06  rH O  1,02)  (1  0,37  ЗТ (1)  273 )  rn =
2
Pn  S
(
2,47  5,06  0,106
0,0225 1.15
 1,02)  (1  0,37 
1000
1100  273
)  0,225 = 1,956
1000
K R ( 2) = ( 2,47  5,06  rH O  1,02)  (1  0,37  ЗТ ( 2)  273 )  rn =
2
Pn  S
(
2,47  5,06  0,106
1000
 1,02)  (1  0,37 
1300  273
)  0,225 = 1,662
1000
 1,02)  (1  0,37 
1500  273
)  0,225 =1,368
1000
0,0225 1.15
K R (3) = ( 2,47  5,06  rH 2O  1,02)  (1  0,37  ЗТ (3)  273 )  rn =
1000
Pn  S
(
2,47  5,06  0,106
0,0225 1.15
19
30. Коэффициент ослабления лучей в светящейся части факела (три значения),
1/МПа·м –
K СФ (i ) = K С (i ) + K R (i ) .
K СФ (1) = K С (1) + K R (1) =3.185+1,956= 5,141
K СФ ( 2) = KС ( 2) + K R ( 2) =3.786+1,662= 5,448
KСФ (3) = KС (3) + K R (3) =4,387+1,368= 5,755
31. Степень черноты светящейся части факела (три значения) –
aСФ (i ) = 1- e
aСФ (1) = 1- e
 K СФ(1) PS
aСФ ( 2) = 1- e
aСФ (3) = 1- e
 K СФ ( 2 )  PS
 K СФ( i ) PS
.
=0,45
=0,47
 K СФ ( 3 )  PS
=0,484
32. Степень черноты несветящейся части факела (три значения) –
a R (i ) = 1- e
a R (1) = 1- e
 K R (1 )  PS
aR ( 2) = 1- e
aR (3) = 1- e
 K R ( 2 )  P S
 K R ( 3 )  P S
 K R ( i )  PS
.
=0,2
=0,17
=0,146
33. Коэффициент М (рисунок 4.3) - M=f(q T ) = 1
34. Эффективная степень черноты факела –
aФ(1) = M  aСФ (1)  (1  M )aR(1) =0,45
aФ( 2) = M  aСФ ( 2)  (1  M )aR( 2) =0,47
aФ(3) = M  aСФ (3)  (1  M )aR(3) =0,484
aФ (i ) = M  aСФ (i )  (1  M )aR(i ) .
20
35. Средний условный коэффициент загрязнения (зависит от покрытия поверхностей нагрева (для голых труб  = 0,4; для труб, покрытых обмазкой  = 0,2;
для частей нагрева, покрытых кирпичами  = 0,1) –

 (H
i
 i )
.
Hл
 =0,4
36. Условная степень черноты топки (три значения) –
aФ (i )
aT (i ) =
.
aФ (i )  (1  aФ (i ) )    
aT (1) =
aT ( 2) =
aT (3) =
aФ (1)
aФ (1)  (1  aФ (1) )    
=
aФ ( 2)
aФ ( 2)  (1  aФ ( 2) )    
aФ(3)
aФ(3)  (1  aФ(3) )    
0,45
= 0,79
0,45  (1  0,45)  0,54  0,4
=
0,47
=0,8
0,47  (1  0,47)  0,54  0,4
=
0,484
=0,81
0,484  (1  0,484)  0,54  0,4
37. Критерий Больцмана (три значения) –
Bo i =
  BC   VCi
.
5,67  10 11    H Л  (ТЕОР  273) 3
Bo1 =
  BC   VC1
0,995 * 0,055 * 23,24
=
=2,43
3
5,67  10    H Л  (ТЕОР  273)
5,67 10 11  0,4  2,45  (1840  273) 3
Bo 2 =
  BC   VC2
0,995 * 0,055 * 23,08
=
=2,41
3
5,67  10    H Л  (ТЕОР  273)
5,67 10 11  0,4  2,45  (1840  273) 3
Bo 3 =
  BC   VC3
0,995 * 0,055 * 22,46
=
=2,34
3
5,67  10    H Л  (ТЕОР  273)
5,67 10 11  0,4  2,45  (1840  273) 3
11
11
11
38. Безразмерная температура газов на выходе из топки (три значения) –
( Bo(i ) ) 0,6
*
 ЗТ (i ) 
.
0,69  (aT (i ) ) 0,6  ( Bo(i ) ) 0,6
21
*ЗТ (1) 

*
ЗТ ( 2 )

*
ЗТ ( 3)


( Bo(1) )
0, 6
0,69  (aT (1) ) 0,6  ( Bo(1) ) 0,6
( Bo( 2) ) 0,6
0,69  (aT ( 2) ) 0,6  ( Bo( 2) ) 0,6
( Bo(3) ) 0,6
0,69  (aT (3) ) 0,6  ( Bo(3) ) 0,6
=0,74
=0,737
=0,733
39. Искомая температура газов на выходе из топки, оС - ЗТ : определяется графически путем решения системы двух уравнений ЗТ (i )  f (ЗТ (i ) ) пп. 20 и 21 и
*ЗТ (i )  f (ЗТ (i ) ) - пп. 20 и 38
ЗТ =1260
40. Энтальпия газов на выходе из топки (по J-  диаграмме), кДж/кг -
J ЗТ =26666
*
41. Мощность топки, кВт - QT . = BC  ( J ТЕОР  J ЗТ )   .
*
QT . =0,055*(40368,2-26666)*0,995=750
"
42. Паропроизводительность топки, кг/с - DT . = QT /( i  iПВ ) ,
*
22
DT . =750/(2759,6-209,8)=0,294
при наличии экономайзера iПВ = iЭК
43. Доля топки в общей паропроизводительности котла, % - ΔТОП:
ΔТОП= ( DT . / DC . )·100 =(0,294/0,55)*100=53,5
43. Тепловая нагрузка лучевоспринимающей поверхности, кВт/м 2 *
Т = QT . / H Л = 750/2,45=306,1
2.5 РАСЧЕТ ИСПАРИТЕЛЬНОГО ПУЧКА
Задача раздела – определить площадь поверхности нагрева трубного пучка,
параметры газовоздушного тракта и др.
1. Наружный диаметр труб пучка (принимается по котлу прототипу), м d =0,029
2. Поперечный шаг пучка S1 (назначать т.о., чтобы отношение
S1
находилось в
d
диапазоне: 1,25…2; величина (S1 – d) не должна быть меньше 13 мм),
S1 =0,05
3. Продольный шаг пучка (
S
S2
принимать в тех же пределах, что и 1 ), м –
d
d
S2 =0,05
Назначенные параметры d; S1; S2 указаны на рисунке - .
4. Длина топки (см. раздел 2.4), м – LT =1,4
5. Число труб в одном ряду, шт – Z1*=
LТ
=28
S1
6. Принятое число труб, шт – Z1=28
7. Полная длина труб среднего ряда (назначается по чертежу котла прототипа;
рис. 5.1 ), м – LПОЛН.= 2
23
Рис. 5.1 – Параметры трубного пучка
Рис. 5.2 – К определению параметров пучка
8. Активная длина труб среднего ряда (по чертежу), м – LАКТ =0,8
9. Коэффициент полноты омывания – ωИСП = LАКТ / LПОЛН =0,4
10. Проекция средней активной длины на прямую, м - LПР =0,65
11. Коэффициент свободного прохода газов,  ИСП  (S1  d ) / S1 .
ИСП  (0,05-0,029)/0,05=0,42
12. Площадь живого сечения для прохода газов, м2 - FÈÑÏ   ИСП  LПР  LТ .
FÈÑÏ  0,42*0,65*1,4=0,38
13. Поверхность нагрева одного ряда труб, м2 – Н1 = Z1·π·d·LПОЛН.
Н1 =28*3,14*0,029*2=5,1
14. Мощность конвективного парообразующего пучка труб (тепловой поток), кВт
– QИСП  DC (i  iПВ )  QТ , (при наличии экономайзера iПВ = iЭК ):
*
*
"
QИСП  0,55*(2759,6-209,8)-750=652,4
*
*
15. Энтальпия газов за пучком, кДж/кг - J ИСП = J ЗТ
Q
 ИСП .
  ВС
J ИСП =26666-652,4/(0,995*0,055)=14745
16. Температура газов за пучком (по J-T диаграмме), 0 С -  ИСП =740
17. Средняя температура газов в пучке, 0 С - СР = 0,5(ЗТ  ИСП ) .
СР =0,5*(1260+740)=1000
18. Средняя скорость газов, м/с -  Г =
BС  V Г  (СР  273)
.
FИСП  273
24
 Г =(0,055*13,44*(1000+273)/(0,38*273)= 9
19. Коэффициент загрязнения (см. рис. 5.3), (м 2 · 0 С )/Вт -  .= 0,008
20. Плотность теплового потока (назначать из интервала 10000-50000 Вт/м2),
Вт/м2 – q.
q = 10000
21. Температура загрязненной стенки, 0С - t СТ = tS    q .
t СТ =162+0,008*10000=242
22. Коэффициент теплопроводности газов при СР (рисунок
 =0,09
), Вт/(м  0 С ) -  .
23. Коэффициент кинематической вязкости газов при СР (рисунок ), м 2 /с  =0,00012
25
24. Критерий Прандтля при СР (рисунок 5.4), Pr .
Pr =0,6
Re =  Г  d / .
25. Критерий Рейнольдса,
Re = 9*0,029/0,00012=2157
26. Для шахматного гладкотрубного пучка:
26.1 Поправка на число рядов СZ (z2 предварительно назначается как у прототипа):
C Z  3,12  z 20,05  2,5 при z2 < 10 и (S 1 /d) < 3;
C Z  4  z 20,02  3,2
при z2 < 10 и (S 1 /d) ≥ 3;
CZ  1
при z2 ≥ 10.
СZ = 1
26.2 Поправка на компоновку СS:
Параметр  C 
C 
( S1 / d )  1
( ( S1 / d ) 2  0,25  ( S 2 / d ) 2  1
(0,05 / 0,029)  1
( (0,05 / 0,029) 2  0,25  (0,05 / 0,029) 2  1
CS  0,34  С
0,1
CS  0,275  С
CS  0,34  С
;
=0,103
при 0,1 < φc ≤ 1,7
0, 5
0,1
при 1,7 < φc ≤ 4,5 и (S 1 /d) <3;
при 1,7 < φc ≤ 4,5 и (S 1 /d) ≥ 3.
СS =0,271
26.3 Коэффициент теплоотдачи конвекцией , Вт/(м 2 · 0 C )-
 k = СZ  СS 

d
 Re   Pr
0.6
0.33
.
 k = 1*0,271*0,09*(2157^(0,6))*(0,6^(0,33))/0,029=71,1
27. Эффективная толщина излучающего слоя, м – SИСП = 0,9  d  (
4  S1  S 2
 1) .
 d2
SИСП =0,9*0,029*((4*0,05*0,05/(3,14*0,029^2))-1)=0,073
26
28. Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами -
 2,47  5,06  rН 2О
 
  273 
kr  
 1,02   1  0,37  СР
  rП .
 Pr S
 
1000

П
ИСП


kr =3,5
29. Степень черноты трехатомных газов -
aТ  1  е  k r  PrП S ИСП .
aТ =0,033
30. Приведенная степень черноты трехатомных газов - aПР  0,5  (aСТ  1)  aТ ,
где аст = 0,8.
aПР =0,031
31. Коэффициент теплоотдачи излучением от трёхатомных газов в межтрубном
пространстве, Вт/(м 2 · 0 C )4
 Л  5,67  10 8  a ПР  (СР
 t  273 

1   СТ



273
 СР

3
 273) 
.
 t СТ  273 

1  


273
 СР

αЛ =5,69
32. Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке, Вт/(м 2 · 0 C ) -
1  ИСП   K   Л .
α1 =34,1
33. Коэффициент теплопередачи, Вт/(м 2 · 0 C ) – K =
K =26,8
1
.
1    1
 ЗТ   ИСП
34. Средний температурный напор, C - t =    t
S
ln  ЗТ
  ИСП  t S
о
27
.


t = 810,38
QИСП  103

.
К  t
*
35. Поверхность нагрева парообразующего пучка, м2 - H ИСП
H ИСП = 30
36. Число рядов труб – Z2* = H ИСП / H 1 . Z2* = 30/5,1
37. Принятое число рядов труб пучка - Z2 = 6
Окончательный тепловой баланс.
1. Мощность (тепловой поток):
*
- топки (раздел
), кВт - QТ = 750;
- испарительного пучка (раздел
), кВт – QИСП * =
;
2. Полезно использованный тепловой поток, кВт *
*
*
*
Q1 = QТ + QИСП + Q ПП + QЭК .=1402,4
652,4
Q  QИСП  QЭК  Q ПП
3. Паропроизводительность котла, кг/с – D = Т
.
i ПП  i ПВ
*
*
*
D = 0,55
4. КПД по прямому балансу, % -  КПР =
Q1
 100 .
BС  (Q  QTОПЛИВА )
P
H
 КПР = (1402,4/(0,055*(39734+ 199,2))*100=64
*
28
5. Расхождение величины КПД по прямому балансу, %  ПР =
 К   КПР
· 100.
К
 ПР = ((80-64)/64)*100=20
6. Потеря теплоты с уходящими газами, % q'ОБР =
J ПОСЛ  Q ХВ
·100, где J ПОСЛ - энтальпия продуктов сгорания на выхоQHP  QTОПЛИВА
де их последнего трубного пучка;
q'ОБР =80
'
 q3  q5 ) .
7. КПД по обратному балансу, % -  KОБР = 100  (qОБР
 KОБР =19
8. Расхождение КПД по обратному балансу, % - 
ОБР
К
 К   КОБР
=
 100 .
К
 КОБР = 76
9. Расхождение по паропроизводительности, кг/с –│DС - D│.
 ПР =
DC  D
DC
· 100.
 ПР =(-1*(0,55-2,5)/0,55)*100= 354
4. ПРОЧНОСТНОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ КОТЛА
Корпус действующего судового парового котла испытывает значительные
нагрузки. Эти нагрузки вызваны параметрами рабочих сред: высокая температура
дымовых газов, высокая температура и давление воды и пара. Полученные в ходе
выполнения теплового расчета котла рабочие параметры являются исходными для
выполнения расчета на прочность элементов котла. Рассчитываемыми элементами являются толщина стенки пароводяного коллектора и толщина стенки трубы
испарительного пучка (в случае наличия пароперегревателя определяется толщина стенки трубы пароперегревателя).
1. РАСЧЕТ ТОЛЩИНЫ ТРУБ
____________________________________пучка
29
1.1 Расчетное давление, принимается равным рабочему давлению среды МПа;
p =0,6
1.2 Внутренний диаметр, мм;
D=0,019
1.3. Коэффициент прочности .
Коэффициент прочности труб трубных пучков принимать равным  = 1.
 =1
1.4 Расчетная температура стенки определяется по таблице 1.
Таблица 1 – Определение расчетной температуры стенки.
№
п/п
Элементы котлов и условия их работы
Расчетная
температура стенки
Элементы, подверженные воздействию лучистого тепла
Трубы котельные
tМ + 50
Трубы пароперегревателей
t + 50
Элементы, обогреваемые горячими газами, но защиtМ + 50
щенные от воздействия лучистого тепла
2.1 Обечайки, днища, коллектора, трубные решетки
tМ + 30
2.2 Коллекторы и трубы пароперегревателей при темпераtМ + 35
туре пара
в таблице tМ – наибольшая температура нагреваемой среды в рассматриваемом
элементе, оС; t – номинальная расчетная температура стенки трубы, оС;.
tСТ =
1.5 Материал труб пучка.
Стали для труб котлов низкого и среднего давления изготовляют из углеродистой качественной стали 10 и 20. Трубы из углеродистой стали можно использовать для изготовления поверхностей нагрева, температура стенки которых не
превышает 500 °С.
При более высоких температурах применяют трубы из низколегированных
хромомолибденовых сталей марок 12МХ (до 540 °С) и 15ХМ (до 560°С). Добавка
молибдена в количестве около 0,5% повышает прочность этих сталей при высокой температуре. Хром обеспечивает увеличение жаростойкости, придает устойчивость карбидам и предупреждает графитизацию.
Стоимость труб из стали 12МХ и 15ХМ на 50 - 60% выше стоимости труб
из углеродистой стали.
В интервале температур 560 – 600 °С используют трубы, изготовленные из
хромомолибденванадиевых сталей 12Х1МФ и 15Х1М1Ф. Повышенное содержание хрома в этих сталях обеспечивает высокую жаростойкость. Присадки молибдена и ванадия повышают жаропрочность. Сталь 12Х1МФ имеет высокую пластичность, вследствие чего допускается холодная гибка и развальцовка труб.
Сталь хорошо сваривается.
К низколегированным хромомолибденванадиевым сталям относится сталь
12Х2МФСР. Ее можно применять вплоть до температуры 620 °С. Молибден, ванадий и бор введены в эту сталь для повышения жаропрочности, а хром и кремний - для повышения жаростойкости. Необходимо заметить, что кремний по1
1.1
1.2
2
30
вышает стойкость против окисления только в среде продуктов сгорания топлива
и не оказывает заметного влияния на коррозионную стойкость в пароводяной среде. По стоимости хромомолибденовые стали дороже углеродистых в 1,8 - 2,1 раза.
Наибольшей коррозионной стойкостью обладают высоколегированные
аустенитные хромоникелевые стали Х18Н10Т и Х18Н12Т. Стали этих марок характеризуются высокими жаропрочностью, жаростойкостью и пластичностью при
температуре до 650 оС. Они примерно в пять раз дороже углеродистых сталей.
Высоколегированная сталь 1Х14Н18В2БР высокой жаропрочностью, жаростойкостью и стабильностью структуры вплоть до температуры 1000° С. Стоимость труб из этой стали в десять раз превышает стоимость труб из углеродистой
стали.
Принятый материал для труб –
1.6 Допускаемые напряжения, σ, МПа, назначается на основании температуры
стенки трубы и материала по рис. 1.
1.7 Толщина трубы, мм
s* 
D p
2    p =
1.8 Принятая толщина труб, мм - s =
1.9 Прибавка к расчетной толщине. Прибавка с принимается не менее 1 мм.
с = s – s*
с=
σ = 125
Рис. 1 – К назначению материала
2. РАСЧЕТ __________________КОЛЛЕКТОРА
2.1 Расчетное давление, р, МПа;
p=
31
2.2 Внутренний диаметр, мм; D=
2.3. Коэффициент прочности . Коэффициент прочности коллекторов, ослабленных отверстиями одинакового диаметра (рис. 2 и 3), должен приниматься равным
наименьшему из трех коэффициентов:
- коэффициент прочности цилиндрических стенок, ослабленных продольным рядом или коридорным полем отверстий с одинаковым шагом (рисунок 2), φ1
-
1  ( s1  d ) s
1
=
Рисунок 2 – Коридорное строение
пучка
Рисунок 3 – Шахматное строение
пучка
- приведенному к продольному направлению коэффициенту прочности цилиндрических стенок, ослабленных поперечным рядом или полем отверстий с
одинаковым шагом (рисунок 2), φ2 -
 2  2  ( s2  d ) s =
2
- приведенному к продольному направлению коэффициенту прочности цилиндрических стенок, ослабленных полем отверстий, расположенных в шахматном порядке с равномерным расположением отверстий (рис.3), φ3 2
2
диагональный шаг a 2  l  l1 =
коэффициент к, определяется по таблице:
l1/l
5,0
4,5
4,0
3,5
3,0
2,5
k
1,76 1,73 1,70 1,65 1,60 1,51
2,0
1,41
1,5
1,27
1,0
1,13
0,5
1,0
 3  k  ( a2  d ) a =
2
2.4 Расчетная температура стенки определяется по таблице 1.
tСТ =
2.5 Материал коллектора.
Коллекторы котлов мазутного отопления изготовляют путем сварки обечайки и днищ.
Обечайка может быть бесшовной. В этом случае ее изготовляют либо из
трубы, либо из поковки. Материалом труб и поковок являются стали тех марок, о
32
которых уже говорилось. В некоторых случаях обечайку сваривают из двух частей (полуобечайки и трубной доски).
Обечайки, трубные доски, днища изготовляют ковкой или штамповкой из
листовой стали. Чаще всего применяют качественные листовые углеродистые
стали 15К, 20К и 22К. Эти стали используют для изготовления коллекторов находящихся под давлением до 6,0 МПа и работающих при температуре до 450 оС.
Принятый материал коллектора –
2.6 Допускаемые напряжения, σ, МПа, назначается на основании температуры
стенки трубы и материала по рисунку 1.
σ=
2.7 Толщина трубы, мм
s* 
D p
2    p
s=
2.8 Принятая толщина стенки, мм - s =
2.9 Прибавка к расчетной толщине. Прибавка с принимается не менее 1 мм.
с = s – s*
с=
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1.
2.
3.
4.
5.
6.
РД 31.21.30-97. Правила технической эксплуатации судовых технических
средств и консрукций. - СПБ.: ЦНИИМФ, 1997. –342 с.
Морской Регистр судоходства. Правила классификации и постройки морских
судов. – Л.: РМРС, 2000.-834с.
Хряпченков А.С. Судовые вспомогательные и утилизационные котлы/
А.С.Хряпченков.-Л.:Судостроение,1989.-296с.
Пушкин Н.И. Судовые парогенераторы. /Пушкин Н.И., Волков Д.И., Дементьев К.С. – Л.: Судостроение, 1977. – 505с.
Бузник В.М. Судовые парогенераторы./ В.М. Бузник.– М.: Судостроение,
1970. – 479с.
Енин В.И. Судовые парогенераторы. / В.И. Енин.– М.: Транспорт, 1978. –
232с.
Скачать