CHƯƠNG THIẾT KẾ BỘ HÂM NƯỚC Ta biết nhiệt lượng cần cấp, nhiệt độ khói vào, nhiệt độ nước ra, đồng thời chọn sơ nhiệt độ khói nhiệt độ nước vào hâm nước Từ dự kiện trên, tính toán bề mặt nhận nhiệt cần thiết, chọn diện tích phù hợp với thực tế tinh toán lại lượng nhiệt hấp thụ, nhiệt độ không khí ra, nhiệt độ nước vào hâm nước 8.1 Công dụng phân loại hâm nước Để tận dụng nhiệt thừa khỏi thải nhằm nâng cao hiệu suất lò hơi, người ta bố trí thêm đường khỏi thải bề mặt nhận nhiệt hâm nước, sấy không khí gọi tiết kiệm nhiệt Việc bố trí hâm nước sấy không khí có liên quan chặt chẽ với phụ thuộc vào nhiệt độ không khí nóng nhiệt độ nước cấp vào Nhiệm vụ hâm nước gia nhiệt nước cấp đến nhiệt độ sôi gần sôi trước vào bao hơi: Theo nhiệm vụ phân thành kiểu hâm: Bộ hâm nước kiểu sôi chưa sôi Về cấu tạo hâm nước chia thành loại: Ống thép trơn, ống thép có cánh ống gang Bộ hâm nước ống thép có cánh cấu tao giống hâm nước ống thép trơn khác ống người ta làm thêm cánh để làm tăng diện tích bề mặt trao đổi nhiệt nhăm tăng cường truyền nhiệt Bộ hâm nước kiểu ống thép có cánh có ưu điểm tăng cường hệ số truyền nhiệt, cấu tạo phức tạp dễ bị bám tro bụi,khó vệ sinh nên không sử dụng Ta biết nhiệt lượng cần cấp, nhiệt độ khói vào, nhiệt độ nước ra, đồng thời chọn sơ nhiệt độ khói nhiệt độ nước vào hâm nước Từ dự kiện trên, tính toán bề mặt nhận nhiệt cần thiết, chọn diện tích phù hợp với thực tế tinh toán lại lượng nhiệt hấp thụ, nhiệt độ không khí ra, nhiệt độ nước vào hâm nước 8.2 Cấu tạo hâm nước ống thép trơn Theo bảng phân bố nhiệt nước khỏi hâm nước cấp chưa sôi Do ta chọn hâm nước kiểu chưa sôi Sử dụng ống thép trơn để chế tạo, hâm nước ống thép trơn có cấu gồm ống thép có đường kính từ 28, 32, 38 mm uốn gấp nhiều lần đầu nối vào ống góp.bộ hâm nước chế tạo thành cụm.thông thương ống xoắn hâm nước bố trí sole ,tạo tốc độ dòng khói lớn xoáy nhiều nhằm để tăng cường truyền nhiệt Hình 8.2 Cấu tạo hâm nước 1,2: ống góp ống góp dưới, 3: ống xoắn, 4: mặt bích 5: cửa phòng nổ Trong khoảng 28÷38 mm, ống nhỏ hợp lý Chọn ống Φ34 / Để tăng hiệu trao đổi nhiệt ta bố trí dòng môi chất chuyển động ngược chiều, khói từ xuống nước từ lên + Bước ngang tương đối s1/d=2÷3 để hạn chế bám tro Chọn s1=83 mm + Bước dọc tương đối s2/d=1÷2,5 Chọn s2=83 mm (bước dọc nhỏ bám bẩn ít) + Bán kính uốn ống xoắn khoảng 1,5÷2 lần đường kính ống Chọn 60 mm Việc bố trị ống xoắn phải ý đến tốc độ nước ống xoắn Tốc độ nước chọn sở ngăn ngừa tượng ăn mòn phần không sôi hâm nước tốc độ nước phải không nhỏ 0,3 m/s Đối với hâm nước kiểu chưa sôi, vận tốc không nhỏ 0,3m/s Khoảng cách cụm ống hâm không bé 550÷600mm Các ống xoắn giữ đai thép treo đỡ dầm Trong trình vận hành lò hơi, phụ tải lò thường xuyên thay đổi, có lúc phụ tải thấp, không, lượng nước qua hâm nước nhỏ nên nước sôi hâm, điều không cho phép hâm chưa sôi Trong trường hợp cần thiết phải tách hâm nước khỏi hoạt động lò hơi, việc nối hâm với bao cho đảm bảo điều kiện 1800 2000 Sơ đồ đặt ống xoắn đường nước lò (một đường nước) Bảng 8.1 Đặc tính hâm nước STT Tên đại lượng Ký hiệu d dtr Đơn vị mm mm chọn chọn Kết 34 28 mm chọn 83 mm Chọn 83 σ1 σ1= S1/d 2.4 σ2 a b z m m σ1= S2/d Thiết kế Thiết kế Thiết kế 2.4 0.8 2.4 10 Sv mm Thiết kế 140 Toán đồ [TL1] Xác định sau tính diện tích trao đổi nhiệt cần thiết 0.56 Công thức Thay số Đường kính ống Đường kính ống Bước ống ngang S1 Bước ống dọc S2 Bước ống tương đối ngang 11 12 Bước ống tương đối dọc Chiều rộng đường khói Chiều sâu đường khói Số ống dãy ngang Khoảng cách từ tâm ống đến vách Hệ số đặt ống Số ống dãy dọc χ md 13 Chiều dài ống dãy dọc lo m Thiết kế 14 Chiều dài co uốn cũa dãy dọc lu m Thiết kế 0.06 F 10 15 16 Tiết diện đường khói Diện tích lưu thông nước 83 + 83 − 4,1).0,034 17 S1Chiều hữu hiệu lớp xạ + S dày 34 (1,87 − 4,1).d (1,87 m f m S m v d 18 Thể tích riêng trung bình nước m /kg a.b –z.d.l0 z.π.dtr /4 0,8.2.4-10.0,034.2 10 π.0,028 /4 1.24 0.006 0.171 Tra bảng nước chưa sôi nhiệt p=20 bar,tnc=100oC Tra theo tài liệu 0.00104 19 Tốc độ nước ống ωn m/s D.v/f.3600 10000.0,00104/0,06.3600 0.46940 Bảng 8.2 Tính nhiệt hâm nước cấp STT Tên đại lượng Lượng nhiệt BHN hấp thụ sơ Nhiệt độ khói vào BHN Entanpi khói vào BHN Nhiệt độ sơ khói đầu BHN Entanpi khói BHN Nhiệt độ khói trung bình Nhiệt độ nước đầu vào BHN Entanpi sơ nước vào BHN Ký Đơn vị Công thức hiệu Qhn θ'hn I'hn θ''hn I''hn kW o C kg/kJ o C kg/kJ Đã tính Kết 1132 θ'hn = θ’’ph 630 o Tra bảng với t = 630 C Chọn theo giá trị gần với nhiệt độ giả thiết phân phối nhiệt độ Tra bảng với t = 370 oC 8069 370 4818 θtbhn o 0,5(θ’hn +θ’’hn) t’hn o Đã chọn nhiệt độ môi trường 30 kg/kJ Tra bảng nước bão hòa với t=30oC 125 kg/kJ i’hn + Qhn/D i’hn i’ C C Entanpi nước đầu BHN 10 Nhiệt độ nước BHN t’’hn o 11 Nhiệt độ trung bình nước Độ chênh nhiệt độ đầu vào ttbhn o Δt1 o 12 Thay số ’hn C C C Tra bảng nước bảo hòa áp suất 20 bar, i’’=498 kJ/kg (t’’hn + t’hn)/2 θ'hn-t”hn 0,5.(630+370) 125+1037/10000 500 532,67 100 0,5(100+30) 630-100 65 530 13 Độ chênh nhiệt độ đầu Δt2 o 14 Độ chênh nhiệt độ trung bình Δt o C C θ''hn-t'hn 370-30 (Δt1-Δt2)/ln(Δt1/Δt2) 340 427.99 530 −340 Tốc độ trung bình Btt Vk 15 530 ) ln( khói (θ tb + 1) 340 3600 Ftb 1366 273 500 ( + 1) 16 Hệ số bám 3600 124 bẩn 273 Hệ số trao đổi nhiệt đối lưu Thành phần thể tích nước khói Thành phần khí nguyên tử Bức xạ BHN 17 18 19 20 21 Hệ số trao đổi nhiệt từ   π d khói vách α1 = ξ  αđến + α bx  dl 2.πS 234 χ   0,0018(108 + 1) ωk ζ αdl m/s m2K/W Tra toán đồ [TL1] W/ m2K rn Bảng 2.3 0.108 Không nhận xạ từ buồng lửa mà có bưc xạ từ thể tích khói Lượng nhỏ nên ta bỏ qua α1 W/m2K 23 Hệ số truyền nhiệt K W/ m2K Htthn m2 k∆t 108 0.073 Ψ hn αH.Cs.Cz2.CΦ Tra theo toán đồ 11 [TL1] Bảng 2.3 2.83quả 0,56nhiệt Hệ số hiệu 1037 Tổng diện tích bề mặt hấp , 428 thu BHN 0.0018 rH2O 22 24 Q 7.87 0.223 Trang 104 tài liệu I:đốt nhiên liệu rắn K= Ψ.α1 0.75 0,75.0,223 0.17 15,8 Số lượng ống dãy tt H mddọc =14,48 hn π d Z (l + lo) Diện tích bề mặt hấp thụ π 0,034 10 (2 + 0,06) 26 Hhn = π d Z (thực l + lotế).md Độ sai lệch thiết kế tt −H hn | 27e = | H hn ×100 | 15và ,8 −tính 16,3toán | 25 md ống Hhn m2 e % π.0,034.10.(2+0,06).8 16,3 3.2 H hn 100 28 29 16,3 Nhận xét: độ sai lệch 3,2 % nên ta chọn liệu thông số khói chọn sơ Chiều cao cụm BHN h m 2Sv+md.d+(md-1).S2 2.0,14+8.0,034+(8-1).0,083 Từ tính toán thiết kế đặc tính cấu tạo hâm nước ta có kích thước hâm nước cần sử dụng 1.13 Cấu tạo kích thước hâm nước ống thép trơn 8.5 kết luận Việc tận dụng nhiệt khói thải lò công nghiệp để nâng cao hiệu suất xử dụng lượng vấn đề quan tâm nhằm giải hai vấn đề nhu cầu sử dụng lượng ngày tăng tình hình nguồn lượng thiên nhiên ngày can kiệt nhanh chóng Từ vấn đề trình bày phân tích phương án tận dụng nguồn nhiệt khói thải khẳng định phương án tận dụng nhiệt khói thải để nâng cao nhiệt độ hâm nước cấp mang lại hiệu kinh tế cao CHƯƠNG THIẾT KẾ BỘ SẤY KHÔNG KHÍ Bộ sấy không khí có nhiệm vụ sấy nóng không khí cấp vào lò đến nhiệt độ định để tăng cường trình cháy, đảm bảo trình cháy nhanh cháy ổn định Do sấy không khí kiểu thu nhiệt gang nặng nề, tốn kim loại (chịu lực nên làm dày hơn), độ dẫn nhiệt nên phải làm cánh phía Vì thiết kế ta chọn sấy không khí kiểu thu nhiệt ống thép 9.1 công dụng phân loại sấy không khí Theo nguyên lý truyền nhiệt, phân thành hai loại sấy không khí : Bộ sấy không khí thu nhiệt sấy không khí kiểu hồi nhiêt Ta biết nhiệt độ khói vào nhiệt độ không khí nóng khỏi sấy không khí Đồng thời có sơ nhiệt lượng hấp thụ Từ kiện ta tìm diện tích bề mặt trao đổi nhiệt cần thiết, chọn diện tích trao dổi nhiệt phù hợp ( không 5% so với diện tích tính toán) tính lại nhiệt độ khói ra, không khí vào sấy không khí 9.1 Cấu tạo sấy không khí Chọn sấy không khí kiểu thu nhiệt ống thép.Bộ sấy không khí kiểu thu nhiệt ống thép thường chế tạo thành nhiều cụm (khối) ghép lại theo chiều cao chiều rộng lò để thuận lợi vận chuyển lắp đặt Bộ sấy không khí kiểu thu nhiệt ống thep chế tạo thành nhiều cụm ghép lại theo chiều cao chiều rông lò để thuận lợi vận chuyển lắp.sơ đồ cấu tạo nguyên lí sấy không khí kiểu thu nhiệt ống thép biểu diễn hình 9.1  s1   d −1  + s2/d = 80/40 = > 1,24 nên m = 0,88   s  − 0,8  d  s2 − 0,8 d = + s −1 d 0,138 − = -0,02 75 − 0,8 51 = 1,1 > nên n = 82 −1 51 Thay số : n  s2   d − 0,8  ω2 m Z Re ρ ∆P = 0,53  , Pa  s  −1   d   80   40 − 0,8  3,22 − ,132 21 605454 , 835 = 0,53  = 11,9 Pa  80  −1   40  + Tính ∆Pt: 2( t − t1 ) ω2 ∆Pt = ρ , t tb + 273 Pa Với t2, t1, ttb nhiệt độ đầu ra, vào, trung bình Được lấy theo tài liệu [2] có: t1 = 300C ; t2 = 1500 ; tt b= 900C Suy : ∆Pt = 2(150 − 30) 3,22 =2,86 Pa 0,835 90 + 273 Vậy tổng trở lực cụm ống : ∆Pcô= ∆P + ∆Pt, Pa = 11,9 + 2,86 Pa = 14,76 Pa Vì theo thiết kế sấy không khí chia làm pass, nên trở lực cụm ống gây dòng không khí khỏi BSKK là: ∆Ptcô = ∆Pcô = 14,76 = 29,52 Pa *)Xác định ∆Pcb : ∆Pcb ω 3, 222 = ξcb.ρ = 1,1.0,835 = 4,87 Pa 2 Ở ξcb = 1,1 với góc ngoặc 900 lấy theo tài liệu [4] Trở lực ngoặc dòng gây toàn BSKK là: ∆Ptcb = ∆Pcb = 4,87 = 9,74 Pa Vậy tổng trở lực dòng không khí sấy không khí là: ∆Pskk= ∆Ptcô + ∆Ptcb, Pa = 29,52 + 9,74 Pa = 39,72 Pa Vậy tổng trở lực dòng không khí từ miệng quạt đến : ∆ Ptgg = ∆Pđô + ∆Pghi + ∆Pskk, Pa = 90 + 19,25 + 39,72 = 148,97 Pa 11.2.3 Công suất quạt gió Ng= 1,1 Với : Vg H g 3600.η g 10-3, ( 1) [kW] Áp suất đầu đẩy quạt Hg = β2 ∆Ptgg Hệ số an toàn β2 = 1,2 Hiệu suất quạt η = 60% Nên Hg = 1,2 148,97 Suy : Ng = 1,1 = 178,76 Pa 7568.178,76 −3 10 = 6,26 kW 3600.0,6 11.3 Tính chọn quạt khói Quạt khói chọn dùng hổ trợ với quạt gió, trường hợp dùng quạt gió áp suất buồng lửa đường khói cao Khi dùng thêm quạt khói, thường đảm bảo thông gió cân bằng, độ chân không cửa buồng lửa 200 Pa 11.3.1 Lưu lượng quạt Lưu lượng quạt khói coi với lưu lượng khói vào xyclon tính chương trước Vk=25478 [m3/h] 11.3.2 Tính trở lực đường khói Được xác định theo biểu thức: ∆Pk = [∆Pk1.(1 + µ ) + ∆Pk2], ( 1) [Pa] ∆Pk1- Tổng trở lực từ buồng lửa đến khử bụi, Pa Với: ∆Pk2- Tổng trở lực từ khử bụi đến cửa ống khói, Pa µ - Nồng độ tro bụi bay theo khói, kg/kg a) Xác định tổng trở lực ∆Pk1 Là tổng trở lực từ buồng lửa đến khử bụi xyclon ∆Pk1 = ∆Pmđl + ∆Pđt + ∆Pbhn + ∆Pkb ; ( 1) [Pa ] Trong đó: ∆Pms1- Trở lực ma sát dòng khói dịch chuyển dọc dàn ống đối lưu; Pa ∆Pđt - Trở lực dòng khói thay đổi tiết diện (đột thu); Pa ∆Pskk- Trở lực dòng khói sấy không khí; Pa ∆Pkb - Trở lực dòng khói thiết bị khử bụi; Pa ∆Pbhn - Trở lực dòng khói hâm nước; Pa +) Xác định ∆Pms1: l ω2 ρ ∆Pms1 =λ , ( 1) [Pa] dtd Với: λ - Hệ số ma sát l - Chiều dài ống , m [ Theo thiết kế l = 2.5 m] dtd - Đường kính ống , m dtd = = 4ab − d ,[m] zπ d 4.3,5.3 − 0,06 = 0,19m 876.π 0,06 ρ - Khối lượng riêng khói, kg/m3 z – số ống đường khói ω - Tốc độ dòng khói , m/s Ta có nhiệt độ bề mặt ống đối lưu Đối với nơi có nhiệt độ khói: 6000C < t < 9000C tv= tmc + 2,5s + 200C Nên tv= 870 + 2,5.4 + 20 = 9000C, tra bảng thông số vật lý khói [ 12] ta có: ρ = 0,301 kg/m3 ν = 152,5.10-6 m2/s ⇒ Re = ω d 3,3.0, 06 64 64 = = 1103, Vì Re < 2000 nên λ = = = 0, 058 −6 ν 152,5.10 Re 1103, Thay số: l d ∆Pms1 = λ ρ ω2 , [Pa] 2, 452 0,301 = 2, 46 Pa = 0,058 1,1 +) Xác định ∆Pđt: Trở lực dòng khói thay đổi tiết diện ( đột thu ) ∆Pđt = ξđt.ρ ω2 , [Pa] Với: ξđt - Hệ số trở lực cục đột thu, chọn ξđt= 0,335 ρ - Khối lượng riêng khói, với t = 8700C tra bảng thông số vật lý khói [ 12] có: ρ = 0,31 kg/m3 Suy ra: ∆Pđt = ξđt.ρ ω2 , [Pa] = 0,335.0,31 2, 452 = 0,3 Pa +) Xác định ∆Pbhb: Là trở lực dòng khói qua buồng hồi bụi dàn trao đổi nhiệt có hai balon Khi dòng khói lưu động qua cụm ống buồng hồi bụi, dàn trao đổi nhiệt thay đổi hướng chuyển động có chiều hình vẽ, gây trở lực trở lực cục trở lực thân cụm ống xác định sau: -Trở lực cục bộ: ∆Pcb = ξcb.ρ Trong đó: ω2 ; Pa (*) ξcb - Hệ số trở lực cục bộ, xác định theo tài liệu [10] ρ - Khối lượng riêng khói, tra bảng thông số vật lý khói ứng với nhiệt độ tương ứng [3] ω - Tốc độ dòng khói, m Nên: s2/d = 120/60 = > 1,24 Suy ra:  s1   d −1  m = 0,88   s  − 0,8  d  0,138  100   51 −  = 0,88   80  − 0,8   51  Mặt khác: −1 0,138 − = -0,09 s2 80 − 0,8 − 0,8 d 51 = 100 = 0,8 < 1,suy n = 2,5 s1 −1 −1 51 d Suy trở lực xác định: [ 6]   ∆P = 0,53    n s2  − 0,8 ÷ ω2 m d Z Re ρ ; [Pa] [ 6] ÷ s1 ÷ −1 d  (**) Với nhiệt độ trung bình khói cụm ống dàn trao đổi nhiệt có hai balon t tb = 670 + 457 = 563,5 0C tra bảng thông số vật lý khói [ 3] có : ρ = 0,423 kg/m3 ν = 87,3.10-6 m2/s ωk = Btt Vk Fk  t tb  1, 088.5,17  457   dl +1 =  + 1÷= 2,35 m/s 6,  273   273  Theo tiêu chuẩn Reynol ta có : Re = λ= - 2, 35.0, 051 ωk d = = 1373 < 2000 87,3.10−6 ν 64 64 = = 0, 05 Re 1373   Trở lực cụm ống: ∆P = 0,53    n s2  − 0,8 ÷ ω2 m d Z Re ρ ,[Pa] ÷ s1 −1 ÷ d  2,5  80   51 − 0,8 ÷ 2,352 −0,09 ∆P = 0,53  = 5,18 Pa ÷ 28.1373 0, 423  100 − ÷  51  +) Xác định ∆Pbskk: Khi dòng khói chuyển động qua sấy không khí, khói ống, chuyển động đoạn ống dài gây trở lực ma sát Ngoài trở lực ma sát có trở lực cục đầu vào đầu thiết bị Được xác đinh sau ∆Pbskk = ∆Pms + ∆Pcb ; Pa Trong đó: ∆Pms Trở lực ma sát gây dòng khói chuyển động ống trơn, Pa ∆Pcb Trở lực cục tạo đầu vào sấy không khí , Pa Ta có: Tại sấy không khí lưu lượng thể tích khói thực tế: Vk = 5,17 m3tc/kg π d 3,14.0, 0512 936 = 1,9 m2 Tiết diện khói : Fk = n = 4 Với n = 936 Số ống sấy không khí d = 51 mm Đường kính ống Tốc độ trung bình khói sấy không khí ωk = 6,7 ; m/s [ tính trên] - Tổn thất ma sát: Với ttbk = 258 0C tra bảng thông số vật lý khói [ 12] ta có: ρ = 0,672 kg/m3 ν = 40,34 10-6 m2/s ⇒ Re = ωk d 6, 7.0, 051 = = 8470 ν 40,34.10−6 Dựa vào bảng tra hệ số ma sát dòng chảy dọc chùm ống trơn sấy không khí kiểu chùm ống là: λ = 0,03 [ trang 130 -TKLH] Với d = 51 mm, l = 900 mm (theo tài liệu thiết kế ống dẫn khói sấy không khí) Suy : 0,583 l ω2  T  ∆Pms= λ .ρ  ÷ dtd  Tv  , Pa [ 6] 0,583 0, 6,  258  0, 672 = 0,03 0, 051  244, 25 ÷  = 8,24 Pa *Tổn thất cục : Theo tài liệu [5] trở lực cục đầu vào tính sau : ∆Pcb = n.( ξ vào ω2 ; + ξ ) ρ Pa Trong : n = 936 Số ống sấy không khí ω = ωk = 6,7 m/s Tốc độ dòng khói vào tiết diện ống ξvào, ξra Hệ số trở lực cục đầu vào ra, phụ thuộc vào tỷ lệ tiết diện fn/f1 Đối với sấy không khí kiểu ống : f n 0, 785.dtr2 0, 785.0, 0512 = = = 0,33 f1 s1.s2 0, 082.0, 075 Tra theo tài liệu [TKLH] hình 8.IX ta có : ξvào = 0,33 ; ξra = 0,48 Suy : ω2 ; ∆Pcb = ( ξvào + ξ ) ρ Pa 6, = (0,33 + 0,48).0,672 = 12,2 Pa Vậy : ∆Pbskk = ∆Pms + ∆Pcb ; Pa = 8,24 + 12,2 = 20,6 Pa +) Xác định trở lực xyclon Trở lực thiết bị khử bụi phụ thuộc vào cấu tạo thiết bị khử bụi tính sau : ω2 ρ, [Pa ] [ 5] ∆Pkb = ξ Trong : ω - tốc độ vào thiết bị khử bụi ; m/s ξ - hệ số trở lực cục chọn bảng 17.3 [ 5] Đối với loại khử bụi kiểu xoáy ξ = 85 Theo tài liệu [11] để đảm bảo hiệu suất thu bụi tốt không bị tắc đọng bụi cần thiết kế tốc độ dòng khói vào xyclon phải lớn 2,2 m/s Chọn ω = 2,5 m/s Suy ω2 ρ , [Pa ] ∆Pkb = ξ = 85 2,5 0,779 = 207 Pa Với t = 1800C ta bảng thông số vật lý khói [ 12] có ρ = 0,779 kg/m3 Vậy tổng trở lực đường khói từ buồng lửa đến thiết bị khử bụi: ∆Pk1 = ∆Pms1 + ∆Pđt + ∆Pbhb + ∆Pskk + ∆Pkb , [Pa ] ∆Pk1 = 2,46 + 0,3 + 5,18 + 20,6+ 207 = 235,54 Pa b) Xác định tổng trở lực ∆Pk2 ∆Pk2 = ∆Pblb + ∆Pôk Với : ∆Pblb - Trở lực cục lọc bụi kiểu ướt, Pa ∆Pôk - Trở lực ống khói, Pa +) Xác định ∆Pblb: Theo tài liệu [6] trở lực cục buồng lắng bụi kiểu ướt ∆Pblb = ξcb.ρ xác định theo biểu thức: ω2 , [ Pa] Với : ξcb = 1,1 theo tài liệu [4] hệ số trở lực cục ngoặt dòng Lưu lượng khói thải vào quạt khói : Vkt = Btt.(Vk + ∆α.Vkk0) 273 + t k ; [m3/h] 273 = 1,088.(5,17 + 0,13.3,56) 273 + 180 273 = 10,17 m3/h Diện tích tiết diện ống dẫn khói vào lọc bụi kiểu ướt: F= = π d , m2 3,14 ( 0, ) = 0,28 m2 Tốc độ dòng khói vào lọc bụi kiểu ướt: ω= V 10,17 = = 36,32 m/s F 0, 28 Suy : ∆Pblb = ξcb.ρ ω2 , [ Pa] = 1,1.0,779 36,322 = 565,2 Pa +) Xác định ∆Pôk: ∆Pôk = ∆Pms + ∆Pcb , [ Pa] Tốc độ trung bình dòng khói ống khói: ωtb = Vk 5,17.3600 = = 18,27 m/s [ 6] 2830.dtb 2830.0, Trở lực ma sát dọc chiều dài ống khói: l ω2  T  ∆Pms=λ ρ .  d td  TV  0, 583 , [Pa] 0,583 20 18, 27  423  0, 779 . = 0,02 ÷ 0,  373  = 93,27 Pa Với giá trị: l = 20 m; d = 0,6 m; T = 4230K ; Tv = 3730K ; λ = 0,02 [ 6] Trở lực động ống khói: ∆Pđ = ρ ωtb2 18, 27 = 0, 779 = 130 Pa [ 6] 2 Vậy: ∆Pôk = 93,27 + 130 = 220,27 Pa Suy ra: ∆Pk2 = 565,2 + 220,27 = 785,47 Pa 11.3.3.Công suất quạt khói Được xác định sau: Nk = k Vk H k , [W] 3600.η k Trong đó: k- Hệ số dự phòng công suất quạt khói, lấy 1,1 Hk- Áp suất đầu đẩy quạt khói, Pa ηk- Hiệu suất quạt khói, thường khoảng 0,5 ÷ 0,75 Áp suất đầu đẩy quạt khói xác định sau: Hk = k1(∆hk + h’’bl - ∆htt) , [Pa] [ 6] Với: k1 – Hệ số dự phòng áp suất quạt khói, lấy 1,2 h’’bl – Độ chân không cửa buồng lửa, thường lấy – 20 Pa ∆hk – Tổng trở lực phía đường khói, xác định theo biểu thức: ∆hk = [∆hk1(1+µk) + ∆hk2] , ( 6) [ Pa] = [235,54.(1 + 10,95) + 785,47] = 3600 Pa µk - Nồng độ tro bay theo đường khói, thường lấy 30%µ, µ nồng độ tro bay theo khói khỏi buồng lửa ∆htt - Tổng lực tự hút ống khói dòng khói tính từ cửa buồng lửa đến ống khói ∆htt = (h1 – h2).g.(ρkk - ρ), [Pa] Tại buồng lửa: ∆htt1 = (2 – 3,5).9,81.(1,2 – 0,316) = -13 Pa Với: h1 = m; h2 = 3,5 m chiều cao cửa vào khói buồng lửa, g = 9,81 m/s2; ρ = 0,31 kg/m3 [ 12], ứng với tbl = 8700C Tại ống khói: ∆htt2 = (1,5 – 20).9,81.(1,2 – 0,779) = - 76,4Pa Với: h1 = 1,5 m; h2 = 20 m chiều cao cửa vào khói ống khói, ρ = 0,779 kg/m3 [12], ứng với tbl = 1800C] ∆htt = ∆htt1 + ∆htt2 = - 13– 76,4 = -89,4 Pa ⇒ Hk = 1,2.( 3600 – 20 + 89,4 ) = 4403,3 Pa Vậy: Nk = k Qk H k , [W] 3600.η k Qk lưu lượng khói qua quạt hút: Qk = β1 Btt (Vth + ∆α V0 ) 273 + t th , [5] 273 Trong đó: * β1 hệ số dự phòng, thường lấy β1 =1,1 * Vth = 4,265 m3/kgnl: thể tích khói thải * ∆α : hệ số không khí lọt vào đường ống dẫn khói, ta có ∆α = 0,13 * tth = 160 0C: Nhiệt độ khói thoát khỏi lò * Btt = 1366 kg/s: Tiêu hao nhiên liệu tiêu chuẩn Suy ra: Qk = 1,1.1, 088.(4, 265 + 0,14.3, 65) 273 + 180 = 9, 48m3 / s 273 Như vậy: Nk = 1,1 9, 48.4403,3 = 55657 W =55,657kW 0, 75 Công suất động cơ: Nđc = k2 Với: Nk 55657 = 1,1 = 71605 W = 71,605kW η đ η tđ 0,95.0,9 k2 – hệ số dự phòng lấy 1,1 ηđ – hiệu suất động điện thường lấy 0,95 ηtđ – Hiệu suất truyền đai, thường chọn ηtđ = 0,9 CHƯƠNG 12 TÍNH SỨC BỀN CÁC CHI TIẾT CỦA LÒ HƠI 12.1 Đặc điểm làm việc kim loại lò Điều kiện làm việc kim loại phần tử chi tiết khác lò khác Nhiệt độ vách áp suất bên thông số dùng để việc chọn mác thép Nhiệt độ kim loại tăng lên khả làm việc kim loại giảm, giảm độ bền mà trình ăn mòn xảy mạnh Do có ăn mòn mà việc sử dụng kim loại bị hạn chế Khi phân bố nhiệt không điều vách kim loại có lớp giãn nở nhiều có lớp giản nở Những lớp đốt nóng ngăn cản giản nở lớp đốt nóng nhiều hơn, kết lớp đôt nóng nhiều xuất ứng suất nén lớp đốt nóng sinh ứng suất kéo Những ứng suất tăng lên tăng độ chênh nhiệt độ vách ống Khi dao độn nhiệt dộ sinh hư hỏng chi tiết dạng vết rạn biên độ dao động ứng suất số chu kỳ đủ lớn Hiện tượng phá hủy kim loại đốt nóng làm lạnh lặp lặp lại gọi độ mõi nhiệt Trong thời kỳ đốt lò có số chu kỳdao động với biên độ lớn Do chế độ đốt lò phải chọn cho ứng suất sinh nhiệt dọ không vượt qua giới hạ cho phép Ở nhiệt độ bình thường phòng, độ bền kim loại đánh giá hai tiêu chuẩn, giới hạn chảy giới hạn bền 12.2 Các loại thép dùng chế tạo lò 12.2.1 Những yêu cầu chung thép để chế tạo lò Thép dùng để chế tạo lò cần phải đáp ứng yêu cầu chung : - Có độ bền độ dẻo cao - Cố độ ổn địn cấu trúc cao - Có độ bền nhiệt cao - Có độ ổn định hóa học cao - Có hàm lượng tạp chất có hại mức tối thiểu - Có tình hàn tốt, không yêu cầu dùng phương pháp hàn nhiệt luyện phức tạp đắt tiền Trong thực tế, thép cacbon, thép hợp kim thấp thép hợp kim cao sử dụng rộng rãi để chế tạo phận lò 12.2.2 Các loại thép dùng chế tạo lò Để chế tạo phận lò không tiếp xúc với lửa, người ta thường dùng sử dụng loại thép có mã hiệu:CT2KЛ, BMCT.3KЛ, Các phận lò tiếp xúc với lửa, làm việc nhiệt độ vách ≤ 450 0C áp suất không giới hạn người ta dùng loại théo có mã hiệu: 15K, 20K, SB410, Kim loai sử dụng làm ống lò thường dùng có mã hiệu: 10, 20, 15TC, làm việc nhiệt độ ≤5000C Dưới thành phần hóa học số thép thông dụng ngành chế tạo lò hơi: Bảng 12.1 Thành phần hóa học số thép thông dụng Hàm lượng nguyên tố, % Mã hiệu S P thép C Mn Si Cr 10 0.07-0.14 0.35-0.65 0.17-0.37 ≤ 0.15 20 0.17-0.25 0.65-0.65 0.17-0.37 0.3 0.045 0.040 12MX 0.09-0.16 0.40-0.70 0.15-0.30 0.40-0.60 0.040 0.040 15TC 0.12-0.18 0.80-1.30 0.70-1.00 ≤ 0.30 0.025 0.035 15XM 0.11-0.16 0.40-0.70 0.17-0.37 0.08-1.00 0.025 0.035 12X1M 0.08-0.15 0.40-0.70 0.17-0.37 0.90-1.20 0.025 0.025 Không > 12.3 Tính sức bền chi tiêt lò Chiều dày vách chi tiết hình trụ chịu áp suất bên (bao hơi, ống góp) xác định theo công thức : - Khi tính theo đường kính trong: S= p.Dt + C = 5.36 mm 2.ϕ σ cp − p Trong đó: P áp suất tính toán Dt đường kính trong, Dt= 1000 mm φ hệ số bền chi tiết bị yêu mối hàn hay lỗ để nối ống, φ= 0.75 σcp ứng suất cho phép vật liệu, ta chọn kim loại chế tạo thép CT31 C bổ sung chiều dày tính toán vách, C = 1mm Bề dày thực tế vách bao 14mm => đảm bảo bền ... nhiệt độ nước vào hâm nước 8.2 Cấu tạo hâm nước ống thép trơn Theo bảng phân bố nhiệt nước khỏi hâm nước cấp chưa sôi Do ta chọn hâm nước kiểu chưa sôi Sử dụng ống thép trơn để chế tạo, hâm nước. .. đường nước) Bảng 8.1 Đặc tính hâm nước STT Tên đại lượng Ký hiệu d dtr Đơn vị mm mm chọn chọn Kết 34 28 mm chọn 83 mm Chọn 83 σ1 σ1= S1/d 2.4 σ2 a b z m m σ1= S2/d Thiết kế Thiết kế Thiết kế 2.4... 2.0,14+8.0,034+(8-1).0,083 Từ tính toán thiết kế đặc tính cấu tạo hâm nước ta có kích thước hâm nước cần sử dụng 1.13 Cấu tạo kích thước hâm nước ống thép trơn 8.5 kết luận Việc tận dụng nhiệt khói