Temperatura gazelor de ardere: la funcționarea cu păcură 141 pe gaz 130 Eficiență la păcură 912 pe gaz 9140. În peretele din spate sunt prezente fante pentru introducerea gazelor de ardere recirculate.3 Coeficienții excesului de aer în calea gazului cazanului Coeficienții de excesul de aer la iesirea din cuptor fara a tine cont de recirculare: . Coeficienți de exces de aer: la ieșirea din cuptor după supraîncălzitorul ecranului după KPP1 după KPP2 după Ek1 după Ek2 în gazele de ardere; Selectarea temperaturilor de proiectare Temperatura recomandată a gazelor arse pentru păcură...

Distribuiți-vă munca pe rețelele sociale

Dacă această lucrare nu vă convine, în partea de jos a paginii există o listă cu lucrări similare. De asemenea, puteți utiliza butonul de căutare

1. Calculul termic al cazanului TGM-94

1.1 Descrierea cazanului

Generator de abur TGM-94 pentru o unitate de 150 MW cu o capacitate de 140 kg/sec, presiune 14 Mn/, supraîncălzire, reîncălzire, temperatură aer cald. Combustibil estimat: gaze naturale și păcură. Temperatura gazelor de ardere: la functionare cu pacura 141, pe gaz 130, randament pe pacura 91,2, pe gaz 91,40%.

Generatorul de abur este proiectat pentru zone cu temperatura minima aer atmosferic - și are un aspect deschis în formă de U. Toate elementele unității sunt drenabile. Cadrul s-a dovedit a fi destul de complex și greu datorită prezenței adăposturilor locale, precum și luând în considerare încărcarea vântului și seismicitatea de 8 puncte. Adăposturile locale (cutiile) sunt realizate din materiale ușoare, cum ar fi placajul de azbest. Conductele expuse sunt acoperite cu carcasă de aluminiu.

Echipamentul unității este aranjat astfel încât încălzitorul de aer să fie situat în partea din față a generatorului de abur, iar turbina să fie situată în spate. În acest caz, conductele de gaz sunt oarecum alungite, dar conductele de aer sunt aranjate convenabil și liniile de abur sunt scurtate, mai ales când colectoarele de evacuare a supraîncălzitorului sunt plasate în spatele generatorului de abur. Toate elementele unității sunt proiectate pentru producția din fabrică de blocuri, cu o greutate maximă a blocului de 35 de tone, cu excepția tamburului, care cântărește 100 de tone.

Peretele frontal al cuptorului este ecranat intercalate cu panouri de evaporare și supraîncălzire cu șapte panouri de supraîncălzire țevi îndoite ocolind arzatoarele, iar intre ele se afla panouri de evaporare din tevi drepte.

Îndoirile care ocolesc arzătoarele fac posibilă compensarea diferențelor de alungiri termice și sudarea camerelor inferioare ale tuturor panourilor frontale, situate coaxial, între ele. Tavanul orizontal al focarului este ecranat cu tuburi de supraîncălzire. Panourile din mijloc ale ecranelor laterale sunt incluse în a doua etapă de evaporare. Compartimentele de sare sunt situate la capetele tamburului și au o productivitate totală de 12% din.

În peretele din spate există fante pentru introducerea gazelor de ardere recirculate.

Pe peretele frontal sunt instalate 28 de arzătoare pe gaz și ulei pe 4 niveluri. Cele trei rânduri superioare funcționează cu păcură, iar cele trei inferioare pe gaz. Pentru a reduce excesul de aer în focar, fiecare arzător este prevăzut cu o alimentare individuală cu aer. Volumul focarului 2070; densitatea volumetrică de degajare a căldurii a camerei de ardere depinde de tipul de combustibil: pentru gaz Q/V =220, pentru păcură 260 kW/, densitatea fluxului termic secţiune transversală cuptoare cu gaz Q/F =4,5, pentru păcură 5,3 MW/. Căptușeala unității este un panou sprijinit pe un cadru. Căptușeala vetrei este în tub și se mișcă împreună cu ecranul; Căptușeala tavanului este realizată din panouri așezate pe țevile supraîncălzitorului de tavan. Cusătura dintre căptușeala mobilă și cea fixă ​​a focarului este realizată sub formă de etanșare cu apă.

Schema de circulatie

Apa de alimentare a cazanului, după ce trece prin condensator și economizor, intră în tambur. Aproximativ 50% din apa de alimentare este furnizată către dispozitivul de spălare cu barbotare, restul este direcționat pe lângă dispozitivul de spălare către partea inferioară a tamburului. Din tambur intră în conductele de sită ale compartimentului curat și apoi, sub formă de amestec abur-apă, intră în tambur în ciclonii intra-tambur, unde are loc separarea primară a apei de abur.

O parte din apa cazanului din tambur intră în ciclonii de la distanță, care este apa de purjare în etapa 1 și apa de alimentare pentru etapa 2.

Aburul din compartimentul curat intră în dispozitivul de barbotare-spălare, iar aici este furnizat aburul din compartimentele de sare de la cicloanele de la distanță.

Aburul, care trece prin stratul de apă de alimentare, este curățat de cantitatea principală de săruri conținute în acesta.

După dispozitivul de spălare, aburul saturat trece printr-un separator cu plăci și o foaie perforată, curățat de umiditate și este direcționat prin conducte de transfer de abur către supraîncălzitor și apoi către turbină. O parte din aburul saturat este evacuat în condensatoare pentru a produce propriul condens, pentru injectare în desurîncălzitor.

Purjarea continuă se efectuează de la ciclonii de la distanță în compartimentul de sare din a 2-a etapă de evaporare.

Unitatea de condensare (2 buc.) este situata pe peretii laterali ai camerei de ardere si este formata din doua condensatoare, un colector si conducte pentru alimentarea cu abur si eliminarea condensului.

Supraîncălzitoarele sunt amplasate de-a lungul fluxului de abur.

Radiațiile (montate pe perete) care protejează peretele frontal al focarului.

Plafonul de ecranare a tavanului cazanului.

Ecran situat în coșul de fum care leagă focarul de arborele convectiv.

Convectiv plasat într-un arbore convectiv.

1.2 Date inițiale

• putere nominală de abur t/h;
• presiunea de lucru în spatele supapei principale de abur MPa;
• presiunea de funcționare în tambur MPa;
• temperatura aburului supraîncălzit;
• temperatura apei de alimentare;
• păcură;
• putere calorică mai mică;
• umiditate 1,5%
• conținut de sulf 2%;
• conținut de impurități mecanice 0,8%:

Volume de aer și produse de ardere, /:

• compoziția elementară medie (% din volum):

1.3 Coeficienții de aer în exces în traseul gazului al cazanului

Coeficienții excesului de aer la ieșirea din cuptor fără a se ține cont de recirculare: .

Nu există aspirații de aer rece calculate în cuptoarele și coșurile cazanelor cu abur.

Coeficienți de aer în exces:

La ieșirea din cuptor

După supraîncălzirea ecranului

După punctul de control 1

După punctul de control 2

După Ek1

După Ek2

În gazele de ardere;

Selectarea temperaturilor de proiectare

130÷140=140.

Temperatura aerului la intrarea încălzitorului de aer

pentru încălzitorul de aer regenerativ:

0,5(+) 5;

Temperatura de incalzire a aerului 250-300=300.

Diferența minimă de temperatură în spatele economizorului: .

Diferența minimă de temperatură în fața încălzitorului de aer: .

Încălzirea maximă a aerului într-o etapă VP: .

Raportul echivalentelor de apă: , conform figurii.

Excesul mediu de aer în etapele VP:

300;

140;

Să calculăm volumul de gaz luat pentru recirculare, combustibil

Ponderea recirculării aerului cald la intrarea încălzitorului de aer;

1,35/10,45=0,129.

Excesul mediu de aer în treapta de încălzire a aerului:

1,02-0+0,5∙0+0,129=1,149.

Raport echivalent apă:

1.4 Calculul volumelor de aer și produse de ardere

La arderea păcurului, volumele teoretice de aer și produse de ardere sunt calculate pe baza compoziției procentuale a masei de lucru:

volumul de aer teoretic:

Volumele de aer teoretice:

Volumele reale de produse de ardere cu exces de aer în coșurile de fum sunt determinate de formula:

Rezultatele sunt prezentate în Tabelul 1.1.

Magnitudinea	Focar ecrane	Cutia de viteze 1	Cutia de viteze 2	Ek1	Ek2	RVP
	1,02	1,02	1,02	1,02	1,02	1.02
	1,02	1,02	1,02	1,02	1,02	1,02
	1,453	1,453	1,453	1,453	1,453	1,453
	10,492	10,492	10,492	10,492	10,492	10,492
	0,15	0,15	0,15	0,15	0,15	0,15
	0,138	0,138	0,138	0,138	0,138	0,138
	0,288	0,288	0,288	0,288	0,288	0,288

Volumul vaporilor de apă:

Volumul total de gaze:

Fracția de volum a gazelor triatomice:

Fracția de volum a vaporilor de apă:

Proporția gazelor triatomice și a vaporilor de apă:

1.5 Entalpia aerului și a produselor de ardere

Entalpia volumelor teoretice de aer și produse de ardere, la temperatura de proiectare, este determinată de formulele:

Entalpia produselor de ardere cu exces de aer

Rezultatele calculului sunt prezentate în Tabelul 1.2.

Tabelul 1.2

Entalpia produselor de ardere

Suprafaţă încălzire	Temperatură în spatele suprafeței
Cuptor aparat de fotografiat	2300 2100 1900 1700 1500 1300 1100	44096 ,3 39734,1 35606 31450 27339,2 23390,3 19428 16694,5	37254,3 33795,3 30179,6 26647,5 23355,7 19969,95 16782,70 13449,15	745,085 675,906 603,592 532,95 467,115 399,399 335,654 268,983	44827,3 40390,7 36179,6 32018,5 27798 23782,6 19757,9 15787,1
Cutia de viteze 1	1100	19422,26 15518,16 13609,4 11746,77 9950,31	16782,70 13449,15 11829,40 10241 8683,95	335,654 268,983 236,588 204,820 173,679	19757,9 15787,1 13846 11951,6 10124
Cutia de viteze 2		11746,77 9950,31 9066,87	10241 8683,95 7921,10	204,820 173,679 158,422	11951,6 10124 9225,3
EC1		9950,31 9066,87 8193,30	8683,95 7921,10 7158,25	173,679 158,422 143,165	10124 9225,3 8336,5
EC2		9066,87 8193,30 6469,46 4788,21	7921,10 7158,25 5663,90 4200,90	158,422 143,165 113,278 84,018	9225,3 8336,5 6582,7 4872,2
RVP		4788,21 3151,52 1555,45	4200,90 2779,70 1379,40	84,018 55,594 27,588	4872,2 3207,1 1583

La

1.6 Eficiențe și pierderi de căldură

Eficiența cazanului de abur proiectat este determinată din balanța inversă:

Pierderea de căldură cu gazele de evacuare depinde de temperatura selectată a gazelor care părăsesc cazanul de abur și excesul de aer și este determinată de formula:

Găsim entalpia gazelor de evacuare la:

Entalpia aerului rece la temperatura de proiectare:

Căldura disponibilă a combustibilului arskJ/kg, în general, este determinat de formula:

Pierderea de căldură din cauza arderii chimice insuficiente a combustibilului=0,1%.

Apoi: .

Pierderea de căldură din cauza arderii mecanice insuficiente a combustibilului

Pierderi de căldură de la răcirea externă prin suprafețele exterioare ale cazanului %, sunt mici si odata cu cresterea productivitatii nominale a cazanului kg/s scade: cu

Primim:

1.7 Bilanțul termic și consumul de combustibil

Consumul de combustibil B, kg/s, furnizat camerei de ardere a unui cazan cu abur poate fi determinat din următorul bilanţ:

Consumul de apă de purjare de la un cazan cu abur cu tambur, kg/s:

Unde =2% - purjare continuă a cazanului.

- entalpia aburului supraîncălzit;

- entalpia apei clocotite în tambur;

- entalpia apei de alimentare;

1.8 Verificarea calculului transferului de căldură în cuptor

Dimensiuni camera de ardere:

2070 .

Stresul termic al volumului de ardere

Ecran cu lumină dublă, 6 arzătoare ulei-gaz pe două niveluri de-a lungul părții frontale a cazanului.

Caracteristicile termice ale camerei de ardere

Degajare net de căldură în camera de ardere (la 1 kg sau 1 combustibil):

Căldura aerului constă din căldura aerului cald și o mică parte din căldura aspirației aerului rece din exterior:

În cuptoarele etanșe la gaz care funcționează sub presiune, aspirația aerului în cuptor este exclusă=0. =0.

Temperatura adiabatică (calorimetrică) a produselor de ardere:

Unde

Să folosim tabelul pentru a găsi entalpia gazelor

Capacitatea termică medie a gazelor:

La calcularea cuptorului cazanului, temperaturapoate fi determinat direct folosind datele din Tabelul 2.3, conform valoare cunoscută

prin interpolare în zonă temperaturi ridicate gaze la o valoare, și luând

Apoi,

Temperatura gazelor la iesirea din cuptor pt D<500 т/ч

Din tabelul 2.2 găsim entalpia gazelor la ieșirea din cuptor:

Absorbția specifică de căldură a cuptorului, kJ/kg:

Unde - coeficient de conservare a căldurii, ținând cont de fracția de căldură gazoasă absorbită de suprafața de încălzire:

Temperatura gazului la ieșirea cuptorului:

unde M=0,52-0,50 este un coeficient care ține cont de poziția relativă a miezului pistolului de-a lungul înălțimii camerei de ardere;

Când arzătoarele sunt dispuse pe două sau trei rânduri în înălțime, înălțimea medie este luată ca medie dacă puterea termică a arzătoarelor pe toate rândurile este aceeași, adică Unde= 0,05 la D >110 kg/s, M=0,52-0,50∙0,344 = 0,364.

Coeficient de eficiență termică a ecranului:

Se determină coeficientul unghiular al ecranului:

1.1 pas relativ al țevilor ecranului de perete.

Coeficientul condiționat de contaminare a suprafeței:

Gradul de întuneric: , la arderea coeficientului de combustibil lichid radiatii termice lanterna este egală cu:

Coeficientul de emisivitate termică al părții neluminoase a pistoletului:

Unde p=0,1 MPa, a

Temperatura absolută a gazelor care părăsesc cuptorul.

Fracția de volum a gazelor triatomice.

Grosimea efectivă a stratului emis în camera de ardere, unde volumul proiectat al camerei de ardere este egal cu:, și suprafața focarului cu un ecran cu lumină dublă:

Unde

Apoi

Primim

Ca o primă aproximare, presupunem egal cu

Tensiunea termică medie a suprafeței de încălzire a ecranelor de ardere:

Unde - suprafața totală de radiație a focarului.

1.9 Calculul suprafeței de încălzire a cazanului

Rezistența hidraulică a aburului supraîncălzit:

În acest caz, presiunea din tambur:

Presiunea apei de alimentare în supraîncălzitorul montat pe perete:

Pierderea de presiune pe ecran:

Pierderea de presiune în cutia de viteze:

1.9.1 Calculul unui supraîncălzitor montat pe perete

Presiunea apei de alimentare

Temperatura apei de alimentare,

Entalpia apei de alimentare.

Percepția termică a ecranelor de radiație de perete: unde este stresul termic mediu al suprafeței ecranului calculate, pentru un ecran de perete înseamnă

Unghiul ecranului:

Mijloace

Calculăm parametrii de ieșire ai apei de alimentare:

La p=15,4 MPa.

1.9.2 Calculul supraîncălzitorului radiant de tavan

Parametrii de intrare a apei:

Percepția termică a plafonului de radiații PP:

Percepția căldurii deasupra focarului: unde este suprafața de încălzire care primește radiația a ecranelor de tavan cu focar:

Absorbția căldurii prin coș orizontal:

Unde este sarcina termică specifică medie într-un coș orizontal, aria coșului Apoi,

Calculăm entalpia aburului: sau

Atunci entalpia la ieșirea din cuptor este:

Injecția 1:

1.10 Calculul percepției căldurii a ecranelor și a altor suprafețe din zona ecranelor

1.10.1 Calculul supraîncălzirii ecranului 1

Parametrii de intrare a apei:

Parametrii de iesire a apei:

Injecția 2:

1.10.2 Calculul supraîncălzitorului ecranului 2

Parametrii de intrare a apei:

Parametrii de iesire a apei:

Percepția termică a ecranelor:

Căldura primită de la focar de către avion fereastra de la intrare ecrane de fum:

Unde

Căldura radiată de la focar și ecrane către suprafața din spatele ecranelor:

Unde este factorul de corecție

Coeficient unghiular de la intrare la secțiunea de ieșire a ecranelor:

Temperatura medie a gazelor din ecrane:

Căldura de la gazele de curățare:

Percepția termică determinată a ecranelor:

Ecuația de transfer de căldură pentru un ecran: unde este suprafața de încălzire a ecranului:

Medie

unde este presiunea de temperatură a fluxului direct:

Scăderea temperaturii în contracurent:

Coeficientul de transfer termic:

Coeficientul de transfer termic de la gazele de pe perete:

Viteza gazului:

Coeficientul de transfer termic al convecției gazului la suprafață:

Unde corectarea numărului de conducte de-a lungul fluxului de gaz.

Și o corecție pentru aspectul fasciculului.

1 coeficient care ține cont de influența și modificarea parametrilor fizici ai curgerii.

Coeficientul de transfer termic al radiației produselor de ardere:

Raport de utilizare: ,

Unde

Apoi

Ecuația de transfer de căldură pentru ecran va arăta astfel:

Valoare primită compara cu:

1.10.3 Calculul conductelor suspendate în zona ecranelor

Căldura primită de suprafața mănunchiului tubular din cuptor:

Unde este suprafața de primire a căldurii:

Schimb de căldură în conducte:

Viteza gazului:

Unde

Coeficientul de transfer termic prin convecție de la gaze la suprafață:

Mijloace

Apoi

Căldura percepută de mediul încălzit datorită răcirii gazelor de spălare (bilanț):

Din această ecuație găsim entalpia la ieșirea de pe suprafața conductelor:

Unde - căldură primită de suprafață prin radiație de la focar;

Entalpia la intrarea în conducte la temperatură

Prin entalpie determinăm temperatura mediului de lucru la ieșirea țevilor suspendate

Temperatura medie a aburului în conductele aeriene:

Temperatura peretelui

Coeficientul de transfer de căldură de la radiația produselor de ardere cu un flux de gaz fără praf:

Factor de utilizare: unde

Apoi:

Absorbția de căldură a țevilor suspendate este găsită folosind ecuația de transfer de căldură:

Valoarea rezultată este comparată cu

Că. temperatura fluidului de lucru la ieșirea țevilor suspendate

1.10.4 Calculul supraîncălzitorului ecranului 1

Gaze de admisie:

la iesire:

Căldura primită prin radiație de la focar:

Emisivitate mediu gazos: Unde

Apoi:

Căldura primită prin radiație de la focar:

Căldura de la gazele de curățare:

Presiunea de temperatură a fluxului înainte:

Diferența medie de temperatură:

Coeficient de transfer termic:

unde coeficientul de transfer de căldură de la gaze la perete:

Viteza gazului:

Primim:

Coeficientul de transfer termic prin convecție de la suprafață la mediul încălzit:

Apoi:

Ecuația transferului de căldură pentru ecran:

Comparați cu:

Că. temperatura la ieșirea supraîncălzitorului ecranului 2:

1.11 Absorbția de căldură a unui supraîncălzitor convectiv

1.11.1 Calculul supraîncălzitorului convectiv 1

Parametrii mediului de lucru la intrare:

Parametrii mediului de lucru de ieșire:

Unde

Căldura percepută mediu de lucru:

Entalpia gazelor la ieșirea de pe suprafața de încălzire este exprimată din ecuația pentru căldura degajată de gaze:

Ecuația transferului de căldură pentru cutia de viteze 1:

Coeficient de transfer termic:

Coeficientul de transfer de căldură de la gaze la suprafață:

Viteza gazului:

Mijloace

Determinăm starea gazelor la ieșire:

luând în considerare radiația de volum

Apoi:

Atunci coeficientul de transfer de căldură de la gaze la perete va fi:

Viteza de mișcare a aburului prin supraîncălzitorul convectiv:

Coeficientul de transfer termic va fi egal cu:

Presiunea de temperatură a fluxului înainte:

Ecuația transferului de căldură pentru un supraîncălzitor convectiv:

Compara cu

Injecția 3 (PO 3).

1.11.2 Calculul supraîncălzitorului convectiv 2

Parametrii mediului de lucru la intrare:

Parametrii mediului de lucru de ieșire:

Căldura percepută de mediul de lucru:

Ecuația căldurii degajate de gaze:

de aici entalpia gazelor la ieșirea de pe suprafața de încălzire:

Ecuația transferului de căldură pentru punctul de control 2:.

Presiunea de temperatură a fluxului înainte:

Coeficientul de transfer de căldură: unde este coeficientul de transfer de căldură de la gaze către perete: unde

Viteza gazului:

Coeficientul de transfer de căldură de la radiația produselor de ardere cu un flux de gaz fără praf:

Emisivitatea mediului gazos:

Determinăm starea gazelor la ieșirea din camera de ardere folosind formula:

Apoi:

Mijloace:

Atunci coeficientul de transfer termic prin convecție de la gaze la perete va fi:

Coeficientul de transfer termic prin convecție de la suprafață la mediul încălzit:

Apoi:

Ecuația transferului de căldură va arăta astfel:

Compara cu

1.11.3 Calculul conductelor suspendate într-un arbore convectiv

Căldura degajată de gaze la suprafață:

Absorbția termică a țevilor suspendate:unde este suprafața de transfer termic calculată:

Coeficientul de transfer termic

de aici

Folosind această entalpie găsim temperatura mediului de lucru la ieșirea țevilor suspendate:

Temperatura mediului de lucru la intrare:

Diferența de temperatură: unde

Apoi

S-a dovedit ce înseamnă temperatura gazelor după țevile suspendate

1.12 Calculul transferului de căldură al unui economizor de apă

1.12.1 Calculul economizorului (a doua etapă)

Căldura degajată de gaze:

unde la

Entalpia aburului la intrare:

- presiunea de intrare ar trebui să fie

Entalpia mediului la ieșire se găsește din ecuația pentru căldura absorbită de suprafața de lucru:

Ecuația transferului de căldură:

Coeficient de transfer termic:

Coeficientul de transfer termic de la gaze la perete: unde

Viteza gazului:

Apoi coeficientul de transfer de căldură prin convecție de la gaze la suprafață:

Emisivitatea mediului gazos:

Suprafata incalzita:

Luând în considerare radiația de volum

Apoi:

rata de utilizare

Coeficientul de transfer de căldură de la radiația produselor de ardere:

Coeficientul de transfer termic de la gaze la perete:

Apoi

Presiunea temperaturii:

Schimb de căldură economizor (a doua etapă):

Compara cu

înseamnă temperatura la ieșirea celei de-a doua trepte a economizorului

1.12.2 Calculul economizorului (prima treaptă)

Parametrii mediului de lucru:

Parametrii produsului de ardere:

Parametri percepuți de mediul de lucru:

Din ecuația pentru căldura degajată de gaze, găsim entalpia la ieșire:

Folosind Tabelul 2 găsim

Ecuații de transfer de căldură:

Presiunea de temperatură a fluxului înainte:

Viteza gazului:

Coeficientul de transfer de căldură de la gaze la suprafață:

Coeficientul de transfer de căldură al radiației de la produsele de ardere cu un flux de gaz fără praf:

Unde este emisivitatea mediului gazos: unde este starea gazelor la ieșire:

Apoi

Coeficient de transfer termic:

Atunci ecuația transferului de căldură va arăta astfel:

Că. temperatura la ieșirea primei trepte a economizorului:

1.13 Calculul unui încălzitor de aer regenerativ

1.13.1 Calcul pachetului cald

Căldura absorbită de aer:

unde la

la

Raportul dintre cantitatea medie de aer din încălzitorul de aer și necesarul teoretic:

Din ecuația pentru căldura degajată de gaze, găsim entalpia la ieșirea din partea fierbinte a încălzitorului de aer:

Temperatura gazelor la ieșirea părții fierbinți conform tabelului 2:

Temperatura medie a aerului:

Temperatura medie a gazului:

Presiunea temperaturii:

Viteza medie a aerului:

Viteza medie a gazului:

Temperatura medie a peretelui părții fierbinți a încălzitorului de aer:

Coeficientul de transfer termic prin convecție de la suprafață la mediul încălzit:

Ecuația transferului de căldură:

Ecuația transferului de căldură:

1.13.2 Calcul pachet rece

Proporția de aer necesară teoretic în partea rece a încălzitorului de aer:

Percepția termică a părții reci în funcție de echilibru:

Entalpia gazelor la ieșirea încălzitorului de aer:

Temperatura medie a aerului:

Temperatura medie a gazului:

Presiunea temperaturii:

Temperatura peretelui părții reci a încălzitorului de aer:

Viteza medie a aerului:

Viteza medie a gazului:

Coeficientul de transfer termic prin convecție de la gaze la suprafață:

Ecuația transferului de căldură:

Ecuația transferului de căldură:

1.14 Calculul randamentului cazanului de abur

Eficienţă:

Pierderi de căldură cu gazele de ardere:

unde este entalpia aerului rece la temperatura de proiectare şi

Atunci randamentul va fi egal cu:

Inv. nr. subp.

Subp. și data

În schimb. inv. Nu.

Inv. Nu. duplicat

Subp. și data

Lit

foaie

Foi

FSBEI HPE "KGEU"

ITE, gr. KUP-1-09

DP 14050 2.065.002 PZ

Lit

Documentul nr.

Măs.

Subp.

Data

Bakhtin

Dezvoltat de

Fedosov

Prov.

T. contor.

Loktev

N. contor.

Galitsky

Aprobat

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

DP 14050 2.065.002 PZ

Schimba

foaie

Documentul nr.

Semnătura

Data

foaie

Specificul calculului cazanului este temperaturile intermediare necunoscute ale gazelor și fluidului de lucru - lichidul de răcire, inclusiv temperatura gazelor de ardere; prin urmare, calculul se realizează prin metoda aproximărilor succesive 11043. CALCULUL ȘI SELECTAREA ATERIZĂRILOR LEGĂRILOR TIPICE. CALCULUL LANTULUI DIMENSIONAL 2,41 MB Starea economiei interne moderne este determinată de nivelul de dezvoltare al industriilor care determină progresul științific și tehnologic al țării. Astfel de industrii includ în primul rând complexul de construcții de mașini, care produce vehicule moderne, construcții, ridicare și transport, mașini rutiere și alte echipamente. 18002. Calculul dimensiunilor principale ale transformatorului, calculul înfășurărilor, determinarea caracteristicilor de gol și scurtcircuit 1,01 MB Scopul acestui proiect de curs este de a studia metodele de bază de calcul și dezvoltare structurală mașină electrică sau transformator. Proiectul de curs presupune calcularea dimensiunilor principale ale transformatorului, calcularea înfășurărilor și determinarea caracteristicilor viteza de mers în gol si scurtcircuit, calculul sistemului magnetic, precum si calculul termic si calculul sistemului de racire. 15503. Calculul vaporizatorului 338,24 KB Tip evaporator - I -350 Număr de țevi Z = 1764 Parametri abur de încălzire: Рп = 049 MPa tп = 168 0С. Consum de abur Dp = 135 t h; Dimensiuni: L1= 229 m L2= 236 m D1= 205 m D2= 285 m Conducte de scurgere Număr nop = 22 Diametru dop = 66 mm Scădere de temperatură în treaptă t = 14 °C. Scopul și proiectarea evaporatoarelor Evaporatoarele sunt proiectate pentru a produce un distilat care completează pierderile de abur și condens în ciclul principal al turbinelor cu abur ale centralelor electrice, precum și pentru a genera abur pentru nevoile generale ale stației și... 1468. Calcul cutiei de viteze 653,15 KB Motorul electric se rotește energie electricaîn modul mecanic, arborele motorului face o mișcare de rotație, dar numărul de rotații ale arborelui motor este foarte mare pentru viteza de mișcare a corpului de lucru. Această cutie de viteze este folosită pentru a reduce viteza și a crește cuplul. 1693. Calculul hidraulic al OSS 103,92 KB Sistemul de stingere a incendiilor cu apă este proiectat pentru a stinge incendiul sau răcirea structurilor navelor cu jeturi compacte sau pulverizate de la monitoare portabile sau de incendiu. Pe toate navele trebuie instalat un sistem de stingere a incendiilor cu apă 14309. Calculul întreținerii vehiculului 338,83 KB Pentru a calcula domeniul de activitate pentru întreținerea materialului rulant, trebuie să cunoașteți: tipul și cantitatea materialului rulant; kilometrajul mediu zilnic al vehiculului în funcție de marcă, modul de funcționare al materialului rulant, care este determinat de numărul de zile în care materialul rulant funcționează pe linie 15511. Calcul de aterizare 697,74 KB 2 Calculul potrivirii prin interferență Ø16 P7 h6 Abateri limită și dimensiuni pentru gaura Ø16 P7: Conform GOST 25346-89, determinăm valoarea toleranței IT7 = 18 µm; Conform GOST 25346-89, determinăm valoarea abaterii principale: Superioară: ES = -187 = -11 Abaterea inferioară EI = ES IT = -11 -18 = -29 microni. Noi numărăm dimensiuni maxime arbore Ø16 h6: Conform GOST 25346-89, determinăm valoarea toleranței IT6 = 11 microni; Conform GOST 25346-89, determinăm valoarea abaterii principale es = 0 µm; Abatere inferioară: ei = es - IT = 0 - 11 = -11 µm.1 Limite... 14535. Calculul cotelor pentru blană. prelucrare 18,46 KB Calculul și selectarea modurilor de tăiere Modul de tăiere a metalelor include următoarele elemente de bază care îl determină: adâncimea de tăiere t mm avans S mm despre viteza de tăiere V m min sau viteza axului mașinii n rpm. Datele inițiale pentru selectarea modului de tăiere sunt: ​​Date despre piesa de prelucrat: tipul de material și caracteristicile acestuia: formă, dimensiuni și toleranțe de prelucrare, erori admisibile, rugozitate necesară etc. Informații despre piesa de prelucrat: tipul piesei de prelucrat, dimensiunea și natura piesei de prelucrat. repartizarea indemnizațiilor, condiția... 18689. Calculul aparatului de reacție 309,89 KB Date inițiale pentru calcule. Sarcini munca de curs: - sistematizarea, consolidarea si extinderea cunostintelor teoretice si practice la aceste discipline; - dobândirea deprinderilor practice și dezvoltarea independenței în rezolvarea problemelor de inginerie; - pregătirea studenților pentru a lucra la cursuri și proiecte de diplomă ulterioare DISPOZITIV APARATULUI ȘI SELECTAREA MATERIALELOR DE CONSTRUCȚIE Descrierea dispozitivului și principiul de funcționare al aparatului Un aparat de reacție este un vas închis conceput pentru...

Este ușor să trimiți munca ta bună la baza de cunoștințe. Utilizați formularul de mai jos

Studenții, studenții absolvenți, tinerii oameni de știință care folosesc baza de cunoștințe în studiile și munca lor vă vor fi foarte recunoscători.

Agenția Federală pentru Educație

Instituție de învățământ de stat

studii profesionale superioare

„Universitatea Tehnică de Stat Ural - UPI

Numit după primul președinte al Rusiei B.N. Eltsin" -

filiala din Sredneuralsk

SPECIALITATE: 140101

GRUP: TPP -441

PROIECT DE CURS

CALCULUL TERMIC AL UNITĂȚII CAZANULUI TGM - 96

LA DISCIPLINA „Instalații cazane centrale termice”

Profesor

Svalova Nina Pavlovna

Kashurin Anton Vadimovici

Sredneuralsk

1. Temă pentru proiectul de curs

2. Scurtă descriereși parametrii cazanului TGM-96

3. Coeficienții de aer în exces, volumele și entalpiile produselor de ardere

4. Calculul termic al unității cazanului:

4.1 Bilanțul termic și calculul combustibilului

4.2 Încălzitor cu aer regenerativ

O. partea rece

b. parte fierbinte

4.4 Ecrane de ieșire

4.4 Ecrane de intrare

Lista literaturii folosite

1. Sarcina proiectului de curs

Pentru calcul s-a folosit un cazan cu tambur TGM-96.

Date de intrare ale jobului

Parametrii cazanului TGM - 96

Putere de abur cazan - 485 t/h

· Presiunea aburului supraîncălzit la ieșirea din cazan este de 140 kgf/cm2

· Temperatura aburului supraîncălzit - 560 °C

· Presiunea de lucru în tamburul cazanului - 156 kgf/cm2

· Temperatura apei de alimentare la intrarea în cazan - 230°C

· Presiunea apei de alimentare la admisia cazanului - 200 kgf/cm2

· Temperatura aerului rece la intrarea în RVP - 30°C

2 . Descrierea circuitului termic

Apa de alimentare a cazanului este condens de turbină. Care este încălzit de o pompă de condens secvenţial prin ejectorul principal, ejectorul de etanşare, încălzitorul cutie de presa, PND-1, PND-2, PND-3 şi PND-4 la o temperatură de 140-150°C şi este furnizat dezaeratoarelor 6 ata . În dezaeratoare, gazele dizolvate în condensat sunt separate (dezaerare) și are loc o încălzire suplimentară la o temperatură de aproximativ 160-170°C. Apoi, condensul de la dezaeratoare este alimentat prin gravitație la aspirația pompelor de alimentare, după care presiunea crește la 180-200 kgf/cm² și apa de alimentare prin PVD-5, PVD-6 și PVD-7, încălzită la o temperatură de 225-235°C, este alimentată la unitatea de alimentare cu energie redusă a cazanului. În spatele regulatorului de putere al cazanului, presiunea scade la 165 kgf/cm² și este furnizată economizorului de apă.

Apa de alimentare curge prin 4 camere D 219x26 mm in conducte suspendate D 42x4,5 mm Art 20, amplasate cu pas de 83 mm, cate 2 randuri in fiecare jumatate a cosului. Camerele de evacuare ale conductelor suspendate sunt situate in interiorul cosului, suspendate pe 16 conducte D 108x11 mm, art 20. Din camere se alimenteaza apa prin 12 conducte D 108x11 mm la 4 condensatoare si apoi la panoul economizor montat pe perete. . În același timp, fluxurile sunt transferate dintr-o parte în alta. Panourile sunt realizate din tevi D28x3,5 mm, Art 20 si protejeaza peretii laterali si camera rotativa.

Apa trece în două fluxuri paralele prin panourile superioare și inferioare și este direcționată în camerele de admisie ale economizorului convectiv.

Economizorul convectiv este format din pachete superioare și inferioare, partea inferioară este realizată sub formă de serpentine din țevi cu diametrul de 28x3,5 mm art. 20 situat în model de tablă de șah cu pasul de 80x56 mm. Este alcătuit din 2 părți situate în conductele de evacuare din dreapta și din stânga. Fiecare parte este formată din 4 blocuri (2 superioare și 2 inferioare). Mișcarea apei și a gazelor de ardere într-un economizor convectiv este în contracurent. Când funcționează pe gaz, economizorul are un punct de fierbere de 15%. Separarea aburului generat în economizor (economizorul are un punct de fierbere de 15% când funcționează pe gaz) are loc într-o cutie specială de separare a aburului cu etanșare labirint de apă. Printr-o deschidere din cutie, o cantitate constantă de apă de alimentare, indiferent de sarcină, este furnizată împreună cu abur în volumul tamburului de sub panourile de spălare. Apa este evacuată din panourile de spălare folosind cutii de scurgere.

Amestecul de abur-apă de la site curge prin conductele de evacuare a aburului în cutiile de distribuție și apoi în cicloane de separare verticală, unde are loc separarea primară. Există 32 de cicloane duble și 7 simple instalate în compartimentul curat și 8 în compartimentul de sare - 4 pe fiecare parte. Pentru a preveni intrarea aburului de la cicloane în conductele de jos, sub toate cicloanele sunt instalate cutii. Apa separată în cicloni curge în jos în volumul de apă al tamburului, iar aburul, împreună cu o anumită cantitate de umiditate, se ridică, trecând pe lângă capacul reflectorizant al ciclonului și intră în dispozitivul de spălare, care constă din perforații orizontale. scuturi, la care este furnizată 50% din apa de alimentare. Aburul, care trece prin stratul dispozitivului de spălare, îi conferă principala cantitate de săruri de siliciu conținute în acesta. După dispozitivul de spălare, aburul trece printr-un separator cu jaluzele și este curățat suplimentar de picăturile de umiditate, iar apoi printr-un scut de tavan perforat, care egalizează câmpul de viteză în spațiul de abur al tamburului, intră în supraîncălzitor.

Toate elementele de separare sunt demontabile și sunt fixate cu pene, care sunt sudate pe piesele de separare.

Nivelul mediu al apei în tambur este la 50 mm sub mijlocul geamului mediu al apei și la 200 mm sub centrul geometric al tamburului. Nivelul superior admis este de +100 mm, nivelul admisibil inferior este de 175 mm conform sticlei apometrului.

Pentru a încălzi corpul tamburului în timpul aprinderii și răcirii când cazanul este oprit, în el este instalat un dispozitiv special conform designului UTE. Aburul este furnizat acestui dispozitiv de la un cazan aflat în funcțiune din apropiere.

Aburul saturat din tambur cu temperatura de 343°C intră în 6 panouri ale supraîncălzitorului radiant și este încălzit la o temperatură de 430°C, după care este încălzit la 460-470°C în 6 panouri ale supraîncălzitorului de tavan.

În primul desurîncălzitor, temperatura aburului este redusă la 360-380°C. Înainte de primele desurîncălzitoare, fluxul de abur este împărțit în două fluxuri, iar după ele, pentru a egaliza temperatura, fluxul de abur din stânga este transferat în partea dreaptă, iar fluxul de abur din dreapta este transferat spre stânga. După transfer, fiecare flux de abur intră în 5 sitări reci de intrare, urmate de 5 sitări reci de ieșire. În aceste ecrane, aburul se mișcă în contracurent. Apoi, aburul curge direct în 5 ecrane de intrare fierbinte, urmate de 5 ecrane fierbinți de ieșire. Ecranele reci sunt situate pe părțile laterale ale cazanului, ecranele fierbinți sunt amplasate în centru. Nivelul temperaturii aburului din ecrane este de 520-530oC.

Apoi, prin 12 țevi de transfer de abur D 159x18 mm, st 12Х1МФ, aburul intră în pachetul de admisie al supraîncălzitorului convectiv cu abur, unde este încălzit la 540-545 ° C. Dacă temperatura crește peste cea specificată, a doua injecție intră în funcțiune. Mai departe de-a lungul conductei de ocolire D 325x50 st. 12Х1МФ intră în pachetul de ieșire al cutiei de viteze, unde creșterea temperaturii este de 10-15°C. După aceasta, aburul intră în galeria de ieșire a cutiei de viteze, care spre partea din față a cazanului trece în linia principală de abur, iar în partea din spate sunt montate 2 supape principale de siguranță de lucru.

Pentru a elimina sărurile dizolvate în apa cazanului, se efectuează suflarea continuă din tamburul cazanului; Pentru a îndepărta nămolul din colectoarele inferioare cu sită, punctele inferioare sunt purjate periodic. Pentru a preveni formarea depunerilor de calciu în cazan, fosfatați apa cazanului.

Cantitatea de fosfat introdus este reglementată de mecanicul superior la instrucțiunile conducătorului de tură al atelierului chimic. Pentru a lega oxigenul liber și a forma o peliculă de pasivizare (protectoare) pe suprafețele interioare ale tuburilor cazanului, dozați hidrazină în apa de alimentare, menținând excesul său la 20-60 μg/kg. Dozarea hidrazinei în apa de alimentare este efectuată de personalul departamentului de turbine la instrucțiunile conducătorului de tură al atelierului chimic.

Pentru a recupera căldura din suflarea continuă a cazanelor Poch. 2 expansoare de purjare continuă sunt instalate în serie.

Extender 1 lingura. are un volum de 5000 l și este proiectat pentru o presiune de 8 atm cu o temperatură de 170 ° C, vaporii sunt direcționați către colectorul de abur de încălzire 6 atm, separatorul prin vasul de condensare în expanderul Poch.

Extensor P art. are un volum de 7500 litri și este proiectat pentru o presiune de 1,5 ata cu o temperatură ambiantă de 127 ° C, vaporii sunt direcționați către NDU și sunt conectați în paralel cu vaporii expansoarelor de scurgere și conductei de abur reduse ale aprindere ROU. Separatorul de expandare este direcționat printr-un sigiliu de apă de 8 m înălțime în canalizare. Alimentare de drenaj expansoare P st. interzisă intrarea în circuit! Pentru scurgerea de urgență din cazane P och. și purjarea punctelor inferioare ale acestor cazane, în KTC-1 sunt instalate 2 expansoare conectate în paralel cu un volum de 7500 litri fiecare și o presiune de proiectare de 1,5 ata. Vaporii din fiecare expandor de purjare periodică sunt direcționați în atmosferă prin conducte cu un diametru de 700 mm fără supape de închidere și evacuați pe acoperișul atelierului de cazane. Separarea aburului generat în economizor (economizorul are un punct de fierbere de 15% când funcționează pe gaz) are loc într-o cutie specială de separare a aburului cu etanșare labirint de apă. Printr-o deschidere din cutie, o cantitate constantă de apă de alimentare, indiferent de sarcină, este furnizată împreună cu abur în volumul tamburului de sub panourile de spălare. Apa este evacuată din panourile de spălare folosind cutii de scurgere

3 . Coeficienți, volume și entalpii de aer în excesproduse de ardere

Caracteristicile calculate ale combustibilului gazos (Tabelul II)

Coeficienții de exces de aer pentru conductele de gaz:

· Coeficient de aer în exces la ieșirea cuptorului:

t = 1,0 + ? t =1,0 + 0,05 = 1,05

· ?Coeficientul de exces de aer în spatele cutiei de viteze:

punct de control = t + ? Cutie de viteze = 1,05 + 0,03 = 1,08

· Coeficient de aer în exces pentru turbina eoliană:

VE = cutie de viteze + ? VE =1,08 + 0,02 =1,10

· Coeficient de aer în exces în spatele RVP:

RVP = VE + ? RVP = 1,10 + 0,2 = 1,30

Caracteristicile produselor de ardere

Valoarea calculată	Dimensiune	V°=9,5 2	V° H2O= 2 , 10	V° N2 = 7 , 6 0	V RO2=1, 04	V°g=10, 73
		GAZE
		Focar				Uf. gazele
Coeficient de aer în exces, ? ?
Raport de aer în exces, medie? mier
V H2O = V° H2O +0,0161* (a-1)* V°
V Г =V RO2 +V° N2 +V H2O + (?-1)*V°
r RO2 =V RO2 /V G
r H2O =V H2O /V G
rn=r RO2 +r H2O

Cantitatea de aer teoretică

V° = 0,0476 (0,5CO + 0,575H2O +1,5H2S + U(m + n/4)C m H n - O P)

Volumul teoretic de azot

Volumul teoretic al vaporilor de apă

Volumul gazelor triatomice

Entalpiile produselor de ardere (J - tabel).

J°g, kcal/nmі

J°в, kcal/nmі

J=J°g+(a-1)*J°w,kcal/nmі

Focar

Gaze de ardere

1, 09

1,2 0

1,3 0

4. Căldurăcalcul nou al unității cazanului

4.1 Bilanțul termic și calculul combustibilului

Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune-ness	Formula sau raționament	Calcul
Echilibru termic
Caldura combustibil disponibila
Temperatura gazelor de ardere
Entalpie			Conform tabelului J
Temperatura aerului rece
Entalpie			Conform tabelului J
Pierderi de căldură:
De la subardere mecanică
din subardere chimică			Conform tabelului 4
cu gaze de ardere			(Jух-?ух*J°хв)/Q р р	(533-1,30*90,3)*100/8550=4,9
în mediu
Cantitatea de pierderi de căldură
Randamentul unității cazanului (brut)
Consum de abur supraîncălzit
Presiunea aburului supraîncălzit în spatele unității cazanului
Temperatura aburului supraîncălzit din spatele unității cazanului
Entalpie			Conform tabelului XXVI(N.m.p.221)
Presiunea apei de alimentare
Temperatura apei de alimentare
Entalpie			Conform tabelului XXVII (N.m. p.222)
Purjați debitul de apă				0,01*500*10 3 =5,0*10 3
Temperatura apei de purjare			t n la P b =156 kgf/cm2
Entalpia apei de purjare	ipr.v= i? instrumentaţie		Conform tabelului XX1II (N.M. p.205)
Valoarea calculată	Denumiri	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul

4.2 Regeîncălzitor de aer inactiv

Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Diametrul rotorului			Conform datelor de proiectare
Numărul de încălzitoare de aer per carcasă			Conform datelor de proiectare
Numărul de sectoare			Conform datelor de proiectare	24 (13 gaz, 9 aer și 2 de separare)
Proporțiile suprafeței spălate de gaze și aer
Partea rece
Diametru echivalent			p.42 (Normal)
Grosimea foii			Conform datelor de proiectare (tabla ondulata neteda)
			0,785*Din 2 *хг*Кр*	0,785*5,4 2 *0,542*0,8*0,81*3=26,98
			0,785*Din 2 *hv*Kr*	0,785*5,4 2 *0,375*0,8*0,81*3=18,7
Înălțimea ambalajului			Conform datelor de proiectare
Suprafata de incalzire			Conform datelor de proiectare
Temperatura de intrare a aerului
Entalpia aerului la admisie			De J-? masă
Raportul dintre fluxul de aer la ieșirea părții reci și cel teoretic
Aspirarea aerului
Temperatura aerului la ieșire (intermediară)			Acceptat preliminar
Entalpia aerului la ieșire			De J-? masă
			(V"hh+??hh) (J°pr-J°xv)	(1,15+0,1)*(201,67 -90,3)=139
Temperatura gazului de ieșire
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Entalpia gazelor la ieșire			Conform tabelului J
Entalpia gazelor la intrare			Juх+Qb/c -??хч*J°хв	533+139 / 0,998-0,1*90,3=663
Temperatura gazului de intrare			De J-? masă
Temperatura medie a gazului
Temperatura medie a aerului
Diferența medie de temperatură
Temperatura medie a peretelui			(хг*?ср+хв*tср)/ (хг+хв)	(0,542*140+0,375*49)/(0,542+0,375)= 109
Viteza medie a gazului			(Вр*Vг*(?ср+273))/	(37047*12,6747*(140+273))/(29*3600*273)=6,9
Viteza medie a aerului			(Вр*Vє*(в"хч+хч/2)*(tср+273))/	(37047*9,52*(1,15+0,1)*(49+273))/ (3600*273*20,07)=7,3
		kcal/ (m 2 *h* *grade)	Nomograma 18 Sn*Sf*Sy*?n	0,9*1,24*1,0*28,3=31,6
		kcal/ (m 2 *h* *grade)	Nomograma 18 Sn*S"f*Sy*?n	0,9*1,16*1,0*29,5=30,8
Rata de utilizare
Coeficientul de transfer termic		kcal/ (m 2 *h* *grade)		0,85/(1/(0,542*31,6)+1/(0,375*30,8))=5,86
Absorbția de căldură a părții reci (conform ecuației de transfer de căldură)				5,86*9750*91/37047=140
Raportul de percepție termică				(140/ 139)*100=100,7

Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Parte fierbinte
Diametru echivalent			p.42 (Normal)
Grosimea foii			Conform datelor de proiectare
Secțiune transversală sub tensiune pentru gaze și aer			0,785*Din 2 *хг*Кр*Кл*n	0,785*5,4 2 *0,542*0,897*0,89*3=29,7
			0,785*Din 2 *hv*Kr*Kl*n	0,785*5,4 2 *0,375*0,897*0,89*3=20,6
Înălțimea ambalajului			Conform datelor de proiectare
Suprafata de incalzire			Conform datelor de proiectare
Temperatura de intrare a aerului (intermediar)			Pre-acceptat (în partea rece)
Entalpia aerului la admisie			De J-? masă
Aspirarea aerului
Raportul debitelor de aer la ieșirea părții fierbinți față de cel teoretic
Temperatura aerului de evacuare			Acceptat preliminar
Entalpia aerului la ieșire			De J-? masă
Percepția termică a scenei (echilibrat)			(v"gch+??gch/2)* *(J°gv-J°pr)	(1,15+0,1)*(806- 201,67)=755
Temperatura gazului de ieșire			Din partea rece
Entalpia gazelor la ieșire			Conform tabelului J
Entalpia gazelor la intrare			J?hch+Qb/ts-??gch*	663+755/0,998-0,1*201,67=1400
Temperatura gazului de intrare			De J-? masă
Temperatura medie a gazului			(?ch+??xch)/2	(330 + 159)/2=245
Temperatura medie a aerului
Diferența medie de temperatură
Temperatura medie a peretelui			(хг*?ср+хв*tср)	(0,542*245+0,375*164)/(0,542+0,375)=212
Viteza medie a gazului			(Вр*Vг*(?ср+273))	(37047*12,7*(245 +273)/29,7*3600*273 =8,3
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Viteza medie a aerului			(Vr*Vє*(v"vp+?? rch *(tav+273))/(3600**273* Fв)	(37047*9,52(1,15+0,1)(164+273)/ /3600*20,6*273=9,5
Coeficientul de transfer de căldură de la gaze către perete		kcal/ (m 2 *h* *grade)	Nomograma 18 Sn*Sf*Sy*?n	1,6*1,0*1,07*32,5=54,5
Coeficient de transfer termic de la perete la aer		kcal/ (m 2 *h* *grade)	Nomograma 18 Sn*S"f*Sy*?n	1,6*0,97*1,0*36,5=56,6
Rata de utilizare
Coeficientul de transfer termic		kcal/ (m 2 *h* *grade)	o / (1/ (хг*?гк) + 1/(хв*?вк))	0,85/ (1/(0,542*59,5)+1/0,375*58,2))=9,6
Absorbția termică a părții fierbinți (conform ecuației de transfer de căldură)				9,6*36450*81/37047=765
Raportul de percepție termică				765/755*100=101,3
Valorile lui Qt și Qb diferă cu mai puțin de 2%.

vp=330°С tgv=260°С

Јвп=1400 kcal/nm 3 Јгв=806 kcal/nm 3

khch=159°С tpr=67°С

Јхч=663 kcal/nm 3

Јpr=201,67 kcal/nm 3

хх=120°С tхв=30°С

Јхв=90,3 kcal/nm 3

Јух=533 kcal/nm 3

4.3 Focar

Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Diametrul și grosimea conductelor de ecran			Conform datelor de proiectare
			Conform datelor de proiectare
Suprafața totală a pereților camerei de ardere			Conform datelor de proiectare
Volumul camerei de ardere			Conform datelor de proiectare
				3,6*1635/1022=5,76
Coeficient de aer în exces în cuptor
Aerul aspiră în cuptorul cazanului
Temperatura aerului cald			Bazat pe încălzitorul de aer
Entalpia aerului cald			De J-? masă
Căldura introdusă de aer în focar			(?t-??t)* J°gv + +??t*J°hv	(1,05-0,05)*806+0,05*90,3= 811,0
Degajare utilă de căldură în focar			Q р р*(100-q 3) / 100+Qв	(8550*(100-0,5)/100)+811 =9318
Temperatura teoretică de ardere			De J-? masă
Poziția relativă a temperaturilor maxime de-a lungul înălțimii cuptorului			xt =xg =hg/Ht
Coeficient			p.16 0,54 - 0,2*xt	0,54 - 0,2*0,143=0,511
			Acceptat preliminar
			De J-? masă
Capacitatea termică totală medie a produselor de ardere		kcal/(nm*grade)	(Qt- J?t)*(1+Chr)	(9318 -5 018 )*(1+0,1) (2084-1200) =5,35
Lucru		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*5,35=1,5
Coeficientul de atenuare a razelor prin gaze triatomice		1/ (m**kgf/ /cm2)	Nomograma 3
Grosimea optică				0,38*0,2798*1,0*5,35=0,57
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Nivelul de întuneric al torței			Nomograma 2
Coeficientul de eficiență termică a ecranelor cu tuburi netede			shekr=x*f shek = w la x = 1 conform tabelului. 6-2
Nivelul de întuneric al camerei de ardere			Nomograma 6
Temperatura gazului la ieșirea cuptorului			Ta/[M*((4,9*10 -8 * *shekr*Fst*at*Tai)/(ts* Вр*Vср)) 0,6 +1]-273	(2084+273)/-273=1238
Entalpia gazelor la ieșirea din cuptor			De J-? masă
Cantitatea de căldură absorbită în focar				0,998*(9318-5197)=4113
Sarcina termică medie a suprafeței de încălzire receptoare de radiații			Вр*Q t l/Nl	37047*4113/ 903=168742
Stresul termic al volumului de ardere			Вр*Q р n/Vт	37047*8550/1635=193732

4.4 FierbintewIrma

Valoarea calculată	Convoi- altfel- ție	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Diametrul și grosimea țevii			Conform desenului
			Conform desenului
Numărul de ecrane			Conform desenului
Pas mediu între ecrane			Conform desenului
Pasul longitudinal			Conform desenului
Pas lateral relativ
Pas longitudinal relativ
Suprafata de incalzire a ecranului			Conform datelor de proiectare
Suprafață suplimentară de încălzire în zona ecranului fierbinte			Conform desenului	6,65*14,7/2= 48,9
Suprafața ferestrei de la intrare			Conform desenului	(2,5+5,38)*14,7=113,5
			Nin*(НшI/(НшI+HdopI))	113,5*624/(624+48,9)=105,3
			N în - N lshI
Secțiune transversală sub tensiune pentru gaze			Conform datelor de proiectare
Secțiune live pentru steam			Conform datelor de proiectare
Grosimea efectivă a stratului radiant			1,8 / (1/ A+1/ B+1/ C)
Temperatura gazului de intrare			Pe baza focarului
Entalpie			De J-? masă
Coeficient
Coeficient
	kcal/(m 2 h)	în * z în * q l	0,6*1,35*168742=136681
Căldura radiantă absorbită de planul secțiunii de intrare a ecranelor fierbinți			(q lsh *N in) / (Vr/2)	(136681*113,5)/ 37047*0,5=838
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Temperatura gazelor la iesirea din ecranele I si?? trepte			Acceptat preliminar
			De J-? masă
Temperatura medie a gazelor în ecranele fierbinți				(1238+1100)/2=1069
Lucru		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*0,892=0,25
			Nomograma 3
Grosimea optică				1,11*0,2798*1,0*0,892=0,28
			Nomograma 2
			v ((th/S1)І+1)th/S1
			(Q l in?(1-a)??ts w)/in+ +(4.9*10 -8 a*Zl.out* T av 4 *op) / Vr*0.5	(838 *(1-0,245)*0,065)/0,6+(4,9*10 -8 * *0,245*(89,8*)*(1069+273) 4 *0,7)/ 37047*0,5)= 201
Căldura primită prin radiație de la focar de ecranele de etapă I	Q lshI + extra		Q l in - Q l out
			Q t l - Q l in
			(Qscreen?Vr) / D	(3912*37047)/490000=296
Cantitatea de căldură radiantă absorbită din focar de ecrane			QлшI + extra* Nlsh I/(Nlsh I+Nl suplimentar I)	637*89,8/(89,8+23,7)= 504
			Q lsh I + add * N l add I / (N lsh I + N l adaugă I)	637*23,7/(89,8+23,7)= 133
				0,998*(5197-3650)= 1544
Inclusiv:
ecranul în sine			Acceptat preliminar
suprafete suplimentare			Acceptat preliminar
			Acceptat preliminar
Entalpie acolo
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
			(Qbsh+ Qlsh)*Vr	(1092 + 27 2 ,0 )* 3 7047 *0,5
Entalpia aburului la ieșire				747,8 +68,1=815,9
Temperatura este aceeași			Conform tabelului XXV
Temperatura medie a aburului				(440+536)/2= 488
Diferența de temperatură
Viteza medie a gazului
				52*0,985*0,6*1,0=30,7
Factorul de poluare		m 2 h deg/ /kcal
				488+(0,0*(1063+275)*33460/624)=
				220*0,245*0,985=53,1
Rata de utilizare
Coeficientul de transfer de căldură de la gaze către perete				((30,7*3,14*0,042/2*0,0475*0,98)+53,1) *0,85= 76,6
Coeficientul de transfer termic				76,6/ (1+ (1+504/1480)*0,0*76,6)=76,6
			k? НшI ??t / Вр*0,5	76,6*624*581/37047*0,5=1499
Raportul de percepție termică			(Q tsh / Q bsh)??100	(1499/1480)*100=101,3
			Acceptat preliminar
			k? NdopI ? (?av?-t)/Br	76,6*48,9*(1069-410)/37047=66,7
Raportul de percepție termică	Q t adaugă / Q b adaugă		(Q t extra / Q b extra)??100	(66,7/64)*100=104,2

ValoriQtsh șiQ

OQt suplimentar șiQ

4.4 RecewIrma

Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Diametrul și grosimea țevii			Conform desenului
Numărul de conducte conectate în paralel			Conform desenului
Numărul de ecrane			Conform desenului
Pas mediu între ecrane			Conform desenului
Pasul longitudinal			Conform desenului
Pas lateral relativ
Pas longitudinal relativ
Suprafata de incalzire a ecranului			Conform datelor de proiectare
Suprafață suplimentară de încălzire în zona ecranului			Conform desenului	(14,7/2*6,65)+(2*6,65*4,64)=110,6
Suprafața ferestrei de la intrare			Conform desenului	(2,5+3,5)*14,7=87,9
Suprafața de recepție a razelor a ecranelor			Nin*(НшI/(НшI+HdopI))	87,9*624/(624+110,6)=74,7
Suprafață suplimentară de primire a fasciculului			N în - N lshI
Secțiune transversală sub tensiune pentru gaze			Conform datelor de proiectare
Secțiune live pentru steam			Conform datelor de proiectare
Grosimea efectivă a stratului radiant			1,8 / (1/ A+1/ B+1/ C)	1,8/(1/5,28+1/0,7+1/2,495)=0,892
Temperatura gazelor care ies la rece			Bazat pe fierbinte
Entalpie			De J-? masă
Coeficient
Coeficient
	kcal/(m 2 h)	în * z în * q l	0,6*1,35*168742=136681
Căldura radiantă absorbită de planul secțiunii de intrare a ecranelor			(q lsh *N in) / (Vr * 0,5)	(136681*87,9)/ 37047*0,5=648,6
Factor de corecție pentru luarea în considerare a radiației pe fascicul din spatele ecranelor
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Temperatura gazelor la intrarea în sitări reci			Bazat pe fierbinte
Entalpia gazelor la ieșirea din ecrane la temperatura admisă			Conform J-table
Temperatura medie a gazelor din ecrane?st.				(1238+900)/2=1069
Lucru		m*kgf/cm²		1,0*0,2798*0,892=0,25
Coeficient de atenuare a razei: gaze triatomice			Nomograma 3
Grosimea optică				1,11*0,2798*1,0*0,892=0,28
Gradul de întuneric al gazelor din ecrane			Nomograma 2
Coeficient unghiular de la intrare la secțiunea de ieșire a ecranelor			v ((1/S 1)І+1)-1/S 1	v((5,4/0,7)І+1) -5,4/0,7=0,065
Radiația de căldură de la focar la ecranele de intrare			(Ql în? (1-a)??tssh)/v+(4,9*10-8 *a*Zl.out*(Tsr) 4 *op) / Vr	(648,6 *(1-0,245)*0,065)/0,6+(4,9*10 -8 * *0,245*(80,3*)*(1069+273)4 *0,7)/ 37047*0,5)= 171,2
Căldura primită prin radiație de la focar de ecranele reci			Ql in - Ql out	648,6 -171,2= 477,4
Percepția căldurii a ecranelor de ardere			Qtl - Ql in	4113 -171,2=3942
Creșterea entalpiei mediului în ecrane			(Qscreen?Vr) / D	(3942*37047)/490000=298
Cantitatea de căldură radiantă absorbită din focar de ecranele de intrare			QлшI + extra* Nlsh I/(Nlsh I+Nl suplimentar I)	477,4*74,7/(74,7+13,2)= 406,0
La fel și cu suprafețele suplimentare			Qlsh I + add * Nl add I / (NlshI + Nl adaugă I)	477,4*13,2/(74,7+13,2)= 71,7
Absorbția termică a ecranelor din stadiul I și a suprafețelor suplimentare în funcție de echilibru			c* (Ј "-Ј "")	0,998*(5197-3650)=1544
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Inclusiv:
ecranul în sine			Acceptat preliminar
suprafete suplimentare			Acceptat preliminar
Temperatura aburului la ieșirea site-urilor de intrare			Bazat pe weekend
Entalpie acolo			Conform tabelului XXVI
Creșterea entalpiei aburului în sită			(Qbsh+ Qlsh)*Vr	((1440+406,0)* 37047) / ((490*10 3)=69,8
Entalpia aburului la intrarea în ecranele de intrare				747,8 - 69,8 = 678,0
Temperatura aburului la intrarea în sită			Conform tabelului XXVI (P=150kgf/cm2)
Temperatura medie a aburului
Diferența de temperatură				1069 - 405=664,0
Viteza medie a gazului			În r? V g? (?av+273) / 3600 * 273* Fg	37047*11,2237*(1069+273)/(3600*273*74,8 =7,6
Coeficientul de transfer termic prin convecție				52,0*0,985*0,6*1,0=30,7
Factorul de poluare		m 2 h deg/ /kcal
Temperatura suprafeței exterioare a contaminanților			t av + (e? (Q bsh + Q lsh)*Вр / НшI)	405+(0,0*(600+89,8)*33460/624)=
Coeficientul de transfer termic prin radiație				210*0,245*0,96=49,4
Rata de utilizare
Coeficientul de transfer de căldură de la gaze către perete			(? k? p*d / (2*S 2 ? x)+ ? l)?? ?	((30,7*3,14*0,042/2*0,0475*0,98)+49,4) *0,85= 63,4
Coeficientul de transfer termic			1 / (1+ (1+ Q lsh / Q bsh)?? ??? ? 1)	63,4/(1+ (1+89,8/1440)*0,0*65,5)=63,4
Percepția termică a ecranelor conform ecuației de transfer de căldură			k? НшI ??t / Вр	63,4*624*664/37047*0,5=1418
Raportul de percepție termică			(Q tsh / Q bsh)??100	(1418/1420)*100=99,9
Temperatura medie a aburului pe suprafețe suplimentare			Acceptat preliminar
Valoarea calculată	Desemnare	Dimensiune	Formula sau raționament	Calcul
Percepția termică a suprafețelor suplimentare conform ecuației de transfer de căldură			k? NdopI ? (?av?-t)/Br	63,4*110,6*(1069-360)/37047=134,2
Raportul de percepție termică	Q t adaugă / Q b adaugă		(Q t extra / Q b extra)??100	(134,2/124)*100=108,2

ValoriQtsh șiQbsh diferă cu cel mult 2%,

OQt suplimentar șiQb suplimentar - mai puțin de 10%, ceea ce este acceptabil.

Lista literaturii folosite

Calculul termic al unităților de cazane. Metoda normativă. M.: Energie, 1973, 295 p.

Rivkin S.L., Aleksandrov A.A. Tabelele proprietăților termodinamice ale apei și vaporilor de apă. M.: Energie, 1975.

Fadyushina M.P. Calcul termic al unităților de cazane: Orientări pentru realizarea unui proiect de curs la disciplina „Unități de cazane și generatoare de abur” pentru studenții cu normă întreagă ai specialității 0305 - Centrale termice. Sverdlovsk: UPI im. Kirova, 1988, 38 p.

Fadyushina M.P. Calculul termic al unităților de cazane. Instrucțiuni pentru realizarea unui proiect de curs la disciplina „Cazane și generatoare de abur”. Sverdlovsk, 1988, 46 p.

Documente similare

Caracteristicile cazanului TP-23, designul său, echilibrul termic. Calculul entalpiilor produselor de ardere a aerului și combustibilului. Bilanțul termic al centralei și randamentul acesteia. Calculul transferului de căldură în focar, calibrarea calculul termic al festonului.

lucrare curs, adaugat 15.04.2011


Caracteristicile de proiectare ale unității cazanului, diagrama camerei de ardere, a gazelor arse și a camerei rotative. Compoziția elementară și căldura de ardere a combustibilului. Determinarea volumului și a presiunilor parțiale ale produselor de ardere. Calculul termic al cazanului.

lucrare de curs, adăugată 08.05.2012


Schema termică a unității cazanului E-50-14-194 G. Calculul entalpiilor gazelor și aerului. Calcul de verificare a camerei de ardere, bancului de cazane, supraîncălzitorului. Distribuția percepției căldurii de-a lungul traseului abur-apă. Echilibrul termic al încălzitorului de aer.

lucrare curs, adăugată 03.11.2015


Caracteristicile combustibilului de proiectare. Calculul volumului de aer și produse de ardere, randament, cameră de ardere, feston, supraîncălzitor cu abur etapelor I și II, economizor, încălzitor de aer. Bilanțul termic al unității cazanului. Calculul entalpiilor pentru conductele de gaz.

lucrare curs, adăugată 27.01.2016


Recalcularea cantității de căldură la puterea de abur a unui cazan cu abur. Calculul volumului de aer necesar pentru arderea produselor complete de ardere. Compoziția produselor de ardere. Bilanțul termic al centralei, randament.

test, adaugat 12.08.2014


Descrierea unității cazanului GM-50–1, a circuitului de gaz și abur-apă. Calculul volumelor și entalpiilor de aer și a produselor de ardere pentru un anumit combustibil. Determinarea parametrilor de echilibru, focar, feston al unității cazanului, principii de distribuție a căldurii.

lucrare de curs, adăugată 30.03.2015


Descrierea designului și a caracteristicilor tehnice ale unității de cazan DE-10-14GM. Calculul debitului de aer teoretic și al volumelor de produse de ardere. Determinarea coeficientului de exces de aer și de aspirație în conductele de gaz. Verificarea echilibrului termic al cazanului.

lucrare curs, adaugat 23.01.2014


Caracteristicile cazanului DE-10-14GM. Calculul volumelor de produse de ardere, fracțiilor volumice ale gazelor triatomice. Coeficient de aer în exces. Bilanțul termic al unității cazanului și determinarea consumului de combustibil. Calculul schimbului de căldură în cuptor, economizor de apă.

lucrare curs, adaugat 20.12.2015


Calculul volumelor și entalpiei aerului și a produselor de ardere. Bilanțul termic calculat și consumul de combustibil al unității cazanului. Verificați calculul camerei de ardere. Suprafețe de încălzire convectivă. Calculul economizorului de apă. Consumul de produse de ardere.

lucrare de curs, adăugată 04.11.2012


Tipuri de combustibil, compoziția și căldura acestuia specificatii tehnice. Calculul volumului de aer în timpul arderii combustibililor solizi, lichizi și gazoși. Determinarea coeficientului de exces de aer pe baza compoziției gazelor de ardere. Bilanțul material și termic al unității cazanului.

Alcătuit de: M.V. KALMYKOV UDC 621.1 Proiectarea și funcționarea cazanului TGM-84: Metoda. decret/ Samar. stat tehnologie. Universitate; Comp. M.V. Kalmykov. Samara, 2006. 12 p. Sunt luate în considerare principalele caracteristici tehnice, aspectul și descrierea designului cazanului TGM-84 și principiul funcționării acestuia. Sunt prezentate desene ale structurii centralei cu echipamente auxiliare, vedere generală a cazanului și a componentelor acestuia. Sunt prezentate o diagramă a traseului abur-apă a cazanului și o descriere a funcționării acestuia. Orientările sunt destinate studenților specialității 140101 „Centrale termice”. Il. 4. Bibliografie: 3 titluri. Publicat prin hotărâre a consiliului editorial și editorial al SamSTU 0 CARACTERISTICI PRINCIPALE ALE UNITĂȚII CAZANĂ Centralele TGM-84 sunt destinate producerii de abur. presiune mare la arderea combustibilului gazos sau păcură și sunt proiectate pentru următorii parametri: Putere nominală de abur …………………………….. Presiunea de funcționare în tambur …………………………………… ………………… Presiunea aburului de funcționare în spatele supapei principale de abur……………. Temperatura aburului supraîncălzit………………………………………. Temperatura apei de alimentare ……………………………………… Temperatura aerului cald a) la arderea păcurului ………………………………………………………. b) la arderea gazelor………………………………………. 420 t/h 155 ata 140 ata 550 °C 230 °C 268 °C 238 °C Unitate de cazan TGM-84 tub vertical de apă, un singur tambur, configurat, cu circulatie naturala. Este alcătuit dintr-o cameră de ardere, care este un canal de evacuare ascendent și un arbore convectiv descendent (Fig. 1). Camera de ardere este împărțită de un ecran cu două lumini. Partea de jos fiecare ecran lateral trece într-un ecran inferior ușor înclinat, ale cărui colectoare inferioare sunt atașate la colectorii ecranului cu două lumini și se mișcă împreună în timpul deformărilor termice în timpul aprinderii și opririi cazanului. Prezența unui ecran cu două lumini asigură o răcire mai intensă a gazelor de ardere. În consecință, stresul termic al volumului de ardere al acestui cazan a fost ales să fie semnificativ mai mare decât în ​​unitățile cu cărbune pulverizat, dar mai mic decât în ​​alte dimensiuni standard ale cazanelor cu motorină. Acest lucru a simplificat condițiile de funcționare ale conductelor de ecran cu două lumini care primesc cel mai mare număr căldură. În partea superioară a cuptorului și în camera rotativă este amplasat un supraîncălzitor cu ecran de semiradiere. Un supraîncălzitor orizontal cu abur convectiv și un economizor de apă sunt amplasate în arborele convectiv. În spatele economizorului de apă există o cameră cu buncăre de primire pentru curățarea împușcăturii. După arborele convectiv sunt instalate două încălzitoare de aer regenerative conectate în paralel de tipul rotativ RVP-54. Centrala este echipata cu doua suflante tip VDN-26-11 si doua aspiratoare de fum tip D-21. Cazanul a fost reconstruit în mod repetat, în urma căruia a apărut modelul TGM-84A și apoi TGM-84B. În special, au fost introduse sitări unificate și s-a realizat o distribuție mai uniformă a aburului între țevi. Pasul transversal al conductelor din pachetele orizontale ale părții convective a supraîncălzitorului cu abur a fost crescut, reducând astfel probabilitatea contaminării acesteia cu funingine de păcură. 2 0 R și s. 1. Secțiuni longitudinale și transversale ale cazanului pe motorină TGM-84: 1 – camera de ardere; 2 – arzatoare; 3 – tambur; 4 – ecrane; 5 – supraîncălzitor convectiv; 6 – unitate de condensare; 7 – economizor; 11 – împușcător; 12 – ciclon de separare la distanță Cazanele primei modificări TGM-84 au fost echipate cu 18 arzătoare gazo-pacură amplasate pe trei rânduri pe peretele frontal al camerei de ardere. În prezent, sunt instalate fie patru, fie șase arzătoare cu productivitate mai mare, ceea ce simplifică întreținerea și repararea cazanelor. DISPOZITIVE ARZĂTOR Camera de ardere este echipată cu 6 arzătoare gaz-pacură instalate pe două niveluri (sub formă de 2 triunghiuri la rând, cu vârfurile în sus, pe peretele frontal). Arzătoarele nivelului inferior sunt instalate la 7200 mm, nivelul superior la 10200 mm. Arzatoarele sunt proiectate pentru arderea separata a gazului si pacura, vortex, cu un singur flux cu distributie centrala a gazului. Arzătoarele cele mai exterioare ale nivelului inferior sunt întoarse spre axa semifocului cu 12 grade. Pentru a îmbunătăți amestecarea combustibilului cu aerul, arzătoarele au palete de ghidare, prin care aerul se învârte. De-a lungul axei arzatoarelor, cazanele sunt echipate cu duze de pacura cu pulverizare mecanica lungimea cilindrului duzei de pacura este de 2700 mm. Designul focarului și dispunerea arzătoarelor trebuie să asigure un proces stabil de ardere, controlul acestuia și, de asemenea, să elimine posibilitatea formării unor zone slab ventilate. Arzatoarele pe gaz trebuie sa functioneze stabil, fara separarea sau alunecarea pistoletului, in intervalul de reglare a sarcinii termice a cazanului. Folosit la cazane arzatoare pe gaz trebuie să fie certificat și să aibă pașapoarte de producător. CAMERA DE COMBUSTIE Camera prismatică este împărțită de un ecran cu două lumini în două semicamere de ardere. Volumul camerei de ardere este de 1557 m3, tensiunea termică a volumului de ardere este de 177.000 kcal/m3-oră. Pereții laterali și posteriori ai camerei sunt protejați de țevi de evaporare cu diametrul de 60x6 mm cu pasul de 64 mm. Ecranele laterale din partea inferioară au pante până la mijlocul focarului cu o pantă de 15 grade față de orizontală și formează o podea. Pentru a evita stratificarea amestecului de abur-apă în conducte ușor înclinate față de orizontală, secțiunile ecranelor laterale care formează partea inferioară sunt acoperite cu cărămizi de argilă refractă și masă de cromit. Sistemul de ecran este suspendat de structuri metalice folosind tije plafon și are capacitatea de a cădea liber în timpul expansiunii termice. Țevile ecranelor de evaporare sunt sudate împreună cu o tijă D-10 mm cu un interval de înălțime de 4-5 mm. Pentru a îmbunătăți aerodinamica părții superioare a camerei de ardere și pentru a proteja camerele ecranului din spate de radiații, țevile de ecran din spate din partea superioară formează o proeminență în focar cu o proeminență de 1,4 m conductele lunetei din spate. 3 Pentru a reduce efectul încălzirii neuniforme asupra circulației, toate ecranele sunt secționate. Ecranele cu două lumini și două laterale au fiecare câte trei circuite de circulație, iar luneta din spate are șase. Cazanele TGM-84 funcționează conform unei scheme de evaporare în două trepte. Prima etapă de evaporare (compartiment de curățare) include un tambur, panouri de ecran din spate și cu două lumini și panouri de ecran laterale prima și a doua din față. A doua etapă de evaporare (compartimentul de sare) include 4 cicloane la distanță (două pe fiecare parte) și un al treilea panou de ecrane laterale din față. Apa din tambur este furnizată în cele șase camere inferioare ale lunetei din spate prin 18 conducte de drenaj, câte trei la fiecare colector. Fiecare dintre cele 6 panouri include 35 de conducte de ecran. Capetele superioare ale țevilor sunt conectate la camere, din care amestecul de abur-apă curge prin 18 țevi în tambur. Ecranul cu două lumini are ferestre formate prin trasarea conductelor pentru a egaliza presiunea în semicuptoare. Apa din tambur curge în cele trei camere inferioare ale ecranului cu două lumini prin 12 conducte de drenaj (4 conducte pentru fiecare colector). Panourile exterioare au 32 de conducte de ecran, cel de mijloc - 29 de conducte. Capetele superioare ale țevilor sunt conectate la trei camere superioare, din care amestecul de abur-apă este direcționat prin 18 țevi în tambur. Apa curge către cele patru colectoare frontale inferioare cu ecran din tambur prin 8 conducte de drenaj. Fiecare dintre aceste panouri conține 31 de conducte de ecran. Capetele superioare ale conductelor de ecran sunt conectate la 4 camere, din care amestecul de abur-apă intră în tambur prin 12 conducte. Camerele inferioare ale compartimentelor de sare sunt alimentate de la 4 cicloni la distanță prin 4 conducte de drenaj (câte o conductă de la fiecare ciclon). Panourile compartimentului de sare conțin 31 de țevi de ecran. Capetele superioare ale conductelor de ecran sunt conectate la camere, din care amestecul de abur-apă curge prin 8 conducte în 4 cicloni la distanță. TAMBUR SI DISPOZITIV DE SEPARARE Tamburul are un diametru interior de 1,8 m, o lungime de 18 m Toate tamburele sunt din tabla de otel 16 GNM (otel mangan-nichel-molibden), grosimea peretelui 115 mm. Greutatea tamburului este de aproximativ 96600 kg. Tamburul cazanului este conceput pentru a crea circulația naturală a apei în cazan, curățarea și separarea aburului produs în conductele de sită. Separarea amestecului de abur-apă din prima etapă de evaporare se organizează în tambur (separarea etapei a 2-a de evaporare se realizează pe cazane în 4 cicloane la distanță), tot aburul este spălat cu apă de alimentare, urmat de captarea umezelii din abur. Întregul tambur este un compartiment curat. Amestecul de abur-apă de la colectoarele superioare (cu excepția colectoarelor din compartimentul de sare) intră în tambur pe ambele părți și intră într-o cutie specială de distribuție, din care este trimis la cicloane, unde are loc separarea inițială a aburului de apă. În tamburele cazanului sunt instalate 92 de cicloane - 46 la stânga și 46 la dreapta. 4 La ieșirea aburului din cicloane sunt instalate separatoare de plăci orizontale. Aburul, trecând prin acestea, intră în dispozitivul de spălare a bulelor. Aici, sub dispozitivul de spălare al compartimentului curat, se furnizează abur din ciclonii externi, în interiorul cărora este organizată și separarea amestecului abur-apă. Aburul, trecând prin dispozitivul de spălare a bulelor, intră în foaia perforată, unde separarea aburului și egalizarea fluxului au loc simultan. După ce a trecut tabla perforată, aburul este transportat prin 32 de țevi de îndepărtare a aburului către camerele de admisie ale supraîncălzitorului montat pe perete și prin 8 țevi către unitatea de condens. Orez. 2. Schema de evaporare în două etape cu cicloni la distanță: 1 – tambur; 2 – ciclon la distanță; 3 – colector inferior circuit de circulatie ; 4 – conducte generatoare de abur; 5 – conducte de coborâre; 6 – alimentare cu apă de alimentare; 7 – îndepărtarea apei de purjare; 8 – conducta de transfer a apei de la tambur la ciclon; 9 – conducta de transfer abur de la ciclon la tambur; 10 – conducta de evacuare a aburului din unitate Aproximativ 50% din apa de alimentare este furnizată dispozitivului de spălare a bulelor, iar restul este drenată prin colectorul de distribuție în tambur sub nivelul apei. Nivelul mediu al apei din tambur este cu 200 mm sub axa sa geometrică. Fluctuațiile de nivel permise în tambur sunt de 75 mm. Pentru a egaliza conținutul de sare din compartimentele de sare ale cazanelor au fost transferate două conducte de drenaj, astfel încât ciclonul din dreapta alimentează colectorul din stânga jos al compartimentului de sare, iar cel din stânga îl alimentează pe cel drept. 5 PROIECTAREA SUPERÎNCĂLZITORULUI DE ABUR Suprafețele de încălzire ale supraîncălzitorului sunt situate în camera de ardere, conducta orizontală de gaz și arborele de picătură. Circuitul de supraîncălzire este realizat dintr-un design cu flux dublu, cu amestecare și transfer multiplu de abur pe lățimea cazanului, ceea ce permite ca distribuția termică să fie egalată între serpentine individuale. Pe baza naturii percepției căldurii, supraîncălzitorul poate fi împărțit în două părți: radiație și convecție. Partea de radiații include un supraîncălzitor montat pe perete (WSS), primul rând de ecrane (SHPP) și o parte a supraîncălzitorului cu abur de tavan (CSS), care protejează tavanul camerei de ardere. La cel convectiv - al doilea rând de ecrane, o parte din supraîncălzitorul de tavan și supraîncălzitorul convectiv (CSC). Conductele NPP de supraîncălzire montate pe perete cu radiații protejează peretele frontal al camerei de ardere. CNE este formată din șase panouri, două dintre ele au 48 și restul au 49 de țevi, pasul dintre țevi este de 46 mm. Fiecare panou are 22 de conducte de jos, restul sunt conducte de sus. Colectoarele de intrare și de ieșire sunt amplasate într-o zonă neîncălzită deasupra camerei de ardere, colectoarele intermediare sunt amplasate într-o zonă neîncălzită de sub camera de ardere. Camerele superioare sunt suspendate de structurile metalice ale tavanului folosind tije. Conductele sunt fixate pe 4 niveluri in inaltime si permit miscarea pe verticala a panourilor. Supraîncălzitor de tavan Supraîncălzitorul de tavan este situat deasupra focarului și a coșului orizontal, este format din 394 de țevi amplasate la intervale de 35 mm și conectate prin colectoare de admisie și de evacuare. Supraîncălzitor cu abur de tablă Supraîncălzitorul cu abur cu ecran este format din două rânduri de ecrane verticale (30 de site pe fiecare rând) situate în partea superioară a camerei de ardere și a coșului rotativ. Pasul dintre ecrane este de 455 mm. Ecranul este format din 23 de bobine de lungime egală și doi colectori (intrare și ieșire), instalate orizontal într-o zonă neîncălzită. Supraîncălzitor convectiv Un supraîncălzitor convectiv de tip orizontal constă din părți din stânga și din dreapta situate în conducta de gaz a arborelui inferior deasupra economizorului de apă. Fiecare parte la rândul ei este împărțită în două etape cu flux direct. 6 CALEA ABURULUI CADANULUI Aburul saturat din tamburul cazanului prin 12 conducte de transfer aburului intră în colectoarele superioare ale CNE, din care coboară prin conductele din mijloc a 6 panouri și intră în cele 6 colectoare inferioare, după care urcă prin conductele exterioare din 6 panouri la colectoarele superioare, din care se trimite prin 12 conducte neîncălzite la colectoarele de intrare ale supraîncălzitorului de tavan. Apoi, aburul se deplasează pe toată lățimea cazanului prin țevile din tavan și intră în galeriile de evacuare a supraîncălzitorului situate pe peretele din spate al coșului convectiv. Din aceste colectoare, aburul este împărțit în două fluxuri și trimis în camerele desupraîncălzitoarelor din prima treaptă, iar apoi în camerele ecranelor exterioare (7 stânga și 7 dreapta), după trecerea cărora ambele fluxuri de abur intră în desurîncălzitoarele intermediare ale a doua etapă, stânga și dreapta. În desupraîncălzitoarele treptei I și II, aburul este transferat din partea stângă în partea dreaptă și invers, pentru a reduce răspândirea termică cauzată de nealinierea gazului. După ce au părăsit desurîncălzitoarele intermediare ale celei de-a doua injecții, aburul intră în colectoarele ecranului din mijloc (8 stânga și 8 dreapta), după ce trece prin care este direcționat către camerele de intrare ale cutiei de viteze. Desupraîncălzitoarele Etapa III sunt instalate între părțile superioare și inferioare ale cutiei de viteze. Apoi, aburul supraîncălzit este trimis printr-o conductă de abur către turbine. Orez. 3. Schema supraîncălzitor cazan: 1 – tambur cazan; 2 – panou de conducte de radiație în două sensuri (colectorii superiori sunt reprezentați convențional în stânga, iar cei inferioare în dreapta); 3 – panou de tavan; 4 – desurîncălzitor prin injecție; 5 – locul injectării apei în abur; 6 – ecrane extreme; 7 – ecrane medii; 8 – pachete convective; 9 – ieșirea aburului din cazan 7 UNITATE DE CONDENS ȘI RĂCITORI DE ABUR DE INJECȚIE Pentru a obține condensul propriu, centrala este echipată cu 2 unități de condens (câte una pe fiecare parte) amplasate pe tavanul cazanului deasupra părții convective. Sunt compuse din 2 colectoare de distribuție, 4 condensatoare și un colector de condens. Fiecare condensator este format dintr-o cameră D426×36 mm. Suprafețele de răcire ale condensatoarelor sunt formate din țevi sudate pe o foaie de tub, care este împărțită în două părți și formează o cameră de drenaj și alimentare cu apă. Aburul saturat din tamburul cazanului este direcționat prin 8 conducte către patru galerii de distribuție. Din fiecare colector, aburul este evacuat în două condensatoare prin conducte, câte 6 conducte către fiecare condensator. Condensarea aburului saturat care provine din tamburul cazanului se realizează prin răcirea acestuia cu apă de alimentare. Apa de alimentare după ce sistemul de suspensie este furnizată în camera de alimentare cu apă, trece prin tuburile condensatorului și iese în camera de drenaj și apoi în economizorul de apă. Aburul saturat care vine din tambur umple spațiul de abur dintre țevi, intră în contact cu acestea și condensează. Condensul rezultat prin 3 conducte de la fiecare condensator intră în două colectoare, de acolo prin regulatoare este alimentat la desurîncălzitoarele I, II, III ale injecțiilor din stânga și dreapta. Injectarea condensului are loc datorită presiunii formate din diferența din conducta Venturi și scăderea presiunii pe calea aburului a supraîncălzitorului de la tambur până la punctul de injecție. Condensul este injectat în cavitatea conductei Venturi prin 24 de orificii cu diametrul de 6 mm, situate în jurul circumferinței în punctul îngust al conductei. Conducta Venturi, la sarcina maxima pe cazan, reduce presiunea aburului prin cresterea vitezei acesteia la locul de injectare cu 4 kgf/cm2. Performanța maximă a unui condensator la sarcină de 100% și parametrii de proiectare a aburului și a apei de alimentare este de 17,1 t/h. ECONOMIZATOR DE APA Economizorul de apa cu serpentina de otel este alcatuit din 2 piese, situate in partea stanga si respectiv dreapta a arborelui inferior. Fiecare parte a economizorului este formată din 4 blocuri: inferior, 2 mijloc și superior. S-au făcut deschideri de-a lungul înălțimii dintre blocuri. Economizorul de apă este format din 110 pachete de serpentine situate paralel cu partea frontală a cazanului. Bobinele din blocuri sunt eșalonate cu un pas de 30 mm și 80 mm. Blocurile mijlocii și superioare sunt instalate pe grinzi situate în coș. Pentru a proteja împotriva mediului gazos, aceste grinzi sunt acoperite cu izolație, protejate table metalice 3 mm grosime de la impactul unei mașini de sablare. Blocurile inferioare sunt suspendate de grinzi folosind rafturi. Rafturile permit posibilitatea de a scoate pachetul de bobine în timpul reparațiilor. 8 Camerele de intrare și de evacuare ale economizorului de apă sunt situate în afara canalelor de evacuare a gazelor arse și sunt atașate la cadrul cazanului cu suporturi. Răcirea grinzilor economizoare de apă (temperatura grinzilor în timpul aprinderii și în timpul funcționării nu trebuie să depășească 250 °C) se realizează prin alimentarea acestora cu aer rece de la presiunea ventilatoarelor, aerul fiind evacuat în cutiile de aspirație. a ventilatoarelor. Încălzitor de aer Două încălzitoare de aer regenerative RVP-54 sunt instalate în camera cazanului. Încălzitorul cu aer regenerativ RVP-54 este un schimbător de căldură în contracurent format dintr-un rotor rotativ închis într-o carcasă staționară (Fig. 4). Rotorul este format dintr-o carcasă cu un diametru de 5590 mm și o înălțime de 2250 mm, din tablă de oțel de 10 mm grosime și un butuc cu diametrul de 600 mm, precum și nervuri radiale care leagă butucul de carcasă, împărțind rotorul în 24 de sectoare. Fiecare sector este împărțit de foi verticale în P și S. 4. Schema structurală a unui încălzitor cu aer regenerativ: 1 – cutie; 2 – tambur; 3 – corp; 4 – ambalare; 5 – arbore; 6 – rulment; 7 – sigiliu; 8 – motor electric trei părți. În ele sunt plasate secțiuni de foi de încălzire. Înălțimea secțiunilor este instalată pe două rânduri. Rândul de sus este partea fierbinte a rotorului, realizată din distanțiere și foi ondulate, de 0,7 mm grosime. Rândul de jos de secțiuni este partea rece a rotorului și este realizat din foi drepte distanțiere, de 1,2 mm grosime. Garnitura de capăt rece este mai susceptibilă la coroziune și poate fi înlocuită cu ușurință. În interiorul butucului rotorului trece un arbore tubular, care are o flanșă în partea inferioară pe care se sprijină rotorul este atașat de flanșă cu știfturi. RVP are două capace - superior și inferior, cu plăci de etanșare instalate pe ele. 9 Procesul de schimb de căldură se realizează prin încălzirea împachetării rotorului în fluxul de gaz și răcirea acestuia în fluxul de aer. Mișcarea secvențială a garniturii încălzite de la fluxul de gaz la fluxul de aer se realizează prin rotirea rotorului cu o frecvență de 2 rotații pe minut. În fiecare moment, din 24 de sectoare ale rotorului, 13 sectoare sunt incluse în calea gazului, 9 sectoare sunt incluse în calea aerului, două sectoare sunt oprite și sunt blocate de plăci de etanșare. Încălzitorul de aer folosește principiul în contracurent: aerul este introdus din partea de evacuare și îndepărtat din partea de intrare a gazului. Încălzitorul de aer este conceput pentru a încălzi aerul de la 30 la 280 °C în timp ce răcește gazele de la 331 °C la 151 °C atunci când funcționează cu păcură. Avantajul încălzitoarelor cu aer regenerativ este compactitatea și greutatea redusă; principalul dezavantaj este un flux semnificativ de aer din partea de aer către partea de gaz (aspirația standard a aerului este de 0,2-0,25). CADRU BOILER Cadrul cazanului este format din coloane de otel, conectat prin grinzi orizontale, ferme și bretele și servește la suportarea sarcinilor din greutatea tamburului, a tuturor suprafețelor de încălzire, a instalației de condens, a căptușelii, a izolației și a zonelor de serviciu. Cadrul cazanului este realizat din profile sudate si tabla de otel. Stâlpii cadru sunt atașați de fundația subterană din beton armat a cazanului, iar baza (pantoful) stâlpilor este turnată cu beton. Căptușeală Căptușeala camerei de ardere constă din beton refractar, plăci de soverit și strat de magneziu de etanșare. Grosimea căptușelii este de 260 mm. Se instalează sub formă de panouri care sunt atașate de cadrul cazanului. Căptușeala tavanului constă din panouri de 280 mm grosime, așezate liber pe țevile supraîncălzitorului. Structura panourilor: un strat de beton refractar de 50 mm grosime, un strat de beton termoizolant de 85 mm grosime, trei straturi de plăci de soverelit cu o grosime totală de 125 mm și un strat de strat de magneziu de etanșare de 20 mm grosime aplicat pe un plasă metalică. Căptușeala camerei de întoarcere și arborele convectiv sunt atașate de panouri, care, la rândul lor, sunt atașate de cadrul cazanului. Grosimea totală a căptușelii camerei de strunjire este de 380 mm: beton refractar - 80 mm, beton termoizolant - 135 mm și patru straturi de plăci de 40 mm. Căptușeala supraîncălzitorului convectiv cu abur constă dintr-un strat de beton termoizolant de 155 mm grosime, un strat de beton refractar - 80 mm și patru straturi de plăci de soverit - 165 mm. Între plăci se găsește un strat de mastic de sovelit cu grosimea de 2÷2,5 mm. Căptușeala economizorului de apă are o grosime de 260 mm și este formată din beton rezistent la foc și termoizolant și trei straturi de plăci de soverelit. MĂSURI DE SIGURANȚĂ Funcționarea cazanelor trebuie efectuată în conformitate cu „Regulile de proiectare și operare sigură cazane de abur și apă caldă”, aprobate de Rostechnadzor și „Cerințe tehnice pentru siguranța la explozie a instalațiilor de cazane care funcționează cu păcură și gaz natural”, precum și actualele „Reguli de siguranță pentru întreținerea echipamentelor termice ale centralelor electrice”. Bibliografie 1. Instrucțiuni de exploatare pentru centrala termică TGM-84 la CET VAZ. 2. Meiklyar M.V. Cazane moderne TKZ. M.: Energie, 1978. 3. Kovalev A.P., Leleev N.S., Vilensky T.V. Generatoare de abur: manual pentru universități. M.: Energoatomizdat, 1985. 11 Proiectarea și funcționarea cazanului TGM-84 Alcătuit de KALMYKOV Maxim Vitalievich Editor N.V. Vershina Editor tehnic G.N. Shankova Semnat pentru publicare pe 20 iunie 2006. Format 60x84 1/12. Hartie offset. Imprimare offset. Condițional p.l. 1.39. Condițional cr.-ott. 1.39. Ed. academic. l. 1.25 Tiraj 100. P. – 171. ________________________________________________________________________________________________________ Instituția de învățământ de stat de învățământ profesional superior „Universitatea Tehnică de Stat Samara” 432100. Samara, str. Molodogvardeyskaya, 244. Clădirea principală 12

MINISTERUL ENERGIEI SI ELECTRIFICARII AL URSS

DEPARTAMENTUL TEHNIC PRINCIPAL DE EXPLOATARE
SISTEME ENERGETICE

CARACTERISTICI ENERGETICE TIPICE
BOILER TGM-96B PENTRU ARDEREA PĂCURII

Moscova 1981

Această caracteristică energetică standard a fost dezvoltată de Soyuztekhenergo (ing. G.I. GUTSALO)

Caracteristicile energetice tipice ale cazanului TGM-96B sunt compilate pe baza testelor termice efectuate de Soyuztekhenergo la Riga CHPP-2 și Sredaztekhenergo la CHPP-GAZ și reflectă eficiența realizabilă tehnic a cazanului.

O caracteristică energetică tipică poate servi ca bază pentru elaborarea caracteristicilor standard ale cazanelor TGM-96B la arderea păcurului.

Aplicație

. SCURTELE CARACTERISTICI ALE ECHIPAMENTULUI CADANULUI

1.1 . Cazanul TGM-96B al Uzinei de Cazane Taganrog - cazan de motorină cu circulație naturală și aspect în formă de U, conceput pentru a funcționa cu turbine T -100/120-130-3 și PT-60-130/13. Principalii parametri de proiectare ai cazanului atunci când funcționează cu păcură sunt prezentați în tabel. .

Conform TKZ, sarcina minimă admisă a cazanului în funcție de condițiile de circulație este de 40% din cea nominală.

1.2 . Camera de ardere are forma prismatica iar in plan este un dreptunghi cu dimensiunile 6080x14700 mm. Volumul camerei de ardere este de 1635 mc. Tensiunea termică a volumului de ardere este de 214 kW/m 3 sau 184 · 10 3 kcal/(m 3 · h). Camera de ardere conține ecrane de evaporare și un supraîncălzitor cu abur de radiație montat pe perete (WSR) pe peretele frontal. În partea superioară a cuptorului, în camera rotativă este amplasat un supraîncălzitor cu abur cu ecran (SSH). În arborele convectiv inferior, două pachete de supraîncălzitor convectiv cu abur (CS) și un economizor de apă (WES) sunt situate secvenţial de-a lungul fluxului de gaze.

1.3 . Calea aburului cazanului constă din două fluxuri independente cu transfer de abur între părțile laterale ale cazanului. Temperatura aburului supraîncălzit este reglată prin injectarea propriului condens.

1.4 . Pe peretele frontal al camerei de ardere sunt patru arzătoare cu gaz-pacură cu dublu flux HF TsKB-VTI. Arzatoarele sunt instalate pe doua niveluri la niveluri de -7250 si 11300 mm cu un unghi de elevatie fata de orizont de 10°.

Pentru arderea păcurului, duzele mecanice cu abur Titan sunt prevăzute cu o capacitate nominală de 8,4 t/h la o presiune de păcură de 3,5 MPa (35 kgf/cm2). Presiunea aburului pentru purjare și pulverizare de păcură este recomandată de instalație să fie de 0,6 MPa (6 kgf/cm2). Consumul de abur pe duză este de 240 kg/h.

1.5 . Instalatia cazanului este echipata cu:

Două suflante VDN-16-P cu o capacitate de 259 · 10 3 m 3 /h cu o rezervă de 10%, o presiune cu o rezervă de 20% de 39,8 MPa (398,0 kgf/m 2), o putere de 500 /250 kW și o viteză de rotație de 741 /594 rpm a fiecărei mașini;

Două aspiratoare de fum DN-24×2-0,62 GM cu o capacitate de 415 10 3 m 3 /h cu o marjă de 10%, o presiune cu o marjă de 20% de 21,6 MPa (216,0 kgf/m2), putere de 800 /400 kW și o viteză de rotație de 743/595 rpm pentru fiecare mașină.

1.6. Pentru a curăța suprafețele de încălzire convectivă de depunerile de cenușă, proiectul prevede o instalație de împușcare pentru curățarea RVP, spălarea cu apă și suflarea cu abur dintr-un tambur cu scăderea presiunii în instalația de clasificare. Durata suflarii unui RVP este de 50 de minute.

. CARACTERISTICI ENERGETICE TIPICE ALE CADANULUI TGM-96B

2.1 . Caracteristicile energetice tipice ale cazanului TGM-96B ( orez. , , ) a fost întocmit pe baza rezultatelor încercărilor termice ale cazanelor de la CHPP-2 din Riga și CHPP GAZ în conformitate cu materialele didactice și ghidurile de standardizare a indicatorilor tehnici și economici ai cazanelor. Caracteristica reflectă randamentul mediu al unui cazan nou care funcționează cu turbine T -100/120-130/3 si PT-60-130/13 in conditiile de mai jos, luate ca initiale.

2.1.1 . În balanța de combustibil a centralelor electrice care ard combustibili lichizi, majoritatea este păcură cu conținut ridicat de sulf M 100. Prin urmare, caracteristicile sunt întocmite pentru păcură M 100 (GOST 10585-75 ) cu caracteristici: A P = 0,14%, W P = 1,5%, S P = 3,5%, (9500 kcal/kg). S-au făcut toate calculele necesare pentru masa de lucru a păcurului

2.1.2 . Se presupune că temperatura uleiului de combustibil în fața duzelor este de 120 ° C ( t tl= 120 °C) pe baza condițiilor de vâscozitate a păcurului M 100, egal cu 2,5° VU, conform § 5.41 PTE.

2.1.3 . Temperatura medie anuală a aerului rece (t x .v.) la intrarea în ventilatorul suflantei este considerată a fi 10 ° C , deoarece cazanele TGM-96B sunt situate în principal în regiuni climatice (Moscova, Riga, Gorki, Chișinău) cu o temperatură medie anuală a aerului apropiată de această temperatură.

2.1.4 . Temperatura aerului la intrarea în încălzitorul de aer (t cap) se consideră a fi 70° C și constantă atunci când sarcina cazanului se modifică, conform § 17.25 din PTE.

2.1.5 . Pentru centralele electrice cu cuplare încrucișată, temperatura apei de alimentare (t p.v.) în fața cazanului se presupune a fi calculată (230 °C) și constantă atunci când sarcina cazanului se modifică.

2.1.6 . Consumul specific net de căldură pentru unitatea de turbină se presupune a fi de 1750 kcal/(kWh), conform testelor termice.

2.1.7 . Se presupune că coeficientul de flux de căldură variază în funcție de sarcina cazanului de la 98,5% la sarcina nominală la 97,5% la 0,6 sarcină.D nom.

2.2 . Calculul caracteristicilor standard a fost efectuat în conformitate cu instrucțiunile „Calcul termic al unităților de cazan (metoda normativă)” (M.: Energia, 1973).

2.2.1 . Randamentul brut al cazanului și pierderile de căldură cu gazele de ardere au fost calculate în conformitate cu metodologia conturată în cartea lui Ya.L. Pekker „Calcule de inginerie termică bazate pe caracteristicile date ale combustibilului” (Moscova: Energia, 1977).

Unde

Aici

α х = α "ve + Δ α tr

α х- coeficientul de exces de aer în gazele de evacuare;

Δ α tr- ventuze in traseul gazului cazanului;

Uf- temperatura gazelor arse din spatele evacuatorului de fum.

Calculul include valorile temperaturii gazelor arse măsurate în testele termice ale cazanului și reduse la condițiile de construire a caracteristicilor standard (parametrii de intrare)t x in, t "kf, t p.v.).

2.2.2 . Coeficient de aer în exces la punctul de funcționare (în spatele economizorului de apă)α "ve se presupune că este 1,04 la sarcina nominală și variază la 1,1 la sarcina de 50% pe baza testelor termice.

Reducerea coeficientului de exces de aer calculat (1.13) în spatele economizorului de apă la cel acceptat în specificația standard (1.04) se realizează prin menținerea corectă a modului de ardere în conformitate cu harta regimului cazanului, cu respectarea cerințelor PTE în raport cu admisia de aer în cuptor și în calea gazului și selectarea unui set de duze.

2.2.3 . Se presupune că aspirația aerului în calea de gaz a cazanului la sarcina nominală este de 25%. Odată cu o modificare a sarcinii, aspirația aerului este determinată de formulă

2.2.4 . Pierderea de căldură din arderea chimică incompletă a combustibilului (q 3 ) sunt luate egale cu zero, deoarece la testele cazanului cu exces de aer, acceptate în Caracteristicile Energetice Standard, acestea au lipsit.

2.2.5 . Pierderea de căldură din arderea mecanică incompletă a combustibilului (q 4 ) sunt luate egale cu zero conform „Regulamentului privind coordonarea caracteristicilor standard ale echipamentelor și consumului specific calculat de combustibil” (M.: STSNTI ORGRES, 1975).

2.2.6 . Pierderi de căldură în mediu (q 5 ) nu au fost determinate în timpul testării. Acestea se calculează în conformitate cu „Metode de testare a instalațiilor de cazane” (M.: Energia, 1970) după formula

2.2.7 . Consumul specific de energie electrică pentru pompa electrică de alimentare PE-580-185-2 a fost calculat utilizând caracteristicile pompei luate din specificatii tehnice TU-26-06-899-74.

2.2.8 . Consumul specific de energie pentru tiraj și suflare este calculat pe baza consumului de energie pentru antrenarea suflantelor și a aspiratoarelor de fum, măsurat în timpul testelor termice și redus la condiții (Δ α tr= 25%) adoptat la întocmirea caracteristicilor normative.

S-a stabilit că, cu o densitate suficientă a traseului gazului (Δ α ≤ 30 %) aspiratoarele de fum asigură sarcina nominală a cazanului la turație mică, dar fără nicio rezervă.

Ventilatoarele cu viteză mică de rotație asigură funcționarea normală a cazanului până la sarcini de 450 t/h.

2.2.9 . Puterea electrică totală a mecanismelor de instalare a cazanului include puterea acționărilor electrice: pompă electrică de alimentare, aspiratoare de fum, ventilatoare, încălzitoare cu aer regenerativ (Fig. ). Puterea motorului electric al încălzitorului de aer regenerativ este luată conform datelor pașaportului. Puterea motoarelor electrice ale extractoarelor de fum, ventilatoarelor și pompei electrice de alimentare a fost determinată în timpul testelor termice ale cazanului.

2.2.10 . Consumul specific de căldură pentru încălzirea aerului din unitatea de încălzire se calculează ținând cont de încălzirea aerului din ventilatoare.

2.2.11 . Consumul specific de căldură pentru nevoile proprii ale centralei de cazane include pierderile de căldură în aerotermele, a căror eficiență se presupune a fi de 98%; pentru suflarea aburului a RVP și pierderile de căldură datorate suflarii aburului cazanului.

Consumul de căldură pentru suflarea cu abur al RVP a fost calculat utilizând formula

Q obd = G obd · i obd · τ obd· 10 -3 MW (Gcal/h)

Unde G obd= 75 kg/min conform „Normelor pentru consumul de abur și condens pentru nevoile auxiliare ale unităților de putere de 300, 200, 150 MW” (M.: STSNTI ORGRES, 1974);

i obd = eu noi. pereche= 2598 kJ/kg (kcal/kg)

τ obd= 200 min (4 dispozitive cu o durată de suflare de 50 min când sunt pornite în timpul zilei).

Consumul de căldură cu suflarea cazanului a fost calculat folosind formula

Q cont = G prod · eu k.v· 10 -3 MW (Gcal/h)

Unde G prod = PD nr. 10 2 kg/h

P = 0,5%

eu k.v- entalpia apei din cazan;

2.2.12 . Procedura de testare și alegerea instrumentelor de măsură folosite în timpul încercării au fost determinate de „Metodologia de testare a instalațiilor de cazane” (M.: Energia, 1970).

. MODIFICĂRI LA INDICATORII DE REGLEMENTARE

3.1 . Pentru a aduce principalul indicatori standard funcționarea cazanului la condițiile modificate de funcționare a acestuia în limitele admise de abatere a valorilor parametrilor, modificările sunt date sub formă de grafice și valori digitale. Amendamente laq 2 sub formă de grafice sunt prezentate în Fig. , . Corecțiile la temperatura gazelor de ardere sunt prezentate în Fig. . Pe lângă cele enumerate, se fac corecții pentru modificările temperaturii de încălzire a păcurului alimentat cazanului și pentru modificările temperaturii apei de alimentare.

3.1.1 . Corecția pentru modificările temperaturii păcurului alimentat cazanului se calculează pe baza efectului modificărilor LA Q pe q 2 prin formula

INFLUENȚA ÎNCERCĂRII DE ABUR A PROPRIETĂȚILOR DE RADIAȚIE ALE PLINȚEI ÎN CAMERA DE FOC CAZANĂ

Mihail Taimarov

dr. sci. tech., profesor al universității energetice de stat din Kazan,

Rais Sungatulin

profesor superior al universității energetice de stat din Kazan,

Rusia, Republica Tatarstan, Kazan

ADNOTARE

Această lucrare examinează fluxul de căldură de la torță în timpul arderii gaz naturalîn cazanul TGM-84A (stația nr. 4) din Nizhnekamsk CHPP-1 (NkCHP-1) pentru diferite condiții de funcționare pentru a determina condițiile în care căptușeala lunetei din spate este cel mai puțin susceptibilă la distrugere termică.

ABSTRACT

În această operațiune, fluxul de căldură de la o torță în cazul arderii gazului natural în cazanul TGM-84A (stația nr. 4) din Nizhnekamsk TETc-1 (NkTETs-1) pentru diferite condiții de regim în scopul determinării condițiilor în care învelișul de cărămidă al ecranului din spate este cel mai puțin supus coruperii termice.

Cuvinte cheie: cazane de abur, fluxuri de căldură, parametrii de rotație a aerului.

Cuvinte cheie: cazane, fluxuri termice, parametrii de răsucire a aerului.

Introducere.

Cazanul TGM-84A, un cazan cu motorină utilizat pe scară largă, are dimensiuni relativ mici. Camera sa de ardere este împărțită de un ecran cu două lumini. Partea inferioară a fiecărei ecrane laterale trece într-un ecran de jos ușor înclinat, ale cărui colectoare inferioare sunt atașate la colectorii ecranului cu două lumini și se mișcă împreună cu deformațiile termice în timpul arderii și opririi cazanului. Tuburile vetrei înclinate sunt protejate de radiația torței printr-un strat de cărămidă refractară și masă de cromit. Prezența unui ecran cu două lumini asigură răcirea intensivă a gazelor de ardere.

În partea superioară a focarului, țevile lunetei din spate sunt îndoite în camera de ardere, formând un prag cu o probă de 1400 mm. Acest lucru asigură că ecranele sunt spălate și protejate de radiațiile directe de la lanternă. Zece țevi din fiecare panou sunt drepte, nu au proeminență în focar și sunt portante. Deasupra pragului sunt ecrane, care fac parte din supraîncălzitorul și sunt concepute pentru a răci produsele de ardere și a supraîncălzi aburul. Prezența unui ecran cu două lumini, așa cum a fost conceput de proiectanți, ar trebui să ofere o răcire mai intensă a gazelor de ardere decât în ​​cazanul cu motorină TGM-96B, care este similară ca performanță. Cu toate acestea, zona suprafeței ecranului de încălzire are o marjă semnificativă, care este practic mai mare decât cea necesară pentru funcționarea nominală a cazanului.

Modelul de bază TGM-84 a fost reconstruit în mod repetat, în urma căruia, după cum s-a indicat mai sus, a apărut modelul TGM-84A (cu 4 arzătoare) și apoi TGM-84B. (6 arzatoare). Cazanele primei modificări TGM-84 au fost echipate cu 18 arzătoare ulei-gaz amplasate pe trei rânduri pe peretele frontal al camerei de ardere. În prezent, sunt instalate fie patru sau șase arzătoare de capacitate mai mare.

Camera de ardere a cazanului TGM-84A este echipată cu patru arzătoare gaz-pacură HF-TsKB-VTI-TKZ cu o putere unitară de 79 MW, instalate pe două niveluri la rând cu vârfurile pe peretele frontal. Arzătoarele nivelului inferior (2 buc.) sunt instalate la 7200 mm, nivelul superior (2 buc.) - la 10200 mm. Arzatoarele sunt proiectate pentru arderea separata a gazului si pacura. Productivitate arzător pe gaz 5200 nm 3 /oră. Aprinderea cazanului cu duze mecanice cu abur. Pentru reglarea temperaturii aburului supraîncălzit sunt instalate 3 trepte de injectare a condensului propriu.

Arzătorul vortex HF-TsKB-VTI-TKZ este un arzător cu aer cald cu dublu debit și este format dintr-un corp, 2 secțiuni dintr-un turbion axial (central) și prima secțiune dintr-un turbion de aer tangențial (periferic), o conductă de instalare centrală pt. o duză de ulei și un aprinzător, conducte de distribuție a gazului . Principalele caracteristici tehnice calculate (de proiectare) ale arzătorului KhF-TsKB-VTI-TKZ sunt prezentate în tabel. 1.

Tabelul 1.

Principalele caracteristici tehnice calculate (de proiectare).arzatoare HF-TsKB-VTI-TKZ:

Presiunea gazului, kPa
Consum de gaz pe arzător, nm 3/h
Puterea termică a arzătorului, MW
Rezistența la calea gazului la sarcina nominală, mm apă. Artă.
Rezistența la calea aerului la sarcina nominală, mm apă. Artă.
Dimensiuni totale, mm	3452x3770x3080
Secțiunea transversală totală de evacuare a canalului de aer cald, m 2
Secțiune transversală de ieșire totală conducte de gaz, m 2

Caracteristicile direcțiilor de rotație a aerului în arzătoarele KhF-TsKB-VTI-TKZ sunt prezentate în Fig. 1. Schema mecanismului de răsucire este prezentată în Fig. 2. Dispunerea țevilor de evacuare a gazelor din arzătoare este prezentată în Fig. 3.

Figura 1. Schema de numerotare a arzătorului, rotațiile aerului în arzătoare și locația arzătoarelor HF-TsKB-VTI-TKZ pe peretele frontal al cuptorului cazanelor TGM-84A nr. 4.5 NkTES-1

Figura 2. Diagrama mecanismului de rotație a aerului în arzătoarele cazane HF-TsKB-VTI-TKZ TGM-84A NkTES-1

Cutia de aer cald din arzător este împărțită în două fluxuri. Un aparat de turbionare axială este instalat în canalul intern, iar un turbion tangenţial reglabil este instalat în canalul tangenţial periferic.

Figura 3. Dispunerea țevilor de evacuare a gazelor în arzătoarele HF-TSLB-VTI-TKZ ale cazanelor TGM-84A NkTES-1

În timpul experimentelor, a fost ars gazul Urengoy cu o putere calorică de 8015 kcal/m3. Tehnica de cercetare experimentală se bazează pe utilizarea unei metode fără contact pentru măsurarea fluxurilor de căldură incidente de la torță. În experimente, amploarea fluxului de căldură care cade de la lanternă pe ecrane q căderea a fost măsurată cu un radiometru calibrat în condiţii de laborator.

Măsurătorile produselor de ardere neluminoase din cuptoarele de cazane au fost efectuate fără contact cu ajutorul unui pirometru de radiație de tip RAPIR, care a indicat temperatura radiației. Eroarea în măsurarea temperaturii reale a produselor neluminoase la ieșirea lor din cuptor la 1100°C folosind metoda radiației pentru calibrarea RK-15 cu material de lentilă de cuarț este estimată la ± 1,36%.

ÎN vedere generală expresie pentru valoarea locală a fluxului de căldură incident de la lanternă pe ecrane q căderea poate fi prezentată ca o dependență de temperatura reală a torței T f în camera de ardere și gradul de emisivitate al pistoletului α f, conform legii Stefan-Boltzmann:

q pad = 5,67 ´ 10 -8 α f T f 4, W/m 2,

Unde: T f – temperatura produselor de ardere în pistoletă, K. Gradul de luminozitate de emisivitate al pistoletului α λ​f =0,8 a fost luat conform recomandărilor.

Graficul dependenței de influența încărcăturii cu abur asupra proprietăților de radiație ale pistoletului este prezentat în Fig. 4. Măsurătorile au fost efectuate la o înălțime de 5,5 m prin trapele nr. 1 și nr. 2 ale paravanului din stânga. Graficul arată că, odată cu creșterea încărcăturii de abur a cazanului, se observă o creștere foarte puternică a valorilor fluxurilor de căldură în scădere de la torță în zona lunetei din spate. La măsurarea printr-o trapă situată mai aproape de peretele frontal, se observă, de asemenea, o creștere a valorilor care cad de la lanternă pe ecranele de flux de căldură cu o sarcină în creștere. Totuși, în comparație cu fluxurile de căldură de la luneta din spate, în valoare absolută fluxurile de căldură din zona lunetei frontale pentru sarcini grele sunt în medie de 2 ... 2,5 ori mai mici.

Figura 4. Distribuția fluxului de căldură incident q pad în funcție de adâncimea cuptorului în funcție de producția de abur D la conform măsurătorilor prin trapele 1, 2 Nivelul 1 la 5,5 m de-a lungul peretelui stâng al cuptorului pentru cazanul TGM-84A nr. 4 NkTES-1 cu rotație maximă a aerului în poziția paletelor în arzătoarele 3 (distanța dintre trapele 1 și 2 este de 6,0 m la total). adâncimea cuptorului 7,4 m):

În fig. Figura 5 prezintă grafice ale distribuției fluxului de căldură incident q pad de-a lungul adâncimii cuptorului în funcție de producția de abur D k conform măsurătorilor prin trapele nr. 6 și nr. 7 ale nivelului 2 la 9,9 m de-a lungul peretelui stâng a cuptorului pentru cazanul TGM-84A nr. 4 NKTET-uri la răsucirea maximă a aerului în poziția paletelor din arzătoarele Z în comparație cu fluxurile de căldură rezultate măsurate prin trapele nr. 1 și nr. 2 ale primului nivel.

Figura 5. Distribuția fluxului de căldură incident q pad dupa adancimea cuptorului in functie de productia de abur D k dupa masuratori prin trape nr.6 si nr.7 ale etajului 2 la cota. 9,9 m de-a lungul peretelui stâng al cuptorului pentru cazanul TGM-84A nr. 4 NKTET-uri cu răsucire maximă a aerului în poziția paletelor din arzătoarele 3 în comparație cu fluxurile de căldură rezultate măsurate prin trapele nr. 1 și nr. 2 al primului nivel (distanța dintre trapele 6 și 7 este egală cu 5,5 m cu o adâncime totală a focarului de 7,4 m):

Denumiri pentru poziția turbitoarelor de aer în arzătoare adoptate în această lucrare:

Z – răsucire maximă, O – fără răsucire, aerul curge fără răsucire.

Index c – răsucire centrală, index p – răsucire principală periferică.

Absența unui index înseamnă aceeași poziție a lamelor pentru răsucirile centrale și periferice (sau ambele răsuciri în poziția O sau ambele răsuciri în poziția Z).

Din fig. 5 se poate observa că cele mai mari valori ale fluxurilor de căldură de la torță către suprafețele ecranului de încălzire apar conform măsurătorilor prin trapa nr. 6 din al doilea nivel cel mai apropiat de peretele din spate focare la nivelul de 9,9 m La nivelul de 9,9 m, măsurat prin trapa nr. 6, creșterea fluxurilor de căldură de la torță are loc cu o rată de 2 kW/m2 la fiecare creștere cu 10 t/oră a încărcăturii de abur. , în timp ce pentru arzătorul nr. 1 al primului nivel la aproximativ 5,5 m, creșterea fluxurilor de căldură de la lanternă către luneta din spate are loc cu o rată de 8 kW/m2 la fiecare creștere cu 10 t/oră a încărcăturii de abur.

Creșterea fluxurilor de căldură care cad de la lanternă către luneta din spate, măsurată prin trapa nr. 1 la marcajul de 5,5 m al primului nivel, cu o creștere a sarcinii cazanului TGM-84A nr. 4 NKTET pentru condiții de rotația maximă a aerului în arzătoare are loc de 4 ori mai rapid în comparație cu creșterea fluxurilor de căldură în apropierea lunetei din spate la aproximativ 9,9 m.

Densitatea maximă a radiației termice de la lanternă la luneta din spate, măsurată prin trapa nr. 6, este de 9,9 m, chiar și cu producția maximă de abur a cazanului TGM-84A nr. 4 NKTETs-1 420 t/oră pt. condiții de răsucire maximă a aerului în arzătoare (poziția lamei de răsucire 3) în medie cu 23% mai mare față de densitatea de radiație de la lanterna de la luneta din spate la nivelul de 5,5 m măsurată prin trapa nr. 1.

Fluxurile de căldură rezultate, obținute din măsurători la o înălțime de 9,9 m prin trapa nr. 7 din al doilea nivel (cel mai apropiat de ecranul frontal), cu o creștere a sarcinii de abur a cazanului TGM-84A nr. 4 NKHPP de la 230 t/h la 420 t/h pentru conditii maxime Rasucirea aerului din arzatoare (pozitia paletelor de rasucire 3) la fiecare 10 t/ora creste cu 2 kW/m2, adica, ca in cazul mentionat mai sus, dupa masura prin trapa nr. 6 cea mai apropiată de lunetă la aproximativ 9,9 m.

O creștere a valorilor fluxurilor de căldură în scădere, măsurate prin trapa nr. 7 din al doilea nivel la nivelul de 9,9 m, are loc odată cu creșterea sarcinii de abur a cazanului TGM-84A nr. NKHPP de la 230 t/h la 420 t/h pentru fiecare 10 t/h la o rată de 4,7 kW/m2, adică de 2,35 ori mai lentă în comparație cu creșterea fluxurilor de căldură care cad din torță măsurată prin trapa nr. 2 la 5,5 m.

Măsurătorile debitelor de căldură care cad de la pistoletă prin trapa nr. 7 la 9,9 m la o sarcină de abur a cazanului de 420 t/h practic coincid cu valorile obținute din măsurători prin trapa nr. 2 la 5,5 m pentru condiții de rotație maximă a aerului în arzătoarele (poziţia lamelor de răsucire Z) ale cazanului TGM-84A nr. 4 NKTET-uri.

Concluzii.

1. Efectul asupra mărimii fluxurilor de căldură de la torță al schimbărilor în răsucirea axială (centrală) a aerului în arzătoare, în comparație cu modificarea răsucirii tangenţiale a aerului în arzătoare, este mic și este mai vizibil la aproximativ 5,5 m. de-a lungul secțiunii 2.

2. Cele mai mari debite măsurate au avut loc în absenţa rotaţiei tangenţiale (periferice) a aerului în arzătoare şi s-au ridicat la 362,7 kW/m2 măsurat prin trapa nr. 6 la 9,9 m la o sarcină de 400 t/oră. Valorile fluxurilor de căldură de la torță în intervalul 360 ... 400 kW/m 2 sunt periculoase atunci când cuptorul funcționează în modul de aruncare directă a pistoletului pe peretele cuptorului din partea de foc din cauza distrugerii treptate. a căptușelii interioare.

Referinte:

1. Harrison T.R. Pirometria cu radiații. – M.: Mir, 1964, 248 p.
2. Gordov A.N. Fundamentele pirometriei - M.: Metalurgie, 1964, 471 p.
3. Taimarov M.A. Atelier de laborator la cursul „Instalații cazane și generatoare de abur”. Tutorial Kazan, KGEU 2002, 144 p.
4. Taimarov M.A. Studiul eficienței instalațiilor energetice. – Kazan: Kazan. stat energie univ., 2011. 110 p.
5. Taimarov M.A. Exercitii practice la centrala termica. – Kazan: Kazan. stat energie univ., 2003., 90 p.
6. Detectoare de radiații termice. Lucrările celui de-al 1-lea simpozion al întregii uniuni. Kiev, Naukova Dumka, 1967. 310 p.
7. Shubin E.P., Livin B.I. Proiectare statii de tratare termica pentru centrale termice si cazane - M.: Energia, 1980, 494 p.
8. Dihaicogenuri de pirite ale metalelor de tranziție: sinteza la presiune înaltă și corelarea proprietăților / T.A. Bither, R.I. Bouchard, W.H. Cloud și colab. // Inorg. Chim. – 1968. – V. 7. – P. 2208–2220.