燃烧器内部气体流动特性的计算
及对燃烧器性能的影响
单忠民,刘超杰
(洛阳石化工程公司设备研究所,河南洛阳 471003)
摘 要:该文运用数学方法计算分析了二次配风燃烧器主要的结构特征尺寸(包括火盆、火道直径、风门面积以及喷嘴扩散角等)对其内部气体流动特性的影响。计算结果显示:1)一次风率随火盆直径增大而单调增加,但受火道直径的影响非常小;2)二次风率随火盆直径的变化呈单峰曲线关系,且随火道直径直大而增加;3)风门的调节方式对燃烧器的运行性能有很大影响,采用分调形式更有利。风门面积与火盆、火道进风口面积有一定的匹配关系,目前燃烧器设计原则中风门面积取进风口面积1.2～1.5倍的关系是合理的;4)喷嘴的引射作用对一次风较强,致使一、二次风量的比例远大于其进口面积比。具体表现为:火盆越小,引射作用越强;燃气压力越高,引射作用越强;喷嘴扩散角越小,引射作用越强;5)喷嘴的引射作用不仅极大地改变了一、二次风的比例关系,而且因此改变了燃烧器的总供风量——总供风量与二次风量有完全一致的变化关系,表明了火道对燃烧器供风的重要性等等。
关键词:燃烧器;结构;气体动力特性
中图分类号:T E969 文献标识码:B 文章编号:1006-8805(2001)02-0021-09
雾化、配风是影响燃烧器性能的两项最重要的技术。对于燃油喷嘴雾化的研究,人们已做了大量的工作,并且仍在继续做着更深一步的工作。而对于燃烧器的配风——燃烧器内部的气体流动特性,由于其影响因素众多:诸如火盆、火道结构尺寸、喷嘴结构(燃气流或雾化炬形状等)、燃料性质、操作压力、送风压力、炉膛负压及其它操作参数等等,造成研究工作量和研究费用庞大,妨碍了实验研究工作的开展。然而,燃烧器的配风——一、二次风量及比例,一、二次风进入火盆、火道时的速度与旋流度等,都在很大程度上控制着空气与燃料的混合并进而控制整个燃烧过程。良好的配风可以提高燃烧效率、降低热损失,还可以防止火道结焦、漏油,改善操作性能。如某厂常减压炉1991年检修时更换的一种油气联合燃烧器采用了统调配风形式(一、二次风由同一风门控制而不做单独调节),由于设计者对燃烧器内部气体流动特性没有认真探究,致使一、二次风的比例、速度及分布失衡,大量油滴顺火盆、火道落入燃烧器风箱,堵塞风道,导致燃烧状况不断恶化,不仅浪费燃料,而且给操作和维护带来极大不便。原以为是喷嘴雾化不好引起的,但后来采用了当时国内最新型的气泡雾化喷嘴,同样漏油严重。经改进了燃烧器的配风结构后,漏油问题得以解决。所以说,研究燃烧器的配风同研究喷嘴雾化一样,对提高燃烧器的性能有很重要的意义。
作者曾在文献[1]中介绍了运用数学方法计算燃烧器内部的气体流动特性,为解决燃烧器配风问题提供了一种简单、可靠的研究手段。本文将利用这一手段探讨燃烧器结构,包括火盆、火道、风门、喷嘴的特征尺寸:火盆直径、火道直径、风门面积以及喷嘴喷孔直径、扩散角等对其内部气动特性及燃烧性能的影响。
本文要研究的为常用的二次配风形式的燃烧器,假设条件同文献[1],其结构如图1所示。文中用于说明一、二次风量的参数——一、二次风率,
收稿日期:2000-03-07
作者简介:单忠民(1964—),男,1984年毕业于西安交通大学热能工程专业,并于1989年毕业于该校涡轮机械专业,获工学硕士学位。多年来一直从事石化企业加热炉及燃烧器的研究开发工作。高级工程师。在国际会议及国内期刊上发表论文10余篇。并先后两度获中国石化集团公司和洛阳石化公司科技进步三等奖、二等奖。
工业炉石油化工设备技术,2001,22(2)?21?
Petr o-Chemica l Equipment T echno lo gy
分别代表一、二次风量与燃料完全燃烧所需总风量之比,二者之和即为燃烧器的过剩空气系数,它
反映了燃烧器实际供风量的大小。
图1 二次配风燃烧器结构示意图
1 火盆、火道直径
火盆、火道直径作为燃烧器配风的两个最重
要的参数,对燃烧器正常、良好的运行起着非常重要的作用,是目前燃烧器设计最关注的要点。它们一方面决定了燃烧器所能达到的最大负荷——保证足够的空气量以满足燃料充分燃烧的需求;另一方面决定了一、二次风的比例、速度,以实现燃料稳定着火、完全燃烧。对于管式炉燃烧器,通常的设计原则是:一次风速要低,风量要少,约占总风量的10%～30%,以利于燃料的着火和稳定;二次风速要高,以加强它与燃料的混合,提高燃烧效率,实现完全燃烧。一、二次风进口面积的设计以空气通过的压降不超过59Pa (自然通风)或245Pa(强制通风)为准〔2〕
。文献[3]提供了一套自然通风燃烧器配风设计的计算方法,考虑了喷嘴的引射作用(抽力),据此对一、二次风口面积比进行修正,虽然总体上仍为经验性的,但在一定程度上满足了实际工作和生产的需要。
本部分计算针对分调式燃烧器,如图1(a)所示。计算条件(炉膛负压、燃料品种、燃烧器负荷等)确定不变,且不对一、二次风门及各操作参数作任何调节,即进风完全由确定的燃烧器结构及运行特性自由分配。由于燃烧器负荷不变,所以一、二次风率也就代表了对应的一、二次风量。虽然这并非实际运行中经常出现的情况,但这些结论对于认识燃烧器内部的气体流动状况,设计、开发新型燃烧器仍是有益的。1.1 火盆、火道直径对一、二次风率的影响
图2所示为燃烧器一、二次风率 1, 2随火盆
直径D 1的变化关系曲线,火道直径D 2作为另一参数变量,在图中用不同的曲线来表示。从图2中可以看出:
图2 一、二次风率与火盆、火道直径的关系
a )一次风率 1随火盆直径D 1增大而单调增
加,而火道直径D 2对其影响非常小——不同火道直径的一次风率曲线基本重合,说明一次风率只与火盆直径有关;
b)二次风率 2随火盆直径D 1的增大开始时增加,到达最大值——峰值后逐渐降低,即二次风率与火盆直径呈单峰曲线变化关系;
c )火道直径D 2增大,二次风率 2的变化趋势不变,但曲线上移,也就是说二次风率随火道直径增大而增加;
d)当火盆直径D 1小到一定值后,二次风率
2小于0,即出现回流,也就是文献[1]中的回流特征点——Z 点。对于不同的火道直径,Z 点的位
置有所不同。
对以上结果分析得出:
a)燃烧器的过剩空气系数 ( = 1+ 2)同二次风率 2一样,也随着火盆直径呈单峰曲线变化,且随火道直径增大而增大,即总供风量呈现出与二次风量相同的变化规律;
b)对于任一火道直径都对应一定的火盆直径范围,在这一范围内,燃烧器可以获得较大的供风量,而超出这一范围,所能获得的供风量很小,不能满足燃烧的需求;
c)火道直径大,供风量也大。所以说,对于一定负荷的燃烧器,要满足供风需求,首先必须保证足够大的火道直径,否则供风量过小,无法满足燃烧需求。
计算还显示:火盆、火道长度对燃烧器气动特性的影响表现在其阻力系数的影响上,而阻力系数影响到一、二次风率的绝对值和相对值,但这一
?
22?石 油 化 工 设 备 技 术2001年
影响甚小,并没有使上述关系曲线的特征产生大的变化。实际上,在燃烧器设计中,火盆、火道长度的确定更多是从燃烧而非配风角度考虑,故而在此不作讨论。
一次风率随火盆直径增大而增加这一点很容易理解,因为火盆面积增大减小了火盆进口F 1的阻力和流动阻力;而其不受火道直径影响是因其流动受上游来流的影响大,而受下游的影响非常小。二次风率随火盆直径的变化情况则较为复杂:喷嘴的引射作用是一定的,在火盆直径较小时,由于火盆直径增大导致一次风速及火盆出口气流动量降低(见图5),使火盆出口气流压力降低,扩大了二次风进口的压差,此时火道进口F 2阻力尚小,故而二次风率增加,直至最大值;随着火盆直径的进一步增大,火道进口面积急剧减小,阻力急剧增大,成为影响气体流动的主要因素,二次风率开始降低,形成一条单峰曲线。
喷嘴的引射增压作用与炉膛负压(送风压力)是燃烧器供风的主要动力,而流动阻力则要限制空气的进入。也就是说一次风、二次风要同时受到喷嘴引射、火盆、火道进出口压差和气体流动阻力的三重作用,此消彼长,造成一、二次风量分配的变化。
1.2 进风口面积比对风量比的影响
图3所示为火盆直径与进风口面积比的关
系。图4所示为对应于图2的一、二次风量比
1/
2与一、二次风进口(即火盆、火道进口)面积比F 1/F 2之间的关系曲线,为便于说明,图4中还绘出了两比值的等值线—— 1/ 2=F 1/F 2。考虑到
一般燃烧器的火盆进口面积都小于火道进口面积,下面只就进风口面积比小于1这一段进行分析(参见图3,对应的火盆直径小于240～280mm ,即二次风率到峰值前一段。)
:
图3 火盆直径与进风口面积比的关系
图4 一、二次风量比与进风口面积比的关系
a )风量比随面积比增大而减小,并且这一曲
线是非线形的,可见,一、二次风量与进风口面积并不是简单的比例关系。造成这一结果的原因正是喷嘴的引射作用;
b )面积比小于0.6～0.7时,
1/ 2大于F 1/F 2,反映了喷嘴对一次风较强的引射作用;面积比
约0.6～0.7时, 1/ 2与F 1/F 2相等,此时一、二次风量的分配与进风口面积成比例;
c)对于同一F 1/F 2,随着火道直径的增大(此时火盆直径同时增大),曲线下移, 1/ 2减小,说明引射增压作用减弱,反过来说就是:火盆越小,喷嘴引射作用越强;
d)在面积比较小的范围内,风量比变化剧烈,而面积比较大时,风量比变化不大。这时,火盆、火道结构设计、制造上的误差不会对燃烧器性能造成大的影响。
1.3 火盆、火道直径对一、二次风速的影响图5所示为对应于图2的一、二次风速W 1,
W 2随火盆、火道直径D 1,D 2变化的关系曲线,结合图2可以看出:
图5 一、二次风速与火盆、火道直径的关系
a )火盆直径D 1增大,一次风速W 1单调降
低,二次风速W 2单调增加;
随着火盆直径增大,虽然一次风率增加,但由
?
23? 第22卷第2期单忠民等.燃烧器内部气体流动特性的计算及对燃烧器性能的影响
于火盆面积也增加,且幅度更大,致使一次风速降低。对于二次风,随着火盆直径增大,在峰值前一段,二次风率增加,而火道进口面积减小,故而二次风速有较大幅度增加;而在过了峰值后,虽然二次风率减小,但火道进口面积降低的幅度更大,致使二次风速仍有所增加,但增幅减缓,最终不再增加;
b )火道直径D 2的变化对一次风速W 1影响甚微;
c)火道直径D 2增大,与二次风率增加相反,二次风速曲线下移,即二次风速W 2降低。
以上结果说明:
a)对于通常结构的燃烧器,进风口面积比小于1,对应的火盆直径小于240～280mm ,一次风速基本上都大于二次风速。就是说,喷嘴对一次风较强、稳定的引射作用给一次风速的调节提供了很大的余地,因此,根据不同燃料特性的要求,可以通过结构设计调整一次风速、一次风量来改变它与空气的混合,达到稳定着火,强化燃烧的目的。
然而在实际燃烧器设计中,为了火焰稳定,一次风量与风速都不宜过高,这就限制了喷嘴引射作用的发挥;
b)相反,燃烧器设计要求二次风量要大,二次风速要高,但二次风速的提高要以减小风道面积——二次风量为代价。
图6中用实线和虚线分别绘出了分调式和统调式燃烧器一、二次风率 1, 2随火盆、火道直径D 1,D 2的变化关系。可以看出:由于统调式燃烧器一、二次风的相互关联,其变化关系与分调式略有不同,但差别不大,所以,以上讨论对统调式燃烧
器也是适用的。
图6 统调式与分调式燃烧器一、二次风率比较
以下的讨论中,选择火道直径D 2和一、二次
风进口面积比F 1/F 2两个参数为变量,火道直径反映燃烧器规格的大小,进风口面积比(相当于火盆、火道面积比)反映火盆大小及其与火道大小的对比。依此选定几种规格的燃烧器作为讨论对象,见表1、表2。表1所列三种规格燃烧器的火道直径不同,依其火道大小分别为1号、2号和3号燃烧器,主要结构特征为,一、二次风进口面积比为1∶3,接近于常用燃烧器。表中燃气喷孔孔径d g (代表燃烧器的负荷能力)是根据在相同操作条件下三种燃烧器供风量能够满足燃烧需要确定的。由于三种燃烧器负荷不同,因此即使它们的一、二次风率相同,一、二次风量也不同。表2所列四种规格燃烧器具有相同的火道直径、燃气喷孔孔径(负荷能力),但进风口面积比不同,依次为1-1号、1-2号、1-3号和1-4号燃烧器,在这里只要一、二次风率相同,一、二次风量就相同。
表1 三种不同负荷燃烧器的对比
燃 烧 器 序 号123火道直径D 2/m m 450400350燃气喷孔孔径d g /mm 12.0
10.79.4
进风口面积比(F 1/F 2)
1∶3
表2 四种不同进风口面积比燃烧器的对比
燃 烧 器 序 号1-1
1-2
1-3
1-4
火道直径D 2/m m 450燃气喷孔孔径d g /mm 12.0进风口面积比(F 1/F 2)
1∶11∶2
1∶3
1∶42 风门面积
2.1 风门面积对一、二次风率的影响
图7所示为燃烧器一、二次风率随风门面积H 的变化规律。由图7可以看出:
图7 风门面积对一、二次风率的影响
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24?石 油 化 工 设 备 技 术2001年
a)三种规格燃烧器的一、二次风率及其供风量都随风门面积增加而增大;
b)风门面积增加到一定值后,供风量达最大值(过剩空气系数 最大)不再增大。其后供风量
开始减小,达供风量最大值时的风门面积称为极限风门面积。
按通常的设计原则,燃烧器风门一般取为进风口面积和的1.2～1.5倍。通过对计算结果的分析可以得到:风门面积为进风口面积和的1.5倍时,燃烧器实际进风量达到极限风门面积时进风量最大值的99%以上,而风门面积为进风口面积和的1.2倍时,燃烧器实际进风量达最大值的97%以上。并且,这一风门面积已接近于燃烧器获得最大空气量的极限风门面积:分别为85%～99%和70%～80%,见表3。
表3 不同风门面积的空气量与最大空气量之比
燃 烧 器 序 号123
一、二次风进口面积和/
mm2
159043125663.696211.2
最大空气量/kg?s-1 1.049 1.066 1.063
极限风门面积/m m2240000204000168000风门面积为面积和的1.5
倍时的空气量与最大空
气量之比,
%1.049
1.063 1.055 10099.799.2
风门面积为面积和的1.2倍时的空气量与最大空气量之比,%1.033 1.043 1.034 98.597.897.3
1.5/1.2倍面积和与极限风门面积之比,%99.4/
79.5
92.4/
73.9
85.9/
68.7
2.2 一、二次风门面积比对一、二次风率的影响
图8、图9所示为燃烧器一、二次风率与一、二次风门面积比H1/H2的关系曲线,由于控制总风门面积不变,因此,一次风门面积随面积比增加而增加,二次风门面积随面积比增加而减小。计算所取总风门面积为各燃烧器的极限风门面积。
a)三种规格燃烧器的曲线基本重合,说明结构上相似的燃烧器的流动特性基本相同;
b)一次风率随面积比增大而增大,增大的幅度逐步降低,直至最大值并维持一段不变;二次风率随面积比增大逐步减小,减小的幅度逐步降低,直至最小值并维持一段不变。一、二次风率的这种变化实际上反映了一、二次风门面积的变化而引起的阻力变化对一、二次风分配的影响。其后,面积比约达1.5后,一次风率又有所减小,二次风率又有所增大;
图8 一、二次风率与风门面积比的关系
图9 风量比与面积比的变化关系
c)总风量随面积比的变化显示出与二次风相同的规律,表明二次风对燃烧器的重要影响;
d)风量比 1/ 2随面积比增大而增大,面积比约达1.5后有较大幅度降低;
e)面积比小于1时,风量比大于面积比,反映出喷嘴的引射作用的影响。
以上结果说明:
a)风门面积与进风口面积有一定的匹配关系,目前燃烧器设计所采用的风门面积与风口面积1.2～1.5倍的关系是合理的;
b)通过改变一、二次风门面积比可以控制
一、二次风量的分配。燃烧器风门设计时,应选择合适的一、二次风门面积比,使得在燃烧器运行调节时,两风门开度基本相当,以便于调节,也使风门面积得以充分利用。
风门面积超过极限风门面积后供风量降低(面积比达到约1.5后一、二次风率比降低)的异常变化反映了燃烧器内部气体流动的复杂性,由于实际风门设计都达不到这一值,所以在这里不予讨论。
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25
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第22卷第2期单忠民等.燃烧器内部气体流动特性的计算及对燃烧器性能的影响
3 风门的调风方式
以上对燃烧器的分析都是静态的,即燃烧器的负荷恒定不变,然而实际上燃烧器的负荷是随工艺要求不断变化的,因此分析燃烧器负荷变动、供风量变化时的配风情况才更有意义。
二次配风燃烧器风门的结构形式多种多样,但从调节方式上可分成两类:一、二次风分别调节和一、二次风统一调节。一、二次风分别调节是指燃烧器的一、二次风量分别由一次风门和二次风门单独调节,可称其为分调式燃烧器;而一、二次风统一调节是指燃烧器由同一风门调节总风量,一、二次风量则在燃烧器内部自由流动分配,在此称其为统调式燃烧器,分别见图1(a )、图1(b )。分调式燃烧器的特点是:调风机构复杂,调节麻烦,但可以随具体情况将一、二次风调节到最佳比例,使燃烧处于最优状态。统调式燃烧器的特点是:调风机构简单,但一、二次风比例无法调节,即一旦结构确定,不管负荷如何变动,一、二次风量都无法单独控制,这就可能造成在负荷变动或更换燃料品种时一、二次风比例失衡,对燃烧的稳定性和燃烧效率有不利影响,降低操作弹性。
国内设计的燃烧器大多为分调形式,在引进的装置中可经常见到统调形式的燃烧器。由于分调式燃烧器的一、二次风量可由一、二次风门随意调节,因此,其结构设计相对简单,即使设计有些缺陷,也可以通过一、二次风量的调节给予弥补。而统调式燃烧器的设计难度要大得多,需要对其内部气体流动特性有一个深刻的认识,否则,燃烧器的使用性能将大大降低。3.1 分调式燃烧器的调节
图10、图11分别显示了一、二次风门开度 1, 2的变化对分调式燃烧器一、二次风率的影响,三组曲线分别表示1号、2号和3号燃烧器的
特性。
图10 一次风门开度对一、二次风率的影响
图11 二次风门开度对一、二次风率的影响
a )三种规格燃烧器的曲线基本重合,说明结构上相似的燃烧器的流动特性基本相同;
b )随着一次风门开度 1增大,进风口面积增大,阻力减小,一次风量随之增加。一次风量的增加增大了火盆出口气流压力,导致二次风量减少;
c )二次风门开度 2增大,二次风量增加,而一次风量基本不变;
d)总供风量随一次风门开度增大而减少,而随二次风门开度增大而增多,都显示出与二次风相同的规律。
特别需要指出的是,一次风门的调节要引起二次风量的变动,并且总风量随一次风增大反而有所降低;而二次风门的调节不会引起一次风量大的变动,总风量随二次风变动而变动。
以上结果说明:通过一、二次风门的调节,既可以得到合适的供风量,也可以使一、二次风率达到合理的比例,以满足燃料燃烧的需要。3.2 统调式燃烧器的调节
图12所示为统调式燃烧器控制过剩空气系数 为1.15,一、二次风率随燃气压力p g 的变化曲线,图中点划线为一、二次风率比 1/ 2的变化曲线。
图12 统调式燃烧器的运行特性
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26?石 油 化 工 设 备 技 术2001年
a)随着燃气压力p g 的增大,一次风率逐渐减小,而二次风率逐渐增加,但总的来说变化不大。操作压力增大到一定程度时,总供风量与二次风量同步下降,不能满足燃烧需要,即燃烧器负荷无法提高;
b )对于这种规格的燃烧器,一、
二次风比随燃烧器负荷(操作压力)变化虽然很小,约为0.8～0.9,不仅远大于最佳运行状态的比例,而且无法通过风门的调节给予控制。
由于统调式燃烧器的一、二次风量比无法通过风门来调节,为了获得较为合理的比例,通过改变进风口面积比和火盆进口阻力系数 以求获得较为合理的风量比,结果见图13、图14
。
图13 进风口面积比对统调式
燃烧器运行特性的影响
图14 火盆进口阻力系数对统调式
燃烧器运行特性的影响
a)参看图13,与1-3号燃烧器(面积比1∶3)相比,1-2号燃烧器面积比增大(面积比1∶2),一
次风率增大,二次风率减小,致使风量比大于1,此时燃烧器负荷可进一步提高;1-4号燃烧器面积比减小(面积比1∶4),一次风率减小,二次风率增大,风量比随之减小至0.5,但是,此时燃气压力刚达到0.16
M Pa ,供风量即急剧降低,说明这种情况燃烧器操作弹性降低。也就是说,进风口
面积比减小,风量比也会减小,将降低燃烧器的操
作弹性。因此,为控制一次风率而缩小火盆直径是不可取的。
b)参看图14,与1-3号燃烧器(火盆阻力系数 =1)相比,阻力系数 增大,一次风率降低,二次风率增加。阻力系数增大到3时,风量比由原来的0.9减小至0.3,并且操作弹性也有大幅增加,可见,通过可靠手段增大火盆阻力系数是一种行之有效的办法。
在绪言中曾提到的统调式燃烧器的漏油问题,就是由于在这方面考虑不周造成的,其火盆、火道的设计依据仍为分调式燃烧器,所以火盆直径偏大、阻力系数偏小,造成一次风率过高,燃气时还不会有太大的问题,而燃油时就会造成火焰根部温度低,大量燃油不能及时着火,而二次风量小,风速低,难以带动油滴,致使油滴回落,产生漏油现象。在高负荷情况下,供风量又不足,更加剧了漏油现象的发生。所以,燃油燃烧器最好选用分调形式,这样既简化设计,又可提高燃烧器的操作性能。4 喷嘴结构
4.1 燃气压力对燃烧器内部气动特性的影响
燃气压力p g 的变化反映的是燃烧器负荷的变化,它对燃烧器气动特性的影响从配风角度反映了燃烧器的运行性能,结果见图15、图16、图17。
a )图15所示为燃烧器一、二次风率随燃气压力的变化。随燃气压力p g 增加,一、二次风率及过剩空气系数均单调下降,到一定程度后,过剩空气系数小于1,已不能满足完全燃烧的需要。这一点说明对于一定结构的燃烧器,其最大负荷是确定的。
图15 一、二次风率与燃气压力的关系
b)三种规格的燃烧器一、二次风率都很接
?
27? 第22卷第2期单忠民等.燃烧器内部气体流动特性的计算及对燃烧器性能的影响
近,说明结构上呈几何相似的燃烧器的流动特性是相同的。当燃气压力为0.2M Pa 时,2号燃烧器负荷为1号的79%,3号燃烧器负荷为1号的61%。相应的火道面积比也为79%和61%,可见,燃烧器配风所能达到的最大负荷与火道面积成简单的比例关系。除3.1条中风门面积的影响不同外,在同取极限风门面积后,3.2条中面积比的影响,4.1条、4.2条中分调式、统调式燃烧器的调节特性也都表明了这种比例关系。
进一步的计算分析表明,无论火盆、火道面积比为多少,都有以上比例关系。
c)总供风量G a 随燃气压力增大而减小。同时还表现出火道直径越大,总供风量也越大,见图16
。
图16 总供风量与燃气压力的关系
d)一次风率随燃气压力的降低幅度较小,二次风率较一次风率下降幅度大,表现在图17中,一、二次风率比随燃气压力增加而增大。这是由于喷嘴引射增压作用随燃气压力增加而增加,一方面增大了一次风量(但由于燃气量增加,一次风率降低),另一方面增大了火盆出口气流压力,致使二次风进口压差降低,
二次风率大幅降低。
图17 一、二次风量比与燃气压力的关系
e )图17还显示即使是同样的火盆、火道面积比,也有火盆面积越小,喷嘴引射作用越强的规
律。
进风口面积比改变时,燃烧器供风量G a 随燃气压力的变化呈现出不同的状况。图18显示的就是1-1号、1-2号、1-3号和1-4号燃烧器的配风特性:
a)随面积比减小,总供风量曲线随燃气压力增加而急剧减少;
图18 面积比对总供风量的影响
b)面积比为1∶1时,总供风量随燃气压力先是增加,而后降低,但变化幅度很小,此时燃烧器的供风量达到了最大状态。虽然如此,燃烧器设计并不取此值,因为供风量还可以通过增大火道直径来实现,而合理的一、二次风量比及风速比比减小火道尺寸更重要;
c )面积比过小时,供风量降低过多,将导致燃烧器负荷无法提高。4.2 喷嘴扩散角的影响
喷嘴扩散角的大小决定火焰的形状,而喷嘴对空气的引射作用是由燃气流的轴向而非径向动量形成的,因此喷嘴扩散角就对燃烧器一、二次风率产生了影响。图19、图20所示为喷嘴扩散半角!(见图1)对1号燃烧器一、二次风率的影响关系曲线。
图19 扩散角对一、二次风率的影响
a)随扩散半角!由0°扩大到90°,一次风率减小,二次风率增大,且幅度很大,相应的总供风量
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28?石 油 化 工 设 备 技 术2001年
大幅增加。表现出喷嘴引射增压作用减弱,使得火盆出口压力降低,
二次风量增加。
图20 扩散角对一、二次风量比的影响
反过来说,喷嘴的引射作用增加一次风量,但
降低二次风量。
b )扩散半角达90°
时,喷嘴已无引射作用,完全由炉膛负压引风,由于燃气与一次风同处于火盆通道,且流动通道比二次风通道长、阻力大,所以一、二次风量比(～0.2)小于其进风口的面积比(1∶3)。
c)一、二次风量比随扩散角增大而降低,说明喷嘴引射作用逐步降低,一、二次风量的分配更多地由其结构特性决定,火盆、火道面积比越大,一、二次风率比越大。
d)在计算条件下,炉膛负压为-981Pa,扩散半角由0°扩大到90°,一次风率降低约50%,即喷嘴的引射作用使一次风量增加了一倍,而二次风量则减少一半。可见喷嘴的引射作用影响是非常大的。
4.3 燃气喷嘴孔径的影响
对于额定负荷相同的燃烧器,如果额定操作压力不同,喷嘴孔径d g 也就不同,图21所示即为这种情况下一、二次风率的变化曲线。可以看出
:
图21 喷嘴孔径对一、二次风率的影响
a)各种孔径喷嘴的曲线具有相同的变化趋
势;
b )绘出不同孔径喷嘴等负荷条件下的一、
二次风率曲线 1, 2,可以看出:喷孔减小,达到同样负荷的额定压力增大,而一次风率增加,二次风率降低。至约0.2M Pa ——临界压力处,燃气速度不再增加,一、二次风率不再变化。说明对一、二次风的引射作用主要还是燃气速度(动量)的作用。相同结构燃烧器在燃气操作压力很低时,由于喷嘴引射作用降低,致使一次风率降低而二次风率增高,与高压燃气相比增减幅度约15%,但总供风量的变化幅度并不大,约2%～3%,不会对燃烧器运行产生大的影响。因此说,低压瓦斯燃烧器运行不好的原因不完全是风量不足,更有燃气喷出速度低,一次风速也低,致使燃气空气混合不好,造成火焰发飘无力,刚性差。
从以上的计算结果中看出,喷嘴的引射作用使一次风量增加,二次风量减少,相应的增大了一次风速,降低了二次风速。但如果仅仅要增加一次风量,通过增大火盆面积即可实现,而大的一次风速按目前的配风原则是不适宜的。因此,喷嘴的引射作用对燃烧器配风的影响该如何评价,或者如何有效地加以利用,有必要做进一步的探讨。5 结语
以上计算结果可归纳出:
a)一次风率随火盆直径增大而单调增加,但受火道直径的影响非常小;
b )二次风率随火盆直径的变化呈单峰曲线关系,且随火道直径增大而增加;
c)风门的调节方式对燃烧器的运行性能有很大影响,采用分调形式更有利。风门面积与火盆、火道进风口面积有一定的匹配关系,目前燃烧器设计原则中风门面积取进风口面积1.2～1.5倍的关系是合理的;
d )喷嘴的引射作用对一次风较强,致使一、二次风量的比例远大于其进口面积比。具体表现为:火盆越小,引射作用越强;燃气压力越高,引射作
用越强;喷嘴扩散角越小,引射作用越强;e )喷嘴的引射作用不仅极大地改变了一、
二次风的比例关系,而且因此改变了燃烧器的总供风量——总供风量与二次风量有完全一致的变化关系,表明了二次风对燃烧器供风的重要性等等。 从以上的计算与分析过程可以看出,影响燃
(下转第45页)
?
29? 第22卷第2期单忠民等.燃烧器内部气体流动特性的计算及对燃烧器性能的影响
而国标中,仅从垫片的压缩回弹性能,应力松弛各方面,给出了试样规格下的各种试验条件及规定指标;
c)国标和美标中,均对缠绕式垫片的加工工艺做出了较详细的规定,而且所述内容也基本相同;
d)国标对缠绕式垫片的运输、包装及贮存做出了详细的规定。而美标则没有这方面的规定。8 结束语
综上所述,由于国标所规定的缠绕式垫片其适用范围较广、介绍的内容其覆盖面也较大,因此每一项具体内容的指标及要求不很具体,要求也比较松。而美标规定的缠绕式垫片由于只适用于三种标准法兰,适用范围比较具体,针对性也较强,因此在指标的要求上也就比较严格具体。另外,由于国情的不同,美标在材料选择范围、标记、压力及压缩量也做出了具体详细的说明,特别是材料的选择范围比国标的选择范围要广。
在选择国产垫片替代进口垫片时,绝不可简单的替换。除针对美标选择国标中适宜的公称压力、公称直径外,还结合美标的一些具体要求,对国产垫片做出一些相吻合的技术要求,从而保证其互换性。
参考文献:
1 G B4622.1～4622.3—93缠绕式垫片[S]
2 A SM E B16.20—1993M eta llic Gaskets for Pipe Flang es—R ing-Jo int,Spiral-W ound,and Jacketed [S]
3 A N SI B16.5—1981Pipe Flanges and Flanged F itt ings [S]
(上接第29页)
烧器内部气体流动特性的因素如此之多,以致于在模拟计算时都不得不限制变量的个数,即便如此也难以完全反映各因素影响的全部内容。并且,各因素之间还相互密切关联,任一因素(火道直径、火盆、火道进口面积比、额定操作压力等等)的变动都会引起燃烧器配风特性很大的变动。比如燃烧器火盆、火道面积比从1∶1变为1∶2,供风量随燃气压力的变化曲线就产生了质的变化:从随压力略有增加到随压力大幅度降低(见图18)。所以,仅靠以上有限的计算结果,要从中找出燃烧器结构与配风关系上共性的、规律性的东西是远远不够的,还需要进行艰苦的探索。限于篇幅,本文只就一些目前应用中所关心的因素作了简单的说明而未做深入的分析探讨,事实上作者也感到很难对它作出完整、准确的阐述,比如火盆、火道面积比的选取、对喷嘴引射作用的认识等,更不用说形成一套行之有效的燃烧器设计方法。因此,作者以为:与其做一些词不达意、似是而非的解释,倒不如直接给出未加修饰的数据、结果,暴露出现的问题,让读者自己去分析、思考。作者推出此文的目的正在于此。
参考文献:
1 单忠民,刘超杰等.燃烧器内部气体流动特性的模拟计算[J].石油化工设备技术,1998,19(2):39～44
2 钱家麟,于遵宏,王兰田等.管式加热炉[M].北京:烃加工出版社,1987
3 李文辉.自然通风燃烧器风口及风门设计计算[J].
炼油设备设计,1982,(1)
(上接第16页)
五万立方米的原油储罐,储存介质为原油或汽油,实现双重密封后,相对于一次密封加挡雨板,每年可减少油气损失50t左右。增加二次密封的一次性投资可在1.5～2年内收回。具有显著的经济效益和社会效益。
BSM F型二次密封,其使用寿命可达8～10年,它适用于下列情况的外浮顶油罐:
a)按GBJ128—90《立式圆筒形钢制焊接油罐施工及验收规范》进行施工和验收的新建油罐。
b)浮盘与罐壁间环形设计间距为200～300mm。
c)罐壁变形较严重,但局部凹凸变形平缓且不大于20mm,环向焊缝错边量与焊缝余高总和不大于3m m的旧油罐。
d)浮盘运行时,浮盘与罐壁间环形间距的局部偏差不大于±100mm。
通过现场实际应用,BSM F型二次密封技术已达到国外同类产品的水平,完全可以取代进口产品。
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第22卷第2期尹远福.浅谈国标与美标关于缠绕式垫片的规定
oil gas,reduces and the unsafe factors decrease. It can protects the first seal against the enfluence of sun light,rain and snow,w ind and sand,and secure the quality o f storag e oil.
Keywords Ex ternal floating r oof oil tank,E-vapo ration of oil and gas,Loss,Secondary seal THE NEW WAY FOR SOLVING THE PROB-LEM ON C AUSTIC WASHING EMULSIFICA-TION OF DIESEL OIL
Ma J inlong,etc.X inj iang Wulumuqi p etr ochemi-cal comp any ref inery,P.C830019
Abstract By use of caustic w ashing electrofin-ing method to decr ease the acidity of straight-run diesel oil,serious diesel oil em ulsification pr oblem can occure often.In accordance w ith various facto rs affected the diesel oil emusifica-tio n,the technical pro fessional of Wulumuqi co mpany refiner y adopte relevant m easures,de-velop adjustable mixer and improve the process flow sheet,and obtaine relative good effect. Keywords Diesel oil,Refinement,Emulsifica-tio n,M ix er,Design
APPLICATION OF LIQUID-LIQUID COA-LESER ON DIESEL OIL HYDROFINING UNIT W ang Shengj un,Tang L iyan.Fuj ian ref ined and chemical Co.L td,P.C362117
Abstract After coke gas o il,catalytic diesel oil etc.,refine in hydrofining unit,the steam direct stripping m ethod is adopted usually to rem ove the im purity and light fr action,and to secure the targets of pr oduction diesel oil corro sion,flush po int etc.,To co nform to the quality require-ments.Since the stripping steam dir ectly con-tacted w ith oil and gas,after stripping,trace w a-ter existed in pro duction cannot be avoid.T his trace w ater accompany ing w ith diesel production w as enter ed to the production tank,and affected the pr oduction quality.After liquid-liquid co alscer techno logy of po-er filter Co Ltd.w as applied,the pro duction reached hig h quality. Keywords Diesel oil hydrog enate,Production refine,Liquid-Liquid coalscer,Application
THE CALCULATION OF INTERNAL GAS FLOW CHARACTERISTIC OF BURNER AND ITS INFLUENCE ON BURNER PROPERTY Shan Zhongmin,L iu Chaoj ie.L uoy ang p etroleum engineening comp any.equip ment r esearch insti-tute,P.C471003
Abstract In this article by means of mathemat-ics metho d,the construction characteristic size of seco ndary air distribution burner is analized and calculated(including fire po t,fir e path dia-menter,air g ate area,and burner diffusio n angle etc).T he calculating r esults denote that:1)T he pr im ary air rate is directly increasing with the increasing of fire pot diameter,but the influence of fire path diameter on it is very small;2)T he relatio nship betw een secondary air rate and the variance of fire po t diameter is single peak curve,and seco ndar y air rate is increase w ith the increase of fire pot diameter;3)T he influence of air g ate adjusting method o n the operating pro p-er ty of burner is very lar ge,and it is more adv an-tag eo us by the use of separated adjusting metho d.There are a cer tain matching relatio n-ship between air gate area and the areas of fire po t,fire path air inlet.It is reasonable to m ake air g ate ar ea equal to1.2～1.5times of air inlet area;4)T he burner injecting actio n on prim ary air is relatively stro ng,so the ratio betw een the quantilies of primary air and secondar y air is gr eatly larger than the ratio betw een the area of its inlets.It show s that:the sm aller fire pot,the stro ng er injecting actio n;the hig her fuel g as pr essure,the stronger injecting action;the small-er burner diffusion angle,the stro ng er injection action;5)The injecting action o f burner not only changes greatly the ratio between primary air and secondary air,but also chang es consequently the to tal air supply vo lum e of burner,the total air supply volume and secondary air vo lum e have the absolutely identical change relatio nship.It show s the im po rtance of fire path to the bur ner air supply and so on.
Keywords Burner,Structure,Gas dynamic fea-ture
INTRODUCTION TO PETROLEUM COKE AND ITS CIRC ULATION FLUIDIZED-BED BOILER TECHNOLOGY
Zhang Yangong.W uhan p etr ochemical p lant,P. C430082
Abstract The characteristic of petroleum co ke and the petro leum coke-buring pr ocess in circu-latio n fluidized-bed boiler are recom mended.T he boiler type and featur es of75t/h petroleum co ke-fir e cir culation fluidized-bed boiler,w hich is building just now in Wuhan petro chem ical plant, are reco mmended em phasisly.
Keywords Petrochemical coke,Desulfuriza-tio n,Circulatio n fluidization-bed boiler,High ef-feciency vertex separator
FULL CLOSED FALLBAC K TYPE C HECK
ABSTRACTS PET RO-CHEMICAL EQU IPMENT T ECHNOLOGY
Star ted P ublication in1980.Bimo nt hly.M ar.2001V ol.22N o.2
电机电流计算： 对于交流电三相四线供电而言，线电压是380，相电压是220，线电压是根号3相电压 对于电动机而言一个绕组的电压就是相电压，导线的电压是线电压（指A相 B相 C相之间的电压，一个绕组的电流就是相电流，导线的电流是线电流 当电机星接时：线电流＝相电流；线电压＝根号3相电压。三个绕组的尾线相连接，电势为零，所以绕组的电压是220伏 当电机角接时：线电流＝根号3相电流；线电压＝相电压。绕组是直接接380的，导线的电流是两个绕组电流的矢量之和 功率计算公式 p=根号三UI乘功率因数是对的 用一个钳式电流表卡在A B C任意一个线上测到都是线电流 极对数与扭矩的关系 n=60f/p n: 电机转速 60： 60秒 f: 我国电流采用50Hz p: 电机极对数 1对极对数电机转速：3000转/分；2对极对数电机转速：60×50/2=1500转/分在输出功率不变的情况下，电机的极对数越多，电机的转速就越低，但它的扭矩就越大。所以在选用电机时，考虑负载需要多大的起动扭距。 异步电机的转速n=(60f/p)×(1-s)，主要与频率和极数有关。 直流电机的转速与极数无关，他的转速主要与电枢的电压、磁通量、及电机的结构有关。n=(电机电压-电枢电流*电枢电阻)/(电机结构常数*磁通)。 扭矩公式 T=9550*P输出功率/N转速 导线电阻计算公式： 铜线的电阻率ρ＝0.0172， R＝ρ×L/S (L＝导线长度，单位：米，S＝导线截面，单位：m㎡) 磁通量的计算公式： B为磁感应强度,S为面积。已知高斯磁场定律为：Φ=BS 磁场强度的计算公式：H = N × I / Le 式中：H为磁场强度，单位为A/m；N为励磁线圈的匝数；I为励磁电流（测量值），单位位A；Le为测试样品的有效磁路长度，单位为m。 磁感应强度计算公式：B = Φ/ (N × Ae)B=F/IL u磁导率 pi=3.14 B=uI/2R 式中：B为磁感应强度，单位为Wb/m^2；Φ为感应磁通（测量值），单位为Wb；N为感应线圈的匝数；Ae为测试样品的有效截面积，单位为m^2。 感应电动势 1)E＝nΔΦ/Δt（普适公式）｛法拉第电磁感应定律，E：感应电动势(V)，n：感应线圈匝数，ΔΦ/Δt:磁通量的变化率｝ 磁通量变化率=磁通量变化量/时间磁通量变化量=变化后的磁通量-变化前的磁通量 2)E＝BLV垂(切割磁感线运动)｛L:有效长度(m)｝ 3)Em＝nBSω（交流发电机最大的感应电动势）｛Em:感应电动势峰值｝ 4)E＝BL2ω/2（导体一端固定以ω旋转切割）｛ω:角速度(rad/s)，V:速度(m/s)｝
2010年6月 目录 1、燃料 2、制粉系统与煤粉管道 3、百叶窗式水平浓淡分离燃烧器 4、燃烧器安装和调整中的注意事项 5、伸缩式油枪（简单机械雾化） 6、常规点火油、蒸汽、空气管路(见供货厂家相关说明) 7、微油点火及暖风器系统(见供货厂家相关说明) 8.点火操作(常规说明，详见供货厂家相关说明) 9、煤粉燃烧器的操作运行 附图 参考图纸
1、燃料 本工程为山东魏桥创业集团有限公司、山东魏桥铝电有限公司1217t/h供热机组锅炉，所用燃料如下： 1.1、煤质分析资料： 1.1.1 品种：贫煤
1.2 燃油，0#轻柴油 特性如下： 粘度（20℃） 恩氏粘度°E 1.2～1.67 运动粘度mm2/s 3.8～8.0 灰份，不大于 0.25% 硫含量，不大于 0.25%
机械杂质无 水份，不大于痕迹 C16H34 不小于 50% 闪点不低于65℃ 凝固点不高于0℃ 低位发热量 41870kJ/kg(10000kcal/kg) 2、制粉系统与煤粉管道 2.1制粉系统 本机组采用双进双出钢球磨正压冷一次风机直吹式，每台锅炉配三台MGS-4360型磨煤机，一台磨煤机对应二层一次风。煤粉细度R90=6%。，炉前原煤由储煤斗经过给煤机进入磨煤机两端的原煤入口，借助螺旋输送装置将原煤送入磨煤机筒内。 热风通过磨煤机两端中空轴内的热风管道进入磨煤机，热风携带煤粉通过磨煤机两端中空轴和热风管之间通道由输粉管道进入分离器，经分离合格的煤粉连同干燥介质形成风煤混合物（一次风）经煤粉管道输送至燃烧器进入炉膛内进行燃烧，不合格的煤粉返回磨煤机再次碾碎。磨煤机出口风量(即一次风总量)由通过磨煤机的风量和旁路风量之和。MGS-4360型双进双出磨煤机允许采用不对称运行方式，即从磨煤机一端进煤而在磨煤机一端或二端出煤粉，可以实现半台或一台磨煤机运行。 磨煤机的性能和运行请仔细阅读供货厂家说明书。 2.2煤粉管道 2.2.1煤粉管道的布置 本机组配三台磨煤机，于锅炉前呈一排布置。由每台磨煤机两端出来的风粉混合物经2×4根煤粉管道引至两层四角煤粉燃烧器的两层煤粉喷嘴。3台磨煤机共3×8根煤粉管道在磨煤机上部和给煤机层之间的空间内分6层成水平走向引至炉膛四角。为了更好适应各种工况的运行，煤粉管道对应的煤粉喷嘴层(自下至上)为A1，A2，B1，C1，C2，B2。
一、一般按以下三步进行电加热器的设计计算： 1.计算维持介质温度不变的前提下，实际所需要的维持温度的功率 2.计算从初始温度在规定的时间内加热至设定温度的所需要的功率 3.根据以上两种计算结果，选择加热器的型号和数量。总功率取以上二种功率的最大值并考虑系数。公式： 1.维持介质温度抽需要的功率 KW=C2M3△T/864+P 式中：M3每小时所增加的介质kg/h 2.初始加热所需要的功率 KW = ( C1M1△T + C2M2△T )÷ 864/P + P/2 式中：C1C2分别为容器和介质的比热（Kcal/Kg℃） M1M2分别为容器和介质的质量（Kg） △T为所需温度和初始温度之差（℃） H为初始温度加热到设定温度所需要的时间（h） P最终温度下容器的热散量（Kw） 二、电加热性能曲线下面是一些在电加热计算中经常要用到的性能曲线。
三、设计计算举例： 有一只开口的容器，尺寸为宽500mm，长1200mm，高为600mm，容器重量150Kg。内装500mm高度的水，容器周围都有50mm的保温层，材料为硅酸盐。水需3小时内从15℃加热至70℃，然后从容器中抽取20kg/h 的70℃的水，并加入同样重量的水。需要多大的功率才能满足所要的温度。 技术数据： 1、水的比重：1000kg/m3 2、水的比热：1kcal/kg℃ 3、钢的比热：kg℃ 4、水在70℃时的表面损失4000W/m2 5、保温层损失（在70℃时）32W/m2 6、容器的面积：
7、保温层的面积： 初始加热所需要的功率： 容器内水的加热：C1M1△T = 1×（×××1000）×(70－15) = 16500 kcal 容器自身的加热：C2M2△T = ×150×(70－15) = 990 kcal 平均水表面热损失：× 4000W/m2 × 3h × 1/2 × 864/1000 = kcal 平均保温层热损失：× 32W/m2 × 3h × 1/2 × 864/1000 = kcal (考虑20%的富裕量) 初始加热需要的能量为：（16500 + 990 + + ）× = kcal/kg℃ 工作时需要的功率： 加热补充的水所需要的热量：20kg/H × (70－15)×1kcal/kg℃ = 1100kcal 水表面热损失：× 4000W/m2 × 1h × 864/1000 = kcal 保温层热损失：× 32W/m2 × 1h × 864/1000 = kcal （考虑20%的富裕量） 工作加热的能量为：（1100 + + ）× = kcal/kg℃ 工作加热的功率为：÷864÷1 = kw 初始加热的功率大于工作时需要的功率，加热器选择的功率至少要。 最终选取的加热器功率为35kw。
最全的功率计算公式 概述 ? ? ? ?功率包括电功率、机械功率。电功率又包括直流电功率、交流电功率和射频功率；交流功率又包括正弦电路功率和非正弦电路功率；机械功率又包括线位移功率和角位移功率，角位移功率常见于电机输出功率；电功率还可分为瞬时功率、平均功率（有功功率）、无功功率、视在功率。在电学中，不加特殊声明时，功率均指有功功率。在非正弦电路中，无功功率又可分为位移无功功率，畸变无功功率，两者的方和根称为广义无功功率。 本文列出了上述所有功率计算公式，文中p(t)指瞬时功率。u(t)、i(t)指瞬时电压和瞬时电流。U、I指电压、电流有效值，P指平均功率。 1普遍适用的功率计算公式 在电学中，下述瞬时功率计算公式普遍适用
在力学中，下述瞬时功率计算公式普遍适用 在电学和力学中，下述平均功率计算公式普遍适用 W为时间T内做的功。 在电学中，上述平均功率P也称有功功率，P=W/T作为有功功率计算公式普遍适用。 在电学中，公式（3）还可用下述积分方式表示 其中，T为周期交流电信号的周期、或直流电的任意一段时间、或非周期交流电的任意一段时间。电学中，公式（3）和（4）的物理意义完全相同。 电学中，对于二端元件或二端电路，下述视在功率计算公式普遍适用： 2直流电功率计算公式 已知电压、电流时采用上述计算公式。
已知电压、电阻时采用上述计算公式。 已知电流、电阻时采用上述计算公式。 针对直流电路，下图分别列出了电压、电流、功率、电阻之间相互换算关系。 ? 3正弦交流电功率计算公式 正弦交流电无功功率计算公式： 正弦交流电有功功率计算公式： 正弦电流电路中的有功功率、无功功率、和视在功率三者之间是一个直角三角形的关系： 当负载为纯电阻时，下式成立：
电功率的计算公式 电功率的计算公式，用电压乘以电流，这个公式是电功率的定义式，永远正确，适用于任何情况。 对于纯电阻电路，如电阻丝、灯炮等，可以用“电流的平方乘以电阻”“电压的平方除以电阻”的公式计算，这是由欧姆定律推导出来的。 但对于非纯电阻电路，如电动机等，只能用“电压乘以电流”这一公式，因为对于电动机等，欧姆定律并不适用，也就是说，电压和电流不成正比。这是因为电动机在运转时会产生“反电动势”。 例如，外电压为8伏，电阻为2欧，反电动势为6伏，此时的电流是（8－6）/2＝1（安），而不是4安。因此功率是8×1＝8（瓦）。 另外说一句焦耳定律，就是电阻发热的那个公式，发热功率为“电流平方乘以电阻”，这也是永远正确的。 还拿上面的例子来说，电动机发热的功率是1×1×2＝2（瓦），也就是说，电动机的总功率为8瓦，发热功率为2瓦，剩下的6瓦用于做机械功了。 电工常用计算公式 一、利用低压配电盘上的三根有功电度表，电流互感器、电压表、电流表计算一段时间内的平均有功功率、现在功率、无功功率和功率因数。 （一）利用三相有功电度表和电流互感器计算有功功率
式中 N——测量的电度表圆盘转数 K——电度表常数（即每kW·h转数） t——测量N转时所需的时间S CT——电流互感器的变交流比 （二）在三相负荷基本平衡和稳定的情况下，利用电压表、电流表的指示数计算视在功率 （三）求出了有功功率和视在功率就可计算无功功率 （四）根据有功功率和现在功率，可计算出功率因数 例1某单位配电盘上装有一块500转／kW·h电度表，三支100／5电流互感器，电压表指示在400V，电流表指示在22A，在三相电压、电流平衡稳定的情况下，测试电度表圆盘转数是60S转了5圈。求有功功率、现在功率、无功功率、功率因数各为多少？ [解]①将数值代入公式（1），得有功功率P＝12kW ②将数值代入公式（2）；得视在功率S=15kVA ③由有功功率和视在功率代入公式（3），得无功功率Q=8l kVar ④由有功功率和现在功率代入公式（4），得功率因数cosφ= 0．8 二、利用秒表现场测试电度表误差的方法 （一）首先选定圆盘转数，按下式计算出电度表有N转内的标准时间 式中 N——选定转数 P——实际功率kW K——电度表常数（即每kW·h转数） CT——电流互感器交流比 （二）根据实际测试的时间（S）。求电度表误差
电机功率计算公式 选用的电机功率：N=（Q/3600）*P/（1000*η）*K 其中风量Q单位为m3/h，全压P单位为Pa，功率N单位为kW，η风机全压效率(按风机相关标准，全压效率不得低于0.7,实际估算效率可取小些,也可以取0.6,小风机取小值,大风机取大值)，K为电机容量系数,参见下表。 1、离心风机 2、轴流风机：1.05-1.1，小功率取大值，大功率取小值。 选用的电机功率N=（Q/3600）*P/（1000*η）*K 风机的功率P（KW）计算公式为P=Q*p/（3600*1000*η0* η1） Q—风量，m3/h； p—风机的全风压，Pa； η0—风机的内效率，一般取0.75~0.85，小风机取低值、大风机取
高值。 η1—机械效率： 1、风机与电机直联取1； 2、联轴器联接取0.95~0.98； 3、用三角皮带联接取0.9~0.95； 4、用平皮带传动取0.85。 如何计算电机的电流： I=（电机功率/电压）*c 功率单位为KW 电压单位：KV C：0.76（功率因数0.85和功率效率0.9乘积）
解释一下风机轴功率计算公式：N=QP/1000*3600*0.8*0.98 Q是流量，单位为m3/h，p是全风压，单位为Pa(N/m2)。 注意：功率的基本单位是W，在动力学中，W=N.m/s。 QP的单位为N.m/h=W*3600。 风机轴功率一般用kW表示。 1000是将W换算为kW。 3600将小时换算为秒。 上述计算获取的是风机本身的输出功率，风机轴功率是指风机的输入功率，也等于电机的输出功率。风机输出功率除以转换效率就是风机的轴功率。 0.8是风机内效率估计值。 0.98是机械效率估计值。
三相电总功率计算公式解读 三相电功率计算公式包括三种功率，有功功率P、无功功率Q和视在功率S。对于对称负载来说，三种功率计算公式均比较简单，相对测量也比较简单，也只需测量一路电量信号即可。 对于要求精度较高的场合，我必须采用两表法或者三表法来测量三相功率。 电压与电流之间的相位差（）的余弦叫做功率因数，用符号cos表示，在数值上，功率因数是有功功率和视在功率的比值，即cos=P/S 三种功率和功率因素cos是一个直角功率三角形关系：两个直角边是有功功率、无功功率，斜边是视在功率。 有功功率平方+无功功率平方=视在功率平方。三相负荷中，任何时候这三种功率总是同时存在：视在功率S=1.732UI 有功功率P=1.732UIcos 无功功率Q=1.732UIsin 功率因数cos=P/S sin=Q/S 如供电电压是交流三相电，每相电压为220V， 已知电机额定电压为380V，额定电流为15A，请问，： 1、当三相异步电机在星形启动时，电功率计算公式是否为：根号3*U*I*功率因数，U是380V还是220V？ 2、当三相异步电机在角形运转时，电功率计算公式是否为：根号3*U*I*功率因数，U是380V还是220V？ 1》供电电压是交流三相电，每相电压为220V，电机额定电压为380V，额定电流为15A （应该是15KW△接的），可将电机改为Y接以适应三相220V运行，其计算公式U＝220V，电压低了，电流大了，功率保持不变。 2》当三相电压为380V时，三相异步电机在原有接法中不论Y接还是△接，其计算公式U＝380V。 3》当三相电压为380V时，三相异步电机原为△接法改为Y接法时，因其绕组原来是承受380V的，改Y接法后其绕组能承受380V电压的根号3倍（即3801.732660V），绕组
电机的耗电量的公式计 算 -CAL-FENGHAI.-(YICAI)-Company One1
电机的耗电量以以下的公式计算：耗电度数=(根号3）X 电机线电压 X 电机电流 X 功率因数) X 用电小时数/1000 电机的额定功率是750W，采用星形接法，接在三相380伏的电源上，用变频器监测电流是1.1A；我又用钳形电流表进行测量，测得每相电流为1.1A，这就说明变频器和钳形电流表测得的电流是一致的。因为电机是星形接法，线电压是相电压的倍，线电流等于相电流，电机实际消耗的功率：380×× = 724 W，这样电机实际消耗的功率就接近于电机的额定功率。如果电机是三角形接法，线电压等于相电压，线电流是相电流的倍，电机实际消耗功率的计算是一样的。 这就说明：三相交流电机实际消耗的功率就等于线电压 × 线电流。 电机额定功率为450kW，功率因数为，电机效率为％，现运行中发现电流为40A，电压为6000V，那么怎么正确计算电机的各项功率以及电机有功及无功的损耗 高压电机一般为三相电机. 视在功率=×6000×40= 有功功率 =×6000×40×= 无功功率=(视在功率平方减有功功率平方开根二次方) 有功损耗=有功功率×%)=×= 无功损耗=无功功率×%)=×= 注明:
电机不运行于额定状况,效率及功率因数是有偏差的,上述数值只能为理论值,可能与实际会有点小偏差。 因为铭牌上所标的额定功率是电机能输出的机械功率，所以不等于电压和电流的乘积就象一个10KW的电动机，他能输出的机械功率是10KW，但它所消耗的电功率要大于10KW，三相电动机的功率计算公式：P=*U*I*cosΦ . 三相异步电动机功率因数 异步电动机的功率因数不是一个定数，它与制造的质量有关，还与负载率的大小有关。为了节约电能，国家强制要求电机产品提高功率因数，由原来的到提高到了现在的到，但负载率就是使用者掌握的，就不是统一的了。过去在电机电流计算中功率因数常常取，现在也常常是取。 2.实际功率和额定功率 三相异步电动机的功率计算公式就是*线电压*线电流*功率因数。那你的实际电压是395V，实际电流是140A，那么它的实际功率就是： *395*140*=81kw 如果是空载，功率因数还要小，功率也就还要少，消耗电能也就少。
三、电加热器设计计算举例： 有一只开口的容器，尺寸为宽500mm，长1200mm，高为600mm，容器重量150Kg。内装500mm高度的水，容器周围都有50mm的保温层，材料为硅酸盐。水需3小时内从15℃加热至70℃，然后从容器中抽取20kg/h的70℃的水，并加入同样重量的水。需要多大的功率才能满足所要的温度。 技术数据： 1、水的比重：1000kg/m3 2、水的比热：1kcal/kg℃ 3、钢的比热：0.12kcal/kg℃ 4、水在70℃时的表面损失4000W/m2 5、保温层损失（在70℃时）32W/m2 6、容器的面积：0.6m2 7、保温层的面积：2.52m2 初始加热所需要的功率： 容器内水的加热：C1M1△T = 1×（0.5×1.2×0.5×1000）×(70－15) = 16500 kcal 容器自身的加热：C2M2△T = 0.12×150×(70－15) = 990 kcal 平均水表面热损失：0.6m2 ×4000W/m2 ×3h ×1/2 ×864/1000 = 3110.4 kcal 平均保温层热损失：2.52m2 ×32W/m2 ×3h ×1/2 ×864/1000 = 104.5 kcal (考虑20%的富裕量)
初始加热需要的能量为：（16500 + 990 + 3110.4 + 104.5）×1.2 = 70258.8 kcal/kg℃ 工作时需要的功率： 加热补充的水所需要的热量：20kg/H ×(70－15)×1kcal/kg℃= 1100kcal 水表面热损失：0.6m2 ×4000W/m2 ×1h ×1/2 x 864/1000 = 1036.8kcal 保温层热损失：2.52m2 ×32W/m2 ×1h ×1/2 x864/1000 = 34.84 kcal （考虑20%的富裕量） 工作加热的能量为：（1100 +1036.8 + 34.84）×1.2 = 2605.99 kcal/kg℃工作加热的功率为：2605.99÷864÷1 = 3.02kw 初始加热的功率大于工作时需要的功率，加热器选择的功率至少要27.1kw。 最终选取的加热器功率为35kw。
电机功率计算公式 Company Document number：WUUT-WUUY-WBBGB-BWYTT-1982GT
一，电机额定功率和实际功率的区别 是指在此数据下电机为最佳工作状态。 额定电压是固定的，允许偏差10%。 电机的实际功率和实际电流是随着所拖动负载的大小而不同； 拖动的负载大，则实际功率和实际电流大； 拖动的负载小，则实际功率和实际电流小。 实际功率和实际电流大于额定功率和额定电流，电机会过热烧毁； 实际功率和实际电流小于额定功率和额定电流，则造成材料浪费。 它们的关系是： 额定功率=额定电流IN*额定电压UN*根3*功率因数 实际功率=实际电流IN*实际电压UN*根3*功率因数 二，280KW水泵电机额定电流和启动电流的计算公式和相应规范出处 (1)280KW电机的电流与极数、功率因素有关一般公式是：电流＝((280KW/380V)0.8.5机的电流怎么算 答：⑴当电机为单相电机时由P=UIcosθ得：I=P/Ucosθ,其中P为电机的额定功率，U为额定电压，cosθ为功率因数； ⑵当电机为三相电机时由P=√3×UIcosθ得：I=P/(√3×Ucosθ),其中P为电机的额定功率，U为额定电压，cosθ为功率因数。 功率因数
在交流电路中，电压与电流之间的相位差(Φ)的余弦叫做功率因数，用符号 cosΦ表示，在数值上，功率因数是有功功率和视在功率的比值，即cosΦ=P/S 功率因数的大小与电路的负荷性质有关，如白炽灯泡、电阻炉等电阻负荷的功率因数为1，一般具有电感或电容性负载的电路功率因数都小于1。功率因数是电力系统的一个重要的技术数据。功率因数是衡量电气设备效率高低的一个系数。功率因数低，说明电路用于交变磁场转换的无功功率大，从而降低了设备的利用率，增加了线路供电损失。所以，供电部门对用电单位的功率因数有一定的标准要求。 (1) 最基本分析：拿设备作举例。例如：设备功率为100个单位，也就是说，有100个单位的功率输送到设备中。然而，因大部分电器系统存在固有的无功损耗，只能使用70个单位的功率。很不幸，虽然仅仅使用70个单位，却要付100个单位的费用。在这个例子中，功率因数是 (如果大部分设备的功率因数 小于时，将被罚款)，这种无功损耗主要存在于电机设备中(如鼓风机、抽水机、压缩机等)，又叫感性负载。功率因数是马达效能的计量标准。 (2) 基本分析：每种电机系统均消耗两大功率，分别是真正的有用功(叫千瓦)及电抗性的无用功。功率因数是有用功与总功率间的比率。功率因数越高，有用功与总功率间的比率便越高，系统运行则更有效率。 (3) 高级分析：在感性负载电路中，电流波形峰值在电压波形峰值之后发生。两种波形峰值的分隔可用功率因数表示。功率因数越低，两个波形峰值则分隔越大。保尔金能使两个峰值重新接近在一起，从而提高系统运行效率。 对于功率因数改善
燃气燃烧器
目录 1..燃烧器描述------------------------------------------------------1 1.1燃烧机附件--------------------------------------------------1 1. 2 燃烧机随机附件 2..技术资料---------------------------------------------------------2 2.1技术资料-----------------------------------------------------2 2外观尺寸-----------------------------------------------------2 2.3燃烧范围-----------------------------------------------------3 3..安装--------------------------------------------------------------4 -----4 4 5 5 4..7 7 4.------8 5.. -----7 5.------8 5.-------8 9 -----9 9 9 9 ６.9 ７故------10
燃烧器描述(图1) 燃烧器符合IP40,90/396/EEC; PIN 0085BN0609电保护等级 ◆CE标志指90/396/EEC;PIN燃气使用标准 ◆符合标准:EMC89/336/EEC,73/23/EEC,98/37/EEC,92/42/EEC. ◆阀门组符合EN676. 1 –带绝热石棉垫的法兰 2 –燃烧头 3 –燃烧程控器 4 –带锁定灯的覆归按钮 5 –风门调节控制器 6 –燃烧头设定螺丝 7 –空气压力开关8 –燃烧室压力测点(连接瓦斯电磁阀) 9 –控制燃烧器双段/比例输出的4孔插座10 –7孔插座(燃烧机供给) 11–电磁阀组的6孔插座12 –压力测点(连接瓦斯电磁阀)
电机： 电机（英文：Electric machinery，俗称“马达”）是指依据电磁感应定律实现电能转换或传递的一种电磁装置。 电机在电路中是用字母M（旧标准用D）表示，它的主要作用是产生驱动转矩，作为用电器或各种机械的动力源，发电机在电路中用字母G表示，它的主要作用是利用机械能转化为电能。 电机功率计算公式： 电机功率算公式： 1、三相：P＝1.732×UI×cosφU是线电压，某相电流。 当电机电压是380伏时，可以用以下的公式计算： 电机功率=根号3*0。38*电流*0。8 将1千瓦代入上式，可以得到电流等于1.9A。 2、P=F×v÷60÷η 公式中P功率(kW)，F牵引力(kN)，v速度(m/min)，η传动机械的效率，一般0.8左右。 本例中如果取η=0.8,μ=0.1,k=1.25，则： P=F×v÷60÷η×k=0.1×400×60÷60÷0.8×1.25=62.5 kW 电机电流计算公式： 单相电机电流计算公式 I=P/(U*cosfi) 例如：单相电压U=0.22KV，cosfi=0.8则I=P/(0.22*0.8)=5.68P 三相电机电流计算公式
I=P/(1.732*U*cosfi) 例如：三相电压U=0.38KV，cosfi=0.8则 I=P/(1.732*0.38*0.8)=1.9P 根据经验220V:KW/6A、380V:KW/2A、660V:KW/1.2A、3000V:4KW/1A 功率包括电功率、机械功率。电功率又包括直流电功率、交流电功率和射频功率；交流功率又包括正弦电路功率和非正弦电路功率；机械功率又包括线位移功率和角位移功率，角位移功率常见于电机输出功率；电功率还可分为瞬时功率、平均功率（有功功率）、无功功率、视在功率。在电学中，不加特殊声明时，功率均指有功功率。在非正弦电路中，无功功率又可分为位移无功功率，畸变无功功率，两者的方和根称为广义无功功率。 功率可分为电功率，力的功率等。故计算公式也有所不同。 功率功率电功率计算公式：P=W/t=UI； 在纯电阻电路中，根据欧姆定律U=IR代入P=UI中还可以得到：P=I2R=(U2)/R 在动力学中：功率计算公式：1.P=W/t（平均功率）2.P=FV；P=Fvcosα（瞬时功率） 因为W=F（F力）×S（s位移）（功的定义式），所以求功率的公式也可推导出P=F·v：P=W/t=F*S/t=F*V（此公式适用于物体做匀速直线运动）
（感谢您选择本公司的产品，使用前请仔细阅读本说明书）回转窑多通道煤气两用燃烧器 说 明 书 郑州恒华建材机械配件有限责任公司
目录 一、概述....................................................... 二型、系列煤煤气两用燃烧器的结构和工作原理-------------------- 三、现场安装要求 ---------------------------------------------------------- 四、点火及火焰的调整 ---------------------------------------------------- 五、维护和检俢 ------------------------------------------------------------ 六、常见故障及排除 ------------------------------------------------------ 七、对操作人员的要求 --------------------------------------------------- 八、对煤粉系统的要求 -------------------------------------------------- 九、特殊说明 --------------------------------------------------------------- 概述
水泥工业是耗能大户，其能耗主要包括：一是热耗约占80％，二是电耗约占20％，当前绝大部分的回转窑都是烧煤，目前我国许多水泥厂的煤耗占水泥成本的30％以上，因此成为当今水泥行业十分关注的，也是最重要的技术经济指标。而节煤的根本途径就是采用先进的工艺技术装备。在二十世纪七十年代以前，回转窑普遍使用单风道煤粉燃烧器，它的结构简单，但能耗高、环境污染大。随着世界能源的日益紧张，国外一些水泥行业发达国家的著名公司在新型干法窑上率先使用双风道和三风道煤粉燃烧器。我国起步较晚，于九十年代相继有几家设计院和公司推出三风道和四风道煤粉燃烧器，在推广于新型干法窑的同时，也广泛推广于湿法窑，取得了较为满意的效果。 我公司在吸收消化国外著名公司先进技术的同时，扬长补短，吸取众家之长，克服局部不足，研究和设计制造出HH 系列多风道燃烧器。为了进一步完善HH 系列多通道煤气两用燃烧器，HH 系列多通道煤气两用燃烧器是国内唯一通过鉴定的最新一代高效节能燃烧器，结构属国内首创，主要技术经济指标处于国内领先水平，可替代同类进口产品，产品已在全国十多个省、区的预热器窑、预分解窑和湿法窑上，利用工业废气作为燃料煅烧物料，达到节能减排废物利用的目的。 二OO 一年，我公司又开发出适应性更强的五-六风道
最全的功率计算公式 功率包括电功率、机械功率。电功率又包括直流电功率、交 流电功率和射频功率；交流功率又包括正弦电路功率和非正弦电 路功率；机械功率又包括线位移功率和角位移功率，角位移功率 常见于电机输出功率；电功率还可分为瞬时功率、平均功率（有 功功率）、无功功率、视在功率。在电学中，不加特殊声明时， 功率均指有功功率。在非正弦电路中，无功功率又可分为位移无 功功率，畸变无功功率，两者的方和根称为广义无功功率。本文 列出了上述所有功率计算公式，文中p(t)指瞬时功率。u(t)、i(t)指瞬时电压和瞬时电流。U、I指电压、电流有效值，P指平均功率。1普遍适用的功率计算公式 在电学中，下述瞬时功率计算公式普遍适用 在力学中，下述瞬时功率计算公式普遍适用 在电学和力学中，下述平均功率计算公式普遍适用 W为时间T内做的功。 在电学中，上述平均功率P也称有功功率，P=W/T作为有功功率计算公式普遍适用。 在电学中，公式（3）还可用下述积分方式表示 其中，T为周期交流电信号的周期、或直流电的任意一段时间、或非周期交流电的任意一段时间。电学中，公式（3）和 （4）的物理意义完全相同。
电学中，对于二端元件或二端电路，下述视在功率计算公式普遍适用： 2直流电功率计算公式 已知电压、电流时采用上述计算公式。 已知电压、电阻时采用上述计算公式。 已知电流、电阻时采用上述计算公式。 针对直流电路，下图分别列出了电压、电流、功率、电阻之间相互换算关系。3正弦交流电功率计算公式 正弦交流电无功功率计算公式： 正弦交流电有功功率计算公式： 正弦电流电路中的有功功率、无功功率、和视在功率三者之间是一个直角三角形的关系： 当负载为纯电阻时，下式成立： 此时，直流电功率计算公式同样适用于正弦交流电路。4非正弦交流电功率计算公式 非正弦交流电功率计算公式采用普适公式（3）或（4） 对于周期非正弦交流电，将周期交变电压电流进行傅里叶变换，展开为傅里叶级数，有功功率计算公式还可表示为：上式中，当n仅取一个值时，例如：n=1，上式成为基波有功功率计算公式；n=3，上式成为三次谐波有功功率计算公式。
力，功，功率之间的计算 功率 功率表征作功快慢程度的物理量。单位时间内所作的功称为功率，用P表示。故功率等于作用力与物体受力点速度的标量积。指物体在单位时间内所做的功，即功率是表示做功快慢的物理量。 功率（英语：power）是单位时间内做功的大小或能量转换的大小。若是在时间内所做的功，这段时间内的平均功率由下式给出：瞬时功率是指时间趋近于0时的平均功率：在讨论能量转换问题时，有时用字母代替。 功率Power 表示做功快慢程度的物理量。做功的量与做功所用时间之比称为功率，它在数值上等于单位时间内所做的功，用P表示。若在时间间隔dt内作功dA，则功率为故功率等于作用力与物体受力点速度的标量积。 计算公式 功率可分为电功率，力的功率等。故计算公式也有所不同。 电功率计算公式：P=W/t =UI，根据欧姆定律U=IR代入P=UI中还可以得到： P=I*IR=(U*U)/R 在动力学中：功率计算公式：P=W/t（平均功率）；P=Fvcosa（瞬时功率） 因为W=F（f 力）×S（s位移）（功的定义式），所以求功率的公式也可推导出P=F·v （当v表示平均速度时求出的功率为相应过程的平均功率，当v表示瞬时速度时求出的功率为相应状态的瞬时功率）。 公式中的P表示功率，单位是“瓦特”，简称“瓦”，符号是W。 W表示功。单位是“焦耳”，简称“焦”，符号是J。 T表示时间，单位是“秒”，符号是"s"。
力的功率为p=w/t 提升物体做功公式：W有= Gh = mgh 单位 P表示功率，单位是“瓦特”，简称“瓦”，符号是“W”。W表示功，单位是“焦耳”，简称“焦”，符号是“J”。“t”表示时间，单位是“秒”，符号是“s”。 功率越大转速越高，汽车的最高速度也越高，常用最大功率来描述汽车的动力性能。最大功率一般用马力（PS）或千瓦（kW）来表示，1马力等于0.735千瓦。1W=1J/s 关于力的计算公式 ⒈力(F):力是物体对物体的作用。物体间力的作用总是相互的。 力的单位:牛顿(N)。 测量力的仪器:测力计;实验室使用弹簧测力计。
输送机的电机功率怎么计算 本文由临沂瑞威自动化设备有限公司技术部总结发布： 输送机速度0.1m/s 输送重量16kg 链板重量也已知水平输送输送链拉力P=F*V，在水平中 F就是摩擦力f，而不是重力，要是数值向上的话就用重力。还有功率一定要选大于网带输送机使用功率 。1、定义计算方法：减速比=输入转速÷输出转速。2、通用计算方法：减速比=使用扭矩÷9550÷电机 功率×电机功率输入转数÷使用系数。3、齿轮系计算方法：减速比=从动齿轮齿数÷主动齿轮齿数（如 果是多级齿轮减速，那么将所有相啮合的一对齿轮组的从动轮齿数÷主动轮齿数，然后将得到的结果相 乘即可。4、皮带、链条及摩擦轮减速比计算方法：减速比=从动轮直径÷主动轮直径。 电动机的功率，应根据生产机械所需要的功率来选择，尽量使电动机在额定负载下运行。选择时应注意 以下两点： ①如果电动机功率选得过小．就会出现"小马拉大车"现象，造成电动机长期过载．使其绝缘因发热而 损坏．甚至电动机被烧毁。 ②如果电动机功率选得过大．就会出现"大马拉小车"现象．其输出机械功率不能得到充分利用，功率 因数和效率都不高，不但对用户和电网不利。而且还会造成电能浪费。 要正确选择电动机的功率，必须经过以下计算或比较： P=F*V /1000 (P=计算功率 KW， F=所需拉力 N，工作机线速度 M/S) 对于恒定负载连续工作方式，可按下式计算所需电动机的功率： P1(kw)：P=P/n1n2 式中 n1为生产机械的效率；n2为电动机的效率，即传动效率。 按上式求出的功率P1，不一定与产品功率相同。因此．所选电动机的额定功率应等于或稍大于计算所得
燃烧机 操作说明书 内容： ?DCM-10～DCM-60 燃烧机基本规范及特性 ?燃烧机各部名称 ?使用方法及操作顺序 ?异常时的检查方法
?火炎状态与颜色 ?燃烧机发热量控制示意图?定期维修与保养
DCM-10～DCM-60 燃烧机基本规范及特性 正英 SHOEI的DCM-10～DCM-60瓦斯燃烧机， 大，小火比例 ( TURN DOWN RATIO ) 20 : 1 ?点火方式 使用点火变压器，间歇点火方式。 ?操作方法 由温度控制比例马达（CONTROL MOTOR）作火焰强弱之控制。 特性： 1．燃烧安定应用范围广。 2．点火器结构简单，动作可靠。 3．主燃烧部分能进行高–低–关控制。 4．设计有安全可靠的火焰检测器。 5．设计有2mm厚的高强度空气反射板。 6．箱体采用强度高的不锈钢材料。 燃烧机各部分名称
（详见“DCM燃烧机配管原理图”） DCM 燃烧机之使用方法及操作顺序 1、瓦斯热风装置安装可考虑以下两种方式： Α、吸引方式 将循环热风吸入送入炉内之方式，循环风车在火焰之后方，通常称为使 用负压。 Β、押入方式 将循环热风吹出送入炉內之方式，循环风车在火炎之前方，通常称为 使用正压。 2、一般在大容量時，母火燃烧器在主燃烧器点着火，以主燃烧器检查火炎， 然后熄灭母火燃烧器。 3、准备 Ａ、循环风车、燃烧风车及温度控制器控制线路，请确认接好。 Ｂ、瓦斯配管時勿洩漏，須确实依正确方法配管，必要時请检查是否有漏气发生。（简单的方式，就是用肥皂泡沫水在连接处检查之。） Ｃ、请确认循环风车与燃烧风车之转向是否正确。 Ⅰ、循环风车： 直接起动：11kw以下可直接起动。 请确认运转皮帶之方向是否正确。 若不是時，请先将电源切断，将循环风车之接线（U．V. W）三条中之任意两条对调即可。 Ｙ－△起動：同上，若运转方向不同時，请先将控制箱总电源切断， 然后将电磁接触器上方之无熔丝开关（NFB）之三条中 之任意两条对调即可。 Ⅱ、燃烧风车： 同循环风车之直起动。请用手指触摸马达軸心之方向，应该为“逆時 针方”若不是時，请将控制箱中之燃烧风车之电磁接触器接线三条中
电机电流计算公式： 单相电动机电流计算公式 I=P/（U*cosfi） 例如，如果单相电压U=0.22kv，cosfi=0.8，则I=P/（0.22*0.8）=5.68p 三相电动机电流计算公式 I=P/（1.732*U*cosfi） 例如，如果三相电压U=0.38kv，cosfi=0.8，则I=P/（1.732*0.38*0.8）=1.9p 根据经验，220V:kW/6A，380V:kW/2a，660V:kW/1.2a，3000V:4kw/1a 电机功率计算公式：（常用三相电机功率计算） P1=1.732*U*I*cosφ 其中P1（W）为三相电动机的功率，u（V）为线电压，I（a）为线电流，cosφ功率因数通常为0.8 计算公式为：P2=3*P1
这是三相电源Y接线的三倍功率。 [导读]电动机的功率应根据生产机械所需的功率来选择，使电动机在额定负荷下尽可能地运行。选择时要注意以下两点： 电动机的功率应根据生产机械所需功率选择，使电动机在额定负荷下尽可能地运行。选择时要注意以下两点： ①如果电机功率过小，会出现“小马拉车”现象，导致电机长期过载，其绝缘层会因受热而损坏，甚至导致电机烧毁。 ②如果电机功率过大，机械输出功率不能得到充分利用，功率因数和效率都不高，不仅给用户和电网带来损失，而且还会浪费电能。最重要的是，所有的传动元件对于传动功率来说都会过大，造成传动元件选择过多，严重浪费设备投资。 电机电流计算公式： 单相电动机电流计算公式 I=P/（U*cosfi）
例如，如果单相电压U=0.22kv，cosfi=0.8，则I=P/（0.22*0.8）=5.68p 三相电动机电流计算公式 I=P/（1.732*U*cosfi） 例如，如果三相电压U=0.38kv，cosfi=0.8，则I=P/（1.732*0.38*0.8）=1.9p 根据经验，220V:kW/6A，380V:kW/2a，660V:kW/1.2a，3000V:4kw/1a 电机功率计算公式：（常用三相电机功率计算） P1=1.732*U*I*cosφ 其中P1（W）为三相电动机的功率，u（V）为线电压，I（a）为线电流，cosφ功率因数通常为0.8 计算公式为：P2=3*P1 这是三相电源Y接线的三倍功率。 电动机功率计算方法详细说明 7.jpg公司
电加热器设计功率计算公式与方法 一.功率计算公式： 1、初始加热所需要的功率 KW = ( C1M1△T + C2M2△T )÷ 864/P + P/2 式中：C1C2分别为容器和介质的比热（Kcal/Kg℃） M1M2分别为容器和介质的质量（Kg） △T为所需温度和初始温度之差（℃） H为初始温度加热到设定温度所需要的时间（h） P最终温度下容器的热散量（Kw） 2、维持介质温度抽需要的功率 KW=C2M3△T/864+P 式中：M3每小时所增加的介质kg/h 二、电加热器功率设计计算举例： 有一只开口的容器，尺寸为宽500mm，长1200mm，高为600mm，容器重量150Kg。内装500mm高度的水，容器周围都有50mm的保温层，材料为硅酸盐。水需3小时内从15℃加热至70℃，然后从容器中抽取20kg/h的70℃的水，并加入同样重量的水。需要多大的功率才能满足所要的温度。 技术数据： 1、水的比重：1000kg/m3 2、水的比热：1kcal/kg℃ 3、钢的比热：0.12kcal/kg℃ 4、水在70℃时的表面损失4000W/m2 5、保温层损失（在70℃时）32W/m2 6、容器的面积：0.6m2 7、保温层的面积：2.52m2 初始加热所需要的功率： 容器内水的加热：C1M1△T = 1×（0.5×1.2×0.5×1000）×(70－15) = 16500 kcal 容器自身的加热：C2M2△T = 0.12×150×(70－15) = 990 kcal 平均水表面热损失：0.6m2 × 4000W/m2 × 3h × 1/2 × 864/1000 = 3110.4 kcal 平均保温层热损失：2.52m2 × 32W/m2 × 3h × 1/2 × 864/1000 = 104.5 kcal (考虑20%的富裕量) 初始加热需要的能量为：（16500 + 990 + 3110.4 + 104.5）×1.2 = 70258.8 kcal/kg℃ 工作时需要的功率： 加热补充的水所需要的热量：20kg/H × (70－15)×1kcal/kg℃ = 1100kcal 水表面热损失：0.6m2 × 4000W/m2 × 1h × 864/1000 = 2073.6 kcal 保温层热损失：2.52m2 × 32W/m2 × 1h × 864/1000 = 69.67 kcal （考虑20%的富裕量） 工作加热的能量为：（1100 + 2073.6 + 69.6）×1.2 = 6486.54 kcal/kg℃ 工作加热的功率为：6486.54 ÷864÷1 = 7.5 kw 初始加热的功率大于工作时需要的功率，加热器选择的功率至少要27.1kw。 最终选取的加热器功率为35kw。