BILANTUL ENERGETIC AL CAZANULUI DE ABUR

BILANTUL ENERGETIC AL CAZANULUI DE ABUR

Pentru a intocmi bilantul energetic al unui cazan de abur utilizam figura 11, in care este reprezentata diagrama Sankey de repartizare a fluxurilor termice intr-un agregat de cazan. A fost utilizat modelul fizic general al unui cazan cu circulatie naturala, care foloseste ardere pe gratar si dispune de vaporizatorul V, supraincalzitorul S, economizorul E si preincalzitorul recuperativ de aer PRA.

In figura 12 este reprezentata schema desfasurata a circuitelor hidraulic si gazodinamic ale acestui cazan, iar in figura 13 sunt reprezentate in coordonate T-a procesele termice de transformare a apei nesaturate in abur supraincalzit, intermediar si final.

Pompa de alimentare PA a

cazanului ridica presiunea apei de la

valoarea de condensare corespunzatoare

punctului 1, la presiunea de refulare

corespunzatoare punctului 2, care se afla

pe izobara de functionare a cazanului.

Apa este introdusa in economizorul Ec,

in care se produce incalzirea ei pana la

saturatie, stare corespunzatoare

punctului 3. In aceasta stare de saturatie

apa paraseste economizorul Ec si

patrunde in

vaporizatorul V, care

provoaca cresterea

continutului de abur

in apa de la titlul

x = 0, corespunzator

curbei de lichid

saturat, la titlul ^

x = 1, in punctul 4, 1 _PA 2 _Ec

aflat pe curba de

abur saturat. In

aceasta stare de

saturatie, aburul

colectat in tamburul

T paraseste sistemul

vaporizator si

patrunde in

supraincalzitorul

intermediar SI,

format din treptele

S₅1 si S₅₂ despartite

intre ele prin

Figura 12

46

regulatorul termic RT¹. In cele doua trepte ale acestui Ta supraincalzitor se realizeaza faza de supraincalzire intermediara 4-5. Cu starea data de punctul 5 aburul intra in turbina de inalta presiune TIP sl se destinde adiabatic pe izentropa 55'. In starea 5' aburul patrunde din TIP in supraincalzitorul final SF, format din treptele S₅¹' si S_5' intre care este intercalat regulatorul

termic RT₂. In urma supraincalzirii finale realizate de-

a lungul izobarei 5 5 aburul ajunge in starea 5" si

paraseste definitiv cazanul, indreptandu-se spre

turbina de medie presiune TMP si turbina de joasa *^s

presiune TJP, pentru a se destinde adiabatic pe Figura 13

izentropa. 5 6.

Pentru ca temperatura aburului livrat de cele doua supraincalzitoare, intermediar si final sa fie constanta, fiecare dintre ele sunt impartite in cate doua trepte intre care sunt intercalate regulatoarele termice RT1 si, respectiv, RT₂. Acestea sunt alimentate cu apa de debitele Q_mj1 si, respectiv Q_mj2 astfel incat prin amestecare cu aburul supraincalzit partial, sa extraga din acesta o cantitate de caldura si sa-i reduca temperatura, pentru ca temperaturile finale corespunzatoare punctelor 5 si 5' sa ramana in permanenta la valorile nominale. Aceste temperaturi sunt reglate cu ajutorul armaturilor de reglaj R1 si R₂.

Ia partea inferioara a figurii 12 este reprezentat circuitul gazodinamic in care ventilatorul de aer VA introduce in focar aerul de combustie, dupa ce in prealabil a fost preincalzit de caloriferul cu abur C si de preincalzitorul de aer PRA, cu ajutorul gazelor de ardere care au parasit economizorul Ec.

1. Metoda directa de bilant termic

Bilantul termic al cazanului prin metoda directa poate fi calculat dupǎ intocmirea listei categoriilor de fluxuri de caldura, folosind notatiile din figura 11.

-  φ_t = fluxul total de caldura introdusa in cazan;

-  φ ₁ = fluxul de caldura utila, continuta de agentul termic care paraseste cazanul;

-  φ _p = suma fluxurilor de caldura pierduta prin functionarea cazanului.

Randamentul termodinamic brut al cazanului este raportul:

η_tb = φ ₁ / φ_t = ( φ_t-φ _p)/ φ_t = (1-φ _p / φ _t) (1)

iar metoda prin care el se determina se numeste metoda directa.

Fluxul total de caldura introdusa in cazan are trei purtǎtori materiali:

-  combustibilul de debit B [kg/s] sau [m³N/s] avand caldura de ardere Qi [kJ/kg sau kJ/m³N] si temperatura t [oC];

-  aerul de combustie, de volum stoechiometric V_ao [m³N/kg comb. sau [m³N/m³N comb.];

-  apa de alimentare, de debit Q_mab +Q_mpj [kg/s] si temperatura t_w2 [oC].

Fluxul de cǎldurǎ fizicǎ introdus de combustibil la temperatura t_cc este:

φ_c = Bc_pc(t_cc -t_o) [kW] (2)

47

unde:

- c_p = cǎldura specificǎ la presiune constantǎ a combustibilului la temperatura medie

0,5(t_cc+t_o);

-  tcc [oC] = temperatura finala de preincalzire a combustibilului in vederea pulverizarii;

-  t_o [oC] = temperatura de referinta; de obicei considerata 10C;

Fluxul de caldura eliberata de combustibil prin ardere este:

<j)_ar = BQ [kW] (3)

unde:

-         B [kg/s] sau [m³N/s] = debitul de combustibil;

-         Qi [kJ/kg sau kJ/m³N] = cǎldura de ardere a combustibilului.

Fluxul de caldura fizica a aerului introdus in circuit la temperatura t'_ac este :

(f)_a = BA_fVoc_pa(t_ac -t_o) [kW] (4)

unde:

-         X_f = raportul do aer pentru focar.

-         c_pa [kJ/m³N K] = caldura specifica a aerului la temperatura medie 0,5 (t_ac +t_o).

Trebuie specificat ca in instalatiile de alimentare cu aer a cazanelor energetice, preincalzirea se desfasoara in doua etape:

- in prima etapǎ se incǎlzeste aerul intre temperaturile t_o si t'_ac si se foloseste o
sursa exterioara cazanului si anume abur care alimenteaza caloriferul C;

a doua etapa se desfasoara intre temperaturile t'_ac si t_ac , ca agent principal se folosindu-se gazele de ardere, care alimenteaza schimbatorul PRA. Fluxul (p_a trebuie calculat numai pentru saltul de temperaturi intre to si t'_ac , realizat cu ajutorul sursei termice exterioare cazanului.

Fluxul de caldura introdusa cu apa de alimentare de temperatura t_w2 este :

(f)_w = (1 + K j)Q_mabc_pw(t_w -t_o) (5)

unde Q j = k_pjQ_mab . Insumand fluxurile analizate, obtinem:

^=B[c_pc (t_cc-t_o) + Q+A_fV_a^oc_pa(t_ac-t_o)]++(1 + K_pj)Q_mabc_pw(t_w2-t_o) [kW]

(6)

Fluxul de caldura utila tj continuta de agentul termic secundar care paraseste cazanul are urmatorii purtatori materiali:

- aburul supraincalzit intermediar care alimenteaza TIP, cu debitul Q_mab -Q_mj2 si parametrii

de stare ai punctului 5;

-   aburul supraincalzit final, care intra in TMP, are debitul Q_mab si parametrii de stare ai punctului 5';

-   apa purjata din tamburul T la parametrii de stare ai punctului 3 si cu debitul Q_mpj .

48

Expresia fluxului de cǎldurǎ utilǎ <f este:

A = (Qmab -Qmj₂)(i ₅ - i ₂) + Qmab( i ₅' - i ₅') + K pjQmab( i ₃ - i ₂) [ kW] (7)

Dacǎ notǎm Q_mj2 = k_j2Q_mab, obtinem:

A = Q_mab [(1-K_{j 2} )( i ₅ -i ₂) + (i ₅' -i_5') + K_pj(i ₃ -i ₂)] [kW] (8)

Randamentul termodinamic brut al cazanului se determinǎ cu raportul:

l_tb=A/A (9)

Analizand aceasta. metodǎ, se pot formula urmatoarele concluzii:

- Pe baza relatiei (l), care defineste analitic metoda directa, determinarea
randamentului prin aceasta metoda se face numai in exploatarea cazanului, atunci cand pot fi
cunoscute debitele de combustibil si de abur precum si parametrii de stare ai fluidelor care iau
parte la proces.

- Metoda directa de determinare a randamentului nu poate fi utilizata in faza de
proiectare, cand inca nu sunt cunoscute performantele de functionare efectiva a instalatiei de
cazan;

-     Metoda directa permite prelucrarea cu ajutorul calculatorului de proces a parametrilor do exploatare, precum si afisarea pe display a valorii instantanee a randamentului de functionare a cazanului, care poate fi urmarit de operatorul de cazan;

-     Desi urmǎrirea continua cu ajutorul calculatorului de proces a randamentului instantaneu da functionare prezinta avantajul controlarii nivelului calitativ de functionare a cazanului, trebuie sa remarcam ca metoda directa nu permite evidentierea cauzelor care provoaca functionarea cazanului cu un anumit randament, de exemplu mult nai scazut decat cel anterior. Metoda directa nu permite evidentierea analiticǎ a categoriilor de pierderi termice de suma <f> ale cazanului, astfel incat sǎ se poata actiona pentru reducerea lor.

2. Randamentul termodinamic net al cazanului

Randamentul termodinamic brut al cazanului nu tine cont de consumurile de energie necesarǎ antrenǎrii masinilor care asigurǎ functionarea cazanului:

-         pompa de alimentare cu apǎ aPA;

-         moara de cǎrbune MC;

-         ventilatoarele de aer VA;

-         ventilatoarele de evacuare a gazelor arse la cos VGA;

-         preincǎlzitorul regenerativ de aer PRA.

Dacǎ in relatia de calcul a randamentului termodinamic brut se introduc si puterile Ni de antrenare a masinilor susamintite se obtine formula de calcul a randamentului termodinamic net al cazanului:

r,_tn = fi/ (fi + N_PA + N_MC + N_VA + N_VGA +N_PRA) (10)

49

Din relatia anterioarǎ rezultǎ cateva din cǎile de mǎrire a randamentului net al cazanului:

-         valori cat mai mari pentru debitul si parametrii de stare ai aburului produs de cazan;

-         consum de combustibil cat mai redus;

-         consumuri electrice c mai reduse pentru actionarea massinilor auxiliare.

In exploatarea unei instalatii energetice existente parametrii de livrare ai aburului trebuie sǎ fie constanti, deci pentru mǎrirea randamentului rǎmane de actionat doar asupra celorlalte mǎrimi.

3. Metoda indirecta de bilant termic

Pentru a determina randamentul cazanului pe cale indirectǎ trebuie stabilite pierderile termice ale cazanului de abur.

In functionarea cazanului, din fluxul total de caldura introdusa 0_t , o parte 0_p se

pierde. Acest flux <P_p se datoreaza mai multor categorii analitice de pierderi termice.

In cazul calculǎrii lui 0_p pierderile trebuie impǎrtite in functie de procesele fizico-

chimice in urma cǎrora se realizeazǎ astfel incat sǎ se poatǎ scrie legile dupǎ care se

desfǎsoarǎ aceste procese. Reprezentarea si localizarea acestor categorii de pierderi se face cu

ajutorul diagramei Sankey. Conform diagramei, aceste categorii de pierderi sunt:

- pierderi termice prin caldura gazelor de ardere evacuate la cos q₂[%] de flux
0₂ [kW];

- pierderi termice datorate arderilor chimic incomplete q₃ , de flux &₃ [kW];

-       pierderi termice produse prin arderile fizic incomplete q₄, de flux <P₄ [kW];

-       pierderi termice prin racirea invelisului exterior al cazanului sau a unor elemente structurale q₅, de flux <P₅ [kW];

-       pierderi termice prin caldura produselor solide de ardere evacuate q_6, de flux 0₆ [kW].

Pentru calcularea valorii diverselor categorii de pierderi de cǎldurǎ este recomandat sǎ se mǎsoare aceastǎ valoare in unitǎti de energie raportate la unitatea de masǎ sau de volum de combustibil. Notand cu Qz [kJ/kg comb.] sau [kJ/m3N comb.] cantitatea de cǎldurǎ de categoria z pierdutǎ prin arderea unui kilogram sau a unui metru cub de combustibil, fluxul de cǎldurǎ pierdutǎ de categorie z este:

φ _z=BQ_z [kW] (11)

Rezultǎ cǎ o categorie de pierderi are formula generalǎ de calcul,

50

Qz=t_z/B (12)

Pentru a exprima procentual aceste pierderi, care devin q_z[%], ele trebuie raportate la energia termicǎ introdusǎ in focar cu cantitatea de masǎ sau de volum de combustibil, deci trebuie raportate la cǎldura totalǎ ,

Q_t=<P_t/B (13)

Vom discuta in continuare deci despre categorii de pierderi specifice,

qz=Q_z 100/Q_t [%] (14)

1) Pierderi termice prin caldura gazelor de ardere evacuate la cos q₂

Aceasta categorie de pierderi este cea mai importanta, avand o pondere de (4-10)% din fluxul total. Cauza aparitiei acestor pierderi, o constituie diferenta de temperatura dintre temperatura de evacuare a gazelor de ardere la cos, t_c si temperatura de referinta t_o. Expresia matematica de calcul a acestei categorii de pierderi este urmatoarea:

Q2=Iga i ~Ig_{a t;} ii(1-0 ,01q₄) [kJ/kg sau m³N comb.] (15)

unde:

- X_c raportul de aer la cos. Valoarea sa este mai mare decat valoarea A_f, datorita

infiltratiilor de aer fals prin neetanseitatile instalatiei de alimentare cu aer;

-         x_a [%] = cota de cenusa antrenata la cos de gazele de ardere;

-         Ai [%] = continutul de cenusa din proba initiala de combustibil;

- i_cen [kJ/kg cen.] = entalpia cenusii la temperatura de evacuare la cos, t_c;

Marimea I _ga(t;,) se determina cu relatia:

ga(t;A) VCO2 iCO2 H2O H2O(t) N2 iN2 VSO2 SO2 a cen(t)

[kJ/kg sau m³N comb] (1.3) unde:

51

- Vrn ', V_H^o _O; Vo ; V = volumele stoechiometrice de dioxid de carbon, vapori de

L.U2 ' 2 N 2 _{S O} 2

apa, de azot si de sulf rezultate in urma arderii,exprimate in [m³N/kg sau m³N de combustibil];

- i_CO ; i_{H O} ; i_N ; i_SO = entalpia specifica a dioxidului de carbon, a

vaporilor de apa, a azotului si sulfului la temperatura t[oC] exprimate in [kJ/ kg sau m³N de combustibil];

- factorul (1-0,01q₄) evidentiaza reducerea debitului de combustibil utilizat in focar
datorita pierderilor prin ardere mecanic incompleta, q

Analizand relatia (15), se observa clar ca pentru a reduce valoarea pierderilor q₂ trebuie actionat in directia diminuarii marimilor t_c si X_c, de care depinde valoarea entalpiei gazelor de ardere eliminate la cos.

Un exemplu in acest sens il constitue un calcul efectuat asupra functionarii unui cazan TGM 89 in care este ars lignit de Rovinari in conditiile r_tb = 85%, t_c = 150oC, X_c = 1,7, x_a = 0,95 si q₄= 1%. Daca se reduce temperatura de evacuare a gazelor t_c la 140oC si coeficientul de exces X_c la 1,4, randamentul cazanului creste cu un procent, din care 18% pe seama reducerii lui X_c si restul de 82% din cauza scaderii cu 10oC a temperaturii gazelor de ardere evacuate la cos.

Daca privim lucrurile doar din punct de vedere al sporirii randamentului termodinamic brut pe seama diminuarii categoriei de pierderi q₂ prin scaderea temperaturii de evacuare a gazelor de ardere la cos t_c, se poate trage concluzia ca trebuie sa urmarim o functionare in conditiile ( t_c - t_o ) minim.

Dar temperatura de evacuare t_c este limitata inferior de cativa factori foarte importanti:

- temperatura de roua a gazelor de ardere, in cazul in care cazanul are
suprafete terminale;

- necesitatea asigurarii tirajului natural, atunci cand este cazul;

-       la cazanele mici, fara suprafete terminale, temperatura de evacuare a gazelor de ardere trebuie sa fie mai mare decat temperatura aburului livrat, pentru a se asigura transferul de caldura prin suprafetele oferite de cazan;

-       in situatia cand se doreste sporirea debitului de abur furnizat de cazan, trebuie sa se mareasca temperatura gazelor de ardere din focar, deci si cea de evacuare a acestora la cos, t_c.

52

Aceste cateva situatii enumerate mai sus conduc la concluzia ca nu se poate actiona pentru sporirea randamentului doar in directia diminuarii temperaturii de evacuare a gazelor, ci aceasta masura trebuie aplicata odata cu alte solutii ce vizeaza nu doar randamentul termodinamic brut ci si sporirea duratei de functionare a cazanului si protectia mediului inconjurator.

2) Pierderi termice prin ardere chimic incompleta

Elementele carburante din componenta combustibililor clasici pot ajunge in situatia sa nu arda complet in focar daca nu sunt indeplinite simultan cele doua conditii principale de ardere:

-       temperatura superioara celei de aprindere;

-       prezenta oxigenului necesar reactiei;

Urmarea directa a acestei situatii este faptul ca o parte din elementele combustibile nu se oxideaza si deci nu elibereaza caldura lor de ardere, ceea ce pentru cazan reprezinta o pierdere termica pe care o notam cu q₃ [%]. Tocmai pentru a se reduce valoarea acestei categorii de pierderi focarul cazanelor este alimentat cu aer in exces,caracterizat cantitativ prin raportul de aer λ_f.

Reprezentarea grafica a variatiei valorilor pierderilor q₃ in functie de marimea raportului de aer λ, pentru situatia de exploatare curenta a unui cazan de abur, pune in evidenta faptul ca exista o valoare critica a raportului de aer,λ_cr, sub care incepe sa se manifeste fenomenul de ardere chimic incompleta a substantelor si elementelor carburante din combustibil. Acest lucru este reprezentat in diagrama din figura 1

Daca din dorinta de a micsora categoria de pierderi q₂ se procedeaza la reducerea lui λ_f sub valoarea critica λ_cr ,

53

sfarsitul arderii combustibilului din focar sa nu mai fie indeplinita conditia ce prevede existenta unei temperaturi superioare celei de aprindere a combustibilului respectiv, deci vom ajunge in situatia de a mari considerabil pierderile q

Din aceasta diagrama se poate deduce legatura care se stabileste intre cele doua categorii de pierderi q₂ si q₃ prin intermediul coeficientului de exces λ.

3) Pierderi termice prin ardere fizic incompleta

Aceasta categorie de pierderi termice se manifesta prin prezenta in produsele de ardere a particulelor solide a caror combustie a fost intrerupta prematur.

Fenomenul amintit se produce din mai multe motive:

a). din cauza neacordarii timpului minim necesar arderii particulelor combustibile ce traverseaza focarul, adica timpul pus la dispozitia particulei pentru a arde este mai mic decat τ_a, timpul necesar arderii particulei:

τ_a=τ_p+τ_v+τ_rc (16)

-       τ a = timpul necesar arderii particulei;

-       τ_p = timpul de pregatire, in care particula este incalzita si uscata complet;

-       τ v = timpul in care se degaja si ard complet volatilele din combustibil;

-       τ ^rc= timpul de ardere al reziduului carbonos, in care temperatura scade continuu, pana cand din particula combustibila ramane doar cenusa.

b). din cauza caderii particulelor nearse printre barele gratarului, particule ce formeaza asa zisa "cazatura";

c). din cauza zgurificarii particulelor ajunse in zone ale focarului in care zgura incepe sa se solidifice pe suprafata lor impiedicand oxidarea in continuare;

d). din cauza particulelor de combustibil nearse partial sau total si care sunt antrenate in suspensie de curentul de gaze de ardere;

Aceasta categorie de pierderi termice nu este influentata de temperatura de evacuare a gazelor de ardere, dar prin micsorarea debitului de combustibil ars, influenteaza negativ asupra randamentului cazanului.

54

4) Pierderi termice prin racirea suprafetelor exterioare ale cazanului

Intre fluidele care circula in interiorul cazanului de abur, gazele de ardere si aburul, ambele avand temperaturi ridicate si aerul din sala cazanelor, se stabileste un flux termic dat de relatia:

Q5 = ∑kiA( tfi -ta) [W] (416)

i

- A_i [m²] = suprafata prin care se pierde caldura;

- ki [W/m²K] = coeficientul total de transfer termic intre fluidul interior de
temperatura t_fi si aerul exterior de temperatura t_a .

Asupra reducerii acestei categorii de pierderi se actioneaza prin izolarea cat mai corecta a suprafetelor exterioare ale cazanelor si ale subansamblelor acestora, astfel incat temperatura exterioara a elementelor susmentionate sa nu depaseasca valoarea de 50oC.

Pierderile termice prin racirea suprafetelor exterioare se apreciaza statistic in functie de marimea cazanului, caracterizata prin debitul de abur Q_mab.

φ ₅ =ϕ∑ A_i+φ _c [W] (17)

unde:

-         φ [W/m²] = fluxul specific de cǎldurǎ pierdutǎ prin unitatea de suprafatǎ exterioarǎ a cazanului, cu valori de circa (350-455) W/m².

-         0_c = fluxul de cǎldurǎ pierdutǎ prin izolatia conductelor aferente cazanului, care are valorile 35 kW pentru cazanele care produc Q_mab< 50 t/h si 81,5 kW pentru cazanele care produc Q_mab> 50 t/h.

Datorita acestui mod de apreciere nu se stabileste o legatura directa intre temperatura de evacuare a gazelor de ardere si valoarea pierderilor q₅, desi se observa influenta acestei temperaturi prin termenul t_fi.

55

5) Pierderi termice prin caldura produselor masice de ardere evacuate

Din arderea combustibililor care au in componenta lor si masa minerala Mⁱ, rezulta cenusa Aⁱ. O parte din cantitatea de cenusa rezultata, ( x_aAⁱ ) este antrenata impreuna cu gazele de ardere si transportata spre cos, fiind eliminata la desprafuitoare cu o temperatura t_c > t_o, contribuind astfel la cresterea pierderilor de tip q₂.

Restul de cenusa ( 1-x_a )Aⁱ este evacuata la cenusar in stare solida, la o temperatura t_cen sau in stare lichida la temperatura t_zg, cu:

t_zg =t_cc + 100 [oC]

(18)

unde t_cc = temperatura de curgere a cenusii.

Datorita diferentelor de temperatura intre temperatura de referinta t_o si temperatura la care sunt evacuate produsele solide rezultate in urma arderii, apar pierderile termice q₆, date de relatia:

Q ₆ = ( 1 - x _a ) A ⁱ / 100 i _cen ( + r _cen - i _cen ( [ kJ/kg comb.] (19)

( ) [_ tcen) to) J

unde:

- r_cen[kJ/kg cen] = caldura latenta de topire a cenusii.

Din relatia (19) se observa ca singura cale de reducere a pierderilor q₆ este evacuarea cenusiei la o temperatura t_cen cat mai redusa sau folosirea caldurii Q₆ la preincalzirea aerului de combustie transportat prin canale schimbatoare de caldura inglobate in stratul de cenusa.

Determinarea prin proiectare a randamentului cazanului de abur

Avand in vedere categoriile de pierderi studiate, se poate scrie ecuatia de bilant termic:

Qt = Q1 + Q2 + Q3 + Q4 + Q5 + Q6 [kJ /kg comb. sau kJ / m³_N comb.] (20) unde:

- Q_t = cǎldura totalǎ introdusǎ in cazan raportatǎ la unitatea de masǎ sau de volum
de combustibil;

Q_t=<P_t/B

in care :

56

Q=c ( t -t ) + Q+A_fVoc (t -t) + (1 + k ) ( Q /B ) c (t -t)

t pc _cc o i f a pa ac o pj mab pw w₂ o

[kJ / kg comb. sau kJ /m³_N comb] (21) - Q1 = cǎldura utilǎ continutǎ de abur

Q1=4₁/B (22)

Q ₁=(Q_mab /b)[(1- k_{j 2}) (i₅ -i₂)+(i₅' - i₅')]+k_pj (i₅ -i₂) (i₃ -i₂)

[kJ/kg comb. sau kJ/m³_N comb.] (23) Se poate scrie :

77_tb = 1 100 (24)

Qt

Amplificǎm relatia 20 cu 100/Q_t si obtinem:

100 = 1 = 2 = 3 = 4 = 5 = 6 (25)

Q_t Q_t Q_t Qt Qt Qt

Relatia anterioarǎ poate fi scrisǎ la randul ei sub forma:

%=100-2q_z (26)

z=2

Metoda poate fi folositǎ in faza de proiectare, cand incǎ nu se cunoaste consumul de combustibil al cazanului.

Pentru a evidentia separat calitatea unor procese desfǎsurate in cazan, se mai utilizeazǎ si notiunile de randament al focarului si randamentul arderii.

Randamentul focarului este dat de relatia:

_Vf=100-(q₃+q₄+q_5f+q₆) (%) (427)

In relatia anterioarǎ q_5f este pierderea procentualǎ de cǎldurǎ prin suprafetele exterioare ale cazanului in zona focarului. Pentru calcularea lui se considerǎ cǎ pierderile de acest tip sunt proportionale cu fluxurile de cǎldurǎ transferate in diferitele elemente ale cazanului.

Tinand cont cǎ fluxul total de cǎldurǎ utilǎ furnizatǎ de cazan este Φ1 [kW], dacǎ in focar se schimbǎ Φ _1f [kW], se considerǎ :

q _{5 f}=0,01q ₅^/$ (28)

Randamentul arderii este:

/7_a=100-(q₃+q₄) [%] (29)