/
Текст
С. П. КАШНИКОВ и В. Н. ЦЫГАНКОВ
£
С. П. КАШНИКОВ и В. Н. ЦЫГАНКОВ
РАСЧЕТ
КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
В ПРИМЕРАХ И ЗАДАЧАХ
Допущено Министерством высшего образования СССР
в качестве учебного пособия для энергетических
и электротехнических вузов и факультетов
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МОСКВА 1951 ЛЕНИНГРАД
ЭТ—5—2
Книга представляет собой сборник задач по
расчету котельных агрегатов.
Значительное число задач снабжено подроби
ними решениями, в которых используются мето-
ды расчета, разработанные ВТИ и ЦКТИ и кон-
спективно изложенные в каждой главе.
Книга предназначена в качестве учебного по-
собия для студентов энергетических вузов, она
может также служить справочным руководством
для инженеров, занимающихся 'проектированием
и эксплоатацией котельных агрегатов.
Редактор И. И. Айзенштат Техн, редактор Г. Е. Ларионов
Сдано в набор 25/VII 1951 г. Бумага 84X108Vie — 71/г бумажных — 24,6 п. л. Т-05596 Тираж 5 000 экз. Подписано к печати 21/VIII 1951 г. Уч.-изд. л. 33,6 Зак 1270
Типография Госэнергоиздата. Москва, Шлюзовая наб., 10.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В результате успешного выполнения четвертого
(первого послевоенного) пятилетнего плана СССР
прочно занял второе место в мире по производству
электроэнергии, опередив все крупные европейские ка-
питалистические страны.
Быстрый рост энергохозяйства нашей страны и’
внедрение на тепловых электростанциях новейшей энер-
гетической техники, в частности котлов и турбин высо-
кого давления отечественного производства, выдвигают
перед втузами повышенные требования в деле подго-
товки квалифицированных инженеров-теплотехников.
Настоящая книга, представляющая собой задачник
по расчету котельных агрегатов, построена в соответ-
ствии с учебной программой общего курса «Котельные
установки», утвержденной Министерством высшего об-
разования СССР для теплотехнических специальностей
энергетических вузов.
Приведенный в книге материал предназначен для
проработки и усвоения этой дисциплины студентами
старших курсов. Задачник может служить также посо-
бием при выполнении ими курсового и дипломного про-
ектов.
Необходимость такого пособия вызывается сокра-
щением в учебных планах лекционных часов и практи-
ческих занятий и увеличением лабораторных часов при
проработке студентами специальных дисциплин и,
и частности, курса «Котельные установки».
Материал задачника расположен так, чтобы в ре-
зультате работы над ним студенты могли овладеть
практическими приемами и навыками в обращении со
справочниками, диаграммами и другими материалами,
что позволит им в дальнейшем решать самостоятельно
технические задачи на производстве.
Книга может оказать также методическую помощь
студентам заочных втузов при прохождении ими общего
курса «Котельные установки» и при выполнении ими
курсовых и дипломных проектов.
Обильный справочный материал, заимствованный
п । последних работ ЦКТИ и ВТИ, может служить по-
собием для преподавателей при проведении практиче-
ских занятий в группах.
Большая часть задач приводится с подробными ре-
шениями. Все задачи снабжены ответами. Ответы даны
и пределах точности логарифмической линейки.
При составлений задачника авторами исполь-
зован свой опыт длительного преподавания в Москов-
ском ордена Левина энергетическом институте
им. В. М. Молотова и в Московском институте хими-
ческого машиностроения.
Основным материалом для проведения тепловых
расчетов котельных агрегатов являлись нормы тепло-
вого расчета, разработанные Центральным научно-ис-
следовательским котлотурбинным институтом им. Пол-
зунова (ЦКТИ) в 1940 г. (Машгиз, 1945 г.). По этим!
нормам производились до сих пор все тепловые рас-
четы новых котельных агрегатов, построенных на оте-
чественных заводах, а также реконструируемых и вос-
станавливаемых котлов наших электростанций.
В 1945 г. Всесоюзным теплотехническим институтом
им. Дзержинского (ВТИ) были разработаны нормы теп-
лового расчета котельных агрегатов, которые были
позднее утверждены Министерством электростанций
СССР (выпускаются Госэнергоиздатом). В нормах
ВТИ приведены более новые и более точные данные
по газовым константам, теплоемкостям и излучению
газов. Ряд норм ВТИ (расчет топки, определение коэф-
фициентов теплопередачи) имеет существенные и прин-
ципиальные отличия от соответствующих норм ЦКТШ
Учитывая это, авторы сочли необходимым привести
в книге примеры и задачи по тепловому расчету ко-
тельных агрегатов как по нормам ЦКТИ, так и по нор-
мам ВТИ.
Расхождения, выявленные в ' результате расчета
по обоим методам, довольно значительны. Нужно пола-
гать, что в ближайшие годы этот недостаток будет
устранен, так как в настоящее время ЦКТИ и ВТИ
приступают к работе по увязке применяемых ими ме-
тодов расчета и созданию единых норм.
В приводимых формулах и решениях задач выдер-
живаются принятые каждыми нормами основные услов-
ные обозначения. Лишь в первых главах книги (глава
1 и 2) условные обозначения в формулах и задачах
соответствуют общепринятым в Госэнергоиздате для-
теплотехнической литературы.
Авторы считают необходимым выразить свою бла-
годарность канд. техн, наук М. Д. Панасенко за его
ценные указания и инж. И. И. Айзенштату, оказавшему
большую помощь в окончательном редактировании на-
стоящей книги.
Ввиду того, что аналогичный задачник выходит
впервые, он может оказаться не свободным от некото.-
рых недостатков. Авторы будут весьма признательны-
за любые критические замечания.
авторы..
СОДЕРЖАНИЕ
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ТОПЛИВО И ЕГО ХАРАКТЕРИСТИКА
1-1. Состав топлива....................... 11
1-2. Теплотворная способность топлива.... 19
1-3. Условное топливо ..................... 21
ГЛАВА ВТОРАЯ
ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ (ДЫМОВЫЕ ГАЗЫ)
;2-1. Реакции горения...................... 23
2-2, Количество воздуха, необходимое для горе-
ния ................................. 27
2-3. Состав и объем продуктов сгорания .... 31
2-4. Теплоемкость и теплосодержание продуктов
сгорания топлива................. 44
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
"ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ
И К. П. Д.
3-1. Уравнения теплового баланса........... 54
Д-2. Методика увязки тепловых балансов при
испытании котельного агрегата........ 58
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТОПОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
4-1. Объем топки и площадь зеркала горения . . 65
4-2. Расчет теплопередачи в топочной камере
по нормам ЦКТИ....................... 68
4-3. Расчет теплопередачи в топочной камере по
нормам ВТИ ......................... 74
ГЛАВА ПЯТАЯ
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ
gПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
5-1. Тепловой расчет конвективных поверхностей
нагрева котлоагрегата по методу ЦКТИ . . 91
5-2. Тепловой расчет конвективных поверхностей
нагрева по методу ВТИ....................106
ГЛАВА ШЕСТАЯ
АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КОТЕЛЬНЫХ
АГРЕГАТОВ
15-l.:j Определение гидравлических сопротивлений
по газоходам котельной установки.........134
6-2. Определение сопротивлений при движении
потока в газо-воздухопро.водах и-поверхно-
стях нагрева........................... . . . 138
6-3. Расчет дутьевой и тяговой установки • . . 144
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
РАСЧЕТ ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИИ
В ВОДОТРУБНЫХ ПАРОВЫХ КОТЛАХ
7-1. Основные формулы для расчета .........165
7-2. Задачи по расчету естественной циркуляции
в водотрубных паровых котлах ...............173
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА, РАБОТАЮЩИХ
ПОД ДАВЛЕНИЕМ, И ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ
КЛАПАНОВ
8-1. Расчет цилиндрических барабанов паровых
котлов .................................182
8-2. Расчет цилиндрических коллекторов, под-
верженных внутреннему давлению..........190
8-3. Расчет бесшовных труб, подверженных внут-
реннему давлению........................194
8-4. Расчет выпуклых днищ, подверженных внут-
реннему давлению........................200
8-5. Расчет коллекторов прямоугольного сечения,
подверженных внутреннему давлению . . . 205
8-6. Расчет неукрепленных н укрепленных отвер-
стий в цилиндрических сосудах, подвержен-
ных внутреннему давлению................210
8-7. Расчет жаровых труб...................212
8-8. Расчет стальных укреплений плоских стенок,
подверженных давлению...................213
8-9. Расчет плоских донышек цилиндрических
сосудов.................................219
8-10. Расчет заклепочных соединений........221
8-11. Расчет болтов и шпилек разъемных соеди-
нений ..................................225
8-12. Расчет предохранительных клапанов .... 227
Литература.................................229
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение I. Термодинамические свойства на-
сыщенного водяного пара.................229
Приложение II. Термодинамические свойства
воды и перегретого пара ...... • . . . 233
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В НОРМАХ ВТИ
1. ТОПЛИВО И ОЧАГОВЫЕ ОСТАТКИ
а) Твердое и жидкое топливо
— содержание внешней влаги, %.
Ар— содержание золы, %.
(СО2)£—содержание углекислоты карбонатов, %.
S£6 — содержание серы общей, %.
S^m — содержание серы сульфатной, %.
S-?— содержание серы колчеданной, %.
S?— содержание серы органической, %.
Ср— содержание углерода, %.
Нр — содержание водорода, %.
Np — содержание азота, %.
Ор— содержание кислорода, %.
Q& Q& Qe — теплотворная' способность по бомбе,
ккал}кг.
— теплотворная способность высшая,
ккал[кг.
QPH — теплотворная способность низшая,
ккси^кг.
tl— температура начала деформации, °C.
— температура размягчения золы, °C.
t3 — температура плавления золы, °C.
/?70 — остаток пыли на сите № 70, °/о.
Сг —содержание горючих в уносе, %.
Сгшл — содержание горючих в шлаке, %.
сг — '"Пр содержание горючих в провале, %
аун содержание топлива. золы в уносе, % от золы
^шл содержание топлива. золы в шлаке, °/о от золы
апр содержание топлива. золы в провале, % от золы
В — расходы топлива, кг!час.
Вр — расчетный расход топлива с поправкой
на механическую неполноту горения,
кг) час.
б) Газообразное топливо
Н£— содержание водорода, % (здесь и далее в
процентах по объему).
СН4 — содержание метана, %.
СО — содержание окиси углерода, %.
I laS — содержание сероводорода, °/0.
<’т11л — содержание.тяжелых углеводородов,.%.
СОа — содержание углекислоты, %.
Оа — содержание кислорода, %.
Na — содержание азота, %.
Qp___теплотворная способность 1 нлг3 сухого газа,
ккал! нм?.
d2— содержание влаги в газе, г/нм?.
Асг— содержание минеральных примесей в газе, %.
В — расход топлива, нм?1 [час.
—удельный вес сухого газообразного топлива,.
кг! нм3.
—удельный вес влажного газообразного топ-
лива, кг!нмА.
2. ВОЗДУХ И ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ
а) Вес и объем (на 1 кг твердого и жидкого
топлива или на 1 ялг3 газообразного топлива).
Lq — вес теоретически необходимого воздуха, кг}кг
или кг} нм3.
— объем теоретически необходимого воздуха,
нм3{кг или юи3/ялг3.
— теоретический объём азота при а — 1, нм? 1кг
или нм3!нм3.
V^q —суммарный объем углекислоты СОа и серни-
8 стого газа SO3, нм?! кг или нм^нм3.
Vg“H — теоретический объем водяных паров при а = 1,
нм?}кг или нм3! нм3.
Vc г — объем сухих газов, нм?!кг или нм’>!нм?.
Vz — полный объем газов (продуктов сгорания),
нм3{кг или нм3] нм?.
Уез — полный объем воздуха, нм3[кг или нм3! нм3.
Ог — вес газов (продуктов сгорания) кг]кг или
кг] нм?.
ppG — парциальное давление углекислоты и сернк-
3 стого газа, ат.
ри о — парциальное давление водяных паров, ат.
\Уф— расход форсуночного пара на дутье и рас-
пыливание, кг]кг.
б) Теплоемкости и теплосоде'ржания
ссо —средняя теплоемкость углекислоты при посго-
* янном давлении, ккал/нм3 °C.
свп — средняя теплоемкость водяного пара при
постоянном давлении, ккал] нм3 °C.
ссвУх—средняя теплоемкость сухого воздуха при по-
стоянном давлении, ккал]нм? °C.
сг — средняя-теплоемкость продуктов сгорания при
постоянном давлении, ккал] нм3 °C.
'С3 — средняя теплоемкость золы, ккал/кг °C.
— средняя темплоемкость горючей массы топли-
ва, ккал/кг °C.
,с^ —средняя теплоемкость рабочей массы топлива,
ккал^кг °C.
Jz — теплосодержание продуктов сгорания 1 кг
или 1 нм3 топлива, ккал}кг или ккал/нм3.
jmuh — теплосодержание продуктов сгорания 1 кг
или 1 нла3 топлива при a=zl, ккал/кг или
ккал/нм3.
J%gH — теплосодержание воздуха, теоретически необ-
ходимого для сгорания 1 кг или 1 нм3 топли-
ва, ккал/кг иликкал/нл&.
Звэ — теплосодержание воздуха, поданного для сго-
рания 1 кг или 1 нл«3 топлива, ккал/кг или
ккал/нм3.
в) Коэффициенты избытка воздуха
ат — коэффициент избытка воздуха
в конце топки.
ав > авп и т> Д- — коэффициенты избытка возду-
ха в начале газохода (паро-
перегревателя, экономайзера,
воздухоподогревателя и т. д.).
аХ, аэ> авп и т- д- — коэффициенты избытка возду-
ха в конце газохода (паропе-
регревателя, экономайзера, воз-
духоподогревателя и т. д.).
йат, &апе, и т. д. —присосы воздуха в газоходе
(топке, пароперегревателе, эко-
номайзер ей т. д.).
Далп — присос воздуха в системе пы-
леприготовления.
е—доля первичного воздуха в
р системе пылеприготовления.
авт — Д°ля вторичного воздуха от
теоретически необходимого.
а— коэффициент избытка воздуха
при входе в воздушную часть
воздухоподогревателя.
а”е — коэффициент избытка воздуха
при выходе из воздушной ча-
сти воздухоподогревателя.
3. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС И КОЛИЧЕСТВО ТЕПЛА
—к. п. д. (брутто) котельного агрегата, %.
. Qa [ккал/кг], qz [°/0] — потеря тепла с уходящими
газами.
[ккал/кг], q% [%] — потеря тепла от химической
неполноты горения.
[ккал/кг], д4[%]— потеря тепла от механической
неполноты горения.
[ккал/кг]- потеря тепла со шлаком.
Q™ [ккал/кг]- q%H [%] — потеря тепла с уносом.
Q^p [ккал/кг]; q^p [%] — потеря тепла с провалом.
.{>5 [ккал/кг]; ^5[°/о] — потеря тепла в окружающую
среду.
6 — коэффициент сохранения тепла.
q$ — потери с физическим теплом очаговых остат-
ков, %.
' jQp^ — количество тепла, выделенное в топке, ккал/кг.
Qg — тепло воздуха, поступающего в топку,
ккал/кг.
Qa — количество тепла, воспринятого излучением
поверхности нагрева, ккал/час.
QlVm — тепловое напряжение объема топки,
ккал/м3/час.
Q/R— тепловое напряжение колосниковой решетки,
ккал/м* час.
Qne—количество тепла, воспринятое рабочим те-
лом в пароперегревателе, ккал/час.
Q3 — количество тепла, воспринятое рабочим те-
лом в экономайзере, ккал/час.
Qen—количество тепла, воспринятое рабочим телом
в воздухоподогревателе, ккал/час.
im — теплосодержание топлива, ккал/кг.
4. ВОДА и ПАР
VJJXi — полное количество тепла, отданное пару в
котельном агрегате, ккал/час.
D — паропроизводительность котельного агрегата,
кг/час.
D —количество воды, отданное в продувку, кг/час.
Dne—действительный расход пара через паропере-
греватель, кг/час.
р — давление пара, кг/см3
ine — теплосодержание перегретого пара, ккал/кг.
ine — теплосодержание питательной воды, ккал/кг.
i— теплосодержание насыщенного пара, ккал/кг.
1пр — теплосодержание воды в продувке, ккал/кг.
V— теплосодержание пара (воды) при входе в по-
верхность нагрева, ккал/кг.
I" — теплосодержание пара (воды) при выходе из
поверхности нагрева, ккал/кг.
1ф — теплосодержание форсуночного пара, ккал/кг.
Ырег —снижение теплосодержания пара в регуляторе
перегрева, ккал/кг.
5. ТЕМПЕРАТУРЫ
Тг—теоретическая температура горения, °C.
Тф—условная средняя температура факела, °C.
Т"m — температура на выходе из топки, °C.
х — вспомогательная величина прн расчете топки,
° К-
То — вспомогательная величина при расчете топ-
ки, °к.
Тух— температура уходящих газов, °C.
t —температура провала, °C.
^шл — температура шлака, СС.
Т’— температура газов в начале поверхности на-
грева, ° С (индекс внизу указывает наимено-
вание поверхности).
Т" •—температура газов в конце поверхности на-
грева, ° С (индекс внизу указывает наимено-
вание поверхности).
Тер—средняя температура газов, °C.
f — температура нагреваемой жидкости в начале
поверхности нагрева, °C (индекс внизу ука-
зывает наименование поверхности).
t” - температура нагреваемой жидкости в конце
поверхности нагрева, °C (индекс! внизу ука-
зывает наименование поверхности).
t— средняя температура нагреваемой жидкости,
°C.
i—температура наружной поверхности внешнего
загрязнения на стенке, °C.
— температурная разность при входе в поверх-
ность нагрева, °C.
б2 — температурная разность при выходе из поверх-
ности нагрева, °C.
At — средняя температурная разность, °C.
tne — температура перегретого пара, °C.
t— температура насыщенного пара, °C-
tfl— средняя температура воздуха, поступающего
в котельный агрегат, °C.
6. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
псо — коэффициент черноты углекислоты.
ан q — коэффициент черноты водяного пара.
аф — коэффициент черноты факела.
cg — видимый коэффициент излучения топки,
ккал>м2 К4 час.
х — поправочный множитель при расчете топки,
Аст — поправка на обратное излучение стенки.
ас—коэффициент теплоотдачи соприкосновением,
ккал^час °C.
ал — коэффициент теплоотдачи излучением,
ккал{м2°С час.
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к тепло-
носителю в ккал[м2 °C час.
а-щ — коэффициент теплоотдачи в щелевом канале,
ккал[м2 °C час.
о.— коэффициент омывания.
С а — поправка на диаметр труб.
Cf—поправка для шахматных пучков.
— поправка на число рядов в продольном на-
: правлении.
К—коэффициент теплопередачи, ккал[м2°С час.
е — коэффициент теплового сопротивления стенкн
с учетом загрязнения, м2 °C час [ккал.
(«ИГ)— весовая скорость газа, воздуха, пара и воды,
кг!м2 сек.
Re — число Рейнольдса.
Рг—число Прандтля.
Ан — поправочный температурный множитель
в формуле теплоотдачи при нагревании по-
тока.
Ао —поправочный температурный множитель в
формуле теплоотдачи при охлаждении потока.
7. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Vm — объем топочной камеры, ms.
R — площадь колосниковой решетки, м2.
Нст—поверхность стен, м2.
Нл — эффективная 'лучевоспринимающая поверх-
ность, м2.
Н— поверхность нагрева, м2 (индекс внизу указы-
вает наименование поверхности).
4 — степень экранирования топки.
— степень эффективности стен топки (угловой
коэффициент).
5 — эффективная толщина газового слоя, см.
d — диаметр труб, м.
— поперечный шаг труб, м.
s2—продольный шаг труб, м.
Sj/d — относительный поперечный шаг труб.
s^d — относительный продольный шаг труб.
s'z/d — диагональный относительный шаг.
zx — число труб в ряду.
z2—число рядов вдоль потока '-газов.
F—живое сечение для прохода газов, м2.
f— живое сечение для прохода пара (воды), лА
Fp — расчетное сечение для подсчета скорости
газов, лА
D — наружный диаметр ребер, м.
А — зазор между ребрами, м.
Нх — внешняя поверхность трубы с ребрами, м2-
Н2—внешняя поверхность трубы без ребер, м2.
й— толщина ребра, м.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В НОРМАХ ЦКТИ
1. ТОПЛИВО
W — влажность топлива, %.
WBH— внешняя влага топлива, %.
\Va — влажность аналитической пробы (гигроскопи-
ческая влажность), %.
А — зольность топлива, °/0-
S” — содержание органической серы в топливе, %.
SK — содержание колчеданной серы в топливе, %.
S" — содержание аморфной (сульфатной) серы
в топливе, %.
С— содержание углерода в топливе, %.
1J — содержание водорода в топливе, %.
О — содержание кислорода в топливе, %•
N — содержание азота в топливе, %.
Л—содержание летучих горючих веществ в топ-
ливе, %.
Qc — теплотворная способность по бомбе, ккал[кг.
0е — высшая теплотворная способность, ккал[кг.
Q” — низшая теплотворная способность, ккал[кг.
Qz — теплотворная способность горючей массы,
ккал]кг.
Qp — теплотворная способность рабочего топлива,
ккал[кг.
СО 2 —содержание минеральной углекислоты в топ-
ливе, %.
р' — весовая доля одного из топлив в смеси.
q' — доля одного из топлив по тепловыделению.
п — количество газообразного топлива в смеси,
отнесенное к весу твердого или жидкого топ-
лива, нм2[кг.
8
1 осйовные Условные обозначения, применяемые в -’нормах-цк^и
2. ВОЗДУХ И ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ
£' — объем воздуха при полном сгорании, нм?[кг.
L — объем воздуха при сгорании с механическим
недожогом, нм?[кг.
V' — объем, продуктов полного сгорания, нмэ[кг.
V—объем продуктов сгорания с механическим
недожогом,
— теоретическое количество воздуха, нм?{кг.
La — действительное количество воздуха, нм?[кг.
VRO —объемы сухих трехатомных газов, нм?[кг.
VHso — объем водяных паров, нм?[кг.
Гр —теоретический объем двухатомных газов,
нм?[кг.
Гр — действительный объем двухатомных газов,
нм?[кг.
Г^ г — теоретический объем сухих газов, нм?[кг.
Vc г — действительный объем сухих газов, нм?[кг.
у;Г0 — теоретический объем продуктов сгорания,
нм?] кг.
V,V—действительный объем продуктов сгорания,
нм?[кг.
dg — влажность воздуха, г[нм?.
dz — влажность газа, г'[нм?.
— влага, вносимая паровым дутьем или распы-
лением, кг[кг.
с — теплоемкость при постоянном давлении,
ккал1нм% °C.
2Гс — суммарная теплоемкость продуктов сгорания,
ккал[кг °C-
с — средняя теплоемкость продуктов сгорания
в топке, ккал!нл& °C.
7 — удельный вес газов, кг[нл$.
То — удельный вес при 0° С и 760 мм рт..ст., кг[нм\
р — плотность газов, кг-секР/м^.
р. — динамическая вязкость газов, кг-сек^м?.
л — теплопроводность газов, ккал[м-час°С.
xCQ —степень разложения минеральной углекислоты.
/?рО — парциальное давление сухих т’рехатомных
газов, ата.
Рц3о —парциальное давление водяных паров, ата.
ат — коэффициент избытка воздуха в топке.
аг в — коэффициент избытка горячего воздуха.
— коэффициент избытка воздуха перед паро-
перегревателем-
а3 п — коэффициент избытка воздуха за паропере-
гревателем.
а? к—коэффициент избытка воздуха за котлом.
а3 в — коэффициент избытка воздуха за экономай-
зером.
а3 —коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем.
avjr — коэффициент избытка воздуха в уходящих
газах.
Да—присос воздуха в топке.
— присос воздуха в первом газоходе котла.
Дх —присос воздуха в пароперегревателе.
Да2к— присос воздуха во второй . газоходе котла.
Даэ — присос воздуха в экономайзере..
присос воздуха в воздухоподогревателе.
Да3 — присос воздуха в золоуловителе.
Да$ — присос воздуха в электрофильтре.
Дапп — присос воздуха в системе пылеприготовления.
3. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС И КОЛИЧЕСТВО ТЕПЛА
— коэффициент полезного действия котельного*
агрегата, %.
< 71 — тепло, воспринятое котлом, пароперегревате-
лем и экономайзером, %.
< 7г—потеря тепла с уходящими газами, %.
< 7з — потеря тепла от химического недожога, %.
< 74 — потеря тепла от механического недорога, %.
д5 — потеря тепла от внешнего охлаждения, °/0.
< 7е — потеря тепла от охлаждения панелей и балок.
< 7“ — потеря с физическим теплом шлаков, %.
q% —потеря тепла от разложения карбонатов, %,
«7g1 — потеря от внешнего охлаждения топки, %.
SqK — суммарная потеря тепла котельным агрега-
том, %.
Hqm — суммарная потеря тепла топкой, %.
Qm — тепло, полезно выделяющееся в топке,.
ккал[кг.
Q —тепло, воспринятое поверхностями нагрева
в топке, ккал[кг.
QiK — тепло, воспринятое в первом газоходе котла,
ккал[кг.
Qre— тепло, воспринятое пароперегревателем,.
ккал[кг.
[Q'—тепло, воспринятое поверхностью нагрева,,
включенной параллельно пароперегревателю,
ккал]кг.
Q2k — тепло, воспринятое во втором газоходе котла,
ккал[кг.
Q3t.—тепло, воспринятое в экономайзере, ккал\кг.
Qx ~— тепло холодного воздуха, ккал/кг.
Qe — тепло горячего и холодного воздуха, ккал[кгг
Q& т — физическое тепло топлива, ккал}кг.
Q&— тепло парового дутья или пара распиливания.
ккал[кг.
()кл— тепло, передаваемое топочным излучением
котла, ккал/м2 час.
Q™—тепло, передаваемое топочным излучением
пароперегревателю, ккал[мг час.
Qs — собственное излучение поверхности экрана,.
ккал[м2 час.
р! — тепловосприятие первой части поверхности
нагрева, ккал[час.
Q.2—тепловосприятие второй части поверхности
нагрева, ккал[час.
В — часовой расход натурального топлива, кг [час.
В’ — часовой расход подсушенного топлива, кг[час.
4. ВОДА И ПАР
D — суммарная паропроизводительность котла^
кг[час.,
Dnp—расход продувочной воды, кг[час. .
I—теплосодержание пе_регр_етого. пара, ккал(кг.
i" -Д- теплосодержание..насыщенного пара; ккал]кг.
I' — теплосодержание кипящей воды-, ккал!кг.
— теплосодержание влажного пара, ккал!кг.
— начальное теплосодержание при входе
в экономайзер, ккал(кг.
/2—-конечное теплосодержание после экономай-
зера, ккал{кг,
Ып — изменение теплосодержания за счет парообра-
зования в кипящем экономайзере, ккал!кг.
ЫОХл— снижение теплосодержания пара в пароохла-
дителе, ккал}кг.
г — скрытая теплота парообразования, ккал!кг.
х — влажность пара.
vne — удельный объем перегретого пара, л/З/лгг.
vr—удельный объем насыщенного пара,
v — средний удельный объем пара, м2[кг.
5. ТЕМПЕРАТУРЫ.
Т — абсолютная температура, ° К.
— начальная температура греющей среды, °C.
t2— конечная температура греющей среды, °C.
©1 — начальная температура нагреваемой среды, °C.
02— конечная температура нагреваемой среды, °C»
At — температурный напор, °C.
т — температурный перепад, °C.
t— теоретическая температура горения, °C.
t0 — температура газов на выходе из топки, °C.
f —-температура газов перед пароперегревате-
лем, ° С.
t п — температура газов за пароперегревателем, °C-
t э —температура газов за экономайзером, °C.
t3 е —температура газов за воздухоподогревате-
лем, °C.
t— температура уходящих газов, °C.
tnom — средняя температура газового потока, °C.
tz —температура горячего воздуха, °C.
tx д —температура холодного воздуха, °C.
t— температура стенки, °C.
t0 cm — наибольшая температура стенки, °C.
t cm — наименьшая температура стенки, °C.
t —температура перегретого пара, °C.
t— температура насыщенного пара, °C.
tnnm — температура питательной воды, °C.
— условная температура воды за кипящим
экономайзером, °C.
— средняя температура нагреваемой среды, °C.
^протп — средний температурный напор при противо-
токе, °C.
Atf, t — средний температурный напор при прямо-
токе, °C.
— наибольший температурный напор, °C.
At,f—наименьший температурный напор, °C.
Atx — температурный напор в первой части поверх-
ности нагрева, °C.
At2 — температурный напор во второй части по-
верхности нагрева, °C.
гб — наибольший перепад температуры, °C.
тЛ£ — наименьший перепад температуры, °C.
*1 — перепад
т2 — перепад
— перепад
°C..
температуры греющей среды, °C.
температуры нагреваемой Среды, °C.
температуры смешивающейся среды,.
^-перепад температуры несмешивающейся
среды, иС.
6. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Vm — объем топочной камеры, лЛ
/?— активная площадь зеркала горения, л2.
Нр — эффективная радиационная поверхность на-
грева, JM2.
Нр — эффективная абсолютно холодная радиацион-
ная поверхность нагрева, м2.
Нр — радиационная поверхность котельного пучка
труб, л/3.
Нр — радиационная поверхность экрана, м2.
/^ — радиационная поверхность экрана двойного
освещения, м2.
Нле — радиационная поверхность пароперегрева-
р теля, м2.
Нк —поверхность нагрева котла, м2.
Ht —поверхность нагрева первого газохода котла,.
м2
Нпе — поверхность нагрева пароперегревателя, м2.
Н) —поверхность нагрева второго газохода котла,.
к м2
Н' — поверхность нагрева котла, включенная па-
раллельно пароперегревателю, л/2.
Н— поверхность нагрева экономайзера, м~.
Н —поверхность нагрева воздухоподогревателя,
м2.
Hj —первая часть поверхности нагрева, м2.
Н$— вторая часть поверхности нагрева, м2.
Нпрям — прямоточная часть поверхности нагрева, м2.
Нпрот — протироточная часть поверхности нагрева, м2,
F — полная поверхность стен топочной каме-
ры, м2.
F —поверхность заэкранированной стенки топки,
м2
— площадь сечения газохода, занятия-паропе-
регревателем, л<2.
й— живое сечение газохода, м2.
Й!—живое сечение в первой части поверхности,
нагрева, м2.
йз — живое сечение во второй части поверхности
нагрева, м2.
Й п_ — среднее живое сечение для поперечного по-
тока газов, м2.
Qnpod— среднее живое сечение для продольного по-
тока газов, л#2.
d — наружный диаметр трубы, м.
r/j —диаметр трубы в первой части поверхности
нагрева, м.
— диаметр труб во второй части поверхности;
нагрева, м.
deH — внутренний диаметр труб, м.
da— эквивалентный диаметр пучка труб, м.
$
—г— относительный шаг труб экрана.
—— относительное расстояние труб экрана от
кладки.
— относительный шаг труб по ширине пучка.
— относительный шаг труб вдоль хода газов
в пучке.
б — толщина стенки труб, м.
п — число рядов труб или число параллельно
включенных труб.
пг— число рядов труб в первой части поверхно-
сти нагрева.
Пэ —число рядов труб во второй части поверх-
ности нагрева.
пш — число рядов труб, расположенных шахматно.
пк — число рядов труб, расположенных коридорно.
N—общее число труб.
а — длина сечения газохода нли площади, м.
b — ширина сечения газохода или площади, м.
F — площадь основания объема, лс2.
h — высота объема, м.
I — длина труб, м.
Dm — диаметр топочной камеры, м.
х — фактор формы (коэффициент эффективности)
радиационной поверхности нагрева.
Xj — фактор формы прямого излучения для пер-
вого ряда труб.
ха— фактор формы прямого излучения для вто-
рого ряда труб.
$ — эффективная длина луча, м.
ф — степень экранирования топочных стен.
U — периметр газохода, м.
7. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА
Cs — коэффициент излучения абсолютно черного
тела, ккал/м2 час град4.
С3 — коэффициент излучения экранной поверхности,
ккал/м2 час град4
k—коэффициент ослабления лучей в пламени
1/м-ата.
а — степень черноты пламени.
. ак — степень черноты бесконечно толстого слоя
пламени.
аг — степень черноты газов.
е — степень черноты топочного излучения.
£ — коэффициент обратной теплоотдачи экранной
поверхности.
х — коэффициент загрязнения экранной поверх-
ности.
ц — доля тепла, передаваемого в топке.
-Кт— теоретический коэффициент теплопередачи,
ккал/м2 час °C.
К—действительный- коэффициент теплопередачи,
ккал!м2 час °C.
“1—коэффициент теплоотдачи от греющей среды
к стенке, ккал/м2 час °C.
а2 —коэффициент теплоотдачи от стенки к нагре-
ваемой среде, ккал/м2 час °C.
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией,
ккал!м2 час ° С.
ак1 — коэффициент теплоотдачи конвекцией в пер-
вой части поверхности нагрева, ккал/м2 час °C.
а«2 — коэффициент теплоотдачи конвекцией во вто-
рой части поверхности нагрева, ккал/м2 час °C.
— коэффициент теплоотдачи газовым излуче-
нием, ккал/м2 час °C.
с£°-—коэффициент теплоотдачи излучением угле-
кислоты, ккал/м2 час °C.
ал ь° — коэффициент теплоотдачи излучением водя-
ных паров, ккал/м2 час °C.
—коэффициент теплоотдачи излучением газо-
вого объема, ккал!м2 час °C.
ал т — коэффициент теплоотдачи излучением меж-
трубного пространства, ккал/м2 час СС.
— исправленный коэффициент теплоотдачи из-
лучением в первом газоходе, ккал/м? час °C.
X — коэффициент теплопроводности металла труб,
ккал/м час °C.
Xj — коэффициент теплопроводности внешних от-
ложений, ккал/м час °C
Хд — коэффициент теплопроводности внутренних
отложений, ккал/м час °C.
Sj — толщина слоя рнешних отложений, м.
йа— толщина слоя внутренних отложений, м.
| — коэффициент использования газохода.
0О — безразмерная температура.
Recm — критерий Рейнольдса при температуре стенки.
Ргст — критерий Прандтля при температуре стенки.
Вот — критерий Больцмана.
8. ПРОЧИЕ ВЕЛИЧИНЫ
—тепловая нагрузка топочной камеры, ккал/м2 час.
* т
Q
-р — тепловая нагрузка зеркала горения, ккал/м2 час.
Q
— тепловая нагрузка радиационной поверхности иа-
р грева (по полному количеству тепла), ккал/л& час.
Wj — средняя скорость греющей среды, м/сек.
wa— средняя скорость нагреваемой среды, л([сек.
wr — начальная скорость, м/сек.
•ш" — конечная скорость, м/сек.
<р — доля газов, проходящих через поверхность на-
грева.
рт — давление в топочной камере, ата.
А — отношение поверхностей нагрева.
Р — отношение температурного перепада к разности
начальных температур.
R — отношение температурных перепадов.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ТОПЛИВО И ЕГО ХАРАКТЕРИСТИКА
- 1-1. СОСТАВ ТОПЛИВА
Все виды твердого и жидкого топлива со-
держат в определенных пропорциях (по весу)
углерод (С), водород (Н), кислород (О), азот (N),
серу (S), золу (А) и влагу (IF).
При изучении свойств топлив и их со-
става различают их органическую массу,
горючую массу, сухую массу и рабочую
массу.
Состав каждой массы обозначают соответ-
ствующими индексами по следующей схеме:
Для каждой рассматриваемой массы может
быть составлен материальный баланс, а именно:
С°+ Н°+ О°+№= 100%, (1-1)
Сг + Нг + Ог + Мг4-5* = 100%, (1-2)
Cc + Hc + O4-Nc + S"+^=100%, (1-3)
C₽ + H₽ + OP + NP + S' + AP+IFp==100%.
(1-4)
Общее содержание серы в топливе может
быть представлено выражением
S^=S„,+Sle + SOT,=S:+SOT. (1-5)
где Sop — органическая сера;
SK — колчеданная сера;
Scm — сульфатная сера;
S* — горючая (летучая) сера.
При изменении влажности топлива с IFP
до W* первоначальный элементарный состав
рабочей массы топлива пересчитывают на
конечную влажность по уравнениям (1-6):
„ „100 —
C^=Cf-------“
11 1 100 — IV?
Hp-Hf
ioo—irg
100 — w?
Пересчет состава топлива с одной зольно-
сти на другую производят по уравнениям
(1-7):
100-л?
гР_нрЮ0 — Ац
1п-п1100_лр
и
Для пересчета состава топлива заданной
массы на другую массу пользуются множи-
телями, приведенными в табл. 1-1.
Все тепловые расчеты котельных устано-
вок производят, исходя из рабочего состава
топлива.
Технический анализ топлива легко выяв-
ляет содержание в нем золы и влаги, которые
в зависимости от сорта и состояния, топлива
ТАБЛИЦА 1-1
Формулы для пересчета заданной массы топлива на искомую
Заданная масса Множитель для пересчета искомой массы
Органическая Горючая Сухая Рабочая
100 — 100 —(S£4-Лс) юс — (sf 4-лр + ыИ>
Органическая 1 —
100 100 100
100 100 — Ас 100 — (AP + WP)
Горючая 100 — S* 1 100 100
100 100 100 —
Сухая 100- (S‘4-<> 100 — Ас 1 100
100 100 100
Рабочая .... .... 100 —(Sf \-Ap + WP) 100 — (Ap.~\-Wp) 100 — wp 1
меняются в широких пределах. Что касается
состава горючей массы, то он почти постоянен
для каждого сорта топлива, но надежное опре-
деление его доступно лишь немногим специа-
лизированным лабораториям. Поэтому для прак-
тических расчетов пользуются данными
табл. 1-2, приведенной на стр. 16—19.
Получаемые при лабораторном анализе
многосернистых топлив и сланцев данные о
содержании золы нуждаются в поправках на
разложение карбонатов (СаСО3 и MgCO3),
приводящее к выделению углекислоты и умень-
шению веса золы (1% на 1% СО^).
Содержание золы в сланцах с учетом по-
правки принимают равным
АР = АР+(1-К)(СО^%, (1-8)
где АРи — истинная зольность сланца;
К—поправочный коэффициент на разло-
жение карбонатов.
При слоевом сжигании принимают К = 0,7,
при камерном сжигании /<—1,0.
Средний элементарный состав смеси двух
топлив—первого, содержащего Cf%; Hf %;
Of %; Nf %; (S^ %. %; и второго,
содержащего С„%; н£%;0£%; N^%; (5^,%;
Af%; ^ %, находят по уравнениям
Значение коэффициента определяют из.
уравнения
В,
Н- вп» (1-Ю)
где — вес одного вида топлива в смеси;
— вес второго вида топлива.
Найденный по уравнениям (1-9) элемен-
тарный состав смеси должен в итоге состав-
лять 100%®.
Задача 1-1. Определить рабочий состав
кизеловского угля, если известен его горючий
состав: Сг = 80,0%; н!==5,6%; Ог = 5,1%;
№= 1.2%; s; =(s: + s:p) = (5,2 + 2,9) %;
Лс=27,5% и 1Гр=з4,0%.
Решение. Так как зольность топлива дана для
сухой массы, пересчитываем ее для рабочей массы,
пользуясь соответствующим множителем из табл 1-1:
100— WP 100 — 4,0
ЛР= Л'-----100---= 27,5----! 00- = 26.4%.
Элементарный состав рабочей массы определяем,
пользуясь данными табл. 1-1:
гг 100-(^+IF4
С С 100
100 — (26,4 -I- 4,0)
=8О’°--------loo = 55>7%;
(£,=«,(?+ (i-^cX 1
Н«=4'.Н{’+,(1-й-1)Н5% и т. д. | (1-9)
* При одновременном сжигании двух видов топ-
лива лучше подсчитывать не условный состав смеси,
а вести подсчет раздельно для двух топлив.
;? - ;n “ 7 L ; 100 —
100— (26,4+4,0) л л
- -= 5,6. -— юо ~ - =W;
OP-QZ. 100-(ЛР + ^.._
u —u 100 ~
100 — (26,4 + 4,0)
=5>! •------100 • = 3-5%;
100-(л£+^
°р-°г------106-------
100 —(52,3 + 20,0)
“17’° 100 — 4»7%;
100 —(Л^ + «7И
= 100 1. : =
_ 100-(52,3+ 20,0)
— 1,1 100 —0,3 /«;
NP = N*.
100 —(Л^+ IFP)
100
100-(26,4 +4,0)
-1,2--------10Q------ = 0,8%;
1Q0-G4P+UZP)
— 100 —
100 — (26,4 +4,0)
= 8,1 -----Fq0 " - - = 5,60/c
AP = 26,4%
WP = 4,0%
Итого. . . 99,9%
Ошибку в 0,1%, полученную за счет округления 1,
сносим на наибольшее слагаемое; окончательно имеем
Ср — 55,8%.
Задача 1-2. Определить рабочий состав
сланца Савельевского месторождения при
слоевом сжигании, если известен элементарный
состав горючей массы: Сг=61,0%; Нг = 7,7%;
Ог = 17,0%; 1,1 %; = 13,2%; Ар =
= 48,4%; 1Гр = 20,0% и (СО*)р = 13,0%.
Решение. По уравнению (1-8) определяем истин-
ную зольность рабочей массы с учетом поправки на
разложение карбонатов
Ар = АР + (1 — К) (СО£)Р == 48,4 + (1—0,7) 13,0 = 52,3%.
Пересчет горючей массы на рабочую производим,
пользуясь данными таб. 1-1:
100—(Л£+ WP)
100 —(52,3 4-20,0)
= 61,0 \00 ------ = 16,9%;
100 — (AP + WP)
~ 100 —(52,3+20,0)
—7’7 100
1 Производить расчеты с точностью, превосхо-
дящей точность исходных данных (с большим числом
знаков), не следует. ;
,v_s,. ioo-(HS+w₽)
" л 100 —
_„ Ю0 —(52,3-}-20,0) _, .
— ^3’2 100 —3,7%.
Л£ = 52,3%
Wp = 20,0%
Итого. . . 100,0%
Задача 1-3. Через сушильно-мельничную
систему пропускается подмосковный уголь
состава: Ср = 32,79%; Н₽=2,43%; Ор=9,86%;
^=0,63%; ^=2,87%; Лр = 18,42% и №/=
= 33,0%. При выходе из сушильной трубы
его конечная влажность составляет =
= 15%.
Определить элементарный состав рабочей
массы подсушенного топлива.
Решение. Пересчет элементарного состава рабо-
чего топлива с начальной влажности Wf наконечную
влажность Wft производим по уравнениям (1-6):
100-U7-P 100-15
сп — Чоо’—wf—32,79‘ 100 — 33 — 41>6%
100-15
Hf’ i00_ — 2.43 ' WO —33 — 3’l"/o;
100-irfi 100-15
°H — °1 • 100 _wp = 9,86 ' 100^33 — 12’5"/o;
100 -w* 100-15
Nn — Nf * 100 _ — 0,63 • IQ0__ зз — 0,8% ;
100 - V/P 100-15
(S^)n — )i • 100 — wf — 2,87 ’ 100 — 33 — 3’6"/°;
100-WP- 100—15
Zfl — Ai • 100 __ Wp —18»42- 100 — 33 — 23,4°/o-
Wfi= 15,0%.
Итого. . . 100,0%
Расчетные характеристики
(по дан
Район месторождения Наименование месторождения Марка и сорт Горючая масса топлива- Влага гигроско- пическая • % Зольность на сухую массу Ас • %
Элементарный состав, % Теплотворная способность QZH, ккал!кг Выход лету- чих уг , %
Се Нг о? ьк4-о Кг Ог
Ископаемые
Донецкий бассейн Д 75,0 5,5 5,8 1,6 12,1 7 290 43,0 4,5 22,5
То же — Г 80,5 5,4 4,3 1,5 8,3 7 700 39,0 3,0 16,0
То же — пж 83,0 5,1 4,8 1,5 5,6 8 000 32,0 1,0 20,0
То же — т 90,0 4,2 2,2 1,5 2,1 8 260 12,0 1,0 14,0
То же АС 93,0 1,8 2,2 1,0 2,0 7 970 4,0 2,0 14,0
То же — АСШ и АРШ 93,0 1,8 2,2 1,0 2,0 7 970 4,0 2,0 15,0
То же — АШ 92,5 1,8 2,2 1,0 2,5 7 930 4,0 2,0 18,5
То же —- п/па 5,5 1,7 30,0
мок. 80,0 6,2 6,6 7 600 1,3 45,0
То же — п/п^ сух. 82,5 5,0 6,8 1,5 4,2 7 900 25,0 1,0
35,0
Кузнецкий бассейн Анжеро-Суджен- 91,0 4,3 0,7 1,9 2,1 8 340 15,0
ское ПС 1,0 13,0
То же Ленинское Г 83,0 5,8 0,7 2,7 7,8 7910 39,0 1,8 11,0
То же Кемеровское ПС 1 и К / 87,0 5,0 0,5 2,0 5,5 8 ПО 26,0 1,0 12,0
То же Прокопьевское СС 88,0 4,6 0,5 2,2 4,7 8 080 24,0 1,0 и,о
То же Киселевское СС 89,3 4,3 0,5 2,3 3,6 8 200 18,0 1,0 н,о
То же Прокопьевское СС 89,5 4,3 0,5 2,3 3,4 8 200 18,0 1,0 и,о
(Сталиноуголь)
То же Араличевское т 89,5 4,1 0,7 2,0 4,2 8 150 10,0 1,5 18,0
Карагандинский бассейн — ПЖ н 85,0 5,1 1,0 1,4 7,5 8 000 27,0 2,0 23,0
ПС
То же — БР 74,0 5,0 0,7 0,9 19,4 6 700 43,0 10,0 18,0
Подмосковный бассейн — БР 67,0 5,0 5,9 1,3 20,8 6 240 45,0 8,0 35,0
Урал Кизеловское ПЖ 80,5 5,6 7,7 1,3 4,9 7 770 40,0 1,0 30,0
То же Кизеловское ПП 79,0 5,4 9,9 1,7 4,0 7 600 40,0 1,0 40,0
То же Богословское БР 70,0 4,5 0,7 1,5 23,3 6 130 43,0 15,0 30,0
То же Челябинское Б 73,0 5,2 1,6 1,7 18,5 6 720 43,0 9,0 30,0
То >^е Коркинское и Б 71,5 5,1 2,6 1,7 19,1 6 550 45,0 9,0 35,0
Еман желинское
То же Буланашское® Г 80,5 5,5 1,5 1,5 п,о 7 660 40,0 2,5 20,0
То же Егоршинское АР 90,5 3,7 0,6 0,6 4,6 8 080 7,0 1,5 22,0
То же Полтавское® АР 95,0 0,8 0,3 0,5 3,4 7 650 3,5 3,0 28,0
То же Брединское* АР 93,5 1,7 0,8 0,6 3,4 7 840 4,0 3,0 28,0
То же Домбаровское АР 91,0 2,0 0,6 0,7 5,7 7 620 7,0 2,5 35,0
Коми АССР Воркутское ПЖ 85,0 5,3 1,3 2,3 6,1 8 070 30,0 1,5 23,0
Башкирская АССР Куюргазинское БР 65,7 6,3 1,4 0,6 26,0 6 120 63,5 10,0 33,0
Карачаевская АО Хумаринское Г/Д 79,0 5,7 0,9 1,5 12,9 7 450 40,0 2,5 25,0
Красноярский край Канское БР 71,0 4,8 0,8 1,4 22,0 6 320 48,0 и,о ! 13,0
таблица 1-е
твердых и жидких топлив
ным ВТИ)
Рабочая масса Максимальная Теоретически не- обходимый объем воздуха Vo, нма1кг Минимальный объем газов V*UH, нм3/кг Коэффициент размолоспособно- стн Плавкость золы Характеристика кокса
Влажность WP ,% Зольность, ДР . % Теплотворная способность, Q%, ккал/кг влажность» % зольность дс , о/ , Лмакс • '° Температура, °C
начала дефор- мации tH д размягчения *разм жидкоплавкого состояния *плавл
угли
12,0; 19,8 4 900 16,0 30,0 6,38 5,88 1,1 1 000—1 100 1 100—1 200 1 150—1 250 Порошкообразный или спекшийся •
8,0 14,7 5 900 11,0 25,0 6,54 7,02 1,02 1 050—1 100 1 100—1 200 1 200—1 250 Спекшийся-сплавлен-
ный
6,0 18,8 5 980 10,0 30,0 6,54 6,96 -— 1 000—1 050 1 150—1200 1 200—1 250 Спекшийся-сплавлен-
ный
4,0 13,4 6 800 8,0 27,0 7,01 7,39 1,33 1 000—1 150 1 100—1 300 1 150—1 350 Порошкообразный
или слабо спек- шийся
6,0 13,2 6 400 9,0 22,0 7,09 7,38 — 1 юО—1 400 Порошкообразный
6,0 14,1 6 330 10,0 27,0 — — — 1 000—1 150 1 050—1 350 Порошкообразный
6,5 17,3 6 000 10,0 26,5 6,26 6,55 0,87 Порошкообразный
7,0 41,8 3 850 14,0 50,0 4,34 4,70 — — — — Спекшийся
4,0 33,6 4900 6,0 45,0 5,45 6,28 — — — — Спекшийся
6,0 12,2 6 790 10,0 17,0 7,50 7,91 1,6 1 050—1 150 1 200—1 400 1 250—1 500 Спекшийся
8,5 Ю,1 6 390 11,0 14,0 7,06 7,59 1,2 1 050—1 250 1 100—1300 1 150—1400 Спекшийся сплавлен-
ный
8,5 11,0 6 480 11,0 17,0 6,94 7,40 1,37 1 000—1 150 1 150—1 300 1 150—1350 Спекшийся
6,0 10,3 6 730 10,0 16,0 7,15 7,63 2,0 1 050—1 500 1 150—1 500 1 250—1 500 Спекшийся
8,0 11,0 6 590 12,0 15,0 7,36 7,81 1,2 — — — Спекшийся
6,0 10,3 6 830 10,0 16,0 7,34 7,76 — — — — Спекшийся
5,5 17,0 6 280 9,0 25,0 6,92 7,32 1,28 1 050—1 350 1 300—1450 1 350—1 500 Порошкообразный
или слабо спек- шийся
8,0 21,2 5 620 12,0 32,0 5,74 6,15 1,37 1 150—1 500 1 400—1500 1 450—1 500 Спекшийся
28,0 13,0 3 790 33,0 25,0 4,14 4,79 1,37 1 100* 1 180* 1200* Порошкообразный
32,5 23,6 2 540 37,0 40,0 2,72 3,35 1,73 ЮОО*—15001 1 050—1 5001 1 100—1 5001 Порошкообразный
1 300 1500 1500
6,0 28,5 5 140 15,0 40,0 5,32 5,73 1,0 1 000—1 400 1 200—1 500 1 250—1 500 От порошкообразного
до плотно-спекаю- щего
36',8
8,0 4 150 12,0 45,0 4,78 5,14 — 1 100—1 250 1 350—1 500 1 400—1 500 Спекшийся
29,0 19,0 21,3 24,0 2 870 3 700 35,0 24,0 40,0 40,0 3,13 4,13 3,72 4,67 1,15 1,24 1 150—1 250 1 100—1 150 1 250—1 350 1 100—1 350 1 300—1 400 1 150—1 400 Порошкообразный Порошкообразный
1 / ,0 29,1 3 430 21,0 45,0 3,80 4,28 1,33 1 000—1 100 1 100—1 350 1 150—1400 Порошкообразный
10,0 18,0 5 450 5,96 6,46 1,33 1 200 1 250 1 300 Слабо-спекшийея
6,6 20*8 5 920 9,0 30,0 6,55 6,91 1,33 1 350—1 500 1 500 1 500 Порошкообразный
9,0 25,5 4 960 14,0 40,0 5,80 5,85 — 1 150—1 200 1 250—1 500 1 400—1 500 Порошкообразный
7,5 25,9 5 180 12,0 40,0 5,78 6,04 — 1 100—1 350 1 300—1 500 1400—1500 Порошкообразный
1(1.0 31,5 4 400 14,0 43,0 4,95 5,24 1,24 1 300—1 500 1 450—1 500 1500 Порошкообразный
10,0 20,7 5 530 16,0 30,0 6,11 6,57 1,55 1 000—1 150 1 100—1 300 1 150—1 400 Спекшийся
и>,0 17,8 1 940 — 2,43 3,24 —• 1050 1430 1 470 П орошкообразн ый
9,0 22,8 5 030 — 5,55 6,04 1 100—1 500 1 300—1 500 1 350—1 500 Спекшийся
32,0 8,8 3550 37,0 17,0 3,77 4,46 1,19 —- — — Порошкообразный
‘-I л-
Район месторождений i - i . Наименование месторождения 1 Марка и сЬрт Горючая масса топлива" ‘ Влага гигроско- •’ пическая, Wa » % Р. •' '.Н.' 4 £ ♦ Зольность на dyxyto массу Ас f %
Элементарный состав, % .Теплотворная способность , ккал/кг Выход лету- чих . Уг , %
Сг ‘ нг ег 8м+0 . Ыг ' °г
Таймырский Н. О. Норильское* 85,0 5,0 1,5 1,7 6,8 7.840 23,0 1.5 25,0
•Хакасская А. О. Минусинское д 79,0 5,5 0,8 2,2 12,5 7 470 42,0 3,5 12,0
Иркутская обл. Черемховское д 78,0 5,7 1,4 1,6 13,3 7 400 45,0 4,0 17,0
Читинская обл. Тарбогатайское БР 74,0 5,1 1,5 1,3 18,1 6 830 43,0 8,0 18,0
То же Арабогарское БР 71,8 4,9 1,2 1,4 20,7 6 550 38,0 11,5 14,3
Читинская обл. Халяртинское БР 69,3 4,4 1,6 1,4 23,3 6 030 43,0 12,0' 20,0
То же Черновское БР 75,5 5,0 0,7 1,3 17,5 6 900 40,0 11,0 11,0
То же Г усино-Озерское БР 75,0 5,0 0,8 1,1 18,1 6 900 43,0 4,0 23,0
То же Букачачинское Г 80,0 5,5 0,6 1,1 12,8 7 500 37,0 4,0 17,0
Амурская обл. Кивдинское БР 71,0 4,3 0,3 1,2 23,2 6 150 41,0 10,5 21,0
То же Райчихинское БР 70,0 4,3 о,з 1,1 24,3 6 100 41,0 10,5 14,0
Приморский край Сучанское ПЖ 86,0 5,0 0,5 1,4 7,1 8 000 32,0 1,5 23,5
То же Сучанское Т — 1 — — — — 15,0 —. 34,0
То же Артемовское Б 71,5 5,7 0,6 1,5 20,7 6 620 49,0 9,0 25,0
То же Подгороднен- ское* 87,0 4,8 0,5 1,3 6,4 8 020 17,0 1,0 45,0
То же Тавричанское БР 75,0 5,6 0,7 1,6 17,1 6 970 45,0 8,5 25,0
То же Ворошиловское* ПЖ 87,0 5,5 0,5 1,0 6,0 8 130 25,0 0,5 45,0
Хабаровский край Эльгенское* БР 64,0 5,5 2,5 1,0 27,0 6 040 55,0 10,0 23,0
То же Бурея Г 81,0 6,0 0,4 2,0 10,6 8 100 41,0 2,0 30,0
Украинская ССР Александрийское БР 66,5 6,0 5,1 0,8 21,6 6 300 57,0 10,0 35,0
Грузинская ССР и др. Ткварчельское ПЖ 80,5 5,9 2,1 1,7 9,8 7 630 37,0 1,2 35,0
То же Ткварчельское ПП 79,0 6,0 2,3 1,6 11,1 7 500 43,0 1,2 40,0
То же Тквибульское Г 77,5 5,8 2,4 1,5 12,8 7 380 40,0 3,5 30,0
Казахская ССР Берчогурское г 77,0 6,5 5,4 1,4 9,7 7 500 47,0 2,0 40,0
То же Ленгеровское БР 74,5 5,0 3,6 1,0 15/9 6 880 40,0 8,0 21,0
То же Мангышлакское* БР 76,0 4,0 4,3 1,0 14,7 6 900 32,0 12,0 18,5
Узбекская ССР Ангрен БР 74,0 3,8 2,9 0,9 18,4 6 420 40,0 7,0 35,0
Киргизская ССР Кизил-Кийское Б 75,0 4,3 2,7 0,9 18,1 6 800 38,0 10,0 16,5
То же Сулюктинское Б 77,0 4,0 1,0 0,8 17,2 6 750 36,0 10,0 18,0
То же Кок-Янгакское Г 77,0 5,0 2,4 1,0 14,5 7 170 35,0 6,5 25,0
То же Ташкумирское® Шурабское® Г 79,0 I 4,9 0,6 1,2 14,3 7 300 35,0 5,0 13,0
Таджикская ССР БР 78,01 3,4 1,2 0,8 16,6 6 680 31,0 13,0 17,0
11. Горючие
.Ленинградская обл. Гдовское | — 73,5 9,4 4,7 0,3 12,1 7 990 81,0 1,2 53,5- 1-18,52
Куйбышевская обл. Кашпирское — 61,0 7,5 13,5 1,2 16,8 6 550 70,0 4,0 63,0- -10,52
Саратовская обл. Савельевское | — 61,0 7,7 13,2 1,1 17,0 6 530 71,0 4,5 60,5- -13,02
III. Прочие
Коксовая мелочь5 15—25 мм 95,5 0,5 1,0 1,2 1,8 7 700 4,0 1,0 13
Торф5 0—15 мм 92,0 2,0 1,6 1,5 2,9 7 850 9,0 1,0 20,0
Кусковой 57,8 6,0 0,3 2,5 33,4 5 240 70,0 11,0 п,о
То же Фрезерный 57,8 6,0 0,3 2,5 33,4 5 240 70,0 11,0 н,о
Дрова 51,0 6,1 — 0,6 42,3 4 510 85,0 7,0 1,о
Мазут7 Малосернистый 87,8 10,7 0,7 0,8 9 700 — — 0,2
’l о же Многосернистый 84,0 11,5 4,0 0,5 9 700 — — о,з
* Характеристики топлив, отмеченных звездочкой, или еще
не вполне определились, илн данные, имевшиеся при их выводе,
были признаны недостаточными.
1 В числителе даны температуры плавкости для угля Побе*
динского и Товарковского районов, в знаменателе — для углей ос*
тальных районов Подмосковного бассейна
Первое слагаемое — зола, второе — углекислота карбонатов
(COg ). Зольность на сухую массу Ас приведена по остатку . при
прокаливании. При пересчете на рабочую массу введена поправка
на образование сульфатов.
1 Сумма золы и углекислоты карбонатов. I ;
Продолжение
Рабочая масса Максимальная 1 Теоретически не- обходимый объем воздуха 70, нм3/кг Минимальный объем газов нм3/кг Коэффициент размолоспособно- сти Плавкость золы Характеристика кокса
Влажность WP ’ % Зольность, АР •% Теплотворная способность Q^, ккал'кг влажность, Wp , % макс' '° ЗОЛЬНОСТЬ А мак с' % Температура, °C
и ачала дефор- мации tH 0 размягчения *разм ж и дкоплавкого состояния ^плаол
7,0 23,2 5 480 I 100 1 250 1 300 Спекшийся
12,0 10,6 5 710 18,0 20,0 6,27 6,83 — 1 150 1300 1 350 Спекшийся
12,0 15,0 5 330 16,0 25,0 5,88 6,43 1,02 1 000—1 200 1 000—1 350 1 150—1 400 Спекшийся
28,0 12,9 3 860 33,0 25,0 4,35 5,01 0,98 1 000—1 100 1 150—1 300 1 150—1 450 Порошкообразный или слабо спек- шийся
27,5 10,1 3 920 32,0 18,0 4,40 5,08 0,93 1 100 1 150 1 250 Порошкообразный
33,0 13,4 3 030 40,0 27,0 3,54 4,23 — 1 050—1 150 1 150—1 250 1 250—1 300 Порошкообразный
33,0 7,4 3910 40,0 16,0 4,46 5,18 1,15 1 050—1 100 I 100—1 200 1 150—1 300 Порошкообразный
21,0 18,2 4 670 25,0 28,0 4,50 5,08 — 1 000—1 150 1 050-1 350 1 100—1 400 Порошкообразный
14,0 14,6 5 270 20,0 32,0 5,82 6,37 1,33 1 100—1 300 1 200—1 450 1 250—1 500 Спекшийся
37,0 13,2 2 840 40,0 30,0 3,32 4,03 1,24 1050 1 100—1 250 1 150—1 300 Порошкообразный
40,0 8,4 2 910 45,0 19,0 3,38 4,15 1,37 1 000—1 150 1 150—1 250 1 200—1 300 Порошкообразный Спекшийся сплавлен- ный
10,0 21,1 5 450 15,0 35,0 6,01 6,46 — 1 050—1 150 1 200—1 300 1 300—1 400
4,0 — — 6,0 38,0 — — — — — —
27,0 18,2 3460 32,0 35,0 3,94 4,58 0,8 1 150—1 350 1 200—1 400 1 300—1 450 Порошкообразный
8,0 41,4 4010 15,0 — — — — 1 050—1 400 1 250—1 500 1 300—1 500 Слипшийся
13,0 21,7 4 480 17,0 30,0 4,97 5,50 0,87 1 050—1 400 1 100—1 500 I 200—1 500 Порошкообразный Спекшийся
5,0 42,8 4 220 — — 4,69 5,01 1,33 1 500 —
40,0 13,8 2 550 — .—• 2,91 3,68 — 1 000—1 100 1 100—1 350 1 150—1 400 Порошкообразный
6,0 27,6 4 950 — — 5,44 5,89 0,79 1 200-1 500 1 400—1 500 1 500 —‘
55,0 15,8 1510 65,0 50,0 2,05 2,91 1,24 1 100—1 300 1 150—1 500 1 200—1500 Порошкообразный
6,0 32,9 4630 9,0 40,0 5,16 5,56 1,5 * Спекшийся
10,0 36,0 3 990 17,5 45,0 4,48 4,89 — 1 150—1 500 1 400—1 500 1 400—1 500 Слабо-спекшийся
12,0 26,4 4 470 15,0 40,0 4,99 5,47 1,37 1 400—1 500 1500 —- Спекшийся
6,0 37,6 4 190 10,0 50,0 4,76 5,15 — 1 1 300—1 400 1 400—1 500 1 500 Спекшийся
27,0 15,6 3 860 33,0 27,0 4,39 5,02 1,37 1 000—1 050 1 050—1 200 1 100-1 250 Порошкообразный
30,0 13,0 3 750 — — 4,26 4,09 2,21 — — — Порошкообразный
32,5 23,6 2 620 — — 3,12 3,73 1,77 1050—1 150 1 100—1 200 1 150—1 250 Порошкообразный
27,0 12,0 3 980 30,0 21,0 4,46 5,08 1,46 1 000—1 250 1 030—1 300 1 050—1 350 Порошкообразный
21,0 14,2 4 250 25,0 27,0 4,77 5,34 1,24 , 1 050—1 250 1 100—1 350 1 150—1 400 1 Порошкообразный
14,0 21,5 4 540 18,0 30,0 5,04 5,53 — 1 1 000—1 500 1 100—1 500 1 100—1 500 Слабо спекшийся
9,0 11,8 | 5 730 15,0 21,0 6,23 6,74 1,28 1 000—1 450 1 050—1 500 1 100—1 500 Слабо спекшийся
26,0 12,8 1 3 940 i 30,0 22,0 4,50 5,09 1,24 . 1 100—1 350 1 280—1 400 1 300—1 420 , Порошкообразный
сланцы
И,5
15,0
17,0
46,0+16.42 2 0404
50,2-^8,82 1 5504
48,1 + 10,22 1 5004
17,0 I 75,03
22,0 80,03
25,0 80,03
2,31
1,85
1,82
2,66
2,21
2,19
2,44 1 100—1 400
1,2 1 050—1 150
1,15 1 050—1 250
1 200—1 500
1 100—1 200
1 150—1 300
1 200—1 500
1 150—1 200
1 150—1 300
Порошкообразный
Порошкообразный
Порошкообразный
Топлива
15,0 18,0 11,0 16,4 5 610 5 040 19,0 21,0 17,0 23,0 6,70 5,68 6,72 6,08 — |1 050—1 100 1 150—1 250 1 250—1 300 Порошкообразный
10,0 50,0 6,6 5,5 2 560 2030 53,0 55,0 3,01 2,51 3,86 3,42 } 800—1400 990—1 500 1 010—1 500 Порошкообразный
35,0 0,6 2 700 — — — 2,81 3,73 — — — — Слипшийся рыхлый
3.0 0,2 9 370 8,0 — 10,28 11,06 — — — — —
3,0 0,3 9 370 8,0 — 10,27 11,09 — - — — —
4 К получаемым экспериментально при калориметрическом
iiiilii-делении величинам теплотворной способности рабочей массы
। иппцев прибавлено тепло разложения карбонатов (+9,7 СО^ )
в Состав коксовой мелочи восточных и южных заводов принят
» uni .псовым.
2. С. П. Кашников и В. Н. Цыганков.
6 Зольность торфа Ас для разных болот колеблется от 2-J-3
до 25 ч-30%.
’ Под малосернистым мазутом понимаются мазуты из нефтей
Кавказа и Эльбы, под многосернистыми—из нефтей главным обра-
зом новых восточных районов. Содержание серы в мазутах и неф-
тях некоторых новых районов достигает 6%.
Задача 1-4. В топке парового котла сжи-
гают смесь двух сортов каменного угля в
общем количестве 10 тп^час. Один сорт, сжи-
гаемый в количестве 3 mjvac, имеет состав:
Cf=72,6%; Н|=4,5%; Of = 5,1%;
Nf =1,4%; (S^), = 2,2%; < = 11,0%;
№’,'’=3^%.
Другой сорт, сжигаемый в количестве
7 /п/час, имеет состав:
Сд = 71,4%; <=1,4%; O' = l,4%; < =
= 0,9%; (S^ = l,5%; <=16,0%;
<, = 7,4%.
Определить условный элементарный со-
став рабочей смеси.
Решение. По уравнению (1-10) определяем коэф-
фициент
В1 3
gl— — 3 + 7 —°’3’
(1 - й) = 0,7.
Подставляя полученные значения в уравнения (1-9),
находим условный элементарный состав смеси;
C^=^Cf + (l-^)Cg =
= 0,3-72,6 + 0,7-71,4 = 71,8%
= 0,3.4,5 + 0,7 -1,4 = 2,3%
— 0,3 • 5,1 + 0,7 • 1,4 — 2,5%
N'^iNf-Hl-^Nf^
= 0,3 -1,4 + 0,7 - 0,9 = 1,1%
(sfU=gi(s^)I+(i-gI)(Sf)1I =
= 0,3-2,2% 0,7-1,5 = 1,7%
Af + d -£i)^ =
= 0,3 -11,0 + 0,7-16,0 = 14,5%
= 0,3 • 3,2 + 0,7 -7,4—6,1%
Итого. . . 100,0%
Задача 1-5. Элементарный состав горючей
массы топлива: Сг = 69,85%; Нг = 4,82%;
Ог = 18,92%; N2 =1,41%; 8^ = 5,0%.
Определить рабочий состав при Др=18,2 %
и 1Гр=32,0%.
Ответ. Ср = 34,8%; Нр = 2,4%; Ор =
= 9,4%; Np = 0,7%; S^=2,5%.
Задача 1-6. Состав горючей массы сланца:
С2 —75,2%; Н2=9,1 %;Ог =13,5%; NM),3%;
S* = l,9%.
Определить рабочий состав при АРи=.
— 39,3%; 00^=10,5%; IFp=15,0% при ка-
мерном сжигании.
Ответ. Ср = 34,4%; hp = 4,l %; Ор=6,2%;
№ = 0,1%; S''= 0,9%; Л=39,3%;
Ц7р=15,0%.
Задача 1-7. В топке сжигается кемеров-
ский уголь с содержанием IFP = 9,2% и Ас=
= 13,5%.
Определить рабочий состав топлива, поль-
зуясь данными табл. 1-2 при Лр=12,3% и
№р=9,2%.
Ответ. Ср=-68,3%; Нр = 3,9%; Sp=0,4%;
Np = 1,6%; Ор=4,3%;
Задача 1-8. Состав рабочей массы топли-
ва, найденный при решении задачи 1-5, пе-
ресчитать на влажность Wp — 15,0%.
Ответ. С1=43,5%; Нр=3,0%; Ор=11,7%;
Np = 0,9%, Sf = 3,1 %; Ар —22,8%.
Задача 1-9. В топке котла сжигается смесь
из 200 кг каменного угля состава: Ср=74,0%;
Нр = 4,3%; Op=4,5%; Np=2,20%; Sp=0,5%;
Др=8,5%; IFP=6,O%, и 800 кг другого топ-
лива состава: Ср = 41,2%; Нр = 4,1 %; Ор =
= 23,1°/0; Np=2,6%; Др=2,7% и 1ГР=26,3%.
Определить элементарный состав рабочей
смеси.
Ответ. < = 47,76%; <=4,14%; О=
= 19,38%; <=2,52%; (SX=
= 0,1%; <=3,86% и Ц7^ =
= 22,24%.
1-2. ТЕПЛОТВОРНАЯ СПОСОБНОСТЬ
ТОПЛИВА
Теплотворная способность топлива может
быть наиболее точно определена калоримет-
рическим способом (в так называемой кало-
риметрической бомбе). Имеются так же раз-
личные эмпирические формулы для подсчета
теплотворной способности по данным элемен-
тарного анализа топлива. Этими формулами,
однако, пользоваться не следует, так как
результаты химического анализа топлива обыч-
но не отличаются большой точностью.
Если нет данных калориметрического ис-
следования топлива, то для расчетов следует
значения теплотворной способности горючей
массы и ее состава брать из табл. 1-2.
Наиболее точную связь между составом
топлива и его высшей теплотворной способ-
ностью дает формула, предложенная великим
русским ученым Д. И. Менделеевым:
Мг = 81Сг ф- ЗЭ0Нг — 26 (Ог — S*) ккал/кг.
(1-Н)
Этой формулой можно пользоваться для
проверки правильности установленного хими-
ческим анализом элементарного состава топ-
лива. Величина М* должна быть равна или
больше теплотворной способности QJ , опре-
деленной калориметрически; при Ас до 25%
Mg—Qg<150 ккал/кг, при Ас более 25%
— Qg<200 ккал1кг.
Если эти условия не соблюдены, то имею-
щиеся данные о составе горючей массы топ-
лива должны быть признаны неверными, и их
по следует применять для расчетов. В таких
случаях рекомендуется пользоваться данными
табл. 1-2.
Если известна высшая теплотворная спо-
собность топлива и его элементарный состав,
величина низшей теплотворной способности
может быть определена по формулам:
QPH = QP— 6(9НР+Жр)ккал1кг (1-12)
QcH=Qce — 54-Нс ккал/кг (1-13)
QZH = Qg — 54- Нг ккал!кг. (1-14)
Связь между низшей теплотворной способ-
ностью рабочего топлива и низшей теплотвор-
2*
ной способностью сухого топлива определяют
по формулам:
QJ= Q' 1С01701рт' ккал/кг, (1-15)
ккал1кг-
(1-16)
Между низшей теплотворной способностью
рабочего топлива и низшей теплотворной спо-
собностью горючей его массы существуют
следующие зависимости:
= Qh • -°—wo~^ ~6 WP ™ал/кг,
(1-17)
Q2 = (Qf + 6U7p)--------------- ккал1кг.
(1-18)
Если известна теплотворная способность
топлива по калориметрической бомбе, то выс-
шую теплотворную способность горючей мас-
сы этого топлива определяют по формуле
Q. = (<2« )«-22,58' — 0,0015 (Q; )„ ккал/кг.
(1-19)
Для определения низшей теплотворной
способности топлива, содержащего карбонаты,
пользуются формулой
„ . 100— Ар„
q»=q»—
— 61Г₽— 9,7 (СО* )Р-Кккал1кг, (1-20)
где К—поправочный коэффициент, учитываю-
щий разложение карбонатов.
Этот коэффициент, как уже указывалось,
принимается при слоевом сжигании, равным
0,7.
Теплотворную способность газообразного^
топлива определяют по формуле
QPH = 30,18 СО + 85,55 СН4 +152,26 С2Н6 +
+ 217,95 С3Н8 + 141,07 С2Н4 + 208,5 С3Н6 +
+ 25,70 Н2 ккал}нл\
(1-21)
Если газообразное топливо содержит вла-
гу, необходимо, прежде чем пользоваться
формулой (1-21), пересчитать элементарный
объемный состав газа на сухое топливо.
Теплотворную способность 1 м3 газообраз-
ного топлива при любой температуре t° С
и давлении b мм рт. ст. определяют путем
умножения результата, полученного по фор-
муле (1-21), на величину
Ь 273
760 \ +273 •
Задача 1-10. Для теплового расчета котель-
ного агрегата даны установленный по единич-
ной пробе элементарный состав топлива: Сг—
— 93,2%; Нг=1,8%; = 2,0%; Na=l,2%;
Ол= 1,8%; Ас=17,3%; Н7Р=7,4%,
а также высшая теплотворная способность
этого топлива по калориметрической бомбе
(Q^)^=8077 ккал}кг.
Определить, является ли результат ана-
лиза топлива правильным или требуется даль-
нейшее его уточнение.
Решение. По формуле Менделеева (1-11) тепло-
творная способность горючей массы топлива будет:
М* = 81-Сг+300-Нг + 26 (S* —Ог) =
= 81-93,2 -р 300 -1,8 -р 26 (2,0 — 1,8) = 8 094 ккал!кг.
Высшую теплотворную способность горючей
массы этого топлива определяем из уравнения (1-19):
Q* = 8 077 — 22,5-2— 0,0015-8 077 — 8 020 ккал!кг.
Сравнивая теплотворную способность, определен-
ную по формуле (1-11) и полученную калометрическим
способом, находим:
М* — Q* =. 8 094 — 8 020 = 74 ккал!кг .
Полученнная разность не выходит за допустимые
пределы, поэтому можно считать, что элементарный
анализ произведен правильно.
Задача 1-11. Определить низшую тепло-
творную способность рабочей массы сланца
Савельевского месторождения, если известны
следующие величины: Q’=6 530ккп^г/кг; Ас=
— 60,5%; U7p = 20,0% и (СО"13,0%.
Решение. Пересчитываем элементы топлива на ра-
бочую массу
ЮО— WP 100—20
АР=А ^об—’ = 60>5 * юб~~48>4°/°>
и к 100 — wp
(Co2V=«W —loo—
“ 13,0
100 — 20
100 —10’4%-
Пользуясь уравнением (1-8), находим истинную
зольность сланца Ари = Л^ + ( 1 — К) ^02^ = 48,4 +
+ (1—0,7) 10,4 = 51,5%.
Подставляя в уравнение (1-20) величины А^
(СО2)Р и 7f^=0,7, получаем:
<?£ = 6 530.-'00+J+^
— 6 - 20 — 9,7 -10,4 - 0,7 = 1 670 ккал) кг. '
Задача 1-12. Построить график изменения
теплотворной способности подмосковного угля
в зависимости от изменения влажности
с ^=8,0% до lFp = 40,0%.
Состав топлива взять из табл. 1-2.
Ответ. Контрольная точка для проверки
графика при Wpx —15,0% соответствует QPH =
— 3406 к кал jK г.
Задача 1-13. Подсчитать суточный расход
топлива состава: Ср=58,6%; Нр=4,1%; Ор—
= 3,6%; №=0,9%; SJ=5,8%; №=21,5% и
Ц7^=5,5%, если известно, что паропроизво-
дительность котла составляет 20,0 т/час, что
расход тепла на парообразование равен
634 ккал{кг и что при сжигании топлива
используется 75% его теплотворной способ-
ности.
Ответ. 23=70 210 т^утки.
Задача 1-14. Определить низшую тепло-
творную способность рабочей массы антраци-
тового штыба состава: Ср=71,4%; Нр=4,4%;
(У=1,4%; №=0,9%; ^=1,5%; №=16,0%
и А7Р=7,4% при увеличении его влажности
до UZp=9,5%.
Ответ. Q^=5 935 ккал[кг.
Задача 1-15. Проверить, соответствует ли
элементарный состав топлива: Ср= 32,0%; Нр=
= 3,2%; Ор—18,1 %; Np=l,4%; ^ = 5,0%;
Sp = 0,3 %; Wp— 40,0 % его теплотворной спо-
собности Q* =5 127 ккал}кг, определенной ка-
лориметрическим способом.
Ответ. Приведенный элементарный состав
топлива является неправильным, так как при
Ас = 8,35 % Мгв — Qze > 150 ккал/кг.
Задача 1-16. Исходя из формулы (1-15),
вывести расчетную формулу для пересчета
низшей теплотворной способности топлива
при изменении его влажности с Wp до Wp\.
Ответ. = +
/юо —„ „\
+ 6 -------ъ- W?— V7P \ ккал/кг.
1 \юо - wp 1 11J 1
Задача 1-17. В топке, работающей на твер-
дом топливе значительной влажности, зажгли
нефтяные форсунки, причем 60% выделяе-
мого в топке тепла при сжигании смеси по-
лучается за счет твердого топлива, осталь-
ные 40% приходятся на мазут.
Определить теплотворную способность
смеси (Qf) , если известно, что низшая теп-
п СМ
лотворная способность мазута составляет
9;800 ккал[кг, а твердого топлива 1537 ккал/кг.
Ответ. (Q£)c = 2319 ккал/кг.
Задача 1-18. Определить низшую тепло-
творную способность рабочей массы сланца
Кашпирского месторождения при сжигании его
в слое, если известно, что Q*„= 6550 ккал^кг',
АС=ЬЗ$%\ Wp = \4$u (COj)c= 10,5%.
Ответ. Qp = 1 790 ккал/кг.
Задача 1-19. В котельной электростанции
сжигается топливо следующего состава: Ср =
= 50,7%; Нр = 2,6%; ОР=Ю,9%; Np = 0,6%;
Sp=l,l%; Ар=10,3% и 1ГР = 23,8%; Q* =
= 6 816 ккал/кг. На 1 квтч вырабатываемой
электроэнергии затрачивается 4300 ккал, а
использование топлива составляет 75%.
Подсчитать, сколько лишнего топлива за-
трачивается в течение месяца на питание
75 лампочек по 60 вт, оставляемых по не-
брежности гореть в учреждении в нерабочее
время в среднем на 5,5 час.
Ответ. В =979 кг.
Задача 1-20. По данным задачи 1-19 оп-
ределить перерасход топлива, если ежесуточ-
но излишне горят 40 лампочек по 25 вт в те-
чение 4 час.
Ответ. В — 158 кг.
1-3. УСЛОВНОЕ ТОПЛИВО
Условным топливом принято, называть
такое топливо, теплотворная способность ко-
торого Qp — 7 000 ккал/кг. Если какое-либо
топливо имеет теплотворную способность Q$t
то считают, что 1 кг этого топлива эквива-
QPH
лентен ? 0Q0 кг условного топлива.
Задача 1-21. На складе имеется 25 000 т
подмосковного угля состава: Ср = 34,8%;
/7Р = 2,4%; Op = 9,4% Np=0,7%; Sp=2,5%;
Ap — 18,2%; Wp = 32% и 1 500 т антрацито-
вого штыба марки АШ состава: Ср = 71,4%;
Нр=1,4%; Ор= 1,4%; Np = 0,9%; 5Р=1,5%;
Ар=16,0%; Wp = 7,4%.
Определить запас топлива на складе
в тоннах условного топлива.
Ответ. Ву = 12 154 in.
Задача 1-22. При перевозке подмосковного
угля состава, указанного в предыдущей за-
даче, в количестве 5000 tn его влажность
увеличилась с U7p = 32% до U7P = 35%.
Определить потерю условного топлива во
время перевозки, если известно, что при
U7P=32% Qp равно 3038 ккал/кг.
Ответ. 23^=17,2 т.
Задача 1-23. Влажность 140 000 т торфа,
лежащего в штабелях, уменьшилась за лето
с Wp= 60% до U7p=40%.
При первоначальной влажности торф имел
следующий состав: Ср = 21,2%; Нр = 2,1 %;
О77 — 11,9%; Np = 0,7%; SJ = O,1%; Ар = 4,0%.
Определить, насколько увеличился запас
условного топлива в результате подсушки
торфа.
Ответ. 23^ = 4860 т.
Задача 1-24. В котельной за 10 час. сжигает-
ся 10000 т челябинского бурого угля тепло-
творной способности Qp = 4350 ккал[кг.
Определить вес условного топлива, сжи-
гаемого в час.
Ответ. Ву= 621 пг/час.
Задача 1-25. В котельной сжигается два
вида топлива марок Т и АШ: первого 10 mf^ac,
второго 15 т[час.
Определить вес условного топлива, сжи-
гаемого в час, если низшая теплотворная спо-
собность топлива марки Т равна 7 430 ккал/кг,
а марки АШ 5 890 ккал/кг.
Ответ. Ву = 23,2 т/час.
Задача 1-26. В котельную подается еже-
дневно 15000 т дров рабочего состава Ср =
= 35,3%; Нр = 4,3%; Ор = 29,0%; 1NP=O,7%;
Sp = 0%; Др = 0,7%; 1Г=30,0%.
Из этого количества 80% сжигается в
топках.
Определить вес сжигаемого ежедневно
условного топлива.
Ответ. В^ = 5 ПО т.
Задача 1-27. На складе имеется 5 000 т
торфа с Qp=1570 ккал1кг и 10000 т дров
с Qp = 2 950 ккал^кг.
Определить топливные запасы в условном
топливе.
Ответ. (ВД+(Врц=1 120+4 210=5330 т.
Задача 1-28. Для котельной, в которой
установлены различные виды топок подве-
зено В1 = 60 т антрацита марки АП с Qp =
= 7 200 кккл/кг и Вп = 60 т подмосковного
угля марки МС с Qp=2 760 ккал/кг.
Определить, через какой промежуток вре-
мени будут использованы эти запасы топлива,
если известно, что антрацитовые топки рас-
ходуют 2 ml час условного топлива, а топки,
работающие на подмосковном угле, 1,5 т[час
условного топлива.
Ответ. 1) Запас антрацита на 30,9 час;
2) запас подмосковного угля—на 15,7 час.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ (ДЫМОВЫЕ ГАЗЫ)
2-1. РЕАКЦИИ ГОРЕНИЯ
Горение окиси углерода:
Ниже рассматриваются основные термо-
химические реакции, наиболее часто встре-
чающиеся в теплотехнике.
Полное сгорание углерода:
С4-О2 = СО2;
12 кг С+ 32 кг О2 = 44 кг СО2;
1 моль С+1 моль О2—1 моль СО2.
(2-1)
Полное сгорание углерода в воз-
духе:
С + О2 + 3,76N2 = СО2 + 3,76N2;
С + О2 + 3,76N2 = СО2 + 3,76N2 +
+ 96600 ккал1мольС-,
1 кг С + 2,67 кг О2 + 8,8 кг N2 =
3,67кг СО2 —|— 8,8 кг N2
+ 8 050 ккал 1кг С.
Заменив в формуле (2-2) вес газов О2, N2
и СО2 их объемами при нормальных усло-
виях, получим:
1 кг С+ 8,866 нм3 воздуха = 8,86 нм3
продуктов горения+ 8 050 ккал/кг С.
2СО + О2 = 2СО2;
2СО + О2+З,76 N2 = 2СО2 + 3,76N2 +
+ 2-68 200 ккал12моляСО]
1 кг СО+ 0,57 кг О2+1,88 кгЫ2=
= 1,57 кг СО2 + 1,88 кг N2+
+ 2 430 ккал/кг СО
или
1 нм3 СО+ 0,5 нм3 О2 + 1,88 k^3N2 =
1 нм3 СО2 + 1,88 нм3 N2 +
+ 3 050 ккал1нм3 СО.
(2-4)
Горение серы. В горении принимает
участие только органическая и колчеданная
сера-1
S + O2 = SO2;
S + О2 + 3,76N2 = SO2 + 3,76N2 +
+ 69390 ккал/моль S;
1 кг S +0,998 кг О2 + 3,28 кг N2 =
= 1,998 кг SO2 + 3,28 кг N2 +
+ 2 160 ккал/кг S
(2-5)
Неполное сгорание углерода:
ИЛИ
2С + О2 = 2СО;
2C + O2 + 3,76N2 = 2CO + 3,76N2 +
+ 2’28 400 ккал/2 моля. С;
1 кг С + 1,33 кг О2 + 4,4 кг К2 =
= 2,33 кг СО + 4,4 кг N2 +
+ 2 370 ккал/кг С
или
1 кг С + 0,933 нм3 О2 + 3,5 hm3N2 —
= 1,866 нм3 СО + 3,5 нм3 N2 +
+2 370 ккал/кг С.
1 K2S + 0.698 нл3О2 + 2,62 /uz3N2 =
= 0,68 нм3 SO2 + 2,62 нм3 N2 + 2 160 ккал/кг S,
Горение водорода1:
2Н2 + О2=2Н2О; |
2Н2 + О2 + 3,76 N2 = 2Н2О + 3,76 N2+ I (2-6)
+ ккал1моль Н2; |
См. сноску на стр. 24.
1 Л7г Н2 + 7,95 кг О2 + 26,2яг N2 =
= 8,95 кг Н2О *+ 26,2 1Ч2 +
. 33 920 , „
+ 28560 ™ал1кг Н2
ИЛИ
1 нм3 Н2 + 0,5 нм3 О2 + 1,88 нм3 N2 =
= 1 нм3 Н2О + 1,88 нм3 N2 +
+ У^ккал1н*г нг+
(2-6)
Горение метана1:
СН4 + 2О2 = СО2 + 2Н2О;
СН4 + 2О2 + 7,52 N2 = СО2 + 2Н2О +
+ 7,52N2+^|q° ккал!моль СН4;
1 кг СН4+3,99 кг О2 + 13,17 кг N2 =
= 2,74 кг СО2 + 2,25 кг Н2О +
+13,17 кг N2 + ^2“обо" ккал1кг СН4
или
1 нм3 СН4+ 2,01 нм3 О2 + 7,53 нм3 N2=
= 0,995 нм3 СО* + 2,01 нм3 Н2О +
+ 7,53 нм3 N2 ~\-^^ккал!кг СН4.
Пользуясь приведенными в табл. 2-1 зна-
чениями удельных весов газов при 0° С
и 760 мм рт. ст., можно пересчитывать объем-
ные величины в весовые.
Рассмотрим Для примера уравнение реакции
сгорания серы 1 кг S+0,998 кг О2+3,28 кг N2-=
= 1,998 kzSO2 +3,28 кг N2.
В табл. 2-1 находим удельный вес SO2==
— 2,926 кг/нм3; следовательно, для образова-
ния 1 /mz3SO2 необходимо сжечь серы
Зная молекулярный вес какого-либо газа,
его удельный вес легко получить из соотно-
шения
Ъ = ~-, (2-8)
где То— удельный вес газа при 0°С и 760 мм
рт. ст.;
т—молекулярный вес газа;
v — объем моля.
В рабочих условиях все интересующие нас
газы ведут себя практически как идеальные,
поэтому для пересчетов должно быть при-
нято V —22,4 нм3!моль.
Например, удельный вес кислорода при
0°С и 760 мм рт. ст.
Yo = v== 1,429 кг/нм3.
Если газы имеют какую-либо другую тем-
пературу, то соответствующий этой темпера-
туре удельный вес может быть определен по
формуле
= То 273 -f-
где Yo — удельный вес газа при 0°Си 760 мм
1 В уравнениях (2-6) и (2-7) последний член изоб- ст .
ражен в виде дроби, в числителе которой приводится „ __ „
значение высшей, а в знаменателе—низшей тепло- Т^ удельный вес газа при / Си 760 ММ
творной способности одного моля. рт. Ст.
ТАБЛИЦА 2-1
Некоторые характеристики элементов топлива при 0° С и 760 мм рт. ст.
Показатели с С Н, S Оа СО соа SOs нао СН*
Молекулярный вес 12,01 12,01 2,016 32,065 32,0 28,06 44,0 28,016 64,07 18,016 16,03
Продукты сгорания 2СО со2 2Н2О so2 — 2СО2 — — — — СО2; Н2О
Теплота сгорания: ккал[моль 28 400 96 600 57 700 69 390 — 68 200 — — — 193 200
Q? ккал/моль — — 68 380 — — — - — — 214 560
Q? ккал/кг 2 370 8 050 28 560 2 160 —• 2 430 — — 12 060
QhIQb ккал[нл& — — 3 050 2 570 — — 3 050 — — — 9 620 8 465
Удельный вес продуктов сгорания, кг/нм3 .............. —- — 0,0898 — 1,429 1,250 1,977 1,251 2,926 0,804 0,717
Объем моля, нм% ......... 22,4 22,4 22,4 — 22,39 22,4 22,26 22,4 21,89 22,4 22,36
Например, требуется определить для СО2
при £ = 327°С и 760 мм рт. ст. Взяв из
табл. 2-1 или путем подсчета т0 = 1,977 кг[мм3,
получим:
^~Yo273-P7= 273-}-327 Кг/м .
Зная состав смеси газов, можно опреде-
лить ее удельный вес, пользуясь формулой
Y-Y -°X4-y ^4-y
io 1соя 100 ‘оа 100 ~ 'Ns 100 ’ 'СО 100
Yh2 100 “Нсщ 100 ~^и Т‘ Д‘ (2-10)
Подставив удельные веса соответствующих
газов, получим:
у0 = 0,01963 СО2 -}- 0,01429 О2 + 0,0125 N2 +
+ 0,0125 СО 4-0,000899 Н20,00717 СН4
4~и т. д. (2-Н)
Задача 2-1. Определить удельный вес су-
хого доменного газа при t = 300° С и 760 мм
рт. ст., если известен его состав (в процен-
тах по объему): Н2 = 2,18%; N2 = 57,2%; СО=
= 27,6%; СО2=12,71%; СН4 = 0,31%.
Решение. Пользуясь формулами (2-9) и (2-11), по-
лучаем:
(1,977 СО2 +1,251 N24- 1,25 СО) 273
Ъ — (273 -|- 300) +
(0,0899 Н24- 0,717 СН4)-273
+ (273 -}-300) —
(1,973.0,1271 4- 1,251-0,572 4- 1,25.0,276) 273
— -573 ~ +
(0,0899 0,0218 4- 0,717 • 0,0031) - 273
4-------———-----------------------— = 0,627 кг м\
। 5/о '
Задача 2-2. Определить: 1) количество теп-
ла, выделенного при сгорании 180 кг угле-
рода в окись углерода; 2) количество кисло-
рода, израсходованного при этом на горение;
3) количество тепла, выделенного при сгора-
нии 180 кг углерода в углекислоту; 4) коли-
чество кислорода, израсходованного при этом
на горение.
Решение. Пользуемся уравнениями (2-3), которые
показываю", что для сгорания 1 кг С в СО требуется
1,33 кг О2; значит, для сгорания 180 кг С нужно за-
тратить 180-1,33 = 240 кг О2.
Количество выделившегося тепла составит :
Q = 2 370-180 = 426 600 ккал.
При полном сгорании углерода по уравнениям (2-2),
г. е. при сжигании 1 кг С в СО,, требуе хя 2,67 кг О2,
л следовательно, для сжигания 180 кг потребуется
180.2,67 = 480,6/сг О2-
Количество выделившегося при этом тепла со-
ставит:
Q = 8 050-180 = 1 449 000 ккал.
Задача 2-3. При сгорании топлива с со-
держанием углерода Ср=40,5% получен объем
газов VCOa = 150 мг и Vco = 50 мг.
Температура газов 220° С, разрежение 30 мм
вод. ст., барометрическое давление Ьо = 740 мм
рт. ст.
Определить: 1) общее количество сожжен-
ного топлива; 2) объем израсходованного воз-
духа; 3) количество выделившегося тепла;
4) количество тепла, недополученного вслед-
ствие неполного сгорания (наличие СО).
Решение. Объемы полученных газов СО2 и СО
необходимо привести к нормальным условиям (0° С
и 760 мм рт. ст.). Для этого пользуемся известной
формулой
A Vj Рь Ур *
Л - 70 •
Для СО2 будем иметь:
/ 30 \
760 УСОя (j40~ 13,6 ) 150
273 “ 493
откуда
760-493
= 80,5 нлт3.
Для СО аналогично получим:
740 — 75= 50-273
I 13,0 у
^СО = 760-493
— 26,8 нлт3.
Из уравнения реакции сгорания углерода в угле-
кислоту видим, что на образование 1 нлт3 СО, тре-
12
буется сжечь углерода ^- = 0,536 яг и подвести кис-
лорода 1 нмг.
Для получения 80,5 нм- СО2 потребуется, следо-
вательно, углерода
G = 0,536-80,5 нм? = 43,2 кг
и кислорода
VOs = 80,5 нм?-.
В пересчете на воздух получим (см. табл. 2-2):
Ve = 80,5-4,77 = 384 нм? воздуха .
Из уравнения реакции неполного сгорания угле-
рода следует, что на образование 1 нм? СО требуется
24
сжечь углерода С=2722~4Л'г’ана образование 26,8нм?
СО соответственно С
2-22 4 -26д8 — 14'4 кг •
УОа= 0,5 - 26,8 = 13,4 нм?,
что в пересчете на воздух соответствует
Vg — 13,4-4,77 = 64 нж3 воздуха .
Таким образом, для получения указанных в усло-
виях задачи количес в СО2 и СО сожжено углерода
43,2 -|- 14,4 = 57,6 кг ,
что в переводе на все топливо с содержанием Ср =
= 40,5% сое авит:
57,6-100
В — —4Q-5— = 142 кг топлива .
ТАБЛИЦА 2-2
Состав воздуха
По весу По объему 1 кг Оа соответствует 1 О, соответствует
23,2% О2 76,8% N3 20,9% О2 79,1% N2 4,31 кг воз- духа 3,31 кг азота 4,77 нж3 воз- духа 3,76 нж3 азо- та
Общее количество воздуха, израсходованного на обра-
зование указанных газов, будет:
Ve — 384 -f- 64 = 448 нм*.
Количество тепла, выделенного при сгорании С в СОа,
будет:
Qc^c0s = 43,2-8 050 348 000 ккал.
Количество тепла, выделенного при сжигании С
в СО, будет:
Qc->co — 14,4- 370 =5= 34 200 ккал.
Общее количество тепла, выделенного при образовании
газов СО2 и СО, будет:
Q — 348 000 + 34 200 = 382 200 ккал.
На 1 кг углерода, сгоревшего в СО, а не в СОг, не-
дополучается тепла Q = 8 050 — 2 370 = 5 680 ккал[кг.
Оощее количество недополученного чепла составляет:
Q потерь = 5 680 • 14,4 = 81 800 ккал.
Задача 2-4. Определить: 1) количество теп-
ла, полученного при сгорании 750 еж3 Н2, по
высшей и низшей теплотворной способности;
2) количество образовавшихся Н2О и N2.
Ответ. 1) (QHj! -> Н2О)в — 2 287 500 ккал,
(Qh3 н2°)к ~ 1 927 500 ккал>
2) Ун’о = 750 ЕЖ3;
3) 1/^ = 1400 нм*.
Задача 2-5. Определить объем кислорода,
израсходованного на сжигание 525 кг серы,
и объем образовавшегося сернистого ангид-
рида.
Ответ. 1/^ = 356,35 еж3;
нм3.
Задача 2-6. Определить: 1) вес кислорода,
израсходованного при полном сгорании 120 кг
углерода; 2) объем полученной при этом угле-
кислоты; 3) количество выделенного тепла.
Ответ. 1) GO2 = 320,4 кг;
2) VCOi = 223,9 еж3;
3) — 966000 ккал.
Задача 2-7. Определить: 1) вес сожжен-
ного углерода, если известно, что для пол-
ного сгорания потребовалось 750 еж3 воздуха;
2) объем продуктов сгорания.
Ответ. 1) С? = 59 кг;
2) ИСОя = 156 еж3;
VN2 = 413 еж3.
Задача 2-8. 270 кг углерода сгорают в СО
и затем в СО2.
Определить: 1) общий объем израсходован-
ного кислорода; 2) вес полученной окиси угле-
рода; 3) количество выделенного тепла при
первой и второй реакции.
Ответ. 1) УОз = 758 еж3;
2) (7С0 = 630 Е2;
3) Qc_>co = 639 900 ккал;
4) QCm.COs = 2 173 500 ккал.
Задача 2-9. При сгорании топлива полу-
чено 630 еж3 СО. Определить: 1) вес сож-
женного углерода; 2) вес израсходованного
кислорода; 3) количество выделенного тепла.
Ответ. 1) Сс = 342 кг;
2) GOj = 455 кг;
3) = 810 540 ккал.
Задача 2-10. При сгорании топлива с со-
держанием углерода Ср=75% по весу полу-
чено углекислоты VCOa=1000 ж3 и окиси
углерода УсО=60 ж3. Температура газов
327° С, разрежение 27,2 мм вод. ст., баромет-
рическое давление Ьо — 750 мм рт. ст. Опре-
делить: 1) вес сожженного топлива; 2) объем
израсходованного воздуха; 3) количество вы-
делившегося тепла; 4) недополученное тепло
из-за неполноты сгорания.
Ответ. 1) 23 = 346 кг;
2) Ий = 2 182 еж3;
3) Qr гл =2 306400 ккал;
' 9
4) Qnotn = 81 800 ккал.
Задача 2-11. При полном сгорании топ-
лива израсходовано 500 еж3 воздуха. Опре-
делить: 1) объем сожженного водорода;
2) объем образовавшейся влаги; 3) количество
выделившегося тепла, считая по низшей теп-
лотворной способности газа.
Ответ. 1) Кн = 240 ял/3;
2) УН1>о = 240 нм3-,
3) QHj = 616800 ккал.
Задача 2-12. Сожжено 1 700 ял/3 водорода.
Определить: 1) объем израсходованного воз-
духа; 2) количество выделившегося тепла,
считая по высшей теплотворной способности;
3) количество образовавшейся влаги.
Ответ. 1) Ve = 4 044,5 ял/3;
2) Q = 4 369000 ккал-,
3) V„ о = 1 700 ял/3.
Задача 2-13. Определить: 1) вес кислорода,
израсходованного на сгорание 250 кг серы
в 5О2; 2) количество выделившегося при этом
тепла.
Ответ. 1) (?Оз = 249 кг\
2) Q = 543 160 ккал.
Задача 2-14. Определить: 1) вес сожжен-
ной серы, если известно, что при сжигании
получено 2 189 ял/3 SO2; 2) объем израсходо-
ванного воздуха; 3) количество выделивше-
гося при этом тепла.
Ответ. 1) Gs =2 900 кг-,
2) 1/в= 10 732 ял/3;
3) Q = 6 929 280 ккал.
Задача 2-15. При сгорании топлива с со-
держанием углерода Ср=52 % получено угле-
кислоты VCOa = 250 л/3 и окиси углерода
Усо = 90 л/3. Температура газов £2= 282СС,
разрежение газов 13,6 мм вод. ст., баромет-
рическое давление 60=745 мм рт. ст. Опре-
делить: 1) вес сожженного топлива; 2) объем
израсходованного воздуха; 3) количество вы-
делившегося тепла; 4) недополученное тепло
из-за неполноты сгорания.
Ответ. 1) В = 358,5 кг-,
2) 14 = 636 ял/3;
3) Q =5 822 000 ккал-,
4) Q„ota =132300 ккал.
Задача 2-16. Определить: 1) количество
выделившегося тепла при сгорании 500 ял/3
метана (по низшей теплотворной способности);
2) объем израсходованного при этом воздуха;
3) объемы выделенных продуктов сгорания:
СО2, Н2О и N2.
Ответ. 1) (QCHJK = 4 232 500 ккал-,
2) 14 = 4,494 ял/3;
3) VCOi = 497,5 ял/3;
V4 n = 1 005 ял/3;
ilg VJ
VNa = 376,5 ял/3.
Задача 2-17. Определить: 1) объем сож-
женного метана (СН4), если для полного сго-
рания израсходовано 477 ял/3 воздуха;
2) объемы продуктов сгорания: СО?, Н2О и
N2; 3) количество тепла, выделившегося при
сгорании, считая по низшей теплотворной
способности.
Ответ. 1) VCHi =49,2 ял/3;
2) УСо =49,0 ял/3;
Кт / = 98,9 ял/3; VC =370,4 ял/3;
3) QK = 416 378 ккал.
Задача 2-18. Определить удельный вес
дымовых газов при 0°С и 760 мм рт. ст.,
если известно, что при 300° С и 6 = 760 л/л/
рт. ст. = 0,642 кг/м3.
Ответ. у0 = 1,349 кг/нм3.
Задача 2-19. Определить удельный вес
водяного газа при температурах 0° и 300° С
и барометрическом давлении 760 л/л/ рт. ст.,
если известен его состав (в процентах по
объему): СО2 = 5,0; СО = 42; СН4 = 0,5; Н2=
= 49,0; N2 = 3,5.
Ответ. 1) у0 = 0,661 кг(нм3;
2) у,=0,315 кг1м3.
Задача 2-20. Определить удельный вес
доменного газа при температуре £2 = 250°С и
барометрическом давлении 760 л/л/ рт. ст.,
если он имеет следующий состав (в процен-
тах по объему): Н2 = 2,18; N2 = 57,2; СО=
= 27,6; СО2= 12,71, СН4 = 0,31.
Ответ, у, = 0,697 кг}м3.
2-2. КОЛИЧЕСТВО ВОЗДУХА,
НЕОБХОДИМОЕ ДЛЯ ГОРЕНИЯ
Для сжигания 1 кг твердого или жидкого
топлива теоретически необходимо определен-
ное количество воздуха.
Выраженное в килограммах на 1 кг топ-
лива, оно составляет:
Zo = 0,l 15КР+ 0,342Нр —0,0430^ яг/яг. (2-12)
Выраженное в нормальных кубических
метрах на 1 кг топлива, оно составит:
Vo = 0,0889 Кр+ 0,265Нр —0,03330р нм31кг.
(2-13)
В уравнениях (2-12) и (2-13) KP = Cp-j-
+ 0,375Sp %*.
Количество воздуха, действительно пода-
ваемое в топку, Ve и количество, теорети-
чески необходимое для сжигания топлива, Уо
связаны соотношением
= нм31кг. (2-14)
где ат—коэффициент избытка воздуха в топке.
Для подсчета количества теоретически
необходимого воздуха можно также восполь-
зоваться приближенными формулами:
= (2-15)
(2“!6)
Причем коэффициенты аг0 и ар связаны
между собой зависимостью
ар =<(1+0,0061Гл), (2-17)
где Wn =
Qp„
103 — приведенная
влажность
топлива.
Коэффициент аг0 меняется в пределах от
1,0 (для чистого водорода) до 1,1 (для чистого
углерода).
По данным С. Я. Корницкого [Л.1] можно
с достаточной для практики точностью при-
нимать:
для дров 6Zq=:1,05
для торфа а$ — 1,08
для бурых и каменных длинно-
пламенных углей ................Oq = 1,08
для тощих углей и антрацитов . ар = 1,10
для мазута......................6^=1,10
Для сжигания 1 нм3 сухого газообразного
топлива (состав которого дал в процентах
по объему) теоретически требуется следующее
количество воздуха:
Уо = 0,0476 [0,5(CO)m + 0,5Н2'я+2(СН4)т4-
+ S( (СтН„Г -О”] нл*/нм>. (2-18)»*
* Коэффициент 0,375 взят по новым данным ВТИ.
В задачах разделов 2-2 и 2-3 применен прежний
коэффициент 0,368.
В формуле (2-18) индекс т указывает на состав
топлива в отличие от состава дымовых газов.
При подсчетах для газообразного топ-
лива, содержащего dz влаги на 1 нм3 газа,
необходимо величину, получаемую по фор-
муле (2-18), разделить на
При сжигании смеси твердого и газооб-
разного топлива следует определять суммар-
ный объем теоретически необходимого воздуха
по формуле:
=В *( , (2-19)
где В — количество твердого топлива;
— теоретически необходимое для его
сжигания, количество воздуха;
V—количество газообразного топлива;
(Ц))газ—теоретически необходимое для сжига-
ния газа количество воздуха.
Задача 2-21. Определить количество воз-
духа в нормальных кубических метрах, теоре-
тически необходимое для сжигания 1 000 кг
подмосковного угля состава: Ср — 29,4%;
Нр —2,2%; Op = 9,l%; Np= 0,6%; Sp=2,6%;
Л/? = 23,6;% IF* * 7=32,5 %.
Сравнить результат, подсчитанный по-
основной формуле, с результатом, получен-
ным по приближенной формуле.
Решение. Вычисляем величину KP=CP-|- 0,375S^=
= 29,4 4- 0,97 = 30,37%.
Вводим ее в основную формулу
Уо = 0,0889Кр + 0,265Нр — 0,0333 Ор — 30,37-0,0889 -|-
4-0,265-2,2 — 0,0333-9,1 = 2,98 нм^кг.
Общая потребность в -воздухе
Ve = 1 000-2,98 = 2 980 нА
Приведенная влажность
_ Wp 32,5-1 000
Ор
Уо= с% (1 + 0,006IF71) = 1,08 (1,4- 0,006-12,8) 2,54=
= 2,95 нм^кг.
Таким образом, ошибка против точной формулы
будет:
2,98 — 2,95
----2,98-- 100= 1,02%.
Задача 2-22. Определить часовое количе-
ство воздуха, необходимое для сжигания
500 нм3 коксового газа состава (в % по объему):
СО№— 7,0; Н7=51; СН? = 29,0; СО™=3,0;
10.
Избыток воздуха ат=1,2.
Решение. Подставляя все величины в уравне-
ние (2-18), получим:
Уо=0,0476 [0,5 • 7,0 + 0,5 • 51,0 + 2 - 29 + 0,0 — 0,0] zzz
= 0,0476 • 87 = 4,14 нм2! нм2 газа.
Учитывая заданный коэффициент избытка воздуха,
находим, что фактически воздуха нужно подвести
VB = 4,14-1,2-500 = 2 484 нм2}час.
Задача 2-23. Определить необходимое се-
чение канала, подводящего воздух при темпе-
ратуре 300° С и давлении 760 мм рт. ст.
к топке парового котла, в которой сжигают
5 000 кг[час украинского бурого угля состава:
Ср~ 21,2%; Н^= 1,8%; Op=6,2%; Np = 0,8%;
1ГР = 55%; Лр=13,0%; $р= 2,0%.
Скорость воздуха в канале W = 8 м/сек-,
ат~ 1,25.
Решение. Кр = 21,2 % 0,375-2 = 21,9%;
Уо = О,О889КР + 0,265Нр — 0,03330р = 0,0889-21,9 +
-р 0,265-1,8 — 0,0333-6,2 = 2,23 нм2} кг.
Приведя полученную величину Vo к условиям tB —
= 300° С и &о=: 760 мм рт. ст., получим:
Р„Ц,Л_ 760^,23 (278+ 300)
v0 — ГоР, — 273-760 — 4-ьв V 1кг-
Действительный объем воздуха, который нужно
подвести по каналу к топке:
V„ — BVn ат~ 5 000-4,68-1,25 = 29 200 мЧчас,
или
29 200:3 600 = 8,1 м^/сек.
Сечение канала должно быть равно:
/=-^=g^= 1,01 м?.
Задача 2-24. Определить количество воз-
духа, необходимое для сжигания 5 т/час
донецкого длиннопламенного угля состава:
Ср=58,4%; Н/л--4,1%; Ор=8,2%; №= 1,3%;
Sp=3,0%; Лр=15%; IFp=10% и 500 нм3/час
доменного газа состава: COm=26%; Н™—4,0%;
00^=10%; N™=60; am=l,2.
Решение- Кр = 58,4 -4- 0,375 - 3 = 59,5%.
Количество воздуха, необходимое для сжигания
1 кг угля:
Ve' = Voam = [0,089Кр + О,265НР -0,033- Ор] 1,2=
= [0,089-59,5 4- 0,265-4,1 — 0,033-8,2] 1,2 = 7,33 нм^/кг.
Общий объем воздуха, необходимый для сжигания
угля:
ВV' = 5 000-7,33 = 36 650 нм2! час.
Для сжигания 1 клт3 доменного газа требуется
воздуха [см. формулу (2-18)]:
По = 0,0476-0,5-26 + 0,5-4,0 4- 0,0 ф- 0,0 — 0,0] =
= 0,715
Для сжигания 500 ял*3 газа требуется воздуха
l%"= voam-Уг — 0,715-1,2-500 = 429 нм2.
Всего необходимо подвести к топке воздуха:
V' + п"= 36 650 4- 429 = 37 079 нм^час.
Задача 2-25. Определить количество воз-
духа, теоретически необходимое для сжига-
ния 20 т влажного торфа состава: Ср —21,2%;
Нр = 2,1%; Np = 0,7%; Ор = 11,9; S*=0,l%;
Ар = 4%; IFp=60%; QPH = 1530 ккал/кг. Срав-
нить результаты подсчетов по основной и при-
ближенной формулам.
Решение. По основной формуле Кр — 21,2^0,375X
Х0,1 — 21,24%; По =0,0889-21,24 4-0,265-2,1 —0,0333Х
X 11,9 = 2,05 нл£3/яг.
Для 20 000 кг торфа потребуется воздуха:
VB = 20 000-2,05 = 41 000 нм2.
По приближенной формуле
Уо — 1,08 — = 1,08 1 530 + 6-60 _ 2 04
° 1 000 1 000 ’ '
Ошибка
2,05 — 2,04
2,05
100 = 0,49%.
Задача 2-26. Определить по основной фор-
муле объем и вес теоретически необходимого
количества воздуха для сжигания 5 т мазута
состава: Ср = 83,9%; Нр=12,3%; Ор=0,4%;
Np=0,0%; S^=0,2%; U7p=3,0%; ДР=0,2%-,
^ = 1.2-
Ответ. 1) VoB = 64 25O нмг/час-,
2) ZoZJ = 49500 кг/час.
Задача 2-27. Определить объем воздуха,
который нужно подвести к топке парового
котла для сжигания 8 m/час антрацитового
штыба состава: Ср — 70,1 %; Нр = 1,2 %; Ор —
= 2,0%; N/J = 0,2%; S^ = 2,2; ^ = 6,1%;
Ар = 18,2 %; QPH— 5 968 укал/кг; ат = 1,2. Под-
счет произвести по основной и по прибли-
женной формулам и определить ошибку в про-
центах.
Ответ. 1) По основной формуле V —
= 63 000 нмсчас,
2) по приближенной формуле ре-
зультат получается большим
на 0,16%.
Задача 2-28. Определить объем воздуха,
который нужно подвести к топке для сжигания
смеси антрацитового штыба состава: Ср—70,1 %;
Нр =1,2%; Ор = 2,0%; Np=0,2%; S^= 2,2 %;
Др=18,2%; №7Р = 6,1% в количестве 5 т/час
и отсева газового угля состава: Ср = 73,2%;
Нр = 4,4%; О7’= 4,0 %; N7’ = 1,4%; Sp = 2,0%;
Ар=- И,0%; l¥z₽=4>0% в количестве 3 т/час.
Избыток воздуха в топке ат =1,25.
Ответ. П=68200 ил3/час.
Задача 2-29. Определить сечение канала
от воздушного экономайзера парового котла
к топке, работающей на карагандинском угле
состава: Ср = 62,9%; Н7' = 3,8%; O/J = 5,l%;
Np = l,0%; Sp=0,7%; Wp=7,0%; Ap=19,5%.
Количество сжигаемого топлива равно 10 т/час.
Температура подогретого воздуха в канале
200° С; давление в канале h = 40 мм вод. ст.;
скорость воздуха в нем 16 м/сек. Избыток
воздуха в топке ат —1,2; барометрическое
давление в котельной Z?o = 75O мм рт. ст.
Ответ. /=2,37 м2.
Задача 2-30. Определить скорость воздуха,
протекающего по каналу от воздушного подо-
гревателя к топке, в которой сжигается 10 т/час
торфа состава: Ср = 21,2%; Нр = 2,1%; Ор =
= 11,9%; Np=0,7%; Ар=4,0%; Sp=0,l%;
Wp = 60 %; Qp — 1 529 ккал/кг.
Температура воздуха в канале 350° С; дав-
ление в канале -4—27,2 мм вод. ст.; сечение
канала /=2,25 м2. Избыток воздуха в топке
ат=1,3; барометрическое давление в котель-
ной bQ — 760 мм рт. ст.
Ответ. №7=7,54 м/сек (считая по основ-
ной формуле).
Задача 2-31. 1) определить производитель-
ность вентилятора, подающего воздух к топке
котла, в которой сжигается 8 т/час мазута
теплотворной способности Qp = 9820 ккал/кг;
2) определить сечение канала, если скорость
воздуха в нем равна №7=12,0 м/сек; избыток
воздуха в топке 1,2; температура воздуха 30°С;
давление после вентилятора h= 81,6 мм вод. ст.;
барометрическое давление #о=76О мм рт. ст.
Подсчет вести по приближенным формулам.
Ответ. 1) Ve = 94 300 м3/час;
2) /=2,19 м2.
Задача 2-32. Определить по основной и
по приближенным формулам объем воздуха,
который нужно подвести к топке парового
котла для сжигания 51 m/час тощего угля
состава:
Ср=78%; IИ=3,7 %; Ор=2,0%; Np=l,3%;
$Р = 2,0%; Лр = 9,0%; №7р=4,0%.
Ответ. 1) По основной формуле V =
= 403000 нм3/час;
2) по приближенной формуле по-
лучается преувеличение на
0,74%.
Задача 2-33. Под котлом сжигается
1250 м3/час доменного газа состава: СО =
= 28%; Н2 = 4%; СО2 = 8%; N2 = 60%. Тем-
пература газа 250° С; барометрическое давле-
ние 760 мм рт. ст.
Определить объем воздуха, теоретически
необходимый для сжигания.
Ответ. 17й = 497 нм3/час.
Задача 2-34. Под котлом сжигается
смесь двух газов—доменного в количестве
7000 м3/час состава: СО = 28%; Н2 = 4%,
СО2 = 8%; N2 = 60% и коксового в количе-
стве 500 м3/час состава: СО = 7,0%; Н2 —
= 51,0%; СН4=29,0%; СО2=3,0%; N2=10%.
Температура газов 300° С; барометрическое
давление 780 мм. рт. ст.; избыток воздуха
в топке ате=1,2. Определить объем воздуха,
необходимый для сжигания смеси.
Ответ. Ив = 15400 нм3/час.
Задача 2-35. Под котлом сжигается смесь,,
состоящая из 20 000 м3/час доменного газа
состава: СО = 27,6%; Н2 = 2,18%; N2=57,2%;
СО2'=12,71%; СН4 = 0,31% и 4 m/час антра-
цитового штыба состава: Ср = 70,1%; II7' =
= 1,2%; Ор = 2,0%; Np=0,2%; Sp=2,2%;
№7Р=6,1 %; Ар=18,2%. Температура доменного
газа, подводимого к топке, 300° С; баромет-
рическое давление Z>0=750 мм рт. ст; избыток
воздуха в топке ат— 1,2. Определить объем,
воздуха, необходимый для сжигания смеси.
Ответ. 17=|39950 нм*/час.
Задача 2-36. Под котлом сжигается смесь,
состоящая из 25 800 м3/час каменноугольного
газа состава: СО =25%; Н2=11 %; СН4=1%;
СО2 = 6%; N2 = 57% и 4 m/час пылевидного
подмосковного угля состава: Ср=32,9%; Нр=
=2,5%; Op=9,2%; Np=0,6%; Sp=2,8%;
Ар= 20%; W7p=32%. Температура газа 250° С;
барометрическое давление 780 л/л/рт. ст. Опре-
делить объем воздуха, необходимый для ежи-
гания смеси, если избыток воздуха в топке
= 1.3.
Ответ. Ув=38 000 нм31час.
Задача 2-37. Определить объем воздуха,
необходимый для сжигания 6 т[час кашпир-
ских сланцев состава: Ср~ 20,93%; Нр=
= 2,29%; О₽ = 0,3%; Np=0,79%; Wp=10,15%;
Ар = 52,57%; СО* =8,72 %; Sp = 4,25%. Из-
быток воздуха в топке ат=1,3.
Ответ. Ve = 20 280 нм3[час.
2-3. СОСТАВ И ОБЪЕМ ПРОДУКТОВ
СГОРАНИЯ
ТВЕРДОЕ И ЖИДКОЕ ТОПЛИВО
При полном сгорании топлива дымовые
газы содержат СО2, SO2, O2, N2 и Н2О.
При полном сгорании так называемых
сухих газов (углекислоты, сернистого ангид-
рида, кислорода и азота):
СО2 J- SO2 4- О2 + N2 = 100 %. (2-20)
При неполном сгорании сухих газов:
ro2+со+н2+сн4 4 2С,гнт+о2+
4-N2 = 100%, (2-21)
где RO2 = CO2 + SO2.
Полный объем газообразных продуктов
сгорания состоит из сухих газов и водяных
паров:
' И = к.г + Уц.о «^4 (2-22)
В свою очередь,
К.г = - 1) Vo, , (2-23)
- - ~ }
где v с.г —минимальный ооъем сухих газов
при (*=1);
ат— коэффициент избытка воздуха.
1^7= Ко + 0,79 Уо, (2-24)
причем объем углекислоты при полном сго-
рании
КЮ1= 1,866^, (2-25)
^=^+^(»-i)i; (2-26)
где V^“q — минимальный объем водяных па-
ров (при а — 1).
Последними двумя формулами удобно
пользоваться при проектных расчетах избыт-
ка воздуха.
Объем сухих газов при неполном сгорании
твердого или жидкого топлива
C^+0,375S^
vc.2 — 0,54 (RO2 + СО -J- СН4 + 2СлНт)НМ lKZ'
(2-27)
При полном сгорании формула (2-27) при-
мет вид:
^.г ~ '0?54^ОГ НМ'^1Кг‘
Объемы неиспользованного кислорода и
азота в продуктах горения (при полном сго-
рании) определяются по формулам:
'Zo.-^RO?“'>z. (2-28)
ггР N ,
Иц, = 54- RO? «Л3/кг; (2-29)
или
14з =О,79а14 + уо2оял/3/^г. V (2-30)
При полном сгорании 1 кг топлива полу-
чается следующий объем водяного пара:
Lz _9H₽+V7P-hl00ir/3+100IFe6 ;
j^H9O— 80,4 ЯЛХ/w2, (2-31) |
где Hp — содержание водорода в рабочем
топливе, %;
Wp—содержание влаги в рабочем топ-
у ливе, %;
We — вес влаги, вносимой в топку с воз-
духом, кг на 1 кг сожженного топ-
лива;
W&—вес форсуночного или дутьевого
пара, кг на 1 кг топлива.
Вес влаги, вносимой в топку с воздухом:
^«=^4о> И2-32)
где Lo — количество сухого воздуха, теоре-
тически необходимое для сжигания
1 кг топлива, кг\
ат — коэффициент избытка воздуха;
dB — влагосодержание воздуха, г[кг воз-
духа.
Объем водяных паров при dG = 10 г/кг:
(Гн.о).=0,016У0> (2-33)
где Vo—теоретически необходимый объем
сухого воздуха, нм3/кг топлива.
Величина de подсчитывается по формуле
d«=623j^-3/KS, (2-34)
где <р — относительная влажность воздуха;
рн — давление насыщенного пара при С,
мм рт. ст.;
Ьо — барометрическое давление, мм рт. ст.
Величину de можно также определять по
диаграмме J-d-, рн, v и уи определяют по
табл. 2-3.
ТАБЛИЦА 2-3
Давление, удельный объем и удельный вес
насыщенного пара при разных температурах
Темпе- ратура, °C Давление Удельный объем, м31 кг Удельный вес
кг1ся* мм рт. ст. KZjMs г!м3
10 0,0125 9,2 106 0,0094 9,4
15 0,0174 12,8 78,0 0,01283 12,83
20 0,0238 17,5 57,8 0,0173 17,3
25 0,0323 23,8 43,4 0,023 23,0
30 0,0433 31,8 32,9 0,0304 30,4
35 0,0573 42,2 25,2 0,0396 39,6
40 0,0752 55,4 19,5 0,0512 51,2
50 0,1258 92,5 12,0 0,0832 83,2
60 0,2031 149,8 4,687 0,1301 130,01
При проектировании обычно принимают
dB = 10 г/кг.
При неполном сгорании топлива, когда
в дымовых газах содержатся окись углерода,
метан и водород, формула (2-31) принимает
вид:
о Г ЫР ^(0,09Н2 + 0,18СН4) 1
v — L “0,54(RO2-u со +CH4)J
rHso 80,4 “Г
1^4О,12931/о^е + 100
§0,4 нм 1™. (2-35)
Полный вес дымовых газов в килограм-
мах на 1 кг сожженного топлива
С=1-ж+1-293(1+^)аИо+^
(2-36)
или при dB=. 10 г{кг
0=1-^ + 1,3060^+^. (2-37)
Газообразное топливо1
Объем сухих газов при неполном сгорании
т г СО™ -р СО™ -р СН™+ H2S™+vmc™H™
Ve.z— ROa + CO + CH4 + vCmHn
(2-38)
объем водяных паров при неполном сго-
рании
1^0 = НТ + 2СН" + S ~ С„ Н” +
+o.ooi [й*+ wroV^] кл?/йл3-
• (2-39)
где dm — влагосодержание газообразного топ-
лива, г/нм3.
Объем углекислоты при полном сгорании
KROs = 0,01 [СО™ +COm+ H2Sm+CH“ +
+ E„CmHT] нмг1нМ\ (2-40)
Объем азота при полном сгорании и теоре-
тическом избытке воздуха (а=1)
V"” =0,79^,+^- (2-41)
Теоретический
полном сгорании
объем сухих газов при
V™1 = I/ + V"UH нм31нм3. (2-42)
l-Z Kwij 1 INjj f 4
Теоретический объем водяных паров
= 0,01 Н™ -Ь H2S™ + 2,004 СН7+
л /- ы™ ' & I I
J 2 0,804-10 J "Г
0,1293 ав у нл,г1н,,г (2-43)
0,804 1 000 ‘ J
Вес дымовых газов
т
1 000 +1 >306aVo кг/нм3. (2-44)
Удельный вес сухого газообразного топлива
= 0,01977СО™ НО,01521 H2S™+
+ 0,01257 N™4~0,014290™ + 0,0125 СО™+
4-0,0009Н™ 4-0,01251 СтН™4-0,00717СН™4-
4~0,0134С2Н™ кг[нм3. (2-45)
г Индекс т обозначает исходное газообразное
топливо.
. Удельный вес
топлива
Ym =
18Л
влажного' газообразного
(2-46)
Характеристика топлива р.
ДЛЯ ТВЕРДЫХ И ЖИДКИХ топлив
8 = 2,35 ^-0,1260^ + 0.0^ (2.47)
г • КР '
Это значрние коэффициента 0 более точно,
чем употреблявшееся до сих пор. Вывод фор-
мулы сделан В. Н. Тимофеевым и приводится
здесь с его согласия.
Имеем:
= VROi + 0,79V0 + (a-l) 14 н^кг
а RO2 = -^-. (2-48)
* с.г
Количество кислорода в газах, очевидно,
равно 21% от избыточного воздуха, т. е.
VOi=l/;.A = 0,21(a-l)V0.
Подставляя последнее выражение в урав-
нение (2-48), получаем после преобразований:
0,21 = (RO,О,) + RO.• 0,79 .0,21^~
VRO,
(2-49)
и, сопоставляя с формулой дня полного сго-
рания
0,21=(RO24-O2)-HRO2,
получаем:
Коэффициенты избытка воздуха
при неполном и полном сгорании топлива-
Если известен химический состав газов
получаемых при сгорании твердого или жид-
кого топлива, коэффициент избытка воздуха'
может быть определен по формуле
___________________1________________
“—,79 О,-0.Б(СО + Н2)-2СН4-ЗС„Н„ '
21'100 — ROa — Оа-СО-Н2-СН4— СЛНИ
(2-51)
При полном сгорании любого жидкого ши
твердого топлива
а = 79 бг ’ (2“52)
1 ~ 21,0 ’ 100— (RO2-f-Oa)
причем 100 — (RO2-|-О2) = N2
По Л. К. Рамзину [Л. 2]
а*=Т&+У’ (2-53)
где
1660 . 21р
79-J-100? ’ У 79-j-100p *
При приближенных расчетах можно прини-
мать
__ (ROa)^flKC
ROa
(2-54).
причем
С2'55)
Величину RO2 определяют по данным
газового анализа.
При неполном сгорании газообразного топ-
лива (когда СО^О и СН4=;Н2- -0)
а ~ 79 О2 — 0,5 СО * (2-56)
После подстановки значений Уо и VRO по-
лучается окончательно значение 0, приведен-
ное в формуле (2-47).
При полном сгорании газообразного топ-
лива
» = - —79-------L Oi----------• (2-57)
1 ..тэт
₽ ДЛЯ ГАЗООБРАЗНОГО ТОПЛИВА
0,21 N?+ 0,395 COmH- 1,585 0,391
со”Ч-сот-|-сн”г+
7Л% 1 ( П \
н2 У Му СтНп-0,79Ю2
------------------------------0,79. (2-50)
или Задача 2-38. Под котлом сжигается кизе-
ловский уголь состава: С₽—58,6%; Нр—4,1%;
Т56- + 0,79Sf = 5,8%; №=0,9%; Ор=3,6%; Л₽=21,5%,
^~°’21 Увд, °’79' (2-50а) ц/Р—5.5«/; QP—5720 кал/кг.
J С П. Кашников и В. Н. Цыганков.
Газы за экономайзером при полном сгора-
нии содержат RO2=ll,0%. Определить:
1) объем двух-и трехатомных газов, получен-
ных при сжигании топлива; 2) содержание
СО2 и SO2 в сухих газах.
Решение. Объем двухатомных газов
Кр ( ЮО — RO2 _ Кр ( юо _ Л
0,54 RO2 \ 100 / 54 \ROa )
хде
Кр = Ср + 0,368 Sp = 58,6 + 0,368-5,8 = €0,7%
Следовательно,
60,7 / 100 \ „
— 54 (11,0 нл$!кг-
Объем трехатомных газов
vP 60,7
ЧЮе “ ^SOa + ^СОа = “~54~“ 125 НМЧкг-
Определяем ИСОз и V'c г:
.. Ср 58,6 . nQK о.
Vrn = —= -—— = 1,085 нл$1кг\
с°3 54 54 ' ’
V — 1>86'КР.— 1186'60’7.= 10,26 hm^kz,
с- г RO2 11,0 ‘
откуда процентное содержание СО2 в газах
1,085 _
СО2— 10 pg 100— 10,6%.
Содержание SO2 в газах;
„ 5,8
lzso2~
0,368Sp
“54
147 147
нм3/кг,
Величину Ио определяем по приближенной фор-
муле (2-15), принимая коэффициент равным 1,1;
I/ 11 —- 1 1 5 720 г- п о,
14 — 1,1 =1,1 —. = 6,3 нм3 кг.
° 1 000 1 000 1
Подставляя найденное значение Ио, а также ве-
личины рн, 7И (из табл. 2-3), получаем:
760 273 4-30
We — 6,3-1,6 750 „о,5-31,8 * 273 -0,5-0,0304=
= 0,176 кг}кг.
Следовательно, объем водяного пара будет:
v _9Hr+lF-p + 100U7e _ 9,41 + 5,5+ 100-0,176 __
На° 80,4 80,4 ~~
= 0,737 нм3]кг.
Объем водяного пара на все топливо
ИНаОВ = 0,737-12 000 = 8 844 нм^час.
Задача 2-40. Определить полный объем
дымовых газов при сгорании 1 кг антрацитов
вого штыба состава: Ср=71,4%;( Нр — 1,4%;.
Op=l,4%; Np=0,9%; Sf= 1,5%; Ар=16,0%;
WzZ=7,4%, если известно, что дымовые газы,
содержат RO2=15,0%; О2 = 5,0%.
Температура воздуха, поступающего в топ-
ку £в=20°С; барометрическое давление #0=
= 745 мм рт. ст.; <р = 50%.
Решение.
Кр = Ср + 0,368 Sp = 71,4 + 0,368 -1,5 = 71,95%;
Hp~0,1260₽ + 0,04Np
Q -О Qrr______!___ 1 _ ’ __
®ли
_ VSO„ _ >5,8-100
s°2“ г 100- 147-10,26“0,4О/®'
Содержание RO2 в газах:
RO2-~ (SO2 + СО2) = 10,6 -г 0,4= 11,0%
Задача 2-39. Определить объем водяного
пара, полученного при сжигании 12 т/час
кизеловского угля состава, указанного в за-
даче 2-38.
Воздух поступает в топку при темпера-
туре 30иС при относительной влажности <р =
= 50%; #о = 750 мм рт. ст.; избыток воздуха
а= 1,6-
Решенне. Вес водяного пара, вносимого с возду-
хом в топку, находим по уравнению
Условное процентное содержание окиси углерода
в дымовых газах
21,0 — ₽RO2 — (RO2+O>)
СО_ о,6 + р — 0,62%.
Объем сухих газов
IZ _ Кр 71,95
Vc-Z 0,54 (RO3 + СО) 0,54 (15 + 0,62)
=8,52 нм31кг.
Коэффициент избытка воздуха
1
ат 79 О2— 0,5-СО
1 “ 21 ’ 100 — (RO2+O2) —СО
760 ' 273 -|- te
W в = 273 ~ Пн кг!кг-
79 5-0,5-0,62
1 — 2Г ’ 100 — (15 -J- 5,0) —0,62
Вес сухого воздуха, теоретически необхо-
димого для сжигания 1 кг топлива
Ло = 0,115 0,343-Нр 4“ 0,043 (SJ — Ор) =
= 0,115-71,44-0,343-1,44-0,043 (1,5 —1,4)=
= 8,73 кг/кг.
Влагосодержание воздуха J
=7,39 г/кг.
Вес водяного пара, вносимого с воздухом
в топку на 1 кг топлива:
d 7 39
We =Z„^^o-= 8,73-1,26 -1^=0,0815 кг, кг.
Объем водяного пара при сгорании 1 кг
топлива составляет:
9Н₽ 4- wP -Р 1001Гв __
^Н,о = “ ~80Д
— 9‘1,4 + 7,48^~4100'0’08-- =0,349 нм3/кг.
Таким образом, полный объем дымовых
газов составит: -- -
14 = 8,52 0,345 = 8,875 нм31кг.
Задача 2-41. Определить объем дымовых
газов, выбрасываемых дымососом котла при
температуре f =217°С и разрежении перед
дымососом h =120 мм вод. ст. Под котлом
сжигается 7 950 кг/час кашпирского сланца
состава: Ср = 20,7%; Нр = 2,5%; Ор =1,4%;
Np = 0,4%; Sp = 4,1%; Ар =49,9%; СО* =
= 8,0 %, Wp = 13,0 %. Дымовые газы содержат
1<О2 = 12%; О2 = 6,78%. Температура воздуха,
поступающего в топку, te = 29,0°С; баромет-
рическое давление #0=746 мм рт. ст.; <р=80%.
Решение. В топливах, содержащих- карбонаты,
углекислоту карбонатов СО2 условно разбивают на
се составляющие и прибавляют к соответствующим
моментам топлива, получая таким образом условный
состав топлива (в данном случае нами не учитывается
поправка на окисление колчеданной серы).
Так, процентное содержание углерода Ср, кисло-
рода Ор в условном составе рабочей массы топлива
составит:
Ср= Ср + 0,273- СО^ = 20,7 -f- 0,273-8,0 = 22,88%;
Ор= Ор 4- 0,727 • СО2 = 1,4 4- 0,727 - 8,0 = 7,21 %;
Кр = Ср 4- 0,368 Sp = 22,88 4- 0,368 • 4,1 =24,39%.
Характеристика топлива
HP — 0,126Q₽4-0,04Np
Процентное содержание окиси углерода СО%
в дымовых газах до неполному анализу
21 — RO2—О2—[ЩО2
0,6+ р —
21 — 12,0 — 6,78 — 0,153-12
~ 0,6 4-0,153 —0,504%.
Объем сухих дымовых газов
v __ _ 24,39 _
с' г 0,54 (RO2 4- СО) 0,54(12-|-0,504)
= 3,6 нл&/кг.
Коэффициент избытка воздуха
1
а — 79. __9а -zP’5*C9____ ~
21 ' 100 — (RO24-O2) — СО
1
— 79 6,78-0,5-0,504 —1.39.
1 — 21'100 — (124^6,78)^^0^04
Теоретически необходимое количество воздуха
для сжигания 1 кг топлива
£0 = 0,115 • Ср + 0,343. HP 4- 0,043 (Sp— Ор) =
= 0,115-22,88 4- 0,343-2,5 -|-0,043 (4,1 — 7,21) =
= 3,36 кг/кг.
Влагосодержание воздуха
30,0-0,8
—623- bQ_Pf{lf —623- 746_3q.q>8 —20»8 г1кг
(величина рн взята по табл. 2-3).
Количество водяных паров, вносимых в топку
вместе с воздухом на 1 кг топлива:
de 20,8
IFe=a£0.-j-QQQ- = 1,39-3,36-j-qqq' = 0,097 кг 1кг,
Объем водяного пара, получаемого при сгорании
1 кг топлива:
I/ _ 9НР 4-IFP4- 100_
----------------80,4----------
9-2,54-134-100-0097 Л
—-----—---gg 4 ——— = 0,56 нм^/кг.
Полный объем дымовых газов составит:
Уг = Ус г 4- УНя0 = 3,6 4- 0,56 = 4,16 нм^/кг.
Можно, не вводя поправки на состав топлива,
внести ее сразу иа объем газов по формуле
v?=v,+ o.5O6-=*.
где к— коэффициент разложения карбонатов, равный
при слоевом сжигании 0,7 и при пылевидном
сжигании 1,0.
Объем газов при температуре tyx — 217° С и раз-
режении перед дымососом Л = 120 мм вод. ст. будет:
V S'* + 273 760
2 273 \ h ~~
13,6
217 + 273 760
4,16« 273 • 120
750 — 13,6
= 7,65 м^кг.
Общее количество газов в час
14 = 7,65-7 950 = 60 800 кг}час.
Задача 2-42. Под котлом сжигается смесь
из 70% антрацитового штыба АШ и 30% па-
ровичного жирного угля ПЖ-. Элементарный
состав органической массы антрацитового
штыба: С° = 94,4%; Н° = 2,8%; О° = 2,8%;
S^=2,0%; Ар = 23,0% и 1Гр = 6,0%, угля ПЖ
С° =88,8%; Н° = 5,2%; О°=4,3%; №=1,7%;
UZP = 3,5%; Др=12,5%, S* = 2,0%.
Определить объем сухих газов, получае-
мых при сжигании 1 кг смеси, если продукты
сгорания содержат RO2 = 15,5%; О2 = 3,8%.
Решение. Органическая масса смеси 1 кг топлива
С° = 0,7-94,4 + 0,3-88,8 = 92,7%;
Н° = 0,7-2,8 +0,3-5,2 =3,54%;
О° = 0,7-2,8 +0,3-4,3 =3,25%;
№ = 0,7-0,0 +0,3-1,7 =0,51%.
Составляющие балласта смеси 1 кг топлива:
117^ = 0,7-6 +0,3- 3,5= 5,25%;
Ар = 0,7-23 + 0,3-12,5 = 19,85%;
Sp = 0,7-2 +0,3- 2,0= 2,0%.
Всего балласта в смеси Б = 27,1%.
Элементарный состав рабочей массы 1 кг смеси
определяем по уравнению
№ =
С°(100 — Б)
100
С° (100 — 27,1)
100
= 0,729С°,
т. е.
Срм = 0,729 • 92,72 = 67,60%;
Нри = 0,729- 3,54= 2,56%;
°£« = 0-729- 3,25= 2,37%;
1^ = 0,729- 0,51 — 0,37%;
№)ем= 2.00%
Л^ = 19,85»/„;
»Х,= 5,-25%;
Характеристика смеси *
. Hf„-0.1260₽, + 0,04N?^
Р — —-
№
п 2,56 — 0,126 - 2,37 + 0,04 0,37
_2,35 67,7 + 0,368-2,0 —0,078.
Харак~ерисгика процесса горения определяется
по уравнению
21 — BROa — ROa — Оа = z,
21 — 0,078-15,5 — 15,5 — 3,8 = 0,41,
т. е. горение неполное.
При 2 = 0 горение было бы полным.
Процентное содержание СО в дымовых газах:
rn z 0,41
СО"“ 0,6 + р — 0^6+0,078 =
Объем сухих дымовых газов, получаемых при сжига-
нии 1 кг смеси:
крЛ£
Ус.г = 0,54 (ROa+CO)=
68,44 '
— 0,54(15,5 + 0,6)’“7,9 нмУкг'
Задача 2-43. Определить полный объем
дымовых газов, получаемых при сжигании
1 нм3 гозообразного топлива элементарного
состава: COm = 42,0%; CO2m = 5,0%; h2m =
= 49,0%; СН^=0,5%; N™=3,5%, если про-
дукты сгорания содержат СО2 = 16,82 %; О2 =
= 4,0%; СО = 2,0%. Влагосодержание воз-
духа, поступающего в топ у, de=10 г/кг,
влагосодержание сухого газа dm~ 15 г/нм3-
Решение. Объем сухих газов
СО^ + СООТ + СН^ 5>о + 42,0 + 0,5 _
Ус.г— СОа + СО — 16,2 + 2,0
= 2,51 нм?/нм3 сухого газа.
Коэффициент избытка воздуха по газовому ана-
лизу
1 _
ат~ 79 Оа —0.5СО “
1-2Г
100 — N2— р—
v с.г
1
—1 17
~ 79 4,0 —0,5-2,0 “ ’ '
1 91 ’ 3 Ч
100 — 79,18— къг
1
Теоретически необходимый объем воздуха на 1 нм3
газообразного :оплива
Vo= 0,024 (COm + Hf?) + 0,096СН +
+ 0,145 (Cn )т — 0,0480” =
= 0,024 (42 49) + 0,096-0,5 =
= 2,23 нлА{нм3 сухого газа.
Практически необходимый объем воздуха с по-
правкой на влажность газа:
2,23
Vb~~ ( dm \ а,п~
v + eojJ
2 23
=-----1,17 = 1,386 нл^/нл«3 газа;
Объем водяного пара, полученного при сжигании
1 нлга газа:
/ 0,I293V_d_\
4itO = °>01 0,804-10 + 0,804 U0 ) + Н”+2СН^=
/ 15 , 0,1293-1,386-10
— 0,01 0,804-10 + 0,804Н0 J +
+ 49 + 2- 0,5 = 0,55
Полный объем дымовых газов, получаемых при
сжигании 1 нм3 газообразного топлива;
Уг = Ус.г + ^Н,О = 2,51 + 0.55 = 3,06 HM3jHM3.
Задача 2-44. Определить, сколько воздуха
проникает в дымовые газы через трещины
между топкой и воздушным подогревателем,
если известно, что температура воздуха в ко-
тельной te = 30° С и чю под котлом сжи-
гается 10 т/час челябинского бурого угля
состава: Ср = 48,1 %; № = 3,4%; 0=11,7%;
bF=l,2%; Sf = 1,0%;№=15,6%;1№=19,0%.
Содержание RO2 в топке равно 15,0%,
перед воздушным подогревателем оно 12,0%.
Определить величины избытков воздуха
в топке ат и перед воздушным подогревате-
лем адп при полном горении в топке.
Решение. К₽=С.Р + 0,3688^ = 48,1 + 0,368-1,0 =
= 48,5%.
Объем сухих газов в топке
1,86КР 1,86-48,5 r п
rq2 — 15,0 '
Объем сухих газов перед воздушным подогрева-
телем
а„ 1,86-48,5
‘ 12,0 “ 7’5 нмУкг-
Разность между объемами и V™z составит то
количество воздуха, ко орое проникает в дымовые
газы вследствие неплотности кладки (на 1 кг топлива):
V’;” — = 7,5 — 6,0 = 1,5 нм31кг.
На все топливо в количестве 10 000 кг}час с уче-
том температурной поправки просасывается в час;
1,5-10 000-(273 4-30) в,
vnpuc ---------- 273------------= 16 650 rf/час.
Определение ат можно произвести двумя спосо-
бами.
1-й способ. Нужно определить величину р, а за-
тем определить ат через х и у по уравнению
— ROa +У
Нр — 0,1260^ 0,04Np
₽ = 2,35------------------------
3,4 — 0,126 • 11,7 —0,04-1,2 Л
= 2,35 -----'--48747---------- = 0,096;
_________1660__
х— 79 + 100-0,096 “ ’ ’
21 ‘О»096 -подо
У— 79 + 100-0,096 “U,UZ ’
Следовательно,
»»=®;+>'=itj+0-022-1-275:
а = -р 0,022 = 1,59.
в.п 12 *
2-й способ. Из уравнения реакции полного сго-
рания находим Ол:
Oa = 21— ₽ROa — RO2 =
= 21,0 — 0,096-15,0 — 15,0 = 4,56%
Коэффициент избытка воздуха в топке
1 _
ат — 79 О2 ~
1 “ 21* 100—(ROH-O2)
----—-------1 -----= 1,275.
79 4,56
1 — 21 * 100—(15 + 4,56)
Аналогично из уравнения реакции полного сгора-
ния получаем О2 в газах перед воздушным подогре-
вателем
О9 = 21 — 0,096-12 — 12,0 = 7,85%,
и следовательно,
г 1____________
ае.п— 7Q 7,85
1 “21 * 100 —(12 + 7,85)
= 1,59.
Расчет продуктов сгорания газо-
образного топлива в смеси с твер-
дым или жидким топливом
Сжигаемая смесь состоит из:
а) В кг/час твердого или жидкого топлива
элементарного состава (в процентах по весу)
№ц-нр4 op4-Np+s^q-4/’+W7p=ioo%.
tf) V нм21час газообразного топлива эле-
ментарного состава (в процентах по объему)
СО” + СО" 4- ОН” + С2Н" + СгН” + С2н"+
+ н"‘+ O"+N”+SO” + H2S” = 100%.
На 1 ня3 сухого газообразного топлива
приходится dm г/ня3 водяного пара иатг1нм3
взвешенных частиц золы и пыли.
Удельный вес сухого беззольного газо-
образного топлива при нормальных условиях
определяется из уравнения
__ 1,25СОт 4- 0,09Н^ + 0,717СН^+1,34С2Н^+
Vc.2 ГбО
+ 2,019C3H"I+l,26C2H^ + 1.251N” + 1.429 О^ +
100
+ 1.977СО7 + 2.927SO?
‘ ioo • (2-58)
Вес 1 ня3 сухих газов вместе с влагой
и золой будет равен:
dm Л-ат ч
«г. (2-59)
Удельный вес газообразного рабочего топ-
лива
dm+am
y Тс-г+ Ю00 . кг/нм3. (2-60)
г \7т
804~
Расход газообразного топлива по весу
Вг т — V"1 • 7г кг {час.
Расчет можно вести, вычисляя • сначала по
уравнению смешения состав условного топ-
лива-смеси, или, рассчитав раздельно объёмы
и теплосодержания для каждого топлива по
уравнению смешения, определять эти величины
для смеси продуктов сгорания. При массовых
расчетах или при изменении пропорции смеси
удобнее пользоваться вторым приемом.
Определение содержания Ср, Нр, Ор, №,
Wp и Ар в газообразном топливе (в процен-
тах по весу) производится по следующим
уравнениям:
Содержание углерода
0,54 [СОСТ + CH” + CCff + к (С„ ]
dm~bam °
1 000 ”
(2-61)
Содержание водорода
р 0,09Н^ + 0,18СН^ + 0,045/и (С„ Н J т
Н (2“62)
7с.г+ Г000—
Содержание водорода
Q₽=
0,715СООТ + 1,44СО^+ 1,4290g1
_|_ ат
%-(2-63)
Тс.2 + 1 000
Содержание азота
„ 1.251N!?
Np=-------------
dm + ат
1с.г + 1 000
(2-61)
Влажность газообразного топлива
<2-05)
^.г + 1 000
Зольность газообразного топлива
1с.г + 1 000
Вес сожженого топлива (смеси) составит:
В =В,т4- Втт кг/час.
см г.т 1 т.т >
Средний условный состав смеси топлива
в процентах по весу определяют по уравне-
ниям типа
ср — ^вг,т+совт,т
см --------б------
Бсм
(2-67)
Необходимо помнить, что влага твердого
топлива является жидкостью, а влага газооб-
разного находится в состоянии пара.
Теплотворная способность смеси
(QX= (£я)г-*А.™+ ^н)т.тВт.т ккал/кг. (2-68)
Всм
Все дальнейшие вычисления, необходимые
для расчета котельных установок, производят,
исходя из полученного элементарного состава
смеси, по формулам, приведенным выше.
Задача 2-45. Определить полный объем
дымовых газов и коэффициент избытка воз-
духа при сгорании смеси из 2 000 кг твер-
дого топлива теплотворной способности QZH-
~ 8 300 ккал/кг, состава: Ср = 78 %; Н^=3,7 %;
Ор = 2,0%; Np= 1,3%; SJ =2,0%; А° = 9,0%;
U7p = 4,0% и 20 000 я3 газообразного топлива
состава: СО™= 14,3%; COm=14,75%; СН” =
= 0,48%; С2Н^ = 0,1%; Н^ = 12,9%; =
= 0,1%; N^=57,37%. На 1 ял/3 сухого газо-
образного топлива приходится водяного пара
г/нл3. Влагосодержание воздуха de~'
— 15 г/кг. Дымовые газы содержат СО2 =
= 16,0%; СО = 1,5%; Н2 =0,1 %; СН4=0,12%;
С2Н4 = 0,15%; О2 = 3,94%.
Решение. Определяем удельный вес сухого газа
1,2500^ 4-0,09Н^ + 0,717СН^+ 1,340^4-
7с.г [оо
| 7.0 ШСцН^ 4- 1,26С3Н™+ 1,251N^ + 1,4290™ 4-
с - 100 -
| I.'J77CO™+ 2.927SO™ 1,25• 14,75 + 0,09-12,9 +
100 — 100
I 0,717-0,1 + 1,26-0,1 . 1,251-57,37 4- 1,429-0,1 4-
J 100 + 100
4- 1,977-14,3 , , п
----Iqq----= 1,2 кг/нм3.
У цельный вес газообразного топлива
dm 4- ат 10+0,0
ь-.И- 1000 1,2 + 1000
Iе Я------------^т--=----------[о—= 11188 «г!нм3
1 80,4 1-^80,4
Jli’C газообразного топлива, следовательно, будет:
Вг m — 1ЛГ = 20 000-1,188 = 23 760 кг.
IM смеси Вгм — Втт 4- В_ = 2 000 4- 23 760 =
<1М 7<) кл.
Со<г:ш 1 кг рабочего газообразного топлива в про-
|^ип)м по несу получаем из уравнений:
«И [СО" + СН" + СО? + п (С„ Н„ )" ]
dm 4- ат
^са + 1 000
0.54 [ 14,75 4- 0,48 4- 14,34-2-0,1]
10 -+- 0,0 —13>3%5
1,2 + 1000
Ц|)Д<.>р|.|да
0,0911.7 4- 0.18СН™ 4- 0,045w (Сп Нт )т
I I “ С-----------------------7«Z----------=
7с.г + 1 000
0Д1У -12,9 4- 0,18 0,48 4- 0,045 -4-0,1
‘4 1,2 4- 0,001-10 =1.04«/о;
Я п^Г|рг>да
0,715СО™ 4- 1.44СО7 + 1,4290?
(V — --------------!--- -------------f _
d™4-«™ “
+ 1000
0.715-М,75 4-1,44-14,3 4-1,429-0,1
" 1,2-+ 0,001-10 “ 25,9%;
••Угп
Ъ-Я - 1125Ш2* 1,251-57,37 ео
ат — 1,24-0,001’-10 — 58’93%’
ь.? Ь -fooo
£$£it|iiirn пара
__________________°,Ь10—= 0,83%.
dm-\-am~ 1,2 4-0,001-10 7
*••-* ** 1000
£У|КД|ц|П состав смеси топлива
п СРВтт 4- СРВг т
^см — в —
^см
78-2000 4- 13,3-23760
— 25 760 18’32°/°i
Н₽ =
* СМ-
3,7-2000 4-1,04-23 760
25 760
= 1,25%
=
см
2-2 000 4-25,9-23760
25760
= 24,1%;
=
1,3-2 000 4-58,93-23 760 в
1------2Т76О-----------= 54’5°/-
'СМ---
А^ =
Вдада
^СМ
АРВтт
Всм
2-2000
-------= 0,155%;
25760
9-2 000
~ 25 760 — °’7о/°-
Вода
WpBmm 4-2 000
Г-=^ = -25 7бЬ- = °’311О/о-
Водяной пар
Wp В, т
^всм=^в-~^
^см
0,83-23 760 z
J__________= 0,764%.
25 760
Количество воздуха, теоретически необходимое
для сжигания 1 кг смеси:
£„=0,115 С?м + 0,343 Н?„ + 0,043 (в?л - Of.) =
= 0,115-18,32 4-0,343-1,25 — 0,043(0,155 — 24,1) =
= 1,49 кг[кг.
Объем сухих дымовых газов, полученный в ре-
зультате сгорания 1 кг смеси:
г — 0,54 (RO2 -+ СО 4- СН4 -+ 2 С2Н4) ~
18,32 4-0,368-0,155 „
= 0,54 (16,0 4- 1,5 4- 0,12-+ 2-0,15) “1,У НМ
Коэффициент избытка воздуха
1
«т— 79 оз—0,5 (СО4-На).—2СН4 —
1 — 21 ’ lOO-ROg—О2—СО—СН4 —
1
— 2,5СаНа — ЗС2Н4 — 3,5С3Н6
— С2Н2 — СаН4 — С2Нб —
1,251 Усг
1,257 Ус.г
1
79 3,94 —0,5(1,54-0,1) —2-0,12 —
1—2Г 100—16,0 — 3,94 — 1,5—0,12—0,15 —
1
-3-0,15
0,101 54,5
~~ °’* 117251 d^9 ~ 1,257-1,9
где
1,3-2 000
см— всм ”• 25 760 —
0,101%;
твг т 58,93-23760
N см = — 25 760 = 54 ’5°/°-
Объем водяного пара, полученный при сжигании
1 кг смеси с учетом химической неполноты горения:
— (0,09 Hf1 +0,18 СН™ + 0,091 С^1 +
^Н2О —9 >° 80,4 ~
+ 0,181 С” Н” 0,273 С2Н”) Ус г
80Л + 80~4 +
, (^ГЛ + (^)в , °.lde«£o
+ 80,4 + 80,4 ”
1,25 — (0,09-0,1+ 0,18-0,12 + 0,181-0,15) 1,9 ,
= 9> ° 80~4 +
0,3114 0,764 0,1-15-1,27-1,49
+ 80,4 + 80,4 — 1,58 НМ 1Кг'
Полный объем газов при сжигании 1 кг смеси
Vz = Vc. г + l+20 = 1,9+1,58 = 3,48 нм^кг.
Объем дымовых газов при сгорании всей смеси
составит:
Уг = VZBCM — 3,48 25 760 = 89 644
: Для установления низшей теплотворной способ-
ности смеси раздельно определяем низшие тепло-
творные способности твердого и.газообразного топ-
лива.
Теплотворная способность твердого топлива
„ , 100 — AP—WP „ _ 100—4,0—9,0
Q» — Qh' ХОСТ — 61Г —8 300 100 —
— 6 • 4,0 ~ 7 200 ккал}кг.
Теплотворная способность газообразного топлива
(ог)ья=
30,5 СО™ + 84,65 СН^ +152,4 С2Н™ + 221,3 С3Н™
“ 1,2 + 0,001(10 + 0,0) +
145,6 С2Н™ + 208,5 С6Н“ + 25,7
*+ 1,2 + 0,001 (10-1-0,0) —
30,5 • 14,75 + 85,4 0,48 + 146 • 0,1 + 25,4 12,9
— 1,2-j- 0,001 (Ю + 0,0) —
= 692 ккал]кг.
Таким образом, теплотворная способность смеси
z pN ____ ^тт 4“ (^и)г. т ’ &г. т _
(Ун) см— . —
7 200-2 000-f-692-23760
—---------95 yen---------= 1 191 ккал(кг.
Задача 2-46. Определить: 1) общий объем
двухатомных и трехатомных газов, получен-
ных при сжигании 5 т[час кизеловского угля
состава: Ср = 58,6%; H*=4,l%; Sp =5,8%;
Np=0,9%;Op=3,6%; А/?=21,5%; ^=5,5%,
если известно, что содержание в газах О2
равно 5,05% при полном сгорании; 2) объем
азота Ng в газах.
Ответ. 1) 1/24-1/3 = 7,86 нм3{кг;
2) VNa = 6,28 нм3 {кг.
Задача 2-47. Под котлом сжигается
15 m/час дров состава: Ср = 35,3%; Нр = 4,3%р
Np=0,7%; Sp =0,0; Ор = 29,3%; Ар=0,4%р
W*=30%; Qp= 2 980 ккал/кг.
Определить: 1) по приближенным форму-
лам количество воздуха, необходимое для
сгорания дров, и его избыток за котлом, если
известно, что (RO2)^= 12,4% при полном сго-
рании; 2) объем полученных сухих газов..
Ответ. 1) В-14 = 50 000 нм3{час; а-=1,63;
2) В- Ксг = 80 300 нм3 {час.
Задача 2-48. Определить: 1) на сколько-
объем двухатомных газов, который получается
при сжигании 1 кг топлива состава, указан-
ного в предыдущей задаче, будет больше
соответствующего объема треХатомных газов;.
2) содержание СО в газах; 3) количество во-
дяного пара, получаемое при сгорании 1 кг
топлива, если пренебречь влагой, заключен-
ной в воздухе.
Ответ. 1) 1/2—И3 = 3,95 нм3{кг;
2) СО2 = 12,4%.
3) 1/На0 = 0,855 им3{кг-,
Задача 2-49. Определить объем водяных
паров, которые получаются при сгорании
5 т)час кизеловского угля состава, указан-
ного в задаче 2-46, если известно, что RO2=
= 12,5%; температура воздуха, поступающего-
в топку, /в = 30°; барометрическое давление
/о = 75О мм рт. ст.; ср = 60%.
Ответ. l/HjO = 3 860 нм3{час.
Задача 2-50. Определить по приближенной
формуле объем газов, получаемый при полном
сгорании 6 т[час украинского бурого угля
состава: Ср = 21,2%; Нр = 1,9%; Sp = 1,8%;.
Np=0,2%; Op=6,8%, IF=55,0 %; Zp=13,l%p
Qp—1590 ккал{кг, если известно, что О2 =
”5,9%; температура воздуха, поступающего
в топку, /в=25°С; барометрическое давление-
#0 = 725 мм рт. ст.; ср = 60%.
Ответ. 1/ = 24 960 нм3{час.
Задача 2-51. В топке котла сжигается-
10 т{час карагандинского угля состава: Ср=
= 65,4%; Нр=4,0%; Op=5,6%; Np=lsl%p
^ = 7,0%; Sp=0,6%; А^=16,3%; Qp =
= 6120 ккал/кг. Содержание О2 перед дымо-
сосом 8,0% при полном сгорании в топке.
Определить нужную производительность ды-
мососа, учитывая влагу, приносимую в топку
воздухом с • температурой 20° С; <р = 50%;
#0 = 745 мм рт. ст. Температура газов перед
дымососом ^ = 200° С.
Ответ. Уд= 194000 нм3/час.
Задача 2-52. Под котлом во время испытаний
сожжено 8 т/час донецкого угля марки ПЖ
состава: № = 80,1%; № = 3,8%; Ор=1,7%;
Np=l,4%; = 1,4%; U7p = 3,4%; №=8,2%.
В течение первой половины испытаний при
полном сгорании получено RO2 = 16%, в тече-
ние второй половины испытаний RO2 снизи-
лось до 14%.
Определить: 1) объем сухих газов и водя-
ного пара (без учета влаги воздуха), полу-
чаемый при сжигании топлива; 2) присос воз-
духа в топку между первой и второй полови-
нами испытаний при /й=30° С; 3) коэффициенты
избытка воздуха в первой и второй половинах
испытаний.
Ответ. 1) 78540 нм3/час;
2) ^=11600 м^час-
. 3) amJ = l,18; а„2 = 1,35.
Задача 2-53. Под котлом сжигается смесь
из 7 т/час антрацитового штыба элементар-
ного состава: Ср = 70,1%; №=1,2%; Ор =
= 2,0%; № = 0,2%; Sp = 2,2%; Ар=18,2%;
1№ = 6,1%, и 3 т/час угля ПЖ состава: Ср =
= 72,6%; № = 4,5%; №=1,4%; Ор = 5,1%;
S^ = 2,2%; IFP=3,2%; №=11,0%.
Содержание О2 в газах за вторым ходом
котла равно 6,5% при полном горении. Опре-
делить: 1) полный объем газов, получаемый
при сгорании смеси (без учета водяного пара
воздуха); 2) Qp смеси; 3) избыток воздуха
в топке.
Ответ: 1) Vz=100700 нм3/час;
2) Qp = 6260 ккал/кг;
3) ат=1,44.
Задача 2-54. Определить: 1) полный объем
газов, получаемый при сгорании смеси, со-
стоящей из трех твердых топлив элементар-
ного состава:
Топливо Состав, % по весу Количе- ство топлива в смесиг кг/час
ср нр ор NP ЗРЛ АР WP
Антрацитовый штыб марки АШ 70,1 1,2 2,0 0,2 2,2 18,2 6,1 5 000’
Донецкий уголь марки ПЖ . . 72,6 4,5 5,1 1,4 2,2 п,о 3,2 2 500
Украинский бурый уголь 21,2 1,9 6,8 0,2 1,8 13,1 55,0 2 500
2) необходимый избыток воздуха в топке
при полном сгорании RO2—15,4%.
Количество влаги, приносимой с воздухом'
на 1 кг смеси топлива We= 0,135 кг/кг.
Ответ. 1) И, = 75 870 нм3/час;
ат=1,27.
Задача 2-55. Определить объем газов, по-
лучаемый при полном сгорании 6 т/час ундор-
ских сланцев состава: Ср = 17,5 %; № = 2,2 %
Ор = 2,8%; № = 0,4%; Sp=2,7%; Ар = 55,0;
СО2 = 6,4%; Wp = 13%, если известно, что
содержание в газах RO2=15,0%; температура
воздуха, подводимого в топку, /е = 25°С; ба-
рометрическое давление #о = 750 мм рт. ст.-
ср = 0,7%.
Ответ. Vz= 178 50 нм3/час.
Задача 2-56. Определить: 1) полный объем
газов, получаемый при сжигании 10 т/час
сланцев состава, указанного в предыдущей
задаче; 2) объем. N2 в продуктах полного
сгорания на 1 кг, если известно, что RO2 =
=13,5% 3) коэффициент избытка воздуха в
топке.
Ответ. 1) Vz=32530 нмэ/час;
2) 17^ = 2,16 нм3/кг;
3) ат = 1,26.
Задача 2-57. Определить полный объем
газов, получаемый при сгорании 6 т/час каш-
пирских сланцев состава: №=19,93%; № =
= 2,29%; Ор=0,3%; №=0,72%; 1Гр=10,15%;
№ = 53,64%; СО* = 8,72%; Sp = 4,25%, если
известно, что RO2=15%; температура воз-
духа, поступающего в топку /е = 30°С; баро-
метрическое давление #0=752 мм рт. ст.;,
(р = 0,65.
Ответ. Vz = 21000 нм3/час.
Задача 2-58. В топке сжигается 7 т/час
мазута состава: Ср = 84,1 %; №= 12,3 %; Ор =
= 0,4%; № = 0%; № = 0,2%; Wp=3,0%.
Определить производительность дымососа
при полном сгорании топлива, если известно,.
что RO2= 12%, избыток воздуха перед ды-
мососом а^ = 1,6; температура уходящих га-
зов 200° С; разрежение 110 мм вод. ст.; ба-
рометрическое давление в котельной — нор-
мальное, температура воздуха, поступающего
в топку te — 20° С, = 0,7.
Ответ. Vd -180 000 м31час.
Задача 2-59. В топке сжигается челябин-
ский бурый уголь состава: Ср = 48,1%; Н/? =
= 3,4%; 0^= 11,7%; Np = 1,2%; Sj = 1,0%;
Ар = 15,6 %; Wp= 19,0. Определить: 1) по точ-
ным и приближенным формулам избыток воз-
духа за котлом и в топке при полном сгора-
нии, если газоанализатор показывает в топке
RO2 = 15,0% и за котлом RO2--12%; 2) при-
сос в дымоходы котла воздуха с tB~30° С при
сгорании топлива в количестве 10000 кг}час;
3) разность между объемами азота и кисло-
рода перед воздушным подогревателем и
соответствующими объемами в топке (на 1 кг
топлива).
Ответ. 1) (am)„F= 1,28; (ат)точ = 1,27;
2) Vnp= 16 650 м3}час;
3) ИГ — У” =1,19 нм3}кг-
УояП— Vo* = 0-31 «лфгг.
Задача 2-60. В топке сжигается 5 000 кг/час
донецкого угля состава: Ср=72,6%; Нр=4,5%;
Op = 5,l%; Np = 1,4%; S* = 2,2%; Лр=11,0%;
1Fp = 3,2%.
Определить, сколько воздуха нужно до-
бавить в топку, чтобы при полном сгорании
снизить RO2 с 16 до 10%.
Ответ. Уй = 25 500 нм3}час.
Задача 2-61. В топке сжигается 8 т/час
тощего угля марки Т состава: Ср=78,0%;
Нр = 3,7%; Ор = 2,0%; Np = 1,3%; S^=2,0%;
Wp = 4,0 %; Ар = 9,0% Определить: 1) по
точным и приближенным формулам избыток
воздуха за котлом и в топке при полном
сгорании, если в топке RO2=15,4%, а за во-
дяным экономайзером RO2 = 12%; 2) присос
воздуха с температурой £е=30°С в дымоходы
между топкой и конечной точкой котла;
3) разность между объемами азота и кисло-
рода в конце котла и соответствующими их
объемами в топке (на 1 кг топлива).
Ответ. 1) («О,, = 1,265; (<)„, = 1,625.
(“га)гага< = 1.26; (Ога.«= 1 -6°;
2) V„wc = 23 800 м^/час;
з) г;,— Г£ = 2,13 ял2/кг;
У*а—У” =0,72 нм3} кг.
Задача 2-62. В топке сжигается в смеси
два топлива; подмосковный уголь марки МС
и донецкий уголь марки ПЖ состава:
Топливо Состав, % ♦ Количе- ство топлива в смеси» кг)час
ср О° SP АР WP
Подмосковный
уголь марки МС 32,9 2,5 0,69,22,820,032,0 3 000
Донецкий уголь
марки ПЖ . 72,64,5 1,45,1 2,2 11,0 3,2 2 000
Определить: 1) объем газов при полном
сгорании, если RO2=14,5%; We = 0,025 кг/кг;
2) избыток воздуха в топке по полной и приб-
лиженной формулам.
Ответ. 1) У, = 33 650 нм3}час-,
2) («)отоге= 1,29; (а)лр= 1,296.
Задача 2-63. Под котлом сжигается 10 ml час
торфа состава: Ср = 21,2%; Нр = 2,1%; Ор=
= 11,9%; Np =0,7%; Ар = 4,0%; Sp = 0,1%;
Wp = 60 %; Q£= 1 529 к кал} кг.
Определить: 1) объем газов, полученный
при полном сгорании, если известно, что в
топке RO2=15,5%; IFfi=0,035 кг}кг; 2) часо-
вой присос воздуха с £в=20°С в дымоходы
между топкой и дымососом, где RO2=12%.
Ответ. 1) У, ='35 200 нм31час;
2) Vnpuc — 74Q0 м3/час.
Задача 2-64. При сгорании торфа состава,
указанного в задаче 2-63, RO2 за первым га-
зоходом при полном сгорании равно 12,0% и
за котлом 10%. Определить: 1) коэффициенты
избытка воздуха за первым газоходом и за
котлом по точной и приближенной формулам;
2) процент ошибки при пользовании прибли-
женной формулой.
Ответ. 1) (ат)й = 1,28; «)оточ = 1,615;
2) («Ap^l.26; (a'ft/)nF=lA
Для ат ошибка в сторону преувеличения Д=
= 1,56%.
Задача 2-65. Определить объем продуктов
сгорания, полученный при полном сгорании
1000000 нм3 доменного газа элементарного
состава: Н™=4,0%; N"' =60,0%; СООТ = 26,0%;
00”= 10,0%, если RO2 = 12%. Количество во-
дяных паров в 1 нм3 сухого газа Г=10г/ял3.
Ответ. Уг=158 000 нм3.
Задача 2-66. Определить коэффициент
избытка воздуха при полном сгорании гене-
раторного газа состава: Н” — 13,0%; СО” =
= 28%; СО7 = 7,0%; С2Н7 = 5,0%; =
= 0,2%; N7 = 46,8 %; если RO2=14,5%.
Ответ, а — 1,326.
Задача 2-67. Определить коэффициент
избытка воздуха при полном сгорании коксо-
вого газа состава: СО” = 5,6%; 77” = 37,6%;
СО” =3,7%; 07 = 0,4%; СН7=40,8%; =
= 6,1%; С„Нт = 5,8%, если RO2 = 8,5%; ₽ =
= 0,739.
Ответ, а = 1,29.
Задача 2-68. Определить коэффициент
избытка воздуха при сжигании колошникового
газа состава: СО7 = Ю,0%; Н7=3,3%; СОт=
= 27,35%; N7=58,4%; СН^ =0,95%, если
RO2 = 15,5%.
Ответ, а = 1,563.
Задача 2-69. В топке парового котла сжи-
гается украинский бурый уголь состава: Ср =
= 21,2%; Нр= 1,9%; Sp=l,8;% Np = 0,2%;
Ор = 6,8%; IFp = 55,0%; Лр = 13,1%. Опре-
делить коэффициент избытка воздуха за
первым ходом котла в предположении, что
RO2=13,4%. Расчет вести по точной и при-
ближенной формулам.
Ответ. («0^,= 1,38; (ауя/>=1,4.
Задача 2-70. В топке сжигаются дрова
состава: Ср = 35,3%; Нр = 4,3%; Np = 0,7%;
Sp = 0,0%; Ор = 29,3%; Лр=0,4%; IFp=30%.
При полном сгорании RO2 = 15%. Определить
по точным и приближенным формулам коэф-
фициент избытка воздуха.
Ответ. аточ= 1,33; апр= 1,34.
Задача 2-71. Определить полный объем
дымовых газов, получаемый при сгорании
1 кг смеси двух твердых топлив. Первое
топливо, составляющее 75% смеси, содержит
Ср=71,4%; Нр=1,4%; Ор= 1,4%; Np =0,9%;
Sp=l,5%; Лр=16,0% и Wp=7,4%; второе
топливо содержит: Ср=67,8%; Нр = 4,5%;
<У = 7,4%; N’ = 1,3%; S^ = 2,7%; Лр=10,4%
и IF3—5,9%; содержание в газах RO2 =
= 14,5%, О2 = 4,5%.
Ответ. Fz= 8,15 нм31кг.
Задача 2-72. Определить полный объем:
дымовых газов, получаемый при сгорании
1 кг смеси, которая состоит из 70% топлива
состава: Ср = 20,7%; Нр=1,8%; Ор = 6,7%;
Np = 0,3%; Sp = 0,5%; Лр=10,0% и Wp =
= 60,0% и 30% топлива состава: Ср = 73,2%;
Нр=4,4%; N₽ = l,4%; Sp = 2,0%; Ор=4,0%;
Ар= 11,0% и IFp = 4,0%, если известно, что
RO2=13,3% и О2=5,7%.
Ответ. Fz = 5,76 нм31кг.
Задача 2-73. Определить, с каким коэф-
фициентом избытка воздуха работала топка
на доменном газе состава: СОт = 31,96%;
СО7 = 8,25%; Н7 = 1,25%; СН7 = 1,91%;
07 = 0,18% и N7 = 57,45%, если известны
следующие данные анализа дымовых газов:
RO2= 15,7%; О2 = 5,0%; СО=1,0%; СН4 =
= 0,15% и Н2 = 0,1%.
Ответ. am=l,33.
Задача 2-74. Определить коэффициент
избытка воздуха при сжигании 1 ял/3 домен-
ного газа состава: СОт—27,6%; СО7=12,71%;
Н7 = 2,18%; СН7 = 0,31% и N7=57,2%,
если известно, что в продуктах сгорания
RO2=16,87%; О2 = 3,0%; СО = 1,0%.
Ответ, a = 1,17.
Задача 2-75. Определить, насколько изме-
нился первоначальный объем 1 ял/3 газообраз-
ного топлива состава: COm = 26,0%; СО7 =
= 10,0%; Н7 = 4,0%; N7= 60,0%, если после
его сгорания анализ дымовых газов показал
СО2=18,5%; О2=4,54% и СО=0,5%. Влаго-
содержание воздуха dB = 10 г]кг.
Ответ. △ F,=0,961 ял/3/ял/3.
Задача 2-76. Определить количество сож-
женного топлива состава: Ср = 34,7%; Нр =
= 2,5%; О’ = 9,4%; N₽ = 0,7%; S’= 2,5%;
^’='18,2%; 1F’=32,O%, если известно, что
средняя скорость дымовых газов в пределах
газохода w = 10 м1сек-, сечение газохода /=
=8 л/2; средняя температура газов 350° С;
разрежение 40 л/л/ вод. ст.; до воздушного
подогревателя отходящие газы содержат
RO2=14,1% и О2 = 5,74%, а при выходе из
газохода: RO2=13,7% и О2 = 5,88%; темпе-
ратура воздуха, поступающего в топку, tB =
= 30° С; барометрическое давление b =
= 750 л/л/ рт. ст.; ср = 75%.
Ответ. 72 = 22,4 т/час.
Задача 2-77. Определить полный объем
дымовых газов, получаемый при сгорании
20 tn торфа состава: Ср = 32,0%; = 3,2%;
Op = 18,l%; Np=l,4%; S*=0,2%; Ар=5,1%
и Wp = 40,0%. За котельным агрегатом RO2=
= 13,0%; О2 = 6,74%; параметры воздуха:
/е = 20°С; #0 = 746 мм рт. ст.; (р = 60%.
Ответ. Vz = 106000 нм3.
Задача 2-78. Определить: 1) полный объем
дымовых газов при сжигании 1 кг веймарн-
ского сланца (II пласт) элементарного состава:
Ср = 30,23%; Нр = 3,55%; Ор= 5,10%; Np =
= 0,01%; SJ = 1,O%; /1^ — 39,84%; СО“ =
= 12,58%; U7P=7,77%, если в дымовых га-
зах содержание RO2 = 13,8%;- О2 = 5,0%;
2) объем окиси углерода. Водяными парами
воздуха пренебречь.
Ответ. 1) Vz=4,8 нм3/кг;
2) Гсо = 0,03 нм3/кг.
Задача 2-79. При производстве ориенти-
ровочных подсчетов было сделано допущение,
что объем сухих дымовых газов, полученный
при сжигании 1 кг топлива, примерно равен
произведению aV0. Определить неточность
расчета и выразить ее в процентах. Состав
сжигаемого топлива: Ср = 20,7%; Нр=2,5%;
Op=l,4%; Np=0,4%; Sp=4,l%; Ар = 49,9%;
СО; = 8,0%; W'*'—13,0%. В дымовых газах
содержание RO2=14,0%; О2 = 4,46%.
Ответ. ДИ=9,5%. Такое расхождение не-
допустимо.
Задача 2-80. В топке сжигается 8 т/час
топлива состава: Ср=26,5%; Нр = 3,2%; Ор=
= 4,7%; Np = 0,l%; SJ = O,7%; Ар=39,3%;
СОг = 10,5%; Wp= 15,0%. Дымовые газы со-
держат в топке RO2=15,0%; О2 = 3,65; пе-
ред воздушным подогревателем RO2=ll,0%;
О2 = 7,26%. Определить объем воздуха, при-
сасываемого на участке между топкой и воз-
душным подогревателем.
Ответ. Ve = 4800 нм3.
Задача 2-81. Под котлом сжигается топ-
ливо состава: Ср=20,7%; Нр = 2,5%; Ор =
— 1,4%; Np = 0,4%; Sp = 4,l%; Ар = 49,9%;
СО; = 8,0 %; Wp=13,0 %. Анализом продуктов
сгорания установлено содержание в них RO2=
= 14,0% и О2=4,83% при полном сгорании.
Определить: 1) удельные веса сухих продук-
тов сгорания при температурах 0, 500 и 1 000° С;
2) объемы двух-и трехатомных газов.
Ответ. 1) V/=o = 1,362 кг/м3;
“ 0,481 кг/м3; yt=1000 =
= 0,292 кг/м3.
2) 14=2,77 нм3/кг; V3=0,45 нм3/кг.
Задача 2-82. Под котлом сжигается смесь
из 5000 кг твердого топлива состава: Ср =
= 80,0; Нр=3,0%; Ор=1,0%; Np = 2,0%;
Sf = 1,0%; Ар = 6,0%; Wp= 7,0% и 40000 юи3
газообразного топлива состава: СО^=Ю,0%;
COm=26,0%; Н" = 4,0; N“=60,0%; IFp = 0%’
В продуктах сгорания содержание RO2=16,0 %;
О2 = 8,0%. Определить: 1) объем сухих дымо-
вых газов; 2) коэффициент избытка воздуха
при сгорании 1 кг смеси.
Ответ. 1) Vc2 = 1,9 нм3/кг;
2) а = 1,83.
2-4. ТЕПЛОЕМКОСТЬ И ТЕПЛОСОДЕРЖА-
НИЕ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
В котельных установках нагрев и охлаж-
дение газов практически происходят при по-
стоянном давлении, равном примерно атмо-
сферному. Поэтому в тепловых расчетах ко-
тельных агрегатов в большинстве случаев
принимают значения объемных и весовых теп-
лоемкостей газов при постоянном давлении.
Значения теплоемкостей, уточненные ВТИ
в соответствии с новейшими данными специ-
ального анализа и рекомендованные в каче-
стве нормалей для тепловых расчетов котель-
ных агрегатов, приведены в табл. 2-4 и на
фиг. 2-1 и 2-2®.
Для облегчения расчетов в табл. 2-5 при-
ведены подсчитанные по этим теплоемкостям
значения удельного теплосодержания газов.
Теплоемкость сухой массы твердого топ-
лива (ископаемые угли, торф и дрова) опре-
деляют (по данным ВТИ) по формуле:
Cm = 0,24-j j Q0Q $>4 удод ккал/кг С,
(2-69)
где V2 — выход летучих горючих, %;
t — температура сухой массы топлива, °C.
Средние теплоемкости горючих газов при
постоянном давлении (по нормам ВТИ) при-
ведены в табл. 2—6.
* В приведенных ниже расчетах, выполненных по
методу ЦКТИ, а также в задачах значения теплоем-
костей газов взяты из таблицы Чернобаева и Живо-
товского[Л. 3]. ...
Фиг. 2-1. Средние объемные теплоемкости воздуха и азота в зависимости от температуры (но нормам ВТИ).
Фиг. 2-2. Средние объемные теплоемкости углекислоты и водяных паров ’в зависимости от температуры
(по нормам ВТИ).
ТАБЛИЦА 2-'
Средние объемные теплоемкости воздуха и газов
в ккал[нм* °C в зависимости от температуры
(по нормам ВТИ)
ТАБЛИЦА 2-5
Удельное теплосодержание газов и воздуха
в ккал[нм3 в зависимости от температуры
(по нормам ВТИ)
/,°С С со а ч с оя С иао ЛЛ t, °C (С/) х соа (СЧ <с% (С/)Н „ llgO (С/)^
0 0,3805 0,3088 0,3116 0,3569 0,3093 0,3150 —
100 0,4092 0,3093 0*3145 0,3596 0,3106 0,3163 100 200 40,9 85,8 30,9 62,1 31,4 63,8 35,9 72,7 31,0 62,4 31,6 63,6
200 0,4290 0,3106 0,3190 0,3635 0,3123 0,3181
300 0,4469 0*3122 О'3240 0,3684 0,3147 0,3206 300 400 134,1 185,1 93,6 125,8 97,2 131,6 110,5 149,5 94,4 127,0 96,2 129,4
400 0,4628 0,3146 0,3291 0,3739 0,3175 0,3235 500 238,4 158,6 166,9 189,8 160,3 163,4
500 0,4769 0,3173 0,3339 0,3796 0,3207 0,3268 600 293,7 192,2 203,1 231,3 194,4 198,2
600 0,4895 0,3203 0,3385 0,3856 0,3241 0,3303 700 350,5 226,4 239,8 274,4 229,2 233,6
700 0,5008 0,3235 0,3426 0,3920 0,3275 0,3338 800 480,8 261,3 277,1 318,8 264,5" 269,7
800 0,5110 0,3266 0,3464 0,3985 0,3307 0,3371 900 468,3 296,7 314,8 364,5 300,4 306,3-
900 0,5204 0,3297 0,3498 0,4050 0,3338 0,3403 1 000 528,8 332.5 352,9 411,5 336,7 343,3
1000 0,5288 0,3325 0,3529 0,4115 0,3367 0,3433 1 100 589,9 368,9 390,3 459,8 373,5 380,9
1 100 0,5363 0,3354 0,3548 0,4180 0,3396 0,3463 1200 651,9 405,6 430,1 509,3 410,6 418,8
1 200 0,5433 0,3380 0,3584 0,4244 0,3422 0,3490 1 300 714,3 442,8 469,0 559,8 448,2 457,2
1 300 О'5495 О'3406 0,3608 0,4306 0,3448 0,3517 1 400 777,4 480,2 508,3 611,4 486,1 495,9
1 400 0,5553 0,3430 0,3631 0,4367 0,3472 0,35.42 1500 840,9 517,9 547,9 663,7 524,1 534,7
1 500 О'5606 О'3453 0,3653 0*4425 0,3494 0,3565 1 600 904,8 555,7 587,7 717,1 562,4 573,9
1 700 969,2 593,8 627,8 771,3 600,8 613,2
1 600 0,5655 0,3473 0,3673 0,4482 0,3515 0,3587
1 700 0*5701 0*3493 0,3693 0*4537 0,3534 0,3607 1 800 1033,9 632,0 668,1 826,2 639,3 652,5
1 900 1098,8 670,5 708,7 881,6 678,3 692,3
1 800 0,5744 0,3511 0,3712 0,4590 0,3552 0,3625 2 000 1 164,0 709,0 749,4 937,8 717*2 732,2
1 900 0 5783 0,3529 0,3730 0,4640 0,3570 0,3644
2 100 I 229,5 745,5 790,4 994,5 756,4 772,4
2 000 0,5820 0,3545 0,3747 0,4689 0,3586 0,3661 2 200 1295,1 786,3 831*8 1 051,6 795,5 812,4
2 100 0,5855 0,3560 0,3764 0,4736 0,3602 0,3678 2 300 1 361,4 825,2 873,1 1 109,0 835,1 852,8
2 200 0,5887 0,3574 0,3781 0,4780 0,3616 0,3693 2 400 1427,3 864,2 914,4 1 164,9 874,5 893,3
2 300 0,5919 0,3588 0,3796 0,4822 0,3631 0,3708 2 500 1 493,5 903,2 956,2 1225,7 914,2 933,7
2 400 0,5947 0,3601 0,3810 0,4854 0,3644 0,3722
2 500 0,5974 0,3613 0,3825 0,4903 0,3657 0,3735
ТАБЛИЦА 2-6
Теплоемкость золы топлива подсчитывается
по формуле С3 = 0,2 4- 0,04 р-Ч ккал/кг °C. (2-70) Средние теплоемкости горючих газов в ккал)нмг °C в зависимости от температуры (по нормам ВТИ)
t, °C Ссо сн. ССНЧ CC,US сс,н*
Если результаты анализа дымовых газов даны в процентах по объему, то средняя объемная теплоемкость сухих продуктов его-
25 0,309 0,307 0,377 0,466 0,450
рания 1 кг топлива может быть подсчитана 100 0,311 0,309 0,386 0,491 0,503
по формуле 200 0,312 0,310 0,419 0,521 0,556
с —22?_ср +^“-с п 4-22г 4- 300 0,315 0,311 0,451 0,546 0,604
сг юо СО, 1 ЮО eOa 1 ЮО СО Т 400 0,317 0,311 0,480 0,567 0,650
+ ia>Co,+ iooCN1+ и т- Л. ккал/нл3 °C, 500 0,321 0,312 0,513 0,584 0,691
(2-71)
где При ориентировочных подсчетах средняя
t'cOa СО2 lzsos SO3 объемная теплоемкость продуктов сгорания
" V ’ юо > ~v ~ “100 * может быть определена с точностью до 4%
сг сг по приближенной формуле
и т. д. для остальных компонентов сухих га-
зов, содержащихся в продуктах сгорания. Сг = 0,323-}- 18- 10_М ккал/нм3 °C. (2-72)
Теплоемкость влажного воздуха опреде-
ляют по формуле
С*е* = С^л 0,0016 • d • CHs0 ккал/нм3 °C,
(2-73)
где d— влагосодержание воздуха, г/кг.
ТЕПЛОСОДЕРЖАНИЕ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
Теплосодержание дымовых газов, получае-
мых при сгорании 1 кг топлива, можно выра-
зить в общем виде формулой
J2—Vfi2t2 ккал/кг топлива, (2-74)
где Уг — полый объем газов, нм3{кг топлива;
Сг — средняя суммарная объемная тепло-
емкость продуктов сгорания при по-
стоянном давлении, ккал/нм3 °C;
t2 — температура газов в любой точке
газохода, °C.
Теплосодержание дымовых газов можно
подсчитывать как сумму теплосодержаний
трех- и двухатомных газов по формуле (нор-
мы ЦКТИ)
КСА= vRo, (СОко. + («к +
+ Ki2o (^)н2о ^^/^2 топлива. (2-75)
Объем трехатомных газов с учетом меха-
нического недожога определяют по фор-
муле
^ROfl 4“ ^SOa--
~ 0,0185 (Ср -f-0,37S_f) -10°100 нж3]кг топлива.
(2-76)
Объем двухатомных газов с учетом меха-
нического недожога q4 определяют по фор-
муле
+ Уо2 = [0,79Z;+0,008 Np +
Н- (az—1)4 ] i0°100 q~ нм3!кг топлива, (2-77)
где Lo—количество воздуха, теоретически
необходимое для сжигания 1 кг топ-
лива, нлР/кг;
Np— содержание азота в рабочем топ-
ливе, %;
az — коэффициент избытка воздуха в со-
ответствующей точке газового трак-
та котлоагрегата.
Объем водяных паров с учетом влажности
воздуха и механического недожога q$ опре-
деляют по формуле
VHs0 = 0,0124 Г (9НР 0,14 М) X
X -{-Wp 1 н^кг топлива. (2-78)
При применении формулы (2-75) теплоем-
кость трехатомных газов CRf) принимают рав-
ной теплоемкости углекислоты, а двухатом-
ных газов CR принимают равной теплоемкости
азота.
В тепловых расчетах котельных агрегатов
по нормам ВТИ теплосодержание газов и воз-
духа определяют по нижеприведенным фор-
мулам, более удобным в случаях, когда задан
коэффициент избытка воздуха.
Сначала определяют удельное теплосодер-
жание сухих газов при а=1
^Ус.Амин ’4г~ ^ROa’^COaH-
+ (VrN)„„w-C ккал/кг топлива °C (2-79)
1 * MUH 1 *
и удельное теплосодержание водяных паров
при а — 1:
( Ki3o)мин КдО “ у 80Л 0,016 Voj X
X (А о ккал/кг топлива °C. (2-80)
Удельное теплосодержание газов при а > 1:
^гСг = ( К. г)лг«н ‘ Сс. г + ( ’ СНаО +
+(a-i)v0-c::+
ДР а ун
+ С ккал 1кг топлива °C,
1 з 100 ЮО '
(2-81)
где аун—процентное содержание золы топлива
в уносе.
При сжигании антрацитов, каменных и бу-
рых углей в пылеугольных топках с горизон-
тальными горелками и бурых углей в шахтно-
мельничных топках аук = 85%; при сжигании
сланцев в шахтно-мельничных топках аун =
= 65%; при слоевом сжигании топлив на ме-
ханических топках аун = 2$%.
Теплосодержание газов и воздуха при
а =1,0:
Ммин — [(К. гХиия'К г "Ь (Що] ’? г ~
к'““/кг топлива, (2-82)
(4)™.=^» ккал1кг топлива. (2-83)
1 Теплосодержание газов и воздуха при
1,0
Л = (Л)лгпн + (а U (ЛХол + Л =
= УгСД\ ккал^кг топлива, (2-84)
JB3 = а ккал/кг топлива. (2-85)
Теплосодержание топлива
100— wp
100
tm ккал]кг топлива,
(2-86)
где tm — температура топлива, °C.
Теплосодержание золы
*4 = Сз ккал/кг топлива, (2-87)
где С3 — теплоемкость золы в ккал/кг топлива,
кот< рую определяют по формуле (2-70).
Для облегчения расчетов и удобства по-
строения /-^-диаграммы обычно сводят в таб-
лицу величины объемов и состав продуктов
сгорания 1 кг топлива и зависимости от коэф-
фициента избытка воздуха, а также теплосо-
держания, определенные по приведенным фор-
мулам. -
Задача 2-83. Под котлом сжигается камен-
ный уголь состава: Ср =58,6%; Нр =4,1%;
ОР =. 3,6 %; Np =0,9 %; SJ =5,5 %; Wp=z 21,5%;
Лр = 5,8%. Содержание RO2 в сухих дымо-
вых газах за воздухоподогревателем при пол-
ном сгорании топлива RO2=ll,0%; (RO2-|-
—О2) = 19,4 %. Температура газов за воздухо-
подогревателем ten = 180° С; температура воз-
духа в котельной ^ = 20° С. Определить ко-
личество тепла, уносимого с уходящими газами
при сгорании 1 кг топлива, в процентах от
низшей теплотворной способности топлива.
Решение. Объем сухих газов при полном сгора-
нии 1 кг топлива
1,866 (С₽ -|- 0,37.Sp)
VC. г ~ Щ =
1,866(58,6 4-0,37.5,5) , Л
=-------—j-j—q------= 10,30 ня?]кг.
Объем водяных паров без учета влаги воздуха
ЭНР-рТРР 9-4,1-1-21,5
1/наО= 80,5 — 80,5 —0,725 нм?! кг.
Полный объем продуктов сгорания от сжигания
1 кг топлива составит:
V2 = Vc г 4- VHaO = 10,30 -j- 0,725 = 11,03 нм^/кг.
Пользуясь данными табл. 2-4 и производя линей-
ную интерполяцию, находим среднюю объемную
теплоемкость для состава сухих газов. При СОь=0
ROj-f- Од -[- N3 = 1ОО*5<4>
U £=0,11-0,42504-0,084-0,3181 4-0,806-0,3104 =
= 0,3236 ккал[н,мг °С.
Количество тепла с уходящими газами будет:
Jyx = (10,30-0,3236 4-0,725-0,3627) (180 — 20) =
= 575 ккал]кг. ~
Применив приближенную формулу (2-72) для опре-
деления средней объемной теплоемкости продуктов
сгорания, получаем:
С = 0,323 4-0,000018-f = 0,323 4-0,000018 (180 4-20) =
= 0,327 ккал^нм9 °C.
В этом случае тепло с уходящими газами со-
ставит:
Jyx = 11,03 0,327 (180 — 20) = 577 ккал}кг.
Легко убедиться, что в данном случае „точная"
и приближенная формула дали практически одинако-
вые результаты, так как разница в 2 ккал’кг, со-
ставляющая меньше 1%, лежит за пределами точ-
ности определения исходных величин.
Задача 2-84. В шахтно-мельничных топ-
ках вертикально-водотрубного однобарабан-
ного котла паропршзводительностыо D —
= 60/75 mjvac, давлением рк = 35 ата сжи-
гается уголь Печорского бассейна состава: Ср=
— 36,8%; Нр = 2,6%; Op=9,9%; Np = 0,9%;
S*=0,5%; Лр = 27,3%; «^=22,0%; Q'=
= 3153 ккал/кг. Потеря тепла от механиче-
ской неполноты сгорания /?4=5,0%.
Коэффициенты избытка воздуха в топке
при входе в конвекционный пучок а^=1,25;
перед пароперегревателем а.пе = ат— 1,25; за
пароперегревателем а*е= 1,30; за водяным
экономайзером алэ = 1,35 и за воздухоподо-
гревателем afin = 1,5.
Построить ./-^-диаграмму для дымовых
газов.
Решение. Для решения этой задачи подсчеты
производим по нормам ЦКТИ, заимствуя из таблиц,
приведенных в этих нормах [Л. 3], значения средних
теплоемкое’ей газов и объемы продуктов сгорания.
Подсчеты сведены в табл. 2-7.
Подсчитанные теплосодержания дымовых газов в
зависимости от их температуры для коэффициентов
избытка воздуха а^ = 1,25; а"е = 1,30; \ э— 1,35; авп —
=ОуХ=1,50 наносим в виде отдельных линий на
фиг. 2-3.
Пользуясь такой диаграммой, можно легко про-
изводить ряд расчетов.
ТАБЛИЦА 2-7
Теплосодержания газов
(к решению задач 2-84 и 4-5 по нормам ЦКТИ)
/, °C >*ОНЛ ССО3’ KicajjHM3 °C Эо глДулл *(ооэ.вомл Л) ей >> CN3. к кал! нм* °C Эо оД Г™ СН3О- ккал1нл!3 °C % 1° О м ОЖ xg Уг.сг, ккал/кг °C R» * £
сГ =1,25
т ’
2 000 0,5864 0,381 1 0,3547 1,281 0,4645 0,268 1,931 3862
1 800 0,5786 0,376 0,3512 1,268 0,4551 0,263 1,907 3 434
1 600 0,5696 0,370 0,3476 1,256 0,4447 0,257 1,883 3012
1 200 о 55Q 0,5466 0,355 ’ 3 612 0,3383 1,222 ‘ Л Ц7С 0,4217 0,248 1,821 2185
1 100 0,5396 0,351 0,3357 1,212 0,4155 0,240 1,803 1 984
1 000 0,5318 0,346 0,3329 1,202 0,4092 0,236 1,784 1 784
900 0,5234 0,340 0,3300 1,192 0,4028 0,233 1,765 1 588
800 0,5139 0,334 0,3268 1,180 0,3965 0,229 1,744 1 394
апе = 1,30
1000 0,5318 0,346 0,3329 1,260 0,4092 0,237 1,843 1 843
900 0,5234 0,340 0,3300 1,249 0,4028 0,233 1,823 1640
800 Н Р£л 0,5139 0,334 Q 7RR 0,3268 1,237 Л £70 0,3965 0,230 1,801 1 441
700 и,ODU 0,5034 0,327 » О,/ОО 0,3237 1,226 и,о/у 0,3902 0,226 1,779 1 245
600 0,4918 0,329 0,3205 1,213 0,3840 0,222 1,755 1 053
500 0,4785 0,311 0,3175 1,202 0,3781 0,219 1,732 866
ав.э~ = 1,35
600 0,4918 0,329 0,3205 1,269 0,3840 0,223 1,812 1 087
500 л лцл 0,4785 0,311 о Q4Q 0,3175 1,257 Л RC1 0,3781 0,229 1,788 894
400 UjOuU 0,4642 0,302 о,УиУ 0,3146 1,246 * UjDol 0,3724 0,216 1,764 705
300 0,4492 0,292 0,3124 1,237 0,3673 0,213 1,742 523
авп- = 1,50
400 0,4642 0,302 0,3146 1,409 0,3724 0,218 1,929 772
300 1 Л лсл 0,4492 0,292 A A7Q 0,3124 1,399 Л 0,3673 0,215 1,906 572
200 > UjVOU 0,4318 0,281 0,3112 1,394 • UjUOD 0,3624 0,212 1,887 377
100 0,4108 0,267 0,3108 1,392 0,3587 0,210 1,869 187
адым— 1 > 55
300 0,4492 0,292 1 0,3124 1,454 ) 0,3673 0,216 1,962 589
200 | 0,650 0,4318 0,281 } 4,655 0,3112 1,449 J 0,588 0,3624 0,213 1,942 388
100 | ) 0,4108 0,267 0,3108 1,447 0,3587 0,219 1,925 192
Так, например, если известны температура газов
по выходе из топки = 1 099° С, температура газов
за первым пучком котла ^ = ^ле = 950°С (конструк-
тивно котел выполнен из одного котельного пучка),
за пароперегревателем температура газов равна тем-
пературе газов при входе в водяной экономайзер
= э = 630° С, при выходе из водяного экономай-
зера и при входе их в воздухоподогреватель
= 398° С и t''n^tyx — 185° С, так как температура
уходящих газов та же, что и при выходе из воздухопо-
догревателя.
По J-Д-диаграмме находим тепло, переданное
дымовым газам отдельными элементами котельного
агрегата, отнесенное к 1 кг топлива^.
1 Получить результат с точностью 1 ккал}кг
можно или аналитическим интерполированием чисел
табл. 2-7, или построением- J-1 - диаграммы (фиг. 2-3)
в масштабе : 1 мм — 1 ккал^кг.
В первом пучке котла
Лк Лг Ле — ( ^г)т Л (^г)т 1пе —
= 1 984 — 1 686 = 298 ккал[кг.
В пароперегревателе
Ле —Ле —Ле = 1 686— 1 110 = 576 ккал[кг.
В водяном экономайзере
Л.э = Ле - К’.э - (уг Сг) 1 110 - 699 =
= 411 ккал’кг.
В воздухоподогревателе
Лп — Ли — Лп “ 699 — 349 = 350 ккал}кг.
Полезное тепловыделение, отнесенное к 1 кг то-
плива:
Qm = Qh • 9™ + Qze = 3 2-30 ккал1кг.
4 С. П. Кашников и В. Н. Цыганков.
ТАБЛИЦА 2-8
Теплосодержание газов
(к решению задач 2-84 и 4-5 по нормам ВТИ)
Зо WHlvVllX ‘fODj Зо гяряля ‘’’ОЭ/ОНд X а? S3 « ^2; cNa» ккал1нмя °C мин cN9’ ккал1кг °C мин И<90’ нм31кг и с гэ s§ мин ^НаО сНаО’ ккал^кг °C , (а — 1)= Да о О «э - ? ~ Со е со Чз Q * rj О Ж Зо 2Я1уШ1И Ъ 9 vz сг, ккал (кг °C Л к кал)кг
a 1,25
т ’
2 000
1800
1600
1 200
1 100
1000
900
800
1 000
900
800
703
600
500
600
500
400
300
400
300
200
100
0,690
0,5820
0,5744
0,5655
0,5433
0,5363
0,5288
0,5204
0,5110
0,690
10,5288'
'0,5204
.0,5110
0,5008
0,4895
0,4769
0,690
0,4895
0,ч769
0,4628
0,4469
0,690
0,4628
0,4469
0,4290
0,4092
0,4021
0,396
0,390
0,375 .
0,370.
0,365!
0,359
0,353’/
0,365'1
0,359
0,353)
0,346-
0,338.
0,329)
0,338
0,329
0,319
0,308
0,319'
0,308
0,296
0,282
0,3545
0,3511
'о,3473;
2,88 [0,3380
0,3354
[О,3325!
)0,32971
[0,326б[
I t
10,3325;
0,32971
9 оо 0,3266
z,o& 0,3235
0,3203
0,3173,
1,022
1,012
1,001
0,974
0,967
0,958
0,950
0,941
0,9581
0,950.
0,941
0,932
0,923
0,914
0,623
0,4689
0,4590
0,4482
0,4244
0,4180
0,4115
0,4050
0,3985
0,292
0,286
0,279
0,264
0,260
0,256
0,252
0,248
0,25
[0,3661
;0,3625
0,35871
)0,3490.
0,3463
0,3433
!о,34ОЗ
[0,3371
3,65
0,334 2,049 4 099
0,331 2,025 3 645
0,327 1,998 3 196
0,318 1,932 2 318
0,316 1,913 2 104
0,313 1,893 1 893
0,310 1,872 1 685
0,307 1,850 1 480
10,3203'
9 оо 0,3173'
о,314б[
0,3122
0,923
0,914
0,907
0,900
апе=1’3
10,4115
[0,4050
n соо 0,3985
u’bZZS|0,3920
0,3856
|О,3796
0,3856
П ООО 0,3796
и’ ,0,3739
|0,3684
%л = 1.5
0,256
0,252
0,248
0,244
0,240
0,236
0,3
,0,3433
*0,3403
10,3871
10,3338
0,3303
[0,3268
3,65
0,376
0,372
0,369
0,366
0,362
0,358
1,955
1,934
1,911
1,887
1,8СЗ*
1,838'
1 955
1 741
1 529
1 321
1 118
919
2,88
0,3146
0,3122
0,3106
0,3096
0,9071
0,900|
0,895!
0,892|
0,240 а
0,236) I п ос-
0,233; (
0,230 J
0,3303 '
0,3268 I
0,3235 [
0,3206 J
3,65
0,422'
0,417
0,413
0,409
1,923
1,897
1,872
1,856
1 154
949
749
554
0,233,
10,3799 0,233,
0,3684' 0,230
.0,3635.
.0,3635, 0,22(
|0,3596| 0,226
0,5
0,3235
0,3206
'0,3181
[0,3163
3,65
0,590 2,05 820
0,585 2,62 607
0,580 2,00 400
0,577 1,98 198
а" —1,55
OolM 9
300
200
100
0,4469 0,308
0,6900,4290 0,296
0,4092| 0,282
10,3122
2,88 0,3106
|0,3096
0,900
0,895
0,892
0,230'
0,226'
10,3684
0,623'0,3635
[0,3596, 0,225[
0,55
Ю,3206
0,3181
|0,3163
3,65
0,643 2,081
0,6381 2,056
0,635| 2,033
624
411
203
Пользуясь /-/-диаграммой, можно легко
определить теоретическую температуру го-
рения.
Для этого по оси ординат откладываем
величину Qm = 3 230 ккал/кг топлива. Затем
проводим горизонтальную линию до пересече-
ния ее с кривой ат = 1,25; из точки пересече-
ния опускаем вертикальную линию до пере-
сечения ее с осью абсцисс, на которой нахо-
дим величину теоретической температуры
горения tm = 1 705° С.
Аналогично можно составить табл. 2-8
теплосодержаний по нормам ВТИ и построить
J-Т диаграмму (фиг. 2-4),пользуясь данными
4*
табл. 2-4 и соответствующими величинами
объемов газов.
Задача 2-85. Продукты сгорания 1 fca топ-
лива содержат в процентах по объему: СО2=
= 13%; О2=6%; N2 = 79%; Н2О = 2%.
Определить среднюю объемную тепло-
емкость дымовых газов при температуре 600° С
и постоянном давлении.
Значения средних теплоемкостей газов
взять по нормам ЦКТИ.
Ответ. Сг = 0,345 ккал/нм? °C.
Задача 2-86. Определить среднюю объем-
ную теплоемкость влажного воздуха при тем-
1еплосодержание зазову J икал/кг
пературе tB3 = 270° С и влагосодержании его
dB3 — 10 г\кг при постоянном давлении.
Ответ. С*з = 0,319 ккал1нм3°С.
Задача 2-87. Построить семейство кривых
(/-/-диаграмму) теплосодержаний дымовых
газов, получаемых при сгорании 1 кг подмос-
ковного угля состава: Ср=30,5%; Нр=2,3%;
Op=9,2%; Np=0,9%; S^ = 2,6%; Ар = 21,5%
и 1Гр=33,0%. Кривые строить по нормам
ЦКТИ для различных значений коэффициента
избытка воздуха в следующих интервалах
температур:
д ля — 1,25 в интервалах 2 000, I 800 и т. д, до 800° С
» апе — 1,30 ,, „ 1 000, 800 „ „ „ ,, 500° С
» ав. э — 1 >35 » 800, 500 „ „ „ „ 300= С
,, 500, 200 „ „ „ „ 100° С
Задача 2-88. Под котлом сжигается челя-
бинский уголь состава: Ср = 33,3%; Нр—
= 2,4%; Np = 0,8%; Op=8,4%; S^ = 0,7%;
UZ/J=-24% и Др=30,4%. Тепловые потери
^4=2,3%; ^з=1,5% и <75 = О,5%.
Коэффициенты избытка воздуха по газо-
ходам: в топке ат= 1,25, за перегревателем
але=1,27, за экономайзером II ступени
(«е э)Псяг = 1,32, за воздухоподогревателем
II ступени (пс„)П ст = 1,33, за экономайзером
I ступени (сГ зУ1,39; за воздухоподогре-
вателем I ступени (а n),cm= 1,43.
Температура уходящих газов Тух— 180° С,
температура холодного воздуха /вз = 30°С,
температура горячего воздуха А, е = 356°С.
Определить по /-/-диаграмме теоретиче-
скую температуру горения и те температуры,
при которых теплосодержания газов одина-
ковы, если известно, что в газоходе перегре-
вателя температура газов составляет Тпе~
= 675°С. Расчет произвести по нормам ВТИ-
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ И КОЭФФИЦИЕНТ
ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ
3-1. УРАВНЕНИЯ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
Уравнения теплового баланса на 1 кг из-
расходованного топлива могут быть выражены
в абсолютных величинах — килокалориях
на 1 кг топлива или в относительных вели-
чинах—в процентах от QPH.
В первом случае уравнение имеет вид:
Q Р =(Q1 “h Q2 4" Q4 Ч- Q5— Qe) ккал,кг\
(3-1)
во втором случае оно имеет вид:
100% =(#14-#2-|-(73-|-#4-]-(7s±z#6). (3-2)
Величина Qj представляет тепло, затра-
ченное на превращение в пар подаваемой
в котел воды, и определяется по формуле
Q1 — £ [(Ае *л.в)+ D Z«.b)]4“
* В % ) “Ь £ св^вз ^з\ В
(3-3)
где ^(ine— ins) — тепло, полученное выраба-
тываемым котлом перегре-
тым паром, ккал) кг;
d
— int) — тепло, затраченное на на-
гревание продувочной во-
ды, ккал/кг;
~1Г Ке — 1пе\т —тепло отборного пара тур-
бин, подогреваемого во вто-
ричном газовом паропере-
гревателе котла (промежу-
точный газовый перегрев),
ккал)кг;
(iH — inв) — тепло, полученное отдавае-
мым на сторону насыщен-
ным паром, ккал/кг;
^{i0' — i') — тепло отходящих газов,
используемое для подогрева
воды (в количестве De кг),
идущей затем на другие
цели, ккал/кг;
~Bce3{t"3— О~тепло воздуха, подогревае-
мого в котельной установке
и используемого в дальней-
шем для посторонних це-
лей (сушка, отопление и
т. д.), ккал]кг.
Величина Q2 представляет потерю тепла
с уходящими газами, которую определяют
по формуле
а2=[^-сг)ухту-уоаух(в,]
-^(^-597) + г„, (3-4)
где W$(i$—597) — разница между количеством
тепла, вносимого в топку с
дутьевым паром или паром
для распыпивания жидкого
топлива, и теплосодержанием
пара, покидающего уста-
новку;
im — теплосодержание топлива.
В условиях эксплоатации котельных уста-
новок потери тепла с уходящими газами в
процентах от Qp с достаточной для практики
точностью можно определить по упрощенной
формуле
?2 = (К^+С)Ц^(3-5)
где /<=3,5 + 0,02 Wn-
С — 0,35 + 0,055 П7л(для антрацитов и то-
щих углей);
С = 0,49 + 0,55 IT" (для пламенных и бу-
рых углей и для мазута);
С— 0,8+0,052 Wn (для торфа и дров);
Wn — приведенная влажность топлива:
ТАБЛИЦА 3-1
Потери от химической неполноты горения
Род топлива
Чз. %
Камерные топки
uyc — UZ'.lOOO 0/
w ^~оГ/о-
Для грубых подсчетов хорошие резуль-
таты дает также формула
(3’6)
где у— коэффициент, зависящий от рода сжи-
гаемого топлива; он равен 0,79 для
дров; 0,78 для торфа; 0,68 для сухих
углей; 0,655 для газовых и кузнечных
углей; 0,66 для коксовых углей; 0,67
для тощих углей; 0,70 для антраци-
та; 0,56 для нефти; 0,73—для бурых
углей.
Величину Q3—потерю от химической не-
полноты сгорания—определяют при обработке
результатов испытаний по формуле
П __ КР (56,6 СО + 48 Н2 +156 СН4) ,
- (RO2+CO + CH4) ккал1кг. (3 /)
При тепловом расчете агрегата пользуются
величиной qs, установленной опытным путем
или же заимствованной из табл. 3-1.
Потери тепла от механической неполноты
сгорания при сжигании топлива в слое опре-
деляют по формуле
Q4 — Q4 + Qp+Q4 — QWJ1 + grlpQnp\
+syHQyH — gUUi -100- 0шл + gnp -10q- Qnp +
<3-8)
где 0%л , Q”p, Q%K — соответственно потери
от механической непол-
ноты сгорания с шла-
ком, провалом и уносом,
кал[кг топлива;
£шл, ёпр> ёУн ~ соответственно вес шла-
ка, провала и уноса, при-
ходящийся на 1 кг сож-
женного топлива;
Q* t QyH—теплотворная способность
шлака, провала и уноса,
ккал/кг;
Антрациты ............................
Каменные угли 25%.....................
Каменные угли 25%.....................
Бурые угли............................
Подмосковные угли.....................
Бурые угли в шахтно-мельничных топках . .
Сланцы в пылеугольных топках..........
Сланцы в шахтно-мельничных топках . . . .
Фрезерный торф........................
Мазут и природный газ в неэкранированных
топках ...............................
Мазут и природный газ в экранированных
топках ...............................
Доменный газ..........................
Слоевые топки
Антрациты..............................
Каменные угли..........................
Бурые угли.............................
Торф . . . .
Щепа...................................
Бурые угли в наклонно-переталкивающих
топках ...............................
Каменные угли в наклонпо-переталкиваю-
щих топках............................
Бурые угли в ручных топках.............
Антрациты в ручных топках -............
Дрова в ручных топках .................
Торф в ручных топках...................
0,0
0,5
1,0
1,0
0,5
1,5
1,0
2,0
2,0
1,5
2,0
3,0
0
0,5
1,0
1,5
3,0
1,5
3,0
3,5
2,0
3,0
3,0
Сшл, @пр> — содержание горючего в
шлаке, провале и уно-
се, %.
Эти величины обычно дают условно пе-
ресчитанными на углерод с теплотворной спо-
собностью — Qznp = Q‘ = 7 800 ккал/кг.
Величины провала и уноса должны удов-
летворять следующему уравнению эолового
баланса:
о- ^4 +д А + ps‘e A3'°-i-a'm'PAmP
= в SnPAnP^St“* ш^^ун^ун^ун^ун
(3-9)
Ар
где — количество золы, поступившее
в котельный агрегат с топливом,
кг/час;
— количество золы, выпавшей с
провалом в эоловые воронки,
кг}час’,
100
—ioo------количество золы, выпавшей в эо-
ловые воронки со шлаком, кг1ча&,
— ——-------количество золы, выпавшей с
уносом, попавшим в эоловые во-
ронки, кг]час;
• количество золы, унесенное из
агрегата в дымовую трубу, кг!час.
При тепловом испытании котла g^A^P
определяют или сложным и трудно выполни-
мым отбором проб уноса из газов с неизбеж-
ным при этом снятием поля концентраций
по всему сечению газохода, или часто более
простым путем по разности. В последнем слу-
чае величину g™y А™* определяют следующим
образом.
Находят сначала путем анализа средней
пробы уноса A™* , т. е. процентное содержа-
ние золы в уносе, а затем, пользуясь форму-
лой (3-9), подсчитывают g™?— вес этой золы
на 1 кг топлива.
При тепловом расчете котлоагрегата зна-
чения содержания горючих и золы в очаговых
остатках берут из табл. 3-2—3-4.
ТАБЛИЦА 3-2
Р. Н. ВТИ-36
Потери от механической неполноты горения
(камерные тоцки)
Тонкость помола
Тип топки Вид топлива Остаток на сите 70
Rm %
Пылеугольные Антрациты, камен- ные и бурые угли 4,0-|-0,5 V2
Шахтно-мель- Бурые угли 15-}-И
ничные Сланцы 50
Фрезерный торф 60
Тип топки Вид топлива Содержание горючих, %
в уносе в шлаке
Пылеугольные Антрациты и ка- менные угли 25—0,5[/г 1
Бурые угли 1,0 0,5
Сланцы 3 1
Шахтно-мель- Бурые угли 2,5 0,5
ничные Сланцы 2 3
Камерные топ- ки с предва- рительной подсушкой Фрезерный торф 4 10
Продолжение табл. 3-2
Золовой баланс (гранулированное шлакоудаление)
Тип топки Вид топлива Содержание волы топлива, %
в шлаке в уносе
Камерные 44 ашл j Антрациты, камен- ные и бурые угли Фрезерный торф Расчетная форму сг с2 4- а ' 15 10 ла я \ 78/ 85 90 1Р
D°— сшл ун 100— сг / QP /0- ун / к ТАБЛИЦА 3-3 Р. Н. ВТИ-31
Потери от механической неполноты горения
(слоевые механические топки)
Тип ТОПКИ Вид топлива Содержание горючих, %
в про- вале сг пр в шла- ке сг шл в уносе сг Уч
। Антрацит АС . . 65 25 25
Спекающиеся ка- менные угли ти- па Г 20 10 25
Цепная Неспекающиеся каменные угли типа Д .... 20 9 30
решетка Бурые угли типа челябинского . 21 9 20
Торф кусковой . 10 4 20
Торф кусковой в смеси с фрезер- ным 12 4 25
Щепа 10 — 20
Наклонно- переталки- . Бурые угли типа челябинского. . 15 10 20
вающая топка Бурые угли типа подмосковного . 15 10 15
Золовой баланс
Тип ТОПКИ Содержание золы топлива, %
в провале апр в шлаке ашл в уносе аун
Цепные беспровальные решетки 4 76 20
Цепные решетки с обыч- ными колосниками; сортированное топ- ливо 8 72 20
То же — мелочь .... 15 55 30
Наклонно-переталкиваю- щие топки типа Зей- бот 5 75 20
То же типа Каблиц . . 15 65 20
Потери от механической неполноты горения
Физическое тепло шлаков, провала и уноса
шл
1С0—сгшл
I пр
100— с
г
пр
\1ЬЛР
ТАБЛИЦА 3-4
Потери от механической неполноты горения
(слоевые ручные топки)
Потери со шлаком
Вид топлива Тепловое напря- жение решетки Q тыс ккал Потери со шлаком, %
R яУчас
Каменные угли . 700—1 000 9Г = = 800- АР QP н
Бурые угли рядо- вые 500—900 9Г = 1,2- R ар_ QP Н
То же сортиро- ванные .... 500—900 9^ = АР QP н
Антрациты сорти- рованные . . . 750—1 000 94 л- 1 000 АР QP~ н
Потери с уносом
Qf=Ql,+Q?P+C 0-ю)
При удалении золы или шлака в твердом
виде, если пренебречь теплом, вносимым
в топку с топливом,
$4 — ёшл сшл 1ШЛ + £Пр спр ^пр~^~
+ gyH сун tyH ккал^кг. (3-11)
Для факельного сжигания и удаления
шлака в жидком виде
Q4=gmAc^
I
шл
+ Тш^ +
+ ёуп сун tyH ккал}кг, (3-12)
— — тыс. кка,г[л& час
Вид топлива Вертикальные котлы Шухова и жаротрубные котлы К Водотрубные котлы и жаро- трубные с вы- носной топкой К
т 10 8
ПС Каменные угли л 6,5 5 5 4
ПЖ 2,5 3
Бурые угли 4,0 5,0
(АП, АК 4,5
Антрациты < АМ, АС 6,0
(АРШ, асш 8,0
Потери с провалом
Для всех углей 94₽=:0,3%.
откуда
где гшл— теплота плавления шлака. Потеря
с провалом в этом случае отсут-
ствует.
В связи с потерей от механической непол-
ноты сгорания уменьшается количество горю-
чих элементов топлива.
В расчетах при проектировании суще-
ствуют два способа, учитывающие поправку1
на это уменьшение. По первому способу при-
нимают, что горючая часть очаговых остат-
ков состоит из углерода. Количество не-
сгоревшего углерода может быть в этом случае
определено из уравнений
Q4=^-8100,
△с _ 8 100 ;
тогда
Кр=-Ср—AC4-0,368S*. (3-13)
Суммарная потеря от механической неполноты горения
94 = + ^4 К + ?4Г- Дрова 94 — 1»5%
Торф 94= 2,0%.
По второму способу, принятому ВТИ, счи-
тают, что горючая часть шлака и золы имеет
такой же состав, как и топливо, и Q‘O2 =
= QCH; тогда объемы и теплосодержания про-
дуктов сгорания следует
В случае сжигания многозольных топлив
необходимо при сведении баланса и опреде-
лении Q4 учитывать потерю с физическим
теплом очаговых остатков.
чину
100 — 94
100
умножать на вели-
1 В случае обработки данных испытания см. § 3-2-
ВТИ рекомендует во всем проектном ра-
счете кроме составления баланса тепла вместо
израсходованного топлива В принимать всюду
расчетное Вр или фактически сгоревшее то-
100 — ^4
пливо, причем Вр = В —.
Все эти приемы условны, практически
одинаково точны, но последний при выполне-
нии расчетов наиболее прост.
Потеря тепла в окружающую среду Qs
может быть определена специальными опы-
тами на мазуте, как остаточный член тепло-
вого баланса или замером температур внешних
поверхностей агрегата. Обычно величиной q5
задаются по аналогии с установками, для ко-
торых эта величина уже определена.
Коэффициент полезного дей-
ствия брутто котельного агрегата
^=§100=?1% (3’14)
или
Чбр - 21 = 100—( 2з + <к + Я4 4- 2s) % • (3-15)
Подставляя значение Qb получим:
Величина
_ 1 D_ д .
QP В ^У '
D __~^бр^н __ w
В Му в
(3-16)
(3-17)
называется видимой испарительностью топлива.
Для сравнения различных котлов иногда
пересчитывают эту испарительность по нор-
мальному пару:
= (3-18)
Коэффициент полезного действия установки
нетто
Осл
—'Ч.; (3-19)
здесь —доля расхода тепла на собствен-
ные нужды—может быть представлена в сле-
дующем виде:
^СЛ^СЛ I
Д11-=—м ~ (3’20)
тде i— полная теплота пара, идущего на
служебные нужды, ккал\
— суммарный расход электроэнергии
двигателями собственных нужд ко-
тельной, квтч\
b — удельный расход топлива на элек-
тростанции, кг/квтч (брутто);
В — часовой расход топлива в котельной,
кг/час.
3-2. МЕТОДИКА УВЯЗКИ ТЕПЛОВЫХ
БАЛАНСОВ ПРИ ИСПЫТАНИИ
КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
Наличие в очаговых остатках, шлаке, про-
вале и уносе некоторого количества недовы-
горевшего топлива требует увязки теплового
баланса, составленного вначале без учета
механического недожога, путем уменьшения
тех его членов, которые зависят от объема
продуктов сгорания.
Для увязки подсчитанного теплового ба-
ланса по методу скидок на углерод необхо-
димо произвести следующие расчеты:
1. Определить величину АСР по формуле
Q"
△с 248100
и исправленного значения Ср по формуле
Cf=Cp—АС₽
2. Заново решить все расчетные уравнения
теплового баланса, в которые в явной или
скрытой форме входит величина Ср.
3. Заново определить потерю Q4.
После проведения увязки вытекает необ-
ходимость вторичной увязки. Для этого на-
чинают с пересчета величины АСР и продол-
жают его до получения желательной сходи-
мости.
Методика увязки балансов по углероду
является более сложной и длительной и не
гарантирует полной точности, так как горючая
масса очаговых остатков содержит в себе не
только углерод, но и все остальные элементы
горючей массы топлива [Л.4].
Для облегчения этих подсчетов ВТИ пред-
ложил другой метод увязки баланса при учете
механического 'недожога. По этому методу
принимается, что все составляющие элемен-
тарного состава топлива, за исключением
влаги, попадают в провал, шлак и унос,
причем уменьшение соответствующего про-
центого содержания каждого элемента топ-
лива происходит пропорционально суммарной
потере от механического недожога, т. е.
100 — ^
2--^2 ICQ ’
, -о„—•
3—^3 1С0
(3-21)
^4 ~Чн ЮО •
При увязке меняются три члена баланса
тепла: Q2. Q3 и Q4. Сумма их до увязки и по-
сле увязки должна быть постоянна, т. е.
Qz + Q3 + Qa — Q2 + Q3 ~Ь Q4
ЙГЛИ
Qz + Q3 + Q4 ~[ (o,54(R04-b СО) Сс.г. Н-
_|_ с ^(Т __t') ] —° ~g4 I
’ 80,4 ел/k У* в f J 100
lFp+0,1293 V'd
+-----8074^‘Л--и +
+ $з^^+$р^ккал1кг-, С-З-22;
здесь
Методика увязки, предложенная ВТИ,
является более простой, так как не отнимает
много времени для пересчетов и по точности
не уступает методу увязки по углероду.
Задача 3-1. Под котлом паропроизводи-
тельностью 125 т/час сжигается в пылевид-
ном состоянии антрацитовый штыб состава:
€'' = 72,47%; 1^=2,0%; N₽ = 0,55%; Ор =
= 1,74%; Sj=l,54%; Г''=6,0%;^=15,70%.
Составить тепловой баланс и определить
к. п. д. установки брутто и нетто, если из-
вестны следующие данные:
QPH — 6 221 ккал/кг
Часовой расход топлива В= 11990 кг/час
Количество пара, снимаемого с котла,
D ~ 95 480 кг/час
Температура перегретого пара 7^=395° С
Давление пара за пароперегревателем
рпе — 32 ати
Теплосодержание питательной воды =
= 139,5 ккал/кг
Температура газов за воздухоподогрева-
телем Тух = 196° С
Температура воздуха перед вентилятором
7е' = 24°С
Влагосодержание воздуха, вносимого в
топку, de= 10 г/кг
Содержание за воздухоподогревателем
RO2—10,53%
Содержание за воздухоподогревателем
(R02+02) = 20,05%
Количество попавшего в золовые воронки
шлака Gmjt = 171,6 кг/час
Количество попавшего в золовые воронки
I уноса G\'H — 126,2 кг/час
Количество попавшего в золовые воронки
II уноса —443,5 кг/час
Зольность шлака Л^=96%; уноса Лун=
= 48,5%; уноса Д”к = 46,5%.
Содержание золы в шлаке в процентах от
содержания ее в топливе ашл = 8,73%; то же
в I уносе а\н = 3,25%; то же во II уносе
п“к= 10,95%; то же в уносе в трубу а™р =
= 77,07%.
Теплотворная способность:
шлака Q^=304 ккал [кг
I уноса Q*kI = 421 ккал/кг
II уноса Qj,Ku = 429 ккал/кг
уноса в дымовую трубу QJ^=243 ккал/кг
Суммарный расход электроэнергии двига-
телями собственных нужд котельной S7V=
= 1 190 квпгч
Удельный расход топлива Ь — 0,0 кг/квтч
(брутто)
Расход пара на служебные нужды DCJl —
= 500 кг/час
Давление пара, расходуемого на собствен-
ные нужды, д. = 5 ата.
Решение. Полезно использованное тепло в ко-
тельном агрегате J
_ D . „ ,, _ 95 480
Ql — ~еГ ^пе “ z/ie) — 11 990
X (706,6 — 139,6) — 4 989 ккал/кг
или в процентах от Q?:
1 Теплосодержание перегретого и насыщенного па-
ра см. таблицу, помещенную в приложениях.
„ 4989 л
91— "Обр— г)Р 180 — 6 221 ЮО—80,19%;
^сл Уел ~ ^пв) j Ь - _
Д,,“ =-----BQf ~+~В---------------
500(656,4— 139,5) ,0,6-1 190 л л
11 990-6 221 + 11990 “ 0,00346 +
+ 0,00546 — 0,0089.
Коэффициент полезного действия установки нетто
Осл
= Ч>Р - ~^р = = 0,8019 - 0,0089 = 0,793.
Из уравнения эолового баланса находим вес уноса
в трубу g™P;
АР 0^' ® Л^- ® 0 А &3' в лЗ. В
Л «ияГЧи! — ёшллшл &v«ll+«Ц
f^Tlp - -—---—--------- ----------------------
&УН ~~~ АтР
Jн
15,7 — 0,0105-3,25 — 0,0143-8,73 — 0,037-10,95
— 77,07 —
= 0,197 кг'кг,
где
„з. в _ G yH\--126»2. _ Q 01Сб.
SyHi-----в-----И 990 — u>uw°’
GWJ! 171,6
ёшл-------£-----и 990 —0.0143;
„з. е _____
fij'HlL — в~
443,5
11 990
0,037.
Потери тепла от механической неполноты сгора-
ния выявляем почленно.
1) Потеря с золой, попавшей в золовые воронки
0-й унос):
ОлР = SnpQnp = 0,0105-4210- 44,2 кка ^кг-
апР — 100 = 0,71%.
44 6 221 7
2) Потеря со шлаком
QV = ёшАл = 0,0143-304 = 4,4 ккал[кг.
3) Потеря с золой, попавшей в золовые воронки
(П-й унос):
4) Потеря с уносом в дымовую трубу
(Q^P = g™PQyH = 0,197 - 243,0 = 47,9 ккал[кг-,
„„ 47,9-100
(Я&тр “ 6 221 ““ 0>77%-
Суммарная потеря от механической неполноты
горения
Q4 = + (О$н)тР = 44,2 + 4,4 4-
+ 158,6 + 47,9 = 255,1 ккал[кг
или
Qi 255,1
94 = Si00 = 622r100 = 4.I0%.-
94 = q”P + fl* 4 (94)3- ° 4 (qJmP = 0,71 4 0,07 4 2,55+
+ 0,77 = 4,10%.
Для определения величины ф2—потери с уходя-
щими газами — предварительно найдем величины, вхо"
дящие в уравнение (3-4)
уР — Ср + 0,368Sf = 72,47 + 0,368 1,54 = 73,0%;
Нр — 0,126 • Ор + 0,04Np
0 — 2,35 —-------------------- =
20—0,126-1,74 + 0,04-0,55
= 2,35------------уотг-----------=0,057.
Содержание СО в газах за воздухоподогревателем
СО = [(21-0 ROa) - (RO2 + О2)] =
I ' 0,35
ад40Д57 (21 - 0,057-10,53 - 20,05) = = 0,53%.
Коэффициент избытка воздуха за воздухоподо-
гревателем
аух---
79
1
СО
О2 — 2
1 21* (100— ROa— Og— СО)
1
79 (9,52 — 0,265)
21 '(100—20,05 — 0,53)
Количество воздуха, теоретически необходимое
для сжигания 1 кг топлива (для рассматриваемого
случая, когда S°6 0,3%):
($4 н}3'в = ^QyH = 0.037 • 4 290 = 158,6 ккал}кг-,
( vh>.3. в _ 158,6-100
(94 ) — 6 221
= 2,55%.
Vo = 0,089Ср + 0,266Нр 4 0,0457Sp — 0,0330р =
= 0,089-72,47 + 0,266-2,0 4 0,0457-1,54 — 0,033-1,74 =
= 6,95 нм^{кг.
Средняя объемная теплоемкость в интервале тем-
ператур от 0 до Т (от 0 до 196° С):
RO3 ( СО ( О2 N2
г ^ro/ юо "гСсо Joo г СОз Уэд 4 10Q —
0,423 • 10,534 0,3106 • 0,53 4- 0,319• 9,52 4 0,3106 • 79,42
— 100 —
= 0,3239 ккал} нм? °C;
Свп =0,364 ккал'нм? °C.
Подставляя найденные величины в уравнение для
Q>, получим:
Г ( 73
Ц 0,54(10,53“+0,53У °-3239 4~
, 9-2,04 6,04-0,1293.6,95-1,78-10
+ ' 80,4 .-----------°’364; ]186 -
— 6,95-1,78-24,0-0,317 = 811,1 — 94,1 =
= 717,3 ккал[кг\
Q> 717,3
92 = ЮО = ^22j- 100 = 11,53€/о.
Потеря тепла от химической неполноты сгорания
гг СО 73,0-0,53
Qs — 56,Сk • a,j2 со = 56,6 (10>53_|_ 0>53) —
= 198 ккал1кг\
198-100
9з — 6 221 —3>18%
Суммируя составляющие баланса, получим:
4i + 92 + 9з 4- 94 = 80.19 4- 11,53 4 3,17 4 4,10 = 98,99%.
Следовательно, потеря в окружающую среду
равна
95 = 100 — 98,99 = 1,01%,
что хотя и несколько выше принимаемых значений дъ
для котлов этой мощности, но, учитывая точность
измерения исходных величин, можно считать вполне
приемлемым. В этом балансе тепла потери 92, q3 опре-
делены без поправки на 94. Для введения этой по-
правки необходима дополнительная увязка баланса,
которая может быть проведена двумя методами: по
горючей массе и по углероду.
Сначала произведем увязку баланса по горючей
'массе, для чего найдем значение величины q4 из
уравнения
Г/ }<Р
<?2 + Qs 4- Qi — р о,54 (Ro2_|_ СО) +
ЭН* 4 0,129314 d \] т 100 —94
"Г 80,5 вп) ух 100
П/Р . 100—9/
ЮО — q4
100
4 гр g4 •
100>
Qz 4- Qs + Qi — ( о 54 (10,53 4 0,53) 0,3239 +
, 9-2,0 4 0,1293-6,5-1,78-10 Q ggA ] 1Q6 100 ~ 94 _
80,4 100
к 100 — q4
= _E_ 0,364 -196 — 6,95 • 1,78 - 0,317 • 24,0-4
80,4 100 1
4198—° 94 4 6 221 J?*
100 100
Произведя некоторые преобразования, получим:
116 470 — 80 560 4 9 400 — 19 800 = 9494' — 805,694 —
— 19894' 4- 622I94
или
25 514 = 5311,494';
, 25 514
?4 — 5311,4’ ~ 4,80/°-
После определения q4 найдем уточненное значе-
ние потерь с учетом найденной потери от механиче-
ской неполноты сгорания:
, 100 — 94 „ , , 100 — 94'
% = 717-3 ~кх=+5'3 - 94J —юЛ=
= 717,3-0,952 4 5,3 — 94,1-0,952 = 598,4 ккал/кг
или в % от
Q2 598,4
9г — qp 100= g 221 ' ЮО ~ 9,62%.
Потеря от химической неполноты сгорания Q%
с учетом поправки на механический недожог
Q'3 — 10°1~^4 ~ 198-0,952= 188,5 ккал!кг-,
9' = £3_ 100= 188,5 • 100 = 3,03%.
3 QPH 6 221
Уточненная потеря от механической неполноты
сгорания
Q ' = _н = 6^21-4^ __ 29g 6 ккал!кг.
^4 100 100
Уточненный баланс тепла установки будет:
914- 9а 9з + 94 4~ 9б ~ 80»19 4~ 9-72 4- 3>93 4- 4>8 4-
41,0 = 98,74,
т. е. имеем невязку 1,26%, на которую следует увели-
чить 94 и повторить подсчет наново.
Для сравнения произведем увязку баланса по
углеродному методу. За исходную величину 94 для
увязки возьмем значение подсчитанной нами потери
от механической неполноты сгорания ^ = 4,10%:
Нр — 0,1260^4-0,04N₽
Г = 2,35-----------------------=
= 2,35
2,0 — 0,126 • 1,74 4- 0,04 - 0,55
69,89 “
где
Кр'= КР _ q — 73,0 — 4,10 6_?2±= 73 — 3,15 =
74 8 100 8 100
= 69,89%.
Новое значение СО':
СО' = [(21 - p'RO2) - (RO2 + О2)] -
= 0,6+кб59(21 “ °’059‘10’53 ~ 2°’°5) = 0’5О/о-
Коэффициент избытка воздуха aJ)v по новому зна-
чению СО'
1 1
аТл— 79 (О2 — 0.5СО)— 79 (9,52 — 0,25) ~
1 — 21 N2 1 — 21 (100-20,05 — 0,50)
= 1,78.
Находим Qs :
, , СО 56,6-69,89-0,50
Q3 — 56,6К (Rq2 + C0)— (1Oj53_|_o,5u) ~
= 179,5 ккал [кг
или в % от Qp:
, (?3 179 5
?й — qp — g 221 1" ~ 2>88%.
I/J = 0,089-69,32 -р0,266-2,0 4-0,0457-1,54 — 0,033-1,74 =
= 6,71 нм^/кг.
Потеря с уходящими газами (Q2 и q'^
Qz " L\ °’54 (RO2 -t- CO) Cc. *+
9HP 4- Wp 4-0,1293 xd
80,4 -
ух ^0аух^в^в —
/ 69,89
^"0754(16,53 4-0,50) O’337
9• 2,0 4-6,0 4-0,1293 -6,71 • 1,78 10
4" 80,4 °’364
-196—
— 6,71 • 1,78 - 24,2 - 0,317 = 745 ккал[кг
или в % от Qp:
i 745
q2— qp 100 — 6 221
100= 11,91%.
Определяем q[ как остаточный член теплового-
баланса
q[ = ЮО—80,19— 11,91 — 2,88— 1,00 = 4,02%,
что дает невязку первого круга приближения
4,1 — 4,02 = 0,08.
Как видим, баланс увязывается по углеродному
методу несколько точнее, чем при увязке по горючей
массе, где невязка получилась равной 1,26%. Но раз-
ница между невязками невелика, что говорит о равно-
ценности в смысле точности обоих методов увязки.
Задача 3-2. Определить к. п. д. брутто и
нетто вертикально-водотрубного котла поверх-
ностью нагрева 1500 м2, под которым сжи-
гается в пылевидном состоянии антрацитовый
штыб следующего состава: Ср = 73,04%; Нр=
=1,16%; Np = 0,4%; Ор= 1,09%; Ар= 19,45%;
—4,38%; Sp=l,26%; Qp = 6136 ,ккал[кг-
Расход сжигаемого топлива 5=12 %\§кг[час
Расход пара £> = 90 200 Kzjvac
Температура перегретого пара 2^=394,0° С
Давление пара в котле />к = 28,6 ата
Теплосодержание питательной воды i„e~
= 118,3 ккал [кг
Суммарный расход электроэнергии для.
питания двигателей собственных нужд котель-
ной 2W — 1 200 квтч
Удельный расход топлива #=0,6 кг[квтч.
(брутто)
Расход пара на собственные нужды ко-
тельной £>м=500 Kzjvac
Давление пара, расходуемого на собствен-
ные нужды котельной, />сл.= 5 ата.
Ответ: ^р = ^ = 74,6%; ^ = 68,6%.
Задача 3-3. По точной и приближенной
формулам подсчитать потерю с уходящими
газами О2 и q2 при сжигании в пылевиднсм;
состоянии антрацитового штыба состава, при-
веденного в условиях задачи 3-2. Известны
следующие данные испытаний: температура
газов за воздушным подогревателем Т ~
= 180° С; средняя температура воздуха в ко-
тельной ^=41° С; влагосодержание воздуха
d6 = 10 г[кг.
Содержание RO2 за воздухоподогревателем
12,5%; содержание RO2-]-O2ca воздухоподо-
гревателем 20,3%. Потеря от механической
неполноты сгорания ^4 = 8%.
Ответ. (^^ = 8,34%.
Задача 3-4. Определить суммарную по-
терю от механической неполноты сгорания Q4
и в отдельности ее составляющие при сжига-
нии мелочи дальневосточного бурого угля на
цепной решетке под котлом паропроизводи-
тельностью >0=10 т/час, если известны
следующие данные испытаний. Состав топлива:
Ср = 39,55%; Нр—3,16%; Sp = 0,3%; Np =
= 1,12%; Ар= 19,76%; IFP = 23,5%; Ор=
= 12,61 %; Qp = 3600 ккал/кг.
Длительность испытаний т = 9,13 часа
Количество топлива, сожженного за опыт,
zB = 18 500 кг
Характеристка очаговых остатков:
Провал I
Спущено I провала за опыт zGnpl = 694 кг
Содержание золы в I провале Лрр1 = 22,95%
Теплотворная способность I провала Qznpi —
= 3621 ккал/кг
Провал II
Спущено II провала за опыт тОярП = 443 кг
Содержание золы во II провале 41ррП = 51,6%
Теплотворная способность II провала =
= 3010 ккал[кг
Шлак
Спущено шлака за опыт zG^=l 580 кг
Содержание .золы в шлаке Дрл — 74,4%
Теплотворная способность шлака Q^ —
= 211 ккал1кг
Унос
Содержание золы в уносе /]рн = 67,4%
Теплотворная способность уноса kzVft =
= 128,6 к к ал 1кг
Ответ. <=0,5%; <1=3,8%;<"=2,0%;
'< = 0,6%, <74 = 6,9%.
Задача 3-5. Определить потери (Q2);
и (Qs); (7з ПРИ сжигании в пылевидном состоя-
нии тощего угля под котлом поверхностью
нагрева /7=730 л2, если известны следующие
данные испытаний. Состав топлива: Ср =
= 79,22%; Нр = 3,7%; Np=l,67%; Ор =
= 2,42%; IFp = 0,32%; Ар = 11,67%; Sp =
= 1,0%; Qp = 7 265 ккал/кг.
Потеря от механической неполноты горе-
ния ^4=1Д%
Средняя температура воздуха в котельной
^=с30,0° С
Влагосодержание воздуха в котельной
de=9 г[кг
Температура газов за воздушным подогре-
вателем Тух = 212° С
Содержание RO2 за воздухоподогревате-
лем 12,3%
Содержание RO2-|-O2 за воздухоподогре-
вателем 19,6%
Ответ. Q2 = 773 ккал/кг; ^2 = 10,6%;
Q3 = 47,l ккал/кг-, <73 = 0,6%.
Задача 3-6. Для топлива состава, указан-
ного в условиях задачи 3-5, определить по-
терю от механической неполноты сгорания
при пылевидном его сжигании. Известны сле-
дующие данные испытаний:
Часовой расход топлива В = 3018 кг/час
Количество уноса за котлом Срн=51,6 кг1час
Содержание золы в уносе за котлом Ар —
= 91,1%
Содержание горючего в уносе за котлом
Сг = 8,5%
Теплотворная способность уноса Qj,„ =
= 6 820 ккал/кг
Количество уноса за воздухоподогревате-
лем GVK=66 кг(час
Содержание золы в уносе за воздухоподогре-
вателем Арн =91,5%
Содержание горючего в уносе за возду-
хоподогревателем Сг = 8,2%
Теплотворная способность уноса QzyH~
= 6540 ккал/кг
Содержание золы в уносе в дымовую трубу
Ayp=79fi%
Теплотворная способность уноса в дымо-
вую трубу Qz = 3 124 ккал1кг
Содержание горючего в уносе в дымовую
трубу с;„=20,8%
Ответ. Q4 = 98 ккал/кг-, iy4=l,5%.
Задача 3-7. Определить потерю тепла от
химической неполноты сгорания Q3 и с ухо-
дящими газами Q2 с учетом механического
недожога для топлива состава, указанного
в условиях задачи 3-4, если известны сле-
дующие данные испытаний:
Содержание RO2 за установкой 10,2%
Содержание (RO2-j-O2) за установкой 19,6%
Температура уходящих газов Г =308° С
Средняя температура воздуха в котельной
/еср—29,3° С
Влагосодержание воздуха в котельной
dc = 10 г/кг
Потеря от механической неполноты сгора-
ния #4 = 8,8%
Ответ. Q3 = 91,5 ккал/кг;
=649,4 ккал!кг.
Задача 3-8. Определить потерю тепла от
химической неполноты сгорания Qg и суммар-
ную потерю от механической неполноты
сгорания Q4 при сжигании в пылевидном со-
стоянии смеси тощего угля с антрацитовым
штыбом в пропорции 1: 1. Известны следую-
щие данные испытаний:
Состав смеси: Ср = 77,15%; Нр = 2,71%;
Np=l,2 %; О"=2,56%; Ж=0,61 %; 4^=14,84%;
Sp = 0,93 %; QPH = 6 806 ккал[кг
Расход топлива 5=1870 кг/час
Содержание RO2 за дымососом 12,7%
Содержание RO2-|-O2 за дымососом 19,9%
Количество уноса за котлом G =175 кг/час
Содержание золы в уносе за котлом Ар =
= 50,8%
Теплотворная способность
Q==2 157 ккал)кг
Содержание горючего Сг = 27 %
Количество уноса за воздухоподогрева-
телем (7^ = 212 кг/час
Содержание золы 4^л = 71,6%
Теплотворная способность
Q* = 2 170 ккал/кг
Содержание горючего (Сг)вун = 27,6 %
Унос в дымовую трубу
Процентное содержание золы -в уносе
(Л' ) =80%
4 Ун тр
Процентное содержание горючего в уносе
CXf = 20%
Теплотворная способность уноса
Q* =6150 ккал/кг
Ответ. Q3 = 34 ккал/кг^ — 0,5%,
#4 = 6,8%; Qi —421 ккал)кг.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТОПОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
4-1. ОБЪЕМ ТОПКИ И ПЛОЩАДЬ
ЗЕРКАЛА ГОРЕНИЯ
Зависимость между паропроизводительно-
стью котла и мощностью топки может быть
выражена следующими уравнениями:
£ = (4-1)
[%] (4'2)
где D—паропроизводительность котла, кг/час;
R—площадь решетки,л/2 {а — ширина ре-
шетки, м и I — активная длина ре-
шетки, м);
Vm—объем топки, лг3;
— к. п. д. котельной установки;
Ы— приращение теплосодержания тепло-
носителя в установке, ккал/кг-,
QjVm — видимое тепловое напряжение объема
топки, ккал/м3 час (см. табл. 4-1);
Q//? — видимое тепловое напряжение зеркала
горения, час (см. табл. 4-1)
Объем топки, найденный по уравнению
(4-2), является минимально необходимым по
условиям горения.
Задача 4-1. Котел морского типа, работаю-
щий на мазуте, требуется переоборудовать
для сжигания твердого топлива—донецкого
длиннопламенного угля, —не уменьшая перво-
начальной паропроизводительности D =
= 40 mj^ac и сохраняя прежние параметры:
Рк = 30 ата, /^==400° С,
ine= 120,3 ккал/кг, rf]y — Q,8.
Определить размеры цепной решетки при
работе на длиннопламенном угле.
Решение. Для длиннопламенного угля видимое
тепловое напряжение активной части беспровальной
цепной решетки можно принять равным (см. табл. 4-1)
QIR = 1 300 000 ккал!м* час.
5 С. П. Кашников н В. H. Цыганков.
ТАБЛИЦА 4-1
Тепловые напряжения топок
Род топлива Q1R, тыс. ккал[м2час I Qlvm тыс- ккал!м3час
Камерные топки
Антрациты .... . . . . » . . — 150
Тощие угли в топках с фронте-
выми горелками То же в топках с угловыми го- — 160
релками .... — 220
Каменные угли при И <25%. . — 180
То же при И >25% Бурые углн в пылеугольных топ- — 200
ках — 250
То же в шахтно-мельничных топ-
ках — 175
Фрезерный торф . — 200
Мазут в неэкранированных топ-
ках ...... г 250
То же в экранированных топках — 300
Доменный газ . . 200
Природный газ в неэкранирован-
ных топках . . . —. 250
То же в экраниров анных топках — 300
Слоевые топки
Антрациты АС 1 200 300
Каменные угли Бурые угли Торф на цепных решетках 1 300 1 000 2 000 300 300 300
Щепа Челябинский ) в наклонно- 1 100 300
уголь > переталкиваю- 900 300
Подмосковный J щих топках 750 300
Несортированные 800 300
антрациты Сортированные
1 000 300
антрациты
Каменные угли в ручных 900 250
Бурые угли при [ топках
WP <25% То же при 900 250
Wp > 25% 800 250
Торф, дрова в шахтных топках 1 100 300
Определяем величину активной площади решетки
р (i" - it;e ) _ 40 000(770,8- 120,3) _
*-----“ 1 зооооо-о^ “25-°
Подбираем беспровальную цепную решетку БЦР
конструкции ЦКТИ шириной 4,52 м, с расс еянием
между осями переднего и заднего валов 7,9 м, что
даег общую площадь всей решетки
^=--7,9.4,52 = 35,6 ж*.
Объем топки при тепловом напряжении Q[Vm~
=300-103 ккал/м3 час (см. табл. 4-1)
40 000 (770,8 — 120,3)
— зоо 000 0,8 —108,5 м3
и окончательную величину ее объема получим после
конструктивного оформления ее и размещения необ-
ходимых экранов.
Задача 4-2. Определить основные размеры
наклонно-переталкивающей решетки, которую
требуется установить под вертикально-водо-
трубным котлом паропроизводительностью
22 т[час, если известны следующие данные:
Давление пара в котле д,=35 ата, =
= 420° С
Теплосодержание питательной воды ine —
—140,8 ккал/кг
Температура уходящих газов ^.=200° С
Температура воздуха в котельной £хе =
= 30° С
Коэффициент избытка воздуха в топке
% = 1>25, <^=1,55
Топливо — подмосковный уголь марки БМ
состава: Ср = 30,5%, Нр = 2,3%, Ор = 9,2%,
Sp = 2,6%, Np—0,6%, Wp=33%, Лр—21,8%
Влагосодержание воздуха d8 = 3 г(кг
Qp = 2 640 ккал/кг
Ширина котла в свету 4,2 м
Потеря от химической неполноты горения
£3 = 1,5%
Потеря от механической неполноты горе-
ния д4—5,5%
Потеря в окружающую среду котлом д5=
= 1,5%
Решение. Расчет ведем по нормам ЦКТИ.
Теоретически необходимое количество воздуха
для сгорания 1 кг топлива
Lq = 0,0889Ср -КД266 + 0.033S Р =
/ 92\
= 0,0889-30,5 4- 0,266 2,3 — -4- ) 4- 0,033-2,6 =
1 \ О )
= 3,1 НЛ&]кг.
То же с учетом поправки на механический недожог
Zo= (1 — q±) Lq = (I — 0,055) 3,1 = 0,945-3,1 =
= 2,93 нм3}кг.
Количество сухих трехатомных газов с учетом меха-
нического недожога на 1 кг топлива
I/R0 = (1 - 94) 0.0185 (СР -Ь 0,37S₽ ) =
= 0,945 • 0,0185 (30,5 -|- 0,37 - 2,6) = 0,55 нм^кг.
Теоретический объем двухатомных газов при а= 1,0
У°'а = O,79Zo'+ 0,008Np = 0,79 - 3,1 4- 0,008 • 0,6 =
= 2,454 н.м3[кг.
Объем двухатомных газов с поправкой на механиче-
ский недожог при а =1,25
Vps = 14; -к (а - 1) 4 = 2,454 + (1,25-1,0) 2,93 =
= 3,186 нм3{кг.
Объем водяных паров
^НаО = °>0124 (9НР +^Р+^ )= 0,0124 (9-2,3 +
-4 33,0 4-2,93) = 0,702 нм^кг.
Здесь Й7й = 0,1-аД)-с?в = 0,1-1,25-2,93-8,0= 2,93 кг/кг.
Суммарный объем продуктов сгорания в топке
Уг = По, + 4- Пао = 0,55 4- 3,186 +
4-0,702 = 4,438 нм^кг.
Объем двухатомных газов при аух — 1>55 с поправкой
на механический недожог
И, ~ (а — 1) А) —~ 2,454 4-
4- (1,55 — 1,0) 3,1 = 4,16 нм3[кг,
П = (1 — 94) 1/р, = 0,945.4,16 = 3,93 нм^кг*
Суммарный объем продуктов сгорания при а =1,55
Уг — 0,55 4- 3,93 4- 0,71 = 5,19 нм3) кг.
Здесь 1/На0 = 0,0124 (9Н? ±WP -j-Wd ) = 0,0124 (9-2,3 -f-
4- 33,0 4- 3,63) = 0,71 нм3[кг-
Wd = 0,1 *ухЦ(1в = 0,1 -1,55 • 2,93 - 8 = 3,63 кг/кг.
Теплосодержание уходящих газов
(НС?) tyx~ Ноабсоя + И>3 ПаО ^НаО—
= 0,55 • 0,4318 4- 3,93 - 0,3112 4 0,71 - 0,3624 =
= 1,714 ккал^кг.
Тепло холодного воздуха
Qx в— 1&ухСв t0 = 2,93 -1,55 • 0,315 30 = 42,8 ккал[кг.
Потеря тепла с уходящими газами
(Н Сг ) tyx — QX'B 1,714 - 200 — 42,8
?2— QP -100 — 2 640 х
ХЮ0= 11,4%.
Коэффициент полезного действия установки
100 — qz—qz — q^— Qo— 100 — 11,4 — 1,5 —
— 5,5 — 1,5^80,1%.
Часовой расход топлива
D (1"й - intt ) 22 000 (779,8 - 140,8)
а--------~^р---------- 2 640-0,801 ''
Qh Vi'
= 6 650 кг[час.
Принимаем видимое тепловое напряжение зеркала
горения равным Q/R = 800-103 ккал[мЪ час.
Активная площадь решетки
6 650-2 640
R ~ (Q/R) 800 ООО “ 21 ’9 м2'
Принимаем активную длину зеркала горения
1~ 5,3 м. Тогда ширина решеки
R 21,9
а— I — 5,3 —4*13 м-
Выбираем по атласу „Энергооборудование СССР"
[Л. 5] две решечки типа ПР каждая шириной 1 990 мм.
Тепловое напряжение топочной камеры принимаем
QfVm = 250-103 ккал!Afi час.
Объем топочной камеры
bQh 6 650-2 640
Vm — QI Vm - 250 000 70 ^3*
Высота топки (ориентировочная), считая, что она бу-
дет иметь форму параллелепипеда,
A = 1^=_ZL = 3,2 М.
R 21,9
Задача 4-3. Определить размеры ручной
колосниковой решетки, предназначенной для
сжигания 600 кг{ч,ас донецкого газового угля
с выходом летучих Уг = 39% и Qp =
= 5 900 ккал/кг.
Решение. Выбираем по табл. 4-1 QfR и Q[Vm для
газового угля при сжигании на ручной решетке
= 900-103 ккал[м? час
и
Q 9ЧЛ
250-103 ккал!Afi час.
v т
Количество тепла, получаемое при сжигании 600 кг[час
газового угля, будет равно:
Q — 600 - 5 900 = 3 540 000 ккал[час.
Размер площади решетки
3 540 000
900-103 —3,93 м<2-
Принимаем длину решетки равной 2,0 Ai (ручные
решетки длиной более 2,4 м брать не рекомендуется
из-за затруднений при обслуживании), тогда ширина
решетки
R 3,93
а — I ~~ 2,0 ~ 1,97 М'
Объем топочной камеры
V
QlVm
600-5 900
— 250-103
= 14,16 м2.
Высота топочной камеры (принимая, что она бу-
дет иметь форму, близкую к параллелепипеду)
a’l
14,16
1,97-2,0
м.
h -
Задача 4-4. Определить основные размеры
беспровальной цепной топки БЦР, предназна-
ченной для вертикально-водотрубного котла
поверхностью нагрева 500 л/2.
Тепловое напряжение поверхности нагрева
котла DjHK = 40 к г/м2 час
Давление пара в котле д. = 30 ата, tne=^
= 400° С
Теплосодержание питательной воды in в —
=. 120,3 ккал[кг
• Температура уходящих газов 200° С
Температура воздуха в котельной te — 30° С
Коэффициенты избытка воздуха: ат=1,25„
а, =1,6
Топливо—гидроторф состава: Ср=33,85%,
Нр =3,35%, Sp =0,0%, Ор= 19,6%, Np =
= 1,0%; U7P = 39,7%, Лр = 2,5%, Qp =
= 2 820 ккал]кг
Ширина котла в свету 4,2 м
Решение. Часовая паропроизводительиость котла
D
О.~НК-г}— = 40-500 = 20 000 кг/час.
Потери тепла для беспровальной цепной топки>
БЦР могут быть приняты равными:
потеря от химической неполноты горения #3= 1,0%,
потеря от механической неполноты горения q^ = 3,0%
потеря в окружающую среду ^5 = 1,5%.
По нормам ЦКТИ теоретически необходимое ко-
личество воздуха для сжигания 1 кг топлива при.
нормальных условиях (0° С и 760 мм рт. ст.)
= 0,0889 Ср + 0,266 (HP — + 0,033 Sf =
\ 8 /
( 19,6\
= 0,0889- 33,85 + 0,266 ( 3,35 — -у- 1 = 3,75 нм3 [кг.
Теоретически необходимое количество воздуха с
учетом поправки на механический недожог топлива)
Lq — (1 —^4) Lq = (1 —.0,3) 3,75 =z.3,64 нм^кг..
Количество сухих трехатомных газов (с уче-
том механического недожога) на 1 кг топлива
yROa = (1 - ?4) 0,0185 (Ср + 0,37 Sp) = 0,97-0,0185 X
X 33,85 — 0,61 нм2) кг.
Теоретический объем двухатомных газов (азот 4'
4-кислород) при а—1,0
= 0,79 l'o 4- 0,008 Np = 0,79-3,75 ф- 0,008 -1,0 =
= 2,97 нм^кг.
Объем двухатомных газов при а =1,25 (с учетом
механического недожога)
I/Rt = + Ц — 1) = 2,97 -p(1,25 — 1) 3,75 =
= 3,91 ня@!кг,
= (1 — qA I/' = 0,97-3,91 = 3,8 нм^кг.
Объем, водяных паров
УцзО = 0,0124 (9НР -|- Wp + UZd ) = 0,0124 (9-3,35 4-
4-39,70 -f-3,64) = 0,92 нм*]кг.
где —влага, вносимая в топку с воздухом, опре-
делена по формуле Wd =0,1аД0£1й —0,1-1,25-3,64 X
X 8,0 = 3,64 кг!кг.
Суммарный объем продуктов сгорания в топке
ХИ= ^0,+ Vr, + Увд =0.61+3,8 +0,92 =
= 5,33 нм2!кг.
Объем двухатомных газов при вух— 1,6 (с учетом
(механического недожога)
+(° - о =3-91 + <1 -6 -3’75=
= 6,16 нм2]кг-,
VRs = (1 - q±) ^ = 0,97-6,16 = 5,97 нм^кг.
, Суммарный объем продуктов сгорания при
“jx=l,6
ХИ= VROl+ VE1 + KHiO = 0,61 +5,97 + 0,92 =
= 7,50 нл$[кг.
Потеря тепла с уходящими газами
(SVC)f,,.T—Qx,.
<?£
100 =
479 — 55,4 _ _
2 820 100 ~ 150//° ’
здесь (5 VC) tyx — теплосодержание уходящих газов,
определяемое по формуле
<QjW?)f vr= V'ro^CO,4’ VR,CNs + УН20 Свп —
= (0,612 • 0,429 -1- 5,97 - 0,3106 4- 0,915 • 0,3635) 200 =
=2,395-200 = 479 ккал] кг.
Тепло холодного воздуха
Q = Ln я— 3,64.1,6-0,315-30 — 55,4 ккал] кг.
v ул о -А .О
Коэффициент полезного действия котельной уста-
новки
7)^ = 100 — q2 — <?з — q$ —q$'y — 100 — 15,0 — 1,0 —
—3,0—1,5 = 79,5%.
Часовой расход топлива
D(l
ne 20 000 (770,8 — 120,3)
В~ f)pr ~ 2 820-0,795 — 5 800 кг/«шс.
Принимая видимое тепло — напряжение зеркала
горения для беспровальной цепной топки БЦр при
р Q
117 =40% равным -^- = 2 000 тыс. ккал(м2 час, опре-
делим размер решетки
20000-650,5
К----~QIR^y-------- 2 000 ООО ‘ °’795 — 61 м '
У нормальной модели беспровальной цепной топки
БЦР расстояние между центрами передних и задних
зубчатых колес равно около 6 м. Это дает возмож-
ность получить зеркало горения активной длиной
/ = 2,85,и.
Находим ширину решетки:
R 8.2
а — - -- g gg — 2,87 м 3 м.
При тепловом напряжении топочного объема
Q
р-— = 350 000 ккал[л$ час.
Объем топочной камеры
_ 4е) 20 000-650,5
Vm ~~ QI Vmrty — 350 000 - 0,795 ~ 46’8
откуда высота топки (ориентировочно), считая, что
она будет иметь форму, близкую к параллелепипеду,
4-2. РАСЧЕТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ ПО НОРМАМ ЦКТИ
В табл. 4-2 и 4-3 приведены основные ра-
счетные параметры слоевых и камерных то-
пок по данным ЦКТИ, в табл. 4-4 основные
размеры беспровальных цепных решеток
(БЦР) системы ЦКТИ, в табл. 4-5 характе-
ристики шахтных мельниц, изготовляемых
заводом „Комега“.
Расчет по заданной температуре газов,
покидающих топку, обычно производят при
проектировании новых конструкций. В этом
случае к расчету топки приступают после
того, как определены состав и теплосодержа-
ние продуктов горения, установлены коли-
чества тепла, вносимые в топку с воздухом,
и потери в топке. На основании этих данных
ТАБЛИЦА 4-2
Основные расчетные параметры слоевых топок по данным ЦКТИ
Тип топки и сорт топлива 1 Допустимое видимое теплонапряжение активной части зеркала горения (при нормальной нагрузке котла) QIR ккал]м3 час (R — актив- ная часть зеркала горения, л3) Допустимое теплонапряже- ние топочного объема (при нормальной нагрузке котла QIVm, Kica^lM3 час Потери в топке от механической и хи- мической неполноты горения (?3+?4), % Коэффициент избытка воз- духа в топке при нормаль- ной и максимальной нагруз- ках (с учетом присоса) ат Необходимое давление воз- духа под решеткой при ма- ксимальной нагрузке д, мм вод. ст. Максимально-допустимая температура воздуха под решеткой при нормальной нагрузке, СС *
при нормальной нагрузке прн максималь- ной нагрузке
А. РУЧНЫЕ ТОПКП Плоские колосниковые решетки Сортированные антрациты I С00-103 300-103 5-|-2 64-3 1,4 80 20
Несортированные антрациты 800-103 300-103 8-|-2 104-3 1,5 100 20
Смесь 85% APLU-j-15% ПЖ . . . . . . 900-103 300-I0J 8-f-2 ю+з 1,5 100 20.
Каменные угли, слабо и умеренно спе- кающиеся (донецкие Д и Г, прокопьев- ский, карагандинский) и т. п 900-103 250-103 44-3 5+4 1,4 50 20'
То же, неспекающиеся (араличевский и т. п.) 900-103 250-103 5-|-2 6+3 1,4 50 20
Бурые угли (рядовые) влажностью до 25% (подмосковный, богословский и т. п.) . 800-103 250-103 54-3 6+4 1,4 50 20
Шахтные топки Торф кусковой влажностью W р = 40% при зольности Ар = 10% 1 100-103 300-103 14-3 14-3 1+4 1,3 40 20
Дрова влажностью 40% 1 100-103 300-103 1+4 I,3 40 20
Финские топки Щепа влажностью УХ/р =40—50% .... 800-103 300-103 l-t-2 2+3 1,3 30 20
Б. НАКЛОННО-ПЕРЕТАЛКПВАЮЩПЕ РЕШЕТКП ПР-1** Подмосковный уголь рядовой с мелочью 800-103 250-103 7 9 1,35 50 200
То же, с мелочью с „семечком“ 800-103 250-103 6 8 1,35 50 200
В. ЦЕПНЫЕ РЕШЕТКП БЦР*** (бсспровальвые) Антрациты АС 1 200-103 300-103 8 10 1,25 100 200
Антрациты АСШ или АРШ кусками раз- мером не больше 30 мм ....... 800-103 300-103 10 13 1,45 80 200
Каменные угли, слабо и умеренно спе- кающиеся (донецкие Г и Д, караган- динский прокопьевский и т. п.), сорти- рованные**** 1 300-103 300-Ю3 6 8 1,25 60 200
То же, рядовые 1 100-Ю3 300-103 7 10 1,3 60 200
Угольные отходы, отсевы, коксовая ме- лочь и т. п 700—800-103 300-103 10 13 1,4—1,5 40 200
Бурые угли зольностью до 25% (челябин- ский, артемовский, среднеазиатские, богословский и т. п.) 1 100-Ю3 300-103 7 8 1,3 50 250
Торф кусковой влажностью Wp = 40% при зольности Ас — 10% 2100-103 350-103 2 3 1,3 60 250
То же с присадкой до 25% фрезторфа 2100-103 350-103 4 5 1,3 60 250
Щепа влажностью до 50% с содержанием опилок до 15% 1400-103 250-103 3 4 1,25 30 250
♦Температура воздуха под решеткой 20° С •'означает,
что воздух не подогревается. Конструкция топок допускает при-
менение горячего воздуха, если это в отдельных случаях оказыва-
ется целесообразным. Для антрацитов и каменных углей тем-
пературу воздуха рекомендуется принимать из соображений общей
компоновки. Для бурых углей низшая допустимая температура
воздуха (при нормальной нагрузке) 150° С. Для торфа и щепы при-
веденная максимально допустимая температура воздуха является
и рекомендуемой.
** Нормы даны для решеток, снабженных шлаковыжи-
гательными колосниками, но без топливоподготовительных шахт.
*** Нормы даны для решеток без дутьевого подпора.
♦*** В случае сжигания каменных углей (пламенных) в топке
открытого типа (без удлиненного низко расположенного заднего
свода) избыток воздуха должен быть повышен на 0,05, а тспло^
напряжение топочного объема должно быть снижено до (200-Н-250)Х
ХЮ3 ккал!мв час. >
Основные расчетные параметры камерных топок по данным ЦКТИ
ТАБЛИЦА 4-3
Тип топки и сорт топлива Тонина помола ^?7О» % Допустимое видимое теплонапряжение топочного объема при нормальной нагрузке котла Q/Vm, ккал1м9час Потери в топ ской и механи ноты г (<7з + при нормаль- ной нагрузке ке от химиче- ческой иепол- орения <7,). % при макси- мальной нагрузке Коэффициент из- бытка воздуха в топке при нор- мальной нагрузке (с учетом присоса) ат
А. ПЫЛЕУГОЛЬНЫЕ ТОПКИ* Ан'рацигы при Ар 15% (донецкий, егоршинский, полгаво-брединский) .... Каменные угли с выходом летучих 8 4-20% (гощии донецкий, араличевский, анжеро-судженский и т. д.) Каменные угли (кроме кизеловских) с выходом летучих свыше 20% (караган- динский, кемеровский и т. п.) Бурые угли (подмосковный, челябин-' ский, ленгеровский, среднеазиа ский и т. п.) Кизеловский каменный уголь . . . • Сланцы Б. ТОНКИ С ШАХТНЫМИ МЕЛЬНПЦАМЯ Бурые угли (подмосковный, райчихин- ский. челябинский, среднеазиатский п т. п.) Сланцы Фрезерный торф 6 8 20 25 ' 20 1 50 60 130-103 160-103 160-103 Выбирается из усло- вий обеспечения тре- буемой температуры газов на выходе из топки*** 4 4 1 2 7 6 5 I 3 1,25 1,25 • 1,2 1,2 1,25
В. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ТОПКИ ДЛЯ ФРЕЗЕРНОГО ТОРФА И СЛАНЦА Шершнева (фрезерный торф) . . . • . Макарьева (сланец при дроблении с остатками на сите 0,5 мм — 3°/0) Г. ТОПКИ ДЛЯ СЖИГАНИЯ МАЗУТА И НАТУРАЛЬНОГО ГАЗА Д. ТОПКИ ДЛЯ СЖИГАНИЯ ДОМЕННОГО ГАЗА * Для пылеугольных топок (кроме толок мельницами) потеря от химического недожога пр нулю. - с шахтнь пнята paet 150-103 250-103 350-103 200-103 ми ** Для кот гой потеря от недож *** У котло! превышает 250 ОСН 3 4 2 3 лов паропроиз эга принимаете последних кон ккал/м3 час п 4 5 2 3 зодительностью х на 1% выше у сгрукЦий тепло ри нормальной 1,25 1,25 Мб 1,15 менее 30 tnjnac казанного. вая нагрузка топки нагрузке.
определяют теоретическую температуру сго-
рания по формуле
~ 2(1/с)г °С’ (4-3)
где Qm — полезное количество тепла, выде-
ляемое в топке, ккал/кг топлива
— 100-^-^-^
~ ’ юо Ь Qz. в + т + Qpeti,
(4-4)
где Q2 g—количество тепла, вносимое в топку
t горячим воздухом, ккал/кг
= (4-5)
где т — количество тепла, вносимое с топ-
ливом, ккал/кг.
При высокой зольности сжигаемого топ-
лива вместо Qm принимается исправленная
величина
Qm—Qm — 0>6Ар к к ал)кг, (4-6)
где Q—количество тепла, вносимое рецир-
кулирующими газами. ккал)кг;
£(14?)г—теплоемкость топочных газов в вы-
ходном сечении топки (при ат и ожи-
даемой температуре сгорания),
ккал/нм3 °C.
ТАБЛИЦА 4-4
Основные размеры беспровальных цепных решеток
(БЦР) системы ЦКТИ, изготовляемых заводом
„Комега“
Ширина, мм Длина (между центрами ва- лов), мм Ширина, мм Длина (мзжду центрами ва- лов), мм
1 560 5 500 3 040 5 500
1 930 5 500 3 040 6 500
1 930 6 500 4 520 6 500
2 300 5 500 4 520 7 900
2 300 6 500
ТАБЛИЦА 4-6
Степень черноты пламени
Род пламени Степень черноты
Светящееся пламя
мазута 0,75
каменных углей, богатых летучи-
ми, бурых углей, торфа, сжигае-
мых в слое или в пылевидном со-
стоянии 0,55
пыли тощих углей 0,45
антрацитовой пыли 0,40
Несветящееся газовое пламя . . . 0,36
ТАБЛИЦА 4-5
Шахтные мельницы завода „Комега"
Тип (диаметр и длина ротора), мм Площадь проек- ции ротора, Скорость враще- ния, об/мин Мощность элек- тродвигателя, кет Предельная про- изводительность по челябинскому углю, т)час Рекомендуемая производитель- ность по бурому углю, mjtiac £ о
800/'391 . . 0,313 960 30 2,5 1,85 2,1
1000/470 . . . 1 000/707 . . . 0,470 960 45 3,75 2,8 2,8
0,707. 960 70 5,70 4,2 3,2
1 300/944 . . . 1,230 730 120 9,90 7,4 5,2
1500/1 181 . . 1,770 730 175 14,20 10,5 7,7
1 500'1 668 . . 2,580 730 250 20,0 15,0 14,4
I 660/2 004 . . 3,327 730 250 — 20,0 18,5
Примечание. Предельная производительность дана при
коэффициенте размолоспособности 1,4 при тонине помола /?го=6О%
и начальном размере кусков угля 0 — 20 мм.
Рекомендуемая производительность ограничена условиями
износа бил и дана, исходя из предельнш нагрузки площади проек-
ции ротора около 6 т/.«2 час.
ТАБЛИЦА 4-7
Коэффициент загрязнения топочных поверхностей
нагрева
Род топлива и способ сжигания Коэффициент загрязнения х
Газообразное топливо 1,0
Мазут 0,9
Твердые топлива, сжигаемые в слое 0,95
Каменные угли и антрациты, сиси-
гаемые в пылевидном состоянии . 0,9
Многозольные бурые угли и сланцы,
сжигаемые в пылевидном состоя-
НИИ 0,85
х—коэффициент загрязнения топочных по-
верхностей нагрева, значения которого
приведены в табл. 4-7*;
ф— степень экранирования
По заданной температуре газов, покидаю-
щих топку вычисляют значение безраз-
мерной температуры на выходе из топки
Ф=-V—
* ст
(4-10)
о____ 273
— ^ + 273 '
Доля тепла, переданная в
диацией,
__ 1 £(Ус£о)о
Г— 1 Q
Чт
(4-7)
топке ра-
(4-8)
По ориентировочно принятой степени экра-
нирования топки (Л) вычисляют степень чер-
ноты £
1 —а ,
1 + —
1 CL
где а — степень черноты пламени для топок
больших размеров, т. е. когда Vm > 35 лг3.
При длине ребра эквивалентного куба / —
=у'3,5 м, а = а0 (см. табл. 4-6);
где Нр—радиационная поверхность нагрева, л2.
Поверхность стен топок стационарных
паровых котлов с настенными экранами равна
по нормам ЦКТИ
(4-11)
При наличии экранов двухстороннего осве-
щения
+ (4-12)
где Ир — эффективная радиационная поверх-
ность экрана двойного освещения.
* В табл. 4-6 и 4-7 приведены уточненные значе-
ния коэффициентов и % по сравнению с нормами
1945 г. [Л. 6.].
Для топок малых размеров (Иот<35 м3)
степень черноты пламени определяют по фор-
муле
а=а0(1 -, (4-13)
где а0— степень черноты (см. табл. 4-6);
К—коэффициент ослабления лучей, ко-
торый при сжигании мазута и до-
менного газа принимается равным 1,3;
рт— абсолютное давление в топке, ата;
1эфф— толщина пламени, ж, которая для ци-
линдрических топок принимается рав-
ной диаметру топки Dm, а для приз-
матических топок подсчитывается по
формуле
3 = 3,6 рт^-. (4-14)
1 ст
После определения степени черноты е по
формуле (4-9) определяют абсолютно холод-
ную поверхность Н'
, p-B‘Qm
Нр ~ Нр~ ' 4,9640^8^(^4.273)3 (^_|_ 273) Х
Номограмма, приведенная на фиг. 4-1, позво-
ляет по значениям tm и t0 и ориентировочно
заданной величине найти необходимую на-
BQm о о
грузку радиационной поверхности , а сле-
довательно, и величину Нр.
5 — коэффициент, учитывающий обратную
теплоотдачу экранной поверхности
QaH„
в = ; (4-16)
4“ QaHp
здесь Qs — собственное излучение экранной
поверхности
= (/сот-|-273)4 ккал]л12час, (4-17)
где а0— степень черноты пламени (см.
табл. 4-6);
св — коэффициент излучения экранной по-
верхности, равный
4,0 • 10 “8 ккал час г рад4;
tcm — температура экранной стенки, кото-
рая для гладкотрубных экранов и ко-
тельных труб принимается равной
температуре кипения в котле; для
экранов, покрытых шамотом или чу-
гунными плитками, рассчитывается по
величине теплового потока, прохо-
дящего через плиты, и их тепло-
проводности, а для игольчатых экра-
нов (при жидком шлакоудалении)
принимается равной температуре
плавления золы топлива.
При высоких тепловосприятиях экранных
поверхностей (выше 100000 ккал[м2 час} и от-
носительно низких температур этих поверхно-
стей (ниже 300° С) величина 6 обычно прини-
мается равной нулю.
Площадь экранированных стен топки
F = (4-18)
ст и 7 4 z
* в
где Н* — эффективная радиационная поверх-
ность нагрева котельного' пучка
труб;
фе— угловой коэффициент экрана, назы-
ваемый также фактором формы1.
По окончании расчета топки проверяют
соответствие между ориентировочно принятой
и полученной в результате расчета степенями
экранирования топки. Допустимы расхождения,
не превышающие =t5% от величины ф.
Поверочный расчет
Определяем температуру газов на выходе
из топки по заданной величине радиационных
поверхностей нагрева Нр
*т + 273
4,96.10 - ЪНр (1 — В) (tm 4- 273)3
B^Vc " ~
__ (4-19)
где ЕИ?— средняя суммарная теплоемкость
продуктов сгорания 1 кг топлива, ккал}кг°О
S Vc = . (4-20)
* т -*0
В случае, если расхождение между тем-
пературами, полученной расчетом по форму-
ле (4-14) и предварительно принятой в фор-
муле (4-15), превышает 100° С, подсчет произ-
водят вторично.
Этот расчет может быть заменен опреде-
лением t0 по номограмме фиг. 4-1.
После вычисления t0 определяют тепло,
переданное в топке радиацией, по формуле
Qp = p.Qm — Qm — ^VctQ ккал]кг (4-21)
и проверяют принятое в расчете по формуле
(4-И) значение В.
При этом допустима разница в значениях
в пределах ±2%.
1 См. далее фиг. 4-6.
Фиг. 4-1. Номограмма для расчета температуры газов, покидающих топку t0, по
степени экранирования топки 4, нагрузке радиационной поверхности —
НР
и теоретической температуре сгорания tm.
4-3. РАСЧЕТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ ПО НОРМАМ ВТИ
Поверочный расчет топки
Степень экранирования
d> —
‘ ист
(4-22)
1т—теплосодержание топлива
+ 1S] ккал!кг, (4-27)
где ст — теплоемкость топлива (на сухую мас-
су), которая для ископаемых углей,
дров и торфа определяется по фор-
муле
где Н.г— радиационная поверхность в топке,
л:2;
Нст— полная площадь стен, ограничива-
‘ющих расчетный топочный объем, м2.
Для граней, образуемых котельным пуч-
ком, гранулятором, холодной воронкой, двух-
светным экраном принимается
1 а 1/г t
<,=0,24+=^+0,4^ ккал)кг °C.
(4-28)
Теоретическая температура горения
Qfr оС
(адг
(4-29)
4=4 4 = 4 4
Условная средняя температура факела
гдв.э
ст
ггдв.э
= Нл
Для грани, образуемой зеркалом горения
(в слоевых топках), принимается H^-R, где
R— площадь зеркала горения, м2.
Эффективная толщина факела в топке
^=3-6^с*
ст
(4-23)
.Среднюю температуру воздуха, поступаю-
щего в топку, определяют по формуле
,ш аг.Л.е+30а.
'в ат
(4-24)
где аг*.—доля горячего воздуха (от Ио), по-
ступающая в топку.
Количество тепла, выделенное в топке
Тф + 273 = ]/(7-г + 273) 4+273) °К.
(4-30)
Величина Тт принимается ориентировоч-
но. В случае, если расхождение между тем-
пературой, полученной расчетом и предвари-
тельно принятой, превышает 100° С, подсчет
производят вторично.
Коэффициент черноты факела аф = лсоа Н“
4-#н„о определяют по условной средней тем-
пературе Тф и парциальному давлению газов
в конце топки (см. графики фиг. 4-2 и 4-3).
По графику фиг. 4-4 находят поправку
для на парциальное давление водяного
пара.
Видимый коэффициент излучения топки
Q' ъ= V ‘°0 wo Чф + “ЛЯ+i. +
-RW^t^,cn ккал!кг, (4-25)
°. = 4,96-10-‘а^^’_а^^ккал/^ °Кчас.
(4-31)
Вспомогательные величины, необходимые
где q$ — потеря с физическим теплом очаговых
остатков
a ___t 4
I 100-е*
\ ftp
^шл
100 -сгшл
t I г °/
ЬШЛ I Ь3 QP /0 •
(4-26)
при расчете топки, определяют по
ИРГ] "
^ = —-^ + 273,
(Wm
х___ Вр^Угсг .q_8
Л~ Нл-ссв(Тг + 27^ W ’
формулам
(4-32)
(4-33)
При подсчете принимают, что температура
шлака при гранулированном шлакоудалении
равна 750° С.
Значения величин апр, сгпр, а11!л, сшл прини-
мают по данным табл. 3-3.
где В —расход топлива, определяемый по
, „ 100 - q.
формуле Вр^=В —fog—;
<; — коэффициент сохранения тепла;
Нл— лучевоспринимающая поверхность
в топке, л?;
Фиг. 4-3. График для определения коэффициента черноты водяного пара oHsO (по нормам ВТИ).
2ОО&
Фиг. 4-4. График для определения поправки
на парциальное давление водяного пара к
степени черноты йн 0 (по нормам ВТИ).
-и — поправочный коэффициент усредне
ния температур излучения, который
принимается для пылеугольных, слое-
вых и газовых топок равным 0,65
и для мазутных топок — 0,7.
Величину коэффициента В определяют по
«формуле
I =------------, (4-34)
14.__
где
аг (С в — 30) 100
~ __ г» о v вз ' г, в * /л л[-\
4ел =-----------------> (4-35)
где — к. п. д. установки, %;
qen—тепло воздуха, вносимое в топку,
% от Qf.
С достаточной для практики точностью
можно принять
5=1 -it)- .(4-36)
Конструктивный расчет топки
Количество тепла, передаваемое излуче-
нием в топке, определяют по формуле
Qa = ккал^ас,
(4-37)
где УгсгТт—теплосодержание газов на выхо-
де из топки, ккалИсг топлива.
Степень экранирования топки
(4-38)
Фиг. 4-5. Схемы для определения эффективной’ луче-
поглощающей поверхности (по нормам ВТИ).
где у—вспомогательная величина, определяе-
мая по формуле
4,96 т Нгт (7^-4-273)4
У =-------стп 10-8. (4-39)
Ул
Величина может быть также опреде-
лена из уравнения
Q, = (Тг + 273)* (7-; + 273)2. (4-40)
Для определения эффективной луче-
воспринимающей поверхности пользу-
ются схемами фиг. 4-5.
Для определения угловых коэффици-
ентов экранов пользуются графиками
фиг. 4-6.
Задача 4-5. Определить температуру
газов, покидающих топку однобарабан-
ного вертикально - водотрубного котла
(фиг. 4-7), паропроизводительностью
60/75 т]час (при максимальной нагрузке).
Давление пара в барабане котла
рк=35 ата
Температура перегретого пара t"e =
= 420° С
Температура воды, поступающей в
котел, tn= 150° С
Температура холодного воздуха в котель-
ной ^, = 25° С
Температура горячего воздуха tze—305°С
Количество воды, отводимое из котла не-
прерывной продувкой, равно 5%.
Процесс сжигания топлива — камерный
в шахтно-мельничной топке
Топливо — уголь Печорского бассейна со-
става: С₽=36,8%, Нр=2,6%, Ор=9,9%, № =
= 0,9%, Sf = 0,5%, Др = 27,3%, Wp= 22,0%,
Q£ = 3153 ккал1кг.
Суммарная радиационная поверхность на-
грева, размещенная в топочной камере Н —
= 275 м*.
Потеря тепла от механической неполноты
сгорания #4=5,0%, от химической неполноты
сгорания #3=1,5°/0, потеря в окружающую
среду котельным агрегатом #““=3,5%, в том
числе топкой #“=2,0%.
Температура уходящих газов ^/Jt.= 185°C.
Фиг. 4-66. График для определения углового коэффициента
утопленного экрана (по нормам ВТИ).
Коэффициент избытка воздуха в топке
аст=1,25.
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем авп = 1,50.
Объем топочной камеры Vm=388 м3, Fcm=
ф = -^ =0,862.
т Рст
Расчет произвести по нормам ЦКТИ и ВТИ.
Решение. Расчет топочной камеры по
нормам ЦКТИ.
Теоретическое количество воздуха, необходимое
для полного сгорания 1 кг топлива, L'q = 0,0889Ср -р
/ О₽\
-р 0,266 ( Нр — - H-0,033S£+k =3,272-Р0,3624-р0,0165=
= 3,65 нм^кг.
Теоретически необходимое количество воздуха
с учетом механической неполноты сгорания
£0 = (1 — Qi) L'q = (1— 0,05) 3,65 = 0,95-3,65 =
= 3,47 ня?[кг.
Фиг. 4-6а. Графики для определения углового коэффициента
неутепленного экрана (по нормам ЦКТИр
Объем сухих трехатомных газов (СОа-|-
+ SO2)
V'ROs =0,0185 (С₽ + 0,37 Sf+K ) =
= 0,0185 (36,84-0,3-0,5) = 0,684 нм?[кг.
То же с учетом поправки на механиче-
ский недожог
VKOs = (1— #4) °.95-0,684 = 0,65 нм?[кг.
Объем двухатомных газов при а= 1,0
= O,79£'o-|- 0,008N^ = 0,79-3,65 -р
-р 0,008-0,9 = 2,89 нм? [кг.
Расчет состава и количества газов
ТАБЛИЦА 4-8
Формулы Размер- ность a" = 1,25 1 т | а" ==1,3 I пе | а" в э_|,36 а =1,5 I вп I а' = 1,55 о
Д И:=(а-1) + нм^кг 0,912 1,095 1,278 1,825 2,01
Объем трехатомных газов 0,650 0,650 0,650 0,650 0,650
Ц?03— (1—74) ^RO, j
Объем двухатомных газов » 3,612 3,786 3,959 4,479 , 4,655
Объем водяных паров и 0,578 0,579 0,581 0,586 0,588
^HIO=°,0124(9H₽+^+ lFfi)(l-g4) WB = 0,1-аГ0^е =0,1 а-3,65-8,0=2,92а кг!к г 3,650 3,796 3,942 4,380 4,526
Суммарный объем газов нм”[кг 4,840 5,015 5,190 5,715 5,893
Парциальное давление RO2 ата 0,134 0,129 0,125 0,113 0,110
^RO,
Лзоя ~ 2V
Парциальное давление Н2О 0,119 0,115 0,112 0,102 ‘ 0,10
^н3о
/>н3о —+
Объем водяных паров ИНзО = 0,0124 (9Н₽ + WP + IF^) = 72 = Qp„ ^£-100 =
= 0,0124 (9-2,6 + 22 + IF$) нм*/кг. 349,0 — 40,4 100 = 9,8%.
— 3 153
Влага, внесенная в топку с воздухом, В этой формуле значение ^Ус)у^ух — 349 ккал[кг
— теплосодержание уходящих газов при f =
lFd= 0,1 -аГ07е = 0,1аЗ,65-8,0 = 2,92 а. = 185° С, « = 1,5 и ^л .е - !5° С определено по J-t-
диаграмме фиг. 2-3.
1еоретически суммарный объем продуктов сгора- Сумма потерь тепла котельным агрегатом
нил при а — 1 УЯ = 72 + 7з + 74+ 7бка = 9,8+ 5,0+ 1,54-
^'о=^0,+ FHaO+ ^ = 0,684+0,599 + + 3,5 = 19,8%,
+ 2,89 = 4,17 hms/kz.
Объем двухатомных газов прн аот = 1,25
V'Ra— у£'+ (а — 1) го = 2,89 4- (1,25—1.0) 3,65 =
= 3,802 нм^кг,
VRt — (1— 74) = 3,802-0,95 = 3,60 н^[кг.
Подсчитанные величины объемов газов по газо-
ходам котельного агрегата сведены в табл. 4-8.
Мы используем также диаграмму фиг. 2-3 и дан-
ные табл. 2-7 (содержащую Значения теплоемкое ей
и теплосодержаний продуктов сгорания для всех точек
газохода), которые были получены для этого же топ-
лива, состаи которого указан и условии настоящей
задачи.
Теплосодержание холодного иоздуха
Qx e = аух Locetx e = 1,5- 3,47 - 0,31 - 25 =
= 40,4 ккал} кг.
Потеря тепла с уходящими газами
следовательно, к. п. д. агрегата
= 100 — Tq _ 80,2 = 80%.
Часовой расход топлива
D ^ле" Zne ) + 100 ~
5
75 000 (781 — 151)+ 100 (249,3 —151)
- --------------3-Г53Г0,8---—------= 18900 Кг1чаС’
Тепловое напряжение топочной камеры
Q Qft 18 900-3 153 1С/ЛП. . „
—— — —-------000----=154 000 ккал!л& час.
Ут vm
Количество тепла, вносимое в топку с горячим
воздухом,
'?„ = <"г.ЛК«)г.,-(«)«]= 1.15-3,467 [(0.3148.300) -
— (0,3109 — 25)] = 345,6 ккал^кг-,
здесь
“г.е — atn~ т — 1,25 — 0,1 = 1,15-
Полезное тепловыделение в топке
Qm — Qfi
100—£3—£4—^
100
+ @г.в —
100—1,5 — 5,0 — 2,0
=,3 153---------jqq-------+345,6 = 3 230,6 ккал'кг.
Собственное излучение экранной поверхности
вычисляется по формуле
QB =аосд (Zcm+ 273)4 = 0,7-4,0-10-8.5144 —
= 1 954 ккал[час,
Температуру ' воздуха, поступающего в топочную
камеру, принимаем на 5° С ниже температуры воздуха
при-выходе из воздухоподогревателя,?, е. £ге=305—
— 5]=300°С.
Степень черноты топки
__ 0,24 х____________0,24-0,55 _
”1 +Ц=^.0,862 "
— 0,097*;
Значение <Ь степени экранирования топки определено
из отношения
а0—степень черноты пламени принята рав-
ной 0,7;
-л—условный коэффициент загрязнения при-
нят равным 0,55**;
(5Игсг)^—теплосодержание газов, покидающих то-
почную камеру при t0=^ 1100° С и ат =
= 1,25, определяем по данным табл. 2-7
или по J-f-диаграмме (фиг. 2-3) и прини-
маем его равным 1 984 ккал1, кг.
Средняя суммарная теплоемкость топочных газов,
покидающих топочную камеру
_ — Qm~ (£Иг сг)*о 3 231 — 1984
(viz сг)— т _т — j 9?8_ j 373 —
тп v
= 2,07 ккалИсг.
Теоретическая температура горения t
<&п + вг.в 3 153-0,915+345
(Угсг)т " 1,895 = 1 705° С
или
1 705 + 273 = 1 978° К-
Величина (Угсг)т— теплосодержание продуктов
горения при теоретической температуре горения
1 705° С — определена по J-f-диаграмме (фиг. 2-3) и по
данным табл. 2-7.
Доля тепла, переданная в топке излучением,
8= 1 —
1 984
= 1 — 3231 =! —0.614 = 0,386.
* В нормах ЦКТИ 1945, по которым выполнен
настоящий расчет, в знаменателе последней формулы
отсутствует множитель х, введенный в формулу (4-9)
впоследствии.
** Значения х и приняты по нормам ЦКТИ
1945 г. В табл 4-2 и 4-3 приведены более уточненные
значения этих коэффициентов.
Разрез Ш—Ш
Фиг. 4-7. ОдиОбзрабанный
где (fcm-|-273)— абсолютная температура экранной
стенки принята равной темпера-
туре кипения воды в котле 241—1—
4- 273 = 514° К,-
сд—коэффициент излучения экранной
поверхности принят равным 4,0 X
X W-8 якал[л& час ° К.
Коэффициент, учитывающий обратную теплоот-
дачу экранной поверхности,
г
V-BQm + Qa
1 954-275
“ 0,386-18 900-3 231-|-I 954-275 “ °’0223'
вертикальио-водотрубный котел.
6 С. П. Кашников И В. Н. Цыганков.
ТАБЛИЦА 4-9
Расчет состава и количества газов
Формулы Размер- ность а" = 1,25 т а* =~ 1,30 пе а" = 1,35 8Э а = 1,50 вп < - 1,55 о
Объем трехатомных газов Кр ^ROa— J’866 ЮО дР/кг 0,69 0,69 0,69 0,69 0,69
Объем сухих газов п 4,484 4,666 4,849 5,396 5,578
Объем водяных паров » 0,637 0,641 0,643 0,652 0,655
Полный объем газов у у 4- у v г с.г\ v в. п и 5,121 5,307 5,492 6,048 6,233
Температура газов на выходе из топки
, ^ + 273_______________
f0 — г4,96 10-8 вНр (1 g) + 273)3п0,6
- - 273 =
ВУг-сг
1 978
4,96 • 10 - 8.0,097 275 (1 — 0,0223) 1 978310,6
18 900-2,07 ] + 1’0
--273=1 099°С.
Теоретический объем сухих газов
( Vc. г}МиН = Чю3 +0,79 Уо=0,69 4- 2,88 = 3,57 нм3/кг.
Теоретический объем водяных паров
(У,.„Г»= 9ИРВ^Р +0,016v0=
9-2,64-22,0
=----l80 Ч—— + 0,016 3,65 = 0,623 нм3/кг.
Полученная температура достаточно близко сов-
падает с величиной, ранее принятой в 1100 СС, и,
следовательно, расчет можно считать законченным.
Тот же самый результат получаем по номограмме
ЦКТИ (фиг. 4-1).
Расчет топочной камеры по нормам ВТИ
Теоретически необходимый расход воздуха в кг/кг
и нм3/кг определяют по формулам
£0 = 0,115 К₽ + 0,342 Н₽ + 0,043 О*’ кг/кг,
Уо = Г2°з = 0,0889 Кр4- 0,265 Н? —
— 0,0333 Ор нм3/кг.
В нашем случае
Lo = 0,115-36,994-0,342-2,7 — 0,043-9,9 = 4,72 кг/кг,
4,72
У0=р2д3-= 0,0889-36,99 4-0,265-2,6 —
— 0,0333-9,9 = 3,65 нм3/кг-,
здесь
КР = С₽4~ 0,375 Sf = 36,8 4-0,375-0,5 = 37,0%.
Теоретический объем азота
(l/Ns )л‘ик=0,79 Уо= 0,79-3,65 = 2,88 нм3/кг.
Объем КО2
Кр 37,0
Цюя = 1 >866 Too = 1 ’866 Jqq- = 0,69 нм3/кг.
Объем сухих газов при ат=1,25
Vc. г = (Ус. г}МиН + («~ 1) Vo = 3,574-
4-(1,25 —1,0) 3,648 = 4,48 нм3/кг.
Объем водяных паров при ат — 1,25
К. „ = (У8.+ 0,016 (« - 1) = 0,623 -f-
+ 0,016 (1,25 — 1,0) 3,648 = 0,637 нм^кг.
Полный объем дымовых газов
Уг = Ус. г 4- Уе. „ = 4,484 4- 0,637 = 5,12 нм^кг.
Подсчитанные значения объемов газов для из-
бытка воздуха аот=1,25 сведены в табл. 4-9.
Значения удельных теплоемкостей и теплосодер-
жания продуктов горения приведены в табл. 2-8 и на
J-Г-диаграмме фиг. 2-4.
Теплосодержание топлива, поступающего в топку
при tm— 30° С,
Г л 100 — Wp
im — [ ст 100 + 100 Jtm —
/ „ 100 — 22,0 22 \ _
— I 0,319----jog---+ 106) 36 = 14,1 ккал!кг.
Потеря тепла с уходящими газами
уг сг Т —9,5 У& tm 1'00
-------
376-9,5-3,648-1,5 „ 14,1-100
“ 3 153 -95,0— 3 153 — 9,3%,
*
Теплоемкость золы
t „ „ „ 750
с3 — 0,2+ 0,04 j 000 —0,2-f-0,04 1000 —
— 0,23 ккал^кг °C.
Содержание золы в шлаке <2ШЛ=15%.
Содержание горючего в шлаке сгшл — 1,0%.
Потеря с физическим теплом шлака при tWJl —
= 750° С
__ Ощл , _
15,0 27,3
— 100 — 1Т0 • 750'°’233 153 — °’2%
Коэффициент полезного действия котельного
агрегата
71Ка = * 100 - чз — Чъ—я*—ч1а~ Чф —
= 100 — 9,3 - 1,5 — 5,0 — 3,5— 0,2 = 80,5%.
Часовой расход топлива при £) = 75 т]час
D
В = —
(j пе ^пв) “Ь ЮО 7/ге)
Qh^k.u
75 000(781,0 — 151)+0,05 (2 493 — 151)
— 3 153-0,805 —
= 18770 кг}чсс.
Расчетное количество топлива
100—ол
Вр = £ В —ioO^ = °’965‘18 770-0,95 = 17 200,
где коэффициент сохранения тепла
g = 1 — = 0,965.
Эффективная толщина факела в топке
Q ос Цп о С 3$8 ело
6=3,6=7—=3 6'5^с = 508 см.
Нст 275
Средняя температура воздуха, поступающего
в топку,
Bte + 30ave 1,15-300 + 30-0,05
_ г. в г. в------_------------------------
в ат 1,25
Количество тепла, выделенное в топке,
100 — q% —
Qh *1 ~• Qh 100 + am % 4~ ^tn +
100—1,5—0,23
+ 1ф cn — 3 153---------jqq-----+
+ 1,25-3,65-0,315-244+14,07 + 0,0 =
= 3 098,45 + 350 + 14,07 = 3 462 ккал!кг.
Теоретическая температура горения может быть
определена по J-T-диаграмме (фиг. 2-4) при ат=1,25
или по формуле
0^ 3 462
Тг — (Vz сг )г — 1,995 — 1 736° С ИЛИ
1 736+273=2 009° К;
здесь удельное теплосодержание газов Угсг — 1,995
ккал[кг °C взято при Тг = 1736° С по табл. 2-8.
Условная средняя температура факела
Тф + 273 = |/(7г+273).(Г-т + 273) =
= /(1 736-|-273)(1 100+ 273) = 1660° К яля 1 383° С.
Поглощательная способность углекислоты —.
(р. S)COa = 0,135- 508 = 68,5 см.
Поглощательная способность водяных паров
(р. S)Hso = °. 1243-508 = 63,2 см.
Коэффициент черноты углекислоты определен по
графику фиг. 4-2 «СОо = 0,145.
Коэффициент черноты водяных паров без по-
правки на парциальное давление определен по гра-
фику фиг. 4-3 я'НаО = 0,2.
С учетом поправки на парциальное давление
водяных паров по графику фиг. 4-4 будем иметь:
«Н1о = 0,2 £ = 0,2-1,08= 0,216.
Тогда коэффициент черноты факела
аФ — acot ~Ь ян8О = 0,145 + 0,216 = 0,361’,
Видимый коэффициент излучения топки
1 — Ф ^ф
~в = 4,96-10-8а. тут--5---+-----=
-4 Qfi 1П-8 П ЧГ1 1,0-0,862-0,361___________
— 4,96-10 -0,361 0,862(1 -2-0,361) + 0,361 —
= 2,05-10-8.
Вспомогательные величины Го и х
QPHf< 3 462
Г° — (Гг сг у'т 273— 1,913 +273—2 083°К;
Х -Нл^е[Тг +273)2 -
17205-1,913
— 275.0,65-2,05-10-8 (1 736 + 273)2 — 233°-
Величина (Кг сгУ'т —удельного теплосодержания
газов при температуре топки Т"т = 1 100° С — опре-
делена по табл. 2-8.
Температуру Г" определяем по формуле
— 273 =
2-2 083
i/ 8 332
V У+2 330
1 +
— 273 = — 273 = 1 326 — 273 = 1 053° С.
Таким образом, полученные по методам ВТИ
и ЦКТИ значения температур 7"т=1052 и f0 =
— 1 099° С значительно расходятся между собой.
Методика ЦКТИ при расчете теплообмена в топке
исходит из чисто эмпирической связи между основ-
ными критериями подобия теплообмена в топочных
камерах
J0J-273
°~lm+273
и
Bv ус
(во)т — 4,96 • 10-8 s нр (tm + 273)3 (1 — g) ’
Они включают опытные коэффициенты «0 и у, кото-
рые имеют по 5 различных значений (см. табл. 4-2
и 4-3).
Формула, применяемая в нормах ВТИ, вытекает
из теоретического уравнения теплообмена на осно-
вании закона Стефан-Больцмана и Кирхгофа
-4,96.10-8^(7^+273)4
и включает только один опытный коэффициент т»
имеющий всего два значения.
При этом величина коэффициента т оказалась
практически постоянной (для углей и торфа г = 0,65;
для мазута г = 0,70).
В настоящее время ЦКТИ внес коррективы в фор-
мулу для расчета теплообмена в топке и изменил
значения опытных коэффициентов (см. табл. 4-2 и
•4-3), что значительно сближает результаты расчетов.
Задача 4-6. Определить величину радиа-
ционных поверхностей нагрева, расположенных
в топочной камере для вновь устанавливаемого
двухбарабанного котла (фиг. 4-8).
Топливо—порошок карагандинского угля
состава:
Ср = 62,9%, Нр=3,8%, Ор = 5,1%,№=1,0%,
S'-=0,7%, Wp=7,0%, Ае=19,5%,
Q^ = 5 880 ккалIкг.
Нормальная паропроизводительность котла
Z) = 90 m l час, давление пара в барабане
котла рк = 35 ата, температура перегретого
пара £/’=392° С, = 760,6 ккал1кг.
Расход воды на продувку dnp=0,05%
Давление пара на выходе из пароперегре-
вателя pj, — 33 ата
Температура воздуха, забираемого из ко-
тельной, te = 30° С
Температура уходящих газов за воздухо-
подогревателем Т = 197° С
Температура горячего воздуха, поступаю-
щего в топку, /гв:=207°С
Коэффициент избытка воздуха в топке
аот = 1,2
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем а'еп~ 1,45
Потеря от химической неполноты сгорания
<73 = 0,5
Потеря от механической неполноты сго-
рания ^4 = 3,0
Потеря в окружающую среду котельным
агрегатом q^ = 1,0%
Расчет произвести по нормам ВТИ.
Решение
Кр = QP + 0,375Sf = 62,9 + 0,375-0,7 = 63,2%.
Количество воздуха, теоретически необходимое
для сжигания 1 кг топлива,
1/0 = = 0,0889Кр + 0,2L5H^ — 0,ОЗЗЗОр =
= 0,0889-63,2 + 0,265-3,8 —0,0333-5,1 =5,62+ 1,0 —
— 0,17 = 6,45 нм^)кг.
Теоретический объем азота
(l/Ni )Л{ИИ = 0,79 Цо = 0,79 • 6,45 = 5,1 нл^кг.
Объем VROs
VROj= 1,866^ — 1,866-0,632= 1,18 нм^кг.
Теоретический объем сухих газов
( Vc.2}MUH = ^доа + 0,79 Уо = 1,18 -|- 0,79- 6,45 =
= 6,275 нм^кг.
Теоретический объем водяных паров
(=9НР+^+100^ + 0,016Ц=
9-3,8 + 7,0 + 0,0 п 34,2 + 7,0
=-----80+ ---+ 0,016-6,45=—^ -р
+ 0,103 = 0,615 нм^/кг.
Объем сухих газов при а/л=1,2
Vca = (Vcz)Mun + (“ — !) Vo = 6,275 +(1,2— 1)6,45 =
= 7,565 нм^кг.
Объем водяных паров при ат— 1,2
VBn = <Ув.тЬМиН +0,016(а—1) Vo= 0,615 +0,016-0,2.6,45 =
= 0,618 нм^кг.
Полный объем дымовых газов
Уг = Кс>г+РвгП = 7,565 +0,618 = 8,18 нм^кг.
Парциальное давление углекислоты в топке
рсо = ——°58 = 1 ’ *8 — 0 144 ата
Рсо= V 8,18
Парциальное давление водяных паров
Лл = ^ = 2^=0,0755 ата.
гв.п уг 8jl8
Потеря тепла с уходящими газами
У Тух
42 —
-9,5У0а
-------(100-?<)=
Qph
(636 —9,5-6,45-1,45).97
5 880
(636 — 89,0)97
\--------—----- — Q ПоЛ
5 880 — J.u/o.
Величина V? сг Тух—теплосодержания уходящих
газов при Т = 197° С и аух~ 1,45—вычислена по фор-
муле
У<г ^=[(^0Лс0а) + (^ГИК
+ (а-1,0)с^У0]Г^ = [(1,18-0,429-|-5,1.0,310б+
+ 0,615-0,3635-]-(1,45— 1,0)-0,318-6,45] 107 —
= (0,506 + 1,58 + 0,224 + 0,921)-197 = 3,22-197 =
= 636 ккал'кг.
Объем нижней части топки
КН = Л«&1 = 6,45-5,85-6,3^238 м$.
Объем средней части топки
6,3 + 4,7
= hcpabcp= 2,4-5,85 --77 м*.
Объем верхней части топки
Ve= h «^ = 3,96-5,85-4,7^109 м*
Общий объем
^н+ Ур + =49 + 238 4-77 +
+ 109 = 473 м3.
Мертвое пространство топки
1/=А„«-6 = 2,85-5,85-6,3 = 105 лА
М JA 1 * 3
Активный объем топки
У„ = У_ — V,. = 473 — 105 = 368 м?.
Til тп - Л£
Средняя температура воздуха, поступающего
в топку1
/7га аг.в Ь.вз + 30а.глз 1,15-207 +30-0,05 1QQOC
Коэффициент полезного действия котельного
агрегата
— WO — ?а — ?3 — q± — q5 — дф— 100 — 9,0 — 0,5—
— 3,0— 1,0 = 86,5%?
Величину q$ принимаем равной нулю.
Часовой расход топлива
DWne ^пв ) 4" ICO ^пв ) _
В =-------------ъ-----——-—— ~
Qh Ук.а
90 000[(763,2 — 151,4)+0,05(249,5—151,3)]
~ 5 880-0,865 —
616,7-90 000 _ п
— 5880-0,865 — 10910л;2/^.
Коэффициент сохранения тепла
д* 1
= 1 ~ ТОО “ 1 ~ 100 — °’99'
Расчетное количество топлива будет
Вр = ZB( 1 — д4) =х 0,99 • 10 910 - 0,97 = 10 480 кг{час.
Объем топочной камеры (фиг. 4-8).
Объем холодной воронки
, 6,3 + 3,78
^ = 1,67-7,85------1------= 49 м3.
Количество тепла, выделенного в топке,
Г)рп —Ор( 100 1ч-а 14с —
4nfim — C'hI |qq J ат v0CB3 ‘'вз—
100 — 3,0
= 5 880 -—10q + 1,2-6,45-0,312-199 = 5 703,6 +
+ 483,4 = 6 187 ккал 'кг.
Теоретическая температура горения
Чор = Л?УГ-+273=4-^-+2ге=19’0°С +
^г^гУгор
+ 273 = 2 183° К;
здесь
( У сг)гор ~ t ^ROa сСОа + ( cNa + ( ^в.пУ1^ св.п 4
+ (а — 1)с^У0] = 1,18-0,5783 + 5,1 -0,3529 +
+ 0,615-0,464 + 0,2-0,3644-6,45 = 3,237 ккал!кг° С.
Задаемся температурой перед первым рядом труб
Г" = 1 125° С.
Находим условную среднюю температуру факела
Тф +273 = ]/’(Тг + 273)(Г"+273) =
— у (f9Г0 + 273) (1 125 + 273) = У 2l83-1 398 =
= 1 747° К или 1 747 — 273 = 1 474° С.
1 При определении величины аг в не учтены при-
сосы в сушильно-мельничной системе.
Vm 368 „
г,— =3,6 осг = 363 см,
Ист 365
Эффективная толщина факела в топке
5=3,6
где Уот = 368 м3;
Нст = 365 №.
Поглощательная способность углекислоты
(/?5)СОп = 0,144-363 = 52,4 см ата.
Поглощательная способность водяных паров
(р5)йп= 0,0755-363 = 27,5 см ата.
Коэффициенты черноты для углекислоты и водяного
пара без поправки на парциальное давление водяного
пара при 7^ = 1474° С определяем по графикам
фиг. 4-2 и 4-3.
fl'co3 = ^>13^> ян£О = 0’13’
fiHaO — fiH2o — 0,13-1,045 = 0,136,
тогда коэффициент поглощения факела будет
^ = ^0^4-^0 = 0,131 +0,136 = 0,267.
Количество тепла, передаваемое излучением в топке,
Q. = Вр (Qp - УгсгТт) = 10 480 (6 187 - 3 428) =
= 10 430-2 759;
У г сг ~ К сСОа + ( +
+ (х — 1)с“ Voir" =[1,18.0,538+ 5,1-0,336 +
+0,615-0,420 +(1,2 — 1)-0,344-6,45]-1 125 = 3,048-1 125=
= 3 428 ккал}час.
Вспомогательная величина
4,96-10-8^(^+273)^
у~ Q, ~
4,96-10-80,65.365-1 7474
— 10 480-2 759 —3,8.
Степень экранирования
_______________ 2
$ —/ 1 \ _ Г1 1 \2 —
+ a~) + V (У + 2~^) ~4а*У
- ___________________ 2______________________
~ (3,8 + 2 — 3,75) + V(578^3,75)2 — 4-0,267-3,8 —
= 0,921.
Отсюда находим эффективную радиационную
поверхность, размещаемую в топке. Из уравнения
ф = т=^=0,921,
Нст
имеем Нл = 365-0,921 = 336 м\
По эскизу топки производим размещение полу-
ченной экранной поверхности. Для экранирования
выбираем гладкотрубный экран с диаметром труб
jrfw = 82,5 мм,.
Экран боковых стен топки
5
dH — 82,5 мм; -^ - = 1,04.
По графику фиг. 4-6 находим угловой коэффициент
экрана фэ = 0,98.
Освещенная длина труб 10сВ = 14,48 м.
Расстояние между крайними трубами экрана
£ = 5,6 м.
Поверхность боковых с ген
Нст=1осв Ь = 2-5,6-14,48= 162 м2. .
Следоват ельно,
/^ = ФЭ 1осе Ь = 2-0,98-14,48-5,6 = 159 м2.
Экран фронтовой стены
dH = 82,5 мм; S,'dH = 1,04.
Освещенная длина труб 10СВ = 13,7 м, расстояние
между внешними образующими экранных труб Ь —
= 5,85 м, поверхность стен //$£ = 5,85-13,7 = 80 м\
площадь, занятая под амбразуры, 14,3 №.
Эффективная радиационная поверхность фронто-
вого экрана
Н#р — — 14,3) ф = (80 — 14,3) 0,-98 = 64 м2.
Экран задней стены
dH = 82,5 мм, S'dH = 1,04; фэ = 0,98.
Расстояние между внешними образующими экран-
ных труб £ = 5,85 м, освещенная длина труб 10св —
= 13,8 м, поверхность стен Я^т = 5,85-13,8 = 81 м2,
эффективная радиационная поверхность экрана зад-
ней стены //^ = 81-0,98 = 79 м2.
Экран передней стены холодной воронки (экраны
остальных стен холодной воронки вошли в радиаци-
онную эффективную поверхность соответствующих
экранов)
S/dH=l,04; фэ =0,98.
Освещенная длина труб 10се~ 2,15 м, расстояние
между внешними образующими экранных труб Ь=5,85м.
Поверхность стены H^e — hXB 10СВ — 5,85-2,15 =
= 12,6 №. Эффективная радиационная поверхность
//£» = 12,6-0,98= 12 №.
Фестон
Длина труб /$ = 5,0 м, ширина топки £т = 5,85 м,.
Эффективная радиационная поверхность фестона
//$ = /£ £от= 5-5,85 = 29 м2.
Полная радиационная поверхность в топке
Нл = 159 + 64 + 79 + 12 + 29 = 343 №.
Следовательно, степень экранирования получена
343
равной ф = = 0,938, что достаточно точно согла-
суется с найденной ранее величиной.
Задача 4-7. Подобрать цепную решетку
для сжигания на ней лисичанского длинно-
пламенного угля состава: Ср = 51.1%, Нр =
= 3,7%, Np=l,l%, Op = 8,3%, Sp = 4,0%,
Лр=19,8%, Wp = 12,0%, Qp = 4900 ккал/кг.
Решетка должна быть установлена под
вертикально-водотрубным котлом паропроиз-
водительностью Z)=16 т}час, /гав = 350°С;
рк = 35 ата, tn.B=-110,0° С.
Ширина котла в свету ^ = 4,55 л
Потеря от химической неполноты сгорания
= 2 %
Потеря от механической неполноты сго-
рания #4 = 4%
Потеря в окружающую среду котельным
агрегатом #5 = 2%
в том числе топкой #^=0,5%
Тепловое напряжение решетки Q//? =
= 1 000* 103 ккал/л2час
Тепловое напряжение объема топки Q/Vm=
— 300-103 ккал[м3час
Коэффициент избытка воздуха в топке
ат=1,25
Коэффициент избытка воздуха за уста-
новкой а =1,55
Температура холодного воздуха Z,.e = 30°C
Ответ. RaKm = 12,3 л/2, IZm = 40,9 л3.
Подбираем две решетки БЦР длиной
между осями 5,5 л и шириной 1,56 л/.
Задача 4-8. Определить основные размеры
наклоннр-переталкивающей топки для сжига-
ния подмосковного угля марки МС состава:
С₽ = 32,0%, Нр = 2,3%, Op=9,3%, Sf=2,6%,
N₽ = 0,6%, №* = 32,0%, Ар =21,1%, QPH =
=2 760 ккал/кг.
Топка должна быть установлена под вер-
тикально-водотрубным котлом паропроизво-
дительностью D = 14 000 кг/час, рк = 35 ата,
£„’’=400° С, f„e=125°C, i„=20°C, ^=200°С,
ага = 1,30, а/х=1,6.
Тепловое напряжение решетки Q//? =
= 650 000 ккал/л? час, объема топки QIVm=
= 200000 к к ал I л3 час.
Потеря от химической неполноты сгорания
#3=1,0%
Потеря от механической неполноты сгора-
ния #4 = 5,5%
Потеря. в окружающую среду котельным
агрегатом #5 = 2,5%
Ответ. Rafcm= 17,2 л2. .
Задача 4-9. Подобрать цепную топку БЦР
для сжигания челябинского бурого угля при
нагрузке решетки = ккал/л2час
и €2/1^ = 300000 ккал/л3 час.
Топка должна быть установлена под вер-
тикально-водотрубным котлом паропроизводи-
тельностью 36000 кг{час. рк = 35 ата, tne =
= 400° С, /^ = 150°С, tx e— 30° С, tyx = 200°С,
ат = 1,2, аух — 1,45. Состав челябинского угля
Ср = 42,5%, Нр = 3,0%, Op=ll,5%,Np=l,0%,
Sp = 1,1 %, Wp = 19,0%, Ар =21,9%, QPH =
= 3 800 ккал/кг.
Потери: #3=1,0%, & = 3,5%, #5 = 2,5%.
Ответ. RaKm = 33,7 л2 и 1//л = 89,5 л3.
Подбираем две решетки БЦР общей пло-
щадью Ro6ui = 4,52 • 6,6 • 2 = 58,8 л2.
Задача 4-10. Определить, производя под-
счет по методу ЦКТИ, величину радиацион-
ной поверхности, размещаемой в топке двух-
барабанного котла при сжигании карагандин-
ского угля состава: С₽ = 62,9%, Нр=3,8%,
Op=5,l%, Np=l,0%, Sp=0,7%, №* = 7,0%,
Ар= 19,5 %, Qp - ~5 880 ккал/кг. Паропроизво-
дительность котла 90 m/час, рк=:33 ата,
Г = 420° С, ^=150° С.
Коэффициент избытка воздуха в топке
перед фестоном и перегревателем а.т = 1,2.
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем а^=1,45. Температура горя-
чего воздуха, поступающего в топку, tge =
= 207°С. Количество тепла, вносимое в топку
с воздухом, €2гв = 448 ккал/кг. Действитель-
ный часовой расход топлива /3 = 10 750 кг/час.
Степень черноты пламени ао = 0,7.
Степень загрязнения х = 0,7
Теоретическая температура горения tm~
= 1890° С
Температура газов на выходе из топки
(перед фестоном) /о= 1065°С
Степень экранирования топочной камеры
ф = 0,915
Коэффициент полезного действия топки
т]т = 96,7%
Активный объем топочной камеры Vm —
= 368 л3
Ответ. Нр~334 л2.
Задача 4-11. Определить температуру на
выходе из топки t0 двухбарабанного котла,
под которым в пылевидном состоянии сжи-
гается курашассайский бурый уголь состава:
Ср = 26,4%, Нр = 2,1%, Np = 0,5%, Ор =
= 7,5%, Sp = 2,3%, Ар =29,2%, №*=32,0%,
Qp = 2 080 ккал/кг. Температура размягчения
золы топлива ^3=1 290°С. Паропроизводи-
тельность котла £>=90 т/час, рк = 33 ата,
^=420°С, Ц=150°С
Коэффициент избытка воздуха в топке
а = 1,2
т ’
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем авп = 1,45
Температура горячего воздуха, поступа-
ющего в топку tZ B — 235° С
Температура холодного воздуха £^=30°С
Количество тепла, вносимое в топку с воз-
духом, Qz e = 214 ккал,кг
Теоретическая температура горения tm —
= 1 480° С
Коэффициент полезного действия котель-
ного агрегата TjKO=81,7%
Коэффициент полезного действия топки
^ = 97,7%
Величина радиационной поверхности, раз-
мещенной в топочной камере, /Ур=334
Степень экранирования топки ф = 0,915
Активный объем топочной камеры Vm —
= 368 л/3
Степень черноты пламени по = 0,7
Степень загрязнения х = 0,7
Расчет произвести по методике ЦКТИ
Ответ. t0 = 1080° С
Задача 4-12. Определить радиационную
поверхность, размещенную в топке котла
высокого давления паропроизводительностью
D = 55 т/час, работающего на мазуте состава:
Ср = 85%, Нр= 10,3%, Ор = 0,8%, Np = 0%,
Sp =0,7%, Ар =0,2%, Wp = 3%, Qp =
= 9 370 ккал/кг.
Давление перегретого пара рпе =105 ата
Температура перегретого пара tne = 500° С
Температура питательной воды £пв=190°С
Температура воды, выходящей из эконо-
майзера, £э"=237°С
Коэффициент избытка воздуха в конце
топки аот=1,15
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогреватель aen = 1,45
Расчетный часовой расход топлива £Вр =
= 4 330 кг/час
Доля горячего воздуха от теоретически
необходимого проходящего через воздухо-
подогреватель:
перед воздухоподогревателем аге=1,15
за воздухоподогревателем агд = 1,05
Температура газов в конце топки t'm =
= 1 192° С
Температура горячего воздуха tze = 230°С
Температура холодного воздуха tx в = 30°С
Степень экранирования топки ф = 0,835
Расчет произвести по нормам ВТИ
Ответ. Ня = 162
Задача 4-13. Определить температуру на
выходе из топки для котла КО-7, паропроиз-
водительностью 240 т/час, под которым сжи-
гается подмосковный уголь состава: Ср=25,3%,
Нр=1,9%, Np=0,5%, Ор=7,9%, 1№р=37,0%,
Ар = 25,2%, Sp = 2,2%, Qp =2138 ккал/кг.
Давление пара рк = 100 ата
Температура перегретого пара /''е = 500°С
Температура питательной воды £л е=185оС
Температура воздуха в котельной tv е=30°С
Температура уходящих газов Г =190°С
Коэффициент избытка воздуха в топке
а = 1,25
т ’
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем авп= 1,43
Потеря тепла от механической неполноты
горения д4 = 2,1%
Потеря тепла от химической неполноты
горения <?3=1,5%
Потеря тепла котельным агрегатом в окру-
жающую среду ^л = 0,5%
Потеря с физическим теплом шлаков дф=
= 0,3%
Тепло, вносимое в топку с топливом, im =
= 17 ккал /кг
Радиационная поверхность нагрева экранов
и фестона
Н = = 710 4- 67,7 = 777,7 л?
Топка полностью экранирована ф = 1,0
^больше 0,95)
Доля горячего воздуха от теоретически
необходимого, поступающего в топку аг =1,13
Коэффициент сохранения тепла В = 0,995
Расчет произвести по нормам ВТИ
Ответ. Т" = 1096°С
Задача 4-14. Определить размеры радиа-
ционной поверхности (экранов и фестона),
размещенной в топочной камере котла КО-7
при сжигании челябинского угля состава:
Ср=33,3%, Н₽=2,4%, Np=0,8%, Ор=8,4%,
№* = 24%, Ар = 30,4%, Sp=0,l%, Qp =
= 2 920 ккал/кг.
Паропроизводительность котла и параметры
пара такие же, как в предыдущей задаче.
Коэффициент избытка воздуха в топке
а =1,25
Коэффициент избытка за воздухоподогре-
вателем аеп=1,43
Температура уходящих газов Тух=180° С
Температура воздуха в котельной t = 30° С
Температура горячего воздуха, поступа-
ющего в топку, tzc3 =362°С
Температура газов, покидающих топку
т'= 1 130°С
т
Доля горячего воздуха от теоретически
необходимого поступающего в топку агв-=1,13
Потери тепла от химической неполноты
горения <7з = 1,5%
Потери тепла от механической неполноты
горения <?4 = 2,3%
Потери тепла котельным агрегатом в окру-
жающую среду q“'a = 0,5%
Потери тепла с физическим теплом шлака
<7 ф — 0,3%
Физическое тепло топлива 7от=14,5 ккал{кг
Коэффициент сохранения тепла £ = 0,995
Степень экранирования ф = 1
Расчет произвести по нормам ВТИ.
Ответ. Н = 118 лЛ
Л
Задача 4-15. Определить температуру на
выходе из топки для котла КО-7 при сжига-
нии челябинского угля состава, указанного
в предыдущей задаче. Паропроизводитель-
ность котла и параметры пара такие же, как
в задаче 4-13.
Температура уходящих газов Тух= 180°С
Температура воздуха в котельной tx е=30°С
Температура горячего воздуха, поступа-
ющего в топку tZB = 356°С
Коэффициент избытка воздуха в топке
ат = 1,25
Коэффициент избытка воздуха за воздухо-
подогревателем авп = 1,43
Для горячего воздуха от теоретически
необходимого, поступающего в топку, «гв=
= 1,13.
Потери тепла: <7g= 1,5%, <?4 = 2,3%, <?5 =
= 0,5%, q$ =0,3%. Физическое тепло топлива
/,„=14,5 ккал^кг.
Коэффициент сохранения тепла £ = 0,995
Радиационная поверхность нагрева экранов
и фестона Нл = 778 л?
Степень экранирования ф =5= 1
Расчет провести по нормам ВТИ.
Ответ. t'^= 1130° С.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
5-1. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
КОТЛОАГРЕГАТА ПО А1ЕТОДУ ЦКТИ
Основными расчетными уравнениями яв-
ляются уравнение конвективного теплообмена
BQ=HK^t ккал [час (5-1)
и уравнение теплового баланса
Q = (^ VctA— S Vct2A-
~г ДоАсА. в — нй QPH ) ккал/кг, (5-2)
где В — часовой расход топлива,
кг[час;
Q — количество тепла, восприни-
маемое поверхностью нагре-
ва от продуктов сгорания,
ккал[кг;
Н—поверхность нагрева,
К—коэффициент теплопередачи,
ккал [л2, час° С;
№—температурный напор, т. е.
средняя разность между тем-
пературой газов, омывающих
поверхность нагрева, и тем-
пературой обогреваемой сре-
ды;
S Vctx и — теплосодержание продуктов
сгорания 1 кг топлива при
температурах tx в начале и t2
в конце газохода, в ккал[кг;
- &aL0(cf)x в — количество тепла, вносимого
присасываемым воздухом на
1 кг топлива (при величине
присоса в газоходе Да и тем-
пературе присасываемого воз-
духа t е) , ккал [кг;
Q„—потеря тепла рассчитываемым
газоходом в окружающую
среду на 1 кг топлива,
ккал[кг.
С другой стороны, величина Q связана
с количеством тепла, воспринимаемым рабо-
чим телом:
для пароперегревателя и водяного эконо-
майзера
BQ = D (i2 — £,) ккал[кг (5-3)
и для воздухоподогревателя
Q аг. Ло КАг. в — П)х J ккал/кг, (5-4)
где D — расход пара или воды через
данный элемент агрегата,
кг[час;
Ч и h — начальное и конечное тепло-
содержание пара или воды,
ккал/кг;
аг eV0 — расход горячего воздуха на
1 кг топлива, нм3[кг;
(ct)z в и (ct)v в — теплосодержание 1 и Л3 горя-
чего или холодного воздуха.
При противоточной или прямоточной схеме
движения величину температурного напора Ы,
входящую в формулу (5-1), определяют по
формуле
(5-5)
2,3 ь
где &t6—разность температур обеих сред
в том конце поверхности нагрева, где она
больше, чем Ым — разность температур на
другом конце поверхности нагрева.
В тех случаях, когда отношение д^ =С1,5,
температурный напор следует определять не
по формуле (5-5), а как средний арифмети-
ческий
Д/ = ^+^ос.
(5-6)
При любых заданных конечных температурах
обеих сред максимально возможный темпера-
турный напор дает противоток , минимально
возможный — прямоток. Все прочие разнооб-
разные схемы включения занимают промежу-
точное положение.
Если выполняется условие
ТАБЛИЦА 5-1
Коэффициенты использования газоходов типовых
котлов
^прям ’
где ипРЯм и ^прот—температурные напоры,
рассчитанные по заданным конечным темпе-
ратурам теплообменивающихся сред для слу-
чаев прямотока и противотока, то темпера-
турный напор для любой сложной схемы
включения расчитывается по формуле
л /_^прям "Е ^прот
LI— 2
(5-7)
Определение температурного напора при
наличии схемы с последовательно смешанным
током производят по специальному методу
ЦКТИ [Л. 3].
Расчетный коэффициент теплопередачи во
всех случаях подсчитывается по формуле
Кр = £Кт ккал/м2 час °C, (5-8)
где z — коэффициент использования, значения
которого приведены в табл. 5-1 и 5-2.
Теоретический коэффициент теплопередачи
определяется по формуле
Коэффициент использования
Завод-изготовитель и тип котла первого газохода паропере- гревателя1 qne второго газохода2' сг
ЛМЗ-2 500 0,55 0,85 0,95
ЛМЗ-1 500 лС 0,55 0,85 0,85
НЗЛ.450 jw2 0,50 0,70 0,85
лмз ко-ш 0,55 0,80 -—
ЛМЗ KO-IV 0,60 0,80 —.
ЛМЗ KO-VI 0,80 0,75 -—-
НЗЛ Ф-60 и с-60 0,75 0,80 —
ТКЗ ТКП-1 0,75 0,80 —
ТКЗ ТКП-3 0,80 0,8 —
НЗЛ 60/75 иТКВ 120/160 0,65 0,80 —
ЛМЗ 160/200а 1,003 0,80 0,85
ЛМЗ 160/2006 1,10 0,80 0,85
ТКЗ СМ 0,8 0,8 0,85
ТКЗ СП и МП 0,50 0,80 0,85
БКЗ Шухова-Берлина ’ 0,85 1,0
1 Значения коэффициента использования пароперегревателя
приведены для мазута, пыли всех углей, кроме антрацита, и для
углей, сжигаемых на решетках- Для антрацитовой пыли значе-
ние следует снижать на 0,05, для кускового торфа увеличивать
на 0,05, для очищенного газа и древесного топлива — увеличивать
на 0,15.
s Значения коэффициента использования второго газахода
приведены для пыли всех углей, кроме антрацита. Для мазута
и углей, сжигаемых на решетках, значения Ег следует снижать на
0,10, для антрацитовой пыли снижать на 0,05.
3 При отсутствии перегородок на пучке ч = 0,9.
Кт — a^Tq2 час °C, (5-9)
а для экономайзеров и котельных поверх-
ностей
ТАБЛИЦА 5-2
Кт = = [ак ал] ккал/м2 час°С, (5-10)
где ак и ал— коэффициенты теплоотдачи со-
прикосновением (конвекция) и
излучением, ккал{я12 час °C.
Коэффициенты использования экономайзеров
и воздухоподогревателей
Коэффициенты использования
при сжигании
Величина а2 учитывается только в расче-
тах пароперегревателей и воздухоподогрева-
телей.
Поверхность нагрева
муле
Расчетную скорость определяют по фор-
_ ВУг *пот + ™ ,
бооц 273
(5-11)
где Уг — объем продуктов сгорания с учетом
потерь от механического недожога
при среднем избытке воздуха в газо-
ходе, ня3[кг.
tnom— расчетная температура потока для
всех элементов котельного агрегата
за исключением воздухоподогрева-
теля
Чугунный ребристый
экономайзер® . . . .
Железный гладкотруб-
ный или плавниковый
экономайзер .........
Чугунный ребристый
воздухоподогреватель
Пластинчатый воздухо-
подогреватель ....
Трубчатый воздухопо-
догреватель .....
мазута (при
наличии,
обдувки)
0,750,9 1,0 0,7
0,85 0,75
- 0,9
от 0,8
|
0,85 1,0.0,65 -0,70**
1,0 1,J 0,85
до 1,0 0,7—0,8
от 0,8 до 0,9
0,7—0,8
U.=»v+^ (5-12)
где kt— температурный напор в пределах
данной поверхности;
* Только для экономайзеров ЦККБ при скоростях движение
газов от 5 до 10 м-сек.
* * Меньшее значение Е,вк при температуре входа воды^в эко-
номайзер &, > 160° С, большее значение при &t > 160° С.
О — средняя температура обогреваемой
среды, равная для котельных по-
верхностей температуре кипения
при давлении в котле tH, а для
экономайзерных и пароперегрева-
тельных поверхностей — полусумме
температур воды или пара на входе
или выходе из поверхности нагрева.
Для воздухоподогревателей средняя тем-
пература потока обеих сред определяется
по полусумме температур данной среды на
входе и выходе из воздухоподогревателя.
Для определения коэффициента теплоот-
дачи при продольном омывании трубчатых
поверхностей нагрева пользуются следующими
формулами:
для случая охлаждения омывающей среды
(Г) С \
тт) х
/ст
tcm + 273 \0.417
7—-л. 970 ) Рг°с'^ккал[л2 час С;
Lnom । z ° /
(5-13)
для случая нагревания омывающей среды
(воздуха в воздухоподогревателе)
(О 8 \
М х
Jem
/ tcm + 273 \0,417
X (. т—J.979 I Рг0,37 ккал1л2 час °C. (5-14)
\ 1пот\ /
В формулах (5-13) и (5-14)
w— средняя скорость газов, л]сек;
da — эквивалентный диаметр, л;
Л — теплопроводность газов,
ккал}л час °C;
р — плотность газов, кг/сек2 м4;
р- — динамическая вязкость газов,
кг сек]м2-,
(tcm -f-273)— температура стенки трубы, °К;
(£WOT-|-273) — средняя расчетная температура
потока, °К;
Ргст— безразмерный критерий Прандт-
ля (при расчетной температуре
стенки), равный 3600 f—
' Jem
где с — истинная теплоемкость газов при по-
стоянном давлении на 1 кг газов,
ккал[кг° С. Все физические константы
отнесены к температуре стенки.
По формулам (5-13) и (5-14) построена
номограмма, приведенная на фиг. 5-1.
Коэффициент теплоотдачи при продольном
омывании пластинчатых поверхностей нагрева
определяют по формуле
ак — Ow^'d^ ккал/л2 час °C, (5-15)
\ Iх /ст
где С — постоянный, коэффициент, равный при
охлаждении дымовых газов 0,00118, а при
нагревании воздуха 0,00114; остальные обозна-
чения те же, что и в формулах (5-13) и (5-14),
(все физические константы отнесены к темпе-
ратуре стенки). При значении рест— 20000
формулы (5-13) и (5-15) дают одинаковый
результат, при значениях /?есот>>20 000 расчет
следует вести по формуле (5-13) или (5-14).
На фиг. 5-2 приведена номограмма, по-
строенная по формуле (5-15).
Коэффициент теплоотдачи при поперечном
омывании и коридорном расположении пучков
труб определяют по формуле
л 1 о„„Дбб j— о,з4 Г>р0,66]
cc„ = 0,12w ’ d X
1х
X (1 —71i7J2)?3 ккал/л2 час °C, (5-16)
где основные обозначения те же, что в пре-
дыдущих формулах (все физические константы
отнесены к температуре стенки);
(1 — 7Ь7]2) — поправочный множитель для пуч-
ков, у которых 1,5 и ^-^=2
при Recm <23 000 ($! и $2 — шаги
труб по ширине и по глубине
пучка);
<Рз — поправочный множитель, учиты-
вающий число труб по глубине
пучка.
При шахматном расположении пучков труб
л 1 о 0,61 J—0,39 Ар0,61 \ х ,
fif = 0,18w d Рщёг) X
\ 1х ]ст
/ с \ 0,25
х ккал1м2 час °C;
(5-17)
здесь ф2 — поправочный множитель, учиты-
вающий влияние шага труб по
глубине пучка (Все физиче-
ские константы отнесены к темпе-
ратуре стенки).
Номограммы для определения коэффи-
циента теплоотдачи по формулам (5-16) и
(5-17) приведены на фиг. 5-3 и 5-4.
Для так называемого смешанного пучка,
в котором трубы расположены частично в шах-
матном порядке, частично в коридорном, ак
Фиг. 5-1. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ак при продольном омывании:
труб газами или воздухом по температуре потока tnOm-> скорости его движения w и эквивалентному диаметру
труб (1Э (по нормам ЦКТИ).
определяют в отдельности для каждой части
пучка (но для средних значений температуры
и скорости в пучке), а затем усредняют про-
порционально поверхности нагрева или про-
порционально числу рядов труб в той и дру-
гой частях пучка по формуле
+ ккал/л?час°С. (5-18)
niu ”Г
Коэффициент теплоотдачи конвекцией чу-
гунного ребристого водяного экономайзера
системы ЦККБ можно определить' по номо-
грамме фиг. 5-5.
Коэффициент теплоотдачи излу-
чением трехатомных г азов и водя-
ных паров.
Эффективную толщину излучающего газо-
вого слоя для межтрубного излучения газов
на пучок труб определяют по формулам:
при 3,0<S1j/2<7,
= 1,87^^ —4,1 м (5-19)
и при
7,0<^Ф^< 13,0.
^-=2,82 — Ю,6 л. (5-20)
Коэффициент теплоотдачи газовым излу-
чением определяют по номограммам фиг. 5-6
и 5-7.
Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы
к перегретому пару определяют по формуле
а2 = 0,024‘zy0’8^ 0,2 PrG'^ ккал! л? час °C,
а * I ^и,с I СТП I
\ 1 /ст
(5-21)
по которой построена номограмма фиг. 5-8
(все физические константы относятся к тем-
пературе стенки).
Задача 5-1. Произвести по методу ЦКТИ
поверочный тепловой расчет конвективных
поверхностей нагрева котельного агрегата
паропроизводительностью 60/75 m/час, кон-
струкция которого была показана на фиг. 4-7.
Фиг. 5-2. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ак при омывании газом
или воздухом пластинчатых поверхностей по скорости потока w, ширине щели $ и температуре стеики
tcm (п0 нормам ЦКТИ).
При расчете использовать данные, приве-
денные в табл. 2-7 и на /-^-диаграмме фиг. 2-3.
Решение. Расчет кипятильного пучка труб котла-
Температуру газов перед пароперегревателем пред-
варительно принимаем равной tnn — 950° С.
Средний логарифмический температурный напор
в пучке
1 099 — 950
2,31g
^пп
1 099 — 241,5 — 782°с-
2,3 lg 950 — 241,5
Средняя температура газов в кипятильном пучке
х n , t 241,5 + 241,5
^от = % + =------2 -----+ 782 = 1 024° С.
Средний объем газов в этом пучке
4,84 + 5,02
Угр —------g----= 4,93 нм^кг.
Средний секундный объем газов в кипятильном
пучке
(V . _В^Р(273 + ^)
\Уг)сек— 3 600-273 —
18 900-4,93(273+1024)
“ 3 600-273 = I23 M-'fceic.
Как видно из фиг. 4-7, наружный диаметр труб;
котла dH — 0,083 м\ освещенная длина труб 1К = 7,3 м\.
число труб 7V= 104; ширина газохода &к=:5,2 м\ сред-
няя высота газохода йк = 6,5 м\ полная длина трубы
/=9,3лг;шаг труб поперек газового потока $1= 180 мм;.
шаг труб вдоль газового потока $а = 250 мм.
Отношения
$1 180 250
dH — 83 — 2,17 и 83 — 3>°; «1 — 26.
Температура стенки кипятильных труб — —
= 241,5° С. Площадь поперечного сечения для про-
хода газов
Й = hK (Ък — щ dH) = 6,5 (5,2 — 26-0,083) = 19,6 м?.
Фиг. 5-3. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании
газами пучков коридоэно-расположенных труб по скорости потока w, наружному диаметру труб d, числу
рядов в пучке п и температуре стенки tcm. Эта номограмма неприменима при /?е^23 000 для пучков, у ко-
s.
торых ^"-^2, а -^-^1,5 (по нормам ЦКТИ).
Скорость газов
w = (--г )сек = =6,27 м}сеК.
2 19,6 '
Поверхность нагрева кипятильного пучка определяем
по формуле
Н1к — тМ 3,14-0,083-9,3-104= 199 м\
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для кипя-
тильного пучка при коридорном расположении труб
равен (по номограмме ЦКТИ фиг. 5-3).
ал=2б,8 ккал/м2 час°С.
Эффек гивная толщина излучающего слоя 5 при отно-
шении
$1 + s, 180 + 250
d — 83 —й’2’
х — 1,87 (st -и х2) — 4,1 d — 1,87 (180 250) — 4,1 -83 =
= 0,464 м.
Произведения эффективной толщины газового излу-
чающего слоя на парциальные давления сухих трех-
атомных газов и водяных паров
(/>5 )ROe = 0,134-0,464 = 0,0622 атам,
(PshaO °«119-0,46 = 0,0552 ата м.
Коэффициент теплоотдачи излучением сухих трех-
атомных газов по номограмме фиг. 5-6 при tnom —
=1 024° С и £cm=241° С будет а^0 =14,2 ккал!м2 час° С.
Коэффициент теплоотдачи излучением водяных
паров по номограмме фиг. 5-7
“hso — 12»0 ккал}.*# час °C.
Суммарный коэффициент теплоотдачи излучением
^=^0,4^0=14.2+12.0 =
= 26,2 ккал/м3 час ° С.
Учитывая, что междутрубное излучение газов вос-
принимается не всей поверхностью нагрева пучка, а
лишь частью ее за вычетом эффективной радиацион-
ной поверхности, учтенной в расчете топки, коэффи-
циент теплоотдачи излучением пересчитываем соглас-
но норм ЦКТИ по формуле
, Н—Нр п п 199—38,0
ал — ал // — 26,2 igg —
= 21,2 ккал>м3 час ° С.
Величина //* = 38 м? взята по чертежу котла.
Полный теоретический коэффициент теплоотдачи
в кипятильном пучке Кт = ак-|-ал = 2б,8-}-21,2 =
= 48 1скал]м2 час ° С.
Фиг. 5-4. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ак при поперечном омывании
газами или воздухом пучков шахматно-расположенных труб по скорости потока w, наружному диаметру
труб d, числу рядов труб в пучке п, характеристикам конфигурации пучка труб и £ и температуре
стенки труб tcm (по нормам ЦКТИ).
7 С. П. Каш ни- ов и В. Н. Цыганков.
и скорости потока w.
Коэффициент использования газохода £ принимаем
равным 0,75 (см. табл. 5-1).
Тогда расчетный коэффициент теплопередачи
Кр — kKm = 0,75 48 36,0 ккал1.лР час ° С.
Количество тепла, переданного газами кипятиль-
ному пучку,
п _ М-Кт 199-782-36,0 one
Qi — —?------— =------------_ — 296 ккал!кг.
V1 В 18 900 1
Теплосодержание газов перед пароперегревателем
(Уг Сг ) — Уг сг tv — Ch— 1,803-1 099 — 296 —
= 1 982—296 = I 686 ккал}кг.
Температура газов перед пароперегревателем
t — Wnntnn_____£686___g50oC
1пп — (Уг сг ) ~ 1,775 — Уйи
что точно совпадает с предварительно принятой вели-
чиной. Такое совпадение получается после нескольких
последовательных подсчетов, в результате которых
значения предварительно принимаемой величины сбли-
жаются с ' полученной в конце расчета. Допустима
неточность совпадения этих цифр до 10°С. За "истин-
ную принимается величина, полученная в результате
расчета. ' .
Расчет пароперегревателя
Пароперегреватель с вертикальным расположе-
нием -труб. Число труб в ряду nJ ~ 56, диаметр труб
d = 38/32 мм, число рядов по ходу газов л2 = 24,
расположение труб коридорное, омываются попереч-
ным газовым потоком, шаги труб по ширине газового
потока Sj = 58 мм и s.' = 122 мм.
Средний расчетный шаг труб по ширине газового
потока
Sf+^2 58+ 122
X] _ _-g--=----------=90 мм.
Средний расчетный шаг труб по глубине газового
потока х2=100 мм.
Активная длина каждой трубы пароперегревателя
IfiQ -— 81 м.
Поверхность нагрева пароперегревателя
Нпе = ndH 1Пепх = 3,14-0,038- 81 -56 = 540 м^.
Площадь живого сечения для прохода пара
йп = 2«1
3,14-0,0322
4
112 = 0,09 мХ
4
Пароохладитель (регулятор перегрева) включен
в рассечку; первая секция пароперегревателя парал-
лельноточ'ная, вторая противоточная.
Фиг. 5-6. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи излучением угле-
кислоты а^°- по температуре газов tnom, температуре стенки tcm и силе поглощения
газового слоя ps (по нормам ЦКТИ).
Фиг. 5-7. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи излучением цодяного
пара Н2О по температуре газов tro/n, температуре стенки tcm, силе поглощения
газового слоя ps и парциальному давлению pHjio (п0 нормам ЦКТИ). '
Фиг. 5-8. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи а2 от стенки к перегретому
пару по давлению пара р, его средней температуре tnom, внутреннему диаметру труб паропере-
гревателя deH и скорости пара w. Нижней половиной номограммы можно пользоваться только при
давлениях /£>60 ата.
Поверхность нагрева первой (по ходу газов) части
перегревателя
W* — tfVfWs = 3,14- 0,038 • 4,3-56 • 12 = 345 м2,
аде h^p — средняя высота змеевика в первой части
перегрева 'еля;
я1=56— число труб пароперегревателя;
«з = 12— число рядов труб в глубину газового потока
по параллельноточной части перегревателя.
Поверхность нагрева противоточной части пере-
грева "еля будет равна
Н™ = 540 — 345 = 195
Учитывая, что включенный между I и II частями
пароперегрева еля регулятор перегрева снимает при
полной нагрузке Мрег — 45° С, принимаем температуру
пара перед параллельноточной частью перегрева'еля
равной t^=: 275° С, а на выходе из противоточной
части
t"np — 275 + Мрег — 275 + 45 =: 320 °C.
Расчет параллельноточной части
Температура пара при входе в первую часть па-
роперегревателя i^=:275o С.
Теплосодержание пара при tn — 275° С и /7 =
= 35 ата i'ne = 695,4 ккал'кг.
Тепло, поглощенное в 1 части пароперегревателя
%'!С = £ —1 пе) = 3-969 (781 ’°-695,4)=340,3 ккал'кг.
Q™puc— количество тепла, вносимое в газоход пере-
гревателя с присосанным воздухом на 1 кг оплива,
равное на весь перегреватель:
fx.e-(1,3- 1,25)-3,467-0,3153 X
Х25,0 = 1,4 ккал(кг.
q™ — потеря тепла поверхностью параллельноточной
части пароперегревателя в окружающую среду равна
0,7%.
Теплосодержание газов за I частью перегревателя
Гре лпеГ)Р
Z 1UU • &
1,4 0,7-3 153
= 1 686 — с40,3 + — —mo g— = 1 335 ккал'кг.
Найденному теплосодержанию (Vc)tI/ie =
= 1335 ккал!кг по табл. 2-7 соответствует темпера-
тура газов за I частью перегревателя 742° С. Средняя
логарифмическая разность температур в I части пере-
гревателя
(950 - 275)-(742 - 420)
Мер— 950 — 275 — 4/8
2,3 1g 7^2 — 420
Средняя температура пара в I части паропере-
гревателя
275 + 420
=-----v-----= 347,5° С.
^Р Z
Температура потока
tn = Ъср + At = 347,5 -J- 478 = 825 °C.
Температура стеики труб в I части пароперегре-
вателя
tcm = % + 25 = 347,5 -J- 25 = 370е С.
Средний объем газов по всему пароперегревателю
' 4,84 4- 5,02
VCp — ~ " 2-----= 4,93 нмЧкг-
Средний объем газов в I части пароперегревателя
1Г, 4,84 + 4,93
Vcp =-------g---= 4,88 нм2!кг.
- Секундный объем газов в I части пароперегре-
вателя
ЛМ -l/ В + 273) 4 Р.9. 18 9QQ‘<825 + 273>
vcp 3600-273 ~ 3600-273 “
= 103 м*/сек.
Живое сечение для прохода газов в I части паро-
перегревателя
Qj = (b — nxdH} h\cp — (5,2 — 0,038-56,0) 4,5 = 13,8 м2.
Средняя скорость газов в I части перегревателя
юз
Wcp—~Q.----- 13j = 7’41 ^iceK-
Коэффициент кинематической вязкости при tcm —
= 372° С.
^“ = 54,06-10-6 м?[сек.
Г
Теплопроводность газов при tcm — 372° С
1 = 0,0414 ккал[м час °C.
(I — тцт?)— поправочный множитель для коридор-
5а_.
НЫХ пучков, У которых =~
($! и s3 шаги труб по ширине -и глубине пучка)
S1 90 s2 ICO
в нашем случае при =38=2,36 и —
= 2,64, т)! и Tja = 0.
<р3 — поправка на количество труб по глубине пучка
при 12 рядах для коридорного расположения труб,
равная 1,01.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для кори-
дорного расположения труб и поперечного по ока
газов
г т +,66-1
а« — С, 12х> d I р,ее I (I — TjjiQa) ?з —
I- -Jem
= 0,12-7,41°,с6 -0,038“ °’34- [--4 0 66 Т I»01 —
1(54,06-10-б)0-66 J
= 37,7 ккал’м2 час ° С.
Средняя величина парциального .давления- трех-
атомных газов по всему пароперегревателю
„„ 0,134+0,129
=--------g-----= 0,132 ата.
Средняя величина по I части перегревателя-
, _ 0,134 4-0,132
1/7?оа)ср —-------2-----= 0,133 ста.
Средняя величина 0 по -всему пароперегрева-
телю
, 0,119 + 0,115
=--------2-----= 0,117 ата.
Средняя величина jyHsO в I части перегревателя
0,117 4-0,119
(/+,о) еР=-----------2----= 0,118 ата.
Эффективная толщина излучающего газового слоя
s=l,87(sj + s3) —4,ld=l,87 (90,0 + 100) — 4,1-38,0 =
— 200 мм — 0,2 м.
Произведения эффективной толщины излучаю-
щего газового слоя на парциальные давления
(+$)ros — (Peos )ср — 0,133-0,2 — 0,0266 ата-м;
(₽-$)нао = (Рняо У ср S = °, 118 0,2 = 0,0236 ата - м.
Коэффициенты теплоотдачи газов излучением
определяем по номограммам ЦКТИ фиг. 5-6 и 5-7
ct£Os=9,0 ккал}м2 час ° С;
а^о — $>0 ккал[м2 час ° С-
. Суммарный коэффициент теплоотдачи излучением
и конвекцией
а] = ал ~ 37,7 -]- 14,0 = 51,7 ккал^м2 час ° С.
Средний удельный объем пара, соответствующий
средней температуре пара
„ 0,08927 4-0,065385
Уср—---------~2 ----=0,0773 лР/кг.
; Средняя скорость пара в I части перегревателя
^УСр 75 000-0,0773
,f- wcp — 3-600.-й„ — ЗС00-0,09 — 17,9 *1сек-
.Коэффициент теплопередачи д2 от стенки к пару
определяем по номограмме ЦКТИ фиг. 5-8 равным
а2 = 950 ккал{ и2 час ° С.
’• • /Теоретический коэффициент теплопередачи
а, со 51,7-950
. /f",?=.«7+^+5L7T 950 = 49’0 час ° С.
Коэффициент использования газохода £ = 0,8.
расчетный коэффициент теплопередачи
/<^ = /(^£ = 49,0-0,8 =39,2 ккал[м2 час °C.
Тепло, поглощенное I частью перегревателя,
345-39,2-478
Q\ =-----' =-------18~900 ~ 341 ккал!кг.
Действительное теплосодержание газов за I частью
пароперегревателя
' , Qnv Q™
(Ц =(V, <№-Q»+-2-—g-=
= 1 686 — 341,0 -4- 0,7 — 11 = 1 335 ккал/кг.
Действительная температура газов за I частью
перегревателя по /4-диаграмме табл. 2-7 равна 742° С.
Тепловой расчет II (по ходу газов)
частиперегревателя.
Температуру пара при выходе из II части пере-
гревателя принимаем равной 320^ С. Этой температуре
пара при рк = 35 ата соответствует теплосодержание
пара ine = 723,6 ккал/кг.
Тепло, поглощенное II частью перегревателя,
D ^пе — i'ne) 75 000 (723,6 — 669,5)
Qne-^- - в ~ 18 900 ~
= 214,7 ккал’кг.
, ТеплЬсодержание газов за II частью перегревателя
^гсг}^3„={Уг сг\<.3„-0„-------1- + -2- =
= 1 335 — 214,73 — 11,0-f- 0,7 = 1 109 ккал!кг.
/Этому теплосодержанию газов за II частью пере-
гревателя по табл. 2-7 соответствует температура га-
зов за II частью, равная — 630° С. (см. фиг. 2-3).
Средняя логарифмическая разность температур
во II части перегревателя
(742 — 320) — (630 —241,5)
742 — 320
‘ ’31£ 630 — 241,5
= 411° С.
Средняя температура пара
„ ^пе “Ь 320 4-241,5 _ •
Ъср =-----g--= - :г2-----— — 280,5° С.
Температура потока во II части перегревателя
tnoni=^Cp + Ai = 280,5-)-411,0 = 691° С или 964° К-
Температура стенки труб пароперегревателя .
tfm = $ср -f- 25 = 280,5 + 25,0 = 306° С.
Средний объем газов по всему пароперегревателю
, 4,84-|-5,02
^ = ^-£-^-=4,93.
Средний объем газов во II части перегревателя
„ 4,93-1-5,02
VCp—-------2~-----= 4,97 н.и3//сг.
Секундный объем газов во II части перегревателя
В Uпот “Ь 273) 4,97-18 900-964 __
Vcen~Vcp 3 600-273 — 3 600-273 —
= 92,3 др сек.
Живое сечение для прохода газов во II части пе-
регревателя
О„ = (Ь - п^я) hc^~ (5,2 — 0,038-56,0) 2,3 = 7,06 м2.
Средняя скорость газов во II части перегрева-
теля
92,3 ,
Wcp — Qn - 7,06 — 3 MlceK-
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для II части
перегревателя определяем по формуле
tK = 0,12 w^66 °’24
= 0,1243°’66-0,038~ °’34
\о°’661
0,С6
Г О—Wi2)?3 =
_ ст
0,03725 1 ,
(44,9-10-б)0’66
= 55,2 ккал1м2 час ° С.
При температуре tcm = 305,5° С были определены:
К
коэффициент кинематической вязкости = v = 44.9X
Г
X 10“15 м2(сек-, теплопроводность газов
7 = 0,03725 ккал/м час °C;
(1 — TOiifte) ~
?3= 1,01.
Среднее парциальное давление RO2 по всему па-
роперегревателю
„„ 0,134 4-0,129
р™ =-------2------— 0,132 ата.
Средняя величина п0 части пароперегре-
вателя
(Pro, )'р = 0,132 ата.
Средняя величина о по II части пароперегре-
вателя
„„ ,, 0,118 4-0,117 t „
(Рнао )сР =-----2-------= 0,1175 ата,
где (р™о )ср = 0,1175 ата — среднее парциальное дав-
ление по всему пароперегревателю. ’,
Эффективная толщина излучающего газового слоя
по предыдущему s— 0,2 м.
Произведения эффективной толщины излучаю-
щего слоя на парциальные давления
— 0,132-0,2 = 0,0264 ата-м\
(/aS)HiO — 0,1175-0,2= 0,0235 ата-м.
По номограммам фиг. 5-6 и 5-7 определяем коэф-
фициенты теплоотдачи . газов RO2 и Н2О излучением'
°ros — ккал/м2 час °C,.
о = 4,2 ккал}м2 час °C ,
я, = = 7,6 4,2 — 11,8 ккал<м2 час °C.
Суммарный коэффициент теплоотдачи излучением
и конвекцией
«1 = ал -]- ак — 11.8 -f- 55,2= 67 ккал'м2 час ° С.
Средний удельный объем пара (соответствует
средней температуре пара)
(ЦО
0,06 4- 0,07582
ср 2
= 0,0679 м2/кг.
Живое сечение для прохода пара по предыдущему
£й z= 0,09 м3.
Средняя скорость пара во II части перегревателя
D(Vn)cn ' 75 000-0,0679
WcP ~ ~ ’ 0,09-3 600“ — 15’7 м'сек
Коэффициент теплопередачи от стенки к пару по
номограмме ЦКТИ фиг. 5-8
аа — 1 000 ккал[м? час °C.
Теоретический коэффициент теплопередачи для
II части пароперегревателя
я* аа 67-1 000
кт — 67 4-1 000 = 62’8 ккал№час °C-
Расчетный коэффициент теплопередачи при коэф-
фициенте использования газохода £ = 0,8 будет
Кр — Е = 62,8-0,8 = 50,28 ккал'м2 час °C .
Тепло, поглощенное второй частью перегревателя,
„ _Н"пеКр^ 195-50,28-411
Qne~~ В — 18 900 —213,5 ккал{кг.
Действительное теплосодержание за II частью
пароперегревателя
Qnn Q™
(Ц Сг ) зп — (Ц сг Qne 4“ ~ — ~~2~ =
= 1 335 — 213,5 + 0,7 — 11 = 1.111,2 ккал/кг.
Действительная температура газов за II частью
перегревателя равна (по данным фиг. 2-3 или табл.
2-7) 630° С.
Расчет водяного экономайзера
Экономайзер змеевиковый, стальной гладкотруб-
ный. Общее число труб п = 41. Средняя рабочая дли-
на труб I = 71,5 м, диаметр труб 38/32 мм, число
рядов походу газов 28, расположение труб—шах-
матное, газы движутся сверху вниз; ^ода по петлям
труб поднимается снизу вверх. Ширина газового по-
тока вэ= 1828 леи. Шаг труб поперек газового по-
тока £1 = 85л<лъ Расстояние от осей крайних труб
до обмуровки равно €4 мм. Число труб в ряду пр —
= 21 и tip = 20 . Глубина газового потока равна ши-
рине котла в свету п.о фронту /э = 5 200 мм.
Площадь живого сечения для прохода газов
(средняя)
/ 1lP^~nP \ I 21-|-20 \
&г = I вэ — 2 dH ./э — I 1,828 — —0,038 I X
X 5,2 = 5,45 л^
Шаг труб в глубину газового потока (расстояние
между рядами) $а = 80 мм.
Площадь живого сечения для прохода воды
QBK = n
. — л]
4 —41
3,14-0,0322
4
= 0,0333 м2
Скорость воды в экономайзере
DV7 ‘ 78750-0,00123. ~
^~3600Йвя “ 0,0333-3600 —°’82 м1се,с'
где V' —'удельный объем воды при давлении насы-
щения, м2/кг.
Поверхность нагрева водяного экономайзера
Нэ — ^ан1п — 3,14-0,038-71,5-41=349 м2.
Потеря тепла водяным экономайзером в окружа-
ющую среду на 1 кг топлива
(?» = ^gg,.= 0.4-3 163= 12д.
45 100 100
Количество тепла, вносимое в газоход водяного
экономайзера с присосанным воздухом,
С = —С)4 <4-., = (1.35-1,3) 3,467 X
X 0,3 109-25 = 1,4 ккал’кг.
Температуру воды после экономайзера предвари-
тельно принимаем £^ = 231° С. Этой температуре со-
ответствует теплосодержание 238,2 ккал<кг.
Количество тепла, полученное водой в водяном
экономайзере на 1 кг топлива,
( . р \ D 75 000
Qa + ТОО ) — ге) — 1,05 18900 Х
X (238,2 — 151) = 364 ккал!кг.
Теплосодержание газов за водяным экономайзе-
ром
(Е Сг )Ч. = (Е сг -<^ + QlP =
= 1 111,2 — 364 — 12,6 4-1,4 = 736 ккал/кг.
Этому теплосодержанию по табл. 2-7 соответ-
ствует температура газов за водяным экономайзером
404° С.
Средняя температура воды в водяном эконОмай-
вере
231 + 150
—=1S0’5° с.
Средний логарифмический температурный напор
в водяном экономайзере
^пэ tg) ^зэ )
м —
tna- - t-
2,31g------—
*зэ
_ (630 —231)— (403,5 — 150) _
— 630 — 23 Г —<510 с.
2’31^ 403,5—150
Расчетная температура потока газов в газоходе
водяного экономайзера
= %, + = 190-5 + 318 = 509° С -
Средний объем газов по водяному экономайзеру
при нормальных условиях на 1 кг топлива
5,02 + 5,19
VCp=-------2---=5,1 нм^кг.
Средняя скорость газов в водяном экономайзере
5,1.18 900(273-|-509) 1 ,
wcp— 5,45.3000-273 — 14.1ж,ее«.
Коэффициент кинематической вязкости смеси га-
зов v = -у- — 29,3-Ю-в л£[сек [Л. 3, стр. 105, фиг. 27].
^2=1,02 поправка, учитывающая влияние шага по
глубине пучка при
80 , s< 85
-f = 3F=2-1 и Т= 38-=2-24-
<р3 = 1,03 поправка на количество труб в глубину пуч-
ка при 28 рядах (по данным ЦКТИ).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов
к стенке по формуле для шахматного расположения
труб
= 0,18w«.« [>Гг]ст [J]°,25ЪТЗ =
Г 0,0308 1
= 0,18- 14Д0.«-0,038-0,39 10_в)0?в1]2,210.25Х
X 1,02-1,03 = 72,3 ккал/м2 час° С.
Эффективная толщина излучающего газового слоя
S= 1,87 (si + sa) — 4,Id = 1,87 (85 + 80) —
— 4,1-38,0 = 152 = 0,152 м.
Парциальные давления трехатомных газов и во-
дяных паров в газоходе водяного экономайзера
0,129-4-0,125
(^RO,)cp 2
= 0,127 ата,
(Рн.о)ср
0,115 + 0,112
2
= 0,1135 ата.
Эффективная толщина излучающего газового слоя
= 0,127 - 0,152 = 0,0193 ата • м,
(pSy^Q =0,1135-0,152 =0,0173 ата-м.
Коэффициент теплоотдачи излучением газов по
номограммам фиг. 5-6 и 5-7
ctpOs = 3,0 ккал’лР час° С,
о =2,5 ккал'м? час °C.
Полный теоретический коэффициент теплопередачи
от газов к воде
Кт = ак + ал = 72,3 + 5,5 = 77,8 ккал'м2 час° С.
Коэффициент использования поверхности нагрева
принимаем с = 0,8. Тогда расчетный коэффициент те-
плопередачи оудет
= Кт^ = 77,8-0,8 = 62 ккал}м2 час° С.
Теплосодержание нагретой воды за экономай-
зером
НкэМКп 349-318-62,0 ,
I = вэ р + г =___________________+
вэ (, , V \ в 1,05-75 000 '
(1 + ioo}£l
+ 151=238,2 ккал/кг,
что совпадает с величиной, принятой в начале расчета.
Расчет воздухоподогревателя
Воздухоподогреватель — железный, трубчатый, со-
стоит из 4 секций. Каждая секция имеет пс = 613
вертикально-расположенных труб диаметром 51/46 мм,
внутри которых движутся газы, направляясь сверху
вниз. Воздух поступает снизу вверх и проходит через
воздухоподогреватель в 4 хода. Длина труб 7 = 8 м.
Поверхность нагрева одной секции воздухоподо-
гревателя
dH-\-d 0,051+0,046 „
Ндп=лк —н ~ вН 1пс =3,14----f-----8-613 =746мК
2
Поверхность нагрева всего воздухоподогревателя
Нт = 4/4, = 4-746 = 2984 л«2.
Общее число труб воздухоподогревателя N=
= 4^ = 4-613= 2 452.
Площадь живого сечения для прохода газов
2-^47=7'1:0,046= 2 462= w
г 4 4
Площадь живого сечения для прохода воздуха
/ 13+12 \
йв = 4-21 1,3 — —----0,051 j =5,28 м*.
Шаг труб поперек воздушного потока Sj=100 мм,
вдоль воздушного потока $2=35ло< (т. е. расстоя-
ние между двумя последующими рядами, расположен-
ными в шахматном порядке).
Теплосодержание газов перед воздухоподогрева-
телем при t„en = 404°C на 1 кг топлива
(Ц- сг )^еп = 735 ккал^кг
Теплосодержание газоз за вoздvxoяoдoгpeвaтeлeм
по фиг. 2-3 и табл- 2-7 при сзвп = 185° С и на I кг
топлива
= 349 ккал)кг.
Количество тепла, теряемое воздухоподогревате-
лем в окружающую среду на 1 кг топлива,
Q™ - = °’4*3 - 12,6 ккал}кг.
V5 100 100 '
Количество тепла, вносимое в газоход воздухо-
подогревателя с присосанным воздухом на 1 кг топлива,
(^ПрУвП------------ ( авп ~~ авп) L(iCB ^Х.В -
= (1,5—1,35) 3,467 - 0,311 - 25 = 1,4 ккал}кг.
По расчету сушки в шахтно-мельничной топке
температура горячего воздуха была определена *гв=
= 300° С. Учитывая потерю в 5° С по воздушному
тракту, принимаем температуру на выходе из возду-
хоподогревателя /гв = 305° С-
Составляем баланс тепла по воздухоподогревателю.
Количество тепла, воспринятое воздухом,
Qz.b - а —2— ) ^г-в Сг-В ^х-в Сх-В^ —
= 3,467(1,25 — 0,1 — 0,075) (305-0,3149 — 25-0,3109) =
z=345 ккал}кг.
Количество тепла, отданное газами поверхности
иагрева воздухоподогревателя на 1 кг топлива
o.„=(v, >tM- (q5)„+
+ Wпр> „„ = 735 — 349 — 12,6 — 1,4 = 375 ккал)кг.
Средняя температура газов при проходе через
воздухоподогреватель
х _______ ‘’пвп Г кзвп
‘’пот-----------2
404-4- 185
----2-----= 249° С.
Средняя температура
воздухоподогреватель
воздуха при проходе через
te
*ср
_ *г.в+*х.в _ 305 +25
-------2-------2 -
Температура стеики труб воздухоподогревателя
^ст
^пот 4" ^ср ___294 + 165___230° С
2 2 —
Средний объем газов в воздухоподогревателе на
1 кг топлива
у Увп 4- Увп _ 5,19 + 5J2 5Д5
СР 2 2
Средний секундный расход газов через воздухо-
подогреватель
(v ' .^(^+273) _
k секср 3 600-273
5,45-18 900 (294 + 273)
~ 3 600-273 — 61,5 м^сек.
Средняя скорость газов в воздухоподогревателе
(Уее^ер 61,5
wcp ~---------— 4,06 = 15,2 М’сек‘
Действительный секундный расход воздуха через
воздухоподогр еватель
to- («От-Д'а + В (1вср + 273)
~ 3 600-273 " —
/ 0,15 \
3,47 11,25 — 0,1 + -у-) 18 900 (165 + 273)
— 3 600-273 —
— 36,0 Afi/сек.
Средняя скорость воздуха в воздухоподогревателе
Усек 36,0
wcp ~ "S— ~ 5 28~ = 6,82 м1сек-
Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке по
номограмме фиг. 5-3
аг = 42 ккал'Afi час °C.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к воздуху по
этой же номограмме
ав = 44 ккал}Afi час °C.
Теоретический коэффициент теплоотдачи от газов
к воздуху
аг'ав 42,0-44,0
«т ~-^г — “42,0 + 44,0 = 21’5 ккал№ час °C.
Коэффициент использования поверхности нагрева
воздухоподогревателя принимаем 5 = 0,875.
Расчетный коэффициент теплопередачи
Кр — Кт% — 21,5-0,875= 18,8 кка^лА час °C.
Средняя величина логарифмического температур-
ного напора в четырехходовом теплообменнике с од-
носторонним перемешиванием может быть определена,
как для противотока
Мб—Мм (185 —25) —(403,5—305)
М ~ i\t6 = 185 — 25 = 127° С.
2,3 lg Д?7 2,3 lg 403,5 — 305
Потребная поверхность иагрева воздухоподогре-
вателя
(Дяй„\
ат Д а 4 д J ^г. всг. в $х. всв)
Пвп — Кр-м —
18 900-3,467(1,25—0,1-|-0,075)(305-0,3149 —25-0,3109)
18,8-127 —
= 2 984 л«2,
что совпадает с величиной поверхности воздухоподо-
гревателя, принятого к установке.
5-2. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА ПО МЕТОДУ
ВТИ
уравнения теплового баланса
В КОНВЕКТИВНЫХ ГАЗОХОДАХ
Количество тепла, отданное газами,
Q=Bpt(J'—J" -\-^aVoce3iB3) ккал/час, (5-22)
где В —расчетное количество топлива,
р кг/час;
£ — коэффициент сохранения тепла;
J' и J" — теплосодержания газов, опреде-
ляемые по соответствующим из-
быткам воздуха ' а' и а" и тем-
пературам газов Г и Т" в начале
и конце газохода, ккал/кг;
&aVQcB3t83 — количество тепла, поступившее
в газоход с присосанным возду-
хом, ккал/кг.
Количество тепла, воспринимаемое рабочим
телом.
В пароперегревателе
Q„=Dne Q ккал/час, (5-23)
где Dne — действительный расход пара через
пароперегреватель; при регулиро-
вании температуры впрыском с
учетом места и температуры
вспрыскиваемой воды, кг/час;
I и —теплосодержания пара при входе
в пароперегреватель и выходе из
него с учетом изменений в регу-
ляторе перегрева, ккал/час.
В водяном экономайзере:
Q0 = D0(i"—i3) ккал/час, (5-24)
где — действительный расход воды в
экономайзере с учетом продувки
из котла, собственных нужд и
вспрыска, при вспрыске воды в
перегреватель, отбираемой до эко-
номайзера, кг/час;
l и i3 —теплосодержания воды при входе
в экономайзер и выходе из него,
ккал-кг.
При возврате воды из регулятора пере-
грева в начало экономайзера
= 1пв + ^рег ккал/кг, (5-25)
где ine — теплосодержание питательной воды,
ккал/кг;
^1рег — изменение теплосодержания пара в
пароохладителе, ккал/кг.
В воздухоподогревателе
/ „ Да \ „ мин
—^вз У ™ 1 ккал1час> (5-26)
где агв — доля воздуха от теорети-
чески необходимого при вы-
ходе из воздухоподогрева-
теля;
{JB3) и (Je3) —теплосодержания горячего
и холодного воздуха при
а=1, ккал/кг топлива;
&авп — присос воздуха в воздухо-
подогревателе в долях от
теоретически необходимого
для горения.
Количество тепла, отданного газами [урав-
нение (5-22)], всегда должно быть равно теплу,
воспринятому нагреваемой жидкостью [урав-
нения (5-23), (5-24) и (5-26)].
Средний температурный напор &tcp
Для схем с прямотоком и противото-
ком &tcp определяют как обычно по формуле
для средней логарифмической разности, см.
формулу (5-5). Более удобно для этого поль-
зоваться графиком фиг. 5-9.
Коэффициент теплоотдачи при продоль-
ном обтекании:
для случаев охлаждения
или
“1---
для случаев нагревания
или
(5-27)
(5-28)
(5-29)
(5-30)
«1
Л8 prO,45
Сгг^)°’8
1 и d
где d — внутрений диаметр при протека-
нии газов внутри труб или экви-
валентньй диаметр при протека-
нии газов вдоль пучка, или ши-
рина газовой щели при пластин-
q чатой поверхности нагрева, м;
wzyz = ~ — весовая скорость потока, кг/м2сек
(где Gn —весовой расход жидко-
сти, кг/сек; F—площадь сечения
для прохода жидкости, м2).
Фиг. 5-9. График для определения средней логарифмической разности температур
(нормы ВТИ). Пример. Дано 02=700. Ответ. 595.
Константы Я, ч\Рг, а следовательно, Ло
и Ан относятся к средней температуре по-
тока.
Значения коэффициентов Ло и Ан для воз-
духа и дымового газа приведены в табл. 5-3.
ТАБЛИЦА 5-3
Значения коэффициентов Ан и Ао для воздуха и
дымовых газов в зависимости от температуры
обтекающего потока
t, °C Воздух Дымовые газы
Ан А>
0 2,46 3,22 2,49 3,23
100 2,60 3,41 2,72 3,56
200 2,73 3,57 2,94 3,85
300 2,86 3,72 3,17 4,16
400 2,94 3,91 3,37 4,44
500 3,11 4,07 3,56 4,69
600 3,22 4,20 3,73 4,90
700 3,32 4,35 3,89 5,11
800 3,42 4,46 4,02 5,28
900 3,50 4,57 4,14 5,45
1000 3,59 4,57 4,26 5,62
1 100 3,65 4,77 4,38 5,79
1 200 3,77 4,86 4,49 5,92
Весовая скорость Б ^ = 3 газа рвг _ 600 F ~к г/яРсек, (5-31)
где Ог—вес газов, кг{кг,
др
+ (5-32)
аср—-^~^-------средний коэффициент избыт-
ка воздуха (а1 — при входе,
а'1 — при выходе)
Вес воздуха
/ d \
ВаезЛ)|1+ Ю00 7
=-------hoo-----кг/сек’ t5'33)
где аю—доля воздуха, проходящего через
во здухоподогреватель,
п ___ аг.вА'аг.в_ " | ^вп ол\
авз 9 с аг.в “Г 9 (5-34)
Средняя температура потока (жидкости,
газа, воздуха, пара)
t' 4-
J- __ n 1 n о p
ср — 2
Средняя температура газов определяется
по выражению
Г =t, 4-ДС °C. (5-35)
Площадь живого сечения газохода:
'• при течении внутри труб
.2
f=n^M\ (5-36)
при продольном внешнем обтекании .труб
Г 1
(5-37)
где п — число параллельно включенных
труб или число труб в сечении
газохода;
deH и dH— внутренний и наружный диамет-
ры труб,
I и b — основные размеры сечения газо-
хода, м.
Коэффициенты теплоотдачи в щелевых ка-
налах
ct^ = С\С2 ai» (5-38)
Фиг. 5-10. График для определения поправки Cj на
переходную область к формуле (5-38)
(по нормам ВТИ).
где С} — поправка на переходную область;
С2—поправка на длину щели;
ctj — коэффициент теплоотдачи соприкос-
новением при продольном омывании,
который вычисляется для случаев
охлаждения и нагревания соответ-
ственно по формулам (5-28) и (5-30)
при условии, что d — s, где s — раз-
мер щели (расстояние между листа-
ми), л.
Поправку Сл определяют по графику
фиг. 5-10 в зависимости от критерия Рей-
нольдса
5^2»,
4
и числа А
Л = 50,6^-С21^Д
где
Фиг. 5-11. График для определения поправки С2 на
длину щели по ходу потока (по нормам ВТИ).
Поправку С2 определяют по графику
фиг. 5-П. Эту поправку вносят только при
Ее можно вычислить по формуле
Для шахматных пучков
— 110 (эд 0004) час ° С.
(5-39)
С2-(/Л)0’25 ’
где I — длина щели по направлению тече-
ния, м.
Значения коэффициента Cz, зависящего от
числа рядов труб вдоль потока, приведены
в табл. 5-4. Они могут быть также опреде-
лены по графику фиг. 5-12.
ТАБЛИЦА 5-4
Значения коэффициента Cz в зависимости от числа
рядов труб вдоль потока
Коэффициент теплоотдачи ас при попереч-
ном омывании трубчатых пучков определяют
из формул:
В этой формуле показатель степени п и коэф-
фициент Cf определяются, исходя из условий:
при Sj/^< 1,155 s^d,
Сf= 1,09 —Т и п = 0.52 ф-
(sdd \
+ °-12(^)= 1(5-40)
при sjd г- 1,155 sjd
/ Slid— 1 \о.25
Cf= Mr:—г] и п — 0,455ф-
/ I s2[d — 11 ’ 1
(sdd \
7^)’ (5-4!)
Диагональный шаг
s; ld= 1/4 feW2 + few2 • (5-42)
Для коридорных пучков
^=114(3wo4- (5‘43)
Показатель степени п в этом случае опре-
деляется по формуле
« = 0.7 4/+((/-/-°,°75S2/S|. (5-44)
Фиг. 5-12. График для определения
коэффициента Cs, ^зависящего от
числа рядов труб вдоль потока.
В приведенных формулах теплопроводнссть
газов ^ккал/м0 С и коэффициент вязкости
газов -ri кг/мсек для случая охлаждения газов
отнесены:
Л — к температуре газов Т , vj — к темпе-
ратуре стенки; при нагревании газов Я —
к температуре стенки и — к температуре га-
зов.
На фиг. 5-13 и 5-14 приведены номограммы
для определения при поперечном омыва-
нии.
Значения коэффициента <в, учитывающего-
характер омывания газами поверхности на-
грева при неправильном (не чисто поперечном
омывании), даны на фиг. 5-15, 5-16 и 5-17.
При наличии газовых коридоров или шун-
тирующих газоходов весовая скорость под-*
считывается по формуле
Вр'^г
(5-45)
'(5-46)
где — Fn~ живые сечения шунтирующего
хода и трубного пучка;
: — коэффициенты гидравлических
сопротивлений шунтирующего
хода и трубного пучка.
При изменяющемся по ходу газов сечении
(см. фиг. 5-16)
.. р _ 'лЕТ’'Г' е
Гр— или
(5-47)
Фиг. 5-13. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ас
Для пучков, в которых часть труб располо-
жена в шахматном порядке, а часть в кори-
дорном, коэффициенты -теплоотдачи вычисля-
ют отдельно для шахматного и коридор-
ного расположения ако и усредняют по фор-
муле
а п -4- а И
шах^шах^ кор кор /г лол
°"ср п -Л п • " ’
г ,1шах । ,1кор
где п„г и п, „ — число рядов труб шахмат-
ного и коридорного рас-
положения;
Сг — поправка на число рядов
в этом случае вносится
только к усредненному зна-
чению коэффициента тепло-
отдачи по числу рядов всего
пучка.
Коэффициент теплоотдачи излу-
чением
Толщина излучающего слоя газа
с V-100
S~nif. — см, (5-49)
где V—сбъем, в котором заключен газ, лг3;
Нст — поверхность стенок, ограничивающих
объем,
т — коэффициент, который при ЛГ^>100 см
равен 3,6, а при S100справен3,4.
Показатель стелена „п”
Расчетная
Поправка Cf
для шахматных пучков
формула
Sjfd, ^1,155sz!d-
“ &н ^сг
в пучках поперечно омываемых труб при охлаждении газов (по нормам ВТИ).
Фиг. 5-14. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией ас в пучках, поперечно омываемых труб
при нагревании воздуха (по нормам ВТИ).
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА J ГЛ. -!
Фиг. 5-15. Значения коэффициента ы, учитывающего
характер омывания поверхности нагрева.
Для частного случая многорядного пучка
труб применяют формулу
5 = 1,08 [ — 0,785 j dH см. (5-50)
Поглощательная способность углекислоты
и водяных паров
(А^со.^ Л:оЛ сл- am£L>
= Py\..oS см'ата-
Коэффициент черноты углекислоты яСОо
и водяного пара ан о без поправки на парци-
альное давление определяют по графикам
фиг. 4-2 и 4-3. Поправку на парциальное дав-
ление к коэффициенту черноты водяных паров
аи о определяют по фиг. 4-4. Тогда
^н.ю ~ ^йн2о
и коэффициент черноты газов
аг ~ fiH2O- (5"51)
Теплоизлучение газов
[Т 4-273 4
Чл = 4,96 «Д——j Аст ккал/м2 час, (5-52)
где Аст поправка на обратное излучение стен-
ки, определяемая по графику фиг. 5-18 или
по формуле
/ tcm 4- 273 \з,б
— 1 — ^7^ 4-273 у • (5-53)
8 С. П. Кашников и В. H. Цыганков.
Коэффициент теплоотдачи излучением газов
определяют по формуле
Р-54)
1 ср ст
Температура поверхности загрязнений на
стенке
где tr и t2— температуры обогреваемой среды
в начале и конце поверхности
нагрева.
Среднее тепловое напряжение поверхности
нагрева, воспринимающей излучение из топки
для 1-го котельного пучка
О __WPIW2CZ)T^ - (УгСг) т"+^у^вз+(&
н{— Н,
(5-56)
где теплоизлучения, воспринимаемого из топ-
ки,
Нл Т л ’
Ф — угловой коэффициент рассчитываемого
пучка;
— среднее теплонапряжение лучепогло-
л щающих поверхностей топки берется из
данных расчета топки.
Среднее тепловое напряжение поверхности
нагрева для второго и третьего котельных
пучков
Q Q
1ВРЦУСг ту—(уг сг Т)" ч-(5_57)
Среднее тепловое напряжение для поверхно-
сти нагрева пароперегревателей и экономай-
зеров
Q __D‘bd Q _____D-Ы
К~~
s — коэффициент .теплового сопротивления
стенки с учетом загрязнений определяют
по графику фиг. 5-19, для трубчатых
и пластинчатых воздухоподогревателей
е = 0;
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к на-
тре ваемой среде учитывается только при
а2 < 1 000 ккал [я2 час°С.
Коэффициент теплопередачи К определяют
по формулам:
Фиг. 5-17. Схемы к расчету продольно-поперечно омываемых конвективных поверхностей
(по нормам ВТИ). Сверху—первые котельные пучки; снизу—вторые котельные пучки.
для поверхности, воспринимающей излуче-
ние из топки,
К=-----------2~*~ —т-——гт ккал, л2 час °C;
(5-58)
для котельных экономайзерных и паро-
перегревательных поверхностей
К—--------Л.-------р- ккал! л2час °C; (5-59)
1 + (% + ал)
для воздухоподогревателей
К = q • ккал] л2 час °C, (5-60)
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к воз-
духу, а для пароперегревателей коэф-
фициент теплоотдачи от стенки к пару.
Коэффициент теплоотдачи пучков реб-
ристых труб при коридорном их расположении
определяют по формуле
f. / h х boon
.0,23 + (zHh) JX
X j-- ккал}л2 час°С, (5-61)
где h — расстояние (зазор) между ребрами, л-
;jyrZ)—диаметр ребра, л;
Фиг. 5-18. График для определения поправки
на обратное излучение стенки
(по нормам ВТИ).
Фиг. 5-19. График для определения коэффициента теп-
лового сопротивления ь стенки с учетом загрязнений
(по нормам ВТИ).
d — диаметр трубы, л-,
tc'Y—весовая скорость в узком сечении,
кг• л2 сёк;
Я— теплопроводность при средней темпе-
ратуре потока, ккал]л °C;
— вязкость при средней температуре
потока, кг/л сек.
При шахматном расположении труб вели-
чину «I умножают на коэффициент 1,15.
Приведенная для формула (5-61) не
применима, если 5=0,5.
Коэффициент теплопередачи для пучков
ребристых труб определяют в этом случае
по формуле
К =----01 >- ккал/м2 час °C, (5-62)
1 + Е0а1у^
где Д — внешняя поверхность трубы с реб-
рами;
/2 — внешняя поверхность трубы без ребер;
£0 — коэффициент, который для воздуха
(чистые поверхности) равен 0,00025,
а для дымовых газов (эксплоатацион-
ные поверхности) 0,005.
Для круглых ребер
0,5d
А ______
А
А + 8
(5-63)
Величину узкого сечения подсчитывают
по формуле
/=*i ft.ps[(Si-d)A + (s,-.D)4. (&-64)
где Zj — число труб в поперечном сечении;
I — длина трубы, л\
8 — толщина ребра, л\
sx — шаг труб поперек потока газов, л.
ТАБЛИЦА Б-5
Конструктивные характеристики котельного агрегата
Показатели Топка Фестон Паропере- греватель Экономайзер 11 ступень Воздухопо- до греет с ль 11 ступень Экономайзер I ступень Воздухопо- догреватель 1 ступень
Поверхность нагрева Н, я2 710 170 2 135 980 3 156 917 5 430
Диаметр труб d, мм . . . 76/60 76/60 42/32 38/30 53/50 38/30 53/50
Относительный шаг:
поперечный s}/d . . . 1,25 3,75 2,4 2,79 1,51 2,47 1,51
продольный s2/d . . . 6,6 2,85 2,24 2,08 2,24 2,08
Расположение труб . . . . — шахматное коридорное шахматное
Живое сечение для про-
хода газов Fz, я2 . . . . — 45,2 29,1 15,55 12,3 15,55 11,35
Живое сечение для про-
хода воздуха Fe я2 . . — — — — 10,88 . — 7,82
Задача 5-2. Произвести по методу ВТИ
поверочный тепловой расчет котельного агре-
гата, схематически показанного на фиг. 5-20.
Агрегат должен обеспечить нормальную паро-
производительность £) —240 rn^tac при тем-
пературе перегрева пара tna = 500° С, давле-
ние пара д. = 100 ата. Температура пита-
тельной воды ^лв = 185°С. Под котельным
агрегатом установлена шахтномельничная
топка. Топливо — челябинский бурый уголь
состава: Ср = 33,3%; Нр = 2,4%; Np=0,8%;
Ор = 8,4%; 1Гр=24,0%; Ар = 30,4%; Sp =
= 0,7%; QPH =2920 ккал/кг.
Коэффициент избытка воздуха по газохо-
дам:
в топке а = 1,25
за пароперегревателем а"₽ = 1,27
за экономайзером II O-Ug— 1,32
за воздухоподогревателем II авпХ1 = 1,33
за экономайзером I аЛ = 1,39
за воздухоподогревателем I асл] = 1,43
Объем топки Vm = 1210 ж3.
Поверхность нагрева, размещенная в топке,
".=710 л2. Поверхность нагрева фестона
И170 м29 в том числе радиационная по-
верх ность Нф = 67,7 л2.
Основные конструктивные характеристики
котельного агрегата приведены в табл. 5-5.
Доля горячего воздуха от теоретически не-
обходимого, поступающего из воздухоподо-
гревателя в топку аг в = 1,13.
Топка полностью экранирована и степень
экранирования топки может быть принята
6=1,0.
Решение1
Кр = Ср + 0,375Sp = 33,3 + 0,375 • 0,7 = 33,56%.
Теоретически необходимый расход воздуха
Lq = 0,115КР 4- 0,342Нр — 0,0430р = 0,115-33,56 +
+ 0,342-2,4 — 0,043-8,4 — 4,32 лга ‘кг.
т, А) 4,32
V° ~ 1,293 ~ 1,293 — 3,34 нм*!кг'
Теоретический объем азота
(= 0,79Vo = 0,79 • 3,34=2,635 нл^кг.
Теоретический объем трехатомных газов
/гР . 33,56
V^Oi = 1,866 = 1,866 j 00_=0,626 ня3/к г.
Теоретический объем сухих газов
(Ус^мин = Ц?ол + 0>79 Ц) —
=0,626 4- 2,635 = 3,26 ня3]кг.
Теоретический объем водяных паров
Ziz 1 _9Hp-i-l^p ,ЛП1А17 _ 9-2,4 + 24,0 ,
\Ув.п)мин— 80,4 “Г0,016 Hq— g0,4 4~
4 -0,016-3,34 = 0,62 нл3/кг.
1 Проверочный тепловой расчет как отдельных кон-
вективных поверхностей, так и котельного агрегата
в целом может быть выполнен методом последователь-
ных приближений или так называемым методом трех
точек (задаются сразу тремя значениями искомой вели-
чины, а затем определяют правильное значение графи-
ческим путем. Любой из этих методов может быть
применен для расчетов как по нормам ЦКТИ, так и по
нормам ВТИ).
Характеристика газов по газоходам котельного агрегата
ТАБЛИЦА 5-6
Наименование Топка : Паропере- греватель Экономайзер П ступень Воздухопо- догреватель II ступень Экономайзер I ступень Воздухопо- догреватель I ступень
Коэффициент избытка воздуха в конце газохода а" 1,25 1,27 1,32 1,33 1,39 1,43
Объем сухих газов Vc г, нм3/кг . . 4,10 4,16 4,33 4,36 4,56 4,77
Объем водяных паров, Увп,нм3/кг 0,633 0,634 0,637 0,638 0,641 0,644
Объем газов Уг, нм3/кг 4,73 4,80 4,97 5,00 5,20 5,34
Средний объем водяных паров по газоходу V cpnt нм3/кг 0,633 0,634 0,636 0,638 0,640 0,642
Средний объем газов по газоходу Усгр, нм3/кг 4,73 4,76 4,88 4,98 5,10 5,27
Парциальные давления трехатом- ных газов ^ROa, ата 0,132 0,131 0,128 0,126 0,123 0,118
Парциальные давления водяных па- ров а,па 0,134 0,133 0,130 0,128 0,125 0,121
Подсчитанные величины объемов газов
и величины парциальных давлений сведены
в табл. 5-6.
Для данного котла температуру уходящих
газов можно ожидать равной примерно 180°С,
поэтому расчет следовало вести для трех значе-
ний 7^=170, 180 и 190° С.
Для сокращения объема книги расчет
с необходимыми пояснениями проведен на
температуру 180° С.
Результаты определения суммарных тепло-
ёмкостей газов по газоходам в зависимости
от температуры и коэффициентов избытков
воздуха приведены в табл. 5-7. Приводимая
нами в качестве примера табл. 5-8 представ-
ляет собою удобную рабочую таблицу, с ус-
пехом заменяющую J-Т-диаграмму. В ней
приведены разницы △, с помощью которых
можно быстро производить интерполиро-
вание.
При составлении такой таблицы необхо-
димо выравнивать разницы △, изменяя в
случае надобности последнюю цифру значе-
ний (Ус)г.
Содержание золы в шлаке «^=15%
Содержание золы в уносе —85%
Содержание горючих в шлаке сгш/1— 1,0
Содержание горючих в уносе с*н = 3,0
Потеря тепла от механической неполноты
сгорания
___ I ХУ *ллл к
^4—1 шл ^00_сг I аун
<?У„ \
1о°-с;ку
78Л^ _
QPH ~
15,0
юо —1,о “Ь85
3,0 \ 78.30,4
100 —3,0j 2 920 »°/о
Теплосодержание топлива, поступающего
в топку при £то = 30°С
, _ / юо— wp j Wp \ , __
т \ст ЮО Ь 100 / —
' ч1о 100 — 24,0 . 24,0\ оп . . _ .
0,319 — jog-—- -f- -j-qq-j 30 = 14,5 ккал/кг.
VcgTyx =328 ккал!кг—теплосодержание ухо-
дящих газов по данным табл. 5-7 для Tyv =
= 180°С и avx=l,43.
Потеря тепла с уходящими газами
V сгТ —9,5V0avjr ,, 7„Ю0
QP-----(100 —474)-----=
. 328 — 9,5.3,34.1,43 „ оч
~ 2 920
14,5-100 _
2920
Потеря тепла от химической неполноты
горения <73=1,5%.
Потеря котельным агрегатом в окружаю-
щую среду =
Фиг. 5-20. Котельный
агрегат к задаче
5-2.
I—основной барабан кот-
ла; 2 разделительный ба-
рабан; 3—конвективный
пучок (отводящие трубы
заднего экрана); 4— бэко-
вой экран; 5 — передний
экран; 6—пароперегрева-
тель; 7—первая ступень
водяного экономайзера;
3— вторая ступень водяно-
го экономайзера; S пер-
вая ступень воздухоподо-
гревателя; 10— вторая сту-
пень воздухоподогревате-
ля; II—боров; /2 водоэт-
водящце трубы в основ-
ной барабан; /.?—пароотво-
дящие трубы в основной
барабан; /4—трубы ме>^ду
барабаном н перегревате-
лем.
Разрез по /-/
Разрез по Л-П /
w----JU--3<t57—*+*-3696-
ТАБЛИЦА 5-7
Суммарные теплоемкости в зависимости от температуры в ккал{нм^ °C
(для золы, ккал[кг °C)
Теплоемкость Температура, °C
100 200 400 600 800 1 000 1 200 j I 400 1 600 1 800
1 Углекислоты сСОа 0,4092 0,4290 0,4628 0,4895 0,511 0,5288 0,5433 0,5553 0,5655 0,5744
2 Азота cNa 0,3096 0,3106 0,3146 0,3203 0,3266 0,3325 0,3380: 0,343 0,3473 0,3511
3 Водяных паров се п 0,3596 0,3635 0,3739 0,3856 0,3985 0,4115 0,4244 0,4367 0,4482 0,459
4 Влажного воздуха 0,3163 0,3181 0,3235 0,3303 0,3371 0,3433 0,349 0,3542 0,3587 0,3625
5 Золы с3 0,204 0,208 0,216 0,224 0,232 0,240 0,2^8 0,256 0,264 0,272
6 t'ROs 'ССО„ 0,2562 0,269 0,290 0,306 0,320 0,331 0,341 0,348 0,354 0,360
7 kN, 0,8160 0,818 0,829 0,844 0,861 0,876 0,890 0,904 0,915 0,925
8 xrMUH ven Свп 0,2239 0,225 0,232 0,239 0,247 0,255 0,263 0,271 0,278 0,284
9 АР, Дун г 100 100 3 0,0530 0,054 0,056 0,058 0,060 0,062 0,064 0,067 0,069 0,071
10 (Угсгуин =(6)4- (7) 4- (8) 4- (9) 1,348 1,366 1,407 1,447 1,488 1,524 1,558 1,590 1,616 1,640
Газов при а" =1,25 veC?=(W^4-o,25 .. При а" =1,27 1,612 1!,631 1,677 1,722 1,769 1,811 1,849 1,885 1,912 1,942
vzCz=(Wfaw4-o,27 vQ<% . . При а"= 1,32 1,633 li,651 1,699 1,744 1,791 1,834 1,872 1,909 1,939 1,966
V2c^{Vc)MUK 4-0,32 . - При а' = 1,33 1,686 1..705 1,753 1,799 1,847 1,891 1,930 1,968 1,999 2,026
VA = (Vc)'«“« + 0,33 Voc% . . . При а" = 1,39 1,699 1,716 1,764 1,810 1,858 1 1,902 1,942 1,980 2,011 2; 038
Угсг=(УгсгГ™ 4-0,39 v0<£ .. При а" — 1,43 1,760 1,78 1,829 1,876 i1,925 1,971 2,012 2,051 2,083 2,111
^=(^“«4-0,43^ • • 1,800 1,822 1,872 1,920 |1,970 1 2,017 2,059 2,098 2,131 2,159
Теплоемкость золы и шлака при 1ш1 —
=750° С
са = 0,2 +0,04^- =
= 0,2 + 0,04 = 0,23 ккал/кг °C.
Потеря с физическим теплом шлака
п а^л + „ АР
а —---------- f с — —
Расход топлива (для упрощения расход
тепла с продувочной водой не учтен)
__D tfne __
240000(805,3 — 188,5) г„
=--------2 920-0,8645----=58600 кг/час,
_ 5.0 0,.,-30) 100 =
QP
15,0
100— 1,0
750-0,23 ^0,3%.
1,13-3,34.0,32(356 — 30)-100
~ 2 920
13,5%.
Тогда коэффициент полезного действия
котельного агрегата
= 100 — ?2 — ?3 — ?4 —?5 — =
= 100 — 8,95 — 1,5 — 2,3 — 0,5 — 0,3 =86,45 %.
Коэффициент сохранения тепла
: -----!-----=-------——------=0,995.
! ji____°>5____
1 +86,45+ 13,5
ТАБЛИЦА Б-8
а — 1 ,25 « = 1,27 а. — 1,32 а «= ,33 а = 1,39 а = 1,43
Т, °C (^)г Д (^)г & (^)г д <У<Ъ д (^)г д (^)г д
100 200 300 400 500 600 700 ' 800 900 1 000 1 100 1200 1300 1 400 1 500 1600 1 700 1 800 Приг Расч 1,769 1,791 1,812 1,830 1,849 1,869 1,885 1,902 1,912 1,931 1,942 лерно ? етный р ба(1—1 = 586(М 22 21 20 19 18 17 16 15 14 12 = 1 — асход 94,\ ooj-1 )-0,99Б 1,744 1,768 1,791 1,813 1,834 топлива >8 600-0, •0,977 = 24 23 22 21 )95. 995^1 = 57 00( 1,753 1,777 1,800 1,823 1,847 _ 2,3\ _ 100) ~ X 24 23 23 22 Эт ж а ва’ 1,716 1,740 1,764 1,783 1,810 ой темпе ние газе Теплосс гелем п[ 26 24 23 23 ;ратур >в, рав Сг^вп\ ~ щержа ,и ТуХ 1,707 1,780 1,806 1,829 1,853 1,876 е соотве ное = 1,805-2 ние газо = 180° С 73 26 24 23 23 тствуе !16 = 5 в за вс 1,749 1,822 ?т тепло 70 KKCLJ >здухопс 73 содер- j/лгг. >догре-
Поверочный тепловой расчет котельного
агрегата проводим в следующей последова-
тельности: воздухоподогреватель I ступени
и экономайзер II ступени (т. е. снизу вверх),
а затем топка, фестон и пароперегреватель
(т. е. сверху вниз).
Сопоставление кривых температуры газов
_ перед экономайзером второй ступени Т'э\\ =
в зависимости от трех температур
уходящих газов 7^х=170, 180 и 190° С и
температур газов за пароперегревателем мо-
жет дать истинную температуру уходящих
газов.
Расчет воздухоподогревателя
I ступени
На основании предшествующих расчетов
предварительно задаемся температурой газов
перед воздухоподогревателем I ступени
<„1 = 316°С.
j"x = 328 ккал/кг.
Количество тепла, переданное газам
<?.„=^„(/;-/;+9,5AaV0) =
= 57 000 (570 — 328 + 9,5 • 0,04- 3,34) =
= 14,4х106 ккал/час.
Присос воздуха в I ступени воздухоподо-
гревателя
4,1 =<1~<> = 1,43-1,39 = 0,04.
Доля воздуха, выходящего из I ступени
воздухоподогревателя
<1 = <-Ч»1=1.18-0,04=1,14.
Среднее аГгре1 в I ступени воздухоподогре-
вателя
ср __ аг.в1 + “г.в! _ 1,18-1-1,14 _ . . ~
г.в!- 1 ~ 2 ---------
Температура воздуха за воздухоподогре-
вателем I ступени
9,5.^, + -^-
14-4-106
9-5-3-34-'.16 + -5700ЕГ
” ---------------------___— 944° С
1,16-0,319-3,34 —
Вспомогательные величины
^83 ^83 233—30 _.
/’ = 7 = '316-30- = °-71’
Sill 83
Г) ,_ ^83 ^83 __ 233---30 _ . .Q
К ~ “ 316—180 — 1>4У-
„ enl J snl
Зная величины ри/?, определяем по
мограмме фиг. 5-21 р = 1,25.
НО-
Температурный напор в воздухоподогре-
вателе I ступени для случая трехходового
теплообменника с односторонним перемеши-
ванием при перекрестном токе
8П1 В8П1 316 180 j ЛПО р
Р — 1,25~—ШУ G-
Средняя температура воздуха
132° С.
Средняя температура газа
тср1 =t% + Ыср = 132+109 = 241° С.
Температура стенки воздухоподогревателя
* j. ._ ^ср1~1~^£з __241-р 132_юсог
^ст ’ 2 —’ 2 —
Вес дымовых газов на 1 кг топлива
дР
= 1 100 + аср^о ~
, 30,4 . 1,394-1,43 . ло ,
= 1------10q—р---------------4,33 = 6,8 кг/кг.
Весовая скорость газов
^7“ Збоорг 3 600-11,35 —кг!м сек‘
Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке
для случая охлаждения газов
а „ Л)^)0’8 __ 3,98 (9,49)0,8 _
г~ й0’2 ~ 0,05°’2 —
= 44,6 ккал/л? час°С\
здесь Ло = 3,98 определен по табл. 5-3.
Весовая скорость воздуха
, Ч _____ Ваг8\^ _ 57 000-1,14-4,33 _
1 *Л?3 1 3 600 Pg 3 600-7,82
= 10,00 кг/л2 сек.
Коэффициент теплоотдачи от
стенки к воздуху при шахматном
расположении труб
I
Диагональный шаг при 1,155-4-
а Г а а
= (1,51 )2 + (2,08)2 = 2,21.
Показатель степени п
/1=0,52 +0,12р!—\=
\ sz№ I
= 0,52+ 0,12вос-
принимаем Cz=l и С2=1.
а — 110 • С — / Y* С —
ас—11U Су d ^зоооо.^ Ч
— 11П 1 л0»032/ Ю-0,053 W _
и*1 >и 0^053 ^^ОСОО-23,49-10-6 j
= 48,3 ккал/л2 час °C.
Коэффициент теплопередачи
________ агав 44,6-48,3 _____
= аг +% ~ -44,6-f-48,3 ~~
= 23,3 ккал /л2 час °C.
Тепло, переданное поверхности нагрева,
рвл1=/С./^ = 23,3-5 430.109 =
= 13,8-106 ккал/час.
Теплосодержание газов перед воздухо-
подогревателем I ступени
J'enl=J"mi—9,5Г„Д^ + .^-=328—
—9,5-3,34-0,04+-|^р=570 ккал/кг.
Температура газов перед воздухоподогре-
вателем I ступени
-г-, _ Jen I _ 570 ___ q j pQ р
(ИгСг) —1,805 —610 ’
что соответствует ранее принятой величине.
Расчет I ступени экономайзера
Предварительно задаемся температурой
газов перед экономайзером I ступени Тэ\~
= 385° С. Этой температуре соответствует
теплосодержание газов
1г= УгСгГл —1,756-385 =676 ккал/кг.
Тепло, переданное газами по балансу
тепла,.
Q=Bp(j;-f'+9t5\aV0) =
= 57 000 (676 — 570 -I- 9,5 - 0,06 • 3,39) =
= 6,1 • 106 ккал/час.
§5-2] ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
1Л 1
Тепло, переданное воде в регуляторе пе-
регрева, принимается обычно равным Ы,рег =
— 30 ккал/кг, исходя из условий обеспече-
ния достаточного диапазона регулирования.
Теплосодержание воды на входе в эконо-
майзер I ступени
i8 = ing + Ырег — 188,5 -|- 30 = 218,5 ккал/кг.
Прирост теплосодержания воды
. . Q 6,1-106
Дг = = -240Т00- = 25,4 ккал/кг.
Теплосодержание воды на выходе из I сту-
пени экономайзера
z" z= ine 4~ AZ = 218,5-J-25,4 = 244 ккал{кг.
/^ = 218° С— температура воды на входе в
I ступень экономайзера.
Температура воды на выходе из I ступени
экономайзера
= 236°С.
Средняя температура воды
^ср_ 218 4- 236 __227° С
По графику фиг. 5-19 определяем коэффи-
циент теплового сопротивления стенки с уче-
том внешних и внутренних загрязнений и
находим £=0,003.
Температура внешних загрязнений на стен-
ке трубы I ступени экономайзера
f ___ zg~^g I с _ Q_____
^ст— 2
= 227 + 0,003 в-*-*')06 = 247° С.
Температурный напор в I ступени эконо-
майзера
ср т"__л
2,3031g----1---«-
_ (385 — 236) — (316 — 218) _ 1 99О г
— 385 — 236 — 122
2,303 lg 316_218
Средняя температура газов
Тср = -J- Мср = 227 -Н 22 =350° С.
Вес газов на 1 кг топлива
ДР 30,4
100" +7Л0 — 1 100
. 1,39+ 1,33 , qo с со t
4----------- 4,33 = 6,58 кг)кг.
Весовая скорость газов
ВСг 57000-6,58
-3 600Дг “ 3 600-15,55 = 6’7 кг1^2 сек‘
Диагональный шаг s2 = ---1- 4 =
— /Т—h 852 = 97 мм показатель степени
п при sjd <С 1,155 s2jd
п = 0,52 4- 0,12 (^-\ =
)
= 0,52 4- 0,12 —94- = 0,64.
Поправка на число рядов труб в продольном
направлении 64=1,0
/ si — dH \o.i
Cf= 1,09 , ”] =
\*2— dH /
=1,o9(4=»^1,°9. •
Коэффициент теплоотдачи соприкоснове-
нием для шахматного расположения труб при
поперечном омывании. Для случая, когда
с / d\ 30U00V) / 0.038
7 6,7-0,038 \0.64
( 30 000-26,5-10-6 ) *1,0—60,5 ккал/м час С.
Толщина излучающего газового слоя
5= l,08d— 0,785) =
= 1,08 • 3,8 (2,47 • 2,24—0,785) = 19,5 см.
Поглощательная способность СО2
(А$)со> = 0,123* 19,5=2,4 см-ата.
Поглощательная способность Н2О
(^)н,о=0,125 • 19,5=2,44 см • ата.
Коэффициент черноты углекислоты по гра-
фику фиг. 4-2
= 0,066.
Коэффициент черноты водяного пара с уче-
том поправки на парциальное давление пара
по графикам фиг. 4-3 и 4-4
rzHjO = 0,083.
Коэффициент черноты газов
а,= аГС) 4-«нп = 0,0664-0,083=0,149.
Поправку на обратное излучение стенки
t -4- 273
Аст при отношении сгт Q „ = 0,838 опреде-
ляем по графику фиг. 5-18 равным Аст=0,48.
Тепло излучения газов
1 ™ (ТсО + 273 Л
Ял 4,96дг^ 100 ^ст —
= 4,96-0,149 f~°i^Q273) -0,48=528 лг/сггл/л/Чос.
Коэффициент теплоотдачи излучением
ал ~ у = 5,23 ккал [л? час °C.
* ср 1ст
Коэффициент теплопередачи
ас+% _ 60,5 + 5,23 _
Д ~ 1 + Ь (ас + aj I -4- 0,003 (60,5 + 5,23) —
= 55 ккал/л^ час °C.
Тепло, переданное теплопередачей,
= KH±tcp = 55,0 -917.122 =
= 6,2-106 ккал] час.
Приращение теплосодержания газов
А J Qal 6,2-106 .
△•41 Bpk — 57000 —ккал/кг.
Теплосодержание газов перед экономайзе-
ром I ступени
4 = <1 + 41 - 9,5 voya = 570 + 109 - 2 =
= 677 ккал/кг.
Температура газов перед экономайзером
^=да=386'с-
Эту температуру принимаем окончательно.
Приращение теплосодержания воды
,. О 6,2-106 л .
△гэ1~ d~~~ 240000 —25,6 ккал1кг.
Теплосодержание воды на выходе из I сту-
пени экономайзера
= 218,5 4- 25,6 = 244,1 ккал1кг.
Температура воды /э1=236°С.
Расчет воздухоподогревателя
II ступени
Температуру газов перед воздухоподогре-
вателем II ступени предварительно принимаем
равной
^„ = 47О°С
Этой температуре газов соответствует
теплосодержание газов
j'en— Vzcz T'gnil = 1,76 • 470 = 827 ккал)кг.
Присос воздуха во II ступени воздухо-
подогревателя
а „ = а „ — а' „ = 1,33 — 1,32 = 0,01 -
вп II епП enli ’ ’ ’
Доля воздуха, выходящего из II ступени
воздухоподогревателя аг яП = аг в1| — AaeHlJ =
= 1,14—0,01 = 1,13.
Среднее значение \рви во II ступени воз-
духоподогревателя
ср __аг. вп + аг.вН_ 1,14-р 1,13_. 1 1 ок
аг. еп 2 2 loo.
Тепло, переданное газами по балансу,
Qenn =Ч(Л~4+9,5ДаР0) =
= 57 000 (827 — 677 4- 9,5 • 0,01 • 3,34) =
= 8,55-106 ккал1час.
Температура подогрева воздуха при вы-
ходе из II ступени воздухоподогревателя
, , Q
аг. в ^0свз^вз “Ь £ ?
tz'° «г.^вз^
8,55-106
1,135-3,34-0,322-233+ -57000-
_ ___________________'_______с*
— 1,135-0,322-3,34
Определяем вспомогательные величины для
подсчета средней температурной разности для
одноходового теплообменника с односторон-
ним перемешиванием при перекрестном токе
р— *°3 ~t>B3 — 356 ~ 233 — 123 — л
Г~ТГ — i ' 470 — 233 — 237 — U’0Z*
1 вп вз
п _ l'33~ *33 _ 356 — 233 _ 123 _ 1 .
К~т —Т" 470 — 386 — 84
вп 1 вп
По графику фиг. 5-22 находим:
Р = 0,67.
Средняя температурная разность
Ы =J=£ = C°=1^=125°C.
<р р 0,67
Средняя температура воздуха
^ср___ 356 + 233 294° С
Средняя температура газов
« + ЧР = 294+125=419° С.
Температура стенки
^гР ~1~ ^83_419 + 294 357° С
Вес газов на 1 кг топлива
—1 АР । „ г _ 1 30,4 ।
17 — 1 100 “Г ac.pLо 1 юо "г
। 1,33—|- 1,35 л qq ело I
-|-----------4,33 = 6,43 кг 1кг.
Весовая скорость газов
BGZ 57 000-6,43 о оо , 9
ШД, зС00/7г — 36 000-12,3 —8’2$ кг^м сек'
Л0 = 4,48 (по табл. 5-3 при 7^=419°С).
Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке
а _Ы^ = 4 48
ai—710 do,2 ’ 0,05е’2
= 44,2 ккал^л?час°С.
Параметр водных эквивалентов
Фиг. 5-22. Номограмма для определения температурного напора в одноходовом теплообмен-
нике с односторонним перемешиванием при перекрестном./токе (по нормам ВТИ).
Весовая скорость воздуха
57 000-1,135-4,33 _
w4e3 3600-Fe3____________________3 600-10,88
= 7,1 кг/м2 сек.
Коэффициент теплоотдачи от
стенки к воздуху при шахматном
расположении труб
Диагональный шаг при ^1,55^
s2
d
2
2
|(1,51)2 + 2,082 = 2,21.
Показатель степени п
п =0,52 4 0,126+^ = 0,52 — 0,12 =
\sJdj \ Д21у
= 0,6.
Принимаем Cf = 1
„ _илг 1 (^ган\пг _11П 0,г42 v
ав НОС, Дзоооо^у cz—110- 0053 X
X (зоШ^^сГ-б)0' 1»° =44,2 ккал/м2 час °C.
Коэффициент теплопередачи
а^аз ___ 44,2-44,2
—“4472+44,2" =22,1 ккал/м2 час °C.
Тепло, переданное поверхности нагрева,
QenII =/<Д+// = 22,1 -125-3 156 =
= 8,72-106 ккал/час.
Теплосодержание газов перед воздухопо-
догревателем II ступени
411= <п - 9,5. + =677- 0,32 +
+ = 830 ккал/кг.
’ 57 000 1
Температура газов перед воздухоподогре-
вателем II ступени
прr still 830 _ л — -1 о /"*
впП~ с-
Расчет экономайзера II ступени
Температуру газов перед экономайзером
II ступени предварительно принимаем равной
Т' =680° С-
£11
Теплосодержание газов, соответствующее
этой температуре, будет Jz={VC^T^=.
= 1,77 х 680 = 1 204 ккал/кг.
Тепло, переданное газами по балансу,
Q = (< ~ <+9,5^14)=
= 57 000 (1 204 — 830 + 9,5 • 0,05 • 3,34) =
= 21,4-106 ккал/час.
Прирост теплосодержания в экономайзере
II ступени
л- Q 21,4-106 Ол
р 240 ооо — $9 ккал/кг.
Теплосодержание воды на выходе из эко-
номайзера II ступени
4и~ zai+ ^э\= 244,1 + 89 = 333 ккал/кг.
Температура воды на выходе из II ступени
экономайзера
4 =308,8 309 °C.
Средняя температура воды
^ср Ze ”Т 236 309 273° С
Средний температурный напор
(Т'э — t") — (Т"~ t')
т'_______________________ t
2,3031g ----
Т~— te
(680—309)—(471 —236) _ onno
— 680—309 — dUU С-
2,3031g 471_236
Средняя температура газов
Тср= tcP + stcp = 273 + 300 = 573° С.
Температура внешних загрязнений стенки
трубы
^=<4 5 = 273+0,0025 ^49+ = 328°С.
Вес газов на 1 кг топлива
г _1 Ар г _ 1 30,4 ।
-- 1 ТОО * 1 100“Г
4,33—6,33 кг/кг.
Весовая скорость газов
В Сг 57 000-6,33 с 9
('^Т)г—2-уеоо/+~ 3 600-15,55 ~’б’7 кг/м-сек.
Диагональный шаг
s2
d
= ]/ т(й1)!+(й )’=1/ ’/4(2,79)’+2,24» =
= 2,64.
Показатель степени п
п~ 0,455 -4- 0,12 (] = 0,455+0,12 |41 =
1 \s2ld) 1 2’64
= 0,582.
Принимаем Су = 1,03 (по графику фиг. 5-13).
Поправка на число рядов труб в продоль-
ном направлении Сг = 1,035.
Коэффициент теплоотдачи соприкоснове-
нием.
Для шахматного расположения труб, при
& = 2,79 > 1,155
d ’ ’ d ’
X / w? ч? d„\n „ 0,049
а^ПОС/j ) C = 110-1,03да x
/ 6,47.0,038 \0,582 1 ПЧС._
24 30 OOlJ-29,1-10-6 j • —
—17^1 ккал]м2 час °C.
Толщина излучающего газового слоя
5 — 1,08й (— 0,785 U: 1,03 3,8 (2,79 - 2,24 -
у а а I ’ 4
—0,785) = 22,3 см.
Поглощательная способность СО3
(р5)со =0,13-22,3 = 2,9 см. ата.
Поглощательная способность Н2О
(/?5)но = 0,128-22,3 = 2,85 см. ата.
Коэффициент черноты СО2 по графику
фиг. 4-2
<2СОз = 0,075.
Коэффициент черноты а'н 0 с учетом по-
правки на парциальное давление водяных па-
ров по графику фиг. 4-3 и 4-4
п —0,082.
Коэффициент черноты газов
а_ — агп 4-п = 0,075-1-0,082 = 0,157.
Аст = 0,7 обратное излучение стенки по
фиг. 5-18
_ ^ст + 273 328 + 273
При отношении -|=vq- = T+H'+tq =
r Тср 4- 273 573 -р 273
= 0,71.
Тепло излучения газов
/Г„+273\4
9л = 4,96-йД^=-) Ат = 4,96-0,157 X
, /573 4- 273 \4 п „ о п
X (—ioo— ) -<V = 2 790 ккал/м2 час.
Коэффициент теплоотдачи излучением
= т _ = 5737^328 1М ккал1-М час °C.
Коэффициент теплопередачи
ac+az _ 77,7-4-11,4 . __
Л “ 1 4- 4- ал ) “ 14-0,0025(77,74-11,4) —
= 72,7 ккал}м2 час° С.
Тепло, переданное поверхности нагрева,
Q=KH^tcp=72J -980- 300=21,38 • 106 ккал) час.
Расчет топки
Тепло, вносимое в топку с воздухом,
Qe = аг. 8Cs tz е Уо 4- 9,5тхе Vo = 1,13-0,320 х
X 356-3,34-}-9,5-0,12-3,34 = 435 ккал/кг.
Суммарное тепловыделение в топке
= <7
Ю0-93-^ „ _
юо
= 2 920 100—j’3—0,3 4- 435 4- 14,5 =
=3 320 ккал/кг.
Теоретическая температура горения
' — ___— 3320 7О1оС
гор" (УгСг)гор — 1,93
Задаемся предварительно температурой на
выходе из топки, равной Tm = 1 130° С.
Средняя температура факела
= +273) (7',;,-|-273) - 273 =
= V (1 721 4- 273) (1 130 4-273) — 273 =
= 1 397° С.
Эффективная толщина факела в топке
V 1 91П
5 = 3,6 -у?- = 3,644^ = 6,14 м = 614 см.
Поглощательная способность СО2
(pS)COs = 614-0,132=81 см.
Поглощательная способность Н2О
(д$)щ0 = 614-0,134 = 82,3 см.
Коэффициент черноты СО2
ас0~ 0,158.
Коэффициент черноты я'н2о с учетом по-
правки на парциальное давление
« = 0,243.
-tin U
Коэффициент черноты факела
•я, = агп + анп = 0,158 + 0,243 = 0,401.
Видимый коэффициент излучения при 0=1
Ов = 4,96-10-% 0,401 = 1,990-10-8.
Удельное теплосодержание газов, покида-
ющих топку при Тт = 1 130° С
(Ксг)= 1,829 к к ал)кг.
Вспомогательные величины
273+г°=(Лу-+273= w+
+ 273=2 093° К;
евр(^гсг)" _
х — н„-г.св(т„р+г7^ —
57 000-1,829 — 9 856
~ 710-0,65-1,990-10"8(1 721 -[- 273)2
Температура перед первым рядом труб
т" 2Т0______273 2-2 093 __________
" Ц-1/14-4-0 1+1/1+-^-
‘ 1 1~ л; > Н- 285б
—273= 1 129° С.
Эта температура совпадает с предварительно
принятой Тт = 1 130° С.
Тепло, воспринятое в топке лучеиспуска-
нием,
Q. = &p(QpH "1 “ <) = 57 000(3 320-2 065) =
= 71,54-10-6 ккал^ас.
В том числе тепло, падающее на фестон,
гуф______глФ Qn __ 71,54-106 ~7 у_
П* Нл~~ 710 —
= 6,82 - Ю6 ккал/час,
где Н*— лучевоспринимающая поверхность
фестона, равная 67,7 м?.
9 С. П. Кашников и В. Н. Цыганков.
Угловой коэффициент фестона при трех
рядах труб и шаге ^- = 3,75
Феб — Ф1 + (1 —Ф1) Ф1 + П —Ф14“Ф1(1 —Ф1)]Ф1 =
= 0,386 + 0,385 • 0,615 + [1 — (0,385 + 0,385 X
X 0,615)10,385 = 0,774.
На перегреватель падает 1—0,774 = 0,226,
или 22,6% тепла.
Расчет фестона
Предварительно принимаем температуру
газов за фестоном % = 1 080° С-
Теплосодержание газов при этой темпера-
туре
/г — (Угс^Т'ф = 1,8243• 1 080 = 1 970 ккал(кг.
Тепло, переданное газами по балансу,
Qk = 1Вр (/ - /') = 57 000 (2 065 — 1 970,0) =
= 5,41 • 106 ккал[час.
Тепло, полученное излучением из топки,
Q =0,774-Qf = 6,82-Ю6-0,774 =
= 5,28-106 ккал{час.
Температурный напор в фестоне
Д/ =-- т ------------=
ср т —t
2,3031g —---н
1 129 — 1 080 _77поС
1 129 — 309 “ //и
2,3031g f080 — 309
Средняя температура газов или потока
в фестоне
Тср =tH + Ыср = 309 + 770 1 080° С.
Вес газов на 1 кг топлива
АР 30.4
= 1 — юо + а^° = 1 100 +
+ 1,26-4,33=6,146 кг1кг.
Весовая скорость
(^=-/%=5!®^Т=2'15 кг^сек-
Температура загрязнения стенки труб фе-
стона (исходя из условий средней величины
тепловой нагрузки на фестон
*от=Л+« -^-=309 +
. л ПП7 10,69-106
+ 0,007 — 17Q - = 750° С.
Диагональный шаг
-3,752Ц-6,62 = 6,86.
Показатель степени п при 1,155 ~~
1а а
и = 0,52-Ь0,12^/А=0,52-1-0,12-1^=0,586.
Поправка на число рядов Сх=1,0.
Коэффициент теплоотдачи соприкоснове-
нием для коридорного пучка при поперечном
омывании
\ ~[г d \п
ас — 110 У \ ЗОООО^) Сг~
__ .. 0,0795 / 2,15-0,076 \0’58б_
11U 0,076 ^30 000-42,2-10-6J
= 34 ккал[м2 час ° С.
Эффективная толщина излучающего газо-
вого слоя
S= l,08d — 0,785) = 1,08-7,6 (3,75 х
Х6,6 —0,785)= 197 см.
Поглощательная способность СО2
(pS)c 0 = 0,132 -197 = 26 см. ата.
Поглощательная способность Н2О
(А$)н,о = 0,134-197 = 26,4 см ата.
Коэффициент черноты газов
«2 = «cosH~^Hso = 0,133-f-0,177 = 0,31.
Поправка на обратное излучение Д,т=0,65
определяем по графику фиг. 5-18 при отно-
tcm 4-273
шении —-O„q <_0,756.
1 ср ~TZ/'5
Теплоизлучения газов
/Тгп 4- 273 4
^ = 4,96-0,298^-=—) =
л n / 1080 4* 273 ri /->1“
= 4,96-0,311-------—4 -0,65 =
= 33 500 ккал/час.
Коэффициент теплоотдачи газов излучением
дл 33 500
ал = Т 4-f ='1 080-750 ^Ю1 ккал[м2час°С-
1 ср t ‘’em
Коэффициент теплоотдачи
344-101
1 4-0,007-135- 14
5,28-106 \
5,41-106 )
= 47,3 ккал/м2 час °C.
Тепло, переданное поверхности нагрева
теплопередачей,
= КНМср = 47,3 • 170 • 770 =
= 6,2-106 ккал1час.
Теплосодержание газов за «фестоном
^Ф — %вр — 2 065
6,2-106
57 000
1 960 ккал/кг.
Температура газов за фестоном
I960
1,824
1 075° С.
•р"____ ^ф
Расхождение при расчете фестона вполне
допустимое.
Расчет пароперегревателя
Тепло, переданное излучением из топки,.
Q; = 0,226Qf = 0,226 • 6,82 • Ю6 =
= 1,54-106 ккал/час.
Предварительно задаемся температурой
газов за пароперегревателем 7^=680°С.
Этой температуре [см. табл. 5-7] соот-
ветствует теплосодержание
J„e = (Уг сг) Т’пе = 1,77 • 680 = 1 205 ккал 1кг.
Тепло, переданное газами по балансу,
Q = lBp (/г — 4-9,5^14) = 57 000(1 960 —
—1 205 -ф- 9,5 -0,02 *3,34) = 42,9-10® ккал[час„
Прирост тепла пара в пароперегревателе
Теплосодержание перегретого пара
€=?»+Д/-Ч« =651,1 + 185-30 =
= 806,1 ккал/кг.
Тёмпература пара
t" =501° С.
пе
Средняя температура газов
т 1 075 4-680
1 ср = 2
= 878° С.
Средняя температура пара
^=2-+2»=601±™=4о5оС.
Z Z
Температура наружного загрязнения стенки
труб пароперегревателя определяется из сред-
ней тепловой нагрузки пароперегревателя
Q + Q” = 44,4-106 ккал]час
и средней температуре пара
^=С+е^=405+
1Лпе
-|- 0,01 —2ТзТ~ = 613° С-
Весовая скорость пара при пропуске через
перегреватель
йу) =___________=240000
К Vne ослл з 600-3,14.0,0322! —
3 600- п ----------2-----.105
= 214 кг/м^чаа
Коэффициент теплоотдачи а2 от стенки
к перегретому пару
„ _ . 1«Т*Я/’8 „ „0 (214-0,032)0'8
а'‘~ А*‘ ай — 6,08 0032 _
= 2 850 ккал}м2час°С.
Параметр Ак принят по нормам ВТИ при
средней температуре перегретого пара.:
9*
Фиг. 5-23. Схемы включе-
ния теплообменников.
Полученная величина
а2 = 2 850 ккал[я?час° С
не окажет существенного влияния на коэф-
фициент теплопередачи, поэтому последний
определяем без учета а2.
Вес газов на 1 кг топлива
Ог = 1
ff , . 30,4
joo + acp^o 1 юо+1,25-4,33 =
= 6,14 кг/кг.
Весовая скорость
_ 57000.6,14 0 0. , „
3 600f2 3 600-29,1 —3,34 кг] я? час.
Коэффициент теплоотдачи соприкоснове-
нием для коридорного расположения труб
При показателе степени п
I S \2 с,
0,76+ 2) Л-
п=0-7 +-----к—т.- - 0,075 v =
9 + 4з(^-2)
0,76 -|- (2,4 — 2)2
9-f-43 (2,4 — 2)2
9 4
0,075-^- = 0,695.
При 30 рядах труб вдоль потока по гра-
фику фиг. 5-12 принимаем Cz- 1,03
_ 11Л * I W^'d \П Г — 11Л °’085 xz
ас — I10’ а у 30 OOO.-q/ 1 О' 0,042
7 3,34-0,042 Х 0.695 _
30 000-38,2.10-6 ) ,ио —
= 52,7 ккал’м2 час °C.
Толщина излучающего газового слоя
S = l,08d^.J-—0,78б) =
= 1,08-4,2 (2,4-2,85 — 0,785) = 27,7 см.
Поглощательная способность СО2
(pS) =0,131 -27,7 = 3,6 см-ата.
Поглощательная способность Н2О
(pS)Hao = 0,133• 27,7 = 3,9 см-ата.
Коэффициент черноты СО2
aCOs = 0,078.
Коэффициент черноты Н2О с поправкой на
парциальное давление водяных паров <+10—’
= 0,065.
Коэффициент черноты газов
а =аГС) 4-лнп = 0,078 4-0,065 = 0,143.
Теплоизлучение газов
= 4,96 0,143 ( 8781^02^~У • 0,62 =
= 7740 ккал[м2 час.
Поправка на обратное излучение стенки
Лст= 0,62 определена по графику фиг. 5-18
при отношении
*ст 4- 273_613+ 273_ 886
Тср 4-273 ~“878-Ь 273 —1 151 ~U,ZDd‘
Коэффициент теплоотдачи излучением
_ 4л _ 7 740 •_
-878 - 613 —
= 29,4 ккал/м2 час °C.
Коэффициент теплопередачи
ас4-«л ______________ 52,7 + 29,4
“"1+Ч^+М “ 14-0,01-82,1 —
= 44,7 ккал/м2 час °C.
Температурный напор для последовательно
смешанного тока определяем, пользуясь гра-
фиками фиг. 5-23 (схема 7) и фиг. 5-24
= Тф — = 1 075 — 501 = 574° С,
$2 = t’ne — tH = 680 — 309 = 371° С,
801-309 . п „
К— Т' г------ 1 075 — 680 — и>483.
1 1 п
? = 1 000-44,7 0,4.
Найденным значениям R и р соответ-
ствует значение р = 1,01.
Тогда температурный напор для смешан-
ной схемы
(Д£ )
V ср 'СМ
+ —02 ____ 203
0, 574
2,3031gF^ 2,3031g 1,01 37j
452° С;
здесь //^— поверхность нагрева параллельно-
точной части пароперегревателя =
= 1 000 м2.
Тепло, переданное поверхности нагрева,
(Чр \м 2 135 - 452 - 44,7 =
= 43,1-10® ккал/час.
Теплосодержание газов за пароперегрева-
телем
л Qne 43,1-Ю6 ,
57000— = 756 к к ал/кг,
j”e = 1 960 — 756 = 1 204 ккал]кг.
Температура газов за пароперегревателем
7’" = ^ = 680° С.
На этой величине можно остановиться и
считать поверочный расчет котельного агре-
гата законченным.
Фиг. 5-24. Определение коэффициента [л для теплообменника с односторонним перемешива-
нием при перекрестном токе (по нормам ВТИ).
ГЛАВА ШЕСТАЯ
АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
6-1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ
СОПРОТИВЛЕНИЙ ПО ГАЗОХОДАМ
КОТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ
Сопротивления движению газов в дымохо-
дах котельной установки складываются из
следующих составных частей:
1. Сопротивления, обусловливаемые непо-
средственным сопротивлением (трением) дви-
жущегося газового потока с поверхностью
нагрева, Ытр.
2. Местные сопротивления, возникающие
при изменении направления газового потока
(поворота), внезапного изменения живого се-
чения дымоходов и т. п., ААЛ£.
3. Сопротивления самотяги, возникающие
вследствие разности удельного веса газов
в газоходах и воздуха в окружающей среде.
В нисходящих участках дымоходов самотяга
противодействует движению, увеличивая или
уменьшая общее сопротивление, ~hc.
В соответствии с этим полное гидравли-
ческое сопротивление установки может быть
представлено в виде суммы
△А = \h 4- &h z±= А.
2 flip * ИХ С
Полное гидравлическое сопротивление га-
зохода выражают уравнением
'Ч = (Pi “ А) + “ Т2) +
— wi
(6-1)
где hc = (гг — z2) (ув — уг) — сопротивления
самотяги;
Pi и А—давления газа в соответствую-
щих сечениях, кг/м2 или мм
вод. ст,;
Wj и — скорости газов в этих сечениях,
м/сек;
Zj, z2 — нивелирные высоты (вертикаль-
ные координаты центров тяжести
сечений канала в начале и конце
его), м;
Чг — удельный вес дымовых газов при
соответствующей температуре;
ув — удельный вес атмосферного воз-
духа.
Для условий испытаний и текущего кон-
троля работы котельной установки формулу
для гидравлического сопротивления удобнее
представить в виде:
д^=(«2—«1) + (22—z,)(Y, —тД (6-2)
где s3 и sr—разрежения в начале и конце
газохода, мм вод. ст.
Задача 6-1. Построить диаграмму распре-
деления давлений по высоте вертикального
канала и установить зависимость между аб-
солютным давлением р и разрежением s.
Решение. Пусть /?Л (фиг. 6-1) — барометрическое
давление Ьо на нулевом уровне. Проводим вертикаль
АС и на разных уровнях последней откладываем в
масштабе величины, определяющие уменьшение баро-
метрического давления по сравнению с нулевым уров-
нем. Для уровня I—I это уменьшение равно LK—
—г17в > а Для Уровня II—II FE-zz^e. Соединив
точки А, К и Е, получим прямую изменения баромет-
рического давления по высоте. Отрезки KN и ЕМ
дадут нам величину барометрического давления для I
и II уровней. Разрежения показывают, насколько
давление газа меньше барометрического давления на
данном уровне. Откладывая в том же масштабе на
диаграмме влево от прямой АЕ величины разрежений
s2 = DE, s-i — GK и sq — AB, получим кривую давле-
ний в разных местах газохода. Из диаграммы видно,
что разность разряжений на данных уровнях не будет
равна разности абсолютных давлений газов в данных
газоходах.
В самом деле, барометрическое давление
h—Pi + si + zi7e = Да + + z27e
или
Pl —№ = s2 — +7e (г2 — Zl) -~
= + z$e ) — ($! — Zi7e )• (6-3)
•Фиг. 6-1. Распределение давлений по высоте верти-
кального канала (к задаче 6-1).
Величины (s2 -р 227e ) = DF и C$i -f- Zfte ) = GL принято
•называть приведенными разрежениями и соответст-
венно обозначать Sj-o и sa_0, где первая цифра индек-
са указывает уровень, на котором замерено разреже-
ние, а вторая—уровень, к барометрическому давлению
которого разрежение приводится.
В качестве произвольного уровня, который мы при-
нимаем за нулевой, примем уровень I—I; тогда будем
•иметь:
Pi "Рз + [«9 + Ъ (*г — *1)] si =
= [®2 + Те (Z1 — — S1 — 52-1 —
Таким образом, разность абсолютных давлений га-
за в начале и конце газохода равна разности заме-
ренных разрежений плюс вес столба воздуха в ко-
тельной с основанием в 1 лг3 и высотой, равной раз-
ности высот, на которых производится замер разреже-
ний в газоходах.
Задача 6-2. При испытании котла было
установлено непосредственным замером, что
разрежение в топке составляет на уровне пола
котельной, ^=6 .юи вод. ст., а в дымоходе
на высоте 12 м над уровнем пола s2 — 4 мм
вод. ст.
Определить разность абсолютных давле-
ний дымовых газов в указанных точках, если
-известно, что температура воздуха в котель-
ной равна 20°С.
Решение. Удельный вес воздуха при £вз=20°С.-
70273 1,293-273
273+ fff — 293 — 1.2кг/л£3
По уравнению (6-3) имеем:
Pi p2 — s^ (z2 — z{) =
= (4 — 6) -f- 1,2 (12 — 0,0) =12,4 мм вод. ст.
Полученный результат показывает, что, несмотря
на уменьшение разрежения в дымоходе и отрицатель-
ную величину разности разрежений в топке и дымо-
ходе, равной 2 мм вод. ст., абсолю"ное давление в
топке больше, чем в борове, и равно 12,4 мм вод. ст.
Задача 6-3. В топке, работающей на ма-
зуте, разрежение перед первым рядом труб
sz~=2,4 мм вод. ст.; барометрическое давле-
ние на уровне пода топки Z’1 = 745 мм рт. ст.;
разрежение = 10 мм вод. ст.
Определить абсолютное давление газа на
уровне пода топки и перед первым рядом
труб и их разность, если высота топки равна
8 м и уй = 1,2 кг1м3.
Решение. За нулевой уровень примем уровень
пода топки.
Абсолютное давление на уровне I-I
рх~ЬА — s = 745-13,6 — 10= 10 122 мм вод. ст.
Абсолютное давление на уровне II-II
^2 = (^ —г2ув) —s,= 10 132 —- 8-1,2 — 2,4 =
= 10 120 мм. вод. ст.
Разность абсолютных давлений рг—р3=10 122—
— 10 120 = 2 мм вод. ст.
Задача 6-4. Определить полное гидравли-
ческое сопротивление газохода, в котором
замером установлено: sz = 3 мм вод. ст.; s,=
=5 мм вод. ст.; —z2 —10 м\ уг=0,43 кг[м3
при температуре газа 550°С; уй= 1,2 кг[м?
при fe = 20°C.
Решение
ДДг = (s3 — s.) 4- (z3 — Zj) (Ye — тг ) =
= (3 — 5)—f-10(1,2 — 0,43) = 5,7 мм вод. ст.
Задача 6-5. Определить полное гидравли-
ческое сопротивление газоходов котла Гарбе,
в топке которого сжигается торф состава:
Ср = 33,85%; Нр —3,35%; 1ГР = 39,6%; Ор =
= 19,8%; №=1,0%; S* = 0,0; Лр = 2,4%.
Поверхность нагрева котла Нк = 1 200 м2.
Разрежение в топке ^=7 мм bqr. ст.
Разрежение за котлом 60 мм вод. ст.
Состав газов (по анализу) RO2 = 13,5%;
RO + O2=19,8%; N2 = 80,2%; СО 0,2 %
Температура воздуха в котельной f =
— 30°С
Температура газов в горловине топки tz т=
=1300°С
Температура газов перед первым рядом
труб котла /о = 900°С
Температура газов перед пароперегрева-
телем £пп = 800°С
Температура газов перед третьим ходом
котла t3K = 530°С
Температура газов за третьим ходом котла
t3Zx = 450°С
Температура газов за котлом (зл=390°С
Расположение ходов и соответствующие
высоты приведены на фиг. 6-2.
Решение. Средние температуры газов по газо-
ходам
еп 1 3004-900 , _
t£P =---------= 1 100 С;
I л
го 800 4-530 „„го
—-----у---665° С;
„ 5304-450
--= 490° С;
450 -L 390
iff=---у-----= 420° С,
Удельный вес сухих газов
7co9cOd!4"To9^)3-|“7NaN2 4-7coCO_
7с.г— 100 ~
1,977-13,54-1,429-6,34- 1,257-80,2-|-1,251-0,2
~ 100 ~
= 1,36 кг/м3
Объем и вес сухих газов при 0° С и 760 логрт. ст.
1,86КР 1,86-33,85 л „
Vc.z — КО24-СО “ 13,5 4- 0,2 — 4,6 нм 1кг>
gc z _ 4,6 • 1,36 — 6,25 кг [кг.
Объем и вес водяных паров
9Н^4-1УР 9-3,35-1-39,6
SB.n— ЮО ~ 100 —0,698 кг!кг-,
Фиг. 6-2. Расположение газоходов (к .задаче 6-5).
Полный вес и объем газов иа 1 кг топлива
g = ge.z ±ge.n — 6’25 4- °>698 = 6>95 кг]кг-
Уг = Vc.z + Ve.n = 4>6 + 0,87 = 5,47 нм^кг.
Удельный вес дымовых газов при 0° С и 760 мм
рт. ст.
gz 6,95
7о ~ 17” ~5,47 = 1,27 ,п№
Удельный вес воздуха при температуре котель-
ной 30° С
1,293 1,293
7в — 1 0,0^367- 30 — Т7Г — 1 >18 *гМ3-
Удельные веса газов при соответствующих сред-
них температурах газоходов
1,27 1,27
Т — 1 -р 0,00367-1 16(Г ~ 5,сЗ ~ 0,253 кг№>
1,27 1,27
7а — 1 _|_о,0.367-655 — 3”44 ~0,37 кг!мЬ
1,27 1,27
7а— Т4-о?оозб7-4оо~ 2,8 = 0,454
1,27 1,27
7< = 1 -f- 0,0^367 - 420 — 2,54 — 0,5 кг!А
Полное гидравлическое сопротивление системы:
ДЛг = 54 — «1 + (*2 — 21) <7е ~ 7, ) + (*з " - ^)(тв — 7, )-Ь
4- (24 — 2з) (Те — 7з) 4- (25 — 24) (7С — 74) = 60,0 — 7,0 -f-
4- (10 — 3,8) (1,18 — 0,253) -р (6,6 — 10) (1,18 — 0,37) -J-
4- (10 — 6,6) (1,18 — 0,454) 4- (0,0— 10) (1,18 — 0,5) =
= 60,0 — 7,0 4- 5,75 — 2,75 4- 2,46 — 6,8 =
= 51,66 мм вод. ст.
Задача 6-6, Температура воздуха в котель-
ной ^ = 20°С: удельный вес воздуха при ув —
= 20°С уй = 1,2 кг/л?; удельный вес дымо-
о
вых газов при нормальных условиях уг =
= 1,28 кг/л?: средняя температура в топке
fm=1400°C.
Определить величину самотяги на уровне
6 м от пола.
Решение. Удельный вес газов при tm = 1 400° С
273
7г =7° 273 4-1400 = 0,212 KZ^‘
Самотяга при наличии одного хода
^C — [Z1— Zj)(Te— 7г) =
— (6,0 — 0) (1,2 — 0,212) = 5,93 мм вод. ст.
Отсюда можно вывести ценное практическое за-
ключение, что в топке на 1 м высоты получается
самотяга, равная приблизительно 1 мм вод. ст.
Задача 6-7. Определить, будет ли засасы-
ваться воздух или выбиваться газ из дымо-
Фиг, 6-3. Схема к условию задачи 6-7.
вой трубы (фиг. 6-3) высотой 20 м, если в ней
пробить отверстия а и б на высоте 5 и 18 лг.
Средняя температура газов в трубе равна
350°С; разрежение у подножия трубы So =
— 10 мм вод. ст.; температура наружного
воздуха ^в = 20°С; удельный вес воздуха при
этой температуре yg = l,2 кг1м3; удельный
о
вес газов при нормальных условиях уг —
= 1,3 кг{м3.
Решение. Подсос воздуха через отверстие в дымо-
вую трубу будет, очевидно, происходить при
Рг <Рв •
Наоборот, условием выхода газов через отверстие
из дымовой трубы будет;
Рг>Рв-
Абсолютное давление на нулевой отметке
(/?г)о — Ьо — s0 = b0—10 мм вод. ст.
Удельный вес дымовых газов при /г=350°С
о
Ъ 1,3
Ъ — 1 0,00367-350 — 1 -f- 0,00367-350 ~ °’57 кг''А
Тогда на уровне 5 м
Р1 = (Рг)о — = Ьо — 10 — 5,0-0,57 =
— Ьо — 12,85 мм вод. ст.
и
рв = Ь0— 5-1,2=: Ьо — 6 мм вод. ст.
Таким образом, рг <Срв > и воздух будет засасы-
ваться в трубу.
На уровне 18 м
Рг = (Рг)о — hl2 = h ” Ю — 18-0,57 =
— b0 — 20,3 мм вод. ст.;
Рв — ^1г — — 18 • 1,2 = Ьо — 21,6 мм вод. ст.
Таким образом, рг^>рв , и газы будут выбиваться
из трубы.
Задача 6-8. Разрежение в топке на уровне
пола котельной sm—5 мм вод. ст.; в дымо-
ходе на высоте 14 м над уровнем пола
=3 мм вод. ст.
Определить разность абсолютных давле-
ний в указанных точках, если известно, что
температура воздуха в котельной равна te =
= 20°С.
Ответ./?!—/?2= 14,8 мм вод. ст.
Задача 6-9. Непосредственным замером
установлено, что разрежение перед первым
рядом труб котла s2 — 4 мм вод. ст., а над
подом топки Sj —8 мм вод. ст. Барометри-
ческое давление на уровне пода топки #0 =
= 750 мм рт. ст.; высота топки равна 10 м;
температура воздуха в котельной £й = 20°С.
Определить разность абсолютных давлений
газа на уровне пода топки и перед первым
рядом труб.
Ответ. р{— р2~8 -мм вод. ст.
Задача 6-10. При испытании топки, рабо-
тающей на мазуте, получены следующие дан-
ные: Sj = 8,5 мм вод. ст.; s2=2,5 мм вод. ст.;
<г1=0; г2 — 7,0 м\ температура воздуха в котель-
ной te — 30°С; средняя температура газов tc? =
= 1500°С; состав газов: СО2=14,1 %; СО2-р
+ о2= 16,2%; КР= Ср=82,7%; Нр=11,8%;
IFP=5,1%.
Определить полное гидравлическое сопро-
тивление топки.
Ответ. ДЛ2 = 0,6 мм вод. ст.
Задача 6-11. Известны следующие дан-
ные испытания котла поверхностью нагрева
1 600 м\
Разрежение в топке §! = 7,5 мм вод. ст.;
разрежение за котлом s4= 13,5 мм вод. ст.;
удельный вес газов при 0°С и 760 мм рт. ст.;
Y^ —1,29 кг/м3; £g = 35°C; средние темпера-
туры газов по ходам ^р=1 150°С; ^1р=530сС;
^щ = 450°С; 2j = 0; г2=12 м; 23 = 8,5 м;
24=13,5 м\ высоты газохолов Л4 = 12 м\.
— 3,5 м* — 5,0 м\ h4 — 13,5 м.
Определить полное гидравлическое сопро-
тивление котла.
Ответ. ДЛг=17,6 мм вод. ст.
Задача 6-12. Разрежение над уровнем пода
топки котла 5т = 5,8 мм bqr. ст.; перед пер-
вым рядом труб котла sm =1,8 мм вод. ст.;
нивелирные высоты: zA =0; z2 = 6 м-, £g=35°C;
1 200° С; Тг — 1,3 кг[м3.
Определить полное гидравлическое сопро-
тивление топки.
Ответ. ДА.,=9,46 мм вод. ст.
Задача 6-13. Определить полное гидрав-
лическое сопротивление газоходов котла, ра-
ботающего на торфе, если известны следую-
щие данные: разрежение в топке sm —
= 8 мм вод. ст.; разрежение за котлом s'K=z
= 50,8 мм вод. ст.; состав газов за котлом:
RO2 = 12,5%; RO2-|-O2 = 19,5%; температура
воздуха в котельной *й = 20°С; температура
в горловине топки *г/и=1200°С; температура
перед первым рядом труб котла t0 = 1 000° С;
температура перед пароперегревателем tnn=
= 800° С; температура перед третьим ходом
/л3г = 600°С; температура за третьим ходом
t3.3x~ 400° С; температура за котлом t3 к =
=340° С.
Сжигаемый торф содержит: Ср = 35,7%;
Нр = 3,7; Wp — 38%-,8РЛ — 0,0. Нивелирные вы-
соты газоходов следующие: zr = 8 м\ z2 =
= 10 м\ 23 = 6 м\ z4 = 8 м.
Ответ. &hz — 47,25 мм вод. -ст.
Задача 6-14. Определить полное гидрав-
лическое сопротивление котла по следующим
данным: §х=9,5 мм вод. ст.; s4=l4,5 мм вод ст.;
удельный вес дымовых газов при 0°С и
760 мм рт. ст. у° = 1,28 лгг/л?; температура
воздуха в котельной t-=. 35°С; средние темпе-
ратуры газов по ходам tcp = 1 100° С; tcp =
= 665° С; *2 = 450° С; *2 = 420° С. Нивелир-
ные высоты по ходам равны; zx~A-m\ z2~
= 11,5 м; z3 = 8 м\ z4 = 14 м\ z5 = 0.
Ответ. ДАг = 5,32 мм вод. ст.
Задача 6-15. Определить величину само-
тяги на уровне 10м от пода топки, если
известно, что в топке сжигается торф с содер-
жанием Qp = 35,7%; Нр = 3,7%; Sp =0,0; Wp=
= 35%. Температура воздуха в котельной t==.
= 35° С; температура в топке 1 100° С; RO2=
= 12,5%; RO24-O2= 19,5%.
Ответ. Д/?с=8,97 мм вод. ст.
Задача 6-16. Определить, будет ли заса-
сываться воздух или выбиваться из тр^бы
газ, если в дымовой трубе высотой 40 м при
средней температуре газов в трубе 250° С
пробить отверстия на высоте 10 и 35 м. Раз-
режение у подножия трубы .15 мм вод. ст.;
удельный вес газов при 0°С и 760 мм рт. ст.
7° = 1,3 кг/м3; *й = 20°С.
Ответ. 1) для уровня Юл/ Рв~> рг\
2) для уровня 35 м рг >рв.
Задача 6-17. Определить полное гидрав-
лическое сопротивление котла, если известны
следующие результаты испытаний:
=8,5 мм вод. ст; s4 = 14,4 мм bqr. ст;
нивелирные высоты: £* = 0;
z2 = 11,5 м; = 8,25 м\ z4 —
= 13,25 м- *й = 35°С; Yfi=l,14;
tcpx = 1 140° С, tcpx = 520° С;
*2=435° С; Yo =1,29 кг/м3.
Ответ. ДАг = 17,09 мм вод. ст.
6-2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЙ
ПРИ ДВИЖЕНИИ ПОТОКА
В ГАЗО-ВОЗДУХОПРОЗОДАХ
И ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА
В случае изотермического потока при по-
стоянной плотности и вязкости текущей среды
сопротивление трения определяют по фор-
муле
△Л =- л — „ - y„„„ мм вод. ст., (6-4)
где Я — коэффициент сопротивления трения—
зависит от числа Re и относительной
шероховатости стенок канала.
Безразмерный критерий Re определяется
из выражения
Re = ~,
где v — коэффициент кинематической вязкости
текущей среды, равный в свою оче-
редь v = y м?1сек;
у. — коэффициент обсолютной или динами-
ческой вязкости среды, кг-сек/м2. -
Местные сопротивления рассчитываются по
формуле
ДАЛ = С 7 мм вод. ст., (6-5)
где С — коэффициент местного сопротивления,
зависящий от геометрической формы
рассматриваемого участка, а иногда
и от Re.
Для определения сопротивлений трения
при движении потока в газопроводах и про-
дольно обтекаемых трубчатых поверхностях
нагрева при наличии теплообмена принята
формула
Г“
(6-6)
Здесь dg — эквивалентный (гидравлический)
диаметр, л.
Для круглого сечения (при течении внутри
трубы) da равен внутреннему диаметру трубы.
Для некруглого сечения его
определяют из уравнения
где £1 — живое сечение канала, л;
U— полный периметр сече-
ния, омываемого теку-
щей средой, л.
Для каналов с прямоугольным
сечением
(6-8)
где а и b—размеры сторон пря-
моугольного сече-
ния, ж.
Коэффициент трения зависит от числа Re
и от степени шероховатости стенок.
Для гладких стен при .--4000 :-5 000
коэффициент Хгл определяют из уравнения
1 „ 0»316
(6-9)
При более высоких значениях Re (до 108)
пользуются формулой
2 _ 0,857
гл~ (lg7?e)2,4 ‘
сопротивления
Коэффициент
пучка по данным
'лить по формуле
(6-10)
шахматного
ЦКТИ [Л. 7] можно опреде-
C=CxC2(«+l)7?e^,
ли)
где С] и С2— коэффициенты, зависящие от
, отношения шага труб к их на-
Si $2
ружному диаметру и ; эта
* зависимость графически пока-
зана на фиг. 6-4, а и‘ б;
п — число рядов труб по глубине
пучка.
! Формула (6-11) номографирована на фиг 6-5.
Коэффициент сопротивления коридорного
пучка по исследованиям ЦКТИ определяется
из выражения (6-12)
где Со— коэффициент сопротивления на один
ряд пучка, зависящий от отношения
, и от Rerm\
Sj — d ст
Sj — шаг по ширине пучка;
д2— шаг по глубине пучка;
d — наружный диаметр труб.
Фиг. 6-4. Зависимость коэффициентов Ci и С2 от отношения шагов
$2
к наружному диаметру трубы: а — для ; 5—для .
На фиг. 6-6 приведена номограмма для
определения сопротивлений коридорных пуч-
ков труб.
Повороты (отводы)
Плавным поворотом (отводом) называется
поворот с обеими закругленными кромками—
наружной и внутренней: ги>г0 и гея>0,
где гн и гвн — радиусы закругления наружной
и внутренней кромок. Поворот называется
резким, когда на обеих кромках нет никаких
закруглений: гйн=гк = 0 или когда закруг-
лена только внутренняя кромка (гн = 0 при
Гвя>0).
Коэффициент местного сопротивления для
плавного поворота (гк = генЧ~б) подсчиты-
вается по формуле
С = С0В-С,
(6-13)
где Со — исходный коэффициент, определяемый
по графику фиг. 6-7 в зависимости
о г относительной кривизны поворота
Rib-,
В — поправочный коэффициент, зависящий
от угла поворота и определяемый по
графику фиг. 6-8 (при а = 90° В= 1,0);
Скорость потока
я сжатом сечении
Ы(ип/сеК;
2,0—1--------------
Диграф t-мм вод, ст.)
Наружный диаметр
труб dlM-M}
О.ол
—120
ЮО
Ключ
lv Диграф О
2
3.5
4.0
V4
5.0
5.0-
7.0-
8,0—
9.0-
10—
11—
12 —
13
14
Формула расчета:
0.05
'OJ)B-
0.07—
0,08-=
*
0.09^
/?/-=
0,2
0,3—
0,4
0.5-
0,6—:
0,1 А
0,8—
0,9^
1‘°~
1,5
2.0
3
4
15
№-^
17
Д6=ДОгра1р <%.% (п+1)(мэи вод cm)
где п-количество рядов труб
но глубине пучка
Формула пересчета:
Температурный коэффициент <pt
-20
—15
—10
-5
-50
ио
30
Я?-Е
«-|
20-
Дд^ Дб]
г&е ^лопГ ^пот+273( О)
flоправочный коэффициент в зависимости от st/d и sz/d
Фиг. 6-5. Номограмма для определения сопротивления шахматного пучка труб.
С — поправочный коэффициент, зависящий
от отношения размеров поперечного
сечения ajb и определяемый по гра-
фику фиг. (6-9).
При круглом или квадратном поперечном
сечении С =1,0.
При малых размерах сечения канала и ма-
лой скорости потока (при небольших значе-
ниях числа уточнение сопротивления
плавного поворота производится с помощью
графика фиг. 6-10.
Резкие „нормальные* повороты
Коэффициент местного сопротивления рез-
кого поворота без закруглений (ги = гек = 0)
относится к скорости в прямоугольном канале
зо-
вод ст.)
3.0-
\З.Ь
в.
55-
5.0
&0-\
7,0-
8.0-
ю
г —
12-
15
15'
16-
17
25—
IB-
19-
20-
Скорость потока
в сжатом сечении
Ы(.м)сек)
—ГОП
—900
—воо
—700
600
—500
—400
—303
zoo
—150
—100
о
Фиг. 6-6. Номограмма для определения сопротивления коридорного пучка труб.
leumepamypa
чотпка
tpoml С!
—1003
(до и за поворотом) и определяется по сфор-
муле С — 1,2 Ву <6-14)
где В — коэффициент, зависящий от угла по-
ворота (фиг. 6-8).
Коэффициент местного сопротивления рез-
кого поворота с закругленной внутренней
кромкой (гя = 0; г„„>0) также относится
к скорости в прямом канале и подсчитывается
по формуле С=С„В, (6-15)
где СйК — исходный коэффициент, определяе-
мый по графику фиг. 6-11 в зависи-
мости от отношения г 1Ь-9
В — коэффициент, зависящий от угла
поворота а (фиг. 6-8).
Фиг. 6-7. График для определения исходного коэффи-
циента сопротивления плавных поворотов в зависи-
мости от их относительной кривизны.
Фиг. 6-10. График для определения поправочного
коэффициента сопротивления для плавных поворотов-,
в зависимости от числа Re.
Фиг. 6-8. График для определения поправочного коэф-
фициента, зависящего от угла поворота.
Фиг. 6-11. График для определения исходного коэф-
фициента сопротивления для резких поворотов с за-
(Г
при — прини-
мать Еек~0,39).
Фиг. 6-9. График для определения поправочного коэф-
фициента сопротивления плавных поворотов в зави-
симости от формы сечения (при круглом сечении
с=1).
П о в о,р о т-ы с изменением сечений
При неравенстве сечений на входе в по-
ворот и выходе из него сопротивление зави-
сит от того, имеется ли сужение сечения
(поворот-конфузор) или расширение (поворот-
диффузор).
Для поворотов-конфузоров принимаются
те же значения коэффициентов местного со-
противления, как и для соответствующих по-
воротов с равными сечениями, но относятся
они к средней скорости, равной полусумме
входной и выходной скоростей.
Расчет поворотов-диффузоров производится
по входной скорости, а коэффициенты мест-
ного сопротивления предварительно подсчи-
тываются так же, как и для поворотов с рав-
ными сечениями (фиг. 6-12 и 6-13),
Фиг. 6-12. График для определения коэффициента
сопротивления при внезапном изменении сечеиия
(относится к скорости в меньшем сечении).
^вых — коэффициент сопротивления выхода (расши-
рение струи); %ех—коэффициент сопротивления входа
(сжатие струи).
Фиг. 6-13. График для определения поправочного
коэффициента сопротивлений диффузора в прямом
канале к коэффициентам фиг. 6-12. При «^>40° счи-
тать как внезапное расширение сечения. При прямо-
угольном сечении и двухстороннем раскрытии диф-
фузора размер Ъ принимают по диагонали сеченир
(максимальный угол раскрытия.)
При расчете сопротивлений учитывают
влияние загрязнений.
Поправочные коэффициенты с учетом за-
грязнения принимаются:
для секционных котельных пучков, распо-
ложенных до и после перегревателя, при ра-
боте на газе, мазуте и древесном топливе
/<=1,05; при работе на угле и торфе (слое-
вое и камерное сжигание) /<=1,15;
для котельных пучков, расположенных
в многобарабанных вертикально-водотрубных
котлах, до и после пароперегревателя, при.
работе на древесном угле, газе и мазуте
/< — 0,9; при работе на угле и торфе (слое-
вое и камерное сжигание) /<=1,0.
Для змеевиковых пучков (перегреватели-
и гладкотр^бные экономайзеры) /<=1,3 не-
зависимо от рода топлива и способа его сжи-
гания.
Ребристые водяные
экономайзеры
Сопротивление пучка, состоящего ИЗ'
труб с круглыми поперечными ребрами при
поперечном обтекании, определяется по фор-
муле
△А = С^'у мм вод. ст. (6-16)'
2g 1 пот 4 '
Коэффициент сопротивления С определяется
по формулам:
для тесного коридорного расположения при
= s2 — d 2Z? (d— наружный диаметр тру-
бы; h — высота ребра в метрах)
г nice /Л \°>3/ °»£8 1
С=0,165 п| -у ] [ = ) , (6-17)'
где п — число рядов труб по глубине пучка;.
t — шаг ребер вдоль трубы;
для свободного коридорного расположения
при =sz = 2d
(6-18).
для тесного шахматного расположения
Г.=2,0-п(^У'72 Re^4; (6-19)-
для свободного шахматного расположения
(6-20)
Для ребристых водяных экономайзеров при
нормальном эксплоатациокном загрязнении их
(независимо от рода топки и топлива) рекомен-
дуется принимать поправочный коэффициент
/<=2,0.
Трубчатые
воздухоподогреватели
Газовое сопротивление воздухоподогрева-
теля состоит из сопротивления трения в тру-
бах и сопротивлений входа в трубы и выхода
из них. Последние сопротивления подсчитыва-
ют по формуле
“^”"6 ВОД. ст„ (6-21)
где С,_ и — коэффициенты, определяемые
по графику фиг. 6-12.
Отношение живых сечений подсчитывают
по приближенной формуле
_0.785^„
(6-22)
где и s2 — шаги в пучке по ширине и глу-
бине его.
Поправочный коэффициент к суммарному
газовому сопротивлению трубчатых воздухо-
подогревателей независимо от топлива и спо-
соба сжигания его принимается равным К=
= 1,25.
Пластинчатые подогреватели
Сопротивление трения при движении между
пластинами определяют по формуле (6-6).
Эквивалентный диаметр канала принимается
равным удвоенному размеру газовой щели:
dg = 2sz; суммарная длина канала принимается
равной высоте куба (обычно в отечественных
конструкциях равной 2,5 м), умноженной на
количество кубов по ходу газов.
Сопротивления вследствие изменения сече-
ний при входе и выходе гагов из кубов рас-
считываются по формуле обычного типа
= + (6-23)
где т— число кубов, последовательно распо-
ложенных по ходу гааов.
Отношение живых сечений может быть
определено по приближенной формуле
где sz и se — размеры газовой и воздушной
щелей;
3 — толщина листа.
Поправочный коэффициент к газовому со-
противлению пластинчатых воздухоподогрева-
телей для всех топлив и способов сжигания
при нормальной степени загрязнения прини-
мается равным 7<=1,5.
Ребристые воздухоподогреватели
Для воздухоподогревателя отечественного
производства (для скоростей 6-4-15 м/сек
и стандартных размеров плит) сопротивление
трения может быть определено по фор-
муле
△Л = 1,5/72 ~^лолх вод. ст., (6-25)
где т— число кубов, последовательно распо-
ложенных по ходу газов.
Сопротивление вследствие изменения сече-
ний
= 0,64}ло/и мм вод. ст. (6-26)
Поправочный коэффициент к газовому со-
противлению чугунных воздухоподогревате-
лей следует принимать равным К = 1,25.
6-3. РАСЧЕТ ДУТЬЕВОЙ И ТЯГОВОЙ
УСТАНОВКИ
Дымовая труба
Диаметр дымовой трубы у устья в свету
й = 2 l/ ?^ - м, (6-27)
V ^3 600
где V—часовой объем газов у устья трубы,
мР/час-,
wmp— скорость газов на выходе из трубы,
м/сек.
При естественной тяге wmp не должна
быть менее 4 м/сек при наименьшей возмож-
ной нагрузке котельного агрегата. При работе
с дымососом •&" может повышаться до
10-4-20 м/сек.
Высоту дымовой трубы L при работе без
дымососа ьыбирают из условий получения
заданной тяги. Последнюю можно определить
из уравнения
Г ,0 70 1 ,
X , — --------—— „Л мм вод. ст., (6-28)
[273+«“ 273+^]7b0
где Нпол— необходимая величина разрежения
в месте присоединения борова
к трубе, мм вод. ст.;
^hnom — потери на трение газов о стенки
и потери при выходе газов из верх-
него отверстия трубы (устья) в ат-
мосферу, мм вод. ст.;
У°—удельные веса воздуха и дымо-
вых газов при нормальных усло-
виях, кг/нм3;
Ьо—барометрическое давление, мм
рт. ст.;
; — внешняя температура воздуха, ° С-
tc£p—средняя температура газов в тру-
Дымососная установка
Часовая производительность дымососа
к'= ах 1/о • v=м^час’
где Av — коэффициент запаса, который при
максимально длительной нагрузке по
производительности обычно должен
составлять 1,05—1,15;
В — часовой расход сожженного топлива
при максимально длительной нагрузке
дымососа, кг1час;
ад — коэффициент избытка воздуха перед
дымососом;
Ур — объем газов, проходящих через дымо-
сос, м31кг сожженного топлива;
bQ — барометрическое давление, мм рт. ст.;
t'd— температура газов у входа в дымо-
сос, °C.
Абсолютное давление газов у дымососа
Рд= bQ------jg-g— мм ВОД. ст. (b-dU)
Полный напор, создаваемый дымососом:
Н = )„ + (2Ч)„ + < - , (6-31)
где (2ЛЛП)СС — сумма сопротивлений с учетом
самотяги на пути от топки до
дымососа, мм вод. СТ.;
(2АЛЯ)Я—то же от выхода из дымососа
до выходного отверстия дымо-
вой трубы, мм вод. ст.;
sm — разрежение у входа газов из
топки, мм вод. ст.;
hd —динамический напор при выходе
из дымовой трубы, мм вод. ст.
По полученным величинам производитель-
ности и полного напора дымососа при макси-
мально длительной нагрузке с указанным
выше запасом можно выбрать размер дымо-
соса по табл. 6-1 и фиг. 6-14—6-17.
Фиг, 6-14. Сводные сокращенные характеристики типовых дымососов НЗЛ по полному напору
при nz=360 и 750 об/мин и / = 200° С.
Д—дымососы двойного всасывания; ДК—дымососы консольные; НА — неповоротные направляющие лопатки во всасы-
вающих спиральных коробках; СК—спиральные всасывающие короба; ВСК— выпрямители в спиральных коробах; ОБ—
осевое всасывание без направляющих (всасывающих) коробов.
Ю С. П. Кашников и В. Н. Цыганков.
ТАБЛИЦА 6-1
Основные характеристики дымососов завода им. Ленина (1939 г.) н завода „Красный котельщик44 (1944 г.)
Тип дымососа Диаметр колеса, мм Форма вса- сывающих карманов Производи- тельность, тыс. ма1час Полный на- пор, мм вод. ст. при t -= 200°С Число об/мин Потребля- емая МОЩ- НОСТЬ» кет Всасывающие патрубки ширина Нагнета- тельный патрубок (сечение) ширина длина мм Габариты, мм
длина мм
А 270 250 225 240 200 190 170 200 420 370 338 425 255 215 195 250 960 730 520 405 340 450 229 179 150 220 (Форма кожуха у D-190, D-190-1 и D-190-2 одинакова) Два патрубка (двустороннее всасывание) а) Длина от кон- ца вала до муфты включительно — 4910 б) Высота от по- ла до конца на- гнетательного патрубка —3 200— 4 200 в зависимо- сти от компоновки в) Ширина
D-190 в с D А В С D
1550 — —типы А, В, С Тип D — 1 650
D-190-1 1 400 А С D А С D 210 170 200 160 130 160 295 260 310 170 150 175 960 730 282 188 270 124 83 125 У типов В, С и D 1 100 1655 1 200 1 570 3 000 — 5 050 в за- висимости от ком- поновки (угол подвода и отвода газов)
D-190-2 1450 А С D А С D 225 190 240 170 160 200 335 290 375 193 165 220 960 730 320 230 380 140 104 185 У типа А 1 100 1 900
D-195 А В 275 250 612 555 960 715 650 Два патрубка 1 100 1300 а) 5 110 б) 3 000—4 300
2 000 С 225 518 550 1 580—В и С 1 900—А 1 500 в) 3600—5600
D-120 А В 145 133 500 455 960 305 255 Два патрубка 1 100 1000 а) 4 700 б) 2 200—3 800
1700 С 120 425 220 1 500 В и С 1 600—А 1200 в) 3 200—4 600
D -40/200 Е 40 230 960 46 1 D-1 250 500 а) 1 325
1 350 30 133 730 20 792 б) 2 400—2 650 в) до 2 270
D-100/220 Е 100 275 960 122 D-1250 830 а) 1525
1 240 75 160 730 54 1 188 б) 2 300—2 770 в) до 2 280
Примечание. Типы 1939 г.: Завода им. Ленина А — прямые карманы; В — выпрямители в спиральных карманах; С — спиральные
карманы.
Тип 1944 г. (производство завода „Красный котельщик"; D — радиальные направляющие лопатки в спиральных кар-
манах. Е— консольные одностороннего всасывания с осевыми направляющими лопатками.
В 1944 г. заводы Главкотлотурбопрома начали выпускать также вентиляторы и дымососы типа „пылевые ЦАГИ“ с диаметром колеса
до 1 400 мм.
В 1945 г. ПКЗ начал также выпускать дымососы D300/400; YB = 300 т ма/час‘, Нп = 465 мм вод. ст.; t = 200° С; число оборотов в мину-
ту 730; т] = 62%; N = 1 250 кет.
Мощность на tcSm>
Необходимая для привода мощность на
валу при прямой тяге составляет:
— "3600.102^ квт> (6-32)
где Л у — коэффициент запаса мощности элек-
тродвигателя, равный (по нормам)
1.1;
— к. п. д. дымососа по полному раз-
виваемому им напору, колеблющийся
в пределах 0,35—0,65.
Дутьевые вентиляторы
Расход воздуха через вентилятор
•trCVM г, т г 273 -f- te 760 О. оп.
VB- =ВУ-^^~ — м31час, (6-33)
где
У— Уо (а — &'а 4- Да ),
и \ /тг 1 йп/.
Полный напор,ммвод.ып.
.0 10 20 30 во 50 БО 70 80 30 ЮО 10 2D 30 Ой 150
Производительность , тыс.мО/час
Фиг. 6-16. Характеристика дымососа Д-10э.
где Дга — коэффициент присоса в топку по-
мимо воздухоподогревателя, вели-
чина которого колеблется в пределах
0,1-4-0,25.
Полный напор вентилятора
— + (2АУН — h'm мм вол. ст., (6-34)
где — сумма сопротивлений (за вычетом
самотяги) всасывающего трубопро-
вода при его наличии, лиг вод. ст.;
(Е-^л)к — то же на напорной стороне, вклю-
чая требуемое (располагаемое) дав-
ление перед горелкой или под ре-
шеткой, мм вод. ст.;
hm — разрежение в топке, мм вод. ст.
Вентилятор необходимого типа подбирают
по полному напору и часовой производитель-
ности (фиг. 6-18 и 6-19).
При окончательном выборе
дутьевого вентилятора принимают
запас только по напору в 5%.
Мощность двигателя можно
определить по формуле
(6-35)
где — коэффициент запаса
мощности, равный 1,05;
—.к. п. д. вентилятора по
полному напору, колеб-
лющийся в пределах
0,35 — 0,65.
Задача 6-18. Произвести рас-
чет тяговой установки котельного
агрегата, конструкция которого
показана на фиг. 4-7.
Конструктивные и тепловые
характеристики агрегата, необхо-
димые для расчета газовых со-
противлений, сведены в табл. 6-2.
Решение
^Котельный пучок
Трубы котельного пучка располо-
жены коридорно; направление потока
газов перпендикулярное; шаг труб вдоль
потока газов <s2—250 мм и поперек
потока $! = 180 мм (см. табл. 6-2). Отно-
шение шага к диаметру
-£=^ = ЗД ^=^ = 2.i7.
dH 83 dH 83
Фиг. 6-17. Характеристика дымососа Д-Н40.
Средняя температура газов в котельном пучке
Средний секундный объем газов в пучке
В VCp (273 Н- tcf) 18 900 • 4,93 (273 + 1 024)
3 600-273 — 3 600-273 ~
— 123 л$}сек.
Площадь поперечного сечения для прохода газов
= lK {bK — ndH) = 6,5 (5,2 — 26,0-0,083) = 19,6 м\
Скорость газов в пучке
Vсек 123
= 6,3 лг/cw.
Температуру стенки кипятильной трубы принима-
ем по данным теплового расчета /Сот = 242°С.
Сопротивление котельного пучка труб по графику
фиг. 6-6
Д/г = '^1гр ®уг = 0,1- 0,87 • 4 = 0,35 мм вод. ст.,
где ДЛгр—0,1 при w = 6,3 М'Сек и tnom — 1 024°С;
—0,87 — поправочный коэффициент при
___________ - ] 44 < з
250 — 83
Число рядов труб в глубину пучка /7 = 4.
С учетом поправки получаем:
i\h'K— 0,35-1,15 = 0,4 мм вод. ст.
Пароперегреватель
Сопротивление пароперегревателя определяем но
графику фиг. 6-6.
Средняя температура газов по газоходу паропе-
регревателя
tczp
950 + 630
790° С-
$2
Шаг по длине газохода -~г— =
ан
-qc = 2,63.
ОО
$1 90
Шаг по ширине газохода = gg
= 2,37.
Производительность, тыс. за3/час
Фиг. 6-18. Характеристика дутьевого вентилятора ВД-1О-Нзо 730 об/мин.
Мощность навалу, квт
Фиг. 6-19. Характеристика дутьевого вентилятора ВД-1О-Нзо 960 об/мин.
Мощность на валу, квт
ТАБЛИЦА 6-2
Основные исходные данные для расчета тягового устройства котельного агрегата
Исходные данные Обозна- чения Топка Котельный пучок Паропере- греватель Про- межуточ- ный газоход Водяной экономай- зер Про- межуточ- ный газоход Воздухо- подогрева- тель Послед- ний газо- ход агре- гата
Разность высот между концом и началом газохода, м . . . . 4-8,2 — * - - +2,1 —4,5 — — —10,8
Длина газохода, м — — — — — — . 8,0 —
Среднее живое поперечное се- чение газохода, м2 О п 5,2X6,5 19,6 12,3 13,0 5,45 -— 4,06 —
Расположение труб поверхности нагрева в газоходе (способ об- мывания) Коридор- Коридор- Шахмат- Вдоль
Угол атаки труб газами, град. — ное 90 ное 90 - ное 90 — труб . —
Число рядов труб по ходу газов — 4 24 30 — — —
Наружный диаметр труб, мм . . dH — 83,0 38,0 — 38,0 — 46,0
Шаг труб, мм: вдоль потока газов «2 250 100 — 80 —
поперек потока газов .... S9- Отношение -т- ......... ан S1 — 180 3,0 90 2,64 — 85 2,1 — —
~ 3 * 51 Отношение — dH — 2,17 2,37 — 2,24 - —
Живое сечение, м2-: в начале газохода в конце газохода 21 &2 — 19,6 19,6 18,7 6,2 13,0 5,45 9;5 4,06 9,5
С поправкой
s^/d 2,63
Отношение = -2|37_, =1,92.
24 ряда труб перегревателя расположены в кори-
дорном порядке; омывание газами — поперечное.
Секундный объем газов в пучке
BVср (273 + 18 900 4,93 (2734- 790)
3 600-273 ~ 3 600-273 ~
—101 м^/сек.
Живое сечение пароперегревателя
Qn = (b — ndH) hcp ~ (5,2 — 56-0,038) 4 = 12,3 м2.
Средняя скорость газов по пароперегревателю
wcP= = W = 8,22 м/сек.
tin lz,o
Средняя температура стенки труб пароперегрева-
теля
, ч । or 241,54-420 ,
tcm = + 25 - :-----------4- 25 = 356° С.
По графику фиг. 6-6 находим ДЛгр —0,21 и коэф-
фициент <с^=1,12. Тогда газовое сопротивление пере-
гревателя составит:
= yyzzzzO,21-1,12-24 —5,05 мм вод. ст.
A/z/C=5,05-l,3 = 6,6 мм вод. ст.
Газоход между перегрев ателем
и водяным экономайзером
Сопротивление газов на повороте 90° перед водя-
ным экономайзером
Коэффициент сопротивления С для резкого „нор-
мального" поворота
С = 1,2-В=1,2.
При угле поворота а = 90° (фиг. 6-8) В = 1,0.
Сечение газохода за пароперегревателем
^ = 5,2-2,5=13 м2.
Скорость газов за пароперегревателем
w = 7 м/сек.
Сечение газохода перед водяным экономайзером
S's = 5,2-1,8 = 9,36 м2.
Скорость газов в этом сечении 9,75 м/сек.
Средняя скорость в прямом канале
гп 7 4- 9,75
w р =----g— = 8,37 м/сек.
При-tnom - 509°С
h-дин — = 1*7-
Подсчет скоростного напора hd удоб-
но производить, пользуясь графиком
фиг. 6-20.
Сопротивление газов на поворо- е
пепед водяным экономайзером будет:
АЛяоб= 1,2-1,7—2,0 лл/^вод. ст.
Водяной ^экономайзер
Расположение труб водяного эконо-
майзера— шахматное. Средняя скорость
газов wcP =14,8 м/сек.
Температура потока газов tnom —
=509° С и tcm = 195° С.
Число рядов 28. Диаметр труб
^я = 38 мм.
Шаг труб по длине и ширине газо-
5, 80
хода =^=2,1;
51’ ” >85 . 92
d — 38 — 2’21; — 38 — 2’36'
« L
По графику ;фиг. 6-5 иж = 0.95;
®/ = М.
Газовое сопротивление водяного
экономайзера
Aft = Aft^os-Tt(re-f- 0 =
= 1,6*0,95- 1,Ь(284-1)—48,0 мм вод. ст.
Вводя поправочный коэффициент
К— 1,3, получаем:
Айэ = 48,0-1,3 = 62,5 мм вод. ст.
Потеря при входе в экономайзер
ДЛвЛ. = 5 —2g—=0,25 - 4,4=1,1 мм вод.ст.
Коэффициент сопротивления 5=0,25
определен по графику фиг. 6-12 при
мм бод. ст.
Формула пересчета; hauHZ = h3llftj^^^l^ede T^tncni+Z73(OK)
Фиг. 6-20. График для определения динамического напора (h6uH) для
потока воздуха под давлением 760 мм вод. ст.
Лаик=4,4 мм вод. ст. при t3 пя=630° С
и w— 14,8 м/сек.
Потеря при выходе из экономайзера
^вых~~^ 2g =0,184-3,75 = 0,69 мм вод. ст.
Здесь 5 = 0,184 определено по графику фиг. 6-12
при
5,45
Q6 — 9,9 — °’574'
Динамический напор /гЙЙК = 3,75 мм вод. ст. Опре-
делен по графику фиг. 6-20 при w~ 12 м/сек и £лот=
= 403° С.
Таким образом, суммарная потеря сопротивления
в водяном экономайзере будет:
= ДЛ„ + Дй„о, + АЛ, + ЛЛ„„,. = 1,1 + 2,0 + 62,5+
4-0,69=66,3 мм вод. ст.
Воздушный подогреватель
Скорость газов при входе в воздухоподогреватель
, 5,45-18 900(273 4-403) ,
wen — 3600'4,06-273 —17,4 м!сек-
Потеря тяги при входе в воздухоподогреватель
w^z
AZz„r = £ —=— = 0,317-8,0 = 2,54 мм вод. ст.
вл ^g
£ = 0,317 определено по графику фиг. 6-12 при
. __ A2L — 0,427.
2d "" 9.5
Потери
в ателя
на трение в трубах воздушного подогре-
ДА
тр
0,316
У Re
Здесь все физические константы отнесены к тем-
пературе стенки ic/ra = 229° С.
Средняя скорость газов в трубах воздухоподогре-
вателя
гп 5,45-18 900(273-1- 294) ,
w ~ 3 600-4,06-273 — 15>8 м/сек,
где 294° С — средняя температура газов в воздухе'
подогревателе
403 + 185
2
=294° С
Число Рейнольдса
•wcpd
Re^ —
15,8-0,046-106
-----w----------= 20 000.
Здесь \= 36,3- IO-6 лР/сек — коэффициент кине-
матической вязкости газов.
Коэффициент трения
0,316 0,316 0,316 ппогл
7 = : — -=-------~ п~ = 0,0264;
Re — /20 000 — 12>°
Полное газовое сопротивление воздухоподогревателя
= Мвх + Мтр + Мвых = 2,54 + 39,6 + 1,69 =
= 43,83 мм вод. ст.
Учитывая практические данные, расчетную вели-
чину увеличиваем в 1,25 раза. Тогда
ДЛвя = 42,14-1,25 = 54,8 мм вод. ст.
Самотяга в котельном агрегате
Нивелирные высоты газоходов приведены в табл. 6-2.
Расчетная формула для самотяги газоходов
ААг = Aj (yfl — -у,) + Zz3 (ve —72) +’А3 (ye — 73)+й4(Тв — Т4).
Средняя температура в топке:
^=/0,85ГгГте-273 = .
= 0,85 /(1 099 + 273) (1 705 + 273) — 273= 1 247°С.
Удельный вес газов
7г = 1,34 073 I 1^47 ~~~ 0,241 кг/м2.
Самотяга в топке при Ах = 8,2 м, считая от центра
горелок:
А^ = 8,2(1,2— 0,241) = 7,85 мм вод. ст.
сп 1 099 + 630
tcp — ----------= 864° С.
273
7г — 1,34 273 _j_ 864 — 0,326 кг/м2.
Самотяга на втором подъемном участке при А3~~
—- —2,1 м
hc'—2,\ (1,2 — 0,326)= 1,84 мм вод. ст.;
[ /567\О’583 _
\ tcm ) “/°7 “
w2tz
hduH — -^ =8'° ММ В0Д' СТ-
Подставляя все найденные величины в выражение
для определения получим:
8,0
Xhmp =0,0264 -q 04у 8,0-1,08 = 39,6 мм вод. ст
Скорость газов на выходе из воздухоподогревателя
„ 5,4525-18 900 (273 -|-I85) f
wen —~ '3 600-4,06-273 — 11,9 м/сек.
Потеря с выходной скоростью из воздухоподогре-
вателя
w2y
4 1, — г_____= 0,335-5,05 = 1,69 мм вод. ст.;
— 4 2g
hd = 5,05 мм вод. ст.;
£ = 0,335 при =— = 0,427 (по графику фиг. 6-12).
Тг = "173 + 514 =0,465>г/.иЗ.
Самотяга на третьем (опускном) участке
йс3 = — 4,5 (1,2 — 0,465) = — 3,3 мм вод. ст
Самотяга на четвертом (опускном) участке
Ас4 = — 10,8(1,2 —0,644) = — 6,0 мм вод. ст.
74=0,644 кг/м2.
Подставляя эти величины в формулу для самотяги
газоходов, будем иметь:
Дйг = 7,85 -|- 1,84 — 3,3 — 6,0 = 0,4 мм вод. ст.
Сопротивление газоходов между
котельным агрегатом идымовой трубой
Для предохранения дымососов от износа за ко-
тельным агрегатом установлен на высоте 7 м электро-
фильтр. Расстояние от вертикальной оси воздухо-
подогревателя до оси электрофильтра составляет 10 м.
На пути движения газов из воздухоподогревателя
к электрофильтру имеется поворот на 90° в три пат
раллельных канала с dmp = 1,3 м.
Газоход между воздухоподогревателем
и электрофильтром
Площадь живого сечения газохода до разветвления
£4= 1,828-5,2 = 9,5 лА
Скорость газов в этом сечении
18 900-5,80 (2734-185)
W1~' 3 600• 9,5 • 273 — 5,38 м/сек .
Коэффициент сопротивления при резком повороте
на 90° (см. фиг. 6-8)
5 = 1,2-В=1,2-1,0 = 1,2.
Потеря напора при повороте перед разветвлением
5,382
ДА] =1,2- 0,77 = 1,3 мм вод. ст.
Площадь живого сечения газохода после разветвления
на три рукава:
Скорость газов в сечении 17,2 м2
w = 2,96 м/сек.
По формуле (6-14) и графику фиг. 6-8 коэффи-
циент сопротивления резкого поворота на 90° (в сече-
нии 17,2 л<2) 5= 1,2.
Величина сопротивления при резком повороте
будет:
w2~fz 2,562
ДЛрп = 5 ^=1,2-0,77jjj-g- = 0,4 мм вод. ст.
Таким образом, сопротивление газов между воз-
духоподогревателем и электрофильтром будет:
АЛ = 1,3 4- 9,84-3,54-0,4= 15,0 мм вод. ст.
Сопротивление электрофильтра
По данным треста „Газоочистка" сопротивление
электрофильтра /гэу!=10мм вод. ст.
Сопротивление двух плавных поворотов в 6 рука-
вах за электрофильтром
Живое сечение
Отношение сечений
Коэффициент сопротивления по графику (фиг. 6-12)
5 = 0,33.
Суммарный коэффициент сопротивления
5 = 0,334- 1,2= 1,53.
Скорость газов в меньшем сечении (круглые каналы)
18 900-5,80(273 4-185)
w — 3 6 OIM/T-273“ ~ 12’8 м!сек •
Потеря напора , в газоходах перед электрофильтрами
, 12,89
^h3Jl — 1,53-0,77- jg-g-—9,8мм вод. ст.
Так как относительная длина этого газохода невелика,
то потерей на трение можно пренебречь.
Подсчитываем сопротивление при выходе из газо-
хода и при повороте на 90° в электрофильтре.
Живое сечение электрофильтра
2б= 3-5,2 = 15,6 лг3.
Коэффициент сопротивления при резком изменении
сечения с 4 до 15,6 лг2 у выхода (по графику фиг. 6-12)
м „ Лг-
при отношении -q—= g = 0,25
Сопротивление при расширении сечения
12,82
Ыг = 0,56-0,77 7777-= 3,5 мм вод. ст.
1У,о
Живое сечение электрофильтра для подсчета по-
ворота на угол 90°
= 3,3-5,2= 17,2 м2.
Скорость газов в этом сечении
18 900-5,804(2734-185) ,
w — 3 600-4,7-273 “ 10,85 м!сек '
Коэффициент сопротивления при плавном повороте
определяем по формуле (6-13)
С=50ВС.
„ R 1
В нашем случае при 1
5 =0,19 (см. фиг. 6-7); В = 1,0 (см. фиг. 6-8);
С= 1 (для круглого сечения).
Таким образом,
5=0,19-1,0-1,0 = 0,19.
Величина сопротивления двух плавных поворотов
за электрофильтрами
w2y?
^hnn—2i, = 2-0,19-4,5= 1,7.им вод. ст.
Здесь Лйин = "2^ = 4»5 мм вод. ст. по графику
фиг. 6-20 при w = 10,85 м/сек и 1^=185° С.
Потери на трение на участке от электрофильтра
до кожуха дымососа
Iw2!, 14,0
^ = >гл-9^=0,0145Ж
0,77-10,852
19,6 —
1,0 мм.
где \,л коэффициент трения:
0,857 0,857 0,857 nnijic
1 ---о Г = -------94 = 'со о- --- 0,0145 .
™ (lg W’ (1g 350 000)2’4 58>9
Сопротивление поворота на 90° перед дымососом
ДЛлО« = ^-^-'=^ИН=1>2-4’5 = 5’4 ММ В0Д- СТ-
Здесь hdUH = 4,5 мм вод. ст.
Вычисляем сопротивление двух плавных поворотов
перед дымососом на угол а = 45° (конфузор).
Повороты происходят в постепенно расширяю-
щемся газоходе. Площадь живого сечения до поворотов
Qt = 2-1,4-1,5 = 4,2 лг2.
Площадь живого сечения после поворотов
Ог= 2-1,1-1,655 = 3,64
Среднее сечение
4,2 + 3,64
О =-’^—-3,92^.
Скорость в среднем сечении
wcp = 13,05 м/сек .
Сопротивление двух плавных поворотов
ДЛлод = 2 £/гйпк = 2,0-0,13-6,6 = 1,7 мм вод. ст.
Здесь
С = 0,2 при -£-=1по графику фиг. 6-7;
В = 0,65 для а = 45° по графику фиг. 6-8;
' дс 1,5
С=1,0 при -y-=i^-=l,07 по графику фиг. 6-9;
5 = Со ВС = 0,2-0,65-1,0 = 0,13;
^дин — <^ = 6,6 м.и вод. ст. по графику фиг. 6-20;
Д/£= 2 KhdUH = 2-0,13-6,6= 1,7 мм вод. ст.
Таким образом, общее сопротивление газоходов
между электрофильтром и дымососом составит:
21/2=1,7 4-1,0 4-5,4 4- 1,7 = 9,8^ вод. ст.
Самотяга в электрофильтре и вертикальных газо-
ходах перед дымососом
h с = &под - Ло„) (1в - Тг) = (9,7 - 9,31) (1,2 - 0,797) =
= 1,6 мм вод. ст.
Дымовая труба
Часовой объем газов, проходящий через устье
трубы при D — 75 т/час, составит:
BVcp(273-Hf>)
— 273 ~
18 900-5,893 (273 4-180)
=-----------273---------— 185 000 м2/час .
Среднюю температуру газов в дымовой трубе прини-
маем в 180° С.
Высота трубы /, = 33лг.
Самотяга трубы
_ I 273 \ 730
smp — —Тг 2734- ^О/ 760 —
( 273 х 730
— 33,0 { 1,2 — 1,34 273 д 180/ 760 — 14,5 мм вод. ст.
Скорость газов на выходе из трубы -
Уг 185 000
w — 3600-й — 3 600-3,77 — 13,7м’сек •
Потеря в выходном сечении трубы
„ w'^z 13,72
— Qg — 2-9 81 0Д07 — 8,0 мм вод. ст»
Средний диаметр трубы равен 2 м.
Скорость в среднем сечении дымовой трубы
185 000
аСР= 3ЙЮЙ.Г4 = |Е'4 м>сек
Коэффициент трения в трубе определяем пр фор-
муле
Потеря на трение в трубе
__ Lw^z _ 33,0 16,43 ПСП7
hmP~~ * ~~d2g~ “ °’ 37 ’Ж' 1W°’80 1=6,7 В0Д' СТ~
Общие потери в дымовой трубе
8,04-6,7=14,7 мм вод. ст.
Таким образом, общее сопротивление всех газохо-
дов котельного агрегата при 7) = 75 т/час без учета
запыленности газов составляет:
Разрежение вверху топочной камеры
принимаем ........... 3,0 мм вод. ст.
Сопротивление труб кипятильного
пучка...................... 0,4 „
Сопротивление пароперегревателя 6,6 „ „
Сопротивление газохода между па-
роперегревателем и водяным эко-
номайзером . .................. 2,0 „ „
Сопротивление водяного экономай-
зера .............................66,0 „
Сопротивление воздухоподогрева-
теля .............................54,8 „
Самотяга газоходов................ 0,4 „
Сопротивление между воздухоподо-
гревателем и электрофильтром 15,0 „ „
Сопротивление электрофильтра . . 10,0 „ „
Сопротивление газоходов между
электрофильтром и кожухом ды-
мососа ........................ 9,8 „ „
Сопротивление заслонок, прямых
участков и прочие неучтенные
сопротивления принимаем рав-
ными .....................• . 10,0
Самотяга в электрофильтре и в вер-
тикальных газоходах между ды-
мососом и электрофильтром ... 1,6
Самотяга дымовой трубы . . .14,5
Потеря в выходном сечении трубы 8,0
Потеря на трение в дымовой трубе. 6,7
Всего .... 209,1 мм вод. ст.*
* Поправку на загрязнение дымовых газов, золой не учиты-
ваем, так как Д-Р — 27,3% <
Суммарное сопротивление с поправкой на удель-
ный вес газов п барометрическое давление
АН— SAZz
Тг 760_9п9 1,34 760
1 293 Ьо 1,293 730
= 226 мм вод. ст.
Выбор дымососа
При максимальной нагрузке котла расход газов
при ^,= 185° С; /?о = 73О мм рт. ст., у^= 1,34 кг} нм?
будет:
760
Q= 187 000*ygj= 195 000 м^час,
ДЛ = 226 мм вод. ст.
Определяем расчетный режим дымососа с учетом
запасов.
Qp(iC4 = 1,1 195 С00 = 214 000 м?'час-,
НргСч~ 1,2*226 = 272 мм вод. ст.
Эти данные следует привести к номинальному
удельному весу, для которого даются характеристики
дымососов заводами-изготовителями (воздух у® =
.= 1,293 кг!нл$; мм рт. ст.; ffl =200° С).
Переходный коэффициент
185 + 273 760 Ч91__
— 200 + 273'730 1,34 “ °’975*
Приведенные параметры расчетного режима
Qpac4 _ 914 000*0,975 = 208 000 л$!час-,
fjnpue _ 272*0,975 = 265 мм вод ст.
Требующиеся производительность и напор могут
быть обеспечены дымососом D-190-2HA при к. п, д
= 0,66; л = 730 об/мин (см. фиг. 6-14).
Мощность двигателя для привода -дымососа при.
п = 730 o6zmhh на валу дымососа
1,1-208 000*220
3 600-102-и,66 --208 квт-
Задача 6-19. Произвести расчет дутьевой
установки котельного агрегата, приведенного
на фиг. 4-7, исходя из его максимальной про-
изводительности, т. е. £> = 75 т]час.
Схема расположения всасывающих и на-
порных воздуховодов приведена на фиг. 6-21.
Решение.
Воздухоподогреватель
Железный трубчатый воздухоподогреватель состоит
из четырех секций, каждая из которых имеет 613 вер-
тикально расположенных труб диаметром 51/46 мм.
Воздух обтекает трубы снаружи и проходит через
воздухоподогреватель в 4 хода. Длина труб / = 8 м.
Площадь живого сечения для прохода воздуха
Г 134-12 T
2е=4 1,3 —g- *0,051 2 = 5,28 л«2.
Шаг труб поперек воздушного потока ^ = 100 мм,
вдоль воздушного потока $2 = 35 мм.
Фиг. 6-21. Схема всасывающих и напорных
воздуховодов.
1—всас воздуха снаружи; 2— всас воздуха пз котельной; 3— выход
из воздухоподогревателя; 4—вход воздуха в воздухоподогрева-
тель; 5—отводы к верхнему ряду шлнц; б—плотный шнбер; 7—от-
воды к нижнему ряду шлнц; 8— подвод воздуха к шахтным мель-
ницам.
Средняя температура воздушного потока
си 305 + 25
tcp=------—= 165° С.
Средний секундный расход воздуха через возду-
хоподогреватель
/ Дя N
(ат-Д'а+ “ ) В(273+/с/)
1/8 - ---\-----------—L-------------------
сек ~ 3 600.273 “
f 0,15 \
3,467(1,25—0,1 —18900 (273+ 165)
’ ” 36004273 =36 м!сек-
Средняя скорость воздуха
wcP _ _ ++ _ 6 82 м(сек
йв 5,28
По графику фиг. 6-5 при скорости w = 6,82 м}сек
и dH -- 51 мм
№гр — 0,37 мм вод. ст.
По вспомогательным графикам этой же фигуры
^=1,6 и <ps=z0,6.
Таким образом,
△А = М ?i-<ft (п + 1) т — 0.37-1,6-0,6-(491) 4 =
= 71 aim вод. ст.
Здесь п = 49— количество рядов труб в глубину
в каждом ходе; tn —4— количество ходов по воздуху.
Сопротивление поворотов
в соединительном коробе
Площадь поперечного сечения до поворота в сое-
динительном коробе 21 — 5,2-1,9 — 9,9 л/2.
Площадь поперечного сечения после поворота
Q2 —20,3 м\
Площадь поперечного сечения в середине поворота
2ср = 5,2-0,7=3,64 л/2.
Расчетное сечение поворота для определения ско-
рости подсчитываем по формуле как среднее из трех
сечений: на входе, в середине поворота (поперечное
сечение короба) и на входе:
3 3
2^— „ i _ = — - i — 7,04 ^2.
+ + Й3 9.9 3,64 + 20,3
Скорость воздуха в этом сечении
36,0
w = =5,12 м/сек-
Сопротивление трех поворотов в середине возду-
хоподогревателя
---— = 3-2,5-1,01=7,6 мм вод. ст.
я“ 2g
h
Коэффициент £ по данным ЦКТИ равен 2,5.
Следовательно, суммарное сопротивление возду-
хоподогревателя будет:
— 71 -Ц 7,6 = 78,6 мм вод. ст.
Сопротивление воздухопроводов
(см. фиг. 6-21)
Сопротивление двух плавных
поворотов на угол 90° перед дутьевым
вентилятором
Действительный часовой расход холодного воз-
духа (tx в = 25° С), подаваемого дутьевым вентиля-
тором:- '
3,467 (1,25 —0,1 4- 0,075) 18 900 (273 -J- 25)
V— 273 “
= 87 900 Afi/час.
Секундный расход воздуха
87 900
v =~36W=24'2 ^'сек'
Площадь живого сечения до и после места сопро-
тивления
3,14-1,262
Sl,2— 4
= 1,257 лг2.
Площадь живого сечения в месте сопротивления
й2= 1,257 Afi.
Скорость воздуха в этом сечении
24,2
«/1 = да2 = даз=Т^7’=21,1 м/сек.
Удельный вес воздуха при tx в = 25°С
273
7е = 1,293 -gyg । 25’ — М8 кг/Afi.
Тогда сопротивление двух плавных поворотов под
углом 90° будет:
ДЛ = 2? —!£_ = 2,0-0.19-Zz^UH = 2-0,Г9-26 =
^ё
= 9,9 мм вод. ст.,
где ййик = 26 мм вод. ст. по графику фиг. 6-20,
?0 = 0,19 — коэффициент сопротивления, учиты-
вающий относительную кривизну отвода
труб при -у = 1 по графику фиг. (6-7),
В— 1,0 по графику фиг. 6-8 для а=90°.
С=1,0— поправочный коэффициент для плавных
а
поворотов при круглом сечеиии -у = 1; С— 1,0;
С = СВС = 0,19-1,0-1,0 = 0,19.
Сопротивление плавного поворота
на угол 45°п еред дутьевым вентилятором
Площадь живого сечения до места сопротивления,
в месте сопротивления и после места сопротивления
одинакова и равна
е1 = е2=й3 = 1,257 Afi.
Скорость газов — та же, что и в предыдущем под-
счете сопротивлений: «/ = 21,1 м/сек.
Д/г =£^- = 0,412-/^ = 0,412-26,0= 10,7 лглгвод. ст.;
р
Z = 0,80 при у — 0,58;
В = 0,515 по графику фиг. 6-8 при а = 45 4
С — 1,0;
5 = С0ВС= 0,80-0,515-1,0 = 0,412;
hdUH=. 26 мм вод. ст. (фиг. 6-20).
Сопротивление сегки на всасывающем воздухо-
воде.
Площадь живого сечения до места сопротивления
2 = 0,8-1,75=1,4 Afi.
Площадь живого сечения после места сопротив-
ления
Й2= 1,2-1,5 = 1,8 м*
Площадь живого сечения в месте сопротивления
£3= 1,257 лг2.
Средняя скорость в месте сопротивления
24,2
wcp = у 257 = 21,1 м/сек',
тогда сопротивление сетки на всасывающем воздухо-
воде будет:
,. п п 1 Г 21,12.1,18 „
ДЛ — 0,2 I/ —— — 5,22 мм вод. ст.
Т У,о1
Здесь коэффициент сопротивления при вхцде
в прямую трубу с закругленными краями при нали-
чии сетки с живым сечением 80% выбран по данным
ЦКТИ: С = 0,2.
Потери на трение во всасывающем
воздуховоде
Длина воздуховода £ = 34 м, его. диаметр
(1 — 1,26 м.
Учитывая, что Re > 10s, коэффициент трения
в воздуховоде определяем по формуле
_______0,857 ________1’8А7_____0,857 —л п ля-
*гл~ (1g 7^)2,4 ~ (1g 1 690ООО)2’4 “ 79,5 — ’ 1 ’
Д/гт_ = гга = 0,0108-34- hduH~ 0,0108 -Д.Х
тР гл dig 1,26 дин 1,26
X26 = 7,6 мм вод. ст.;
Л^ик = 26 мм вод. ст. по фиг. 6-20.
Сопротивление диффузора
за дутьевым вентилятором
Площадь живого сечения до места сопротивления
£^ = 0,8-1,3 = 1,04 м\
Площадь живого сечения после места сопротив-
ления
йл= 1,2-1,5= 1,8 лА
Скорость воздуха в узком сечении
24 2
w1 = j—^ = 23,2 м/сек.
Коэффициент сопротивления диффузора в прямом
канале
= 0,8-0,25 = 0.2.
Здесь £еыг = 0,25 по графику фиг. 6-12 при отно-
шении
/f=0,8 по графику фиг. 6-13 для угла раскрытия
диффузора 30°.
Сопротивление диффузора
^диф — ^дин — 0,2-33,0 =6,6 мм вод. ст.;
Л^ин = 33 мм вод. ст. по графику фиг. 6-20.
Сопротивление плавного поворота
н а у г о л 90° за дутьевым вентилятором
Площадь живого сечения до места сопротивления
Qx= 1,2-1,5= 1,8 м\
Площадь живого сечения после места сопротив-
ления
й2= 1,75-1,9 = 3,32 л«2
Скорость воздуха до и после места сопротивления
24,8 24,8
Wj = j-g— =13,4 м/сек и = д-дд — 7,29 м1сек.
Средняя квадратичная скорость в месте сопротив-
ления
гп 13,42 4-7,292
w р =----------------g-----=10,8 м/сек.
Сопротивление плавного поворота на 90°
ДЛ = ? . 6 . =0,19/гй = 0,19-7,0= 1,3 лмгвод. ст.
Здесь £ = £0ВС = 0,19-1,0-1,0 = 0,19;
£=0,19 при ^- = 1;
В = 1,0;
а 1,7
С = 1,0 при £-= j 5 = 1,13 по графику фиг. 6-9.
Кроме потери на повороте здесь имеет место по-
теря при расширении (диффузор).
S1 1,8
При ==22 = 0,54 по графику фиг. 6-12 £ = 0,4.
При а = 40° по графику фиг. 6-13 ЛГ=1,0,
тогда
^=/<£=1,0.0,2=0,2;
1,2-3,322
Дййие&=0,2—19-5—— 1,4 мм вод. ст.
Полное сопротивление этого участка
Д/г= 1,3-ф 1,4 = 2,7 мм вод. ст.
Сопротивление плавного поворота
на угол 90° при входе
в воздухоподогреватель
Площадь живого сечения до места сопротивления
4 = 1,75-1,9 = 3,22 л«2.
Площадь живого сечения после места сопротивле-
ния
Q_j = 5,2-1,9 = 9,9 лА
Скорость воздуха до места сопротивления по
предыдущему
= 7,29 м/сек.
Скорость воздуха после места сопротивления
24,2
wi = -д-д =2,45 м/сек.
Средняя квадратичная скорость в месте сопротив
ления
/7,292-1-2,452 _ ,
— = 5,35 м/сек\
£ = 0,19 при ^ = 1;
В = 1 угле при а, равном 90е;
а 3,6
С = 0,87 при у = рд = 1,84;
£ = £0ВС = 0,19-1,0-0,87= 0,165.
Сопротиления поворота на 90°
пив О <т
— 0,165-1,7 = 0,19 мм вод. ст.;
hdUH = 1,7 мм вод. ст.
Потеря при расширении (диффузор)
При
91 3,22
^=.^-=0,325 £ = 0,47.
При
а = 30° А' = 0,8;
^ = ^0 = 0,8.0,47=0,375;
1,2-7,69* 2
&hdu$ = 0,375--ig-g—=1,35 мм вод. ст.
Полное сопротивление участка
&h = 0,194- 1,35= 1,5 мм вод. ст.
Сопротивление первого плавного
поворота на 90°
за воздухоподогревателем
В этом случае i" = 305°C.
Действительный среднечасовой расход воздуха,
проходящего через воздухоподогреватель:
3,467(1,25 -0,14- 0,075)18 900(273 4- 305)
V— 273
= 169 000 м^час,
169 000
или в секунду Vя = g ^qq - = 46,9 м^сек.
Площадь живого сечения до места сопротивления
& = 5,2.1,9 = 9,9 м*.
Площадь живого сечения после места сопротив-
ления
2,. = 2-1,65 = 3,3 лА
Скорость газов до места сопротивления
46,9
= - g g = 4,74 м}сек.
Скорость газов после места сопротивления
46,9 (
w, = -g 2 = 14,2 м}сек-,
£ = l^BC = 0,19.1,0-0,86 = 0,164;
Со= 19 при ^- = 1;
а 3,6
С = 0,86 при отношении = 1,92;
В = 1 при а отвода 90°;
-J,1' =1б4 * & * В'ло0„=
= 0,164-2,8 = —0,5 мм вод. ст.;
Л^ин = 2,8 мм вод. ст.
Сужение сечения происходит не резко; (конфузор),
поэтому -сопротивлением за счет сужения-, в данном
случае можно пренебречь.
Сопротивление второго плавного
поворота 90° за воздухоподогревателем
Площадь живого сечения до и после места сопро-
тивления
Qi = 2-1,65= 3,3 м\
Скорость воздуха до и после места сопротивления
46,9
w = -уд- = 14,2 м]сек\
£ = £0ВС = 0,19-1,0-0,98 = 0,169;
£о = О,19 при—=1;
В= 1 при а = 90°;
а 2
С=1 при ^ = -^=1,14.
Сопротивление поворота будет:
—0,169-6,5 = 1,1 мм вол. ст.;
flUB Qrr UUn
hdUH = §,§ мм вод. ст.
Сопротивление плавного поворота на 90°
при переходе вертикального
направления на горизонта льное.
Площади живого сечения
Qj = С)2 = Q3 = 2-1,65 = 3,3 л/3.
Скорость воздуха в месте сопротивления
„ 46,9
w р = -g-g- = 14,2 м{сек-,
' D
£0 = 0,19 при у = I.
5=1 при угле отвода а=90°;
а I
С = 0,95 при y = y-yg-=I,2I;
' £ = £0ВС = 0,19-1,0-0,95 = 0,181.
Тогда сопротивление поворота будет:
М„от = ?^’- = 0,181.Лв1,„ = 0,181.6,0 =
= 1,1 мм вод. ст.; Л>г;к = 6,5 мм вод. ст.
‘Сопротивление двух плавных поворотов
н а 90° в воздуховоде клевой
стороне котла
46,9
усек __ —— 23,45 м3!сек.
Площадь живого сечения до и после места сопро-
тивления
21 = Йо = й3 = 0,9.2=1,8
Средняя скорость воздуха в месте сопротивления
23,24
WCP — - - - - — 13,0 м/сек-,
?0 —0,19 при—=1;
В = 1 при а = 90°;
а 2
С = 0,85 при = gg- = 2,21;
Z — KqBC = 0,19-1,0-0,85 = 0,16.
Тогда сопротивление двух плавных поворотов
будет:
-т
ЛЛЛ„ = 2? 2.0,16ASo„ = 2,0.0,16.5,1 =
= 1,63 мм вод. ст.; А^ик = 5,1 мм вод. ст.
Сопротивление тройника
в вертикальном ответвлении воздуха
(вторичный воздух)
Площадь живого сечения основного канала
2d= 0,9-2 =1,8 М\
Площадь живого сечения ответвления
Qa = 0,085 -1,0 = 0,85 лД
Скорость воздуха до ответвления
23,45
wd= J g = 13,0 м/сек.
Скорость воздуха в ответвлении
12,1
wa = ggg- = 14,2 м/сек.
Здесь Усе1( =: 12,1 м^.'сек— количество воздуха, приня-
тое по расчету сушки равным 51,6% от количества
горячего воздуха (см. далее расчет сушки).
Эквивалентный диаметр в ответвлении
2аЬ 2-0,85- 1,0
&а)акв = 0,85+“Г — 0,92 М'
Эквивалентный диаметр до ответвления
2-0,9-2,0
(^а)экв — о,9 4- 2 — 1,24 и’
-2^—074
-U’74'
Отношение скоростей в ответвлении и до него
(wa\ 14,2
U)=W=1M
По отношениям диаметров и скоростей определяем
по графику фиг. 6-22 коэффициент сопротивления
? = 2,6.
Тогда сопротивление тройника при вертикальном
ответвлении вторичного воздуха составит:
Mtome — ? —-— =2,6Лбин= 2,6-6,15 =16,0 мм вод. ст.;
Абвн = 6,15 мм вод. ст. по графику фиг. 6-20.
11. С. П. Кашников и В. Н. Цыганков
Фиг. 6-22. График для определения
коэффициента сопротивления раз-
дающего тройника.
? относится к скорости в сечении а\
относится к скорости в сечении d.
Сопротивление ответвления
к нижнему ряду шлиц
Площадь живого сечения основного канала
Qd= 0,85-1,0 = 0,85 лА
Площадь живого сечения ответвления
Qa — 0,5-1 =0,5 м\
Скорость воздуха в канале до ответвления
12,1
wd = q gg' = 14,2 м'сек.
Скорость воздуха в ответвлении
6,05
wa = • Qg - = 12,0 М/сек.
12,1
Здесь VceK = 2 — 6,05 м^/сек — количество
духа, идущего к нижнему ряду шлиц.
2-0,5-1,0 „
(^л)э«в — 1 0,5 ~ м*
&а)акв = 0,92 (по предыдущему);
воз-
&d }экв
0,66 „ п
— 0,92_0,72 и
wa 12,0
14,2
= 0,845.
Тогда по графику фиг. 6-16 коэффициент сопро-
тивления К,— 3,4.
Сопротивление ответвления
^отв — 2g — 3 • ^дин —
= 3,4-4,4=14,9 мм вод. ст.;
ЛдйИ = 4,4 мм вод. ст. по графику фиг. 6-20.
Сопротивление ответвления
к шлицам
Площйдь живого сечения основного канала
Qa= 1-0,5 = 0,5 м2.
Площадь сечения ответвления
Qa= 11-0,25-0,2 = 0,55 м2.
Скорость воздуха до места сопротивления (по
предыдущему)
wa= 14,2 м/сек.
Скорость воздуха в ответвлении
но а— q 55 Ю>9 м/сек\
2аЬ 2-0,25-0,2 0,1
— —0,25 + 0,2“0,24—°’22
(da),o = 0,66 м (по предыдущему);
'da\ 0,22
dd)3Ke — 0,66“
0,33
wa 10,9
wa 14,1
0,77.
Тогда 5 = 2,0.
Сопротивление ответвления
ДЛ = 2,0Л^ин = 2,0-3,75 = 7,5'мм вод. ст.;
Лйвк = 3,75 мм вод. ст.
Потери на трение в напорном
воздуховоде от воздухоподогревателя
до топки
Определение сопротивлений производим по двум
раздельным участкам в отдельности;
Первый участок длиной Z1=15 м; живое сечение
воздуховода = 2-1,65 = 3,3 м2; скорость w2 =
14,2 м]сек-
Второй участок длиной Z2 = 21 м\ живое сечение
е2 = 0,9-2=1,8 м2; скорость w2=13,0 м/сек.
Потеря на трение в первом участке
2-2-1,65
аэКв — 2+ 1,65“ 1,81 'и;
wd^- 15,1-1,81-106
Re-------=------туу-------= 572 000;
у 47,6 ’
0,857 0,857 0,857
"“(1g -(572 000)2'4-63Т“°’0136;
Zjw+g 15 14,22
^hmp\~ Х ^=0,0136 1,81 ’ Тэ7б20’61 —
= 0,71 мм вод. ст.
Потеря на трение во втором участке
2аЬ 2-0,9-2,0
^экв — ++& — 0,9 ± 2,0— 1,24 м>
wd3l(e- 13,0-1,24-106
Re = ~^-----47,6 =337 000;
0,857_______0,857
*гл ~ Cg ^)2’4 ~ Gg 337 000)2’4 —
0,857
— 60+5 ~ °’0142’
1$о2Че 21
^hmp 11= 1 2g = 0,0142 Ц24Х
13,©2
X б2 0,61 = 1,26 мм вод. ст.
Полная потеря на трение в напорном воздухо-
воде от воздухоподогревателя до топки
ДЛтр1 + ДЛтрП = 0,71+ 1,26=5=2,0 мм вод. ст.
Сопротивление мельниц, шахты
и амбразуры
По данным ЦКТИ принимаем Дй = 25 мм вод. ст.
Сопротивление шлиц
При полном открытии всех шлиц скорость воз-
духа при выходе из них равна:
VceK 6-°
11-0,25-0,08—27,2 MlCeK’
где 2w>l = 0,22 л<2 — суммарное живое сечение ниж-
него ряда шлиц (II шт.);
0,25 м и 0,08 м — соответственно ширина и высота
выходного отверстия шлиц.
По условиям эксплоатации 40% общего числа
шлиц может быть закрыто, и возможное значение
скорости выхода воздуха из шлиц возрастает при-
27,2
мерно до-д-б' = 45,3 м/сек.
В этом случае сопротивление шлиц или потеря
с выходной скоростью из шлиц составит:
45,32-0,61
ДЛшл= - 2.9'81—~ °4,1 ММ вод’ ст’’
где удельный вес воздуха уЕ = 0,61 при£е=300°С.
Так как сопротивление шлиц, равное 64,1 мм
вод. ст., значительно превышает сопротивление мель-
ницы, то определение суммарного сопротивления воз-
душного тракта должно быть выполнено по трассе
вторичного воздуха.
Суммирование найденных величин сопротивлений
по воздушному тракту даст:
Сопротивление трубчатого
воздухоподогревателя 78,5 мм. вод. ст
Сопротивление воздуховодов:
Сопротивление двух плавных пово-
ротов на 90° перед дутьевым
вентилятором..................9,9 мм вод. ст.
Сопротивление плавного поворота на
угол ^5° перед дутьевым венти-
лятором .................... 10,7 „
Сопротивление сетки на всасываю-
щем воздуховоде.............5,2 „ „ „
Потери на трение на всасывающем
воздуховоде.................7,6 „
Сопротивление диффузора за дутье-
вым вентилятором ....... 6,6 „ „ „
Сопротивление плавного поворота на
90° за дутьевым вентилятором 2,7 „ „ и
Сопротивление плавного поворота
на 90° при входе в воздухопо-
Задача 6-20. Произвести расчет сушиль-
ной мельничной системы на максимально дли-
тельную паропроизводительность котельного
агрегата Вмакс— 18 900 кг}час.
Решение
догреватель ................ 1,5 „ „ „
Сопротивление двух плавных поворо-
тов на 90° за воздухоподогрева-
телем ......................... 1,6 „ „ ,
Сопротивление второго плавного по-
ворота на 90° при переходе с
вертикального направления на
горизонтальное..................1,1 „ „ »
Сопротивление двух плавных пово-
ротов на 90° в воздуховоде к ле-
вой стороне котла..............1,63 „
Сопротивление тройника при верти-
кальном ответвлении вторичного
воздуха........................16,0 „
Сопротивление ответвления к ниж-
нему ряду шлиц.................14,9 „
Сопротивление ответвления к шли-
цам ............................ 7,5 „ „ „
Потери на трение в напорном возду-
ховоде от воздухоподогревателя
до топки (на двух участках) . . 2,0 „ „ „
Сопротивление шлиц. . . .64,1 „ „ „
Сопротивление шиберов и
задвижек и неучтенные
потери в коротких уча-
стках воздуховода. . .4,307 „
Выбор мельниц и проверка их
п p-о изводите л ьности
К установке принимаются две мельницы типа
1 300
ШМА Диаметр ротора 1 300 мм; длина Z =
= 944 мм; активное сечение ротора £2=1,28 м2; ско-
рость вращения л = 730 об/мин.
Производительность мельницы определяется по
формуле
Коэффициент размолоспособности для воркутского
угля /<"= 1,75.
Тонину помола, характеризуемую полным остатком
на сите № 70 и процентом выхода летучих на горю-
чую массу Лг = 41,3%, рекомендуется принять равной
/С70 = 60%.
Отсюда
Вм =45-1,23.1,75-601>2= 13 200 кг/час.
Суммарная производительность двух мельниц.
2ВЛ{ =2-13 200 = 26 400 кг/час.
что дает запас
2ВЛ1 — 26 400—18 900
' Вм„ - 10° =------18900---- 100 = 39,7%
Расчетная производительность мельницы при мак-
симальной нагрузке котельного агрегата
d __ Вмакс ._ 18 900 п,
Вм = —$— = —-— = 94 500 кг} на с.
Расчет сушки
Общее сопротивление воздушного
тракта . . . 235,8 мм вод. ст
Выбор дутьевого вентилятора
Суммарное сопротивление воздушного тракта Н—
— 236 мм вод. ст. Пересчитываем на стандартный
воздух:
< 1,2 1,2
Hs = 77 j-jgg- - 236 1$5 — 242 мм вод. ст.
Учитывая 5%-ный запас по напору, получим;
Нп = 242 • 1,05 = 255 мм вод. ст.
На основании данных по полному напору и произ-
водительности вентилятора 1/ = 87 900 мъ)час по диа-
грамме фиг. 6-15—6-17 принимаем к установке дутьевой
вентилятор типа ВД-1ОНзо сборка 12,5 Барнаульского
завода, производительностью И- 90 000 м~/час и пол-
ном напоре = 250 мм вод. ст. Потребная мощность
на валу мотора А=110 кет с числом оборотов в ми-
нуту п=730 и к. п. д. т] = 0,60.
Сушильный агент — воздух.
Исходные данные:
Начальная влажность сырого топлива Wf = 22%.
Конечная влажность подсушенного топлива WS —
= 7,0%.
Начальная температура сушильного агента te =
= 300° С.
Конечные параметры воздуха после сушки 4—
= 100° С.
<р2= 10,9%, d3 = 75 г/кг.
Влагосодержание воздуха dj=10 г/кг. Теоретиче-
ское теплосодержание воздуха перед сушкой Ji —
= 85 ккал/кг.
Количество влаги, испаряемой 1 кг сырого угля:
W'f-W'f 22 - 7,0
iW' — 100 _ — ICO - 7,0 — 0,161 кг!кг-
Часовое количество испаряемой влаги
ДК7 — &WB = 0,161-18 900 =3 040 кг/час^
Расход тепла на нагрев топлива и на охлаждение
мельницы принимаем равным 10% от начального теп-
лосодержания. Отсюда расчетное начальное теплосо-
держание воздуха
— ОДД — 0,9-80 = 72 ккал/кг.
Количество влаги, поглощаемой 1 кг воздуха:
•Xd = d2 — dr — 7b — 10 = 65 г[кг.
Потребное весовое количество воздуха на 1 кг ис-
паренной влаги
1000
„>—= 15,4 кг возд'/гг влаги.
1 Часовое количество первичного воздуха по весу,
необходимое для сушки:
G' = WL = 3 040-15,4 = 47 500 кг}час.
Теоретическое количество воздуха, необходимое
для сгорания 1 кг топлива при нормальных условиях:
Go = = 3,467-1,293 — 4,50 кг/кг.
Действительное количество всего воздуха, посту-
пающего в топку в час:
G = am G^B— 1,25-4,5-18 900 = 106500 кг'час.
Действительное количество горячего воздуха, по-
ступающего в топку в час:
Ог-В = (ат — Д'а) G0B = (1,25 — 0,1) 4,5-18 900 =
= 98 000 кг[час.
Часовое количество горячего воздуха, подаваемого
.в топку непосредственно через шлицы:
G" = Сг'е — G' = 98 000 — 47 500 = 50 500 кг/час.
Количество первичного воздуха в процентах от
'количества горячего воздуха
О'ЮО 47 000 _
Ч — — 98 000 100 — 48>4%
Количество вторичного воздуха в процентах от
количества горячего воздуха
G"100 50 500
S" = дг.в — 98 000 100 — 51 ’6%
Парциальное давление воздуха за мельницей после
сушки при &0 = 745 мм рт. ст.
Ьо 623 745 623
А* “ 735J5 ‘ 623 -|- dz “735,6'623-|-75~ 0,904 Кг1м ‘
Парциальное давление водяных паров за мельницей
после сушки при Ь0 = 745 мм рт. ст.
__ Ьо ____di______
* 623+ d2 “
745 75 „ , „ , „
“735,6 ' 623 + 75 “0, 0 Кг^‘
Часовой объем воздуха после сушки
vr— G Re (273 +tz _ 47 500’29,27 (273 +-1 °°)
й— Ре ~ 0,904 “
= 57 500 м2jчас
Определение и проверка основных гео-
метрических размеров
мельнично-сушильной системы
Расчетные размеры принимаются следующими:
Ширина по фронту Ьш — 1,36 м.
Глубина (вдоль по агрегату) 1ш —2 м.
Площадь живого сечения шахты Q,„ — L„b„, =
= 2-1,3b = 2,72 лА ш шш
Скорость воздуха в шахте равняется
ve_________57 500
Wui “ 3 600 • 2/ш “ 3 600 • 2 - 2,72 “ 2,94 м1$ек’
что следует признать величиной приемлемой.
Минимальная расчетная высота шахты
___16 _ 16/^16-2-2,36
ш~ иш ~ 2 (1Ш± I ш) — 2 (2 + 1,36) “ 6,5 м-
Действительную высоту шахты принимаем равной
Расчетные размеры амбразуры
Ширина Ьа~ 1,36 м.
Высота Za=l,2 м.
Площадь живого сечения амбразуры
“Ьа1а= 1,36 -1,2 = 1.63 м\
Скорость воздуха в амбразуре
_ V' 57 500
Wa “ 3 600- 2Qa “ 3 600 - 2-1,ьз “ 4,9 м'сек>
что является величиной приемлемой.
Действительный объемный расход воздуха через
шлицы (вторичный воздух)
I \ / 300\
,, G 27-3-1 49500^1+^
V =----3-------L = ---Ь------L — 80 500 JW3 'ЧЙС.
70 1,293
По конструктивным соображениям принимаем
38 шлиц размером 80X250 мм.
Площадь живого сечения одной шлицы
S,'—0,08-0,25 =0,02 j'2.
ШЛ 7
Площадь живого сечения всех шлиц
«2 = 0,02-38 = 0,76 лА
Скорость воздуха в шлицах
У в 80 500
3 6OO.«S “3 600-0.76“29,5
что следует признать для максимальной нагрузки ве-
личиной приемлемой.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
РАСЧЕТ ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИИ В ВОДОТРУБНЫХ ПАРОВЫХ
КОТЛАХ
7-1. ОСНОВНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА
Весовой расход воды через любой контур
циркуляции
°е = ^вЯпгр-^е кг/сек, (7-1)
где we—скорость входа воды, м/сек-,
fmp—сечение трубы, м2;
п—число труб;
ув—удельный вес воды при температуре
насыщения, кг/м3.
Расход воды через опускные трубы
GB=zCD кг/час, (7-2)
где С — величина кратности циркуляции;
D — паропроизводительность котла, кг/час
или кг/сек.
Скорость воды в опускных трубах
~ Зб00-/о,г-л7в Л11сек, (7-3)
где Gon—весовой расход воды в опускных
трубах, кг/час-,
/ол = -^--сечение трубы, м2-,
п—число опускных труб.
Высота точки закипания (точки, в которой
начинает кипеть вода) на обогреваемом уча-
стке циркуляционного контура
ie — теплосодержание питательной'
воды, поступающей в верхний
барабан котла, ккал/кг-,
U,с
—- — выражение, учитывающее не-
догрев воды в экономайзере
до кипения, оно отбрасывает-
ся: а) при подаче значитель-
ной части пароводяной смеси-
в барабане под уровнем; б) при.
использовании питательной во-
ды для размыва пены; в) при
ступенчатом испарении в кон-
турах, не относящихся к пер-
вому отсеку;
С — средняя кратность циркуляции
для всей ci стемы котла,
кг воды/кг пара.
iotl — количество тепла, получаемое
1 кг воды циркуляцией в опу-
скном пучке, ккал/кг-,
Zi — приращение теплосодержания
воды с увеличением гидроста-
тического давления в цирку-
ляционном контуре на 1 м
вод. ст., ккал/кг-,
h—полная высота контура от уров-
ня воды в барабане до ниж-
ней обогреваемой точки цир-
куляционного контура, м\
h
1 — ч + (б— АРоП. + &Рн.1С ^РэК.уч) у 10-*
К с L J 1в
т.з
(7-4)
где iK — теплосодержание котловой во-
ды при соответствующем дав-
лении насыщенного пара в кот-
ле, ккал/кг\
&роп— потеря давления в опускной
части контура, кг/м2;
Арнк— потеря давления в нижнем кол-
лекторе, кг/м2;
Арвкуч— потеРя давления в подъемных
трубах до точки закшпния,
кг] л2;
О
--—- — количество тепла, передавае-
Z«sin-a
мое в рассчитываемом контуре
на 1 м высоты труб эконо-
майзерного участка, ккал/кг
(а—угол наклона труб к го-
ризонту).
Длина трубы, где происходит подогрев во"
ды (экономайзерный участок)
Длина испаряющего участка
l«cn = Uy*- <7'6)
где I— длина участка контура, я.
Количество тепла, передаваемое на испа-
ряющем участке контура при равномерном
обогреве труб
Q = qi‘lucn ккал/сек, (7-7)
где ^ — удельная тепловая нагрузка,
ккал]пог. леек (на 1 м длины одной
трубы).
Количество пара, образующегося в одной
трубе,
Z) = y кг/сек, (7-8)
где Q—количество тепла, передаваемого на
испаряющем участке трубы, ккал]сек;
т — скрытая теплота парообразования при
данном давлении, ккал/кг.
Потеря напора на местные сопротивления
при движении однофазной жидкости
4A«.t= г2р«кг/л2- (7-9)
где I — коэффициент сопротивления;
юв — скорость воды в трубах (за местным
сопротивлением), л/сек-,
g—ускорение силы тяжести, равное
9,81 м/сек.
Коэффициент сопротивления при входе
воды в трубу принимают (по данным В ГИ
и ЦКТИ) £ev = 0,5 н-0,8; при выходе из трубы
(по данным ВТИ) ^вых=0,5; на поворотах (по
данным ВТИ) при угле изгиба труб а = 45°
= при угле а = 90° ^ = 0,16. По
данным ЦКТИ этот коэффициент принимается
в пределах 1пое=~0,1 -т-0,2.
Коэффициент сопротивления коллекторов
обычных конструкций (по данным ЦКТИ)
принимают в пределах ^ол = 3-т-4, а в от-
дельных случаях до 8.
По опытным данным ВТИ значение коэф-
фициента сопротивления коллектора можно
определить по формуле
l — c-b-(7-Ю)
J под
где с — коэффициент, зависящий от угла а
между осями подводящих и отводя-
щих труб в коллекторе и состояния
протекающей жидкости (значения ею
приведены в табл. 7-1);
b— внутренний диаметр коллектора, мм\
fome~ сечение отводящих труб,
fnod —сечение подводящих труб, лг2;
(7?е)в — число Рейнольдса, определяемое по
формуле
т = (7-11)
— скорость воды в трубах, выходящих из
коллектора, л/сек\
dgH—внутренний диаметр трубы, мм\
v — кинематическая вязкость, значения кото-
рой для воды и пара в области кривой
насыщения приведены в табл. 7-2, я2/сек.
ТАБЛИЦА 7-1
Значения коэффициента с для коллекторов
Угол между осями подводящих и от-.' водящих труб а, градусы | 360 300 270 240 210 180
Коэффициен г С 0,580 0,340 1 0,290 j 0,240 0,190 0,145
Коэффициент сопротивления секций гори-
зонтально-водотрубных котлов при движении
в них воды определяют по формуле (7-10),
но при этом значения коэффициента сг при-
нимают по данным табл. 7-3.
Потеря напора на трение при движении
однофазной жидкости по трубам
4Aw = ^Y.>-, (7-12)
ивн
где I—длина трубы, я\
deH—внутренний диаметр трубы, м;
2—коэффициент трения, зависящий от ха-
рактера потока и шероховатости труб,
определяемый по формулам:
при ламинарном потоке
64
— Re ’ .
Кинематическая вязкость воды и пара у в области кривой насыщения, м^сек
(по данным ВТИ)
ТАБЛИЦА 7-2
Температура t. °C 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
у воды-10-6 у пара-10-6 1,78 1,30 1,00 0,805 0,659 0,556 0,479 0,415 0,366 0,326
Температура /, °C 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190
Рат Кг!СМ* у воды- 10-с 1,293 0,265 0,244 0,227 0,211 4,8 0,202 6,3 0,191 8,1 0,181 10,2 0,173 12,8 0,166
у пара-10-6 20,8 5,80 4,67 3,80 3,12 2,59
Темпе рату ра t, °C 200 210 220 230 | 240 250 260 270 280 290
Рат’ Кг!™2 15,9 19,5 23,7 28,5 i 34,1 40,6 47,9 56,1 65,5 75,9
у воды-10-6 0,160 0,154 0,149 0,145 0,141 0,137 0,135 0,133 0,131 0,129
у пара-10-6 2,16 1,82 1,54 1,32 1 1,13 0,974 0,843 0,732 0,637 0,557
Температура t, °C 1 300 1 310 320 330 340 350 ,360 370
Рат Кг1С^ 1 87,6 100,6 115,1 131,2 149,0 168,6 190,4 214,7
У воды -10-6 , 0,128 0,128 0,128 0,127 0,127 0,127 0,127 0,127
у пара-10-6 , 0,487 0,426 0,372 0,325 0,282 0,243 0,207 0,169
ТАБЛИЦА 7-3
Значения коэффициента сг для секций
горизонтально-водотрубных котлов
Угол между осями подводящих п от- водящих труб а, градусы 360 I 270 180
Коэффициент, Cj 4,1 | 2,05 1 1,03
в переходной области движения при Re =
==2 300-;- 100000
в области с устойчивым турбулентным пото-
ком (Re^ 100000) при движении однофазной
жидкости в обычных цельнотянутых трубах,
л=7--------г?. Р-15>
(1,74 — 2 Igy)
1где г — внутренний радиус трубы, мм,
k — условная высота шероховатости, мм.
По данным ВТИ эта величина для цельно-
тянутых труб составляет в среднем k = 0,4.
Потери напора, возникающие от местных
сопротивлений при движении двухфазной
жидкости в циркуляционном контуре,
= кг1м*> С7’16)
где 5 — коэффициент местного сопротивления
на рассчитываемом участке контура;
w — скорость пароводяной смеси за сопро-
тивлением, м]сек;
— расходный удельный вес смеси, кг/м3
где ув — удельный вес воды при температуре
кипения, кг1мг\
13)е — скорость входа воды в обогреваемые
трубы, м/сек;
—приведенная скорость пара, проходя-
щего через сечение рассчитываемого
участка, м/сек;
— удельный вес пара при соответствую-
щем давлении в котле, кг/м3.
— —----------м/сек, (7-18)
3 600-^/7^
где D — количество пара, проходящего через
сечение рассчитываемого участка,
кг/час;
deH — внутренний диаметр трубы, м;
п — число обогреваемых труб.
При равномерном тепловосприятии по всей
длине трубы и входа в нее воды средняя при-
веденная скорость пара
= 0,5 <он,
(7-19)
где чз)к°н— приведенная скорость пара на вы-
ходе из рассчитываемого участка,
mJ сек.
Для случая входа в трубу пароводяной
смеси и дополнительного парообразования в
ней средняя приведенная скорость пара может
быть определена по формуле
iecf = 0.5 + <“) л/сек. (7-20)
В необогреваемой отводящей трубе
“Wctp = w™4 м/сек. (7-21)
Пользуясь формулой (7-16), коэффициент
местного сопротивления при входе смеси в
барабан принимают £ЙГ~0,3.
Для коллекторов и секций коэффициент
сопротивления определяют по формуле (7-10),
при этом значения с и с, принимают по дан-
ным табл. 7-4, а число Рейнольдса подсчиты-
вают, условно принимая, что через коллектор
или секцию протекает вода, а не пароводяная
смесь.
ТАБЛИЦА 7-4
Значения коэффициентов с для коллекторов
и Cj для секций для пароводяной смеси
Угол между осями труб а° 360° 300° 270° 240° 210° 180°
Для коллектора с Для секции с, . 0,965 1,850 0,155 0,132 0,930 0,110 0,080 0,066 0,470
Потери напора на трение при движении
двухфазной жидкости в обогреваемых и отво-
дящих трубах
z w2
<7’22)
где is)/с — скорость пароводяной смеси в конце
трубы, м/сек-,
Yv—расходный удельный вес смеси,
определяемый по формуле (7-17),
кг/м3;
2— коэффициент трения при движении
пароводяной смеси в горизонталь-
ных и вертикальных необогревае-
мых трубах (см. табл. 7-'5).
ТАБЛИЦА 7-5
Приближенные значения коэффициента трения при
движении пароводяной смеси в горизонтальных
и вертикальных необогреваемых трубах
(по данным ВТИ)
Диаметр трубы deH, мм 30 60 70 80 90 100
Коэффициент тре- ния X 0,02 0,025 0,042 0,058 0,0761 0,096 0,120 0,14-1
При движении пароводяной смеси в обо-
греваемых трубах коэффициент 2 определяют
по следующим формулам:
для вертикальных труб при расчете без
учета относительной скорости
, 0,0б07йвн + 0,715.10-4 аеникон
~~ Ute)0’45
и для горизонтальных при расчете по обоим
способам
2,23ф0,025йвк + 1,3
~ ^7)0.45— > О"’24)
где deH — внутренний диаметр трубы, мм;
уКон — паросодержание в конце трубы (для
вертикальных труб напорное), кото-
рое определяется по формуле
Ie icM
_7к
(7-25)
и объемное паросодержание по расходу
1
Полезный движущий напор Nyd является
тем напором, который может быть затрачен
на преодоление всех сопротивлений, имеющих
место, на участках циркуляционного контура
и на преодоление трения на горизонтальных
участках, на которых собственный движущий
напор не образуется, т. е.
Wyd.h = Ыр™ 4- + ЕА/СЯ-
кгМ2 (7-27)
где — сумма гидравлических сопротив-
лений, возникающих от трения
при движении воды на опускном
участке контура, кт/лг2;
^Р?кс — сумма гидравлических потерь,
возникающих от местных сопро-
тивлений на опускном участке
контуров, лга/лг2;
—суммы гидравлических потерь,
возникающих от местных сопро-
тивлений на подъемном участке
циркуляционного контура, кг/м2;
^Ртр.гор — сумма гидравлических сопротив-
лений, возникающих от трения
на горизонтальном участке кон-
тура, кг/м2.
Величину удельного полезного движущего
напора Nyd в зависимости от угла наклона
труб а, скорости входа воды в подъемную
трубу средней приведенной скорости пара
‘wctp определяют по графикам фиг. 7-1—7-8.
Удельный движущий напор Nyd с учетом
поправочных коэффициентов на давление $р
и на диаметр трубы
Nyd = N'yd ^р^а пог. м. (7-28)
Полезный движущий напор на обогревае-
мом участке
л'= Nsd {hy4 - hm3) Кг^. (7-29)
Суммарный полезный движущий напор
подъемной части циркуляционного контура
Е(^-*) = Л/Ж
+... + - < - U (7-30)
Фиг. 7-1. Полезные движущие напоры в наклонных:
подъемных трубах при р—10 ата и dBfl =32 мм в за
* висимости от w0 (w0) и wf при а — 15°
(на 1 м длины трубы).
Последний член, входящий в формулу
(7-30), учитывает добавочное сопротивление,
которое имеет место при движении пароводя-
ной смеси на участках трубДЛ, расположенных
выше уровня воды в верхнем барабане котла.
Ws~ZjM/eeK—
-200-
-300
Е
k/-^\
0,0 0,6 Щ ЦО Ц Ц! 1.6 1,8 2.9 &?. 3,0 3,6м/сеп
кЦм2
ООО
300
200
ЮО
о
-юо
-200
-300
Фиг. 7-2. Полезные движущие напоры в наклонных
подъемных трубах при р— ата и dBH =32 мм в за-
висимости от ®с(ауй) и wt при а = 30°
(на 1 м длины трубы).
Фиг. 7-3. Полезные движущие напоры в наклонных
подъемных трубах при р=10 ата и defl =32 мм в за-
висимости от «е/в(аг/0) и wt при а = 45°
(на 1 м длины трубы).
kzJms
500
400
300
ZOO
J00
£
-ЮО
-200
-300
Фиг. 7-4. Полезные движущие напоры в наклон-
ных подъемных трубах при р — 10 ата и deH —
— 32 мм в зависимости от we (w0) и wt при а=60°
(на 1 м длины трубы).
Фиг. 7-5. Полезные движущие напоры в
наклонных подъемных трубах при р —
~ 10 ата и dBH — 32 мм в зависимости от
wc (w0) и wt при а =: 75° (на 1 м длины
трубы).
Р\СЧЕТ ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИИ В ВОДОТРУБНЫХ ПАРОВЫХ КОТЛАХ
Остаточный напор на рассчитываемом уча-
стке циркуляционного контура
кг/^, (7-31)
где ^рм—сумма потерь напора, на трение,
повороты и другие местные сопро-
тивления на подъемном участке
контура.
Уменьшения абсолютного давления &рг на
некоторой высоте kz, на которой образуется
удельный полезный движущий напор N д с
учетом местных сопротивлений
= hz Ge — Nyd) + (7-32)
Дополнительное количество пара, образую-
щееся на участке за счет самоиспарения,
AZZ, (Gz — Dt) кг[сек, (7-33)
где Сг—расход воды на данном участке кон-
тура, кг/сек-,
Dy—количество пара, образовавшееся за
счет тепловосприятия на данном уча-
стке, кг) сек;
&pz — уменьшение абсолютного давления
на высоте, на которой образуется
удельный полезный движущий напор,
кг)м2;
& — приращение теплосодержания на вы-
соту в 1 л вод. ст. (т. е. на 0,1 ата)
сверх давления в паровом простран-
стве котла, ккал^кгм;
г”— скрытая теплота парообразования при
давлении в конце участков, ккал!кг.
Допустимое снижение высоты наинизшего
уровня воды в барабане котла над отверсти-
ями в местах присоединения отпускных труб
для обеспечения надежной их работы
(won)s
Л>1,5^А (7-34)
где ту™ — скорость входа воды из барабана
в опускные трубы, м}сек.
7-2. ЗАДАЧИ ПО РАСЧЕТУ
ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИИ
В ВОДОТРУБНЫХ ПАРОВЫХ
КОТЛАХ
Задача 7-1. Произвести расчет естествен-
ной циркуляции воды в паровом котле
(фиг. 7-9).
Основные характеристики и конструктив-
ные величины котельного агрегата взяты из
теплового расчета и сведены в табл. 7-6 и 7-7.
Фиг. 7-9. Схема циркуляционных контуров
однобарабанного парового котла.
а — опускные трубы от барабана котла к стояку; б — стояк;
е — разводящие трубы от стояка к нижнему коллек тору переднего
ската холодной воронки; г — нижний коллектор переднего ската
холодной воронки; д — трубы переднего ската холодной воронки!
е— верхний коллектор переднего ската холодной воронки; ж—об"
водные трубы; з — нижний коллектор переднего экрана; к—пе.
редний экран (с участками 1, 2 и 3); л — развод ящие трубы от
стояка к нижнему коллектору заднего ската холодной воронки;
м ~ нижний коллектор заднего ската холодной воронки; я— трубы
заднего ската холодной воронки; о — задний экран (с участками 1
и 2); последний участок образует кипятильные трубы I и II рядов
котельного пучка; п — разводящие трубы от стояка к нижнему
коллектору бокового экрана; р — ннжний коллектор бокового
экрана; с— трубы бокового экрана; т — верхний коллектор бокового
экрана; у—отводящие трубы бокового экрана (с участками 1 и 2);
ф — опускные трубы, согднняющие верхний барабан с нижним
коллектором котельного пучка; х—нижний коллектор котельного
пучка; и,—кипятильный пучок котла.
Задача 7-2. Определить гидродинамические
характеристики трехбарабанного экранирован-
ного парового котла с естественной циркуля-
цией. Исходными данными для расчета явля-
ются:
а) схема циркуляционных контуров котла
фиг. 7-10;
б) характеристики тепловой работы паро-
вого котла (табл. 7-8);
в) конструктивные характеристики конту-
ров циркуляции (табл. 7-9).
ТАБЛИЦА 7-6
Исходные данные из теплового расчета
парового котла
Наименование Обоз паче- 1 ние Размер- ность 1 Вели- чина
Паропроизводительность кот- лоагрегата ....... • D т/час 4»
Давление в барабане .... Рб ата 38-
Теплосодержание кипящей воды при pg ккал'кг 254,8
Температура насыщения . . л °C 246,1
Скрытая теплота парообразо- вания Г ккал}кг 414,5
Удельный вес воды при тем- пературе насыщения . . . тс кг(м3 805
Удельный вес сухого насы- щенного пара Тн кг 18,68
Теплосодержание воды после водяного экономайзера . . .гг ‘‘ ккал! кг 232
Влажность пара (l-.v)-lCO % 0,5
Величина непрерывной про- дувки Рпр % 2,0
Часовой расход топлива . . . В кг[час 5 800
Теплотворная способность топлива Qh к кал/кг 5 780
Температура газов, покида- ющих топку с °C 1088
Теплосодержание газов, по- кидающих топку Jfn ккал[кг 1 2 900
Количество тепла, выделяю- щегося в топке на 1 кг топ- лива Mln к кал)кг '5 570
Температура газов за котель- ным пучком 4 °C 940
Теплосодержание газов за ко- ne 2 552
тельным пучком ккал/кг
Потеря тепла в окружающую среду газоходом котла . . | ккал]кг 19
При построении напорных характеристик
контуров циркуляции и определении высоты
точки закипания величину кратности цирку-
ляции для данного котла можно принять С=20;
30 и 40.
Расчет произвести по нормам ЦКТИ.
Конструктивные характеристики контуров циркуляции
ТАБЛИЦА 7-7
Наименование Обозначе- ние Раз- мер- ность Экраны Котельный пучок
задний | перед- i НИИ | боковой I ряд II ряд j III ряд j IV ряд
ТРУБЫ ХОЛОДНОЙ ВОРОНКИ Число Шаг (по стенке) Диаметры Полная длина Обогреваемая длина Длина необогреваемого участка внизу Длина необогреваемого участка вверху Угол наклона к горизонту Число и угол изгибов на участке Высота участка Сечение труб ОБВОДНЫЕ ТРУБЫ Число Диаметры Необогреваемая длина Высота труб ТРУБЫ ОСНОВНОГО ЭКРАНА п ddd(iH 1 ^об ^Н1 ^н2 пгХ^ h f.X.B п dTilden h мм MM M M Ai M градусы M M2 MM M M 47 60/54 4 2,70 1,30 50 2X90° з,о 0,108 47 60/54 4 1,7 1,3 1,0 50 2X90° 2,4 0,108 10 102/94 4,8 3,5
Число Шаг (по ширине ряда) п MM 47 47 22X2® 24 23 24 23
Диаметры • . dJdBH MM 60/54 60/54 83/76 60/54 60/54 60.'54 60/54
Полная длина I M 9,2 7,0 10,0 4,85 4,85 5,95 5,95
Необогреваемая длина внизу . . . M •—• 0,85 0,85 — — 0,85 0,85
Длина первого участка ll M 4,5 4,0 8,2 4,7 4,7 4,95 4,95
Угол наклона первого участка . . «1 градусы 90 90 90 60 60 60 60
Необогреваемая длина вверху . . . Число и углы изгибов на первом zK M — 0,15 0,85 0,15 0,15 0,15 0,15
участке Пг X « 1X90° 1X90° 1X90° 1X45° 1X45° 1X60° 1X30° 1X30° 1X45°
Высота первого участка ...... h M 4,5 4,0 8,2 4,07 4,07 4,29 4,29
Длина второго участка • Угол наклона второго участка . . Число и угол изгибов Высота второго участка Длина третьего участка Угол наклона третьего участка . . Число и угол изгибов Необогреваемая длина вверху . . . Высота третьего участка l2 a пг Xa h «3 Пг X a Л3. M градусы M M градусы M M 4,7 60° 1X45° 4,1 2,0 30° 1X45° 1,0 0,85 90° 1X45° 0,15 0,85
Сечение труб ОТВОДЯЩИЕ ТРУБЫ Число Шаг n Si M2 MM 0,108 0,108 0,10X2® 6X2 0,055 1 ’ 0,053 0,055 0,053
Продолжение
Наименование Обозначе- ние Раз- мер- ность Экраны I ряд { Котельный пучок
задний перед- ний боковой II ряд | III ряд 1 IV ряд.
Диаметры | Полная длина Необогреваемая длина внизу • - • Обогреваемая длина первого уча- стка Угол наклона первого участка . - Число и угол изгибов Высота первого участка Обогреваемая длина второго уча- стка Угол наклона второго участка . . Число и угол изгибов . ’. Необогреваемая длина вверху . . . Высота второго участка Сечение труб ....... «... ПОДВОДЯЩИЕ П ОПУСКНЫЕ ТРУБЫ а) Опускные трубы между бараба- ном и коллектором котла: Число Диаметры • Полная длина Число и угол изгибов Сечение . • • б) Подводящие трубы к стоянкам: Число . Диаметры Полная длина Число и угол изгибов Сечение ....*• в) Стояки: Число - . . • Диаметры ... • Длина . . . . • Сечение г) Разводящие трубы к экранам: Число • Диаметры Длина Число и угол изгибов , . . , • . Сечение йн№сн 1 к а1 Пг X а Л1 /2 а2 Ха fотв П dH,deH L пг X а Хоп П d^deH 1 X а Xпод П dHldOH I fcm п dddeH I пг X* 1разв. мм м м 1 м градусы м м градусы м м м2 мм м м2 мм м м2 мм м М2 мм м м2 1 10 83/76 8 2X90° 0,0453 1 I 10 83/76 4,8 2X90° 0,0453 83/76 3,0 0,85 0,85 90 1X90° 0,85 1,15 30 1X45° 0,15 0,58 0,02718X2* 18X2* 83/76 6,5 ЗХ90с 0,0816X2* 1X2* 273/249 7,8 0,04867X2* 5X2* 83/76 6 1X90° 0,02265X2* 1 6> 83 1 4Х 0,027 Я* /76 2 90° 15X2*
Расчетная полная высота контура Диаметры коллекторов Угол между осями труб в нижних коллекторах* У гол 'между осями труб в проме- жуточных коллекторах Угол между осями труб в верхних коллекторах . . • h dH!den a a a м мм градусы градусы градусы 11,65 273/249 240 11,5 273/249 240 240 10,3 273/249 270 240 240 4,2 4,2 4,29 273/249 240 4,29 273/249 240
Примечание. Величина 2, отмеченная звездочкой, указывает на то, что аналогичные характеристики
песто н на противоположной стороне котлоагрегата.
труб также имеют
Фиг. 7-10. Схема циркуляционных контуров
трехбарабанного котла.
1 — трубы переднего ската холодной воронки; 2 — трубы переднего
экрана; 3 — трубы заднего ската холодной воронкн; 4—трубы
заднего экрана; 5 — опускные трубы к переднему скату холодной
воронки; 6—опускные трубы к заднему скату холодной воронки;
7— первая панель бокового экрана; 8— опускные трубы к первой
панели бокового экрана; 9—отводящие трубы от первой панели
бокового экрана; 10—вторая панель бокового экрана; 11—опуск-
ные трубы к второй панели бокового экрана; 12—отводящие трубы
от второй панели бокового экрана; 13 - первый котельный пучок;
14—второй и третий котельные пучки; 15— вотог.ерепускные
трубы; 16 — пароперепускные трубы.
ТАБЛИЦА 7-8
Исходные характеристики тепловой работы паро-
- вого котла
Паропроизводительность котла D, т/час . . 85,0
Давление в барабане рб, ата ...... 35
Теплосодержание воды (при давлении и тем-
пературе насыщения iK и £к), ккал/кг
и °C............................ 249,4 и 241
Скрытая теплота парообразования (при дав-
лении рб) г, ккал}кг............... 420,1
Удельный вес воды при температуре насы-
щения тс, кг[л& ............ 812
Удельный вес сухого насыщенного пара тн,
кг/^з .............................. 17,18
Теплосодержание воды после водяного эко-
номайзера i'e'a, ккал/кг ........ 180,1
Влажность пара, идущего в перегреватель
(1—х) 100%. . ........................ 0,1
Величина непрерывной продукции рлр, % . 8,0
Теплотворная способность топлива Qp, ккал’кг 3 800
Часовой расход топлива Z?, кг/час..... 15 900
Количество тепла, выделяющееся в топоч-
ной камере на 1 кг топлива j'm, ккал/кг 4 157
Температура газов в конце топки £'т, °C . 1065
Теплосодержание газов, покидающих топку
ккал',кг .............. 2208
Температура газов за первым котельным
пучком °C ................. S00
Теплосодержание газов за первым котель-
ным пучком j'ne, ккал/кг.......... 1 833
Потеря тепла в окружающую -среду-в пер-
вом газоходе.котла 0\$од, ккал/кг . ; 2,0
Конвективная поверхность нагрева ' пер-
вого котельного пучка Hixodi . 341
Конвективная поверхность нагрева водопе-
репускиого пучка между верхними ба-
рабанами Нв п п, м2 ........... 23,8
Температура газов в начале второго котель-
ного пучка °C..................... 575
Теплосодержание газов в начале второго
котельного пучка ккал/кг ... 1 162
Потеря тепла в окружающую среду второ-
го газохода Qgxo0, ккал/кг ...... 2,0
Температура газов в конце второго котель-
ного пучка t"ixod, °C ............ 475
Теплосодержание газов в конце второго ко-
тельного пучка /[Г0(э, ккал/кг ...... 966
Поверхность нагрева второго котельного
пучка НПлод , л/2................. 441
Температура газов в конце третьего котель-
ного пучка £ц1Л0£, °C............. 409
Теплосодержание в конце третьего котель-
ного пучка ккал/кг ...... . 836
Потеря тепла в окружающую среду в треть-
ем газоходе Q^od, ккал/кг 2,0
Поверхность нагрева третьего котельного
пучка Нтход, л*2.................. 261
Суммарная эффективная радиационная по-
верхность нагрева в топочной камере
\'НР м1............................... 328,4
Эффективная радиационная поверхность на-
грева первого котельного пучка Нр, м2 . 25,0
Эффективная радиационная поверхность на-
грева фронтового экрана Н^э, м2 . . . 91,9
Эффективная радиационная поверхность
нагрева заднего экрана (до нижнего
барабана котла) м2 ....... 66,9
Эффективная радиационная поверхность на-
грева первой панели бокового экрана
(на каждой стенке) Нрпбд, м2 ... . 24,0
Эффективная радиационная поверхность на-
грева второй панели бокового экрана
(на каждой стенке) Нрпба, м2 . . . 48,3
12 С-. П. Кашников и В. Н. Цыганков.
Конструктивные характе
Наименования Обозначе- ния Размер- ность Экраны Пер
задний передний Боковые панели Ря
первая вторая отводящие трубы заднего экрана
I П
ТРУБЫ ХОЛОДНОЙ ВОРОНКИ
Число п — 65 65
Шаг (по ширине ряда) . . . 51 мм 92,5 92,5
Диаметры dnldeH мм 83/75 83/75
Полная длина Длина необогреваемого уча- 1 м 5,2 5,2
стка внизу м 1,2 1,2 •
Длина обогреваемого участка 1об м 4,0 4,0
Угол наклона к горизонту . . Число и угол изгибов на уча- а градусы 50 50
стке . . . . • • х« 2X90° 2X90°
Высота участка ....... h м з,з 3,3
Сечение труб fX.B м? 0,2873 0,2873
ТРУБЫ ОСНОВНОГО КОНТУРА
Число . • п 65 65 18 38 17 16
Шаг (по ширине ряда) . . . 51 мм 92,5 92,5 150 100 370 370
Диаметры • d ddBH мм 83/75 83/75 83/75 83,75 83/75 83/75
Полная длина 1 мм 8,85 6,75 11,9 13,9 8,67 8,25
Необогреваемая длина внизу Длина первого участка (счет 'я м 1,8 1,8 0,15 0,15
участков производим внизу) Угол наклона первого уча- /1 м 8,85 6,75 9,4 Н,4 4,65 4,20
стка . . • а градусы 90 90 90 90 30 34
Необогреваемая длина вверху Число и угол изгибов на пер- 1н2 м 0,7 0,7
вом участке • . . ПгХа градусы 1X40 1X40 1X90 1X90 1X60 1X60
Высота первого участка . . . hi м 8,85 6,75 9,4 П,4 3,18 2,74
Длина второго участка . . . 12 м 0,7 3,78
Угол наклона второго участка а градусы 60 90
Число и угол изгибов на вто-
ром участке пгХа градусы 1X30 2X60
Высота второго участка . . . hi м 0,605 3,61
Необогреваемая длина вверху ?нЗ м 0,15 0,15 0,15
•Сечение труб fтр м* 0,2873 0,2873 0,0796 0,168 0,07510 0,0707
ОТВОДЯЩИЕ ТРУБЫ
Число я 2 его о
п g-и о о ® 65 4X2®* 7X2**
Шаг (по ширине ряда) . . . 81 мм gj сз t S ® Q, 2 д о; и 92,5 700 600
Диаметры dHdBH мм г. Q О» Е- П" 83/75 83/75 83/75
Полная длина 1 м П,2 12,5 7,6
Необогреваемая длина внизу ^н1 м t- * S 2 ни Q, Я 8,15 0,6
Обогреваемая длина первого И t; с.'О о.* и Ь 3,3
участка 6 м f- я р я с „и ьвчк 3,0
Угол наклона первого участка а1 градусы = g в Зе SjSOgu 30 90 90
Число и угол изгиба .... № градусы ± Н U й о о 1X60 1X90 1X90
Высота первого участка . . . hi м 2 S й л®. £/ о о Q. О к в t- ь. 1,70 8,15 3,0
ристики контуров циркуляции
ТАБЛИЦА 7-9
вый котельный пучок Второй котельный пучок Третий котельный пучок
ды труб собственно котла Ряды труб Ряды труб
III IV | V | VI 1 | II [ III | IV V VI | VII | VIII 1 11 III IV
36 зь 36 36 36 36 36 36 1 36 36 36 38 38 38 1 1 30 30
185 185 185 185 185 185 185 185 185 185 185 175 175 175 220 220
83/75 83/75 . 83/75 83/75 83/75 83/75 83/75 83/75 83/75 83/75 83/75 83у75 83/75 83/75 83/75 83,-75
7,8 7,65 7,40 7,20 6,0 5,7 5,7 5,7 5,7 5,7 6,0 6,6 •6,75 7,2 7,65 8,25
0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15
4,1 4,0 3,9 3,85 5,7 5,4 5,4 5,4 5,4 5,4 5,7 6,3 6,45 6,90 7,35 7,95
34 34 34 34 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 : 90
1X30 1X30 1,15 1X15 1X30 1X15 1X15 1X15 1X15 1X30 1X30 2X45 2X45 2X45 2X90 2X90
2,5 3,4 90 1X90 3,5 2,5 2,5 2,67 3,30 3,15 3,00 90 90 90 1X90 1X90 1X90 3,24 3,10 3,0 5,46 5,40 5,35 5,30 5,36 5,36 5,43 5,55 5,7 5,9 6,45 6,65
0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 ‘0,15
0,159 0,159 0,159 0,159 1 1 0,159 0,159 0,159 0,159 0,159 0,159 0,159 fte?65* 0,1414 32 162 83/75 8,25 1,65 45° 2X45° 0,90 0,168 0,168 0,1326 0,1326 i
Экраны Пер
- л 1 Боковые панели Ря
Наименования Обозначе- ния Размер- ность задний передний перва j вторая отводящие трубы заднего экрана
1 п
' j ! ; Обогреваемая длина второго участка t ...:. . Необогреваемая длина вто- рого участка внизу .... Угол наклона второго уча- стка Число, и yrojn изгибов .... Необогреваемая длина вверху Высота второго учйстка . . . Сечение труб . . 1 i ВОДОПЕРЕПУ^КИЫЕ.'ОПУСКНЫ Е и издводящпе: ТРУБЫ а) ВоДоперещускныг трубы ме^ду верхними бараба- нами: Число <• h 1н2 а, пг X а ^2 / п ’ М М градусы градусы м м м1 Отводящие труоы заднего эк- рана в количестве 33 труб об- разуют первый и второй ряды первого котельного пучка. Остальные 32 трубы вошли в восьмой ряд второго ко- тельного пучка 7,75 90 1X45 0,15 7,35 0,2873 4,4 0 1X90 0,01768X2** 3,85 30 1X45 0,15 2,25 . 0,0309X2**
Диаметры . ... 1, .... . Полная длина Число и угол изгибов . . . . Сечение труб . . ‘ &вк- 1 пгХ* fпер мм Ml градусы Ж2
б) Опускные трубы между верхним Задним и нижним барабанами: Число ...........
Диаметры • . . Полная длина Число и’угол изгибов .... Сечение труб .... • . . . в) Опускные (разводящие) трубы • питания между нижним барабаном и ниж- ними коллекторами экра- нов: ? Число . • . . Диаметры ...... Длина . . -. . . ' Число и угол изгибоз ; . . . Сечение труб........ Расчетная полная высота кон- тура Превышение отводящих труб иад. уровнем воды в верх- нем'; барабане Внутренний диаметр нижних коллекторов экранов . . То же верхних коллекторов экранов ........ Угол между осями труб в нижних коллекторах .... Угол между осями труб в верхних коннекторах . . . &н№вн 1 пгХ“ fon ММ м
п &н№вн 1 пг X * f ряз hjCOH ^пер ^H.IC ^е.'с ан.к а 1 в. к ММ м градусы м? м м мм мм градусы градусы 4X2** 108,98 14,3 1X45° 0.0302.Х22 19,65 275 240 3X2** 133/123 25,9 4x90° - 1X45° 0.03563Х22 19,8 275 240 2X2** 133/123 19,2 2X90° 1X45° 0.02375Х22 19,65 0,8 275 275 270 180 3X2** 133/123 17,03 2X90° 1X45° 0,03563X2’ 18,45 275 275 270 270 6,79 6,35 ।
* В числителе сечение опускных труб, в знаменателе сечение 32 отводящих труб заднего экрана.
p:i Цифра 2 указывает, что аналогичная величина имеет место также на противоположной стороне.
Продолжение
вый котельный пучок Второй котельный пучок Третий котельный пучок
tow 1Ы труб собственно котла Ряды труб Ряды Труб
III | IV ] V | VI I ( П I 111 ] IV [ V VI | VII | VIII 1 | И [ III | I V
6,45 90 2X45 0,15 5,55 0,1414
90 83/75 3,0 2X30° 0,398
394 83/75 6,41 2X45 1,742
6,0 5,74 5,60 5,67 ! i 1 5,76 5,65 5,50 5,45 5,45 5,50 5,58 5,76 6,0 ; 6-,2 .-6,75 6,95 [
общим
в систем е цир-
Примечания: I. Обводка жирными линиями показывает, для каких элементов этот • чгсток является
куляции котлоагрегата.
2. Счет участков произведен снизу вверх.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КОТЕЛЬНОГО
АГРЕГАТА, РАБОТАЮЩИХ ПОД ДАВЛЕНИЕМ,
И ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ КЛАПАНОВ
8-1. РАСЧЕТ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
БАРАБАНОВ ПАРОВЫХ КОТЛОВ
Толщину стенки цилиндрической части
барабана, подверженного внутреннему давле-
нию, определяют по формуле
5 — (230Т?р—д)? С ММ 1)
или по формуле
5“(230т?р — рУ^Г^р ММ’
где р— расчетное давление, кг/см2, которое
принимается равным рабочему дав-
лению среды в барабане котла плюс
гидростатическое давление столба
воды над барабаном, если оно пре-
вышает 2,5% рабочего давления;
Dg — внутренний диаметр барабана, мм;
наружный диаметр барабана, мм;
Rp — допускаемое напряке ше на растяже-
ние металла, кг/мм2;
— коэффициент прочности стенки ба-
рабана в продольном направлении,
значения этого коэффициента при
наличии сварного шва приведены
в табл. 8-1;
с — прибавка (на износ и коррозию) к рас-
четной толщине стенки, принимаемая
равной 1 мм; при s 49 мм эту при-
бавку производить не следует.
Приведенные напряжения, создаваемые
внутренним давлением в стенке барабана,
.огут быть подсчитаны по формуле
-с)?]
— 230 (s— с) ? кг/мм , (8-3)
ТАБЛИЦА 8-1
Значения коэффициента прочности ©
в зависимости от вида сварного шва
Внд шва При работе Коэффи- циент
Шов, сваренный водяным газом на растяжение 0,85
Швы, выполненные электросваркой Стыковые швы, под- вариваемые со сторо- ны вершины шва на растяжение на сжатие 0,95 1,00
Стыковые швы, сва- риваемые только с од- ной стороны на растяжение на сжатие 0,7 0,8
Стыковые швы, сва- риваемые с одной сто- роны при наличии под- кладки или кольца, плотно прилегающего по всему периметру к основному металлу на растяжение 0,9
Стыковые швы с двухсторонним прова- ром, выполненные авто- матической дуговой электросваркой под слоем флюса на растяжение 0,95
Соединения внахлест- ку или втавр с вали- ковыми швами с двух сторон 0,85
а допустимое расчетное давление по формуле
2307? .(5-е) о , _
Р = , /---ч— кг мм2.
Г пв-т(р — с)? 1
(8-4)
Давление при гидравлическом испытании
барабана, если он не подвергается после этого
ТАБЛИЦА 8-2
Значения коэффициента k и коэффициентов
запасов прочности при расчете цилиндрических
стенок барабанов
Барабаны
Коэффи-
циент k к
формуле
(8-5)
Коэффициенты
пв пп
Ось РараБана
•С клепаными швами вна-
хлестку или с односто-
ронней накладкой . . .
<С клепаными швами с двух-
сторонними накладками,
с одним рядом заклепок
или с двухсторонними
накладками, из которых
одна имеет два ряда за-
клепок, а вторая один
ряд................. .
€ клепаными швами с двух-
сторонними накладками
и с двумя и более ряда-
ми заклепок ............
Сварные и бесшовные обо-
греваемые (при наличии
и при отсутствии отвер-
стий для труб)..........
Сварные и бесшовные не-
обогреваемые (вынесен-
ные из газохода или на-
дежно изолированные):
«) при наличии отверстий
с развальцованными в
них трубами либо отвер-
стий для лючков . . ,
б) при наличии отверстий,
укрепленных при помо-
щи приваренных иипе-
лей, либо при отсут-
ствии отверстий . . . .
0,80
0,95
1,00
1,00
1,00
1,00
5,35 2,4
4,80
4,50
4,50
4,25
4,00
2,5
2,0
2,0
1,90
1,80
термической обработке, должно удовлетворять
условию
Р =---------рг------яг/сл/,
(8-5)
где с£°—условный предел текучести стали
при t—20° С, кг1жж*;
k — коэффициент, значения которого при-
ведены в табл. 8-2;
р—отношение наружного диаметра к
внутреннему;
<р2—наименьший коэффициент прочности
барабана в продольном направлении
при гидравлическом испытании.
Коэффициент прочности при коридорном
расположении отверстий для труб или закле-
Фиг. 8-1. Коридорное расположение от-
верстий с постоянным диаметром и по-
стоянным шагом в продольном
направлении.
пок с постоянным диаметром и постоянным
шагом между центрами отверстий опреде-
ляют:
в продольном направлении (фиг. 8-1) по
уравнению
<? = ^, (8-6)
в поперечном направлении (фиг. 8-2) по
уравнению
= (8-7)
(в поперечном направлении шаг замеряют по
средней окружности барабана диаметром Dc^.
Коэффициент прочности в косом (диаго-
нальном) направлении барабана обычно про-,
веряют при шахматном расположении отвер-
стий.
Если ряды в продольном и поперечном
направлениях (фиг. 8-3) сдвинуты один отно-
сительно другого на половину шага (b1—b2—
— 0,5£ и л = 0,5£), то при постоянных шагах
толщину стенки барабана следует проверить
по приведенному коэффициенту прочности ипр,
т. е. по коэффициенту прочности в косом
Фиг. 8-2. Коридорное расположение отвер-
стий с постоянным диаметром и постоянным
шагом в поперечном направлении.
Ось барабана
Фиг. 8-3. Шахматное расположение отверстий с равными
шагами и диаметрами.
направлении, приведенному к продольному
направлению
Ц) = Ц)
• пр I «
(8-8)
где ср*—коэффициент прочности ослабленного
места в косом (диагональном) направ-
лении барабана, равный
tv —а г-------------
*«
При расположении в шахматном порядке
отверстий для труб с переменными диамет-
рами (б^^Дг^), а также с переменным шагом
{Ьх Ь2 ф 0,5£) в продольном и поперечном
направлениях фиг. 8-4 коэффициент прочности
ослабленных мест в косом направлении, при-
веденный к продольному направлению, опре-
деляют по формуле (8-8), но при этом вели-
„ а а
чину т принимают равной у- или , а вели-
чину tK принимают равной tK —Yили
(в расчет вводят наименьшее значение ср).
При коридорном или однорядном располо-
жении трубных отверстий только в продоль-
ном направлении толщину стенки барабана
определяют по формуле (8-1).
При коридорном или однорядном располо-
жении трубных отверстий только в попереч-
ном направлении толщину стенки определяют
также по формуле (8-1), но вместо величины <р
подставляют в нее величину 2сръ где —
коэффициент прочности стенки барабана
в поперечном направлении.
В барабанах современных паровых кот-
лов имеют место одновременные ослабле-
ния в продольном и в поперечном направ-
лениях. Следовательно, формулами (8-1) —
(8-4) можно пользоваться, когда >= w/2.
Если же (^><5/2, то в эти формулы сле-
дует вместо w подставлять величину 2срр
Рабочую температуру металла прини-
мают:
для стенок барабанов, вынесенных за
пределы газоходов, равной температуре на-
сыщенного пара, соответствующей рабо-
чему давлению,
t —/ °C-
ст н
для стенок барабанов, надежно изолиро-
ванных от воздействия лучистого тепла и про-
дуктов горения,
10° С;
ст н । ’
для стенок неизолированных барабанов,,
расположенных в зонах конвективного тепло-
обмена с температурой газов, не превышаю-
щей 600° С,
/ = 1 +30° С;
ст н । ’
для стенок неизолированных барабанов,,
расположенных в зонах лучистого теплооб-
мена,
^=4+‘00оС.
При расчете толщины стенки барабанов
с рабочей температурой металла £cm^250° С.
Ось барабана
Фиг. 8-4 Шахматное расположение отвер-
стий с разными шагами и диаметрами.
ТАБЛИЦА 8-3
Химический состав и механические свойства листовой углеродистой стали
Сталь Химический состав, % Механические свойства
С Мп не более Si S не более р не более Предел прочности cs при t = 20° С, кг]мм3 Предел текучести при /=20с С t оу, кг[мм* Относительное удли- нение, % Ударная вязкость а, KZMjCJH3 Проба на холодный загиб
при cs, кг/лгл<2 510 Диаметр оправки d при толщине листа
не денее а < 30 .ил! а > 30 лш
15К 0,12—0,20 0,65 0,15—0,30 0,045 0,045 36—44 22 36—38 24 28 Q
39—40 23 27
41—42 43—44 22 21 26 25 7 rf=:0 а
20К 0,16—0,24 0,65 0,15—0,30 0,045 0,045 41—50 25 41—42 22 26 f
43—44 21 25 1
45—47 48—50 20 19 24 23 6 d~a d — 2a
25К 0,21—0,28 0,80 0,15—0,30 0,045 0,045 45—55 28 45—48 20 24
45—52 19 23 6 d — ^a d = 3<z
53—55 8 22
Примечание. Примеси Cl, NI н Си не должны превышать в сумме 0,7%, содержанке каждого из них в отдельности должно быть
не более 0,3%.
и необогреваемых снаружи допускаемое напря-
жение на растяжение принимается равным
Rp = — кг/ял2,
где og — минимальная величина предела проч-
ности на растяжение применяемой
стали при температуре 20° С*, кг/лл2;
пв — величина запаса прочности по отно-
шению к пределу прочности (см.
табл. 8-2).
Согласно ГОСТ 5520-50 все основные
элементы котла: барабаны, обечайки, днища
и жаровые трубы, работающие под давлением
не свыше 60 ата и при температуре не более
450° С, должны быть изготовлены из каче-
ственной стали марок 15К, 20К и 25К, химиче-
ский состав и механические свойства которых
приведены в табл. 8-3.
При расчете барабанов, омываемых внутри
горячей средой с температурой свыше 250° С,
но не более 400° С и не обогреваемых сна-
ружи, за допускаемое напряжение на растя-
жение R следует принимать величину, по-
лученную на основе предела текучести стали
при рабочей температуре, а именно:
* При отсутствии данных о свойствах применяе-
мого металла следует исходить из действительной
величины предела прочности, полученной в резуль-
тате лабораторных испытаний.
кг1мм*>
где Ор —предел текучести стали соответ-
ствующей марки при рабочей темпе-
ратуре, кг/лл2 (по данным испыта-
ний или по табл. 8-4 и 8-5, или же
по особым техническим условиям
котельных заводов);
пТ — величина запаса прочности по отноше-
нию к пределу текучести (табл. 8-2).
При расчете стенок барабанов с рабочей
температурой металла tcm > 400° С, допускае-
мое напряжение принимается равным наи-
меньшей из следующих двух величин
с/ ct
R =~ кг/мл2 и R = —кг/лл2,
где с*п— предел ползучести материала стенки
при рабочей температуре, кг/лл2
(табл. 8-13);
пп— коэффициент запаса прочности по от-
ношению к пределу ползучести при
рабочей температуре (табл. 8-2\
Для барабанов, у которых расстояние
между центрами опор более 8 л или <рг <
либо величины и близки друг другу,
ТАБЛИЦА 8-4
Пределы текучести листовой углеродистой стали
1рас>'етный пге-; Расчетный предел текучести су, кг/мм9
Сталь дел прочности аз при темпера- туре 20° С, кг1ммя При температуре, °C
20 200 250 300 350 400 450 500
15К 36 20 17,5 16,0 14,5 12,5 и,о 9,0 7,0
20К 41 22 19,0 17,5 15,5 13,5 12,0 10,0 8,0
25К 45 25 21,0 19,0 17,0 15,0 13,0 11,0 9,0
ТАБЛИЦА 8-5
Пределы текучести углеродистой и легированной
стали
Сталь
Углеро-.
дистая
20 1
25 I
.Легиро-
ванная
15М ।
20М
40
43
22
24
19,0
20,5
17,5
18,5
15,5
16,5
14,5
12,0 10,0
13,0 11,0
8,0
38
45
26 24
29 26
22,5 21,0 19,0 17,0 15,0 13,0
24,5 23,021,0 19,0 17,0:15,0
11,0
13,0
необходимо произвести проверку напряжений
ют изгиба в стенках барабана по формуле
Если максимальный изгибающий момент
и наименьший момент сопротивления нахо-
дятся в разных сечениях барабана, то необ-
ходимо найти такое сечение, в котором
имеются наибольшие изгибающие напряжения.
Если величина о® не удовлетворяет фор-
муле (8-9), то необходимо увеличить толщину
стенки барабана или осуществить конструк-
тивные мероприятия, снижающие напряжения
изгиба.
Если расчет толщины стенки барабана
производят по пределу прочности или пре-
делу текучести, то принимают:
4
R = у-кг}лл2.
Если расчет производят по пределу ползу-
чести, то принимают:
R = о~9 кг}лл2.
Задача 8-1. Определить толщину стенки
бесшовного барабана, вынесенного за пределы
газохода, если известно, что рабочее давле-
ние р — 110 кг/сл2, наружный диаметр бара-
бана £>к= 1 550 ял, длина цилиндрической
части 7=7 500 лл и что барабан изготовлен
из стали 20М и ослаблен отверстиями в со-
ответствии со схемой фиг. 8-5.
Решение. Коэффициент прочности барабана в про-
дольном й в поперечном сечениях в первой группе
отверстий диаметром d ~ 76,7 мм-.
t — d 250—76,7 л „
? ~ t — 250 — °’е9;
(8-9)
PD0 , „
ГДе С1= 2бОГ/<г/ЛМГ; а2 =
“ 1бо7Г(П7-МГ °3 = 2бб кг1м2>
а°и — напряжение от изгиба, яг/лмг2, опреде-
ляемое из выражения
в__714 г п
vu-=wkz[mm\
где М — максимальный изгибающий момент
барабана (последний может быть
рассмотрен как балка, свободно ле*
жатая на опорах);
W— момент сопротивления по наиболее
ослабленному сечению барабана.
: 0,49.
150
t^ — d 150—76,7
¥1==^7
Фиг. 8-5. Расположение отверстий в барабане (к за-
даче 8-1): I, II, III группы отверстий. Крестиками
отмечены размеры, взятые на средней окружности.
Для второй группы отверстий диаметром d =
= 70,7 мм:
t — d 200 —70,7
¥_ t __ 2{)0 —0,05,-
Между первой и второй группами отверстий
имеется зона перехода от шага t :=: 250 мм и диаметра
отверстий cf = 76,7 мм к шагу £~200 мм и диаметру
отверстий d = 70,7 мм, в которой образовались косые
мостики различной величины. Для выявления наиболее
ослабленного мостика в косом направлении необходимо
произвести ряд последовательных расчетов всех косых
мостиков
Приведенный коэффициент прочности барабана при
о, — 50 мм, — 125 мм-, d — 76,7 мм и dj = 70,7 мм
Для остальных косых мостиков результаты анало-
гичных подсчетов сведены в табл. 8-6.
ТАБЛИЦА 8-6
Результаты подсчета приведенных коэффициентов
прочности барабана для косых мостиков при
а = 125 мм
Ъх Чк а пг~~ъ1 Чпр
50 135 0,45 2,5 0,68
100 160 0,54 1,25 0,63
150 195 0,62 0,83 0,66
200 236 0,69 ' 0,63 0,71
Для третьей группы отверстий диаметром 42,5 мм
tK = yд2-|- = у \ 25з -f-502 135 мм\
Фиг. 8-6. Расположение отверстий в барабане (к за-
даче 8-2): I, II, III группы отверстий. Крестиками от-
мечены размеры, взятые по средней окружности.
i d 80 — 42,5 л
?1‘ q — 80 — °>47-
Таким образом, наименьший коэффициент прочно-
сти барабана составляет ^пр = 0,63, и, исходя из этой
величины, следует производить определение толщины
стенки.
Рабочую температуру стенки барабана, вынесен-
ного за пределы газохода, принимаем равной темпера-
туре насыщенного пара при давлении р — ПО кг]слА
'™ = ^320°С
Для стали марки 20М и температуры стенки
tcm 320° С находим по табл. 8-5 расчетный предел
текучести с^ = 22 кг/мм-. По табл. 8-2 принимаем за-
пас прочности по отношению к пределу текучести
равным пт — 1,9.
Таким образом, допускаемое напряжение будет:
t
99
R„ - - -= — — = 11,6 кг'мм2.
р пт 1,9
Следовательно, для расчетного давления толшина
стенки барабана должна быть равна
s-(2SORp^i>), + 2p-yc-
110,1550
— (230.11,6 — П0) 0,634- 2-ПО -г 0 — 93 мм-
В данном случае проверку напряжений изгиба
в стенке барабана не производим, так как расстояние
между опорами барабана не выходит за пределы до-
пускаемой величины.
Задача 8-2. Определить толщину стенки
сварного барабана, надежно изолированного
торкретной массой со стороны газового по-
тока, если известно, что рабочее давление
р = 34 кг]см2, внутренний диаметр барабана
De = 1 410 мм, длина цилиндрической части
7=6500 мм. Барабан изготовлен из углеро-
дистой стали марки 15К и ослаблен отверстия-
ми в соответствии со схемой фиг. 8-6.
Решение. Коэффициент сварного шва <pcs = 0,85.
В первой группе отверстий диаметром d — 84 мм
коэффициент прочности барабана в продольном направ-
лении
t — d 370 — 84
~t — 370 — °’77'
в косом направлении tK1
41
~ 180 мм,
41 d 180 — 84
?,.. =-----7------—------ ------= 0,53,
™ 41 180
Коэффициент прочности барабана в косом направ-
лении 1к1 (фиг. 8-6)
tn ~
а 125
b ~ 130“ 0,96 ’
tK1 — У а2-|- Ьй = ]/ 1302 4- 92,52 — 159 мм-,
tKi — inq_____________ед
_ — 0,47;
41 159
Чпр--- 41 '
1 4-
-ф- т2
= 0,53-
а 130
яг“ b “92,5 — 1,4‘
1 _|_ 0,962
-X ---------------— 0,58.
0,962 \2
4-А— 4-0,962
Коэффициент прочности барабана в косом направ-
лении, приведенный к продольному направлению,
Vnp — ?«1*
l+zn9-
Определение коэффициента прочности в косом
направлении tK2 в данном случае производить не нужно,
так как отверстия расположены симметрично.
Для Третьей группы отверстий имеем;
в продольном направлении
t — d
150 — 38,5
-150“—^°,74;
1 4- 1.42
= 0,57.
в косом направлении tKl
Аналогичным путем определяем коэффициент проч-
ности в косом направлении £к2
tK} = Уa2-j- b2 = у903 752 = 117 мм,
1к\~а 117 — 38.5
о. =-----7----=----------- - = 0,67,
41 117
tKZ = у а2 + (t — fe)2 = у 130 -f- (370 — 92,5)2 ^306 мм-,
а 90
^ = -^- = ^ = 1,2,
*к2 d
?«2=-----
‘к?.
306 — 84
306
а 130
лг2 = — зуд _ 92,5 ~ 0,47;
1 4- т2
1 >
= 0,73-
1 4- 0,472
б,472\2
+ “2“) '
0,74.
Для второй группы отверстий имеем:
в продольном направлении
t ~d
260 — 84
— 260
0,68;
в поперечном направлении
tj — d 250 — 84
= — = —250—= 0,66;
Сравнивая величины, полученные в результате
подсчетов по каждой группе отверстий, а также коэф-
фициент прочности сварного шва, устанавливаем, что
наименьшим коэффициентом прочности является упр =
= 0,57.
При расчетном давлении р = 34 кг{см2 темпера-
тура насыщенного пара составляет tH^ 241° С.
Рабочую температуру стенки котельного барабана,
изолированного торкретной массой От воздействия
лучистого тепла и продуктов горения, принимаем
равной
4т= ^рСЧЛ- Ю = 241 4- 10 = 251° С.
Для углеродистой стали марки 15К находим по
табл. 8-3 нижний предел прочности cs=36 кг'мм2.
Запас прочности для сварных и надежно изоли-
рованных барабанов принимаем по табл. 8-2 пв = 4,25.
Следовательно, допускаемое напряжение на растя-
жение будет:
= ~ - -3— = 8,47 кг/мм2,
Р пв 4,25 1
:а расчетная толщина стенки барабана
pDe 34-1410
5 — (230/?^ — у;)? + с ~ (230^8,47 — 34)1)757 1 °^44 ММ'
Поскольку расстояние между опорами барабана
меньше 8 000 мм, проверку толщины стенки на изгиб
можно не производить.
Задача 8-3, Определить толщину стенки
сварного барабана, изготовленного из стали
марки 15К и надежно изолированного торкрет-
ной массой со стороны газового потока, если
известно, что рабочее давление р — 40 кг/см2,
Фиг. 8-7. Расположение отверстий в барабане
(к задаче 8-3).
внутренний диаметр барабана £>е=1300 мм,
длина цилиндрической части 7 = 5 000 мм.
Барабан ослаблен отверстиями в соответствии
со схемой фиг. 8-7.
Ответ. 5 = 48 мм.
Задача 8-4. Определить толщину стенки •
бесшовного барабана, изготовленного из стали
марки 20М ..и вынесенного за пределы газо-
хода, если известно, что рабочее давление
р = 100 кг/см2, внутренний диаметр барабана
Ов = 1 400 мм, длина цилиндрической части
Фиг. 8-8. Расположение отверстий в барабане (к за-
даче 8-4). Расстояния между центрами в поперечном
направлении взяты по средней окружности барабана.
/ = 9 500 мм. Барабан ослаблен отверстиями
в соответствии со схемой фиг. 8-8.
Ответ, s = 82 мм.
Задача 8-5. Определить величину напря-
жений в тангенциальном (касательном) направ-
лении барабана двухбарабанного котла, ра-
ботающего с давлением пара р = 22 кг/см2,
если известно, что диаметр барабана DH =
= 1 200 мм, расстояние между центрами от-
верстий в осевом направлении 7 = 185 мм,
наружный диаметр кипятильных труб dH =
= 83 мм. Барабан сварен водяным газом и со
стороны газового потока надежно изолирован
торкретной массой.
Ответ. /^=8,47 кг/мм2.
Задача 8-6. Определить приведенные на-
пряжения, создаваемые внутренним давлением
в стенке барабана, имеющего внутренний
диаметр £>е=1 300 мм, наибольшее рабочее
давление /7 = 34 кг/см2. Кипятильные трубы
расположены в шахматном порядке, шаг
между центрами отверстий в продольном на-
правлении барабана 7 = 250 мм, шаг в попе-
речном направлении (по средней окружности
барабана) 7j = 250 мм, толщина стенки бара-
бана 5 = 40 мм.
Ответ. олр=8,44 кг/мм2.
Задача 8-7. Дан сварной барабан, изготов-
ленный из стали марки 15К и надежно изо-
лированный торкретной массой со стороны
газового потока. Внутренний диаметр барабана
Вв= 1 312 мм, длина цилиндрической части
7 = 6000 мм, рабочее давление 34 кг/см2.
Барабан ослаблен отверстиями, располо-
женными в шахматном порядке, в продоль-
ном направлении 7 = 250 мм, в поперечном
направлении (по средней окружности) 7, =
= 250 мм. В отверстиях развальцованы трубы
наружным'диаметром б7к = 83 мм.
Определить разницу в весе металла, ко-
торая получается при расчете барабана по
новым нормам, приведенным в данном разделе,
и по нормам 1939 г. Известно, что по старым
нормам расчетная толщина стенки такого
барабана 5 = 45 мм.
Ответ. Разница в весе металла составляет
около 8,9%.
Задача 8-8. Исходя из данных, приведен-
ных в задаче 8-7, определить величины на-
пряжений, возникающих в стенках барабана
у краев отверстий диаметром d = 84 мм.
Известно, что между максимальными напряжениями
у краев отверстий и соответствующими напряжениями
от внутреннего давления в осевом направлении бара-
бана имеется следующая зависимость1:
(8-10)
В касательном направлении барабана эта зависи-
мость определяется из выражения
(8-П)
В данном случае напряжения в осевом направле-
нии c_j —7,6 и в касательном направлении <4=
= 7,5 ~‘кг[млР.
Ответ. Напряжения у краев отверстий:
в осевом направлении —о2
=5= 2,4 кг} мм2,
9 ТУ
в касательном направлении а1 = а] — ах
6,9 кг {мл2.
Задача 8-9. Определить величину пре-
дельного давления, которую можно допустить
при гидравлическом испытании сварного ба-
рабана, изготовленного из стали марки 15К,
не вызывая в стенках его цилиндрической
части недопустимых величин напряжений.
Внутренний диаметр барабана DB = 1 312 мм,
толщина стенки S — 45 мм.
Наименьший коэффициент прочности ослаб-
ленного места барабана в направлении его
оси 43 =0.58.
Ответ. рг = 67,5 кг/см2.
Задача 8-10. Произвести контрольную
проверку величины приведенных напряжений,
возникающих в стенках барабана под дей-
ствием внутреннего давления и изгибающей
нагрузки от собственного веса барабана с во-
дой и всех частей агрегата, связанных с ба-
рабаном. Внутренний диаметр верхнего бара-
бана Dg=l 294 мл, толщина стенки s=37 мм,
расстояние между точками опор 7=11 600 мм,
рабочее давление р = 32 кг1см2. Барабан —
сварной, изготовлен из стали марки МСтЗ и на-
дежно изолирован со стороны газового потока.
Расположение трубных отверстий коридорное
<7=84 мм, t = c2Q0 мм; tx = 125 мм (по сред-
ней окружности). Полная нагрузка, изгибаю-
щая барабан, с учетом всех частей и деталей
агрегата составляет 0=75,5 т и равномерно 1
1 По старым нормам.
распределена по всей длине. Момент сопро-
тивления по наиболее ослабленному сечению
барабана W= 37 000 см3.
Ответ. Приведенные напряжения от внут-
реннего давления среды и изгибающей на-
грузки удовлетворяют условию 2Д)2>
>-194 кг 1мл2.
Задача 8-11. Верхний барабан котельного
агрегата находится под расчетным давлением
р = 32 кг)сл2, внутренний его диаметр DB~
= 1 194 мм, толщина стенки s = 38 мм, дли-
на 7 = 6000 мм. По данным сертификата ба-
рабан изготовлен из стали марки Ст. 3 с пре-
делом прочности ов = 38 кг/мм2.
Он надежно изолирован торкретной мас-
сой со стороны газового потока и ослаблен
отверстиями для труб диаметром dH — 33 мм,
расположенных в коридорном порядке t =
=200 мм, /л=125 лш(по средней окружности).
Определить, насколько можно повысить
рабочее давление, если известно, что данный
котельный агрегат был изготовлен по нормам
расчета 1939 г.
Ответ. По новым нормам расчетное дав-
ление котельного агрегата может быть по-
вышено на 11%.
8-2. РАСЧЕТ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
КОЛЛЕКТОРОВ, ПОДВЕРЖЕННЫХ
ВНУТРЕННЕМУ ДАВЛЕНИЮ
Толщину стенки цилиндрических коллек-
торов для экранов перегревателей и водяных
экономайзеров определяют также по форму-
лам (8-1) и (8-2), при этом расчетное давле-
ние р кг]см2 принимают:
а) для коллекторов экранов равным давле-
нию в котле плюс давление столба воды над
коллектором, если оно превышает 2,5% ра-
бочего давления;
б) для коллекторов пароперегревателей
равным рабочему давлению в котле или дав-
лению, на которое установлен предохрани-
тельный клапан пароперегревателя;
в) для коллекторов экономайзеров равным
давлению, на которое установлен предохра-
нительный клапан при входе воды в эконо-
майзер, а при отсутствии такого клапана
равным рабочему давлению в котле плюс
гидростатическое давление столба воды, плюс
гидравлическое сопротивление самого эконо-
майзера и соединительных труб его с бара-
баном котла при максимальной нагрузке.
Для котлов с принудительной циркуля-
цией, а также для прямоточных котлов ве-
личина расчетного давления в коллекторах
принимается с учетом гидравлического со-
противления соответствующих систем при
максимальной нагрузке и гидростатического
напора воды, если величина его превосходит
2,5% рабочего давления.
Запасы прочности для коллекторов при-
нимают по данным табл. 8-2. Для коллекто-
K=f/6s
^8-^
иг. 8-9. Лючковое
отверстие.
ров, выполненных из сталь-
ного литья, принимают сле-
дующие запасы прочности:
пв — 6,3; пт = 2,8 и лв = 1,4-
Выбор допускаемых на-
пряжений для коллекторов
производят по методике,
изложенной в § 8-1, с уче-
том рабочей температуры
стенки металла.
Рабочая температура
стенки необогреваемого кол-
лектора принимается равной
расчетной температуре сре-
ды, протекающей внутри
коллектора tcm — tppC4cC.
Рабочая температура сте-
нок коллекторов, находя-
щихся в газоходах и на-
дежно изолированных от воз-
действия лучистого и конвек-
тивного теплообмена, принимается равной для
воды и пароводяной смеси tcm= tpap4 Ю°С,
для насыщенного или перегретого пара =
— tppn +30° С.
Для неизолированных стенок коллекторов,
омываемых горячими газами с температурой
не более 600°С, рабочая температура стенки
металла принимается равной: при протекании
воды или пароводяной смеси tcm—tpapc4
-(- 30°С, при протекании насыщенного или пе-
регретого пара tcm=ztpcpC4 —}—50°С.
В случае значительных отклонений темпе-
ратуры среды сверх номинальной, обуслов-
ленной гарантийными допусками, и при невоз-
можности достаточно точно учесть величину
этих отклонений, запасы прочности могут
быть увеличены по сравнению с указанными
в табл, 8-2.
Величину с (прибавки к расчетной толщине
стенки) берут в зависимости от допуска на
толщину стенки: при допуске ±15% с прини-
мают равной 0,18 spac4 при допуске ±10 —
20% —равной 0,11$ , при допуске ±5% —
равной 0,05spo„ (где spa„=s — с).
Для литых коллекторов принимают
= 2 мм.
Коэффициенты прочности для сечений кол-
лектора, ослабленных отверстиями, опреде-
ляют по формулам, приведенным в § 8-1.
При ослаблении коллектора лючковыми
отверстиями (фиг. 8-9) в соответствующие
формулы вводят условный диаметр отвер-
стия dpi определяемый по формуле
ь
= (^ — d) мм, (8-12)
где d — диаметр лючкового отверстия, мм\
dA—диаметр уплотнительной поверхно-
сти с внутренней стороны стенки кол-
лектора, мм;
k — глубина уплотнительной поверхности
для лючкового затвора с внутрен-
ней стороны стенки коллектора, мм;
s — толщина стенки коллектора, мм.
Коллекторы для котельных агрегатов, рабо-
тающих на давление р <60 кг}см2 при тем-
пературе /t7tt<450°C, изготовляются из стали
марок 10 и 20, удовлетворяющих требованиям
ГОСТ 1464-43 и ГОСТ 301-50 на стальные бес-
шовные трубы.
Для изготовления коллекторов для ко-
тельных агрегатов высокого давления (р^
<60=140 кг}см2) применяется трубная сталь,
химический состав которой должен соответ-
ствовать ТУ ММП 778-47 и 779-47.
Задача 8-12. Определить толщину стенки
необогреваемого бесшовного цилиндрического
коллектора передней панели холодной воронки,
изготовленного из стали марки 20 (ТУ ММП
779-47). Рабочее давление в котельном агре-
гате /2—110 кг[см2, внутренний диаметр кол-
лектора De~ 192 мм; высота столба воды над
коллектором 27 м. Расположение отверстий
показано на фиг. 8-10, расстояние между
центрами отверстий для труб и лючковых
затворов /=125 мм. Круглые лючки имеют
отверстия диаметром 73 мм и расположены
через каждый овальный лючок, размеры кото-
рого 78x96 мм. Концы труб развальцованы
в коллекторе.
Решение. Коэффициент прочности участка, ослаб-
ленного отверстиями, для труб
t - d 125— 70,7
t ~ 125 ’ “
0,43.
Коэффициент прочности участков, ослабленных
овальными и круглыми лючками, с учетом подрезки
уплотнительных плоскостей для лючковых затворов
(по сечениям 1—II и II—III на фиг. 8-10) определяем
по условным диаметрам отверстий:
для круглого лючка
1
k 6 s
dy = d -J- -- (rfj— d) = 73+ -y- (91 — 73) =z 76 мм;
для овального лючка
1
~= S
k 6
fl!'y = d + — (d1 —ri) = 784 —^—(96 —78) = 81 мм.
Коэффициент прочности по отверстиям для лючко-
вых затворов
Прибавку к расчетной толщине стенки коллектора
мы нашли с учетом минусового допуска в 2 мм по
выражению
c = 0,18[s — (— 2)] = 0,18 [35 — (— 2)] ^6,6 мм.
Задача 8-13. Определить толщину стенки
нижнего необогреваемого бесшовного цилин-
дрического коллектора панели бокового экрана.
Коллектор выполнен из стали марки 20 (ГОСТ
1464-43), его внутренний диаметр Пе=235 мм,
рабочее давление р=45 кг1см2, высота столба
воды над коллектором h = 20 м.
Отверстия для труб в стенке коллектора
расположены в шахматном порядке (фиг. 8-11).
Расстояния между центрами отверстий для
труб в продольном направлении. составляют
£ — 184 мм и между лючковыми отверстиями
в том же направлении £=138 мм, tz = 95 мм
(по средней окружности). Коллектор имеет
овальные лючки с отверстиями 88X106 мм,
малые оси лючков совпадают с продольным
направлением коллектора.
Решение. Коэффициент прочности участков кол-
лектора, ослабленных трубными отверстиями:
в продольном направлении
t — d 184 — 84
- t 184 — 0>54;
Определения коэффициента прочности по линии
расположения отверстий для труб можно не произво-
дить, поскольку без того очевидно, что при данном
расположении отверстий этот коэффициент прочности
будет больше, чем по линии лючковых отверстий.
Гидростатический напор столба воды над коллек-
тором относительно рабочего давления составляет:
27-100
ЮЛТб 2’5°/о‘
Следовательно, расчетное давление принимается
равным:
27
р = 110 + уф = 112,7 кг[см2.
Рабочую температуру стенки t принимаем рав-
ной температуре насыщения tH = 318° С или, округ-
ляя, tcm =5:320° С. При этой температуре стенки расчет
производим по пределу текучести. Расчетные характе-
ристики для стали марки 20 принимаем по табл. 8-2
и 8-5, тогда допускаемое напряжение:
с320
Rn ~ — -4’ - ’ - 7,74 кг! мм2.
р пт 1,9. '
В соответствии с формулой (8-1) толщина стенки
цилиндрического коллектора будет:
______PDe , 112,7-192
5 — (230 Rp— p’)<f'Tc— (230-7,74 — 112,7) 0,37 + с ~
= 35 + 6,6 42 мм.
Фиг. 8-11. Расположение отвер-
стий для труб и лючковых за-
творов в цилиндрическом коллек-
торе панели бокового экрана (к
задаче 8-13). •
Коэффициент прочности коллектора в косом на-
правлении, приведенный- к продольному направлению
nfi 2
+ -2-
1 -р т2
Коэффициент прочности участков, ослабленных
дичковыми отверстиями, с учетом подрезки в стенке
коллектора по сечению I—I уплотнительных плоско-
стей определяем по условному диаметру
k
*у=<н-7(4-<0=88 +
1
6 s
-^—(106 — 88) = 91 мм;
Фиг. 8-12. Расположение отверстий
для труб и лючковых затворов в
цилиндрическом коллекторе панели
холодной воронки экранной системы
(к задаче 8-14).
Сменив /7
Расчетное давление равно
20
р = 45 -|- jg = 47 кг!см2.
Расчетное напряжение при рабочей температуре
стенки 1ст^ 260° С по пределу текучести
9С0
СГ 17,1
Кв = —— = у = 9,0 кг’мм2.
Г Гру' 1 J У
Расчетная толщина стенки коллектора составит:
47-236
S — (%&Rp — p)v + С — (230-9— 47) 0,34 + С ~
— 16 4- 3,25 = 19,25 мм;
с ±=. 0,18 • (s — с) = 3,25 .шт
или, округляя, 5=^20 мм.
Задача 8-14. Определить толщину стенки
цилиндрического бесшовного коллектора па-
нели холодной воронки, изготовленного из
стали марки 20 (ГОСТ 1464-43) и вынесен-
ного из топочной камеры. Его внутренний
диаметр £)с=256 мм, рабочее давление в ба-
рабане котельного агрегата р = 45 кг/см2,
высота столба воды над коллектором Л=17 м,
отверстия для экранных труб расположены
в шахматном порядке (фиг. 8-12), расстояние
между центрами отверстий для труб в про-
дольном направлении коллектора t — 200 мм,
«=100 мм (по средней окружности). Коллек-
тор имеет овальные лючки с отверстиями
88 X Ю7 мм, расстояния между центрами
лючков 150 мм.
13. С. П. Кашников н В. Н. Цыганков
Ответ. Расчетная толщина стенки коллек-
тора s=18,l мм, но, учитывая вальцовку *
принимаем s = 20 мм.
Задача 8-15. Определить толщину стенки
бесшовного цилиндрического коллектора па-
нели бокового экрана. Коллектор выполнен
из стали марки 20. Его наружный диаметр
£>к = 273 мм, рабочее давление в котельном
агрегате р= 100 кг/см2, высота столба воды
над коллектор м Л = 22 м. Отверстия в кол-
лекторе расположены в соответствии со схе-
мой фиг. 8-13. Коллектор снабжен лючковыми
затворами, причем между двумя овальными
лючками с отверстиями 76 X 92 мм имеются
два круглых лючка с отверстиями диаметром
70 мм. Расстояния между центрами отверстий
для труб в продольном направлении коллек-
тора совпадают с шагом лючков, т. е. f —
= 120 мм.
Сменив J-B
Сечение ВН)
Фиг. 8-13. Расположение отвер-
стий для лючковых затворов в ци-
линдрическом коллекторе панели
бокового экрана (к задаче 8-15).
Ответ, s = 40 мм (при допуске 2 мм)
Задача 8-16. При изготовлении некипя-
щего водяного экономайзера были поставлены
вместо обычных коллекторов заводского изго-
товления коллекторы без лючков, выполнен-
ные из бесшовных труб из углеродистой стали
марки 20 с минимальным пределом прочности
на растяжение а,=40 кг/мм2, гаружный диа-
метр труб £>н = 275 мм, толщина их стенки;
s = 15 мм, шаг между центрами отверстий
в продольном направлении коллектора t =
= 70 мм, наружный диаметр труб водяного
экономайзера б/к = 38 мм, температура пита-
тельной воды ^'в=150°С, расчетное давле-
ние с учетом гидравлического сопротивления
всего тракта водяного экономайзера р =
= 40 кг {см2. Определить расчетную толщину
стенки коллектора.
Ответ. Расчетная толщина стенки коллек-
тора s = 14,2 мм.
Расчет показывает на допустимость применения
для изготовления коллекторов паропроводных труб
со стенками нормальной толщины. В Э’ом случае
трубы не развальцовывают, а приваривают; в торцах
коллекторов выполняют разъемные соединения для
внутреннего осмотра.
Задача 8-17. Произвести поверочный ра-
счет паросборной цилиндрической камеры пе-
регретого пара при температуре t"ne — 420° С
и давлении пара /> = 34 кг/см2. Внутренний
диаметр камеры 7?а=359 мм, наружный диа-
метр £)к=411 мм. Отверстия для приваренных
штуцеров ^ = 134,5 мм, расстояние между
центрами отверстий по образующей камере
t — 300 мм.
Камера выполнена из углеродистой стали
марки 20 и была рассчитана по нормам
1939 г.
Ответ. =20 мм-, Пдейсте = 4,4кг/мм'-
« («rktae=2,55>l,8.
Задача 8-18. Для паросборной камеры ци-
линдрического сечения определить величину
предельного давления при гидравлическом
испытании, не создающего недопустимых на-
пряжений в стенках цилиндрической части.
Величины, необходимые для подсчета, взять
из условия предыдущей задачи.
Ответ. //=131 кг/см2.
8-3. РАСЧЕТ БЕСШОВНЫХ ТРУБ,
ПОДВЕРЖЕННЫХ ВНУТРЕННЕМУ
ДАВЛЕНИЮ
Толщины стенок труб кипятильных, экран-
ных, экономайзерных, конвективных паропе-
регревателей и трубопроводов для воды и
пара в пределах котельного агрегата опреде-
ляют по формуле
vd„
s~ 23DRp — p мм (8-13)
или по формуле
pd
s ~ 230/?р -р р с мм' (8-14)
Приведенное напряжение в стенке трубы,
возникающее от внутреннего давления, опре-
деляют по формуле
° пр — 230 ’ (s - с 0 кг/ (8 “15)
Допускаемое расчетное давление для трубы
может быть подсчитано по формуле
230-/?„(s — с)
Р= кг1см2’ С8'16)
где s — толщина стенки трубы, мм;
р — расчетное давление в трубе с уче-
том соответствующих гидравличе-
ских сопротивлений и гидростати-
ческого напора, если они более
2,5% рабочего давления, кг]см2;
de и dH — внутренний и наружный диаметры,
•Л^«Л£ф
Rp—допускаемое расчетное напряжение
в стенке трубы, kzjmm2;
с — прибавка к расчетной толщине
стенки трубы, мм.
При расчете труб с рабочей температурой
стенок /(те<250°С допускаемое расчетное на-
пряжение принимают по пределу прочности
равным
Rp = ~ кг/мм2,
где аа — предел прочности стали при t —
=. 20° С, кг/мм2, значения которого
приведены в табл. 8-7;
пв—коэффициент запаса прочности по
отношению к пределу прочности,
который следует принимать для обо-
греваемых труб равным 4,25, для
необогреваемых труб равным 4,0.
При расчете труб с рабочей температурой
стенок более 250° С, но не более 400° С, до-
пускаемое расчетное напряжение принимают
по пределу текучести равным
Rp = кг1мм2,
где —предел текучести стали при рабочей
температуре выбирается для соответ-
ствующих марок стали по табл. 8-8.
Запас прочности пТ по пределу текучести
принимают для обогреваемых труб равным
1,9, для необогреваемых—1,8.
При расчете труб с рабочей температурой
стенок ^>400° С допускаемое расчетное на-
ТАБЛИЦА 8-7
Химический состав и механические свойства углеродистых и трубных сталей (по ГОСТ В 1050-41)
Сталь Химический состав Механические свойства
С Si Мп Прочие составляю- щие предел проч- ности ав при t = 20® С, кг/,чл12 предел теку- 20 чести ау при /=20° С, кг/мм? Относительное удлинение, %
8В
не м енее
10 0,05—0,15 0,17—0,37 0,35—0,65 S <0,045 32—40 >18 20 24
15 0,10—0,20 0,17—0,37 0,35—0,65 Р< 0,045 35—45 20 18 22
20 0,15—0,25 0,17—0,37 0,35—0,65 Сг<0,20 40—50 22 17 20
25 0,20—0,30 0,17—0,37 0,50—0,80 Ni<0,30 43—55 24 16 19
30 0,25-0,35 0,17—0,37 0,50-0,80 48—65 26
35 0,30—0,40 0,17—0,37 0,50-0,80 52—65 28 14 17
пряжение принимают равным наименьшей ве-
личине из двух:
/? = и R кг/мл*,
r J («у’ • Г lift
где о*— предел ползучести стали при рабочей
температуре для соответствующих
марок стали принимается по данным
табл. 8-9.
Запас прочности по пределу ползучести
для труб обогреваемых и необогреваемых
принимается пп — 1,0.
Величина прибавки с к расчетной толщине
стенки spaC4^6 мм принимается равной 1 мм
и при spa<74>6 мм по методике, изложенной
в расчете цилиндрических коллекторов, но и
в этом случае величина с не должна быть
меньше 1 мм. При значительном механиче-
ском износе труб экономайзеров золой вели-
чина прибавки с может быть соответственно
увеличена.
Во избежание недопустимых напряжений
в стенках труб предельное давление при
гидравлическом испытании труб не должно
превышать величины, подсчитанной по фор-
муле
где — условный предел текучести при t~
= 20° С, кг 1мл?;
Р — отношение наружного диаметра к
внутреннему при наличии утонения
стенки трубы вследствие минусового
допуска
Р---------г—„гу <8“18)
dH~ 2s — юо)
где т—технологический минусовый прокат-
ный допуск, %.
Рабочую температуру стенки трубы при-
нимают равной
= (8-19)
где tH — температура наружной поверхности
стенки трубы, °C;
te — температура внутренней поверхно-
сти стенки трубы, °C.
Рабочую температуру стенки кипятильных
и экономайзерных труб, свободных от накипи,
подсчитывают по формуле
+ 75° С. , (8-20)
Для кипятильных и экономайзерных труб,
работающих на среде, отличной от воды, а
также для труб водяного экономайзера радиа-
ционного типа рабочую температуру стенки
принимают равной
icra=^r + ^-₽ + °>575?4Llgf- (8-21)
Рабочую температуру стенок труб, значи-
тельно загрязненных накипью, подсчитывают
по приближенной формуле
=С + £ I5 +0.575?/'» lg ₽+ q
(8-22)
Рабочую температуру стенок перегрева-
тельных труб при температуре перегретого
пара не выше 425° С определяют по формуле
v=c+75<c-
(8-23)
Рабочую температуру стенок перегре-
вательных труб при температуре пере-
гретого пара выше 425° С подсчитывают по
формуле !
+ 0.-575? £ 1g ₽.
(8-24)
Обозначения в формулах (8-20) — (8-24):
t”°M— номинальная температура среды, °C;
t —температура пара на расчетном участке
пароперегревателя, °C;
— величина неравномерности температуры
пер перегретого пара по отдельным змее-
викам, превышающая 20эС;
q — теплонапряжение поверхности нагрева,
ккал/м2 час (принимается по данным
теплового расчета);
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки
трубы к протекающей среде в трубе,
ккал 1м2 час ° С;
£ — отношение наружного диаметра к внут-
реннему;
dH — наружный диаметр трубы, м;
Л — коэффициент теплопроводности металла
трубы при рабочей температуре стенки,
ккал/м-час °C;
I—коэффициент теплопроводности накипи,
ккал/м час °C, который в зависимости
от вида накипи принимается в преде-
лах 0,2н-2,0 ккал1мчас°С;
s— толщина слоя накипи и продуктов кор-
розии металла в трубе, м.
Для труб, имеющих большую весовую
нагрузку, необходимо производить дополни-
тельный расчет для определения величины
приведенного напряжения от внутреннего
давления и изгибающей весовой нагрузки по
следующей формуле
]-6i2<2/<2 кг/мм2. (8-25)
При наличии растяжения от значительной
весовой нагрузки, направленной по оси трубы,
приведенные напряжения должны удовлетво-
рять условию
+ (8-26)
Величины, входящие в формулы (8-25) и
(8-26) определяют следующим образом:
Gj = ~в- кг/мм2;
200s ,j
а9 ~----—_____- кг 1мм2;
400s (dg -f-s)
°з=— 2QQKZImm2'^
°ви~^кг1мм2;
т — скалывающие напряжения, которые возни-
кают при наличии крутящего, момента;
t
= кг[мм\ в тех случаях, когда толщина
’ стенки определялась по пределу проч-
ности или по пределу текучести стали,
п с«
и “ = , когда она определялась по
’ пределу ползучести;
/14 —максимальный изгибающий момент,
кг.мм;
W—момент сопротивления по сечению
трубы, мм3.
Величину приведенного напряжения от
внутреннего давления, изгибающей весовой
нагрузки и от компенсационных усилий
определяют по формуле
\2
— °з) + 6^2 < 2А*2 кг/лм?.
(8-27)
Величину R обычно принимают:
t
Gy*
R = кг/мм2,
остальные величины те же, что в формулах
(8-25) и (8-26).
Согласно ГОСТ 301-50 все бесшовные тру-
бы, работающие под давлением, должны вы-
держать гидравлическое испытание на давле-
ние, определяемое по формуле
Р (8-28)
где s—минимальная толщина стенки, мм;
de—внутренний диаметр трубы, мм;
R—допускаемое напряжение, кг]мм2; при-
нимаемое равным:
а) для труб из углеродистой стали /? =
— 0,35 од (табл. 8-8); '
ТАБЛИЦА 8-8
Пределы текучести стали
Сталь
10
15
20
25
30
35
32
35
40
43
48
52
Расчетный предел текучести ау, кг/ям*
при температуре, °C
1 20 200 250 300 350 400 450 500
18 16 14,5 13,5 11,5 10,0 8,0 6,0
20 17,5 16,0 14,5 12,5 11,0 9,0 7,0
22 19,0 17,5 15,4 13,5 12,0 10,0 8,0
24 20,5 18,5 16,5 14,5 13,0 11,0 9,0
26 22,0 20,0 17,5 15,5 13,5 11,5 9,5
28 24,0 21,5 19,0 17,0 14,5 12,510,5 J i 1
б) для труб из легированной стали в отож-
женном или нормализованном состоянии R —
= 0,4ав (табл. 8-13);
в) для труб, ненормированных по химиче-
скому составу и по механическим свойствам,
R =. 1.0 кг/мм2.
Химический состав бесшовных углероди-
стых труб стали марок 10 и 20, применяемых
для котельных установок с рабочим давлением
/9=^60 кг1см? и температурой пара tcm^ 500° С
должен удовлетворять требованиям ГОСТ
В-1050-41, приведенным в табл. 8-7.
При расчете элементов котельного агре-
гата для выбора допускаемых напряжений по
пределу текучести а*, или ползучести а* поль-
зуются данными табл. 8-8 и 8-9.
, ТАБЛИЦА 8-9
Пределы ползучести стали
Углеродистая
10(спо- 8,5 6,3 4,4 3,1 2,2
койная) 15 9,5 7,0 4,8 3,6 2,5
20 10,0 7,5 5,0 3,6 2,5
25 10,5 8,0 5,3 3,7 2,5
Легированная
15М
20М
12МХ*
15ХМ
2J
* Данные по стали 12МХ являются предварительными.
Размеры труб, изготовляемых для паровых
котлов всех назначений, креме паровозных,
приведены в табл. 8-10 и 8-11L
ТАБЛИЦА.'8-10
Сортамент пароперегревательных труб для
паровых котл в всех назначений, кроме
паровозных (по ГОСТ 3099-46)
Наружный диаметр, ям Толщина стенки, ям
2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0
22 X X X X -- — — —
24 * X X X X — — — —
25 X X X X — — — —
29 X X X X X х X
32 X X X X X X X X
35 X X X X X. X- X X
38 X х X X X X . х । X
40 X X X X X X X -X ’
42 X X X X X X X X
ТАБЛИЦА 8-11
Сортамент кипятильных труб для паровых котлов
всех назна 1^ний, кроме паровозных
(по ГОСТ 3099-46)
! Наружный i диаметр, мм Толщина стенки, ям 9 1(1
3,0 з,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 7,0 8,0
51 X X X X X X X X X X — —
57 X X X X X X X X X X — —
60 — X X. X X X X X X X X
63,5 — X X X X X X X X X X —
70 — X X X X X X X X ,х X X
76 — — X X X X X X X X X X
83 — — X X X X X X X X X X
89 — — X X X X X X X X X X
95 — — —» X X X X X X X X X
102 — — х X X X X X X X
108 — — X X х X X X X X X
Размеры труб, предназначенных для котлов
паровозных типов, приведены в табл. 8-12.
Для котельных агрегатов, работающих с
высокими параметрами пара (р>60-=-140кг/глг2
и £яе<510° С), трубы для поверхностей нагрева
изготовляются,.по I ТУ ММП № '977-47. Хими-
ческий состав й механические свойства труб-
ТАБЛИЦА 8-12
Сортамент труб для паровозных котлов
(по ГОСТ 3099-46)
Наружный диа- метр, мм Толщина стенки, ям Наружный диа- метр, ЛМ1 Толщина стенки, лл
Трубы пароперегреватель- Трубы кипятильные
ные
24 29 3,0 3,0 76 89
35 3,5
38 3,5 1рубы жаровые
42 4,0 89 3,5
Трубы дымогарные 127 133 4,0 4,0
44,5 2,5 140 4,5
51 2,5 152 4,5
57 з,о
ной стали для котлов высокого давления при-
ведены в табл. 8-13.
При расчете элементов котельного агре-
гата значение коэффициента теплопроводно-
сти металла определяют по данным табл. 8-14.
Задача 8-19. Определить толщину стенки
трубы конвективного пучка парового котла
с рабочим давлением /> = 34 кг/сл2. Внутрен-
ний диаметр трубы ^е = 76 мм, материал —
углеродистая сталь марки 10.
Решение. Рабочую температуру стенки f кипя-
тильной трубы при безнакипном режиме принимаем
ТАБЛИЦА 8-14
Физические свойства сталей, применяемых
в советском котлостроении
Физические свойства Углеродистые стали Легированные стали
15 30 0,5%Мо I%Cr+ + 0,5%Мо
Удельный вес, т]м2 Коэффициент линейного расширения, мм!мм °C а-10~6 в интервале тем- ператур °C 7,85 7,85 7,85
о—юо 12,0 12,2 11,9
0—200 12,6 13,1 12,6
0—300 13,2 13,7 13,2
0—400 13,6 14,2 13,7
0—500 13,9 14,6 14,1
0—600 Т еплопроводность, X ккал'м час °C при тем- пературе °C 14,2 14,8 14,3
100 200 46,8 43,2 43,2 39,6 36 32,4
300 400 39,6 36,0 36,0 32,4 30,6
500 600 Средняя теплоемкость ср ккал!кг °C в интер- вале температур °C 32,4 28,8 28,8 25,2 28,8
0—100 0,112 0,112 — —
0—500 0,128 0,128 0,116 0,116
Химический состав и механические свойства трубной стали
для котлов высокого давления
ТАБЛИЦА 8-1 3
Сталь Химический состав, %
С Мп Si Мо
Сг S не более Р не более
Механические свойства
при раздаче,
20 0,15—0,25 0,35—0,65 0,17-0,37 — <0,3 0,045 0,045 40—50 22 17 20 3s 6
15М 0,10—0,18 0,4—0,7 0,17—0,37 0,4—0,55 <0,3 0,040 0,040 38—48 26 20 24 3s 6
20М 0,15—0,25 0,4—0,7 0,17—0,37 0,4-0,55 <0,3 0,040 0,040 45—55 29 18 22 3s 6
15ХМ <0,16 0,4—0,7 0,17—0,37 0,4—0,55 0,8—1,1 0,040 0,040 45-55 30 18 22 3s 6
Примечания: 1. В трубных сталях для котлов высокого давления примэси никеля не более 0,3%, примеси меди не более 0,25%.
2. Сталь 20 может быть применена при температуре стенки tcm < 500° С; стали 15М И 20 при tcm< 530° С; сталь
15ХМ при tcm < 560» С.
равной номинальной температуре среды плюс 75° С,
т. е.
tcm = + 75 = 240 -р 75 = 315° С.
По данным табл. 8-8 допускаемое напряжение
будет равно
4‘5 12,9
R — ~ — = -j—,.=6,8 пг/мм2.
rltj* 1 j У
Расчетная толщина стенки трубы
PdB । 34-76
5 — 230/? — р + с ’ 230-6,8 — 34 + 1 2,7 мм
По условиям вальцовки принимаем 5 = 3,5 мм,
что соответствует минимальной толщине по ГОСТ
3099-46 для кипятильных труб, имеющих наружный
диаметр dw = 83 мм. Стандартное обозначение этой
трубы:
83X3,5—10 ГОСТ 3099-46
(цифра 10—марка стали).
Задача 8-20. Определить толщину стенки
бесшовной трубы конвективного кипящего
водяного экономайзера котельного агрегата,
предназначенного для рабочего давления р =
— 100 кг/см2.
Наружный диаметр трубы dH=3& мл,
материал—углеродистая сталь марки 20, гид-
равлическое сопротивление водяного тракта
экономайзера—10 кг/см2.
Решение. Рабочую температуру стенки, свободной
от накипи, принимаем равной
tcm = tH -F 75 = 309 + 75 = 384° С.
Для обогреваемых труб с рабочей температурой
стенок более 250° С, но не свыше 400° С, допускае-
мое напряжение принимаем по пределу текучести
(табл. 8-8), запас прочности берем пт = 1,9, тогда
4 12,5
/?р = ~ = -j—g- 6,58 кг) мм-.
Расчетная толщина стенки
_ Ран . 110-38
230-/?p + j7 230-6,58 -Н10 +
-|-с 2,574- 1 = 3,57 мм. ф
Принимаем 5 = 4 мм.
Задача 8-21. Определить толщину стенки
бесшовной трубы перегревателя, работающего
при давлении р=Ю0 кг}см2 с тепловым по-
током <7- -30000 ккал]м2 час.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару
ct2 — 1 025 ккал1м2 час °C, температура проте-
кающего пара £Л(Г = 500° С, внутренний диа-
метр трубы б/в = 30 мм.
Решение. Принимаем величину неравномерности
температур по отдельным виткам Д£П(,^ = 20°С и ве-
личину теплопроводности легированной стали по
табл. 8-14 равной 1 = 36 ккал<м час. "С- Наружный
диаметр труб принимаем равным rfH = 42 мм, под-
считываем температуру стенки трубы перегревателя:
q dn
^cm — tnep “Г '^пер “Г Р 4 0,575т/ 1g f =
„ 30 000 42
— 500 4- 20 -р 1 025 • зо +
Л 30 000 42
4- 0,575 -0,042-lg ™ = 564° С.
оО ° OU
Допускаемое напряжение в соответствии с данной
температурой стенки принимаем для легированной
стали марки 15ХМ (по табл. 8-9) сл№ = 2,7 кг'мм?,
а запас прочности берем пп — 1,0. Следовательно,
толщина стенки будет:
Pde 100-30
230”-Rp—p 230-2?7 — 100
4- с = 5,8 4-1 7 мм.
Задача 8-22. В котельной при монтаже
питательной линии была поставлена бесшов-
ная труба без сертификата, наружным диа-
метром dH= 108 мм, и внутренним диамет-
ром dB = 100 мм. Максимальное рабочее дав-
ление в питательной линии не превышает
р = 40 кг!см2.
Определить величину гидравлического дав-
ления, на которую должна быть испытана эта
труба.
Ответ, р — 80 кг/см2*.
Задача 8-23. Определить температуру
стенки бесшовной трубы перегревателя. Дав-
ление пара за перегревателем р = 34 кг/см2,
температура перегретого пара £пер = 420°С,
средняя скорость пара, протекающего по змее-
викам, wnap=24,5 м{сек, тепловой поток q~
= 50400 ккал/м2 час °C, внутренний диаметр
труб de ~ 32 мм. Труба выполнена из угле-
родистой стали марки 20.
* Несмотря на то, что поверочный расчет на
прочность показал хорошие результаты, необходимо
на питательной линии установить трубу, имеющую
сертификат завода-изготовителя, или произвести испы-
тание ие менее трех образцов. Результаты этих испы-
таний должны подтвердить, что испытуемая сталь по
своему химическому составу, механическим свойствам
и другим показателям соответствует требованиям
к стали для изготовления паровых котлов.
Ответ. Температура наружной поверхно-
сти металла ' трубы при отсутствии внутрен-
него загрязнения и отклонения максимальной
температуры на 20° С от средней по виткам
составляет ^^485° С, эта величина является
допустимой для стенок труб перегревателя,
выполненного из углеродистой стали марки 20.
Задача 8-24. Котельный агрегат работает
с рабочим давлением р — 22 кг]см2. Высота
столба воды над экранными трубами состав-
ляет h =10 м. Теплонапряжение радиацион-
ной поверхности нагрева
q = 85 500 ккал/м2 час °C.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к воде
а2 = 6 000 ккал/м2 час ° С, внутренний диаметр
экранных труб, выполненных из углеродистой
стали марки 10, dg ~76 мм. После остановки
котла на капитальный ремонт было выявлено,
что слой накипи в экранных трубах достиг
толщины до sHaK — 0,75 мм с теплопроводно-
стью - 43,3 ккал)м час °C.
Определить, насколько градусов повыси-
лась температура металла стенки, загрязнен-
ной накипью, в сравнении с чистой трубой.
Ответ. На 158 °C®.
Задача 8-25. Произвести поверочный рас-
чет горизонтально расположенных труб, со-
единяющих водяной экономайзер с барабаном
котла. Трубы расположены в. газоходе по
ходу газов и несут равномерно распределен-
ную нагрузку от потолочного перекрытия
и пакетов труб перегревателя 67 = 815 кг на
трубу. Расстояние между свободными опо-
рами составляет 2 000 мм. Рабочее давление
/? = 45 кг/см2, температура питательной воды
из экономайзера ^'Э=195°С, наружный диа-
метр трубы di{~5\ мм, толщина стенки s =
= 4 мм, материал—углеродистая сталь
марки 20. В связи с наличием изгибающих
усилий произвести контрольную проверку ве-
личины приведенных напряжений в стенке
соединительной трубы, возникающих под дей-
ствием внутреннего давления и весовой на-
грузки.
Ответ. Приведенные напряжения удовле-
творяют условию 116 < 2R2 кг] мм2. Если бы
величина изгибающих напряжений не удов-
летворяла указанному неравенству, то необ-
ходимо было бы внести конструктивные из-
* Это наглядно показывает, что надежность работы
металла трубы резко снижается даже при наличии
небольшого слоя накипи.
менения, снижающие изгибающие нагрузки,
или увеличить толщину стенки трубы.
Задача 8-26. Определить приведенное на-
пряжение в стенке трубы конвективного во-
дяного экономайзера от внутреннего давле-
ния. Рабочее давление р = 120 кг]см2, наруж-
ный диаметр трубы dH = 32 мм, толщина стенки
бесшовной трубы s —3,5 мм.
Ответ. аяр = 6,16 кг]мм2.
Задача 8-27. Определить допускаемое дав-
ление для бесшовной кипятильной трубы на-
ружным диаметром б/к = 83 мм, внутренним
dg~ 76 мм. Расчетное допускаемое напряже-
ние составляет —6,45 кг]мм2. Труба изго-
товлена из стали марки 10.
Ответ, р — 46 кг]см2.
Задача 8-28. Произвести контрольную про-
верку величины приведенных напряжений
в стенке кипятильной трубы, возникающих
под действием внутреннего давления и веса
нижнего барабана с водой и прочих деталей,
связанных с барабаном. Внутренний диаметр
труб dg~ -76 мм, толщина стенки s = 3,5 мм;
рабочее давление р = 45 кг]см2; весовая на-
грузка, приходящаяся на одну трубу, G =
= 780 кг, материал трубы—углеродистая
сталь марки 10.
Ответ. 41 < 2Z<2 кг]мм2.
Задача 8-29. Определить предельное дав-
ление при. гидравлическом испытании трубы.
Наружный диаметр трубы dH = 38 мм, тол-
щина стенки s = 3 мм, материал бесшовной
трубы — углеродистая сталь марки 10.
Ответ. рг==:241 кг]см2.
8-4. РАСЧЕТ ВЫПУКЛЫХ ДНИЩ,
ПОДВЕРЖЕННЫХ ВНУТРЕННЕМУ
ДАВЛЕНИЮ
Конструктивные размеры бесшовных эл-
липтических днищ (фиг. 8-14 и 8-15) должны
удовлетворять следующим соотношениям:
а) внутренний радиус переходной дуги от
цилиндрической к выпуклой части днища
2Д2 „ . п
» и г 0,1 D,
н
б) внутренний радиус выпуклой части
днища
рв
в) высота' выпуклого днища, считая от
цилиндрической его части, .
h 0,2 DH.
Фиг. 8-14. Выпуклое штампованное днище без
лазового отверстия.
Толщину стенки бесшовных штампованных
днищ определяют по формуле
s=wr+c мм- (8'29)
где р—расчетное давление, кг/см2 (прини-
мается в соответствии с положениями,
указанными для цилиндрических ба-
рабанов);
DH—Наружный диаметр цилиндрической
части днища, мм\
—коэффициент, зависящий от формы
днища, учитывающий дополнительные
напряжения, возникающие в резуль-
тате его отклонения от шаровой формы.
Величина коэффициента у выбирается
по табл. 8-15 в зависимости от отно-
„ h I -J- d _
шении и , причем здесь:
I—расстояние от центров отверстий до
середины днища, мм\
d—наибольший размер отверстия.
В проверочных расчетах существующих
днищ устарелых конструкций, не удовлетво-
ряющих указанным выше конструктивным
требованиям, величину у следует принимать
по табл. 8-16.
R— допускаемое напряжение, кг} мм2, ко-
торое выбирают в зависимости от рабочей
температуры стенки равным:
a) R =2^9 кг!Мм* при
t
6) R — кг]лл? при
£ <250°С;
ст ’
* <400° С;
tin 7
в) при температуре стенки 400° С до-
пускаемое напряжение принимается равным
наименьшей из следующих двух величин
1,25 И — ’0,9‘
При 1(т^>4Ш'С прибавка к расчетной
толщине стенки принимается равной с = 3
ТАБЛИЦА 8-I&
Значения коэффициента у
'Днище без ‘ Днища с лазами или иными отверстиями
h , лазов и
отв- ретин ИЛИ рас- сматри- ваемое как глухое 1 |rf при п
0,1 0,2 ' 0,3 0,4 0,5 0,fi о,7
0,20 2,0 2,05 2,20 2,40 2, СО1 2,75 2,90 3,10
0,22 1,05 1,80 2,00 2,15 2,30 2,50 2,70 2,85
0,24 1,40 1,60 1,75 1,95 2,10 2,30 2,50 2,65
0,25 1,30 1,50 1,65 1,85 2,05 2,20 2,40 2,60
0,26 1,25 1,40 1,60 1 1,75 1,95 2,15 2,30 2,50
0,28 1,10 I1'30 1,45 1,60 1,80 2,00 2,20 2,40
0,30 1,10 1,15 1,35 1,50 1,70 1,90 2,05 2,25
0,40 0,75 0,95 1,05 1,20 1,40 1,10 1,75 1,95
0,50 0,75 0,95 1,05 1,20 1,40 1,60 1,75 1,95
ТАБЛИЦА 8-1G
Значения коэффициента у для днищ
устарелых конструкций
Отношение высоты днища к его наруж- ному диаметру Отношение внутреннего радиуса пере- ходной ДУГИ к наружному диаметру Гв!^Н Глухое дннгце Днища с нентралыю- расположеииымп лазо- вымн отверстиями
при 7?-‘°-4 при > °’4 ин
0,19 0,072 2,35 2,65 3,0
0,18 0,065 2,75 2,90 3,3
0,17 0,058 3,20 3,20 3,7
0,16 0,052 3,60 3,60 4,1
0,15 0,045 3,90 3,90 4,5.
Во избежание опасных напряжений в
стенке днища при гидравлических испыта-
ниях барабана предельное давление в нем не
Фиг. 8-15. Выпуклое штампованное днище
j с пазовым отверстием.
должно быть больше величины, полученной
по формуле
, 185 4° (.<? — с)
р =------------ KzjcM2, (8-30)
20 -
где от—условный предел текучести выбран-
ной марки стали при / = 20° С.
Остальные обозначения те же, что в фор-
муле (8-29).
Расчет толщины стенки днищ, выполнен-
ных из стального литья и подверженных
внутреннему давлению, производится также
по формуле (8-29). Однако допускаемые на-
пряжения принимаются:
а) при расчете по пределу прочности
^ — 41 ^г/лм?;
б) при расчете по пределу текучести
t
R = Y$ кг[мм2-
в) при расчете по пределу ползучести
о'
R = Y~4 кг} мм2.
Прибавка с принимается равной минусо-
вому технологическому допуску по толщине
стенки плюс 3 мм.
Толщина стенки сварных днищ опреде-
ляется по формуле
vD„y
s ~ ^R^ce + с ММ’ (8-31)
где срсб—коэффициент прочности сварного
шва днища, если последний изго-
товляется из нескольких частей и со-
единение этих частей произведено
методом сварки, или же днищ, зака-
танных из концов сварных бараба-
нов.
Величину (рсе принимают по данным
табл. 8-1, но во всяком случае не больше 0,8.
Расчет закатанных днищ, под-
верженных внутреннему давлению
Закатанные днища, по своей форме совпа-
дающие со сферическими и имеющие лазовые
отверстия, рассчитывают в соответствии с нор-
мами, указанными для выпуклых днищ.
Фиг. 8-16. Закатанное днище с лазовым
отверстием.
Расчетную толщину стенки закатанного
днища с лазовым отверстием (фиг. 8-16) при-
нимают равной
S = —?—- мм,
(8-32)
где s—толщина стенки цилиндрической ча-
сти барабана, мм\
—толщина стенки у края отверстия, мм.
Необходимо также проверять толщину
стенки днища применительно к напряжению,
имеющему место в переходной дуге днища
по формуле (8-29).
Эта проверка производится по методу рас-
чета глухого днища. В этом случае расчетную
толщину стенки следует отнести к толщине
цилиндрической части.
Следует также проверять напряжения из-
гиба в сечении АВ (фиг. 8-16)—зона подрезки
днища, создаваемые внутренним давлением
среды через посредство лазового затвора.
При расчете выпуклых бесшовных штам-
пованных днищ, подверженных внутреннему
давлению, вводится добавочный коэффициент,
равный 1,4, — следовательно, формула (8-29)
примет вид:
1,4 200-/?
(8-33)
Применения днищ, подверженных наруж-
ному давлению, следует избегать. В некото-
рых небольших котельных установках такие
днища имеются в котлах старых конструк-
ций, работающих на давлении />^22 кг}см2
и £<300° С.
Толщину стенки днищ для одножаротруб-
ных или двухжаротрубных котлов определяют
по формуле
рр„
5 = 200/? мм’ (8-34)
где р — расчетное давление, лгг/слг2;
ре — внутренний радиус выпуклой части
днища, мм;
R— допускаемое напряжение стали, ко-
торое принимается равным
R = —кг/лм2.
и
Задача 8-30. Определить толщину стенки
выпуклого штампованного днища верхнего
котельного барабана с центрально расположен-
Фиг. 8-17. Выпуклое штампо-
ванное днище верхнего котель-
ного барабана с лазом, распо-
ложенным в центре (к задаче
8-30).
ным лазом, с отбортованными краями внутрь
(фиг. 8-17). Максимальный размер лазового
отверстия //=425лл, высота днища А 310 мм,
внутренний радиус переходной дуги от ци-
линдрической к сферической части г=213 мм,
наружный диаметр днища DH = 1 294 мм, ме-
талл— качественная углеродистая сталь мар-
ки 20К, рабочее давление в котле р—34 кг/см2.
Решение. При указанном рабочем давлении тем-
пература насыщения /и = 240°С равна для необогре-
ваемого барабана рабочей температуре стенки металла.
Следовательно, расчет днища можно производить
До пределу прочности.
По табл. 8-3 принимаем для стали марки 20К
= 41 кг/мм2, запас прочности для днища с лазо-
вым отверстием принимаем пе=2,9. Допускаемое на-
пряжение составит:
°в 41
= 2“д = 14,1 кг{мм*.
Коэффициент у, учитывающий дополнительные на-
пряжения в днище, возникающие вследствие отклоне-
ния его формы от шаровой, с учетом лазового отвер-
стия определяем по табл. 8-15 при
h 310
DH — 1 294 “ °’24 и
Z4-rf
С -It 425
1 294
. 0,328.
Интерполируя, находим >>= 1,99.
Толщина стенки днища
— РйнУ __34-1 294-1,99
s — 2007? +с— 200-14,1 +3 — 34 мм.
Задача 8-31, Произвести поверочный рас-
чет толщины стенки закатанного днища бес-
шовного барабана, у которого толщина стенки
цилиндрической части s—30 мм, рабочее дав-
ление р=100 кг!смй. Барабан выполнен из стали
марки 20М, наружный диаметр днища DH =
— 709 мм, максимальный размер лазового
отверстия // = 425 мм.
Решение. Конструктивные параметры:
Л I -f- d
fy- = 0,4 и ~— — 0,6.
ин ин
Величину коэффициента у~ 1,75 принимаем по
табл. 8-15.
Допускаемое напряжение в стенке днища для
стали марки 20 находим при рабочей температуре &&-
талла, равной tcm — tH~ 310° С и р—100 кг[сл&
сг° __22,6
Rp = -1725 - 184 '
Толщина стенки закатанного днища
pDHy , 100-709-1,75 , о
s~ 200/? +с~ 20-18,1 + мм-
Толщина стенки днища, замеренная у края отвер-
стия, равна s = 40 мм; таким образом, расчетная тол-
щина стенки в данном случае составляет:
_ g 40-1-30
SP — 2 — 2
= 35 мм.
Проверку толщины стенки на участке переходной
дуги производим по методу расчета глухого днища.
При уу-=0,4 по табл. 8-15 j/ = 0,75, следовательно,
РОНУ 100-709-0,75 . 1о
s^ 200/?+C~ 200-18,1 +18 ММ'
Приведенный расчет показывает, что несмотря на
достаточную (по нормам расчета) толщину стенки
вблизи цилиндрической части барабана толщину днища
следует увеличить у края по расчету отверстия до
44—45 мм.
Задача 8-32. Определить допускаемое дав-
ление . в котле, имеющем бесшовное днище
без лаза и вырезов (фиг. 8-18). Диаметр дни-
ща £>и = 900 мм, высота h = 205 мл, толщина
стенки днища s=13 мм, материал — углеро-
дистая сталь марки 15К.
Отв^т. Расчетное допускаемое давление
р — 18,2 кг/см2.
Задача 8-33. Наружный диаметр бесшов-
ного штампованного днища (фиг. 8-19) DH~
— 1 300 мм, толщина стенки s = 37 мл, ма-
ксимальный размер отверстия лаза, располо-
женного в центре днища с отбортовкой внутрь,
*2 = 400 мм, высота днища h = 300 мм, ме-
талл—сталь марки 20К. Определить напря-
жение, возникающее в стенке металла, при
рабочем давлении р = 35 кг/сл2.
Ответ. R = 13,8 кг/лл2.
Задача 8-34. Определить предельное дав-
ление, не вызывающее недопустимых напря-
жений в стенке бесшовного штампованного
днища при гидравлическом испытании бараба-
на котла. Наружный диаметр днища DH
Фиг 8-18. Выпуклое штам-
пованное днище без лаза
и вырезов (к задаче 8-32).
S00
родистой стали марки
= 1 500 мм, толщина
стенки s = 51 мм,
коэффициент _у=2,0,
металл — углероди-
стая сталь марки 20К.
Ответ.
/>г = 65,1 кг[ см2.
Задача 8-35. Оп-
ределить толщину
стенки сварного глу-
хого днища фиг. 8-20.
Сварные стыковые
. швы* расположенные
меридиально, выпол-
нены электросвар-
кой. Высота днища
h— 400 мм, наруж-
ный диаметр DH =
= 2 000 мм. Днище
изготовлено из угле-
15К и предназначено
на рабочее давление р— 12 кг/см2.
Ответ, s 27,5 мм.
Задача 8-36. Определить расчетную тол-
щину стенки днища двухжаротрубного котла,
предназначенного на рабочее давление р=
= 10 кг/см2. Наружный диаметр днища DH =
= 2 400 мм, внутренний радиус переходной
дуги удовлетворяет условию гй>0,1£>к. Ма-
Фиг. 8-19. Выпуклое штампо-
ванное днище с лазом в центре
(к задаче 8-33).
Фиг. 8-20. Выпуклое сварное
глухое днище (к задаче 8-35).
териал днища — углеродистая сталь марки
15К.
Ответ. s=17 мм.
Задача 8-37. Определить толщину стенки
бесшовного штампованного днища (d иг. 8-21),
предназначенного на рабочее давление р =
= 45 кг/см2. Наружный диаметр £>к=1 450 мм,
высота Л = 468 мм, максимальный размер
отверстия для лаза, расположенного в центре,
*2 = 425 мм. По линии большой оси лазового
отверстия на расстоянии 2 = 425 мм располо-
faSO-
Фиг. 8-21. Выпуклое штампованное
днище с лазом в центре и отвер-
стием (к задаче 8-37).
же но отверстие диаметром 130 л/л/, металл —
углеродистая сталь марки 20К.
Ответ. х = 42 мм
Задача 8-38. Определить толщину стенки
штампованного вогнутого днища (фиг. 8-22),
не имеющего лаза и других отверстий. Рабо-
чее давление в котле р — 16 кг/см2, наружный
диаметр днища £)и = 700 мм, высота его Л =
I----------700----------
Фиг. 8-22. Вогнутое штампованное
глухое днище (к задаче 8-38).
— 154 мм. Днище изготовлено из углероди-
стой стали марки 15К.
. Ответ, х—13,5 мм.
Задача 8-39. Проверить толщину стенки
днища, выполненного из стального литья
и. предназначенного на рабочее давление
1’6 кг/см2 (фиг. 8-23). Наружный диаметр
DH = 1 400 мм, высота днища h = 350 мм.
Размер отверстия лаза по большой оси равен
425 мм,. смешение лаза относительно оси
днища сост чляет 325 мм. Материал днища—
сталь чарки 15К.
Ответ, х = 34 мм.
Фиг. 8-23. Выпуклое штампованное
днище с эксцентричным располо-
жением лаза (к задаче 8-39).
Задача 8-40. Проверить толщину стенки
закатанного днища бесшовного барабана,
предназначенного на рабочее давление р~
—1)0 кг1см2. Материал барабана — легирован-
ная сталь марки 20М, наименьший коэффи-
циент прочности ослабленного места барабана
ср = 0,65. Конструктивные характеристики дни-
ща следующие: £)и = 900 мм, высота h =
— 450 мм, максимальный размер отверстия
лаза 425 мм, толщина стенки днища у края
отверстия (по замеру) х = 90,4 мм.
Ответ. Расчетная толщина стенки х =
= 47,5 мм.
8-5. РАСЧЕТ КОЛЛЕКТОРОВ
ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ,
ПОДВЕРЖЕННЫХ ВНУТРЕННЕМУ
ДАВЛЕНИЮ
Расчет коллекторов прямоугольного сече-
ния (фиг. 8-24) производится по напряжениям
в углах и по наибольшим напряжениям в стен-
ках.
Для того чтобы не имело место недопу-
стимое повышение напряжения на внутренней
стороне угла, внутренний радиус в коллекто-
рах прямоугольного сечения должен удовле-
творять неравенству
-1 -х. о
гв > у х > 8 мм.
Толщину стенки и величину .допускае-
мого давления определяют по напряже-
-2т
Фиг. 8-24. Коллектор прямоугольного
сечения.
ниям, возникающим в углах коллектора по
формулам:
200 я
100 R ММ;
(8-35)
±1/=^ кг1см2> <8’36)
где р— расчетное давление в коллекторе,
определяемое так же, как при расчете
барабана котла, кг/слг2;
2т— ширина в свету рассчитываемой
стороны коллектора, мл\
21 — ширина в свету стороны, перпенди-е
кулярной рассчитываемой, мм-,
Мк — условный изгибающий момент в углу
коллектора прямоугольного сечения,
отнесенный к единице длины и к дав-
лению 100 кг/см2, определяемый по
формуле
л. 1 z?z3-]-Z3 9
Л4 мм-, (8-3/)
к 3 т -р1 * ' 7
/? — допускаемое напряжение стали, завися-
щее от температуры стенки, кг/мм2.
Толщину стенки и величину допускаемого
давления определяют также по напряжениям,
возникающим в наиболее ослабленных сече-
ниях стенки (по линии отверстий, по сварно-
му шву, по середине наибольшей стороны),
по формулам:
5 ” 2007? * f J/ V"* loth?ММ' (8-38)
р=100Я- si кг/см2, (8-39)
6 ~ 4- "
? 1 <Р
где Мв— условный изгибающий момент в лю-
бом месте рассчитываемой стороны
коллектора, отнесенной к единице
длины и к давлению 100 кг/см2*
определяемый по формуле
7И = та — а2 — (8-40)
° О la с-
При шахматном расположении отверстий
симметрично относительно продольной оси
Фиг. 8-25. Коллектор прямоугольного сечения
с шахматным расположением отверстий.
прямоугольного коллектора (фиг. 8-25) услов-
ный изгибающий момент определяют по фор-
муле
АЛ' Р 2 1 /И3 Ч-Z3 \ 2 /о ЛП
М. = к- т2 — , • cos а мм2, (8-41)
** \ £ О 7/4 ~Т~ *• /
где ф и ф' — коэффициенты прочности коллек-
тора, ослабленного лючковыми
овальными отверстиями (фиг. 8-26),
определяют по следующим фор-
мулам:
Фиг. 8-26. Коллектор прямоугольного сечения с оваль-
ными отверстиями для лючков.
в продольном направлении коллектора
(8-42)
в поперечном направлении коллектора
при d’ <Z т ф' — -t d; (8-43)
2
z—g- d
< l,3z?z </ =—-— ; (8-44)
1
z — у d
при d’1,3 m <f>’ =-------------; (8-45)
для круглых отверстий d = d’.
Фиг. 8-27. Коллектор прямоугольного се-
чения с продольным расположением отвер-
стий с переменным шагом.
При шахматном расположении отверстий в кол-
лекторе необходимо произвести проверку тол-
щины стенки в косом направлении (фиг. 8-25).
В этом случае вместо значения t в форму-
лу (8-42) следует подставить величину tK.
При расположении отверстий с переменным
шагом (фиг. 8-27) коэффициент прочности
коллектора определяют по среднеарифмети-
ческому значению шага.
При определении коэффициента прочности
коллектора, ослабленного лючковыми отвер-
стиями, необходимо учитывать утонение стенки
вследствие наличия подрезов внутренних кро-
мок. В этом случае условный диаметр отвер-
стия определяют по формуле (8-12).
Коэффициент прочности коллекюра прямо-
угольного сечения только с продольным свар-
ным швом, расположенным не в углу коллек-
тора (фиг. 8-28), принимают по данным
табл. 8-1.
В этом случае в формулах (8 38) и (8-39)
величина коэффициен-
та прочности сварного
шва.
Толщина стенки,оп-
ределяемая по форму-
лам (8-35) и (8-38) с
учетом всех видов ос-
лаблений, подсчиты-
вается п«> каждому из
этих ослаблений и при-
нимается Hai большая
толщина.
При расчете толщи-
ны стенки коллекторов
прямоугольного сечения при рабочей темпе-
ратуре металла 7С/П<250°С и необогреваемых
снаружи принимают:
под ср и «р понимается
Фиг. 8-28. Коллектор
прямоугольного сечения
с продольным сварным
швом.
/? = кг/ллЛ
При температуре стенки //н, от 250 до
-100” С принимают:
4
^ = Т25 Кг1'и U’’
При температуре стенки fIIH »100°С при-
нимают:
4 1,
R ! 25 кг/жл*2 или А* ()' к /рмА
Для литых коллекторов прямоугольного
сечения допускаемые напряжении принимают
равными:
по пределу прочности
А = 4^- кг!мм2-,
но пределу текучести
cL
R — j g кг/мм2;
по пределу ползучести
R = кг/л/л/2.
Рассчитанная таким образом толщина стенки
литого коллектора увеличивается на мппус<>
вый технологический допуск плюс 2 л/л/.
Выбор сталей и определение рабочей тем
пературы стенки коллекторов прямоугольного
сечения производят так, как для цилиндри-
ческих коллекторов. -
Рабочую температуру стенки камеры для па-
нелей слоевых топок, включенных в общую
систему циркуляции котлоагрегата, принимают
равной температуре насыщенного пара при
данном давлении плюс 150 ч-200° С.
Для определения максимальной величины
давления при гидравлическом испытании кол-
лекторов прямоугольного сечения в формулы
(8-36) и (8-39) следует подставлять значение
20
Оу»
7? — ^кг/мм2.
Кроме того, в эти формулы необходимо
подставлять те значения 714й, <р и с/, которые
соответствуют моменту гидравлического испы-
тания коллектора. Из подсчитанных таким
образом величин допускаемых гидравлических
давлений окончательно принимают наимень-
шую.
Приведенный метод расчёта коллекторов
прямоугольного сечения пригоден только для
прямых коллекторов и не пригоден для рас-
чета волнообразных коллекторов (камер).
Задача 8-41. Произвести расчет на проч-
ность коллектора прямоугольного сечения
(фиг. 8-29): рабочее давление = лгг/слг2,
температура перегретого пара tnep — 425° С,
размеры' коллектора в свету 2/и—200 мм
и 2/—160 мм. Материал, из которого вы-
полнен коллектор, углеродистая сталь марки 20.
Решение. При рабочей температуре стенки tcm~
= 425° С (коллектор необогреваемый) расчёт произво-
дим по наименьшей из двух величин
425
СТ
1,25
„425
И-Х.
0,9
Из табл. 8-5 и 8-9 имеем:
ср 5 — 11 кг!мм1 и of5 = 7,5 мм2.
11 7,5
1,25^0,9’
Фиг. 8-29. Коллектор прямоугольного сечения для
перегретого пара (к задаче 8-41).
100 кг! см2, по линии отверстий для лючковых затво-
ров
1 1 /п3-|_/з
У = 1с®-|0°-
1 1 1003+803
- Т- 1002-у jQyy-gQ-zz:2 200 мм2,
где — расстояние центра отверстия лючка от бли-
жайшей стенки, равное 100 мм.
Толщина стенки коллектора, определяемая по ли-
нии отверстий для лючковых затворов, должна быть
следовательно расчет нужно вести по пределу ползу-
чести, а величину допускаемого напряжения принять
равной
7,5
/? = 0-у = 8,33 кг/мм2,
S--P-
~200/?
£
V'
6 —р-_
<р' 100/?
Условный изгибающий момент в углу коллектора,
отнесенный к единице длины и к давлению 100 кг{см?,
32 _ 80 . f 2 200 32
200-8,33 ’ 0,45' V 6' 0,7 ’ 100-8,33 =
1 7?гЗ_|_/з ] 1003-^803
Мк ~ У m -^Т — 3’ 100 + 80” — 2 800 МЛ!^
= 30,3 мм.
Толщина стенки по напряжениям в углу коллек-
тора
Коэффициенты прочности коллектора по сечению
отверстий для пароперегревательных труб находим по
усредненному шагу:
« -200/? * V m2 + l2 + у 6Ч —
ti + ts 65+120
t — 2 — — 92 > мм^
= 200ТЗЗ” Г1002 + 802 + / 6.2800 =
1ср~Л
—
ср
92,5 — 38,4
92,5
0,585,
= 27,9 мм.
и при d'
Коэффициенты прочности коллектора по сечению
овальных отверстий в продольном направлении
tcp — d г 92,5 — 38,4
- 92,5
0,585.
t — d 185 — 84
f- T' ~ lg5 _ 0,45
si при m dr < 1,3 tn
2 2
t — -^d 185— T 84
= —3S —0,7.
Условный изгибающий момент в любом месте
рассчитываемой стороны коллектора прямоугольного
.сечения, отнесенный к единице длины и к давлению
Изгибающий момент по линии
отверстий для труб
1 о 1 /п3Ц-/3
Мв = та,— tn +} = 100-67,5 —
1 1 1003+803
2" б7-52— 3 ‘ 100 + 80
= 1 670 мм2,
где а2—расстояние от центра отверстий для труб до
ближайшей стенки коллектора, равное
67,5 мм.
•Фиг. 8-30. Коллектор квадратного сечения для перегретого пара
(к задаче 8-42).
Толщина стенки, ослабленной отверстиями, для fl2 = 52,5
родистая
взамен старом». Прямоугольное
сечение нового ihui -нчстора в све-
ту 165X165 л.м. В продольном
направлении при переменном ша-
ге расстояние мгж'О огпсрстиями
для труб /1 = Г>< .w и и 1^ — 73 мм
и в поперечном направлении
60 мм. Размеры лкппюпых отвер-
стий 83x102 мм, рп iMi*p 83 на-
правлен по осп hoji.iriiюра, шаг
лючков 130 мм. Ptn i юнпие от
центра люка до олинипПпенстен-
ки: at — 82,5мм н «и < и'пки до
центра отверстий и ш труб
мм. Материал коллеморл угле-
сталь марки 20.
5 = J-
200/?
Р —
1007?
32 80
— 200-8,33 * (7,585 +”
Ответ. Допускаемое расченнн /пыление
для нового коллектора прямоугольный гече-
ния по расчету р —19,6 кг]см*, п ранимее
,1/ 1 670 32 „„
—4- в/ А-----* - —• —. uz<J Л£Л£>
Г ° 0,585 100-8,33
На основании приведенного расчета
коллектора прямоугольного сечения
принимается наибольшая толщина из
вычисленных, т. е. s = 30,3 мм.
Задача 8-42. При капиталь-
ном ремонте котельного агрега-
та, рассчитанного на давление
—16 кг{смг и температуру пе-
регретого пара /пер = 375°С, по-
требовалось сменить коллектор
прямоугольного сечения со сто-
роны перегретого пара. Толщина
г-»—74/7—-i
Сечение 1~11
Фиг. 8-32. Коллектор прямоуголыни и ।• 'н iniit
для панели бокового экрана (к ан/пмн м II)
давление в агрегате 16 кг/см9; < «к чп
вательно, новый коллектор
творяет техническим нормам.
Задача 8-43. Произвести ц<»|н*р«г|
стенки составляла 22 мм. На материальном
складе имеется новый коглесгор аналогичной
конструкции (фиг. 8-ЗЭ) со стенкой толщиной
s — 20 мм. Определить, пригоден ли этот пол-
лектор по техническим нормам для установки
ный расчет бесшовного коллектора прими
угольного сечения для водяного экономий п-рп
(фиг. 8-31). Размеры коллектора 160 ; I 1(1 им
в свету. Рабочее давление 45 кг/см*, гидрин
лическое сопротивление водяного тракта >hn
Сечение П~Ш Сечение 1-Ц
Фиг. 8-31. Коллектор прямо-
угольного сечения для водя-
ного экономайзера (к задаче
8-43).
номайзера составляет Н>"0 «>г
рабочего давления. Дпам>-i р «и
верстий для труб d г ,38,1 м и,
Отверстия расположены и шах
матном порядке по осп кол-
лектора /=90 мм п н попе-
речном направлении 70 м и.
Круглые лючки с диаметром
отверстия 86 мм с уплогнп-
тельными плоскостями разме-
ром 102 мм для лючковых за-
творов, размеры овальных отверстии 86 X
X 104 мм, по оси коллектора и в поперечном
направлении 103 X121 мм. Шаг лючков
135 мм.
(4 С. П. Кашников и. В. Н. Цыганков.
Ответ. Расчетная толщина стенки коллек-
тора прямоугольного сечения s =ь= 26,5 мм.
Задача 8-44. Определить толщину стенки
бесшовного коллектора прямоугольного сече-
ния в свету 150 X 140 мм (фиг. 8-32) для
панели бокового экрана. Рабочее давление
агрегата р— НО кг[см2. Высота столба воды
над коллектором составляет h = 17 м. Кол-
лектор выполнен из стали марки 20. Диаметр
Отверстий для труб *2 = 76,8 мм, шаг между
отверстиями 2=135 мм. Коллектор снабжен
овальными лючковыми затворами, размеры от-
верстий лючков 80x100 мм с уплотнитель-
ными плоскостями 98 X И8 мм.
Ответ. £ = 41,6 мм.
8-6. РАСЧЕТ НЕУКРЕПЛЕННЫХ
И УКРЕПЛЕННЫХ ОТВЕРСТИЙ
В ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СОСУДАХ,
ПОДВЕРЖЕННЫХ ВНУТРЕННЕМУ
ДАВЛЕНИЮ
Максимально допускаемый диаметр не-
укрепленного отверстия в цилиндрических
сосудах, подверженных внутреннему давле-
нию, определяют по формуле
— k) мм, (8-46)
где dM-—максимально-допускаемый диаметр
неукрепленного отверстия, мм, под
которым следует понимать отвер-
стия под развальцовку или под
резьбу, или же отверстия, уплот-
няемые лючковыми или другими
затворами;
Dg— внутренний диаметр сосуда, мм;
s — толщина стенки сосуда, мм;
k — действительный коэффициент проч-
ности сосуда, величину которого
определяют по формуле
к- ____
К —(230^-p)s
(8-47)
Величины dM и k независимо от резуль-
татов расчета по формулам (8-46) и (8-47)
должны также удовлетворять следующим
условиям:
dM < 0,6 De < 200>^; k <0,99.
Все отверстия, размеры которых выходят
за пределы допускаемых неукрепленных от-
верстий, необходимо укрепить: 1) до равно-
прочности с целым листом; 2) как частичное-
укрепление, соответствующее какому-либо
заданному коэффициенту прочности сосуда.
Укрепление отверстия до равнопрочности
с целым листом должно быть выполнено
с учетом компенсации металла, вырезанного-
из стенки сосуда для образования отверстия,
при этом компенсированный металл следует
располагать возможно ближе к отверстию
и он должен быть надежно соединен со стенкой
сосуда в пределах ABCD (фиг. 8-33). Площадь-
сечения металла в пределах прямоуголь-
ника ABCD с учетом сечения сварных швов
должна быть равна не менее 2ds, где d—
внутренний диаметр укрепляющего штуцера;
s—толщина стенки сосуда за вычетом при-
бавки с.
Присоединение укрепляющих элементов
должно быть рассчитано, причем прочность
соединения (по полупериметру) укрепляющего-
элемента со стенкой сосуда должна быть не
менее 1,25 прочности сечения укрепляющего
элемента. Сварной шов рассчитывают на срез
с допускаемым напряжением, равным 0,8 до-
пускаемого напряжения на растяжение.
Частичное укрепление отверстия до за-
данного коэффициента прочности сосуда про-
изводят в указанной ниже последовательности.
Для одиночных отверстий сначала определяют
максимально-допустимый диаметр неукреп-
ленного отверстия, затем наносят на фиг. 8-33
прямоугольник A4NQP, площадь которого-
равна площади сечения стенки сосуда, соот-
ветствующей найденному диаметру. Далее-
определяют площадь сечения металла в пре-
делах прямоугольника ABCD. Если эта пло-
щадь будет не менее площади 2ds минус пло-
щадь прямоугольника A4NQP, то, следова-
тельно, укрепление удовлетворяет заданной
прочности. Остальные условия сохраняются
Фиг. 8-33. Схема укрепления отверстия.
такими же, как и для случая полного укрепле-
ния отверстия,
Задача 8-45. Определить наибольший диа-
метр неукрепленного отверстия в цилиндри-
ческой части барабана котла рабочего давле-
ния 34 лгг/слА Барабан сварной, изготовлен
из стали марки 15К, его внутренний диаметр
* 1 410 мм, толщина стенки 5 = 44 мм.
Со стороны газового потока стенка барабана
надежно изолирована.
Решение. Рабочую температуру стенки изолиро-
ванного барабана принимаем равной
£ст = *к+ 10° С = 241 4- 10 = 250° С
При этой температуре стенки расчетную характе-
ристику для стали 15К принимаем по табл. 8-4, а
запас прочности по табл. 8-2; при этом допускаемое
напряжение составит:
% 36
«р = ^ = 4^5 = 8,47 кг/ла<2.
Действительный коэффициент прочности барабана
pDe 34-1410
k — (230Р>р — p)s — (230 - 8,47—34)44 ~ °’57'
Наибольший диаметр неукрепленного отверстия
dM = 8,l^De 5(1—А:) = 8,1^1410-44(1 — 0,57) =
= 242 мм.
Однако абсолютная величина неукрепленного от-
верстия не должна превышать 200 мм. Если по кон-
структивным условиям все же отверстие необходимо
сделать более 200 мм, то такое отверстие следует
надежно укрепить усилительным кольцом, а прочность
соединения проверить.
Коэффициент прочности барабана, ослабленного
неукрепленным отверстием диаметром d = 200 мм,
d3 2003
5—1 —531-1410-44 --0’76-
Следовательно, имеем 0,76 ^>0,57. Это указывает,
что прочность участка, ослабленного неукрепленным
отверстием диаметром 200 мм, больше, чем можно
было бы допустить.
Задача. 8-46. Рассчитать неукрепленное
отверстие на сборном коллекторе перегрева-
теля для штуцера внутренним диаметром d =
= 139 мм и толщиной стенки 5= 12,5 мм. Кол-
лектор и штуцер изготовлены из стали марки 20,
толщина стенки коллектора sK = 23 мм, наруж-
ный диаметр &н — 275 мм, рабочее давление
р = 22 кг1см?, температура перегретого пара
С=375°с
Решение. Расчет производим, полагая отверстие
частично укрепленным до заданного коэффициента
14®
прочности коллектора. Допускаемое напряжение для
стали 20 при указанных параметрах n.ip.'i принимаем
равным
п — _ 12,75 _ .. ,
Rf~ " 4
Коэффициент k
PDb 22-21" I
Й — (2307?р — р)5я —(230^6,7 U'144’
Наибольший диаметр неукргп.’и'гннчи отверстия
коллектора
=8,1^229-'М(1 о, Ц.|) =
= 134 мм.
Отверстие в коллекторе для нринлрьц штуцера
имеет размер больше, чем допустимый <ч । укрепле-
ния. Укрепление отверстия осуществляем пуи-м при-
варки накладки. Коллектор без усилении тш-рстия
допускает удаление металла стенки ci'Uiiiiu I 13-1 —
= 3082 M.ifl (фиг.'8-33).
Расчетный диаметр d принимаем p.irniiiM
d~dH — 2(Af—1) = 164 — 2(12,5— 1) II! и и.
Необходимая площадь сечеиия металл» и пр' ir i.ix
ABCD (фиг. 8-33) равна
2dsK — sKdM = 2-141 -23 — 23-134 = 3 ll)i. я и
Высоту участка штуцера, учитываемою при <>нр<
делении укрепляющего действия штуцера, иринн ч и м
равной наименьшей из двух величин:
2,5# = 2,5-(12,5 — 1) = 28,75 мм
и
2,55^ = 2,5-23 = 57,5 мм.
Полную высоту штуцера, воспринимающую пл
грузку совместно со стенкой коллектора, принпыт м
с учетом внутреннего выступа штуцера ранний
А = 2,5/С4-5к+ 10 = 28,75-J-2310 = Gl ,7k ин
Толщину стенки штуцера, необходимую дли !<••>
приятия внутреннего давления определяем пи иыр •
жению
Р[ан~ 2(АГ—01 22[164 — 2(12,5 — I)] .
k'~ с +1— 12,75 1
230 — —р 230 -у-g- — 22
4- 1 = 3,04 мм.
Сечение металла штуцера по высоте, восирп и и-
мающей нагрузку, составит:
2А(АГ— й') = 2-61,75(12,50 — 3,04) = 1 170 лмА
Сечение металла в пределах ABCD (фиг. Н ЗЛ)
составит;
2dsK—do/nBsK 4-1 170 = 2-141-22 —165-224-1 170
= 3 744 мм2.
Фиг. 8-34. Схема приварки штуцера к
цилиндрическому коллектору
(к задаче 8-46).
Для компенсации вырезанного металла требуется
сечение 3 406 мм2; следовательно, принятые размеры
усиления удовлетворяют предъявляемым требованиям,
и штуцер должен привариваться к стенке коллектора,
как показано на фиг. 8-34.
Задача 8-47. Рассчитать укрепление от-
верстия до З1данного коэффициента прочности
коллектора. В это отверстие приваривается
штуцер по конструкции, указанной на фиг. 8-34.
Рабочее давление в агрегате р = 34 кг/см2,
наружный диаметр DH~ 273 мм, толщина
стенки коллектора =25 мм без прибавки с.
Материал коллектора—сталь марки 20. Кол-
лектор вынесен из топочной камеры.
Ответ. Сечение компенсированного метал-
ла составляет 4110 мм2, что на 11% больше
требуемого сечения металла.
Задача 8-48. Определить наибольший диа-
метр неукрепленного отверстия в стенке
необогреваемого бесшовного барабана, имею-
щего внутренний диаметр De ~ 1400 мм,
расчетный коэффициент прочности барабана
<р=0,65. Материал барабана—сталь марки 20М,
рабочее давление в барабане котла р =
= 110 кг/см2.
Ответ. dn 277 мм.
8-7. РАСЧЕТ ЖАРОВЫХ ТРУБ
Толщину стенок гладких жаровых труб,
подверженных наружному избыточному дав-
лению, определяют по формуле
pDe
s — 2 400
[’+iZ1+
cZ I .
p(Z-b£)B) + 2 мм,
(8-48)
где р — наибольшее рабочее давление в котле,
кг/см2.
De — внутренний диаметр цилиндрической
жаровой трубы, мм (при конической
трубе принимается средний внутрен-
ний диаметр);
а— коэффициент, зависящий от кон-
струкции трубы, значения которого
приведены в табл. 8-17;
I — расчетная длина жаровой трубы, мм.
ТАБЛИЦА 8-17
Значение коэффициента а
Трубы При расположении труб
горизон- тальном вертикаль- ном
С продольным швом внахлестку 100 70
С продольным швом с наклад-
ками 80 50
Бесшовные или сварные .... 75 45
Если звенья жаровой трубы соединены
жесткими креплениями (фиг. 8-35), то расчет-
ная длина трубы будет соответствовать длине
звена между его жесткими креплениями. В том
случае, когда звенья имеют поперечные ки-
пятильные трубы, расчетная длина трубы
принимается несколько меньшей, с учетом их
жесткости, но если имеется сомнение в до-
статочной жесткости их крепления, то реко-
мендуется при расчете принимать ‘ полную
длину звена без учета скрепляющего дей-
ствия поперечных кипятильных труб.
Толщину стенок волнистых труб опреде-
ляют по формуле
! = (8-49)
Толщина стенки жаровой трубы s < 7 мм
не допускается; исключение составляют только
мелкие котлы для пожарных насосов или па-
ровых автомобилей.
Жаровые трубы должны быть изготовлены
из углеродистой стали марки 15К или 20К.
Химический состав и механические свойства
этих сталей приведены в табл. 8-3.
Продольные сварные швы горизонтальных
жаровых труб следует располагать в нижней
части трубы. Коэффициент прочности свар-
ного шва не должен быть меньше 0,8.
Фиг. 8-35. Схемы жестких креплений
жаровых труб.
Расстояние между ближайшими жесткими
креплениями по д^ине жаровой трубы не
должно превышать 2Z)B.
Максимальное отклонение жаровых труб
от правильного цилиндрического очертания не
должно превышать 1 % в пределах волнистой
части и не более 0,5% для гладких жаровых
труб.
Задача 8-49. Произвести поверочный расчет
толщины стенки волнистой жаровой трубы,
если наименьший внутренний диаметр трубы
De — 950 мм, наибольший внутренний диа-
метр De —1024 мм, рабочее давление /? =
= 12 кг1см2. Жаровая труба изготовлена из
углеродистой стали марки 20 К и находится
в зоне температур выше 700°С.
Решение. При конической (волнистой) форме жаро-
вой трубы расчет производят по среднему диаметру,
в данном случае равному
rn De + Ч 950 + 1 024
DBP - = — 2 —-------9-----— 987 -
Толщина стенки волнистой жаровой трубы
PD7 12-987 ,
5 — 1 200 2 — 1 2С0 + 2 - 1 мм •) £
•S
Формулы (8-48) и (8-49) выведены в предположе-
нии, что жаровые трубы изготовляются из углероди-
стой стали с пределом прочности ае — 36кг’мм2. Если
при изготовлении труб применен металл св 36 кг!млА,
то расчетная толщина с енки может быть соответ-
ственно уменьшена, но при условии работы трубы
в зоне температур ниже 760° С. В данном случае зона
температур выше 766° С, поэтому толщину стенки
жаровой трубы принимаем равной s=12mm.
Задача 8-50. Определить расчетную тол-
щи у стенки гладкой горизонтальной жаровой
трубы, имеющей продольный сварной шов
встык. Внутренний диаметр DB = 950 мм,
длина звена трубы до жесткого крепления
2=1650 мм, давление в котле р — 12 кг/см2.
Решение. Толщина стенки гладкой жаровой трубы
Г -\Г, la 1
2400 |1+ V + | + 2 —
_ 12-950
— 2 400
Округляя, принимаем s^18jwjw.
1 650-80
12(lL50-|-950)
-j-2—17,6 мм.
Задача 8-51. Определить расчетную тол-
щину стенки переднего звена волнистой жа-
ровой трубы с внутренним диаметром DB =
= 900 мм, при рабочем давлении в котле р=
= 10 кг 1см2.
Ответ. s = 10 мм.
Задача 8-52. Произвести поперечный ра-
счет To.'iiiiiiiii.i стенки вертикальной гладкой
жаровой трубы, расположенной в топочной
зоне. Внутренний диаметр жаровой трубы
Z)c~8!>() .hi/, высота 2 = 1675 мм, давление
в котле р 10 кг[см2, труба имеет продоль-
ный сварной шов.
Othci. X 13 мм.
8-8. РАСЧЕТ СТАЛЬНЫХ УКРЕПЛЕНИЙ
ПЛОСКИХ СТЕНОК, ПОДВЕРЖЕННЫХ
ДАВЛЕНИЮ
Расчет укрепленных связями
плоских стенок, работающих под
давлением /к 122 kzJcm2 и при темпе-
ратуре с т е н к и tcm < 250° С
Толщину плоской стенки, подверженной
давлении» и не имеющей отверстий и шту-
церов, по укрепленной равномерно располо-
женными распорными связями или анкерными
болтами (фиг. 8-36) определяют по формуле
х с \fр(а?-\-Ь2) мм, (8-50)
где с— коэффициент, зависящий от способа
крепления плоской стенки, значения
которого приведены в табл. 8-18;
р- расчетное давление в котле, кг1см2;
д — расстояние между распорными связями
или анкерными болтами в одном
ряду, ММ',
b — расстояние между рядами распорных
связей или анкерных болтов, мм.
В случае, если стенка с одной стороны
непосредственно омывается газами, а с дру-
гой водой пли паром, толщину расчетной
стенки необходимо увеличить на 10% (при
отсутствии защиты предохранительными листа-
ми от воздействия горячих газов).
Фиг. 8-36. Схема укрепления с рав-
номерным расположением связи или
анкерных болтов.
ТАБЛИЦА 8-18
Значения коэффициента С
Конструкция и способ крепления
плоской стенки
Стенка,
омываемая
горячими
газами и
водой
Стенка,
не омывае-
мая горя-
чими
газами
Распорные связи или анкерные
болты поставлены на резьбе и
расклепаны ....................
Распорные связи или анкерные
болты поставлены на резьбе, при
этом с наружной стороны они
имеют гайки или точеные го-
ловки .........................
Стенки скреплены только ан-
керными трубами ...............
Распорные связи снабжены гай-
ками и укрепляющими шайбами
следующих размеров.............
а) диаметр наружной скрепля-
ющей шайбы равен 0,4 расстоя-
ния между креплениями и толщи-
на шайбы равна 2/3 толщины
стенки ........................
б) диаметр наружной скрепля-
ющей шайбы равен 0,6 расе ояния
между креплениями и толщина
шайбы равна 5/6 толщины с.енки
в) диаметр наружной шайбы
равен 0,8 расстояния между креп-
лениями и если шайба при тол-
щине ее, равной толщине стенки,
приклепана или приварена к стен-
ке
0,017
0,0155
0,014
0,015
0,0135
0,013
0,012
0,011
Толщину плоской стенки, укрепленной
неравномерно расположенными связями
(фиг. 8-37), определяют по формуле
s =С-0,5 (*К1+У Урмм. (8-51)
где С — коэффициент, зависящий от спо-
соба крепления связей, значения
которого приведены в табл. 8-18;
tK и tK —расстояния между неравномерно
расположенными связями, мм\
р — расчетное давление в котле, кг/см2.
Толщину плоских стенок, не имеющих
распорных связей или анкерных болтов, но
укрепленных угловыми косынками или дру-
гими креплениями, определяют по формуле
S — 0,017 d Ур мм, (8-52)
где d — диаметр окружности, которая может
быть проведена на плоской стенке, так
Фиг. 8-37. Схема укрепления с
неравномерным расположением
связей.
чтобы она соприкасалась с местами
крепления, расположенными на данной
стенке;
р—расчетное давление в котле, кг/см2.
Формулы (8-50), (8-51) и (8-52) действи-
тельны для плоских стенок, выполненных из
стали с пределом прочности о^°=36 кг/мм2.
При выполнении стенок из стали с боль-
20
шим пределом прочности толщина стенок
может быть уменьшена умножением получен-
ной указанным выше способом величины s
на ]/” 36/а^0,
Расчет стальных трубных досок
газотрубных котлов
Части трубной доски (решетки), .располо-
женные вне пучка труб, рассчитывают, как
плоские стенки, и укрепляют, если по расче-
там в соответствии с формулами (8-50), (8-51)
и (8-52) это крепление является необходи-
мым.
Части трубной решетки, расположенные
между трубами, рассчитывают следующим
образом:
1) При установке особых анкерных тяг
или анкерных труб, поставленных на резьбе,
расчет трубной решетки ведут по формулам
(8-т7) и (8-51). В этом случае остальные
трубы укрепляются в трубной решетке только
развальцовкой.
Толщина трубной решетки для надежного
крепления анкерных труб наружного диаметра
dH = 38—-100 мм должна быть не менее
s — 5 -Т- —о* мм,
О
(8-53)
при этом наименьшая площадь сечения мо-
стика между соседними отверстиями для труб
^должна быть при dH — 38 мм. /88 = 180 мл?
и при dн = 100 мм соответственно /100=450 мм2.
2) В трубных решетках, не имеющих ан-
керных креплений, необходимая надежность
против сдвига и вырывания из трубных
досок завальцованных или приваренных кон-
цов труб обеспечивается при определенной
величине нагрузки на 1 пог. см окружности
Фиг. 8-38. Схема расположения труб в труб-
ной доске (решетке) газотрубного котла.'
трубы по ее наружному диаметру. Эту на-
трузку определяют (фиг. 8-38) по формуле
р (площадь abcvefgwiklnd)
Q =
nd
(8-54)
Допускаемая нагрузка q не должна пре-
вышать следующих величин: 40 кг/см при
трубах, завальцованных в гнездах трубной
доски; 50 кг/см при трубах, завальцованных
и отбортованных только с одного конца;
70 кг/см при трубах, завальцованных с от-
бортовкой концов с обеих сторон.
Если концы труб приварены к трубной
доске, величина q принимается из расчета на
срез одинарного валикового шва. Коэффици-
ент прочности такого сварного шва следует
принимать <р = 0,7, а запас прочности по пре-
делу прочности на растяжение пв = 5,3.
Напряжение от изгиба трубной решетки,
ограниченной четырьмя соседними трубами
(фиг. 8-38) заштрихованной части, в сомни-
тельных случаях определяют по формуле
~J----Р d\/S\‘ Кг1ММ*> (8*55)
36° (1—0,7 т у
где допускаемое напряжение на изгиб прини-
мается равным
%изг = ^ кг[мм2.
Если Яизг> <5 кг1мм2>
то необходимо установить тяги или анкерные
трубы;
d— диаметр трубных отверстий в трубной
решетке, мм;
s — толщина трубной решетки, мм\
I — среднеарифметическая величина из сторон
h и tK прямоугольника, по своей площади
равновеликого заштрихованной части
трубной решетки (фиг. 8-38), опреде-
ляется по формуле
Z — — мм. (8-56)
У огневых камер, потолки которых не соеди-
нены анкерными болтами или креплением иной
конструкции со стенками цилиндрической ча-
сти котла, а поддерживаются скобами или
анкерными балками, опирающимися на края
трубных досок, толщину трубной доски опре-
деляют по формуле
s~ 1 900 (t — dB) (8"$7)
где L—длина огневой камеры, мм\
t — расстояние между центрами труб, мм;
de — внутренний диаметр труб, мм.
Формула (8-57) применима для расчетов
трубной доски при условии, что она изготов-
ляется из стали с пределом прочности ов° не
менее 36 кг/мм2.
Распорные болты и анкерные
связи на давление
р^22 кг1см2.
Наименьший диаметр распорного болта
определяют по формуле
d = мм. (8-58)
Нагрузку на площадку, ограниченную
между четырьмя соседними распорными бол-
тами, подсчитывают по формуле
~\p^abp кг,
(8-59)
где R— допускаемое напряжение кг[мм2; для
распорных болтов и агкерных связей
принимается R = 6 кг/лл2 и для ан-
керных труб /? = 3н-6 кг/мм2-,
а и b — расстояния между центрами распор-
ных болтов, мм (обычно а — Ь=^
= 180 лл, но не более 200 лм)\
р — расчетное давление в котле, кг/см2.
Углеродистая сталь для котельных связей
и анкеров по механическим свойствам должна
удовлетворять требованиям ГОСТ 536-41, при-
веденным в табл. 8-19.
ТАБЛИЦА 8-19
Механические свойства стали, предназначенной
для изготовления котельных связей и анкеров
(по ГОСТ 536-41)
Сталь Предел прочности с£°, к г] мм? Относительное удлинение, % Технологиче- ская проба на осадку в холодном состоянии
°ю
не менее
МСт. —2 МСт. —3 34—38 38-7-47 26 24 31 28 Л1/Л=0,4
Толщина плоского днища с отбортованными
краями рассчитывается по формуле
(8-60)
где р— наибольшее расчетное давление в кот-
ле, кг/см2;
20 м
—нижнии предел прочности стали на
разрыв, кг/см2;
DB — внутренний диаметр днища, мм\
гв — внутренний радиус переходной дуги
от цилиндрической к плоской части
днища, мл.
При D = 300 -н 350; 400-^-500;
гмеин = 25 30
При D — 600-н 2 400; 2450 — 3 000 мл
гван = 35 40 мм
Для углеродистой стали марки 15К с пре-
делом прочности Qg°=: 36 кг/мм2 величина до-
пускаемого рабочего давления на^плоское
днище определяется по формуле
(8-61)
Задача 8-53. После аварии горизонтально-
водотрубного котла системы Шухова-Берлин
установлено, что передние трубные решетки
крайних секций деформировались, причем
стрела прогиба решеток направлена в топочное
пространство, часть кипятильных труб была
сдвинута, а четыре кипятильные трубы со-
вершенно вышли из гнезд вальцовок.
Фиг. 8-39. Трубная решетка головки сек-
ции котла системы Шухова-Берлин
(к задаче 8-53).
Произвести поверочный расчет трубных,
решеток на прочность, если известно, что
давление в котле р=15 кг/см2, материал
решетки—сталь марки 15К.
Размеры междутрубной площадки указаньь
на фиг. 8-39.
Решение. Расчетная толщина площадки трубной7
решетки секции котла при укреплении труб в гнездах,
путем только развальцовки
. 77
s = 5 -4- -= =[5 4- -= 14,6 мм .
" 1 О о
Расстояние tK между центрами четырех отверстий
по периметру заштрихованной междутрубной площадки',
(фиг. 8-39)
tK= / 1082-|-542= 121 мм.
Простенки между трубными отверстиями имеют'
следующие размеры :
tK — ~= 121—77 = 44 мм и 108 — ^=108- - 77=31 мм,.
Величина сечения наименьшего простенка между-
трубными отверстиями
7=s-31 = 14,6-31 = 452,6 мм2.
По нормам расчета наименьшая площадь сечения
простенка между двумя отверстиями, наиболее близко-
расположенными друг к другу, должна при
быть не менее /^=180лл2 и при d^—ЮОмм^.
/100 = 450 мм2. Исходя из указанных величин, расчетное
сечение простенка не должно быть меньше величины!
450-77
/= • inn" — 346,5 мм2.
Следовательно, сечение простенка удовлетворяет
нормам, так как действительная его величина на 30%
больше, чем это требуется.
Нагрузка на 1 пог. мм окружности трубы
/
У 100 nd
121-96,0
3,14-772
4
100-3.14-77
=z 4,30 кг[мм,
Фиг. 8-40. Передняя трубная решетка
локомобильного котла (к задаче 8-54).
где h — высота прямоугольника со сторонами tK и Л,
площадь которого равна заштрихованной части труб-
ной решетки (фиг. 8-39), h:~96 мм.
Нагрузка q на 1 пог. мм окружности трубы не
должна превышать д^Ъкг]мм. В пашем случае эта
величина не выходит за пределы допустимой.
Проверяем междутрубную площадку на изгиб
Решение. Толщина трубной решетки
d 58
$: . 5 ,|- g = 5 + -g~ = 12,25 мм.
Толщина етгнки выполненной решетки 5 = 20 мм.
Расстояние /м между точками г и п
• т. . 0,5 tK = 0,5-84 = 42 мм.
где
tKA-h 121+96,0
/ — —_-------------------— 108,5 мм =5= 109 мм.
Расстояние между точкам О и г
Л = рС <“ — т2 = V842^ 422 = 72,7 мм .
Величина междутрубной площадки, ограниченной
четырьмя соседними трубами,
Полученная величина изгиба не выходит за допу-
стимые пределы, так как допускаемое напряжение
для стали с пределом прочности с^° = 36 кг/мм2
сс° -36
1Яизг ^4^~4,5 ~ 8 кг!мм*-
Из приведенного поверочного расчета следует, что
прочность трубной решетки удовлетворяет существую-
щим нормам паровых котлов и что прогиб решетки
возник вследствие нарушения нормального эксплоата-
ционного режима котла. Это могло произойти вслед-
ствие остановки (даже кратковременной) циркуляции
при быстром падении давления, упуска воды в котле,
нарушения водного режима, обусловившего образова-
ние слоя накипи на внутренней поверхности нагрева
когда и т. п.
Задача 8-54. Произвести поверочный рас-
чет передней трубной решетки котла локомо-
бильного типа.
Рабочее давление пара />=12 кг!сл2, пре-
20
дел прочности металла при растяжении ов =
= 36,0 кг/мм2. Концы кипятильных труб
только завальцовываются, отбортовок и ан-
керных креплений трубная система котла не
имеет.
Размеры междутрубной площадки приве-
дены на фиг. 8-40.
пг/2 3,14-582
F~tfC А —- j- = 84-72,7 —------у— = 3 466 мм2.
Таким образом, нагрузка на 1 пог. мм окружности
трубы составит;
/>/' 12-3 466 ,
100-3,14-58 — 2>28.
Полученная величина нагрузки не выходит за
пределы допускаемой, так как надежность против,
сдвига концов труб, завальцованных в гнездах трубной
решетки, обеспечивав ся при значениях q ^4,0 кг/мм
на 1 пог. мм окружности трубы
84 + 72,7
2
.= 78,4 мм.
Z =
2 ~
Напряжение на изгиб "междутрубной площадки
5?
4,5
кг]мм2
или
12
Кизг — / 58 \ / 20 \2 1,06 кг1мл^
360 ^1 — 0,7 TgjJ ^ygj j
т. е.
36,0
1,06 < £4-5 - := 8,0 кг/мм?.
Сечение простенка между отверстиями^трубной
решетки
/= S(tK _ d} = 20 (84 — 58) - 520 мм2.
По нормам расчета сечение простенка при d ~
= 38.юи не должно быть менее f= 180мм2, ^и при
й=100ло£ не менее /=450л£И2.
Таким образом, поверочный расчет показывает,
что трубная решетка рассматриваемого котла удовлет-
воряет существующим нормам.
Задача 8-55. Определить наименьший диа-
метр распорного болта плоской стенки, если
известно, что расстояние между центрами
распорных болтов а = Ь=160мм, наибольшее
рабочее давление в котле р=10 кг/см2.
Решение. Нагрузка на площадку плоскости стенки,
ограниченную четырьмя соседними болтами,
а-Ь —
abp— 1602-0,1 = 2 560 кг.
* (” Для распорных несварных болтов, выполненных
из литой стали, допускаемое напряжение принимается
/? = 6 кг/мм2.
Наименьший диаметр распорного болта находим
из следующего соотношения:
Pi v.d2
~7F —~4~*
откуда d =
Подставляя известные значения, получаем:
4-2 560
6-3,14
= 23,2 мм.
Учитывая некоторое разгружающее действие са-
мой стенки и других элементов котла, диаметр рас-
порного болта принимаем: d = 20 мм.
Задача 8-56. Определить толщину стенки
плоского днища с отбортованными краями,
без анкерных креплений.
Внутренний диаметр днища De =700 мм,
радиус переходной дуги от цилиндрической
к плоской части днища гс = 35 мм. Днище
изготовлено из углеродистой стали марки 15К
и подвержено внутреннему давлению /; =
= 13 кг/см2.
Решение- Толщину днища рассчитываем по фор-
муле
= V8Оо‘зб [7°° - 35 ( 1 +^г)]=24'6 “ •
Задача 8-57. Для котла локомобильного
типа, упомянутого в задаче 8-54, рассчитать
величину напряжения от изгиба в между-
Фиг. 8-41. Задняя трубная решетка
локомобильного котла (к задаче 8-57).
трубной площадке и нагрузку на 1. пог. мм
окружности трубы. Диаметра отверстия под
вальцовку d = 65 мм. Крепление заднего пло-
ского днища произведено к трубной решегке
с помощью шпилек, толщина трубной ре-
шетки (фиг. 8-41) s = 30 мм.
Предел прочности металла указан в усло-
вии задачи 8-54.
Ответ. Ru3z = 0,545 кг/мя2; ^=1,64 кг1мм.
Задача 8-58. Определить толщину плоской
стенки, омываемой горячими газами, не имею-
щей отверстий для штуцеров и усиленной
равномерно расположенными связями. Рабочее
давление в котле р = 10 кг{см2, расстояние
между распорными связями в одном ряду
а = 160 мм, расстояние между рядами распор-
ных связей # = 160 мм, распорные связи по-
ставлены на резьбе и головки их расклепаны.
Ответ. 5=12 мм.
Задача 8-59. Определить расчетную тол-
щину стенки плоского переднего днища котла,
не имеющего распорных связей (фиг. 8-42).
d = 435 мм. Материал днища углеродистая
сталь марки 15К, рабочее давление в котле
р = 12 кг/см2.
Ответ. 5=25,58 мм.
Задача 8-60. Плоское днище с отбортован-
ными краями, без анкерных креплений, рабо-
тает под внутренним давлением при темпе-
ратуре стенки /ст = 200°С. Толщина стенки
днища 5 = 22 мм, внутренний диаметр De =
= 600 мм, радиус переходной дуги от ци-
линдрической к плоской части днища гв =
= 35 мм, материал днища — углеродистая
сталь марки 15К с пределом прочности на
растяжение ов = 36 кг [мм2. Определить ве-
Фиг. 8-42. Плоское переднее днище котла
(к задаче 8-59).
Фиг. 8-43. Плоское заднее днище котла
(к задаче 8-61).
личину допускаемого рабочего давления на
это днище.
Ответ. /2 = 14,75 kzJcm2.
Задача 8-61. Произвести поверочный рас-
чет плоского заднего днища парового котла,
не имеющего распорных связей (фиг. 8-43).
Материал днища — углеродистая сталь мар-
ки 15К, рабочее давление в котле /2=12 кг/см2.
Ответ. s = 21,5 мм.
8-9. РАСЧЕТ ПЛОСКИХ ДОНЫШЕК
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СОСУДОВ
Толщину стенки плоского глухого донышка
рассчитывают по следующим формулам:
если донышко имеет конструкцию, пока-
' занную на фиг. 8-44,
s = 0,05Z)e +1 мм\ (8-62)
а) при рабочей температуре стенки /'cm^250° С,
20
по пределу прочности стали од
/? = ~2д- кг[мм2;
б) при раоочей температуре стенки в пре-
делах 1гт 250 = 400° С, по пределу теку-
чести с/
т
R — кг/мм2,
в) при раЬочеп температуре стенки £ст>400°С
наименьшая из величин
°г 4
R _ t tJli кг}мм2 и R = кг/мм2.
Для сосудов, работающих под давлением
выше 35 А.'Дги2, толщину глухих донышек,
конструктивно выполненных по фиг. 8-44 при
Р<С 1,2, л келаиисимо от 0 для донышек, выпол-
ненных по фиг. 8-45, рассчитывают также по
формулам (8 (>?) и (8-63) с обязательной про-
веркой величины напряжений от изгиба.
Напряжение от изгиба в стенке сосуда
подсчитывают пи формуле
кг}мм2. (8-64)
Напряжение от изгиба у края донышка
по формуле
оя — ~ кг/мм2. (8-65)
А’Т
*1»пг. Н-П. Плоское донышко
цилиндрического сосуда.
если оно имеет конструкцию, показанную
на фиг. 8-45,
5 = 0,07De ~ + 1 мм,
(8-63)
где De — внутренний диаметр сосуда, мм\
р— расчетное давление в сосуде, кг{см2;
R— допускаемое напряжение, которое
принимается:
«Риг. Н-45. Плоское донышко
цилиндрического сосуда.
Напряжение от изгиба в центре донышка
по формуле
0!31pZ^f_6Af (8-66)
“ 100^ sf ' ' ’
где 5 — толщина стенки сосуда, мм\
$! — толщина стенки донышка, мм\
Dcp — диаметр сосуда по средней окруж-
ности, равный (Z)e4-s) мм\
р -- расчетное давление в сосуде, кг [см2-,
Л!—изгибающий момент, рассчитанный па
единицу длины и определяемый по
формуле
400
1,05 + 3,1
8,4 -р 6
кг.
(8-67)
Определить толщину стенки глухого пло-
ского донышка, приваренного к коллектору
в соответствии с конструкцией, изображенной
на фиг. 8-45.
Решение. Принимаем рабочую температуру стен-
ки металла коллектора равной температуре насыще-
ния при данном давлении
fcm = t„ = 257, 56 =5= 258° С.
По табл. 8-5 для стали марки 20 при этой темпе-
ратуре
= 17,2 кг[мм*.
Допускаемое напряжение
сг 17,2
RP=h~=\25 = 13’75
Толщина стенки донышка
А’! = 0,07. Пт/ z<+ 1 =0,07-2331/ . 46
1 вГ R 1 Г 13,75
1 =5=31 ММ-
Величина напряжений от изгиба в стенке
сосуда, подсчитанная по формуле (8-64),
должна удовлетворять условию
(°i—с2—0 J2 + (°i—°з)2 Ч-
-h(°2'4~°u—<з3)2^2/?я кг/мм2, (8-68)
где
_ PDB I 2
01 200s кг1мм;
у-^2
°2=4Co4pf+7) Кг/"‘2 и °з = ~£0б
Так- как f < 1,2 и рабочее давление выше
35 кг}см2, то производим проверку напряжений от из-
гиба, возникающих н месте соединения донышка и
стенки коллектора и в центре донышка.
Изгибающий момент М на единицу длины
М =
PDep
400 '
1,05 + 3,1-
®cp's
8,4 + 6-
313 •/ OKQ
46-2532 1 ’°5 + 3,1 йЖ2б+ -ад
R — допускаемое напряжение, во всех случаях
ст
принимается равным
400
.> 1 о — 655 kz,
253
253-202’ 20-
Величины напряжений от изгиба, подсчи-
танные по формулам (8-65) и (8-66), должны
удовлетворять условию
с™
кг\мм2.
Величина напряжений от изгиба н стенке кол-
лектора
6М 6-655
си ~ "Ip = “202“ — 9,8 кг1мм2 •
В конструкциях донышек, выполненных по
фиг. 8-45, сварные швы подвергаются про-
верке на срез, при этом напряжения на срез
в наплавленном металле не должны выходить
за пределы 0,8 величины допускаемых напря-
жений на растяжение.
Задача 8-62. Цилиндрический коллектор
холодной воронки, имеющий наружный диа-
метр DH — 273 мм и толщину стенки S— 20 мм
находится под давлением р = 46 кг]сл?. Кол-
лектор выполнен из стали марки 20 и выне-
сен из топочной камеры.
у края донышка
6М 6-655
си = — = -312~ = 4’8 кг/мм2;
®1
в центре донышка
0,31-pD2p 67И 0,31-46-2532 6-655
Си= ioos2 юо-312 -"зГ^
=5=5,41 кг}мм2.
Полученные величины напряжений от изгиба у
края и в центре донышка должны удовлетворять
условию
С™
имеем:
у края донышка 4,8 < 14,35 кг}мл&\
в центре донышка 5,41 < 14,35 кг>мм2.
Величина напряжений от изгиба в стенке кол-
лектора должна удовлетворять условию
(С1 — Cj. — аи)2 4- (cj — с3)2 (с2 4- Си — С3)2 < 2/?2 Кг/ММ?,
pDe 46-233
где Cj = 2оо^ = 200-20 ~ 2,68 кг!мм2>
pD2 46-233
— 400 s (De 4- д') == 400-20 (233 4- 20)= 1,23 Кг1мм2>
р 46 ё
сз~ — 200 ~~ 200 ~ — 0,23 ;<2/л/л/2’ I
(2,68 — 1,23 — 9,8)3 4. (2,68 4- 0,23)2 4.
4- (1,23 4- 9,8 4- 0,23)2 <2-14,352
205 <412 кг}млР.
Таким образом, проверка напряжений от изгиба
показала, что толщина плоского донышка — 31 мм
и толщина стенки коллектора удовлетворяют сущест-
вующим нормам на прочность.
Задача 8-63. Определить напряжения от
изгиба в стенке коллектора, снабженного пло-
скими глухими донышками толщиной s, = 30л/лг,
которые конструктивно выполнены по фиг. 8-45.
Наружный диаметр цилиндрического кол-
лектора перегретого пара DH — 325 мм, толщи-
на стенки s = 20 мм, температура перегретого
пара t” = 420° С, давление р -- 34 кг]см2. Кол-
лектор выполнен из стали марки 20 и выне-
сен за пределы газохода.
Ответ. В данном случае 246>174 кг/мм2;
следовательно, напряжения изгиба в стенке
коллектора выходят за пределы допустимых
величин. Необходимо толщину стенки до-
нышка по расчету увеличить на 12 мм.
Задача 8-64. Определить расчетную тол-
щину стенки плоского глухого донышка, при-
варенного к цилиндрическому коллектору
экрана, и конструктивно выполненного по
фиг. 8-44. Наружный диаметр коллектора
Г)н •— 246 мм, внутренний диаметр = 203 мм,
давление в котельном агрегате р~ 22 кг/см2.
Коллектор изготовлен из стали марки 10 и
вынесен из топочной камеры.
Ответ. s1 = 15,6 мм, практически прини-
мают = 18 мм.
Задача 8-65. Определить допускаемое дав-
ление для необогреваемого цилиндрического
коллектора, имеющего глухое плоское донышко
конструкции, показанной на фиг. 8-44. Толщина
донышка Sj — 33 мм, наружный диаметр DH —
= 273 мм и р= 1,224. Коллектор и донышки
изготовлены нз стали марки 20, расчетное
допускпем'н- напряжение R— 12,1 кг1мм2.
Ответ, /г “100 kzJcm2.
Задача К-66. Определить толщину стенки
плоского донышка необогреваемого цилиндри-
ческого коллектора, имеющего наружный
диаметр Ом 273 мм и р= 1,43 и предназна-
ченною п.1 рабочее давление р= ПО кг/см2.
Коллекюр выполнен из стали марки 20. Кон-
струкция донышка по фиг. 8-44.
Ответ. 5’] - 30 мм.
8 10. РАСЧЕТ ЗАКЛЕПОЧНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ
Расчс! шклепочных швов существующих
клепаных оарабанов сводится к определению
максимально допустимого рабочего давления
в колле.
Допускаемое давление для продольного
заклепочною шва по напряжению заклепок
на срез определяют по формуле
р кг1ся^ (8-69)
ив с
Допускаемое давление для продольного
заклепочною шва по напряжению заклепок
на скольжение ио формуле
р ~ —=—-— KzjcM2. (8-70)
t
Допускаемое давление для поперечного
заклепочного шва по напряжению заклепок
на срез но формуле
/>= 40°рСР/га “(8-711
ив ч
Допускаемое давление для поперечного
заклепочного шва по напряжению заклепок
на скольжение по формуле
р — — кг/см2, (8-72)
и в
где f — площадь поперечного сечения заклеп-
ки, ММ2',
z—число заклепок в пределах одного
шага;
а — коэффициент, учитывающий неравно-
мерность работы заклепок, у которых
два сечения работают на срез;
ТАБЛИЦА 8-20
Расчетные формулы и конструктивные характеристики заклепочных швов паровых котлов
Типы заклепочных соединений Коэффициент прочности шва <р Диаметр заклепки d, мм liar между отверстия- ми t, MM Расстояния от кромок листа! И накладок до центра бли- жайшего ряда отверстий и ' между соответствующими рядами отверстий, мм число заклепок в пределах одного шага я Допускаемое напря- жение на скольжение RCK, ki/mm* Коэффициент не- равномерности рабо- ты заклепок на срез а Толщина накладок, мм
^0 1 *5
Однорядный ШОВ внахлестку (фиг. 8-46) (t — d)U У 50s —4 2d -|-8 — l,5d — — 1 7 1 —
Двухрядный шов внахлестку (фиг. 8-47) (t — d)!t /50Г—4 2,6d4-15 — l,5d 0,6f — 2 6,5 1 —
Трехрядный шов внахлестку (фиг. 8-48) (t~d)lt У50s — 4 3d-|-22 — l,5d 0,5t — 3 6 1 —
Однорядный шов с дву- мя накладками (фиг. 8-49) (t — d)/t /50s—4 2,6d-{-10 — l,35d l,5d — 1 12 1,85 (0,625-4-0,67)s
Двухрядный шов с дву- мя накладками (фиг. 8-50) (t — d)jt 1 3,5d4-15 — l,35d l,5d 0,5£ 2 11 1,85 (0,625-т-0,67)s
Трехрядный шов с дву- мя прямыми наклад- ками (фиг. 8-51) (t-<W /50s—4 3d -|- 10 — l,5d l,5d 0,75£ 3 11 1,85 0,8s
Трехрядный шов с двумя волнообразными на- кладками (фиг. 8-52) Наименьшая величина из двух соотно- шений (t — d)'t и (t — 2d) 't -Г /50s — 4 6d4-20 l,5d l,5d 0,375£ 5 11 1,85 0,8s
Двухрядно-трехрядный шов с двумя неравны- ми накладками (фиг. 8-53) Наименьшая величина из двух соот- ношений (£— d)[t и (t — 2d)'t -f- ^fltsRp /50s — 4 6d-p20 l,35d l,5d l,5d 0,375t 5 11 1,68 । 0,8s 1 1
Примечание. / - - площадь сече ния заклепк и, мм* и □ — доп: ^скаемс >e напр ажение на раз рыв ли ста, кг[мма.
De — внутренний диаметр барабана, мм;
t — шаг отверстий под заклепки в про-
дольном направлении, мм;
— шаг отверстий под заклепки в попе-
речном направлении, мм;
RCK—допускаемое напряжение на скольже-
ние заклепочных швов, кг/мм2, опре-
деляемое по данным табл. 8-20 в соот-
ветствии с конструкцией заклепоч-
ного шва;
RCp— допускаемое напряжение на срез.
кг/мм2, которое для клепок, выпол-
ненных из углеродистой стали, прини-
мается равным:
cfl
a) Rcp — g-Q кг/мм2 при рабочей темпера-
туре заклепочного соединения £сот<250° С,
где ов—наименьший предел прочности марки
стали заклепок, механические свойства кото-
рой должны удовлетворять основным требо-
ваниям ГОСТ 499-41 (табл. 8-21);
б) при рабочей температуре заклепочного
соединения tcm — 250-4-350° С допускаемое на-
пряжение на срез заклепки Rep принимается
св <=*т
наименьшим из двух величин: sjj и , где
ст предел текучести стали на растяжение при
рабочей температуре.
Расчет заклепочного шва производится
в следующем порядке. Для установленного
типа шва принимается наиболее вероятная
величина коэффициента прочности шва
Затем, в зависимости от расчетной толщины
листа s, полученной с учетом допускаемых
Фиг. 8-48. Трехрядный шов внахлестку.
Фиг. 8-49. Однорядный шов с двумя накладками.
Фиг. 8 .'»(). Двухрядный шов с двумя ппкладками.
Фиг. 8-51. Трехрядный шов с двумя прямыми
накладками.
Фиг. 8-52. Трехрядный шов с-двумя
волнообразными накладками.
ТАБЛИЦА 8-21
Механические свойства стали для заклепок
«Сталь Предел прочности ад. кг!мма Относительно е удлииание, % Технологические пробы
$1О На осадку На расплющи-
Не менее в холодном вание в холод-
состоянии ном состоянии
МСт. 2 344-42 26 31 ^ = 0,4 До диаметра,
JVICt. 3 384-47 22 26 равного 2,5 d прутка
напряжений в листах и сопротивления сколь-
жению, определяют диаметр заклепки d,
а далее подсчитывают шаг t между отверстиями
под заклепки. В отдельных случаях по кон-
структивным соображениям величины <р11 и d
уточняются, после чего снова проверяются
напряжения в листе и в заклепочных швах,
величина которых не должна выходить за
пределы допустимых.
Задача 8-67. Рассчитать заклепочное со-
единение выпуклого днища с цилиндрической
частью барабана. Рабочее давление в котле
/?-=34 Kzjcjii2, наружный диаметр днища Dfi=
= 1 294 мм, толщина стенки s = 36 л/лх, ниж-
ний предел прочности углеродистой стали,
из которой выполнено днище, а0 — 41 кг/мл2,
нижний предел прочности материала закле-
пок сд — 32 кг/лл2.
Решение. Конструкцию заклепочного шва, соеди-
няющего днище с цилиндрической час.ью иарабана,
принимаем внахлестку двухрядным с шахматным рас-
положением заклепок, как показано на фиг. 8-47.
Расчетный диаметр заклепки определяем по фор-
муле
d = У 50 д'— 4 —УбО-Зб — 4=38,4 мм.
Фиг. 8-53. Двухрядно-трехрядиый шов с двумя
неравными накладками.
Диаметр поставленной заклепки принимаем не-
сколько меньшим, равным d = 35 мм.
Расчетный шаг между отверстиями заклепок под-
считываем по выражению
Ь = 2,6 d -J-14 = 2,6-35 -I- 15 = 106 мм.
Действительный шаг по наружной окружности
цилиндрической части днища принимаем = 97 мм.
При выбранном шаге и диаметре заклепок коэф-
фициент прочности заклепочного шва будет
где dj — диаметр отверстия под заклепку, который
принимаем на 0,5 мм больше диаметра пос-
тавленной заклепки.
Напряжение цилиндрической части днища на рас-
тяжение определяем по формуле
pDH 34-1 294
400 (s—с)? — 400 (36 — 3) 0,634 “ 5,49 кг!Мм*-
Количество заклепок по всей окружности днища
двухрядного заклепочного шва составит;
3,14-1294
* = 2=<=2-----97- = 84.
Напряжение заклепок на срез
D — ~ б? ~ с)# _
КсР— rtP —
7Г*2«
(97 — 35) (36 — 3) 5,49
=-----3 14 до------—5,9 кг/мм2 «7 кг/мм2),
Ч—2
где с — 3 мм — увеличение толщины днища, имею-
щего лаз;
— 1 — число заклепок одного ряда, ослабляющих
лист в пределах одного шага;
жа = 2 — полное число заклепок шва в пределах
одного шага;
а — коэффициент, учитывающий неравномерность
раиоты; для односрезных сечений а = 1, для
двухсрезных сечений а =1,85.
Напряжение скольжения для поперечного сече-
ния днища
р[)н1} 34-1294-97
— 3,14-352 —5,54 «г/мм2.
400-=-z3 400 --------2
4 4
Величина допускаемых напряжений сколь-
жения для данного типа шва по табл. 8-20
составляет
RCK = 5,5 :-6,5 кг]мл,2.
Запас прочности ''листа на растяжение по
нижнему пределу прочности металла днища
са 41
=М9 = 7>46>4.°-
Запас прочности в заклепках на срез
.fi-=i=5-5-42>s-
Задача 8-68. Произвести поверочный расчет
барабана парового котла локомобильного типа,
рассчитанного на давление р — 12 кг/сл^. Ба-
рабан состоит из двух обечаек: внутренний
диаметр передней обечайки £)в=1522 мм,
Фиг. 8-54. Заклепочный шов парового котла локомобильного типа
(к задаче 8-68).
диаметр отверстий под заклепку d = 20 мм,
расстояние между отверстиями под заклепку
в продольном направлении барабана t =
= 101,4 мм, внутренний диаметр задней обе-
чайки £)в=1496 мм, диаметр отверстий под
заклепку d — 20 мм, расстояние между отвер-
стиями заклепок £=100,7 мм, продольный
заклепочный шов двухрядный встык с двумя
накладками (фиг. 8-54), поперечный заклепоч-
ный шов двухрядный внахлестку с шахмат-
ным расположением заклепок, число их в одном
ряду .2=70, диаметр d = 20,0 мм, материал
барабана — углеродистая сталь марки ЗК,
предел прочности ов = 38 кг/мм2.
Ответ. s = 13 мм. Напряжение на растя-
жение в листе от внутреннего давления 7? =
= 8,76 кг)мм2-, напряжение скольжения в про-
дольном заклепочном шве RCK = 4,92 кг/мм2.
Задача 8-69. Определить допускаемое ра-
бочее давление для парового котла, имею-
щего клепаный барабан. В продольном на-
правлении барабана заклепочный шов выпол-
нен в соответствии с фиг. 8-50, диаметр
заклепки d = 30 мм, шаг между заклепками
£=120 мм. В поперечном направлении за-
клепочный шов имеет й = 30 мм, £t = 95 мм,
внутренний диаметр барабана Dg = 1 280 мм,
толщина стенки s = 23 мм, диаметр кипя-
15 с. п. Кашников и В. Н. Цыганков.
тильных труб dH — 83 мм, шаг между ними
в продольном направлении £ = 234 мм. Мате-
риал обечайки — углеродистая сталь марки
МСт. 3 с пределом прочности ов = 41 кг/мм2,
материал заклепок — сталь марки МСт. 2
с пределом прочности с'е = 34 кг/мм2.
Ответ. По напряжениям заклепок на
скольжение допускаемое давление р=20 кг}см2;
по напряжениям заклепок на срез допуска-
емое давление р^23 кг/см2. Рабочее дав-
ление в котле принимаем рав-
ным 20 кг1см2.
8-11. РАСЧЕТ БОЛТОВ
И ШПИЛЕК РАЗЪЕМНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ
При расположении болтов или
шпилек по окружности с равны-
ми расстояниями между ними на-
грузку, приходящуюся на один
болт или шпильку, определяют
по формуле
А = 4кг- (8-73)
Для прямоугольных и овальных соедине-
ний при ' равных шагах между шпильками
нагрузку, приходящуюся на одну шпильку,
определяют по формуле
(8-74)
где р — общая нагрузка на разъемные со-
единения, кг\
z — число болтов или шпилек в разъем-
ном соединении;
I — расстояние между центрами болтов
или шпилек, мм’,
г — наименьшее расстояние от оси шпиль-
ки до центра тяжести прямоуголь-
ного или овального отверстия, мм.
Расчетный диаметр стержня шпильки
определяют по формуле
d— 1,13 ~ мм.
V /\
(8-75)
Для стальных шпилек диаметр стержня
может быть приблизительно подсчитан по
формуле
d — А рлр1+ 5 мм, (8-76)
гДе Pi — нагрузка на одну шпильку, кг;
R — допускаемое напряжение на разрыв,
кг/мм2;
А — коэффициент, зависящий от каче-
ства металла и изготовления шпиль-
ки, принимаемый обычно в преде-
лах 0,4-4-0,55.
Расчетный диаметр стержней болтов или
шпилек размером до 60 мм, работающих в
основном на разрыв при повышенных темпе-
ратурах, определяется по формуле
1
(8-77)
где —нагрузка, приходящаяся на один
болт или шпильку, кг;
пт —коэффициент запаса прочности по
пределу текучести, который при-
нимают равным от 2 до 2,5, эта
величина дана с учетом предвари-
тельной затяжки болта, которая
в явной форме расчетом не учи-
тывается;
z—число болтов или шпилек;
Ор — расчетный предел текучести, кг/мм2,
в случае отсутствия точных ука-
заний принимают Ор = (0,5:-0,55) ов;
у — коэффициент, учитывающий темпе-
ратурные условия работы и ка-
чество изготовления разъемного
соединения.
В пределах температур до 200° С и гру-
бом изготовлении болтов, гаек, отверстий
и уплотнительных поверхностей при рабочем
давлении не более 8 кг/см2 значение <р берут
равным 0,5. При рабочей температуре до
300° С икачественном изготовлении болтов, гаек
и обработанных уплотнительных поверхно-
стей принимают <р = 0,75. Если отверстия для
болтов также качественно обработаны, то
в расчетную формулу подставляется значение
<р = 1,0. При температуре £>300° С и каче-
ственной обработке всех деталей разъемного
соединения коэффициент <р на каждые 20° С
повышения температуры выше 300° С умень-
шается по сравнению с 1,0 на 4%.
Коэффициент ф, учитывающий наличие
резьбы, зависит от диаметра; при d<:60 мм
его подсчитывают по формуле
, /1,Ы— 6 \2
z= I ——-• I
(8-78)
где d — диаметр стержня, мм;
При d>60 мм в расчетную формулу
для определения минимального диаметра,
стержня подставляется ф = 150.
Для изготовления болтов и шпилек при-
меняются углеродистая сталь марок 20, 25„
30, 35, а для агрегатов, работающих при вы-
соких давлениях и температурах, — легиро-
ванные стали ЗОМ, ЗОХМА, ЭИ 10. '
При параметрах р < 35 кг/см2 и /те<425° С
для болтов шпилек ориентировочно могут
быть приняты предельные значения д20 =
= 55 кг/мм2; ст =12 кг/мм2 и д^=8 кг/мм\
Для высоких давлений и температур д20 =
= 100 кг/мм2; ат =30-4-40 кг/мм2 и <з‘п =
= 10 кг/мм2. Для болтов и шпилек, изготов-
ленных из легированных сталей принимают
для стали ЗОХМА о20 = 80 кг/мм2; о? =
= 60 кг/мм2; =9 кг/мм2; с4™ = 6,5 кг/мм2
и о^00 = 4 кг/мм2; для стали ЭИ10 д20 = 100-4-
115 кг/мм2; д20=90 кг/мм2; о^50=20 кг/мм2-,
<?75 = 13 кг/мм2; о™ = 8 кг/мм2 и о*25 =
= 5 кг/мм2.
Задача 8-70. Произвести поверочный рас-
чет шпилек разъемного соединения жаровой
трубы с передним днищем котла. Число шпи-
лек z = 48, оси .их расположены по окруж-
ности закрепляющего кольца диаметром £> =
= 1 232 мм; передняя трубная решетка имеет
95 завальциванных дымогарных труб с. на-
ружным диаметром йн = 58 мм; давление
в котле р=12 кг/см2.
Решение. Общая нагрузка на разъемное соедине-
ние от давления пара в когле
к 3,14 12
Р— 4 р(&2 ^2.95)— 4~"1U6
X (1 2323 - 582-95)= 112 900 кг.
При расположении шпилек по окружности с рав-
ным шагом между ними нагрузка на одну шпильку
будет
Диаметр шпилек подсчитываем по приближенной
формуле (8-76). Коэффициент, зависящий от качества
материалам изгоювления шпильки, принимаем Л=0,55,
откуда
d = Л+5 = 0,55^2350-|-5 = 31,75 мм.
Шпильки разъемного соединения, установленные
на котле заводом-изготовителем, имеют диаметр rf=l1/4",
что соответствует 31,75 мм.
Напряжение, iioainiKiiiomee н живом сечении
шпильки с учетом глубины пареаки, будет
«. 2 3!>0
4 4
= 28,58 мм, число шпилек £.= 42, давление
пара р (> кг/см^ передается на площадь
кольца, iiMeioiifri о наружный диаметр &н —
— 1 496 мм и нпут ргппнй диаметр Z)e=990 мм.
Определить величину напряжения, возни-
кающего в itniil.ii.it ах.
Полученная величин.'! пппрнжеипя не выходит за
допустимые пределы.
Задача 8-71. Определить максимальный
диаметр шпильки для разъемного соединения
паропровода. Параметры пара: р = 30 кг/см2,
t"nep = 400° С. Фланцы раз немного соединения
для паропровода диаметром 350 мм выпол-
нены в соответствии с ГОСТ. Диаметр ок-
ружности, по которой расположены шпильки
2> = 5Ю мм, число шпилек £—16.
Решение. При расчет г солит и шпилек разъем-
ного соединения величина миф<|)Пцнс1Г1 а ф в начале
расчета обычно прпнпм;в*ггя ориеп i провочно, а затем
после подсчета уточняется по oi ношению к действи-
тельной величине этого коэффициента.
Принимаем ориентировочно ф_:0,85. Для задан-
ных параметров пара и паропроводе шпильки должны
быть изготовлены из легированной стали марки ЗОХМА
с пределом текучести с^. ь : 12 кг-]мм£, запас прочности
по пределу текучести принимаем пГ — 2,0.
Нагрузка, приходящаяся па одну шпильку, •
tzD2 3,14-5102
pi = p-,——30- . . ..,п—ЗсЗО л г.
ri Г 4-z 4-lu-WO
При температуре t 300° С и качественно обра-
ботанных деталях разъемного соединителя коэффици-
ент, учитывающий температурные условия, на каж-
дые 20° С повышения температуры выше 300°С умень-
шается по сравнению с 1,0 па 4%: следовательно,
400 — 300
ф = 1 — 0,04 - сп " = 0,80.
• zU
Подставляя найденные значения в формулу для
определения минимального диаметра шпильки, будем
иметь:
1
d- ,^
1 Г 4-3 830-2
яс' ¥ ^/0Д5Г 3,14-12-0,80“
— 34,5 мм.
При этом диаметре шпильки
1,1-34,5 — 6
34,5
что близко совпадает с ориентировочно принятой
величиной.
Задача 8-72. Расчетный диаметр шпильки
заднего разъемного соединения котла d =
15®
Ответ. А1 3,1!» кг/мм2.
8-12. РДСЧ1 Г ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ
КЛАПАНОВ
Общую площадь сечения всех установ-
ленных и;। котле предохранительных клапа-
нов подсчп пл uno г по нормам Котлонадзора
по формуле
ndh см\ (8-79)
где п - oonicr число установленных предо-
храни гельных клапанов;
d- диимстр предохранительного клапана,
C.I/;
//.— нысот.1 подъема предохранительного
клапана, см;
А = коэффициент, зависящий от конст-
рукции, соответствующих геомстрп
чсскнх свойств и величины подъема
тарелки клапана;
D - часовая паропроизводительность кот-
ла при максимальной длительной па-
I ру.чке, кг/час;
р абсолютное давление в котле, кг/см\
Коэффициент А принимают равным 0,007!»
для клапанов с малой высотой подъема
г/
^=^20 » 1МЮ95 — для среднеподъемных кла
панов // , 0,015 — для полноподъемных
, d
клапанов //-> , .
Задача 8-73. Для котла Шухова-Берлин,
рассчитанного на рабочее давление р— 1.3 ата
и паропроизводительность £> = 8400 кг/час,
определить необходимое число предохрани
тельпьх клапанов.
Решение. Суммарное проходное сечение нргли
хранительных клапанов с малой высотой подыми
d
определяем по формуле
D
dh = 0,0075 -р-.
Подставив значения, получим
8 400
d'i = 20-0,0075-14- = 90 слб’.
Диаметр клапана будет
d— У90= 9,49 см.
. При установке одного предохранительного клапана
диаметром d = 9,49 см давление на его тарелку соста-
вит:
nd3 3,14-9,492 л
Р1=Р =14-----------------= 989 кг.
Полученная величина давления превышает
норму, обеспечивающую возможность подъема груза
при проверке клапана одним человеком.
Поэтому подбираем сечение клапана с таким рас-
четом, чтобы давление на тарелку не превышало 700 кг.
Принимая диаметр клапана d = 50 мм, получим дав-
ление на его тарелку равным:
Krf2 3.14-53
/?!=/? = 14- - ---= 275 кг < 700 кг.
При диаметре клапана d=50 мм число их будет:
3,14-9,492
1>U" UjAT’O"
Принимаем два двойных предохранительных кла-
d
пана с высотой подъема h ~ ^q- .
Для данного котла можно поставить также один
двойной предохранительный клапан диаметром d=
d
= 76 мм с высотой подъема h—^.
Задача 8-74. Определить суммарное про-
ходное сечение предохранительных клапанов
для котла с рабочим давлением р=34 кг/см2
и максимальной паропроизводительностью D=
= 200 т]час.
Решение. Принимаем предохранительные клапаны
d
полнс^подъемные с высотой подъема h = —^-, при этом
коэффициент /1=0,015
После подстановки заданных значений в формулу
(8-79) получим расчетное сечение всех предохрани-
тельных клапанов, установленных на котле:
D 200 000
rf2 —4-0,015--=0,06-----оЕ---===343 см*
р ОО
nd3
/,№.= —=269 с*.
Число полноподъемных двойных предохранитель
ных клапанов рычажного типа с диаметром прохода
d = 50 мм берем равным 6 и для них определяем
проходное сечение
fi = 6-2 —= 12 —4— 236 см*.
Принимаем еще два полноподъемных одинарных
клапана рычажного типа с диаметром прохода кла-
пана d2 = 40 мм~ проходное сечение их будет
л ndo
/2 = 2_=^25 см*.
4
Действительное сеЧенИе всех установленных на
котле предохранительных клапанов составит:
/действ =fl + fi = 236 -f- 25 = 261 см*.
Расхождение между расчетным и действительным
сечением прохода находим по выражению
fрасчет fдейств 269 — 261
А -=--------------• 100 =----xrq---100 ^3%.
J расчет ZDy
Это количество предохранительных клапанов для
установки на данном котле считаем практически
достаточным. Величина расхождения между расчетным
и действительным сечением около 3% незначительна
и вполне допустима.
Задача 8-75. Для котла системы Шухова-
Берлина определить суммарное сечение пре-
дохранительных клапанов. Давление в котле
р = 13 ата, максимальная паропроизводи-
тельность в =0 = 2,4 mjvac, диаметр прохода
клапана принять равным d = 50 мм.
Ответ.20,25 a /*^=25,7 см\
т. е. принят к установке один двойной пре-
дохранительный клапан рычажного типа, d=
= 50 мм.
Задача 8-76. Для однобарабанного котла
с максимальной паропроизводительностью D=
= 75 т/час и давлением р = 35 ата опре-
делить суммарное расчетное сечение всех
установленных предохранительных клапанов.
Ответ. 4^=101.3
ЛИТЕРАТУРА
1. С. я. Кор и и цк и Л, Iправила Вель-
тера-Бертье к । ни-11111111.1, „Известия ВТИ",
1931, № 11—12.
2. Л. К. Рамзии, (> ши •luiiiriiitit SOj, „Известия
В'1ИК, 1926, № I.
3. ЦКТИ, Нормы ТСПЛН1НИО |iiii'irin котельного агре-
гата, Машглз, 1915 ।
4. С. Я- К о р п и ц к и fl, к м<- и-дпке увязки тепловых
балансов, „Илич nm Hill , Р1З2, № 1.
5. Энергооборудоваш||- < ( < С, цыц. 2, Госэнергоиздат,
1934.
6. А. М. Г у р в и ч и 11.11 к <• и д ы с ь, Новые дан-
ные по тсилопсрслл'.с п iпиках паровых кот-
лов, „Котлетуp<. ')i I pv’inu’", РИМ, № 3.
7. ЦК III, IIMpMii м|><< иш.тмического расчета ком? i.
111 .1 „ jo 111 и и . Минн из, 1949.
8. Пар mu nt uni inn । ния в энергетике. Сборшн»
i । и 11 И, I in ни pi । палат, 1950.
9. Bill, lli.paui 11 н цини о расчета котельного .-пр»
I и । 11, I in ни pi пн ।ria г, 1951.
10. ЦК III. llupnii р..< m-t.’i котельных агрегакш ин
npirniHi 1 i 8 4i 1 in 111:1, 1950.
11. Kun din • MDIIIHIK11, t. I, Госэнергопздтг, rill
12. Knic 11 in < KHKiihii, т. II, Госэнергоиздат, l‘> u
13. M. II h ii » 1 11 и пн, Термодинамические инн
< in I 1 > i и • in и. p.i, Госэнергоиздат, 194Г.
14. A M I p и и *1 I гплчебмен в топках ii. putH.i i
Юи ,i 1 iii> и 1 pi(.п даr, 1950.
прилоткипп
Приложение I
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА HA< I.IHH ililni u ВОДЯНОГО ПАРА
(по данным М. IL Вуи/иити hi)
p t v' v" 7" f | /" r 5' 1 ’
0,010 0,698 (1,001(1001 131,7 0,007596 » , r ’ 1 (i(l, 1 593,4 0,0243 ".III/
0,015 12,737 0,001 (M 07 89,64 0,011Ih 1 h I ()“,8 590,0 0,0457 111411
0,020 17,204 0,0010013 68,27 0,0141 Ji 1 / I 1 0-1,8 587,6 0,0612 2,HH1f
0,025 20,776 0,001(4)20 55,28 O.OIH'» II, II 1 ll(>,4 585,6 0,0735 ' ,(l| l>(>
0,030 23,772 0,(1010027 46,53 0,021-19 1 tl I 0/.7 583,9 0,0836 “ flpi'l
0,035 26,359 0,0010034 40,23 0,02-h'i. L 11 1 08,8 582,4 0,0923 “ 11 1 o
0,040 28,641 0,0016041 35,46 0,02H’ii Tl 1 h i 09,8 581,1 O’0998 2 O' li.i
0,045 30,69 0,0010047 31,73 0,1)311.“ II 1 tl 610,7 580,0 0,1065 "’lH ,4
0,050 32,55 0,0010053 t 28,73 0,03-1.' 1 "1 б 11,5 578,9 0,11*26 “ (ИН 1
Q,0t0 35,82 0,0010064 24,19 0,(14 121 1 1.12,9 577,1 . 0,1232 | *1‘ fl;!
0,070 38,66 0,0010074 I 20,92 0,0-1/HO . I 1 <1-1,1 575,5 0'1324
0,080 41,16 0,6010084 18,45 , 0,05-Г' 1 11,11 1.15,2 574,1 0'1402 1 j 9l f 1
0-,090 43,41 ! 0,0010093 I 16,51 i (),()( (ii (. 1 i 6 l(i ,2 572,8 0,1474 । 1 JU 1
Продолжение приложения I
р t v' i' i" Г S' s"
0,10 45,45 0,0010101 14,95 0,06688 45,41 617,0 571,6 0,1538 1,9478
0,11 47,33 0.00Г0108 13,67 0,07315 47,29 617,8 570,5 0,1596 1,9399
0,12 49,06 0,0010116 12,60 0,07938 49,01 618,5 569,5 0,1650 1,9326
0,13 50,67 0,0010123 11,68 0,08559 50,62 619,2 568,6 0,1700 1,9259
0,14 52,18 0,0010130 10,89 0,09177 52,13 619,9 567.8 0,1747 1,9197
0,15 53,60 0,0010137 10,21 0,09791 53,54 620,5 567,0 0,1790 1,9140
0,20 59,67 0,0010170 7,795 0,1283 59,61 623,1 563,5 0,1974 1,8903
0,25 64,56 0,0010196 6,322 0,1582 64,49 625,1 560,6 0,2120 1,8718
0,30 68,68 0,0010221 5,328 0,1877 68,61 626,8 558,2 0,2241 1,8567
0/0 75,42 0,0010261 4,069 0,2458 75,36 629,5 554,1 0,2437 1,8334
0,50 80,86 0,0010296 3,301 0,3029 80,81 631,6 550,8 0,2592 1,8150
0,60 85,45 0,0010326 2,783 0,3594 85,41 633,4 548,0 0,2721 1,8001
0,70 89,45 0,0010355 2,409 0,4152 89,43 634,9 545,5 0,2832 1,7874
0,80 92,99 0,0010381 2,125 0,4705 92,99 636,2 543,2 0,2930 1,7767
0,90 96,18 0,0010405 1,904 0,5253 96,19 637,4 541,2 0,3018 1,7673
1,0 99,09 0,0010428 1,725 0,5797 99,12 638,5 539,4 0,3096 1,7587
1,1 101,76 0,0010449 1,578 0,6337 101,81 639,4 537,6 0,3168 1,7510
1,2 104,25 0,0010468 1,455 0,6875 104,32 640,3 536,0 0,3235 1,7440
1,3 106,56 0,0010487 1,350 0,7410 106,66 641,2 534,5 0,3297 1,7375
1,4 108,74 0,0010504 1,259 0,7942 108,85 642,0 533,1 0,3354 1,7315
1,5 110,79 0,0010521 1,180 0,8472 110,92 642,8 531,9 0,3408 1,7260
1,6 112,73 0,0010537 1,111 0,8999 112,89 643,5 530,6 0,3459 1,7209
1,7 114,57 0,0010553 1,050 0,9524 114,76 644,1 529,3 0,3508 1,7161
1.8 116,33 0,0010569 0,9952 1,005 116,54 644,7 528,2 0,3554 1,7115
1,9 118,01 0,0010584 0,9460 1,057 118,24 645,3 527,1 0,3597 1,7071
2,0 119,62 0,0010599 0,9016 1,109 119,87 645,8 525,9 0,3638 1,7029
2,1 121,16 0,0010614 0,8613 1,161 121,4 646,3 524,9 0,3677 1,6989
2,2 122,65 0,0010628 0,8246 1,213 122,9 646,8 523,9 0,3715 1,6952
2,3 124,08 0,0010641 0,7910 1,264 124,4 647,3 522,9 0,3751 1,6917
2,4 125,46 0,0010654 0,7601 1,316 125,8 647,8 522,0 0,3786 1,6884
2,5 126,79 0,0010666 0,7316 1,367 127,2 648,3 521,1 0,3820 1,6851
2,6 128,08 0,0010678 0,7052 1,418 128,5 648,7 520,2 0,3853 1,6819
2,7 129,34 0,0010690 0,6806 1,469 129,8 649,1 519,3 0,3884 1,6788
2,8 130,55 0,0010701 0,6578 1,520 131,0 649,5 518,5 0,3914 1,6759
2,9 131,73 0,0010713 0,6365 1,571 132,2 649,9 517,7 0,3944 1,6730
3,0 132,88 0,0010725 0,6166 1,622 133,4 650,3 516,9 0,3973 1,6703
3,1 134,00 0,0010736 0,5979 1,673 134,5 650,6 516,1 0,4001 1,6676
3,2 135,08 0,0010747 0,5804 1,723 135,6 650,9 515,3 0,4028 1,6650
3,3 136,14 0,0010758 0,5639 1,773 136,7 651,2 514,5 0,4055 1,6625
3,4 137,18 0,0010769 0,5483 1,824 137,8 651,6 513,8 0,4081 1,6601
3,5 138,19 0,0010780 0,5335 1,874 138,8 651,9 513,1 0,4106 1,6579
3,6 139,18 0,0010790 0,5196 1,925 139,8 652,2 512,4 0,4130 1,6557
3,7 140,15 0,0010799 0,5064 1,975 140,8 652,5 511,7 0,4153 1,6536
3,8 141,09 0,0010809 0,4939 2,025 141,8 652,8 511,0 0,4176 1,6514
3,9 142,02 0,0010818 0,4820 2,075 142,7 653,1 510,4 0,4199 1,6494
4,0 142,92 0,0010828 0,4706 2,125 143,6 653,4 509,8 0,4221 1,6474
4,1 143,81 0,0010837 0,4598 2,175 144,5 653,7 509,2 0,4243 1,6454
4,2 144,68 0,0010846 0,4495 2,225 145,4 653,9 508,5 0,4264 1,6435
4,3 145,54 0,0010856 0,4397 2,274 146,3 654,2 507 i 9 0,4285 1,6416
4,4 146,38 0,0010865 0,4303 2,324 147,2 654,4 507,2 0,4306 1,6398
4,5 147,20 0,0010875 0,4213 2,374 148,0 654,7 506,7 0,4326 1,6380
5,0 151,11 0,0010918 0,3816 2,621 152,1 655,8 503,7 0,4422 1,6297
6,0 158,08 0,0010999 0,3213 3,112 159,3 657,8 498,5 0,4591 1,6151
7,0 164'17 0,0011072 0,2778 3,600 165,6 659,4 493,8 G-,4737 1,6029
8,0 169,61 0,0011140 0,2448 4.085 171,3 660,8 489,5 0,4865 1,5922
9,0 174'53 0,0011203 0,2189 4,568 176,4 662,0 485,6 0,4980 1,5827
Продолжение приложении I
р t »«• фП Г r i" r s>
10,0 179,04 ОДИН Г.Ч.2 0,1981 5,049 181,2 lit ‘1,11 481,8 0,5085 I,.1./Ill
л'о 183,20 0,0011318 0,1808 5,530 185,5 l.h.l/l 478,3 0,5180 1 ,lil.n|
12,0 187,08 0,001 1373 0,1664 6,010 1811, | 1.1 1,7 475,0 0,5269 1,51.97
13,0 190,71 0,0011425 0,1541 6,488 19Л.П I Ы», 1 471,9 0,5352 1 ,1.1.4.
14*0 194,13 0,0011470 0,1435 6,967 1*»/. 1 i.t.6,1) 468,9 0,5430 l,5li.|
15,0 197,36 0,0011524 0,1343 7,446 Will, II IJ.<i,l> 466,0 . 6,5503 l.biiii.
16'0 200,43 0,0011571 0,1262 7,925 '.ill u 1 6. , 1 463,2 0,5572 1.5.151
17,0 203,35 0,0011619 0,1190 8,405 *n/,l > и/ ,1. 460,4 0,5638 1,5. itm
18,0 206,14 0,0011663 0,1126 8,886 •.’Hl, I • t.7,0 457,8 0,5701 1.5'1.1
19,0 208,81 0,0011707 0,1068 9,366 * 71 1,11 i.hH,2 455,2 0,5761 l.r.'ifi
20,0 211,38 0,0011751 0,1016 9,846 7 HI h (611,1. 452,7 0,5820 1, Mt.it
21,0 213,85 0,0011791 0,09682 10,33 .•lo.rt 1 68,7 450,2 0,5875 1.Ы1Я
22,0 216,23 0,0011834 0,09251 10,81 771 ,U 11141,9 447,7 0,5928 1 ,1.11».I
23,0 218,53 0,0011874 0,08856 11,29 V” 0 it.II, 1 445,5 0,5978 1 ,f.n in
24,0 220,75 0,0011914 0,08492 11,78 1 i. 1 l.t.9,.'l 443,2 0,6026 1
25,0 222,90 0,0011952 0 08157 12,26» ... 'I,-| 440,9 0,6074 1 . PH.
26,0 224,99 0,0011991 0,07846 12,75 1 <|>,M i.6'1 ,!> 438,7 0,6120 1 ,4't ‘и
27,0 227,01 0,0012029 0,07557 13,23 и II l.l.'i,l. 436,6 0,6164 1 . I«‘>l
28,0 228,98 0,0012068 0,07288 13,7V W'/l ia.9,lt 434,4 0,6206 1 .
29,0 230,89 0,0012106 0,07037 14,21 Ui .1 i.i.ti, / 432,3 0,6248 1, III n
30 232,76 0,0012142 0,06802 14,70 У to П t.i.'i,7 430,2 0,6290 1. •/•'<
•32 236,35 0,0012214 0,06375 15,69 11 о t.i.'i,/ 426,1 0,6368 1 . 1 1'1
34 239,77 0,0012285 0,05995 16,68 li.rt i.i.'ij, 422,1 0,6443 1 . К 1
36 243,04 0,0012355 0,05658 17,1.8 M Ui'1,5 418,3 0,651.» 1 . Il 1 '
38 246,17 0,0012424 0,05353 18,68 •п|,И 66*1,3 414,5 0,6584 1, Ihnl
40 249,18 0,0012493 0,05078 19,||’| 1 i .1.9,0 410,8 0,6649 1 Ш11
42 252,07 0,0012561 0,04828 20,71 HI 1) 61.8,8 407,2 0,6712 l,lil 1
44 254,87 0,0012627 0,04601 21,73 i 1 >1 61.8,4 403,5 0,6773 Illi
46 257,56 0,0012695 0,04393 22,76 a и о 1.68,0 400,0 0,6832 1 I it 1
48 260,17 0,0012762 0,04201 23,80 HI, U 61.7,7 396,5 0,6889 1.4 1*1
50 262,70 0,0012828 0,04024 24,81. 'fl, 1 i .67,3 393,1 0,694-1 1 ll't.i*.
55 268,69 0,0012989 0,03636 27,1.0 *4.1 I .lilt, 2 384,8 0,7075 1. II/*
€0 274,29 0,0013150 0,03310 30,71 >41 1 661. ,0 376,6 0,7196 1 Ш.Й
65 279,54 0,0013307 0,03033 32,97 У'И li 1.63,6 368,8 0,7311 1 1ОКЦ
70 284,48 0,0013467 0,02795 35,/Н IlHI.tt (.62,1 361,2 0,742(1 1 , »Hi
75 289,17 0,0013625 0,02587 38, (.Ц »>/,u Ы.0,5 353,5 0,7524 1 111 1 1
80 293,62 0,0013786 0,02404 11,1.11 ‘If/ W.8,9 346,3 0,7623 1 I/H
85 297,86 0,0013951 0,02241 14,11*» 1П1.7 6li7,() 338,8 0,7718 1 MM
90 301,92 0,001412 0,02096 17.71 1 M ti hl.5,1 331,5 0,781(1 1, Hi Hl
95 305,80 0,001428 0,01964 fto.ul ГII, II 61.3,2 324,4 0,7898 | ! till Hi
100 309,53 0,001445 0,01845 J’.l/Jl HI ,11 651,1 317,1 0,7983 i u >4
110 316,58 0,001480 0,01637 f.l ,IHI и I II 6-16,7 302,7 0,8147 1 Ц HI
320 323,15 0,001518 0,01462 1.8.4 l/H ,0 (.41,9 288,0 0,83(16 1 11 in
азо 329,30 0,001558 0,01312 /11/ I l II 636,6 273,6 0,8458 1 '>11 Hl
140 335,09 0,001599 0,01181 Hl,Ml Ui,l 031,0 258,6 0,8G0(i 1,1 I'M
150 340,56 0,001646 0,01065 •i 1,60 ml./ 624,9 243,2 0,8749 I.Tfl 1
160 345,74 0,001699 0,009616» Ifll.ll 160,8 (.18,3 227,5 0,8892 1 , n.»i
170 350,66 0,001756 0,008680 nh,D ii«>,3 610,8 210,5 0,9035 1, 'III
180 355,35 0,001821 0,007809 1711,0 <i»,V (.(12,5 192,3 0,9181. l.phl
190 359,82 0,001902 0,006994 111,(1 1 ш.4 593,2 172,8 0,9347 l ^ml
200 364,08 0,00201 0,00620 ii.l/l i и ,h 582,3 150,8 0,9514 l,lnni
210 368,16 0,00214 0,00539 HihJ 1 H.T 568,1 123,4 0,9714 1,11/ III
220 372,1 0,00239 0,00449 in i,4 547 84 1,002 1,1 II
224 373,6 0,00261 0.0Q391 VM i/ii 532 54- 1,022 1,111
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙ-
(по данным
Числа слева от ступенчатой линии относятся к воде
р. KZjCM* 1°С 40° 60° 80° 100° 120 140° 1600 18С° 200° 220° 24С° 260° 280° 300й
v 1 29,42 31,31 33,19 35,08 36,96 38,85 40,73 42,62 44,50 46,39 48,27 50,15 52,04 53,92
0,05 i 615,4 624,5 633,5 642,5 651,5 660,6 669,8 678,9 688,1 697,3 706,5 715,9 725,3 734,6:
s 2,0175 2,0453 2,0716 2,0964 2,1200 2,1425 2,1641 2,1847 2,2045 2,2236 2,2420 2,2599! 2,2771 2,2939'
V 24,50 26,08 27,65 29,23 30,80 32,37 33,94 35,51 37,08 38,65 40,22 41,79 43,36 44,93,
0,06 i 615,4 Ь24,4 633,5 642,5 651,5 660,6 669,7 678,9 688,0 697,3 706,5 715,9' Г 25,3 734,6
s 1,9972 2,0252 2,0514 2,07ЬЗ 2,0999 2,1224 2,1439 2,1646 2,1844 2,2035 2,2219 2,2397. 2,2570 2,2738
v 21,00 22,36 23,71 25,06 26,40 27,75 29,09 30,43 31,78 33,12 34,47 35,82 37,16 38,51
0,07 i 1 615,3 Ь24,4 633,5 642,5 651,5 660,6 669,7 Ь78,8 688,0 697,3 706,5 715,9 725,2 734,6
s _1,9801_ 2,0081 2,0344 2,0593 2,0829 2,1054 2,1270 2,1476 2,1674 2,1865 2,2049 3,2228! 2,2400 2,2568
V 1,0079 19,56 20,74 21,92 23,10 24,28 25,46 26,64 27,82 28,99 30,17 31,35 32,52 33,70
0,08 i 40,0 1 b24,4 633,5 642,5 651,4 660,6 669,7 678,8 688,0 697,3 706,5 715,9 725,2 734,6
s 0,13b5 I 1,9932 2,0195 2,0444 2,0680 2,0906 2,1121 2,1327 2,1525 2,1717 2,1901 2,2079 2,2252 2,2420.
V 1,0079 17,38 18,43 19,48 20,53 21,58 22,62 23,67 24,72 25,77 26,81 27,86 28,91 29,95
0,09 i 40,0 Ь24,2 633,3 642,3 651,3 660,5 669,5 678,7 687,9 697,1 706,4 715,7 725,1 734,5'
s 0,1365 1,9ь02 2,0065 2,0314 2,0550 2,0776 2,0991 2,1197 2,1395 2,1587 2,1771 2,1949 2,2122 2,2290;
V 1,0079 15,64 16,58 17,53 18,47 19,42 20,36 21,30 22,24 23,19 24,13 25,07 26,02 26,96'
0 10 i 40,0 Ь24,1 633,3 642,3 651,3 680,4 669,5 678,7 687,9 697,1 706,4 715,7 725,1 734,5;
s 0,1365 1,9Ь85 1,9948 2,0198 2,0434 2,0659 2,0875 2,1081 2,1279 2,1470 2,1655 2,1833 2,2006 2,2174
V 1,0079 13,02 13,81 14,60 15,39 16,18 16,96 17,75 18,54 19,32 20,11 20,89 21,68 22,46
0,12 i 40,0 624,1 633,3 642,3 651,3 660,4 669,5 678,7 687,9 697,1 706,4 715,7 725,1 734,5
s 0,13b5 1,9482 1,9746 1,9996 2,0232 2,0458 2,0673 2,0881 2,1079 2,1270 2,1455 2,1633 2,1806 2,1973
V 1,0079 11,16 11,84 12,51 13,19 13,86 14,54 15,21 15,88 16,56 17,23 17,90 18,58 19,25
0,14 i 40,0 624,0 633,2 642,3 651,3 660,4 6b9,5 Ь78,7 687,9 697,1 706,4 715,7 725,1 734,5
s 0,1365 1,9310 1,9575 1,9825 2,00b2 2,0287 2,0503 2,0709 2,0908 2,1099 2,1283 2,1462 2,1635 2,1803
V 1,0079 9,759 10,36 10,95 11,54 12,13 12,72 13,31 13,90 14,49 15,07 15,66 16,25 16,84
0,16 i 40,0 ь23,9 Ь33,2 Ь42,2 651,2 660,3 6Ь9,5 678,6 687,8 697,1 706,3 715,7 725,0 734,5'
s 0,13b5 1,9160 1,9427 1,9678 1,9914 2,0139 2,0355 2,0562 2,0760 2,0952 2,1137 2,1314 2,1487 2,1655
u 1,0079 8,669 9,200 9,728 10,25 10,78 11,30 11,83 12,35 12,87 13,40 13,92 14,45 14,97
0,18 i 40,0 623,8 633,1 642,2 651,2 660,3 669,4 678,6 687,8 697,0 706,3 715,7 725,6 734,5
s 0,13b5 1^9027 1,9296 1,9546 1,9783 2,0009 2,0225 2,0431 2,0630 2,0821 2,1006 2,1184 2,1357 2,1526
V 1,0079 7,797 8,277 8,752 9,226 9,699 10,17 10,64 11,11 11,58 12,06 12,53 13,06 13,47
0,20 i 40,0 623,7 633,0 642,1 651,2 660,3 669,4 678,6 687,8 697,0 706,3 715,7 725,6 734,5
s 0,1365 1_,8908 1,9178 1,9429 1,96Ь7 1,9892 2,0108 2,0315 2,0513 2,0705 2,0890 2,1068 2,1241 2,1410
V 1,0079 1,0171 7,521 7,954 8,385 8,815 9,245 9,675 10,10 10,53 10,96 11,39 11,82 12,24
0,22 i 40,0 59,9 632,9 612,1 651,1 660,3 6Ь9,4 678,6 687,8 697,0 706,3 715,6 725,6 734,5
s 0,13b5 0,1984 11,9072 1,9323 1,9561 1,9787 2,0003 2,0210 2,0408 2,0600 2,0784 2,0963 2,1136 >2,1305
V 1,0079 1,0171 6,893 7,290 7,685 8,080 8,474 8,869 9,262 9,656 10,05 10,4Е 10,84 11,23
0,24 i 40,0 59,9 I 632,8 641,9 651,0 660,1 669,3 678,4 687,6 696,9 706,2 715,Е 724,9 734,4
s 0,13b5 0,1984 |1,8975 1,9227 1,9464 1,9691 1,9907 2,0113 2,0312 2,0504 2,0688 2,0867 2,1046 )2,1208
V 1,0079 1,0171 1 6,359 6,727 7,092 7,456 7,821 8,184 8,549 8,912 9,276 9,639 10,06 10,37
0,26 i 40,0 59,9 I 632,7 641,9 651,0 660,1 669,2 678,4 687,6 696,9 706,2 715,Е 724,9 734,4
s 0,1365 0,1984 1,8885 1,9138 1,9375 1,9602 1,9818 2,0025 2,0223 2,0415 2,6600 2,0778 52,0951 2,1121
V 1,0079 1,0171 5,903 6,244 6,584 6,922 7,261 7,598 7,936 8,274 8,612 8,956 9,287 ’9,624
0,28 i 40,0 59,9 632,6 641,8 650,9 660,1 669,2 678,4 687,6 696,9 706,1 715.Е 724,9.734,3
0,1365 0,1984 1,8801 1,9054 1,9292 1,9519 1,9735 1,9941 2,0141 2,0333 2,0518 2,0697 '2,0870 2,1037
СТВА ВОДЫ И ПЕРЕГРЕТОГО ПАРА
М. П. Вукаловича)
Для последней v* выражено в дял/кл
Приложении II
( 320° 1 340° 360° 38.° 4(И.°
55,80 744,1 2,3102 57,69 753,6 2,3260 59,57 763,3 2,3415 61,46 773,0 2,3566 63,33 7КЙ.7 2,3713
46,50 744,1 2,2901 48,07 753,6 2,3059 49,64 7ь3,3 2,3214 51,20 773,0 2,3365 52,78 7к2,7 2,3512
39,85 744,1 2,2731 41,20 753,6 2,2889 42,54 763,2 2,3044 43,89 773,0 2,3195 45,23 782,7 2,3312
-34,88 744,0 2,2582 .36,05 753,6 2,2741 37,23 763,2 2,2896 38,41 772,9 2,3046 39,59 782,7 2,3191
31,00 743,9 2,2453 32,05 753,5 2,2611 33,09 793,1 2,27С6 34,14 772,8 2,2917 35,19 782,6 2,3064
27,90 743,9 2,2337 28,84 753,5 2,2496 29,78 763,1 2,2650 30,72 772,8 2,2801 31,67 782,6 2,2949
23,25 743,9 2,2136 24,03 753,5 2,2295 24,82 7ьЗ,1 2,2449 25,60 772,8 2,2600 26,39 782,6 2,2748
19,92 743,-9 2,1966 20,60 753,5 2,2125 21,27 763,1 2,2279 21,94 772,8 2,2430 22,61 782,6 2,2578
17,43 743,9 2,1819 18,02 753,5 2,1977 18,61 763,1 2,2132 19,20 772,8 2,2283 19,79 782,6 2,2431
15,48 743,9 2,1689 16,01 753,5 2,1848 16,53 763,1 2,2002 17,05 772,8 2,2153 17,58 782,6 2,2301
13,94 743,9 2,1573 14,40 753,5 2,1731 14,87 763,1 2,1886 15,34 772,8 2,2037 15,82 782,6 2,2185
"12,67 743,-9 2,1468 13,10 753,4 2,1626 13,53 763,1 2,1781 • 13,96 772,8 2,1932 14,39 782,6 2,2080
11,62 743,9 2,1371 12,02 753,4 2,1530 12,41 763,1 2,1685 12,80 772,8 2,1836 13,20 782,6 2,1984
10,73 743,8 2,1283 11,09 753,4 2,14ч2 11,46 763,1 2,1597 11,82 772,8 2,1748 12,18 782,6 2,1895
9,961 743,-8 2,1200 10,30 753,4 2,1359 10,64 763,1 2,1515 । 10,97 772,8 2,1666 11,31 782,6 | 2,1813 1
420° 440° 460° W
65,21 792,6 2,3858 67,09 802,6 2,4000 68,98 812,6 2,4139 70.86 822.7 2.4275 71,74 ПЗУ Д1 '/.«Hull
54,35 792,6 2,3657 55,92 802,6 2,3799 57,48 812,6 2,3938 59. ОЛ 822,7 2,4071 60,«.7 ИХ'.'.I IJStoH
46,58 792,6 2,3487 47,92 802,5 2,3628 49,26 812,6 2,3768 50. А1 822.7 2,.ТЛН ni.vi H.i.'.O 4,4o;ui
40,76 792,6 2,3338 41,94 802,5 2,3480 43,12 812,6 2,3619 41,-".0 822.7 2.37W If. (47 8 ;w, 9 J, Will
36,23 792,5 2,3209 37,28 802,4 2,3351 38,32 812,4 2,3490 3'1.37 82'7,6 2,:М'Л 4<>,42 M ».',H 2, 9’1.0
32,61 792,5 2,3093 33,55 802,4 2,3235 34,49 812,4 2,3375 35,43 822 1» 2,31.11 HI'J.H U, mifi
27,17 792,5 2,2892 27,95 802,4 2,3034 28,74 812,4 2,3174 29.6'2 822 .<» 2,3310 .iil,.M m.t/.m •If Hl 4
23,29 792,5 2,2722 23,96 802,4 2,2864 24,63 812,4 2,3003 ЗТ..ЗО 822,0 2,31411 837,8 У. X7I
20,37 792,5 2,2575 20,96 802,4 2,2716 21,54 812,4 2,2856 21.1.1 НУ'.'.О w.n MOJ, / 2.31.1.
18,10 792,4 2,2445 18,62 802,4 2,2587 19,15 812,4 2,2726 1'3.07 822,6 20,|9 HW.7
16,29 792,4 2,2329 16,76 802,4 2,2470 17,23 812,4 2,2610 17,70 822. li • i •*/ 1 • 18, J 7 832,/
14,81 792,4 2,2224 15,25 802,4 2,2366 15,67 812.4 2,2505 т.п» 822,5 2.»-41 if.U1 h.T.»,T 2,.’/76
13,59 792,4 2,2128 13,98 802,4 2,2270 14,37 812,1 2,2409 14.77 822.5 7lit 111. Irt ll.’l'.’, / jj.-.tv
12,54 792,4 2,2040 12,90 802,4 2,2182 13,27 812,4 2,2321 13,1.3 H'.'-J ft 13.MU ufc.r ‘/(I'f.i'l
11,65 792,4 2,1958 11,98 802,4 2,2099 12,32 812.1 2 223! 1 iy,i.n H?7 fi li.u'.i 1,11*00
IR!<I“ 540° 550° /°C /».
74.62 76,51 77,45 V
843.2 853,6 858,8 i (1. Of.
2,4540 2,4670 2,4734 s
62.18 63,76 64,54 V
843,2 853,6 858,8 i O.ljft
1.4339 2,4469 2,4533 s
53,30 54,65 55,32 V
843,2 853,6 858,8 i 0,07
2,4169 2,4299 2,4363 s
4G .65 47,82 48,41 V
813,2 853,6 858,8 i QJ*
2,1021 2,4151 2,4215 s
.11,46 42,51 43,04 V
843,1 853,5 „ 858,7 i 0.09
1,38‘Jl 2,4021 •2,4085 s
37,32 38,26 38,73 V
IM 3.1 853,5 858,7 i 0,10
1,3776 2,3906 2,3970 s
31,10 31,88 32,27 V
813,1 853,5 858,7 i 0,1»
1,3575 2,3705 2,3769 s
26.65 27,32 27,66 V
843,1 853,5 858,7 I 0, I I
'.’,3105 2,3535 2,3599 s
y:*.3i 23,90 24,20 V
843,1 853,5 858,7 / O, III
2.3258 2,3388 2,3452 X
20.72 21,24 21,50 V
313,1 853,5 858,7 I 0.IH
2,3128 2,3258 2,3322 s
18,64 19,11 19,34 &
813,1 853,5 858,7 i o.ao
2,3012 2,3142 2,3206 s
16.95 17,38 17,60 V
813,1 853,5 858,7 I o,S'.'
2,2907 2,3037 2,3110 s
15,55 15,94 16,14 V
HI 3.0 853,4 858,7 i 0.74
2,2811 2,2941 2,3005 s
14,35 14,72 14,90 . V
843,0 853,4 858,7 i o.'X.
2,2/23 2,2852 2,2916 s
13; 33 13,66 13,83 V
843,0 853,4 858,7 i O.k’H
2,2641 2,277! 2,2835 s
р . кг] см* /°с 40° - 60° 80° 100° I20o 14G° 160° 180° 200° 220«> 2400 260«> 280» 300“
V 1,0079 1,0171 5,507 5,826 6,143 6,459 6,776 7,092 7,407 7,722 8,038 8,352 8,667 8,981
О 30 i 40,0 59,9 632,6 641,8 650,9 660,0 669,2 678,4 687,6 696,8 706,1 715,5 724,8 734,3
S 0,1365 0,1984 1,8722 1,8976 1,9214 1,9441 1,9657 1,9364 2,0064 2,0256 2,0441 2,0620 2,0793 2,0961
V 1,0079 1,0171 4,123 4,365 4,604 4,842 5,079 5,317 5,553 5,790 6,026 6,263 6,500 6,736
0 40 1 40,0 59,9 1 632,0 641.5 650,6 659,8 669,0 678,2 687,4 696,6 705., 9 715,3 724,7 734,2
S 0,1365 1,1984 "1,8398 1,8658 1,8898 1,9125 1,9342 1,9550 1,9748 1,9940 2,0125 2,0304 2,0477 2,0645
V 1,0079 1,0171 1,0290 3,487 3,679 3,870 4,060 4,250 4,440 4,629 4,819 5,008 5,197 5,387
0 50 1 40,0 59,9 80,0 641,2 650,5 659,6 668,8 678,0 687,3 696,5 705,9 715,2 724,6 734,1
S 0,1315 0,1984 0,2567 1,8407 1,8648 1,8876 1,9094 1,9302 1,9501 1,9693 1,9878 2,0057 2,0230 2,0398
V 1,0079 1,0171 1,0290 2,902 3,063 3,223 3,382 3,540 3,700 3,858 4,016 4,174 4,331 4,489
0 60 1 40,0 59,9 80,0 640,9 650,3 659,5 668,7 677,9 687,2 696,5 705,8 715,2 724,6 734,1
s 0,1365 0,1984 0,2567 1,8197 1,8442 1,8671 1,8889 1,9097 1,9296 1,9489 1,9674 1,9853 2,0026 2,0195 1
V 1,0079 1,0171 1,0290 2,484 2,623 2,760 2,896 3,033 3,169 3,304 3,440 3,576 3,711 3,847
0 70 i 40,0 60,0 80,0 640,5 650,1 659.3 668,6 677,8 687,1 696,4 705,7 715,1 724,5 734,0
s 0,1365 0,1984 0,2567 1,8020 1,8268 1,8498 1,8716 1,8925 1,9125 1,9317 1,9503 1,9682 1,9856 2,0025
V 1,0079 1,0171 1,0289 2,169 2,292 2,413 2,532 2,652 2,771 2,890 3,009 3,127 3,246 3,364
0,80 i 40,0 60,0 80,0 640,1 649,8 659,1 668,3 677,6 686,9 696,3 705,6 715,0 724,4 733,9
s 0,1365 6,1984 0,2567 1,7866 1,8118 1,8349 1,8568 1,8777 1,8977 1,9170 1,9356 1,9535 1,9709 1,9877
V 1,0079 1,0171 1,0289 1,925 2,035 2,143 2,249 2,356 2,462 2,568 2,672 2,779 2,884 2,989
0,90 i 40,0 60,0 80,0 639,7 649,5 658,9 668,2 677,5 686,8 696,1 705,5 715,0 724,4 733,9
s 0,13b5 0,1984 0,2567 1,7727 1,7984 1,8216 1,8436 1,8645 1,8846 1,9039 1,9225 1,9403 1,9576 1,9746
V 1,0079 1,0170 1,0289 1,730 1,830 1,926 2,023 2,119 2,214 2,310 2,405 2,500 2,595 2,690
1,0 i 40,0 60,0 80,0 639,1 649,1 658,6 667,8 677,1 686,5 695,9 705,4 714,9 724,3 733,8
s 0,1365 0,1984 0,2567 1,7599 1,7861 1,8093 1,8312 1,8522 1,8724 1,8918 1,9106 1,9287 1,9464 1,9635
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0435 1,521 1,602 1,683 1,763 1,843 1,923 2,002 2,082 2,161 2,240
1,2 i 40,0 60,0 80,0 100,0 648,6 658,2 667,5 676,8 686,1 695,6 705,2 714,7 724,3 733,8
s 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 1,7650 1,7885 1,8106 1,8318 1,8522 1,8716 1,8903 1,9084 1,9261 1,9432
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0435 1,300 1,371 1,440 1,509 1,578 1,647 1,715 1,783 1,851 1,919
1,4 i 40,0 60,0 80,0 100,0 648,1 657,8 667,2 676,6 686,0 695,4 705,0 714,6 724,2 733,8
s 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 1,7467 1,7710 1,7933 1,8144 1,8346 1.8542 1,8730 1,8912 1,9089 1,9260
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0435 1,135 1,197 1,258 1,319 1,379 1,439 1,499 1,559 1,619 1,678
1,6 i 40,0 60,0 80,0 100,0 647.5 657,5 667,0 676,4 685,8 695,3 704,8 714,4 724,0 733,7
s 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 1,7309 1,7558 1,7780 1,7992 1,8196 1,8392 1,8580 1,8762 1,8939 1,9111
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0435 1,006 1,062 1,117 1,171 1,225 1,278 1,332 1,385 1,438 1,491
1,8 i 40,0 60,0 80,0 100,1 646,8 657,1 666,7 676,2 685,6 695,1 704,6 714,2 723,8 733,5
s 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 1,7165 1,7419 1,7646 1,7859 1,8063 1,8259 1,8447 1,8630 1,8807 1,8979
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0435 0,9027 0,9545 1,003 1,052 1,101 1,149 1,197 1,245 1,293 1,341
2,0 L 40,0 60,0 80,0 100,1 646,1 656,7 656,4 675,9 685,3 694,8 704,4 714,0 723,6 733,4
S 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 1,7033 1,7294 1,7525 1,7740 1,7944 1,8140 1,8329 1,8513 1,8689 1,8860
V 1,0078 1,0170 1,0289 1,0434 1,0603 0,7597 0,8003 0,8399 0,8790 0,9179 0,9567 0,9953 1,033 1,071
2,5 i 40,0 60,0 80,0 100,1 120,3 655,7 665,7 675,3 684,7 694,3 704,0 713,7 723,3 733,1
s 0,1365 0,1984 0,2567 0,3121 0,3647 1,7030 1,7267 1,7484 1,7600 1,7888 1,8078 1,8260 1,8437 1,8610
V 1,0078 1,0170 1,0288 1,0434 1,0602 0,6296 0,6643 0,6975 0,7304 0,7631 0,7956 0,8281 0,8603 0,8923
3,0 i 40,0 60,0 80,0 100,1 120,3 654,4 664,8 674,7 684,2 693,7 703,4 713,1 722,9 732,7
s 0,1365 0,1983 0,2567 0,3121 0,3647 1,6806 1,7053 1,7272 1,7478 1,7677 1,7869 1,8053 1,8230 1,8403
V 1,0077 1,0169 1,0288 1,0433 1,0602 1,0798 0,4940 0,5197 0,5448 0,5697 0,5944 0,6190 0,6433 0,6676
4,0 i 40,1 60,0 80,0 100,1 120,3 140,7 663,3 673,5 683,2 692,8 702,5 712,4 722,2 732,1
s 0,1365 0,1983 0,2566 0,3120 0,3646 0,4150 1,6704 1,6935 1,7146 1,7346 1,7540 1,7727 1,7907 1,8080
Продолжение приложения II
з£о° 340° 360° ЗЖ)° 400° 420° | 1 440° 460° 4«D° ftixi" 520° 540" 050° i° C p KZjCM*
9,296 9,610 9,924 10,24 10,56 10,87 11,18 11,50 11,81 12,13 12,44 12,75 12,91 V
743,8 753,4 763,0 772,8 782,5 792,4 802,4 812,4 822,1» 832,7 843,0 853,4 858,7 i 0,30
2,1124 2,1284 2,1439 2,1590 2,1737 2,1882 2,2025 2,2164 2,23(10 2,2434 2,2566 2,2696 2,2760 s
6,971 7,207 7,443 7,679 7,916 8,151 8,387 8,623 8,868 9,093 9,329 9,564 9,682 V
743,8 753,4 763.0 772,7 782,5 792,4 802,3 812,4 82',,li 832,7 843,0 853,4 858,7 i 0/10
2,0808 2,0967 2,1122 2,1273 2,1421 2,1565 2,1707 ' 2,1847 2,1983 9,2117 2,2249 2,2378 2,2442 s
5,577 5,767 5,955 6, III 6,333 6,521 6,710 6,898 7,08/ 7,275 7,464 7,652 7,746 V
743,7 753,3 763,0 772,7 782,5 792,3 802,3 812,3 822,1» 832.7 843,0 853,4 858,7 i 0,5(1
2,0561 2,0720 2,0875 2,10'.'6 2,1173 2,1318 2,1460 2,1599 2,1736 2,1870 2,2001 2,2131 2,2195 s
4,646 4,804 4,961 5,118 5,277 5,434 5,591 5,749 5,'ll Ki (,.063 6,220 6,376 6,454 V
743,7 753,3 762,9 772,6 782,4 792,3 802,3 812,3 822,4 832,6 843,0 853,4 858,6 i 0,60
j 2,0359 2,0518 2,0673 2,0824 2,0972 2,1117 2,1259 2,1399 2,1534 2,1668 2,1800 2,1930 2,1994 s
3,982 4,117 4,252 4,388 4,522 4,657 4,792 4,927 .», ()(>l 5.196 5,331 5,465 5,532 V
743,6 753,2 762,9 772,6 782,4 792,3 802,2 812,3 82”, 4 832, G 842,9 853,3 858,5 i 0,70
2,0189 2,0348 2,0503 2,0654 2,0802 2,0946 2,1089 2,1228 2, I3i,5 2,1498 2,1630 2,1760 2,1825 s
3,482 3,601 3,720 3,838 3,956 4,074 4,191 4,309 4 .427 4,545 4,663 4,781 4.840 V
743,6 753,2 762,8 772,5 782,4 792,2 802,2 812,2 822,4 832,6 842,9 853,3 858,5 i 0,80
2,0040 2,0199 2,035-1 2,0505 2,0653 2,0798 2,0940 2,1079 2,l”IG 2,1350 2,1482 2,1612 2,1677 s
3,095 3,200 3,305 3,410 3,515 3,620 3,725 3,830 3,936 4,040 4,145 4,249 4,302 V
743,4 753,0 762,7 772,4 782,3 792,2 802,2 812,2 822,3 832,6 842,9 853,3 858,5 i 0,'H'
1,9909 2,0068 2,0223 2,0374 2,0522 2,0667 2,0808 2,0947 2,1081 2,1218 2,1350 2,1480 2,1545 s
2,784 2,880 2,975 3,068 3,163 3,257 3,352 3,446 3,5-10 3.G35 3,729 3,824 3,871 V
743,4 753,0 762,6 772,4 782,3 792,2 802,1 812,2 822,3 832,5 842,8 853,2 858,3 i I
1,9800 1,9961 2,0116 2,0268 2,0417 2,0562 2,0703 2,0842 2,0977 ”,1110 2,1240 2,1368 2,1431 s
2.320 2,399 2,478 2,556 2,635 2,713 2,792 2,871 2,950 3,028 3,107 3,186 3,225 V
1 743.4 753,0 762,6 772,4 782,3 792,2 802,1 812,2 8”2,3 832,5 842,8 853,1 858,2 I 1,'/
’ 1,9598 1,9759 1,9914 2,0066 2,0215 2,0360 2,0501 2,0640 2,0775 2,0908 2,1038 2,1167 2,1230 s
1,987 2,056 2,123 2,190 2,258 2,325 2,393 2,4 GO 2,528 2,595 2,662 2,731 2,765 V
743,4 753,0 762,6 772,4 782,3 792,2 802,1 812,2 822,3 832,5 842,7 853,1 858,2 i I ,4
1,9426 1,9587 1,9742 1,9895 2,0044 2,0189 2,0331 2,0470 2,0605 2,0738 2,0868 2,0997 2,1060 s
1,738 1, 98 1,857 1,916 1,975 2,034 2,093 2,152 2,21 1 2,270 2,330 2,389 2,418 V 1 .<>
743,3 752,9 762,6 772,4 782,3 792,2 802,1 812,2 822,3 832,5 842,6 853,0 858,1 I
1,9276 1,9437 1,9594 1,9747 1,9896 2,0041 2,0182 2,0321 2,0457 2,0590 2,0720 2,0848 2,0912 s
1,545 1,598 1,650 1,702 1,755 1,807 1,860 1,913 1 .965 2,018 2,071 2,124 2,149 V
743,1 752,8 762,6 772,4 782,3 792,2 802,1 812,2 822,2 832,4 842,6 853,0 858,1 i 1,8
J,9145 1,9306 1,9463 1,9616 1,9765 1,9910 2,0052 2,0191 2,0327 2,0460 2,0590 2,0718 2,0782 s
1,390 1,437 1,485 1,532 1,579 1,626 1,673 1,721 1,768 1,815 1,864 1,911 1,935 V
743,0 752,8 762,6 772,4 782,2 792,1 802,1 812,1 822,2 832,4 842,6 852,9 858,1 i 2,0
* 1,9027 1,9190 1,9347 1,9500 1,9649 1,9794 1,9936 2,0075 2,0210 2,0343 2,0473 2,0601 2,0665 .S’
1,111 1,149 1,187 1,225 1,262 1,300 1,338 1,376 1,414 1,452 1,490 1,528 1,547 V
742,7 752,5 762,3 772,2 782,0 791,9 802,0 812,0 822,0 832,2 842,4 852,8 857,9 i 2,5
1,8778 1,8941 1,9098 1,9251 1,9400 1,9545 1,9688 1,9827 1,9963 2,0096 2,0226 2,0355 2,0419 s
0,9243 0,9562 0,9881 1,020 1,052 1,083 1,115 1,147 1,179 1,210 1,242 1,273 1,288 V 3,0
742,5 752,3 762,1 771,9 781,8 791,8 801,8 811,8 821,9 832,1 842,3 852,6 857,8 i
1,8572 1,8736 1,8895 1,9048 1,9197 1,9342 1,9485 1,9624 1,9761 1,9894 2,0024 2,0152 2,0216 s
0,6917 0,7158 0,7398 0,7637 0,7875 0,8114 0,8352 0,8590 0,8828 0,9066 0,9304 0,9542 0,9660 V 4,0
741,9 751,8 761,6 771,5 781,4 791,4 801,5 811,6 821,7 831,9 842,0 852,3 857,6 i
1,8249 1,8412 1,8571 1,8726 1,8876 1,9021 1,9164 1,9304 1,9441 1,9574 1,9705 1,9833 1,9896 s
р , кг/см* РС 40«> 60° 80° 100° 120® 140° 160® 180° 200® 220° 240° £60° 280» 300°
V 1,0077 1,0168 1,0287 1,0433 1,0601 1,0797 0,3917 0,4129 0,4334 0,4537 0,4736 0,4935 0,5131 0,5327
5,0 i 40,1 60,0 80,0 100,1 120,3 140,7 661,3 672,0 682,0 691,9 701,8 711,6 721,5 731,4
S 0,13b5 0,1983 0,2566 0,3120 0,3646 0,4150 1,6422 1,6667 1,6881 1,7085 1,7282 1,7471 1,7652 1,7827
V 1,0077 1,0168 1,0287 1,0432 1,6601 1,0797 0,3232 0,3416 0,3591 0,3763 0,3932 0,4099 0,4264 0,4428
6,0 i 40,1 60,1 80,1 100,1 120,3 140,7 659,1 670,4 680,8 690,8 700,8 710,7 720,7 730,7
s 0,13b5 0,1983 0,25bb 0,3120 0,3646 0,4150 1,6178 1,6439 1,66b2 1,6871 1,7069 1,7259 1,7441 1,7616
V 1,0076 1,0168 1,0286 1,0432 1,0600 1,0796 I,1020 0,2906 0,3059 0,3209 0,3356 0,3501 0,3644 0,3785
7,0 i 40,1 60,1 80,1 100,1 120,3 140,7 161,3 bb9,0 679,6 689,8 700,0 710,0 720,0 730,1
s 0,1365 0,1983 0,25bb 0,3120 0,3646 0,4150 0,4637 1,6242 1,6473 1,6686 1,6887 1,7079 1,7263 1,7439
V 1,0076 1,0167 1,0286 1,0431 1,0600 1,0795 1,1020 0,2524 0,2662 0,2795 0,2925 0,3054 0,3180 0,3305
8,0 L 40,2 60,1 80,1 100,2 120,3 140,7 161,3 667,2 678,4 688,9 699,1 709,3 719,4 729,4
S 0,13b5 0,1983 0,25bb 0,3119 0,3b4o 0,4149 0,4636 1,6067 1,6307 1,6523 1,6726 1,6920 1,7106 1,7284
V 1,0075 1,0167 1,0285 1,0431 1,0599 1,0795 1,1019 0,2226 0,2353 0,2472 0,2589 0,2704 0,2818 0,2930
9,0 i 40,2 60,1 80,1 100,2 120,4 140,7 lbl,3 6b5,8 677,0 687,7 698,1 708,5 718,6 728,7
s 0,13b4 0,19o3 0,25b5 0,3119 0,3b45 0,4149 0,463b 1,5907 1,6154 1,6375 1,6582 1,6780 1,6967 1,7145
V 1,0075 1,0166 1,6285 1,0430 1,0599 1,0794 1,1018 0,1987 0,2103 0,2214 0,2321 0,2426 0,2529 0,2630
10 i 40,2 60,1 80,1 100,2 120,4 140,7 lbl,3 6b3,6 675,6 686,7 697,4 707,7 717,8 728,0
s 0,13l4 0,1982 0,25b5 0,3119 0,3645 0,4149 1,4635 1,5755 1,6015 1,6241 1,6454 1,6654 1,6841 1,7020
V 1,0074 1,0165 1,0284 1,0429 1,0598 1,0793 1,1017 1,1273 1 0,1728 0,1825 0,1918 0,2007 0,2095 0,2181
12 i 40,2 b0,2 80,2 100,2 120,4 140,8 lbl,3 182,2 672,7 684,4 695,5 706,0 716,4 726,6
s 0,13b4 0,1982 0,25b5 0,3119 0,3645 0,4148 0,4b35 0,5106 1,5770 1,6006 1,6225 1,6429 1,6621 1,6803
v 1,0078 1,0164 1,0283 1,0428 1,0596 1,0792 1,1015 1,1272 0,1460 0,1547 0,1629 0,1708 0,1784 0,1859
14 i 40,3 b0,2 80,2 100,3 120,4 140,8 ibl,4 182,2 bb9,8 682,2 693,6 704,3 714,6 725,1
s 0,13b4 0,1982 0,2564 0,3118 0,3644 0,4148 0,4634 0,5105 J, 5545 1,5802 1,6026 1,6233 1,6428 1,6614
V 1,0072 1,0163 1,0282 1,0427 1,0595 1,0791 1,1014 1,1270 1,1565 0,1338 0,1411 0,1482 0,1551 0,1618
16 i 40,3 60,2 80,2 100,3 120,5 140,8 161,4 182,3 203,5 679,8 691,5 702,4 713,2 724,0
s 0,13b4 0,1982 0,2564 0,3118 0,3644 0,4147 0,4633 0,5104 0,5562 1,5617 1,5848 1,6060 1,6259 1,6449
V 1,0071 1,0162 1,0281 1,0425 1,0594 1,0789 1,1013 1,1268 1,1563 ! 0,1175 0,1242 0,1307 0,1369 0,1430
18 i 40,4 60,3 80,3 100,3 120,5 140,9 161,4 182,3 203,5 677,2 689,4 700,7 711,8 722,8
s 0,13b4 0,1982 0,25b4 0,3117 0,3644 0,4147 0,4633 0,5103 0,5561 1,5443 1,5686 1,5904 1,6107 1,6299
V 1,0070 1,0161 1,0280 1,0425 1,0593 1,0788 1,1011 1,1267 1,1561 0,1043 0,1108 0,1168 0,1225 0,2181
20 i 40,4 b0,3 80,3 100,4 120,5 140,9 lbl,4 182,3 203,5 674,6 687,3 698,9 710,2 721,3
s 0,13b4 0,1981 0,25b3 0,3117 0,3643 0,4146 0,4b32 0,5102 0,5560 1,5284 . 1,5534 1,5760 1,5970 1,6166
V 1,0068 1,0159 1,0278 1,0422 1,0591 1,0785 1,1008 1,1263 1,1556 1,1899 0,08643 0,09158 0,09640 0,1010
25 i 40,5 60,4 80,4 100,5 120,6 141,0 lbl,5 182,3 203,6 225,3 681,5 694,1 706,2 717,8
s 0,13b3 0,1980 0,25b2 0,3116 0,3642 0,4145 0,4b30 0,5100 0,5558 0,6009 1,5205 1,5447 1,5668 1,5875
V 1,0066 1,0157 1,0275 1,0419 1,0588 1,0782 1,1004 1,1259 1,1552 1,1892 0,06987 0,07459 0,07889 0,08294
30 i 40,b 60,5 80,5 100,5 120,7 141,1 lb 1,6 182,4 203,6 225,3 675,1 688,9 701,9 714,1
s 0,13b2 0,1980 0,25bl 0,3115 0,3641 0,4144 0,4b29 0,5098 0,5556 0,6006 1,4905^ 1,5171 1,5408 1,5625
V 1,0064 1,0155 1,02734,0417 1,0585 1,0779 1,1001 1,1255 1,1547 1,1886 1,2290 0,06233 0,06630 0,06998
35 i 40,7 60,6 80,6| 100,6 i20,8 141,1 161,6 182,5 203,7 225,4 247,7 683,8 697,7 710,5
s 0,13b2 0,1979 0,25bl 0,3114 0,3640 0,4143 0,4627 0,509b 0,5553 0,6004 0,6448 1,4922 1,5176 1,5405
V 1,0062 1,0152 1,0271 1,0414 1,0582 1,0776 1,0997 1,1251 1,1542 1,1880 1,2282 0,05302 0,05679 0,06022
40 i 40,8 60,7 80,7 100,7 i20,9 141,2 161,7 182,5 203,7 225,4 247,7 678,1 693,0 706,6
s 0,13b2 0,1978 0,2560 0,3113 0,3639 0,4142 0,4625 0,5094 0,5551 0,6001 0,6445 1,4686 1,4960 1,5202
V 1,0060 1,0150 1,0269 1,0412 1,0580 1,0773 1,0994 1,1247 1,1537 1,1874 1,2274 9,04567 0,04935 0,05260
45 i 40,9 60,8 80.8 100.8 121,0 141,3 161,8 182,6 203,8 225,4 247,8 671,0 688,0 762,5
s 0,1361 0,1978 0,2559 0,3112 1 0,3638 0,4141 0,4624 0,5092 045549 0,5999 0,6442 1,4456 1,4760 1,5018
320° 349о 36С° .’ISII" -1(1(10 420° 44Со
0,5521 0,5715 0,5908' 0.G101 0,6294 0,6485 0,6676
741,3 751,2 761,1 771.1 781,1 791,1 801,2
1,7997 1,8161 1,8320 1,8-175 1,8626 1,8773 1,8916
0,4591 0,4753 0,4915 0.5077 0,5237 0,5398 0,5558
740,7 750,7 71.0,7 770,7 780,7 790,7 800,8
1,7787 1,7952 1,8)13 1,8268 1,8419 1,8566 1,8710
0,3926 0,4061» 0/1206 0.4315 0,4483 0,4621 0,4759
740,1 750,1 760,1 770,2 780,3 790,3 800,5
1,7610 1 ’ 1,7776 1,7937 1,8091 1,8246 1,8393 1,8538
0,3429 0,3552 0.31,71 0.3796 0,3918 0,4039 0,4159
739,4 749,6 759,8 /69,8 779,9 790,1 800,1
1,7455 1,7622 1,7785 1.79 12 1,8095 1,8242 1,8387
0,3040 0,3150 0,321>0 0.3369 0,3477 0,3586 0,3693
738,9 749,0 759,2 719/1 779,5 789,7 799,8
1,7318 1,7486 1,71.19 1.7807 1,7960 1,8109 1,8254
0,2731 0,2829 0,2929 0,3028 0,3126 0,3223 0,3320
738,3 748,5 758,7 768.9 779,1 789,3 799/1
1,7195 1,7364 1,7528 1,7(;87 1,78*0 1 1,7989 1,8134
0,2265 0,2348 0,2-132 0.2515 0,2598 0,2679 0,2761
737,0 747,4 757,7 768,0 778,3 788,5 798,8
1,6979 1,7150 1.73IG 1.7175 1,7630 1,7779 1,7927
0,1933 0,2005 0,2977 0,2150 0,2220 0,2291 0,2361
735,7 746,3 756,7 767,1 777,5 787,8 798,2
1,6793 1,6966 1,713-1 1,7295 1,7451 1,7602 1,7749
0,1683 0,1747 0,1811 0,1875 1,1937 0,2000 0,2062
734,6 745,2 755,7 766,3 776,7 787,1 797,5
1,6631 1,6806 1,6975 1,7138 1,7295 1,7448 1,7595
0,1490 0,1548 0,1605 0,1661 0,1717 0,1773 0,1829
733,5 744,1 751,8 765,3 775,9 786,3 796,8
• 1,6485 1,6663 1,6833 1,6997 1,7156 1,7310 1,7459
0,1334 0,1386 0,1-138 0,1491 0,1542 0,1592 0,1642
732,3 743,2 753,8 764,5 775,1 785,6 79G, 1
1,6354 1,6534 1,1.706 1,6871 1,7031 1,7186 1,7335
0,1055 0,1098 0,11-11 0,1183 0,1225 0,1266 0,1308
729,0 740,3 751,4 762,3 773,1 783,8 794,5
1,6070 1,6254 1,6430 1,6600 1,6763 1,6920 1,7071
0,08680 0,09055 0,09421 0,09780 0,1013 0,1048 0,1084
725,9 737,5 749,0 760,1 771,1 781,9 792,8
1,5826 1,6018 1,6199 1,6373 1,6539 1,6698 1,6853
0,07344 0,07675 0,07997 0,08314 0,08624 0,08927 0,09228
722,6 734,6 746,3 757,7 768,9 780,0 791,0
1,5615 1,5812 1,5998 1,6176 1,6346 1,6508 1,6665
0,06338 0,06636 0,06927 0,07212 0,07490 0,07763 0,08030
719,4 731,7 743,6 755,3 766,8 778,1 789,3
1,5424 1,5630 1,5821 1,6001 1,6174 1,6340 1,6499
0,05556 0,05830 0,06095 0,06356 0,06610 0,06856 0,07098
715,9 728,6 740,9 753,0 764,7 776,2 787,6
1,5250 1,5462 1,5659 1,5845 1,6022 1,6190 1,6:15?
Продолжения приложения II
4G0° l-u-- i.(i(;° 52C° S40° S50° f°C p, KZlCM*
0,6867 0,701.0 0.7248 0,7439 0,7629 0,7724 V
811,3 H -.'l. 1 831,6 841,9 852,1 857,3 i 5,0
1,9055 1 ,’119? 1,9326 1,9457 1,9585 1,9649 s
0,5717 OJiH/l. 0J.03G 0,6194 0,6352 0,6431 V
811,0 821,2 831.4 841,6 851,8 857,0 i 6,0
1,88М 1,H9KH 1,9122 1,9253 1,9383 1,9447 s
O/lHlKi O..".H33 0.5169 0,5306 0,5442 0,5510 о
810.7 Jl'.’tl. 9 831,1 841,3 851,7 856,8 i 7,0
1,81.Г1 l.HBH. 1,8950 1,9081 1,9211 1,9275 s
0.1 JMO О.4Ю0 0,4519 0,4639 0,4759 0,4819 V
810,3 •fjii.li 830,9 841,1 851,4 856,6 i 8,(1
1,8528 I ,fl(.(.ft 1,8799 1,8931 1,9061 1,9-126 s
U.3B()() 0.390/ 0,4014 0,4121 0,4227 0,4280 V
810.(1 U'.’O.V 830,5 840,9 851,3 856,4 i 9,0
1,83'Jrt 1 ,14.33 1.8668 1,8800 1,8930 1,8994 s
0.3117 0,31.13 0,3609 0,3706 0,3802 0,3851 V
809,7 819,9 830,3 840,7 851,1 856,2 i Id
0,8275 1,3111 1,8549 1,8682 1,8811 1,8875 s
U. 1’017 (} •><!'»•» 0,3003 0,3084 0,3164 0,3205 V
809,1 819,4 829,8 840,2 850,8 856,0 и
1,8(11.4 1 .H'.'O/ 1.8342 1,8475 1,8607 1,8672 s
O.2I31 0.2601 0.2570 0,2639 0,2709 0,2745 V
808,5 818,8 829,3 839,7 850,3 855,6 i 1 1
1.7H92 1,8031 1,8168 1,8301 1,8432 1,8498 s
O.'.’l'.’H 0,2101 0,2245 0,2306 0,2367 0,2398 V
807.H 818,3 828.8 839,2 849,8 855,2 I III
1,7738 1./878 1,8015 1,8149 1,8281 1,8347 s
0,1884 0.1938 0,1992 0,2047 0,2101 0,2129 V
807.2 817,7 828,2 838,7 849,3 854,6 / IB
J ,7(.O3 1,7713 1,7880 1,8014 1,8147 1,8213 s
0.11.97 0,1711 0,1790 0,1840 0,1888 0,1913 V
806. li 81/,2 827,7 838,3 848,9 854,2 i il
1.7480 1,71-21 1,7758 1,7894 1,8027 1,8093 ,v
0,1317 0.1387 0,1426 0,1466 0,1506 0,1527 V
805, 1 815.7 826,4 837,1 847,8 853,1 / vr
1,7218 1,7361 1,7500 1,7637 1,7771 1,7837 Д'
0.1I1H II. 1 151 0,1185 0,1218 0,1252 0,1269 V
803.1. 81-1,3 825,1 835,8 846,7 852,1 i HI
1.71WJ2 1,71-15 1,7286 1,7424 1,7560 1,7627 a
0,095'.'Г| 0,09820 0.Ю11 0,1039 0,1069 0,1083 V
807,(1 812.9 823,8 834,6 845,5 810,9 i и
1,6Hl<i J .(.’>1.1 1,7103 1,7243 1,7380 1,7-1-18 fi
0,08293 0.08551 0.08813 0,09069 0,09323 0,09'119 If
HOO/1 811.4 822,4 833,4 844,4 841).8 / 40
1 ,оы>з 1.0800 1,6943 1,7085 1,7224 1,729'.’ л
0,0733/ 0,07572 0,07804 0,08035 0,08262 0,0837!.
798, H 810,0 821,1 832,1 843,2 8'18,1. I 1
1 ,(.5O(, 1,6(i55 1,6801 1,6944 1,7084 1,711.3 »
Р n /°C 40° 1 60° 80° loco I2C° 140° 160° 180° 200° 220° 24C° 26Qo 280° 300°
1 V 1,0057 ,0148 Ц ,0266 1 ,0409 1,0577 1,0770 1,0990 1,1243 1,1532 1,1868 i 1,22661 1,2751 3,04330 0,04646
50 Z 1 41,0 60,91 80,9 100,9 121,1 141,4 161,8 182,6 203,8 225,5 247,8 1 271,0 682,6 698,4
S ),13bl 3,1977 0 ,2558 С ,3111 3,3637 0,4140 0,4622 0,5090 0,5547 0,5996 0,6439 0,6885 1,4566 1,4844 :
V 1,0053 1,0144 1 ,0262 ,0404 1,0572 1,0764 1,0984 1,1235 1,1522 1,1857 1,2251 1,2729 3,03405 0,03711
ео 1 41,2 61,1 | 81,1 101,1 121,2 141,5 162,0 182,8 203,9 225,5 247,8 270,9 Ь70,5 689,0 ।
S J,13t0 3,1976 iC ,2556!0,3109 0,3635 0,4137 0,4619 0,5086 0,5543 0,5991 0,6433 0,6878 1,4187 1,4513 '
V 1,0049 1,0139 4 ,0257 1 ,0399 1,0566 1,0758 1,0977 1,1226 1,1513 1,1845 1,2236 1,2709 1,3308 0,03029 '
70 i 41,4' 61,31 81,2 101,2 121,4 141,7 162,1 182,9 204,0 225,6 247,8 270,9' 295,2 678,6
s 3,1359 3,1974 0,2555 0,3107 1 1 1,3b33 0,4135 0,4617 5,5082 0,5539 0,5986 0,6428 0,6871] 0,7317 1,4196
V 1,0045 1.0135 1,0252,1,0394 1,0561 1,0752 1,0970 1,1219 1,1504 1,1833 1,2221 1,2689' 1,3279 0,02503
80 i 41,6 bl, 5 81,4 101,4 121,6 141,8 162,2 183,0 204,1 225,7 247,8 270,9' 295,1 666,6
s 0,1359 3,1973 0,2553 0,3105 0,3631 0,4133 0,4614 0,5079 0,5535 0,5962 0,b423 0,6864 0,7308 1,3871
V 1,0040 1,0130'1,0248 1 ,0389 1,0556 1,0746 1,0963 1,1211 1,1494 1,1822] 1,2206 1 1,2669 1,3250 1,4024
90 i 41,8 bl,7 81,6 101,6 121,7 142,0 162,4 183,1 204,2 225,7 247,9 270,9 295,0 320,9
s 0,1357 0,1971 0,2551 0,3103 0,3628 0,4130 0,4611 0,5075 0,5532 0,5977 । 0,6417 0,6858 0,7300 0,7762
V 1,0036 1,0126 ,0248 1,0384 1,0550 1,0740 1,0957 1,1203 1,1485 1,1810 1,2192 1,2650 1,3222 1,3979
100 i 42,1 bl,9 . 81,81 101,8 121,9 142,1 lb2,5 183,2 204,3 225,8 247,9 270,91 294,9 320,7
s 0,135b 0,1970 0,2550 0,3101 0,3b26 0,4128 0,4608 0,5072 0,5527 0,5973 0,b412 0,6852 0,7293 0,7751
V 1,0028 1,0117' 1,0234’ 1,0375 1,0540 1,0728 1,0943 1,1188 1,1466 1,1788 1,2163 1,2613 1,3169 1,3897
120 L 42,5 1 62,3 | 82,2 102,1 122,2 142,4 162,8 183,5 204,5 225,9 248,0 270,8 294,6 320,1
s 0,1355 0,1967 ,( 3,2547 3,3097 0,3623 0,4124 0,4603 0,5066 0,5520 0,59b4 0,6402 0,6839 0,7278 0,7729
V 1,0019 1,0109! 1,0225 1,0365 1,0529 1,0717 1,0930 1,1172 1,1448 1,1766 1,2136 1,2576 1,3118 1,3820 '
140 i 42,9 62,7 82,5 102,5 122, b 142,8 163,1 183,7 204,7 226,1 248,0 270,8 294,5 319,5
s 0,1352 0,19b5 3,2544 0,3094 0,3619 0,4119 0,4598 0,5060 0,5513 0,5955 0,6392 0,6827 0,72оЗ 0,7709
V 1,0011 1,0100 1,0216 | 1,0356 1,0519 1,0705 1,0917 1,1157 1,1430 1,1744 1,2108 1,2541 1,3070 1,3746
160 i 43,3 63,1 1 82,9 | 102,9 122,9 143,1 163,4 183,9 2041,9 226,2 248,1 270,7 294,4 319,1
s 0,1351 0,1962 0,2541 0,3090 0,3615 0,4115 0,4593 0,5054 0,5506 0,594b 0,Ь382 0,6816 0,7250 0,7Ь90
V 1,0003 1,00921 1,0207! 1,0347 1,0508 1,0694 1,0905 1,1143 1,1412 1,1722 1,2082 1,2506 1,3023 1,3678
180 i 43,7 b3,5 , 83,3, 103,2 123,2 143,3 163,6 184,2 205,1 226,3 248,2 270,7 294,2 318,7
s 0,1350 0,1959 0,2538 0,3087 0,3611 0,4110 0,4588 0,5048 0,5499 0,5938 0,6372 0,6804 0,7236 0,7b73 ,
V 0,9995 1,0083 1,0198 1,0337 1,0498 1,0682 1,0892 1,1128 1,1395 1,1701 1,2055 1,2472 1,2977 1,3612
200 L 44,1 63,8 83,7 103,6 123,6 1 143,7 163,9 184,4 205,3 226,5 248,2 270,7 294,0 318,4
5 0,1347 0,1958 0,2536 0,3084 0,3l07 0,4106 0,4583 0,5042 0,5492 0,5930 о,ьЗьЗ 0,6792 0,7222 0,7655
V 0,9986 1,0075 1,0190 1,0328 1,0488 1,0671 1,0879 1,1113 1,1379 1,1680 1,2029 1,2439 1,2933 1,3549 ;
220 1 i | 44,5 64,2 84,0 103,9 123,9 144,0 164,2 184,7 205,4 226,6 248,3 270,7 293,9 318,0
s 0,1345 0,1955 0,2533 0,3081 0,3603 '0,4101 0,4578 0,5037 0,5485 0,5922 0,6353 0,6781 0,7208 0,7638
V 0,9978 1,0067 1,0181 1,0318 1,0478 1,0661 1,0866 1,1099 1,1362 1,1660 1,2005 1,2408 1,2891 1,3489.
240 i 44,9 Ь4,6 84,4 104,3 124,3 144,3 164,5 184,9 205,6 226,7 248,4 270,7 293,8 317,8
s 0,1344 0,1953 0,2530 0,3077 ,0,3599 0,4097 0,4573 0,5031 0,5477 0,5914 0,6343 0,6769 0,7195 0,7622
V 0,9970 1,0058 1,0172 1,0309,1,0468 1,0649 1,0854 1,1085 1,1345 1,1640 1,1980 1,2371 1,2850 1,3433
260 i 45,3 65,0 84,8 104,6 | 124,6 144,6 164,8 185,2 205,8 226,9 248,5 270,7 293,7 317,5
s 0,1342 0,1951 0,2527 0,3074 0,3595 0,4093 0,4568 0,5026 0,5472 0,5906 0,6334 0,6765 0,7181 0,7605
V 0,9962 1,0050 1,0164 l,030( 1,0458 1,0639 1,0842 1,1071 1,1328 1,1621 1,1956 1,2347 1,2811 1,3380
280 i 45,£ 65,4 85,2 105,( 124,$ 144,9 165,1 185,5 206, C 227, C 248,6 270,' 293,6 317,3
s 0,134C 0,1949 0,2525 0,307i i 0,3591 0,4088 0,4564 0,502C 0,5466 0,5896 0,6324 0,674' 0,7167 0,7589
V 0,995z 1,0042 1,0154 1,029 1,0448 1,0628 l,083( 1,1057 1,1312 1,160$ 1,1933 1,231’ 7 1,2773 1,3328
300 i '46,1 2 65,8 85,5 105/ 1 125,1 145,5 165/ 185,7 206/ 227,1 248,6 270,' 7 293,5 317,0
s 0,1331 3 0,1947 0,2522 0,306! 3 0,358' 0,4084 0,455$ 0,5015 0,545$ 0.589C 0,6315 0,6731 3 0,7154 0,7574
Продолжение ирчложения II
320° 340° 360° 380° :4oo° 420° 440° 4il<r pll« 600° £20° БГ.(>« 'iwr /°C P KZCjjU*
0,04927 0,05186 0,05432 0,05671 0,05904 0,06130 0,06352 0,1)1.571 0,116786 *0,06999 0,07208 1 0,07-11Л 11.07519 V
712,3 725,6 738,3 750,6 762,6 774,3 785,8 79/.2 81)8.6 819,8 830,9 8-12.0 817,6 i 50
1,5087 1,5307 1,5510 1,5701 1,5881 1,6052 1,6216 1.Л373 1,1.5'51 1,6671 1,6815 1,1.9!'. 7 1.7028 s
0,03976 0,04213 0,04432 0,04642 0,04845 0,05042 0,05233 OJlM'.'O lJ,i>r.i.(H 0,05785 0,05963 O.OGIKM n.l)fi226 V
705,0 719,5 732,9 745,8 758,3 770,4 782,2 /ИЗ. 8 81)5,5 816,9 828,3 .439 i> 8-15,3 i 60
1,4788 1,5028 1,5245 1,5445 1,5632 1,5808 1,5978 1.1.1 Hl 1,629-1 1,6444 1,6591 1,1-7 11 1.6804 s
0,03287 0,03512 0,03714 0,03903 0,04084 0,04260 0,04130 (I.Ol'.'li. 0.01759 0,04918 0,05073 11,05303 V
696,9 712,8 727,2 740,8 753,7 766,3 778, (> r !Hl J* 81)2.3 814,1 825,7 843,0 i 70
1,4510 1,4772 1,5005 1,5218 1,5413 1,5596 1,5770 1II. 1,1.095 1,6248 1,6396 I ,i>.’iiu 1,6611 s
0,02757 0,02976 0,03171 0,03348 0,03515 0,03674 0,03.428 o.o.i'if / 11,01122 0,04265 0,04405 (I,IHMJ 0,04610 V
687,9 705, G 721,2 735,6 749,2 762,1 7/4,8 /87,1 799,2 811,2 823,0 1П1.Н 840,6 i 80
1,4239 1,4533 1,4785 1,5009 1,5213 1,5404 1,5584 J Ji/56 1,5917 1,6073 1,6224 i ,i. ф» 1,6441 s
0,02336 0,02553 0,02745 0,02914 0,03070 0,03218 0,033!.'l 0 iCII'ir. 1) ,63629 0,03758 0,0388-1 (I IlKHPI (1,04070 V
677,6 697,9 715,0 730,1 744,3 757,8 770,9 7k:*.< 796,1 808,2 820,3 H 17.1 838,4 i 90
1,3968 1,4302 1,4577 1,4815 1,5027 1,5226 1,5-113 1,5589 1,5757 1,5917 1,606!) 1 ,%'I7 1,6290 s
0,01988 0,02210 0,02397 0,02561 0,02710 0,02850 0,02932 0,031(41 0,03232 0,03352 0,03-IC.H 0,0,1: ,33 0,03639 V
665,9 689,0 707,8 724,2 739,3 753,5 7i./,0 /1(11,1 792,8 805,3 817,/ H7'.i.9 836,0 i 1(1(1
1,3685 1,4070 1,4374 1,4629 1,4853 1,5060 1 1,5138 1,5609 1,5772 1,5926 1 ,i.ll/9 1,6153 s
1,495 0,01679 0,01870 0,02028 0,02168 0,02296 0,02115 п.оупун 0,02637 0,02742 0,02.41-1 II,IM'.I-I2 0,02990 V
348,6 668,9 692,5 712,1 729,2 744,7 75'1,3 773,2 /86,7 799,8 812,1. «•.'5,1 831,4 i JVil
0,8222 1,3592 1,3976 1,4279 1,4534 1,4761 1,191.9 1,5162 1,5343 1,5513 1,511/5 1,1.832 1,5909 s
1,481 0,01253 0,01471 0,01637 0,01774 0,01896 (),?(II 1.4 0.02112 0,02211 0,02306 0,073'); 0,07185 0,02529 V
347,5 642,6 674,2 698,0 717,7 735,1 /51,0 765,8 780,1 793,9 8d7 820,1 826,5 i 1 Hi
0,8189 1,3050 1,3561 1,3932 1,4230 1,4483 1 ,4/iih 1,1'11 1 1,5105 1,5284 1,5616 1,5694 s
1,468 1,621 0,01154 0,01332 0,01471 0,01591 0,01(iM*> 0,017'JK 0,01889 0,01976 O.ojiii-'» 0,112140 0,02180 v
346,4 379,2 651,6 681,8 705,3 724,.4 /12,0 /1.8,0 773,2 787,7 Kill '( 815,3 821,9 i UK)
0,8159 0,8705 1,3106 1,3581 1,3934 1,4219 1,1 h.3 1. 4I.H-1 1,4888 1,5077 1 J.'.'t, 1 1,5420 1,5500 s
1,457 1,596 0,0U8f>2 0,01082 0,01231 0,01349 0.014.71 0.0|5:.i) 0,01638 0,01720 0,111/'.)/ 0,01872 0,01908 V
345,5 376,9 620,1 663,7 691,5 713,6 /32,7 750,0 766,1 781,3 /1И1.1) 810,2 817,0 i IMi
0,8133 0,8654 1,2533 1,3218 1,3640 1,3961 1, l'.,3l) 1.4168 1,4684 1,4882 1 ,1.1)0/ 1,5242 1,5325 s
1,446 1,573 1,841 p,00870 0,01033 0,01156 0,111258 0,01352 0,01436 0,01513 O.Oi.W 0,01656 0,01690 V
344,7 375,0 416,6 640,0 676,1 70 i ,5 722,6 1.4(1111 7-11.3 758,6 774,7 /4(1,11 804,6 811,7 I .'пн
0,8109 0,8611 0,9280 1,2777 1,3330 1,3701 1.4259 1,4491 1,4700 I. шиз 1,5074 1,5161 8
1,436 1,554 1,768 0,00662 0,00862 0,00993 0,1111)97 0,01186 0,01267 0,01311 11,111411 0,01479 0,01512 V
344,2 373,5 411,0 606,7 657,5 СНЙ.1. /11,8 /32,3 750,9 767,9 /М3.9 799,1 806,5 i гм
0,8087 0,8575 0,9179 1,2215 1,2981 1,3-115 1,3778 1.1058 1,4306 1,4527 1,4729 1,4916 1,5005 s
1,427 1,538 1,722 1,00370 0,00708 0,00851 (1,(111'1.'.') 0,01019 0,01128 0,012011 ll.oi J>7 0,01332 0,01363 V
343,6 372,2 407,3 526,0 635,8 67!. ,0 f(H,/ 722,8 742,7 760.8 *77,7 793,5 801,1 i ••Hl
0,806 0,8544 0 91081 1,0942 1,2600 1,31/6 l,3!.5l 1,3860 1,4125 1/1358 1,1570 1,4766 1,4859 8
1,418 1,523 1,688 5,00230 0,00566 0,00728 0,1111.(11 0,00933 0,01011 0,0111/9 I) Ui 1-13 0,01205 0,01236 V
343,0 371,1 404,5 457,2 608,1 658,1 712,8 734,1 753,1 771,1 787,7 795,7 i. mi
0,8043 0,8513 0,9055 0,9869 1,2148 1,2881 1,3338 1,3663 1,3948 1,-11Ч/ 1.4И9 1,4622 1,4719 8
1,410 1,510 1,659 0,00202 0,00427 O,O(H<I8 0,00738 (1,00830 0,00907 OjiO'i/.’. 11,01038 0,01098 0,01127 V
342,4 370,0 402,2 446,4 571,5 (.39.(1 lt/l.,1) 702,3 725,4 745,н 761,4 781,7 790,0 / /Ml
0,8022 0,8484 0,9006 0,9692 1,1571 1,2560 1,JU4h 1,3462 1,3774 1.41.» i'i 1,1273 1,4485 1,4585 8
1,403 1,497 1,635 (,00190 440,2 0,00302 0,00518 U, 001.48 0,00741 0,00820 OJHMUH 0,00947 0,01005 0,01031 U
342,0 369,1 400,2 524,5 616,8 1.60,8 691,3 716,4 73/.11 757,5 775,6 784,2 / I) III
0,8002 0,8456 0,8958 0,9577 1,0847 1,2201 1,382/ 1,3259 1,3600 l,3»y.l 1,1130 1,4351 1,445!' A
ОПЕЧАТКИ
Стра- ница Колонка Строка Напечатано Должно быть
32
37
49
59
59
60
60
63
89
96
135
159
193
правая 7 сверху 1Чо = н2т + 2CH4m+ S " стн-+- Г dm 0,1293 1 VHaO=0,01 [н? + 2СН4 + s "стн"+ . . 1,293 «Мв 1
левая 13 сверху / dm , 0,1293 Vrd\ V„ nz= 0,01 — 4- - 14- н«° \ 0,804-10 0,804-10 Г' 0,804-10 ' 0,804-10 ]
+ 2СН^
правая 7 снизу *в.э
19 снизу 421 4210
правая 4290
правая 18 снизу 429 + 0,00546 = 0,0089 + 0,0595 = 0,0629
левая 4 сверху — 0,0629 0,739
левая 6 сверху — 0,0089 = 0,793
правая правая 12 сверху 22 сверху Qa = 47,l ккал{кг\ qs~ 0,6% 71,9 1скал)кг-, qs — 0,99% пропущено: Температура горячего
воздуха 1'гв—356° С.
левая 15 снизу 9,3 7,3
левая 17 снизу (4 — “ Ъ)
правая 3 сверху 13,424~7,292 т/ 13,42_р7,292
2 Г 2
3 сверху 1 1 4- nfi
левая
^лр — / m2\z (1+2/W tnp
С. П. Кашников и В. Н. Цыганков. Расчет котельных агрегатов в примерах и задачах.