Паровые котлы малой и средней мощности - Александров В.Г.

Автор: Александров В.Г.
Теги: тепловые двигатели в целом получение, распределение и использование пара паровые машины паровые котлы теплоэнергетика теплотехника промышленное оборудование
Год: 1972
Похожие
Котельные установки
Справочник по проектированию котельных установок систем центрального отопления
Воздухоподогреватели котельных установок
Котлы малой, средней мощности и топочные устройства. Каталог-справочник
Текст
                    
В. Г. АЛЕКСАНДРОВ
ПАРОВЫЕ КОТЛЫ
малой
и средней
мощности
Издание второе, переработанное и дополненное
МЭНЕРГИЯ“ Ленинградское отделение 1972
6П2.22
А46
УДК 621.181
Александров В. Г.
А46 Паровые котлы малой и средней мощности. Изд. 2-е,
перераб. и доп. Л., „Энергия”, 1972.
200 с. с илл.
В книге рассматриваются основные вопросы конструирования, компоновки,
теплового и аэродинамического расчета котлоагрегатов средней и малой произво-
дительности; приведены данные о металлах, применяемых в котлостроении и из-
ложена методика расчета на прочность элементов котлоагрегата. Отражены по-
следние работы проектных и научно-исследовательских институтов в области
котлостроения.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников, занимающихся
проектированием и эксплуатацией котлоагрегатов, а также на студентов тепло-
технических специальностей.
3-3-3
38-72
6П2.22
Рецензент И. Ф. Литвинов
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ко второму изданию................................. 4
ГЛАВА ПЕРВАЯ Конструкции котлоагрегатов средней и малой
мощности
1-1. Общие положения ..............................................................  5
1-2. Котлоагрегаты средней производительности....................................... 7
1-3. Котлоагрегатьь малой производительности ....................................   29
ГЛАВА ВТОРАЯ Топливо, продукты сгорания, их состав и
энтальпии
2-1. Состав, теплота сгорания, приведенная влажность и зольность энергетического топлива . . .	37
2-2. Определение количества воздуха, необходимого для горения.......................... 40
2-3. Количество продуктов сгорания .................................................... 41
2-4. Энтальпия продуктов сгорания и воздуха ........................................... 43
ГЛАВА ТРЕТЬЯ Тепловой баланс котлоагрегата и определение
расхода топлива
3-1. Уравнение теплового баланса и потери тепла.......................................   45
3-2. Определение расхода топлива ..................................................  -	49
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ Теплообмен в топке
4-1. Тепловой расчет топочной камеры ..........................................  50
4-2. Размещение экранных поверхностей в топке................................... 59
ГЛАВА ПЯТАЯ Слоевые топки
5-1. Краткая классификация слоевых топок ....................................... 60
5-2. Полумеханизированные топки ................................................ 61
5-3. Механизированные слоевые топки........................................  •	66
ГЛАВА ШЕСТАЯ Камерные топки для твердого топлива
6-1. Топочная камера и горелочные устройства.....................................   72
6-2. Топки с молотковыми мельницами.........................................    •	76
6-3. Топки с мельницами-вентиляторами ............................................. 79
6-4. Пневматические топки ЦКТИ системы А. А. Шершнева.............................. 81
ГЛАВА СЕДЬМАЯ Топки для жидкого и газообразного топлива
7-1. Мазутные форсунки ...........................................................  83
7-2. Комбинированные газо-мазутные горелки......................................... 88
ГЛАВА ВОСЬМАЯ Проектирование и тепловой расчет поверхностей
нагрева
8-1. Основные расчётные уравнения ...........................................
8-2. Коэффициент теплопередачи ..................................<...........
8-3. Температурный .напор .................................................-
8-4. Первый котельный пучок (фестон) ........................................
8-5. Пароперегреватели ........................................................
8-6. Водяные экономайзеры ................................*..................
8-7. Воздухоподогреватели .................................................-
89
90
111
115
117
126
133
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ Основы аэродинамического расчета котлоагрегатов
9-1. Основные расчетные формулы .......................J................................. 140
9-2. Сопротивление поперечно омываемых пучков труб....................................... 142
9-3. Сопротивление продольно омываемых пучков труб ...................................... 145
9-4. Местные сопротивления .............................................................. 146
9-5. Расчет сопротивлений газового тракта ............................................... 151
9-6. Расчет сопротивлений воздушного тракта ............................................. 154
9-7. Самотяга в газоходах котлоагрегата и газопроводах................................... 155
9-8. Суммарное сопротивление газового и воздушного трактов............................... 156
9-9. Расчет дымовой трубы................................................................   —
9-10. Выбор дутьевых машин .............................................................  158
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ Низкотемпературная коррозия поверхностей нагрева
10-1. Коррозионные процессы ................................................ 159
10-2. Защита конвективных поверхностей от низкотемпературной коррозии....... 161
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ Обмуровка и каркасы котлоагрегатов
11-1. Конструкции обмуровки ................................................ 162
11-2. Методик^ теплового расчета обмуровки . .............................. .166
11-3. Каркасы, котлоагрегатов............................................... 168
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ Водный режим котлоагрегатов
12-1. Способы обработки и умягчения воды...................................  171
12-2. Блочные водбподготовительные установки ............................... 175
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ Расчет на прочность элементов котлоагрегата
13-1. Сталь для котлоагрегатов ........................................
13-2. Расчет элементов котлоагрегатов на прочность ..................
Приложение! .	....................................................
Приложение 2 ........................................................
Литература ..........................................................
176
178
182
194
196
ПРЕДИСЛОВИЕ КО ВТОРОМУ ИЗДАНИЮ
Первое издание книги «Паровые котлы средней и малой мощ-
ности», выпущенное издательством «Энергия» в 1966 г,, ра-
зошлось в короткий срок и вызвало одобрение читателей.
Предлагаемое второе издание почти полностью переработано,
и выпускаемая книга приобретает самостоятельное значение.
Основное внимание в книге уделено современным конструк-
циям котлоагрегатов средней и малой производительности
с естественной циркуляцией, серийно выпускаемых котлострои-
тельными заводами или предполагаемых к внедрению; приведен
материал по тепловому и аэродинамическому расчету. Методика
расчета на прочность излагается для нескольких специфических
деталей.
При подготовке настоящего издания автор старался пред-
ставить материал так, чтобы книга могла служить пособием
для инженеров-энергетиков и теплотехников, работающих
в области проектирования и эксплуатации котлоагрегатов.
Замечания и пожелания по книге просьба направлять по
адресу: 192041, Ленинград, Марсово поле, д. 1, Ленинградское
отделение издательства «Энергия».
Автор
ГЛАВА ПЕРВАЯ
КОНСТРУКЦИИ КОТЛОАГРЕГАТОВ
СРЕДНЕЙ И МАЛОЙ МОЩНОСТИ
7-7. Общие положения
Барабанные котлоагрегаты средней мощности с естественной циркуля-
цией паропроизводительностью до 28 кг!сек (приложение 2) предназна-
чаются для установки на тепловых электростанциях средней и малой мощ-
ности. Большинство этих электростанций — промышленные или комму-
нальные. Сравнительно небольшие мощности этих ТЭЦ обеспечивают проект-
ный отпуск тепла, электроэнергии (а в последнее время и холода) в более
короткие сроки, чем энергоустановки большой производительности. Исполь-
зование промышленных электростанций для централизованного комплекс-
ного теплоэнергоснабжения позволяет ликвидировать мелкие неэкономич-
ные котельные.
Основные характерные особенности котлоагрегатов средней мощности:
частичная унификация по топливу, конструктивным узлам и элементам,
применение наддува, широкое использование блоков, плотное экранирова-
ние топочной камеры с применением мембранных панелей, низкая темпе-
ратура уходящих газов, уменьшенные расходы металлов, в частности леги-
рованных, небольшие объемы котельных ячеек, применение облегченной
обмуровки, эксплуатационная надежность, открытая компоновка котлоагре-
гатов. Следовательно, конструктивные решения, осуществляемые для круп-
ных котлоагрегатов, все шире распространяются и на область средней про-
изводительности.
Унификация котлоагрегатов зависит от многих факторов: вида и харак-
теристики топлив, типа топочного устройства, способа шлакоудаления,
параметров пара и т. д. Унификация по топливу осуществляется путем вы-
пуска многотопливных котлоагрегатов для совместного или раздельного
сжигания различных топлив.
Технико-экономические расчеты ЦКТИ показали, что для получения
небольшой разницы в температуре уходящих газов (около 20° С) и приемле-
мой величины объема тепла в пароохладителе (80—130 кдж!кг) объемы
продуктов сгорания, проходящих через один и тот же котлоагрегат, при
сжигании разнообразных по влажности топлив должны отличаться не более
чем на 15—18% (при конвективной характеристике пароперегревателя) или
на 20—25% (радиационный пароперегреватель). При камерном сжигании
твердых топлив одним из способов унификации котлоагрегатов является
использование рециркуляции газов из газоходов в топку. В этом случае
5
независимо от качества сжигаемого топлива, например влажности, можно
получать почти постоянные температуры и объемы газов, проходящих через
газоходы. Оптимальная степень унификации достигнута в транспортабельных
котлоагрегатах ДКВр производительностью до 9,73 кг!сек с единым гео-
метрическим профилем, в котлоагрегатах СУ-20—39 для слоевого и пыле-
угольного сжигания каменных и бурых углей, мазута и газа, а также в но-
вой серии котлоагрегатов паропроизводительностью 9,73; 13,9 и 20,8 кг!сек
на давление 3,92 Мн!м? и перегрев пара 440° С, разработанных ЦКТИ и
Белгородским котельным заводом (БелКЗ).
Унификация по топливу позволила на заводах котлостроения применять
типовую технологию изготовления стандартных основных узлов и деталей
(змеевики пароперегревателя и экономайзера, секции воздухоподогревателя,
камеры, короба, отводящие трубы, гарнитура и т. п.), внедрять в производ-
ство новое прогрессивное оборудование, понизить себестоимость котлоагре-
гатов, сократить затраты труда на котлостроительных заводах и в проектных
организациях, типизировать проектирование и строительство ТЭЦ средней
мощности.
С точки зрения освоения и эксплуатации унифицированные котлоагре-
гаты с единой схемой внутрикотловых процессов (циркуляция, сепарация
пара, регулирование температуры перегретого пара и т. п.) также имеют
значительные преимущества.
Применение наддува обеспечивает постоянство весового потока продуктов
сгорания в газовом тракте, стабильность режима горения, позволяет осу-
ществить более точное регулирование топливо—воздух, снижает потерю
тепла с уходящими газами, уменьшает расход электроэнергии на привод
тяго-дутьевых машин, сокращает габариты котлоагрегата и газоэтводящего
оборудования (газопроводы, дымовые трубы и пр.).
Компоновка и конструкция поверхностей нагрева предусматривают мон-
таж котлоагрегата составными блоками с максимально укрупненными габа-
ритами, позволяющими транспортировку их по железной дороге. Каждый
такой блок представляет собой законченный конструктивный узел в завод-
ском исполнении с жестким креплением. Количество блоков в котлоагрегате
выбирается минимальным, а их вес принимается с учетом грузоподъемности
кранов (до 30 Т). Соединение отдельных блоков при монтаже котлоагрегата
осуществляется с минимальным количеством деталей, требующих тщатель-
ной подгонки и приварки. Лестницы, площадки и некоторая часть обору-
дования котлоагрегата обычно не включаются в основные блоки и транспор-
тируются в виде вспомогательных узлов, которыми доукомплектовываются
мало загруженные железнодорожные платформы.
Экранные блоки шириной до 3 м поставляются в виде законченных по-
верхностей нагрева с верхними и нижними камерами, прошедшими гидрав-
лическое испытание на заводе.
Блоки пароперегревателя изготавливают с элементами каркаса и опор-
ными приспособлениями, обеспечивающими жесткость блоков при их транс-
портировке. В блоках размещается максимальное количество мелких дета-
лей, включая арматуру для установки предохранительных клапанов, термо-
пар, манометров и другой измерительной аппаратуры.
Величина поверхности нагрева, а следовательно, и размер блоков сталь-
ных малогабаритных экономайзеров зависят от ряда факторов: температуры
питательной воды, влажности и зольности сжигаемого топлива, наличия
или отсутствия рассечки с воздухонагревателем, абразивных характеристик
золы и т. п. Детали креплений змеевиков (стойки, подвески) выполняются
одинаковыми.
Применение блоков удешевляет стоимость монтажных работ по котло-
агрегату на 30—40%, позволяет производить монтаж в более короткое время
с минимальной затратой труда, обеспечивает более высокий коэффициент
использования железнодорожного подвижного состава.
6
Мембранные охлаждающие панели с легкой изоляцией позволяют осу-
ществить оптимальную герметизацию газового тракта, создают жесткость
котельных блоков, уменьшают вес обмуровки и соответственно затраты на
ее ремонт. Конструктивные параметры мембранных панелей (диаметр труб,
шаги, ширина и толщина мембран) выбираются в зависимости от темпера-
турной зоны, в которой они расположены. Обычно трубы и мембраны изго-
тавливают из стали Ст.20.
В заключение необходимо отметить, что в целях сокращения времени
ввода в действие энергоустановок, снижения объема строительных работ
и уменьшения величины капитальных затрат на их сооружение котлострои-
тельные заводы выпускают котлоагрегаты для установки на открытом воз-
духе в районах Средней Азии и Кавказа. Открытые и полуоткрытые электро-
станции получили широкое распространение в США, Италии, Франции,
ФРГ и Канаде в районах с климатическими условиями, близкими к климату
южных областей СССР, а также в субтропических и тропических районах
Африки, Индии и Южной Америки. В Советском Союзе успешно работают
открытые и полуоткрытые электростанции (ГРЭС «Северная» в г. Баку,
Ташкентская, Тбилисская и Ереванская ТЭЦ, Али-Байрамлинская ГРЭС
и др.).
Обычно открытые установки проектируют для сжигания природного газа
и мазута, при эксплуатации которых сокращается численность обслужива-
ющего персонала, отсутствует шлакование и износ поверхностей нагрева,
уменьшается количество мест обслуживания.
Площадь укрытия котлоагрегата зависит от его конструкции и клима-
тических особенностей района. Верхняя часть котлоагрегата над барабаном
и площадки обслуживания обычно имеют защитные укрытия от атмосферных
осадков в виде шатра из металлических ферм, обшитых асбоцементным ши-
фером. Помосты котлоагрегатов выполняются решетчатыми для стока воды.
Циркуляционная схема котлоагрегата выполняется с максимальным дре-
нированием.
Усиленный каркас котлоагрегата воспринимает дополнительные нагрузки
от стационарных трубопроводов, ветровых нагрузок и т. п. Щиты контрольно-
измерительных приборов размещаются в утепленных и вентилируемых укры-
тиях, защищенных от внешнего воздействия. Обогрев импульсных линий
к контрольно-измерительным приборам осуществляется от постороннего
источника тепла, что исключает необходимость дренирования импульсных
линий и снятия измерительных преобразователей при останове и ремонте
котлоагрегата в условиях температур воздуха ниже 0° С. Автоматическое
управление работой котлоагрегата осуществляется из центрального котель-
ного пункта.
Оборудование котлоагрегата (дымососы, вентиляторы, регенеративные
воздухоподогреватели т. п.) устанавливается открыто, однако механизмы
привода регенеративного воздухоподогревателя, электроприводы колонок
дистанционного управления, оборудование дробеструйной очистки защи-
щаются от атмосферных осадков.
7-2. Котлоагрегаты средней производительности
В связи с увеличением доли мазута и природного газа в топливном ба-
лансе страны большое распространение получают газо-мазутные котлоагре-
гаты. Эти котлоагрегаты выполняются с более высоким энерговыделением
топочного объема, отличаются меньшими габаритами и капитальными затра-
тами, чем пылеугольные котлоагрегаты, и работают с минимальным избыт-
ком воздуха в топке.
Для газо-мазутных котлоагрегатов нет ограничений по величине темпе-
ратуры газов на выходе из топки, которые характерны при сжигании твер-
дых топлив вследствие размягчения золы. В этих котлоагрегатах преиму-
7
щественно сжигают мазут. Несмотря на незначительное содержание в мазуте
золы (менее 0,3%), при его сжигании на экранах и конвективных поверх-
ностях нагрева образуются спекшиеся отложения, слой которых с течением
времени все более утолщается, что затрудняет очистку поверхности нагрева.
Излучательные свойства продуктов сгорания мазута и газа различны.
При сжигании мазута образуется весьма концентрированное и ярко све-
тящееся пламя. Основными излучателями мазутного пламени являются
трехатомные продукты сгорания и коксовые частицы, образовавшиеся
в результате расщепления крупных капель распыленного жидкого топлива
тяжелых сортов.
В мазутных топках с энерговыделением 230—290 квт/м3 резко выражен-
ный максимум излучения находится в зоне ядра горения, при этом локаль-
ные тепловые нагрузки радиационных поверхностей нагрева значительно
превышают средние. При движении газов к выходному топочному окну
интенсивность излучения падает, снижаясь примерно в 2—2,5 раза. Следо-
вательно, по интенсивности энерговыделения мазутный и газовый факел
заметно неоднороден и состоит из нескольких фаз: фазы воспламенения
с максимальным энерговыделением, в которой выгорает максимальное коли-
чество топлива, фазы с преобладанием диффузионной области горения со
средним энерговыделением и фазы дожигания с минимальным энерговыде-
лением. В связи с этим температура газов на выходе из газо-мазутной топки
в значительной мере определяется положением ядра факела по высоте
топки.
При сжигании природного газа в зависимости от характера перемеши-
вания топлива и воздуха в газовой горелке, термического воздействия на
корень факела степень светимости его будет различна; он может быть как
светящимся, если насыщен раскаленными сажистыми частицами, так и не-
светящимся, практически прозрачным.
Обычно при сжигании природного газа на выходе из горелок наблюдается
относительно плотное, ярко светящееся пламя, а в остальных зонах топки —
прозрачное и несветящееся. Исследования, проведенные в последнее время
в Институте использования газа АН УССР, показали, что теплоотдача излу-
чением несветящегося пламени, получаемого благодаря хорошему предва-
рительному смешению газа и воздуха в смесителе горелки или в амбразуре,
выше теплоотдачи светящегося пламени, возникающего без предваритель-
ного смешения.
Степень заполнения топочного объема факелом при сжигании газа со-
ставляет не более 60%. Относительно небольшое загрязнение экранных
поверхностей интенсифицирует теплопоглощение в топке, в связи с чем
температура газов на выходе из нее ниже, чем при сжигании мазута. В ре-
зультате усиленного теплопоглощения в топочной камере может понизиться
температурный уровень по всем газоходам котлоагрегата и, следовательно,
уменьшится температура перегретого пара на выходе из конвективного пере-
гревателя. При сжигании газообразного топлива также возникает опасность
корродирования первых по ходу воздуха секций воздухоподогревателя из-за
низкой температуры уходящих газов.
При проектировании мазутных котлоагрегатов температура уходящих
газов и, соответственно, потери тепла с уходящими газами принимаются
выше, чем для пылеугольных котлоагрегатов. Это обстоятельство несколько
снижает их рентабельность.
Газо-мазутные котлоагрегаты характеризуются исключительно благо-
приятными и разносторонними возможностями для автоматического регули-
рования горения.
Современные газо-мазутные котлоагрегаты средней производительности
конструктивно выполняются трех основных типов: с П-образной компоновкой
поверхностей нагрева (двухбарабанные или однобарабанные), двухбарабан-
ные котлоагрегаты с горизонтальным расположением поверхностей нагрева
8
(пролетного типа), однобарабанные котлоагрегаты с вихревой камерой
сгорания и призматической камерой охлаждения.
На рис. Ы показан блочный газо-мазутный котлоагрегат Б КЗ-120-100
ГМ Барнаульского котельного завода производительностью 33,4 кг!сек
на давление 9,81 MhIm? с П-образной полусовмещенной компоновкой по-
Рис. 1-1. Котлоагрегат БКЗ-120-100 ГМ Барнаульского котельного завода
1 — газо-мазутные горелки; 2 топка; <?— ширмовый пароперегреватель; 4 — барабан;
5 — выносные циклоны; 6 — дробеструйная установка; 7 — фестон; 5 — конвективный
пароперегреватель; 9 — водяной экономайзер; 10 — трубчатый воздухоподогреватель
верхностей нагрева. Топочная камера призматической формы объемом 317 м3
экранирована трубами 60x5 мм с шагом 64 мм. На фронтовой стене топки
установлено в два яруса восемь газо-мазутных горелок. Энерговыделение
топочного объема 290 квт!м3. Расчетный расход мазута (при =
= 38,8 Мдж/кг) 2,36 кг!сек.
В котлоагрегате применена схема двухступенчатого испарения и уста-
новлены сепарационные устройства (внутрибарабанные циклоны, барбо-
тажно-промывочное устройство, сепараторы пара).
9
Полностью дренируемый пароперегреватель по характеру восприятия
тепла делится на две части: радиационную и конвективную. К радиационной
части относятся ширмы и трубы потолка топки. Конвективные пакеты паро-
перегревателя размещены в опускном газоходе котлоагрегата. Регулирование
температуры перегретого пара осуществляется впрыском «собственного»
конденсата.
За пароперегревателем установлены пакеты водяного экономайзера кипя-
щего типа. Подогрев воздуха до 280° С осуществляется в трубчатом воздухо-
подогревателе.
Обмуровка топочной камеры — натрубного типа, а в области паропере-
гревателя и экономайзера — щитовая.
Расчетный к. п. д. котельного агрегата г|к.а = 91,7%; аэродинамическое
сопротивление 172 дан!м\
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата
БКЗ-120-100ГМ при сжигании мазута приведены в табл. 1-1 и 1-2.
Таблица 1-1. Конструктивные характеристики котлоагрегата БКЗ 120-100ГМ
Наименование	Ширмы	Фестон 			Подвесные трубы	Поворотная камера	Пароперегрева- тель			Экономайзер		Воздухоподо- греватель
					ступени			ступени		
					4-я	3-я	|	2-я	2-я	1-я	
Диаметр труб, мм . • Число рядов труб:	32X4	60X5	38X4			32X4		32X3,5		40Х 1,5
по ходу газов • . •	—	3	2	—	4	12	21	28 + 25 1	1 20	—
» ходу воздуха Шаги труб Si/s2, мм Расположение труб со	896/35	192/200	300/260	—	—	75/78	—	75/55		52 и 66 70/40
стороны газов . . . .	Кори- дорное	Шахматное		—	Коридорное			Шахматное		Про- доль- ное
Поверхность нагрева, м2	121	42,5 |	| 12,8	84,1	121 1	। 362 ।	Г	1040 1	1 400	7200
Таблица 1-2. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата БКЗ 120-100 ГМ
Наименование	Ширмы	Фестон	Подвесные трубы	Поворотная камера	Пароперегрева- тель			Экономайзер		Воздухоподо- греватель
					ступени			ступени		
					4-я |	3-я	2-я	2-я	1-я	
Температура газов, *С:										
на входе .....	1115	1039	1012	1006	963	912	769	597	396	341
» _ выходе ....	1039	1012	1006	963	912	769	597	396	341	151
Температура среды, °C:										
на входе 		315	315	357	400	503	437	368	277	215	50
» выходе ....	352	315	357	400	540	512	437	323	232	280
Скорость газов, м/сек	6,1	15,6	10,5	—	10,4	9,6	9,1	10,3	8,6	10,1
Скорость среды, м/сек	11,6		12,1	—	16,6	13,5	11,1		——	6,1
Коэффициент теплопе- редачи, ет/\м2 • град)	44	47,2	35,5			53,2	50,2	47,9	49	45,7	16,2
Тепловосприятие по- верхности нагрева,										
кдж/кг .......	1675	602	125,5	945	ИЗО	2820	1950	4000	1120	3790
Блочные котлоагрегаты ГМ-50-1 (рис. 1-2) и М-50-1 Бел КЗ мощностью
13,9 кг/сек, с давлением пара в барабане 4,32 Мн!м2 и температурой пере-
гретого пара 440° С конструктивно выполнены почти одинаково. Газо-
мазутный котлоагрегат ГМ-50-1 отличается от мазутного котлоагрегата
М-50-1 меньшей поверхностью нагрева пароперегревателя и наличием
с фронта двух подсвечивающих горелок.
При сжигании природного газа (Q? = 35,6 Мдж/м3) энерговыделение
топочного объема принято равным 284 квт!м\ Расчетный расход природ-
ного газа составляет 1,2 мЧсек, мазута (Q£ = 38,4 Мдж!кг) — 1,08 кг!сек.
10
В котлоагрегатах применена схема двухступенчатого испарения, рассчи-
танная на питательную воду с солесодержанием до 250 мг!кг.
Пар из барабана котлоагрегата поступает в камеру 8, а затем по трубам 9
направляется в промежуточные камеры 11. 15 и далее в поверхностный па-
роохладитель 13. Схема блочного пароперегревателя предусматривает пере-
мещение потоков пара из левой части пароохладителя в правую половину
нижней камеры 15. а из правой части пароохладителя — в левую половину
камеры.
В верхней кипящей части гладкотрубного экономайзера процент кипения
составляет 11,4.
Рис. 1-2. Газо-мазутный котлоагрегат ГМ-50-1 Белгородского котельного завода
1 — горелки; 2 — регулировочные форсунки; 3 — фестон; 4 — взрывной клапан; 5 — топка; 6 — бара-
бан; 7 — выносные циклоны; 8 — камера насыщенного пара; 9 — потолочные трубы пароперегрева-
теля; 10 — дробеструйная установка; И — промежуточная камера; 12 — камера перегретого пара;
13 — поверхностный пароохладитель; 14 - горизонтальный пароперегреватель; 15 — камера паро-
перегревателя; 16 — водяной экономайзер; 17 — горизонтальный трубчатый воздухоподогреватель
Расчетный к. п. д. котлоагрегата т]к. а = 91,42; сопротивление по газо-
вому тракту 234 дан!м2 (природный газ) и 195 дан1м? (мазут).
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата ГМ-50-1
при сжигании природного газа приведены в табл. 1-3 и 1-4.
ЦКТИ совместно с БелКЗ разработана конструкция газо-мазутного
котлоагрегата ГМН-75 с последовательно расположенными поверхностями
нагрева по длине котлоагрегата (рис. 1-3). При такой компоновке поверх-
ностей нагрева высота котлоагрегата минимальна, поскольку она опреде-
ляется высотой только топочной камеры. Котлоагрегат рассчитан на полу-
чение 20,8 кг пара в секунду при давлении в барабане 4,2 Мн!м2 и темпера-
11
Таблица 1-3. Конструктивные характеристики котлоагрегата ГМ-50-1
Наименование	Фестон /	Паропере- греватель	Экономайзер	Воздухо- подогреватель
Диаметр труб, лш	 Число рядов труб по ходу газов . . Шаги труб sj/s.,, мм	 Расположение труб со стороны газов Поверхность нагрева, м?		60 3 210/500 26,9	32X3 15 75/55 Шахл 165	28X3 4 70/50 1атное |	521	29 X 1,5 90 44/33 1385
туре перегретого пара 440° С. В конструкции котлоагрегата осуществлены
и развиты многие передовые идеи котлостроения: применен наддув, увели-
чены скорости движения газов по газоходам котлоагрегата, повышено
энерговыделение топочного объема. Котлоагрегат изготавливается для
крупных транспортабельных блоков, конструкция не нуждается в тяжелых
Рис. 1-3. Газо-мазутный
1 — топочная камера; 2 — газо-мазутные горелки; 3 -- выносные циклоны; 4 - барабан котла;
гпеватель; 8 — водяной экономайзер; 9 — горизонтальный пароперегреватель; 10 - опускньп
*	ностный кон
12
Таблица 1-4. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата ГМ-50-1
Наименование	Фастон	Паропере- греватель	Экономайзер	Воздухо- подогреватель
Температура газов, °C: на входе 		1157	1060	720	295
» выходе . 			1083	720	295	147
Температура среды, °C: на входе 		255	269	159	30
» выходе 	  .	255	440	255	215
Скорость газов, м!сек 		14,4	. 11,7	7,0	10,4
Скорость среды, м!сек			25	—	13,1
Коэффициент теплопередачи, вт/(м2 -град) 		91	81	66	23
Тепловосприятие поверхности нагре- ва, кдж!кг 		1432	6195	7741	2645
6137
котлоагрегат ГМН-75
5 — решетчатые фермы обмуровки; 6 — обдувочные аппараты; 7 ~ регенеративный воздухоподо-
трубы; 11 — кипятильный пучок; 12 — камера диаметром 325Х 13 мм; 13 —- ширмы; 14 — поверх-
денсатор пара
13
несущих каркасах, обшивка охлаждается воздухом. Горизонтальное рас-
положение поверхностей нагрева снижает стоимость строительной кон-
струкции котельной и коммуникаций пара, воды, газа и воздуха, облегчает
эксплуатацию и ремонт оборудования.
Топочная камера объемом 45 м3 шатрового типа работает под наддувом
260 дан!м\ Средняя высота топочной камеры 2—3 м. В топке установлены
комбинированные газо-мазутные горелки, обеспечивающие быстрый переход
от сжигания мазута к сжиганию газа и обратно. Стены топочной камеры
экранированы трубами 38x3 мм', суммарная лучевоспринимающая поверх-
ность экранов составляет 61 ж2. В задней части топки размещены полу ра-
диационные ширмовые поверхности нагрева площадью 28,6 ж2 из трех рядов
труб. Расстояние между ширмами составляет 700 мм. Коэффициент избытка
воздуха при работе на мазуте или на смеси 20% сланцевого газа и 80%
природного газа принят 1,15. Энерговыделение объема топки составляет
1220 квт!м\ Котлоагрегат оборудован системой двухступенчатого испарения.
В верхних и нижних камерах экранов расположены перегородки, отделя-
ющие по 50 труб (от фронта) с каждой стороны во вторую ступень. Паро-
водяная смесь из второй ступени по восьми трубам отводится к выносным
циклонам 325 X 12 мм, из которых пар направляется в барабан котлоагрегата,
а вода по восьми трубам поступает в нижние камеры экранов. Отвод паро-
водяной смеси из верхних камер экранов первой ступени испарения про-
изводится по трубам диаметром 89 мм в барабан котлоагрегата. Питание
водой этих экранов, а также ширмовых поверхностей нагрева осуществ-
ляется 16 необогреваемыми трубами диаметром 89 мм.
Котельный блок состоит из барабана 1200x40 мм, двух камер 325 X 13 мм
и кипятильного пучка с поверхностью нагрева 70,5 м2. Питание водой ко-
тельных труб производится по четырем опускным трубам диаметром 159 мм,
расположенным внутри пучка и защищенным от излучения из топки тру-
бами первого ряда котельного пучка.
Пароперегреватель горизонтального типа выполнен из труб 32x3 мм
с четырьмя вертикальными камерами. Поверхность нагрева пароперегре-
вателя разделена на две части: первая — от камеры насыщенного пара до
первой промежуточной камеры с омыванием газами по схеме противотока и
вторая — от промежуточной камеры до камеры перегретого пара с омыва-
нием смешанным током. Для поддержания температуры пара при изменении
нагрузки котлоагрегата установлено устройство для впрыска собственного
конденсата. Выносной горизонтальный поверхностный конденсатор размещен
в камере 325 X 13 мм. Подача конденсата и его впрыск производятся за счет
перепада давления между барабаном котлоагрегата и местом установки
пароохладителя (в рассечке пароперегревателя).
Поверхность нагрева водяного экономайзера с горизонтальными кори-
дорными змеевиками размещается в двух блоках. Первая часть экономай-
зера (по ходу воды) работает по схеме противотока, вторая часть — по сме-
шанной схеме.
Горизонтальный регенеративный воздухоподогреватель вынесен за пре-
делы котлоагрегата. Воздух подается от вентилятора в нижнюю часть воз-
духоподогревателя, а также в обмуровку экономайзера, где распределяется
по четырем стенкам котлоагрегата и проходит к горелкам. Расход воздуха
на охлаждение обмуровки составляет 20% расхода, необходимого для горе-
ния топлива.
Наружная обшивка котлоагрегата из листов толщиной 4 мм и внутрен-
ние стенки обшивки газоходов объединены в одну пространственную систему
с помощью распорных связей, вертикальных и горизонтальных решетчатых
ферм. Внутренние поверхности обшивки газоходов изолируются асбесто-
вым картоном и шамотным кирпичом толщиной 65 мм.
При сжигании мазута расчетный к. п. д. котлоагрегата т]к.а = 91,1%;
сопротивление газового тракта 255 дан!м2\ воздушного тракта 207 дан/м2.
14
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата ГМН-75
при сжигании мазута приведены в табл, 1-5 и 1-6.
Таблица 1-5. Конструктивные характеристики котлоагрегата ГМН-75
Наименование	Ширмы	Котель- ный пучок	Пароперегреватель		Экономайзер	
			ступени		ступени	
			1-я	|	2-я	1-я	2-я
Диаметр труб, мм	 Число рядов труб по ходу га- зов 	 Шаги s1/s2, мм 	 Расположение труб со стороны газов 	 Поверхность нагрева, м2 . . .	38X3 28,6	38X3 17 250/138 75	32X3 12	|	12 84/50 Шахматное НО |	126		28X3 31	|	30 50/60 Коридорное 433	|	420	
Таблица 1-6. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата ГМН-75
Н^именование	Ширина	Котельный пучок	Пароперегре- ватель		Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
			ступени		ступени		ступени	
			1-я	2-я	1-я	2-я	1-я	2-я
Температура газов, °C: на входе ....	1479	1354	1126	925	754	463	319	212
» выходе	1354	1126	925	754	463	319	212	160
Температура среды, РС: на входе ....	253	253	310	253	211	169	95	30
» выходе . . .	253	253	440	349	253	211	235	95
Скорость газов, м/сек	18,1	22,2	19,8	16,9	17,5	12,9	10,2	9,4
Скорость среды, м/сек	—	—	21,9	16,7	—	—	8,2	6,7
Коэффициент тепло- передачи, вт/(м2 • град) . . .		113	93	82	60	50	12	8
Тепловосприятие по- верхности нагрева, кдж/кг		582	4919	4228	3490	5685	2629	1863	862
ЦКТИ и Бел КЗ разработана конструкция блочного малогабаритного
котлоагрегата Е-40ВН под наддувом (до 450 дан/м2) с газоплотными цельно-
сварными охлаждающими панелями в топке и в конвективной шахте (рис. 1-4).
Этот котлоагрегат производительностью 16,7 кг/сек, с давлением 3,92 Мн/м2
и температурой пара 440° С рассчитан на сжигание природного газа, вы-
сокосернистого мазута (при а = 1,02^-1,03), каменных и бурых углей
антрацитового штыба (АШ).
Топочное устройство состоит из высокофорсированной цилиндрической
вихревой камеры сгорания системы ЦКТИ с пережимом и призматической
камеры охлаждения с ширмовыми поверхностями нагрева. На фронтовой
стене камеры сгорания установлены две прямоточные пыле-газо-мазутные
горелки. Вихревая камера с карборундовым покрытием работает в режиме
жидкого шлакоудаления. При работе на высокосернистых мазутах часть
золы переходит в жидкоплавкое состояние, что уменьшает высокотемпера-
турную (ванадиевую) и низкотемпературную (сернистую) коррозии. Разде-
ление топочного процесса на две стадии: горение топлива и охлаждение
продуктов сгорания — сокращает неравномерность тепловосприятия по
отдельным участкам топки и повышает среднее тепловосприятие экранов.
Объемное энерговыделение камеры сгорания 2093 квт!м\ всей топки в це-
лом 595 квт/м3. Температура горячего воздуха 280—320° С, расчетный
15
к. п. д. котлоагрегата т]ка = 92-?-95% (в зависимости от вида сжигаемого
топлива).
В конструкции и компоновке котлоагрегата применены специфические
особенности: ширмовые поверхности нагрева с продольным омыванием
газами, газоплотная гарнитура (лазы, гляделки, узлы установки горелок
и т. п.), горизонтальный водяной экономайзер, отсутствие взрывных клапа-
нов в экранированных газоходах. Котлоагрегат выполнен тремя транспор-
табельными блоками (топочный, промкамера и экономайзер). Натрубная
тепловая изоляция котлоагрегата состоит из двух слоев совелитовых плит,
покрытых снаружи штукатуркой.
Рис. 1-4. Малогабаритный котлоагрегат Е-40ВН
1 — вихревая камера сгорания; 2— прямоточная пыле-газо-мазутная горелка; 3 — камера охла-
ждения; 4 — газоплотные панели; 5 — выносной циклон; 6 — барабан; 7 — водяной экономай-
зер; 8 — трубчатый воздухоподогреватель; 9 — шлакоудаление
В газо-мазутных блочных двухбарабанных котлоагрегатах Бел КЗ типа ГМ-50-14,
ГМ-50-14/250, в мазутных котлоагрегатах М-50-14 и М-50-14/250 паропроизводительностью
13,9 кг/сек с давлением пара в барабане 1,37 Мн/м2 увеличена испарительная поверхность на-
грева за фестоном, отдельно вынесен чугунный водяной экономайзер, уменьшена поверхность
нагрева воздухоподогревателя и, следовательно, снижен подогрев воздуха (рис. 1-5).
Топочная камера объемом 133 м3 имеет восемь самостоятельных циркуляционных конту-
ров (по числу блоков топки). Расчетное энерго выделение топочного объема котлоагрегата
ГМ-50-14 при сжигании высокосернистого мазута (Q£ — 37, 42 Мдж/кг) составляет 266 квт!м3
при расходе топлива 0,945 кг/сек. Двухступенчатая схема испарения с выносными циклонами
рассчитана на питательную воду с солесодержанием до 250 мг!кг. В центре котельного пучка
вдоль барабанов расположен ряд обогреваемых опускных труб наружным диаметром 219 мм\
по торцам барабаны соединены двумя рядами необогреваемых опускных труб наружным диа-
метром 133 лш. При получении насыщенного пара вместо пароперегревателя устанавливается
подсушивающая петля. К. п. д. котлоагрегата т}к, а ~ 90, 96%. Конструктивные и тепловые
характеристики котлоагрегата ГМ-50-14 приведены в табл. 1-7 и 1-8.
По конструктивному выполнению газо-мазутный котлоагрегат Е-25-14 (рис. 1-6) произво-
дительностью 6,95 кг/сек мало отличается от котлоагрегата ГМ-50-14. Давление пара в барабане
1,37 Мн/м2, температура перегретого пара 250° С. Топочная камера объемом 74 м3 экраниро-
16
вана трубами 60X3 мм. Энерговыделение топочного объема 263 квт!м?. К. п. д. котлоагрегата:
при работе на мазуте т]к. а = 88,9%, на газе т)к.-а = 90,3%. Конструктивные и тепловые ха-
рактеристики котлоагрегата E-25-I4 приведены в табл. 1-9 и 1-10.
Многообразие конструкций газо-мазутных котлоагрегатов объясняется
поисками наиболее перспективных решений, позволяющих надежнее и эко-
Рис. 1-5. Котлоагрегат ГМ-50/14 Белгородского котельного завода
1 — топочная камера; 2 — выносной циклон; 3 — фестон; 4 — котельный пучок; 5 — пароперегрева-
тель; 6 — трубчатый воздухоподогреватель; 7 — чугунный водяной экономайзер
номичнее сжигать мазут и газ. Развитие газо-мазутных котлоагрегатов, не-
сомненно, будет продолжаться, поскольку мазут и газ в качестве энергоно-
сителя представляют собой как бы переходное звено между угольным и
ядерным топливом.
Таблица 1-7. Конструктивные характеристики котлоагрегата ГМ-50-14
Наименование	Фестон	 Котельный пучок	Воздухо- подогрева- тель	Экономайзер	
				ступени	
				первая	вторая
Диаметр труб, мм . . . Число рядов труб:	60X3	60X3	40Х 1,5	76X8 15	76X8
по ходу газов . . .	3	14	—.		15
» ходу воздуха	——-	—__	48	—.	—.
Шаги труб Si/s^ мм . . Расположение труб со	210/100	90/120	60/42		—
стороны газов ....	Шахматное		Продольное	Коридорное	
Поверхность нагрева, м2	32	|	347	496	531	|	531
17
Таблица 1-8. Тепловые характеристики котлоагрегата ГМ-50-14
Наименование	Фестон	Котельный пучок	Воздухо- подогре- ватель	Экономайзер	
				Ступени	
				первая |	|	вторая
Температура газов, °C: на входе 		1076	1028	507	354	228
» выходе ....	1028	507	354	228	161
Температура среды, °C: на входе 		194	194	30	119	100
» выходе ....	194	194	206	153	118
Скорость газов, м!сек	6,55	12	11,8	17,9	15,4
Скорость среды, м!сек	—	—	8,3	—	—
Коэффициент теплопере- дачи, (вт/(м2-град) Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	49,3	49,8	16,8	27,8	25,4
	1010	10 350	2700	2180	2230
Таблица 1-9. Конструктивные характеристики котлоагрегата Е-25-14
Наименование		Фестон	Паропере- греватель	Котельный пучок	Воздухоподо- греватель	Экономайзер
Диаметр труб, мм . Число рядов труб по	хо-	бохз	28X3	60X3	40Х 1,5	76X8
ду газов ....		1	2	14	—	18
Шаги труб	мм Расположение труб стороны газов . .	со	90/—	42/70 Шахматное	90/120	Продольное	55/50 Коридорное
Поверхность нагрева,	м2	17	1	24,8 I	165	242	531
Таблица 1-10. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата Е-25-14
Наименование	Фестон	Паропере- греватель	Котельный пучок	Воздухоподо- греватель	Экономайзер
Температура газов, °C: на входе 		1082/980	1050/958	944/851	410/514	294/378
» выходе ....	1050/958	944/851	410/514	294/378	157/195
Температура среды, РС: на входе 		200,4	200,4	200,4	30	100
» выходе ....	200,4	250	200,4	170/190	144/155
Скорость газов, м!сек	10,1/9,05	4,2/4,23	10,3/9,5	12,5/13,8	11,3/12,3
Скорость среды, м!сек	.—	26,6/17,4	—	7,2/7,3	—
Коэффициент теплопере- дачи, вт!(м2‘град) Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	38,4/28	56/38,8	73,5/44,5	18,5/16,2	26,7/21
	645/456	1510/1601	10 420/6 950	1960/2450	2440/3301
Примечание.
В числителе приведены данные при сжигании природного газа
— 35,6 Мдж^'м^,
в знаменателе при сжигании
мазута (qJJ = 37,4 Мдж/кг).
н
В энергетике Советского Союза широко используются низкосортные
дешевые топлива (высоковлажные и многозольные бурые угли, фрезерный
торф, горючие сланцы, отходы древесины и т. п.).
БелКЗ выпускает с 1959 г. серию блочных однобарабанных котлоагрега-
тов с естественной циркуляцией производительностью 13,9 кг/сек, с давле-
нием пара за запорной задвижкой 3,92 Мн!м2 и температурой перегретого
пара 440° С для камерного сжигания бурых углей (Б-50-40), каменных
углей (К-50-40) и фрезерного торфа (Т-50-40). Топки в плане выполняются
18
квадратными или близкими к квадрату с сухим шлакоудалением. В зависи-
мости от сорта сжигаемого топлива изменяется тип топочного устройства.
Для сжигания каменных и тощих углей, антрацитового штыба установлены
вихревые пылеугольные горелки и шаровые мельницы, для бурых углей,
фрезерного торфа и сланцев — две молотковые мельницы. Растопка котло-
агрегатов предусмотрена на мазуте.
Рис. 1-6. Котлоагрегат Е-25-14 Белгородского котельного завода
1 — топочная камера; 2 — выносной циклон; 3 — фестон; 4 — пароперегреватель; 5 — котель-
ный пучок; 6— трубчатый воздухоподогреватель; 7 — чугунный водяной экономайзер

Для повышения температурного уровня в зоне воспламенения пыли
антрацитового штыба, некоторых сортов трудновоспламеняющихся тощих
углей, высоковлажного фрезерного торфа и бурых углей участки экранов
выполняют ошипованными и закрытыми высокоогнеупорной хромитовой
массой с низкой теплопроводностью. В рассматриваемых котлоагрегатах
применена трехслойная монолитная облегченная обмуровка, закрепленная
на каркасе. Толщина обмуровки 215 мм, а на участках, не закрытых тру-
бами, 315 мм.
Унифицированные блочные котлоагрегаты Б-50-40 и Т-50-40 отличаются
размерами поверхностей нагрева пароперегревателя и водяного экономай-
зера (рис. 1-7). Топочная камера объемом 207 м3 имеет десять контуров
циркуляции (по числу топочных блоков). Полная лучевоспринимающая
19
поверхность экранов 200 м2. При сжигании подмосковного угля энерго-
выделение топочного объема составляет 202 квт!м?. Пар из барабана направ-
ляется в прямоточную часть горизонтального пароперегревателя, в поверх-
ностный пароохладитель и далее в выходные петли пароперегревателя,
выполненные из стали 12МХ. Расчетный к. п. д. котлоагрегата те. а =
= 88,5%.
Рис. 1-7. Котлоагрегат Б-50-40 Белгородского котельного завода
1 — шахта молотковой мельницы: 2 — топочная камера; 3 — фестон; 4 — пароперегрева-
тель; 5 — поверхностный пароохладитель; 6 — выносной циклон; 7 — водяной экономай-
зер; 8 — трубчатый воздухоподогреватель
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата Б-50-40
приведены в табл. 1-11 и 1-12. Основные расчетные характеристики котло-
агрегата Т-50-40: расход топлива 4,95 кг/сек (QJ = 8,51 Мдж/кг), энерго-
выделение топочного объема 205 квт/м?, т]к. а = 88,1 %. В конструктивном
выполнении котлоагрегат К-50-40 аналогичен котлоагрегату Б-50-40.
20
Таблица /-//. Конструктивные характеристики котлоагрегата Б-50-40
Наименование	Фестон	Пароперегре- ватель		Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
		ступени		ступени		ступени	
		2-я	|	1-я	2-я	1-я	2-я	|	1-я
Диаметр труб, мм . . .	60	32X3		28X3		40X1,5	
Пиело рядов труб: по ходу газов 		4	12	12	15	52		
» ходу воздуха	—	 —	—	—-	—	35	|	1	27
Шаги труб	мм . .	560/220	75/55	—.	90/50	70/50	54/42	
Расположение труб со стороны газов ....	Шах-	Коридорное		Шахматное		Продольное	
Поверхность нагрева, м2	матное 22	.116,4 ।	1 125	112	| 464	950	[ 1632
Таблица 1-12. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата Б-50-40
Наименование	Фестон	Пароперегре- ватель		Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
		ступени		ступени		ступени	
		2-я	1-я	2-я	1-я	2-я	1-я
Температура газов, °C: на входе 	 » выходе .... Температура среды, °C: на входе 	 » выходе .... Скорость газов, м/сек Скорость среды, м/сек Коэффициент теплопере- дачи, вт/(м2-град) Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	1043 1008 255 255 5,4 68 274	.	1004 720 327 440 9,4 25,7 66 883	1004 720 255 359 9,4 20,6 66 1101	720 568 238 255 11,4 97 1108	437 241 164 238 9,5 91 1365	568 437 190 390 13,5 8,2 19 925	241 151 55 190 11,6 7,5 21 628
Топочная камера объемом 238 м3 полностью экранирована; лучевоспри-
нимающая поверхность экранов Нл = 224 м2. При сжигании каменного
угля (Q£ = 29,8 Мдж/кг) расчетное энерговыделение топочного объема
168 квт!м3 (при расходе топлива 1,24 кг!сек). т]к. а = 91,2%.
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата К-50-40
при сжигании каменного угля приведены в табл. 1-13 и 1-14.
Таблица 1-13. Конструктивные характеристики котлоагрегата К-50-40
/ Наименование	Фестон	Пароперегре- ватель	Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
		ступени				
		1-я	|	2-я	1-я	1	2-я	!-я	|	2-я
Диаметр труб, мм . . . Число рядов труб по хо- ду газов 	 ШаГИ Труб Sx/S2, мм . . Расположение труб со стороны газов .... Поверхность нагрева, м2	60 4 560/220 Шах- матное 22	32X3 22	|	22 75/55 Коридорное 209 | 201	28X3 32	1	28 90/50 | 70/50 Шахматное 224 | 232		40X1,5 54/42 Продольное 841 | 1632	
21
Таблица 1-14. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата К-50-40
Наи меноняпис	Фестон	Пароперегре- ватель		Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
				ступени			
		!-Я |	2-я	1-я	|	2-я	|	1-я	2-я
Температура газов, сС па входе 		982	948	948	594	298	381	226
» выходе ....	951	596	596	381	226	298	124
Температура среды, °C па входе 		255	255	347	179	155	167	30
» выходе 		255	363	440	246	178	267	167
Скорость газов, м/сек	3,95	6,7	6,7	7,4	6,5	9,4	8,6
Скорость среды, м/сек	.—	20,7	26,2	—	—	6,2	5,8
Коэ<|х|)ициепт теплопере- дачи, нт/(м? - град)	49	43	44	69	67	16	17
Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	368	3140	2195	3220	1080	1200	1525
Для уменьшения габаритов котлоагрегатов средней и повышенной мощности ведутся поиски
конструктивного оформления топок с жидким шлакоудалением. Жидкое шлакоудаление ин-
тенсифицирует радиационный теплообмен, следовательно, позволяет получить более низкую
температуру газов на выходе из топки, позволяет повысить энерговыделение в топке и работать
с минимальным избытком воздуха, уменьшает потери с уходящими газами и от механического
недожога, устраняется шлакование поверхностей нагрева. При жидком шлакоудалении
улавливается максимальное количество золы, что дает возможность перейти на повышенные
скорости потока в газоходах с целью увеличения коэффициентов теплопередачи, сокращения
необходимых поверхностей нагрева, одновременно упрощается система улавливания золы
из продуктов сгорания.
Топки с жидким шлакоудалением применяются при сжигании слабореакционных камен-
ных углей с умеренными значениями температуры плавления золы (/3	1300-ь 1350° С)
и некоторых бурых углей, в частности с повышенным содержанием СаО в золе. В настоящее
время работают открытые топки с вихревыми горелками и с горизонтальным утепленным по-
дом. Более перспективными топочными устройствами с точки зрения универсальности по
топливу и удобства унификации являются двухкамерные высокофорсированные топки с U-об-
разпым факелом, топки системы ВТИ с у-образным факелом, а также вихревые топки системы
ЦКТИ со скрещивающимися струями.
Совокупность перечисленных выше достоинств топок с жидким шлакоудалением создает
благоприятные предпосылки для их более широкого применения в котлоагрегатах средней
производительности, особенно если будут найдены способы регулирования температуры в ос-
новной зоне горения.
При факельном сжигании эстонских и гдовских сланцев в котлоагрегатах
с П-образной компоновкой поверхностей нагрева происходит интенсивный
коррозионно-абразивный износ труб верхней ступени водяного экономай-
зера в области, прилегающей к задней стене конвективного газохода. Уста-
новка между пароперегревателем и водяным экономайзером золоулавлива-
тглей системы ВТИ охлаждаемого и неохлаждаемого типов, защитных
манжет на верхних образующих экономайзерных труб, а также приварка
к трубам прутков не дают положительных результатов. Золоуловители обычно
забиваются спекшимися отложениями золы, на манжетах и прутках нали-
пает сланцевая зола, забивающая проходы между трубами и ускоряющая
локальный износ труб.
Показанный на рис. 1-8 блочный котлоагрегат С-35-40 БелКЗ для сжи-
гания многозольной сланцевой мелочи с многоходовой компоновкой поверх-
ностей нагрева имеет паропроизводительность 9,73 кг!сек, давление 3,92 Мн/м2
и температуру пара 440° С. С аналогичной конфигурацией поверхностей
нагрева выполнен котлоагрегат С-20-40 мощностью 5,56 кг!сек. Топка объе-
мом 233 л/3 котлоагрегата С-35-40 (//л -- 232 м2) и 142 л/3 котлоагрегата
С-20-40 (//л	175 л/2) экранирована трубами 60x3 мм с шагом 70 мм.
Расчетное энерговыделение топочного объема котлоагрегата С-35-40 состав-
ляет 128 квт!мЛ. Поверхности нагрева и устройства для очистки продуктов
сгорания от летучей золы по ходу газов расположены в следующем порядке:
22
трехрядный фестон, конвективный пароперегреватель, инерционно-осади-
тельная камера, водяной экономайзер кипящего типа, батарейный золо-
уловитель, двухпоточный (по воздуху) трубчатый воздухоподогреватель
и на выходе из котлоагрегата батарейный циклон. Выходные петли паро-
перегревателя выполнены из легированной стали 12МХ. Температура пере-
гретого пара регулируется поверхностным пароохладителем, установленным
в промежуточной камере между первой и второй ступенями пароперегре-
Рис. 1-8. Котлоагрегат С-35-40 Белгородского котельного завода
1 — топка; 2 — фестон; 3 — барабан котла; 4 — выносные циклоны; 5 — па-
роперегреватель; 6 — взрывной клапан; 7 — инерционно-осадительная
камера; S — водяной экономайзер; 9 — батарейный циклон; 10 — возду-
хоподогреватель
вателя. Конструкция водяного экономайзера имеет следующие особенности:
пониженные скорости газов, расположение гибов змеевиков вне газохода,
увеличенная толщина стенок труб. Расчетный к. п. д. котлоагрегата т]к. а =
= 87,4%; суммарное сопротивление газового тракта 252 дан!л/2, воздушного
тракта 305 дан!м\ Конструктивные и тепловые характеристики котлоагре-
гата С-35-40 приведены в табл. 1-15 и 1-16.
Древесные отходы лесопиления и деревообработки (рейки, горбыли,
отсев технологической щепы, кора и др.) характеризуются широким диа-
пазоном колебаний влажности и зольности (U7p — 35-5-70% ; Лр = 0,7 — 5%),
пониженной сыпучестью и способностью к образованию сводов в течках
и бункерах, а также неудовлетворительной размолоспособностью из-за
волокнистого строения материала. Низкие теплотехнические показатели
древесины м нестабильность поступления отходов в котельные привели
23
Таблица 1-15. Конструктивные характеристики котлоагрегата С-35-40
Наименование	Фестон	Пароперегреватель ступени		Экономайзер	Воздухоподо- греватель
		1-я	2-я		
Диаметр труб, мм . . . Число рядов труб:	60X3	38X3	32X3	32X4	50X1,5
по ходу газов . . .	3	8	22	60	—
» ходу воздуха	—	_—	—	.—	44
Шаги труб	мм Расположение труб со	210/220	110/149	110/75	149/61	56/44
стороны газов ....	Шахматное	Коридорное		Шахматное	
Поверхность нагрева, м*	57,5	112	|	188	270	1	1510
Таблица 1-16. Расчетные
тепловые характеристики котлоагрегата С-35-40
Наименование	Фестон	Пароперегреватель		Экономайзер	Воздухопо- догреватель
		ступени			
		1-я	2-я		
Температура газов, сС на входе 		892	840	729	572	332
» выходе ....	840	729	572	332	176
Температура среды, °C: на входе 		255	345	255	150	55
» выходе ....	255	440	353	245	263
Скорость газов, м!сек	3	5,8	5,7	6,4	12,2
Скорость среды, м!сек	—	17,8	20,9	—	10,4
Коэффициент теплопере- дачи, вт!(м2-град)	44	47	34	66	22
Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	389	747	1047	1591	1088
к созданию конструкций многотопливных котлоагрегатов для раздельного
или комбинированного сжигания коры и древесных отходов, угольной пыли,
мазута, природного газа.
Многотопливный блочный котлоагрегат КМ-75-40 Бел КЗ (рис. 1-9)
производительностью 20,8 кг! сек, давлением 3,92 Мн!м2 и температурой
пара 440° С имеет двухкамерную топку объемом 680 ж3. Предтопок оборудо-
ван наклонной неподвижной решеткой и чешуйчатой цепной решеткой. Дре-
весные отходы и кора, сползая по наклонной решетке, подсушиваются и
догорают на цепной решетке. Предтопок снабжен мазутными подсвечива-
ющими горелками. В основной топочной камере для сжигания угольной пыли,
мазута и газа объемом 434 м3 размещены четыре комбинированные горелки.
Нагнетаемый в топку воздух распределяется следующим образом: на острое дутье 20%
в предтопок и 45% под наклонную решетку (с температурой до 400° С), под цепную решетку
35% (с температурой 250° С). В первую и последнюю зоны цепной решетки поступает 5—7%
холодного воздуха. Расчетные коэффициенты избытка воздуха в топке приняты следующие:
для коры ат --- 1,4; для газа, угля ат = 1,3; для мазута ат — 1,25; для смесей ат = 1,35.
При сжигании отжатой коры влажностью 1FP до 57% (Qp — 6,2 Мдж/кг)
расчетное энерговыдсление объема топки составляет 75 квт!м3 при расходе
топлива 7,4 кг/сек.
Цепная решетка усложняет конструкцию котлоагрегата и его унифика-
цию, создает дополнительные затраты энергии на ее привод, увеличивает
металлоемкость. Значительный запас топлива в предтопке затрудняет регу-
лирование процесса горения. Расчетный к. п. д. котлоагрегата цк. а 80,3%.
24
Конструктивные и тепловые характеристики котлоагрегата КМ-75-40
при сжигании отжатой коры приведены в табл. 1-17 и 1-18.
Унифицированные блочные котлоагрегаты БелКЗ производительностью 13,9 кг!сек пред-
назначены для получения насыщенного или перегретого пара (до 250° С) с давлением на вы-
ходе 1,37 Мн/м*.
Рис. 1-9. Котлоагрегат КМ-75-40 Белгородского котельного завода
1 — цепная решетка ЧЦР 5600X3100; 2 --- наклонная финская решетка; 3 — дутьевые зоны; 4 — сопла
острого дутья; 5 — пароперегреватель; 6 — дробеструйная установка; 7 г— водяной экономайзер;
8 — турбчатый воздухоподогреватель
П-образной компоновкой поверхностей нагрева. При сжигании фрезерного торфа и бурых
углей топочная камера оборудуется двумя молотковыми мельницами, для сжигания камен-
ных углей — вихревыми горелками. Топка объемом 207 м3 экранирована трубами 60X3 мм.
Схема испарения — двухступенчатая, рассчитанная на питательную воду с солесодержанием
до 250 мг!кг.
В зависимости от сорта сжигаемого топлива изменяется температура уходящих газов и
к. п. д. котлоагрегата: для котлоагрегатов К-50-14 (К-50-14/250) при работе на каменном угле
температура уходящих газов Фух = 118° С, %. а = 91,4%; для котлоагрегатов Б-50-14
(Б-50-14//250) при работе на буром угле йух — 152° С, 7]к. а = 87,7%.
25
Таблица 1-17. Конструктивные характеристики котлоагрегата КМ-75-40
Наименование	Фестон	Пароперегреватель		1 Экономайзер |		Воздухоподо- греватель	
				ступени			
		1-я	2-я	1-я	2-я	1-я	2-я
Диаметр труб, мм . . .	60	38X3		32X3		40 X 1,5	
Число рядов труб: по ходу газов . . .	4	4 шах.	16	21	36	—	
» ходу воздуха	—	6 кор.	—	—	—	48	39
Шаги труб Sj/sg» мм . .	300/250	113/105	9/80	80/55		60/42	70/45
Расположение труб со стороны газов ....	Шах-	Сме-	Кори-	Шахматное		Продс	эль ное
Поверхность нагрева, Л12	матное 62	шанное 220	дор ное 400	320	 490	1000	2600
Таблица 1-18, Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата КМ-75-40
Наименование	Фестон	Пароперегреватель		Экономайзер		Воздухоподо- греватель	
		ступени					
		1-я	2-я	2-я	1-я	2-я	1-я
Температура газов, СС: на входе 	 » выходе .... Температура среды, СС на входе 	 » выходе .... Скорость газов, м/сек Скорость среды, м/сек Коэффициент теплопере- дачи, вт/(м?'град) Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	786 760 255 255 4,9 52 167	760 668 255 352 5,6 13,4 42 532	668 571 321 440 8,3 16,8 45 570	571 460 216 255 10,2 53 645	399 306 163 224 9,8 52 560	460 399 240 398 13,7 4,1 17 355	306 197 55 250 14,8 4,7 20 652
Таблица 1-19, Конструктивные характеристики котлоагрегата Т-50-14/250
Наименование	Фестон	Паропе- регрева- тель	Котель- ный пучок	Экономайзер	Воздухоподо- греватель			
				ступени			
				2-я	1-я	2-я	1-я
Диаметр труб, мм . . . Число рядов труб:	60	38X3	60	28X3	76	40 >	(1,5
по ходу газов . . .	4	4	12	16	12	—	—
» ходу воздуха	—	—	—	—	—.	35	27X3
Шаги труб st/s2, мм . . Расположение труб со стороны газов ....	560/220	90/75 Шахм	195/64 атное	193/107	Кори-	54/42 Продольное	
Поверхность нагрева, м2	22'	50	' 180	112	дорное 566	950 1	1632
26
19275
16970
15000
16350	17960
12230
В свети 5000
7)60x3
6600
6
ом
Тр.Ф 90*1,5
19755
^7
10950
9250
7950
На рис. 1-10 показан котлоагрегат Т-50-14/250 для сжигания фрезерного торфа ((?£==
= 8,51 Мдж/кг) с энерговыделением топочного объема 186 квт/м?. Наклонная петля паро-
перегревателя установлена за фестоном. В поворотной камере между топкой и опускным га-
зоходом размещается котельный
пучок с поверхностью нагрева
180 лг,с самостоятельным цир-
куляционным контуром. Пита-
тельная вода из экономайзера
поступает в барабан котельного
пучка, а затем в наклонные сек-
ции из труб 60X3 мм. Расчет-
ный к. п. д. котлоагрегата т]к. а—
— 87,2%. Конструктивные и
тепловые характеристики котло-
агрегата Т-50-14/250 приведены
в табл. 1-19 и 1-20.
В заключение необхо-
димо отметить, что ЦКТИ
и Бел КЗ разработана се-
рия унифицированных пы-
леугольных котлоагрега-
тов типа Е-75 (50,35)/40-Н
на давление 3,92 Мн/м\
температуру пара 440° С
для работы под наддувом
(до 300 дан/м2), с сухим
шлакоудал ением (рис.
1-11). Продольный размер
для всех типов котлоагре-
гатов одинаков; увеличе-
ние паропроизводительно-
сти в серии сопровождает-
ся изменением ширины
котлоагрегата в резуль-
тате возрастания количе-
ства стандартных топоч-
ных блоков, змеевиков па-
роперегревателя и водя-
ного экономайзера. Котло-
агрегаты приспособлены
для сжигания высоко-
3790

1700
Рис. 1-10. Котлоагрегат Т-50-14/250 Белгородского котель-
ного завода
1 — фестон; 2 — пароперегреватель; 3 — котельный пучок;
4 — предвключенный барабан; 5 — стальной водяной эконо-
майзер; 6 — трубчатый воздухоподогреватель; 7 чугунный
экономайзер
Таблица 1-20. Расчетные тепловые характеристики котлоагрегата Т-50-14/250
Наименование	Фестон	Паропе- регрева- тель	Котель- ный пучок	Экономайзер	Воздухоподо- греватель			
				Ступени			
				2-я	1-я	2-я	1-я
Температура газов, РС: на входе 		1016	982	908	654	404	507	240
» выходе ....	982	908	654	507	240	404	160
Температура среды, QC: на входе 		200	200	200	170	100	206	60
» выходе ....	200	250	200	200	172	378	193
Скорость газов, м/сек	5,5	7,55	6,3	11,3	22,5	13,6	12,4
Скорость среды, м/сек	—	34,6	—	—	—	7,6	7,1
Коэффициент теплопере- дачи, вт/(м3-град)	71	56	70	100	42	20	22
Тепловосприятие поверх- ности нагрева, кдж/кг	235	348	1610	950	985	636	525
27
влажных бурых углей, фрезерного торфа, каменных углей, а такж^
природного газа и мазута.
Топка запроектирована с цельносварными экранами из труб 50x4 мм.
На* фронтовой стене в один ряд расположены 4 пылеугольные горелки.
Энерговыделение топки относительно невелико (209 квт!мл).
Рис. 1-11. Котлоагрегат Е-75/40-Н
/ — система золоудаления с гидр'озатвором; 2 — горелки; 5 — ширмы;
4 — пароперегреватель; 5 — водяной экономайзер; 6 — трубчатый
воздухоподогреватель
Схема испарения — двухступенчатая, рассчитана на питательную воду
с солесодержанием до 350 мг'кг.
В газоходах последовательно по ходу продуктов сгорания расположены
испарительные ширмы (котлоагрегаты мощностью 13,9 и 20,8 кг/сек), гори-
зонтальные змеевики пароперегревателя и водяного экономайзера, подве-
шенные на испарительных трубах, трубчатый воздухоподогреватель. В за-
висимости от паропронзводительноети котлоагрегата изменяется величина
28
поверхностей нагрева. Для котлоагрегатов Е-35/40-Н, Е-50/40-Н, Е-75/40-Н
соответственно:
Паропроизводительность, кг/сек 	, Поверхность нагрева, м2:	. . .	9,73	13,9	20,9
радиационная 	 .	. . .	195	282	370
пароперегревателя 		. . .	320	485	649
водяного экономайзера 	 .	. . .	294	430	576
воздухоподогревателя 			. . . 1610	2030	2450
Обмуровка топочной камеры состоит	ИЗ слоя	минераловатных плит	
толщиной 120 мм. Змеевиковые поверхности нагрева оборудованы паровой
обдувкой. Гарнитура котлоагрегата и места прохода через обшивку обдувоч-
ных приборов снабжены воздушными завесами. К. п. д. котлоагрегатов
т]к.а - 87-92%.
7-5. Котлоагрегаты малой производительности
Бийский котельный завод выпускает унифицированные транспортабель-
ные реконструированные котлоагрегаты типа ДКВр, которые могут быть
использованы в различных отраслях промышленности, на транспорте, в ком-
мунальном и сельском хозяйстве (пар потребляется для технологических
и отопительно-вентиляционных нужд) и на электростанциях малой мощ-
ности. Типоразмеры котлоагрегатов ДКВр приведены в табл. 1-21.
Таблица 1-21. Типоразмеры котлоагрегатов ДКВр
Избыточ- ное давле- ние пара, Мн/м-	Пар	Паропроизводительность, кг/сек					
		0,695	1,11	1.8	2,78	5,56	9,73
1,28	Перегретый Насыщенный	2,5-13	4-13-250 4-13	6,5-13-250 6,5-13	10-13-250 10-13	20-13-250 20-13	35-13-250 35-13
2,26	Перегретый Насыщенный	—	—	6,5-23-370 6,5-23	10-23-370 10-23	20-23-370 20-23	—
3,83	Перегретый Насыщенный	__		—	10-39-440 10-39	—	35-39-440
Примечание. Котлоагрегаты ДКВр-39 и ДКВр-10-13 с пароперегревателями и без него
в низкой компоновке не являются серийными.
Вся серия унифицированных котлоагрегатов типа ДКВр на давление 1,28 и 2,26 Мн[м2
имеет общую конструктивную схему — это двухбарабанные котлоагрегаты с естественной
циркуляцией и экранированной топочной камерой, с продольным размещением барабанов и
коридорным расположением кипятильных труб (рис. 1-12). При изменении паропроизводи-
тельности изменяется длина и ширина котлоагрегата. Движение газов в котлоагрегатах —
горизонтальное поперечное с несколькими поворотами. Сварные барабаны котлоагрегатов,
изготовленные из низколегированной стали марки ГС (ГОСТ 5520—69), унифицированы и
имеют одинаковые внутренние диаметры (1000 мм с толщиной стенки 13 мм). Барабаны котло-
агрегатов на давление 2,26 Мн/м2 отличаются лишь увеличенной толщиной стенок (20 мм),
при этом часть верхнего барабана, размещенная в топочной камере, изолирована торкретом.
В паровом пространстве верхнего барабана размещаются сепарационные устройства
(жалюзи и дырчатые листы), в водяном пространстве — две питательные перфорированные
трубы (в котлоагрегатах ДКВр-2,5-13 — одна труба) и контрольные легкоплавкие пробки.
В нижнем барабане (шламоотстойнике) установлена перфорированная труба для периодиче-
ской продувки, штуцер для спуска воды, а в котлоагрегатах производительностью не менее
1,8 кг!сек имеется также труба для прогрева котлоагрегата при растопке.
Боковые экранные трубы с шагом 80 мм верхними концами завальцованы в верхнем ба-
рабане, а нижние концы экранных труб приварены к нижним камерам. В боковые экраны вода
одновременно поступает из верхнего барабана по передним опускным трубам и из нижнего
барабана по перепускным трубам. Такая схема питания боковых экранов повышает надеж-
ность работы при пониженном уровне воды в верхнем барабане, увеличивает кратность цир-
куляции. Передние опускные трубы, размещенные в обмуровке, являются также дополнитель-
ной опорой для консольно расположенного верхнего барабана.
29
30604

Рис. 1-12. Котлоагрегат ДКВр-6,5-13 —250
с облегченной обмуровкой
1 — дутьевая заслонка; 2 — пневмомеханический
забрасыватель; 3 — подвод воздуха к забрасыва-
телю; 4 — боковой экран; 5 — верхний барабан;
6 — подвод питательной воды; 7 — штуцер для
отвода насыщенного пара на обдувку; 8 — обду-
вочное устройство; 9 кипятильные трубы; 10—
нижний барабан; 11 — патрубок для продувки
и удаления шлама; 12 — опорная рама; 13 — ко-
лосниковая решетка; 14 — пароперегреватель;
15 — облегченная обмуровка; 16 — камера дого-
рания; 17 — устройство возврата уноса
В котлоагрегатах ДКВр-10-13 и ДКВр-10-21 имеется фронтовой экран, питающийся
по отдельной линии из верхнего барабана, и задний экран, получающий воду из верхней части
нижнего барабана. Шаги фронтового и заднего экранов 130 мм.
Верхний и нижний барабаны соединены пучком бесшовных труб 51X2,5 мм, образующим
конвективную поверхность нагрева; продольный шаг труб равен 100 мм, поперечный — 110 мм.
Ширина конвективного пучка котлоагрегатов производительностью 0,695 и 1,11 кг!сек —
2730 мм, производительностью 1,8 и 2,78 кг!сек — 2730 мм. Последние ряды котельных труб
по ходу газов являются опускными.
650	$	. О.
Рис. 1-13. Пароперегреватель котлоагрегата ДКВр 4-13-250
1 — нижний барабан; 2 — котельные трубы; 3 — верхний барабан;
4 — камера перегретого пара; 5 — змеевики перегревателя
Тип котлоагрегата . . . ДКВр- ДКВр- ДКВр-
4-13-250 6,5-13*250	10-13-250
А, мм...................... 510	1925	1110
Б, мм..................... 1051	1466	1651
Число змеевиков	....	8	12	15
Развитый котельный пучок обеспечивает отсутствие кипения воды в чугунном водяном
экономайзере или возволяет получить подогрев воздуха максимальный по термическим усло-
виям работы слоевых решеток (до 200° С).
Для уменьшения топочных потерь топка котлоагрегатов ДКВр разделена на две части:
собственно топку и камеру догорания. Величина последней бывает различной и составляет
10—20% полного объема топочной камеры. Между первым и вторым рядами труб котельного
пучка устанавливается шамотная перегородка, при этом первый ряд кипятильного пучка
является задним экраном камеры догорания.
Пароперегреватели расположены после второго или третьего ряда труб первого котель-
ного пучка по ходу потока газов. Одноходовые змеевики пароперегревателей выполнены из
цельнотянутых труб Ст. 1032X3 мм рис. 1-13. Входные концы змеевиков развальцовываются
в верхнем барабане, а выходные привариваются в камере перегретого пара диаметром 133Х
Х5 мм. Дистанционирование змеевиков в газоходе осуществляется чугунными гребенками,
стянутыми болтами. С повышением паропронзводительноети котлоагрегата увеличивается ко-
личество параллельных змеевиков.
31
Температура перегретого пара в котлоагрегатах с давлением до 2,26 Мн/м- не регули-
руется, а в котлоагрегатах с давлением 3,83 Мн!м2 поддерживается постоянной поверхност-
ным пароохладителем.
Транспортабельные котлоагрегаты с уравновешенной тягой изготавливаются в тяжелой
или облегченной обмуровке. Последняя выполняется из легкого шамота, диатомового кирпича,
перлитовых вулканитовых или совелитовых плит, минеральной ваты. Для обеспечения плот-
ности газохода, крепления облегченной обмуровки и защиты ее при транспортировке все
стены котлоагрегатов обшиваются стальными листами. Стальная обшивка позволяет приме-
нять полуоткрытую установку котлоагрегатов. На котлоагрегатах смонтировано стационар-
ное обдувочное устройство для периодической обдувки капитальных труб насыщенным или
перегретым паром с давлением от 0,7 до 1,67 Мн/м1. Обдувочная труба с соплами выполнена
из стали Ст.Х25Т. При пониженном давлении пара до 0,7—0,9 MhJm2, очистку поверхностей
нагрева производят через лючки в боковых стенках обмуровки ручными переносными обду-
вочными приборами. Ребристые водяные экономайзеры при работе на сернистых мазутах омы-
ваются горячей водой.
Котлоагрегаты снабжены звуковым сигнализатором предельных уровней воды в барабане
и электронно-гидравлической системой автоматического регулирования «Кристалл» производ-
ства Московского завода тепловой автоматики.
Рекомендуемые ЦКТИ и Бийским заводом типы топочных устройств при-
ведены в табл. 1-22.
Таблица 1-22. Рекомендуемые типы топочных устройств для котлоагрегатов ДКВр
Вид топлива	Наименование топочного устройства	Типоразмеры топочных устройств				
		ДКВр 2,5-13	ДКВр 4-13	ДКВр 6,5-13	ДКВр 10-13	ДКВр 20-13
Антрациты AC, AM	ПМЗ-РПК-2 ЧЦР	1800X 1525	1800X2135	2600X2440	2700X6500	2700X 8000
Тощий уголь	ПМЗ-РПК-2 ПМЗ-ЛЦР-2	1800Х 1525	1800X2135	2600X2440 2700X3000	2700X 4000	—
Бурые и каменные угли	ПМЗ-РПК-2 ПМЗ-ЛЦР-2	1800X 1525	1800X2135	2600X2440 2700X3000	2700X4000	2700X5600 2700Х 5600
Фрезерный торф, древесные опилки	цкти системы Шершнева (однокамер- ная)	ТПШ-2,5	ТПШ-4	ТПШ-6,5	ТПШ-10	—
Древесные отходы	Скоростная топка цкти — Померанцева	ТДС-2,5	ТДС-4	ТДС-6,5	ТДС-10	ТДС-20
Мазут, при- родный газ	Топки с га- зо-мазутными горелками (2 шт.)	ГМГ-1/1,5	ГМГ-2	ГМГ-4	ГМГ-5,5/7	ГМГ-7/9
Номинальная паропроизводительность котлоагрегатов ДКВр обеспе-
чивается при сжигании большинства топлив, если их влажность, зольность
и фракционный состав соответствуют ГОСТ, а также при правильно выбран-
ных топочных и тягодутьевых устройствах и отсутствии недопустимых при-
сосов в газоходах котла.
При сжигании газообразного топлива и мазута котлоагрегаты ДКВр
мощностью от 0,695 до 2,78 кг/сек без какой-либо реконструкции могут иметь
на 30—50% большую паропроизводительность (ГОСТ 3619—69), чем при
работе на твердом топливе вследствие меньших избытков воздуха и объемов
газов. Расчетные температуры газов перед экономайзером и аэродинамиче-
ские сопротивления газо-мазутных котлоагрегатов ДКРр при нормальной
и повышенной производительности приведены в табл. 1-23.
Для работы котлоагрегата при нагрузке, превышающей номинальную,
должна быть обеспечена докотловая обработка питательной воды, надежная
32
изоляция нижней половины верхнего барабана в топочной камере и камеры
догорания, а также днища нижнего барабана. Для уменьшения отложений
на трубах и предупреждения газовой коррозии хвостовых поверхностей
нагрева при сжигании сернистых мазутов предусматривается добавка в ма-
зут жидких присадок или введение в газоходы котлоагрегата доломита.
Котлоагрегаты ДКВр 10-39-440 производительностью 2,78 кг!сек на
давление пара 3,83 Мн/м2, и температуру 440° С предназначены для ТЭЦ
малой мощности, расположенных в изолированных районах. Эти котлоагре-
гаты изготавливаются с различными топочными устройствами: для сжигания
древесных отходов с топками системы Померанцева, каменных и бурых углей
с топками с ленточными цепными решетками (ЛЦР) обратного хода и с пнев-
момеханическим забрасывателем (ПМЗ), а также с камерными топками для
сжигания газообразного ИЛИ Таблица 1-23. Температура газов перед экономай-
ЖИДКОГО топлива.	зером и аэродинамическое сопротивление котло-
БлОЧНЫЙ верТИКальНО-ВОДО- агрегатов при нормальной и повышенной нагрузке
трубный двухбарабанный котло-
агрегат ДКВр 10-39-440 с есте-
ственной циркуляцией и двух-
ступенчатым испарением пока-
зан на рис. 1-14. Объем топки
и камеры догорания составляет
28,5 м3. Топочная камера экра-
нирована фронтовым и боковы-
ми экранами. Питание ошипо-
ванного фронтового экрана из
труб 51X6 мм с шагом 85 мм
осуществляется из нижнего ба-
рабана двумя необогреваемыми
Тип котлоаг- регата ДКВр	Температура газов перед экономайзером, °C		Аэродинамическое сопротивление котлоагрегата, дан/м*	
	при нор- мальной нагрузке	при по- вышении нагрузки на 30%	при нор- мальной нагрузке	при по- вышении нагрузки на 30%
2,5—13	260	280/340	11,8	19,6
4—13	260	280/340	16,7	26,5
6,5—13	260	280/340	16,7	29,4
10—13	260	280/390	29,4	49
Примечание. В числителе приведены рас-
четные данные при сжигании газа, в знаменателе—мазута.
трубами 108x4 мм. Боковые
экраны имеют торцевое питание из нижнего барабана. Фронтовой и боко-
вые экраны снабжены рециркуляционными трубами, по которым часть
воды сбрасывается из верхних камер в нижние. Установленные на котло-
агрегате две ступени испарения позволяют работать с повышенным соле-
содержанием котловой воды (до 5000—6000 мг!кг) при небольшом проценте
продувки. Фронтовой экран, часть труб боковых экранов и котельный
пучок включены в первую ступень испарения. В боковые экраны первой
ступени испарения вода подводится из нижнего барабана, а отвод пара из
верхних камер осуществляется в верхний барабан.
Часть труб боковых экранов (от фронта котлоагрегата) выделена во
вторую ступень испарения. Питание второй ступени испарения производится
также из нижнего барабана. Пароводяная смесь из верхних камер экранов
второй ступени испарения направляется по четырем трубам 76x3 мм
в выносные циклоны 219X 10 мм и высотой 4600 мм. Осушенный в циклоне
пар поступает в верхний барабан котлоагрегата и вместе с паром первой
ступени испарения дополнительно осушается, проходя через жалюзийный
сепаратор и дырчатый лист. Непрерывная продувка второй ступени испа-
рения производится из выносных циклонов.
Часть труб в первом газоходе котельного пучка отсутствует, и в этом
месте расположен пароперегреватель с вертикальным расположением змееви-
ков. При изменении нагрузки котлоагрегата или качества сжигаемого топ-
лива температура перегретого пара поддерживается поверхностным паро-
охладителем, установленным в нижнем барабане.
Серийные блочные котлоагрегаты ДКВр 20-13-250 Бийского котельного
завода производительностью 5,6 кг!сек, с давлением пара 1,28 Мн!м2 и
температурой перегретого пара 250° С (рис. 1-15) несколько отличаются от
ранее рассмотренных котлоагрегатов. В котлоагрегате применена пролетная
схема движения газов в котельном пучке (без горизонтального разворота).
2 В. Г. Александров
33
GO
Рис. 1-14. Котлоагрегат ДКВр 10-39-440 с топкой ЦКТИ системы
Померанцева и низкой компоновкой
1 — подвод воды к зажимающей решетке; 2 — передвижные колосники;
3 — подвод воздуха; 4 — выносные циклоны; 5 — подвод пара в барабан
котла; 6 — верхний барабан; 7 — сепаратор и дырчатый лист; 8 — пита-
тельные трубы; 9 — нижний барабан; 10 — патрубок для продувки; 11 —-
опорная рама; 12 — газовая перегородка; 13 — подвод воздуха в топку;
14 — камера боковых экранов; 15 — камера экрана; 16 — воздушный
короб; 17 — пароперегреватель; 18 — камера пароперегревателя; 19 •-
трубная зажимающая решетка; 20 — камера догорания
Топочные газы из камеры догорания поступают в развитый котельный пучок.
В начале котельного пучка расположены вертикальные пакеты пароперегре-
вателя. Промежуток между секциями пароперегревателя по ширине котло-
агрегата заполнен трубами котельного пучка. Небольшие кирпичные пере-
городки перед трубами котельного пучка в средней части газохода и в зоне
пароперегревателя обеспечивают более эффективное омывание газами труб
пароперегревателя.
Циркуляционная схема котла ДКВр 20-13 (23) приведена на рис. 1-16. Из верхнего ба-
рабана вода спускается по трубам котельного пучка/^в нижний барабан и затем по трубам 12
Рис. 1-15. Котлоагрегат ДКВр 20-13-250 с высокой компоновкой
1 — газо-мазутная горелка; 2 —передний топочный блок; 3 — выносной циклон; 4 — взрывной кла-
пан; 5 — задний топочный блок; 6 — конвективный блок
поступает в циклоны 1. Нижние камеры 3 боковых экранов второй ступени испарения питаются
водой из циклонов по трубам 18. Циклоны соединены между собой перепускной трубой 17.
В боковые и задние экраны первой ступени испарения вода поступает из барабана 1ф по тру-
бам 19и П\ фронтовой экран питается из верхнего барабана по трубам fQ. Небольшая высота
фронтового экрана привела к необходимости установки рециркуляционных труб. Пар направ-
ляется в верхний барабан по трубам 21.
Большой интерес представляет энергетический многотопливный блочно-
транспортабельный котлоагрегат ДКВр 35-39-440 (рис. 1-17) паропроиз-
водительностью 9,78 кг1сек на давление пара на выходе из пароперегрева-
теля 3,83 Мн/м2 и перегрев пара 440° С. Топка оборудована чешуйчатой
цепной решеткой с пневмомеханическими забрасывателями для сжигания
каменных и бурых углей и 8 комбинированными газо-мазутными горелками
ГМГА-4, 5, расположенными на боковых стенах. Узкая топочная камера
объемом 63,5 м3 полностью экранирована трубами.
Пароперегреватель радиационно-конвективного типа состоит из ширм,
расположенный в топке, и двух пакетов конвективного пароперегревателя.
Из барабана пар направляется в ширмовый пароперегреватель, затем в по-
верхностный пароохладитель и в пакеты конвективного пароперегревателя.
35
Ширмовый пароперегреватель образован шестью ширмами с шагами sr =
— 380 мм и s2 = 40 мм. Лента выполнена из U-образных труб 32x4 мм;
для ширм применена сталь 12ХМФ. Нижняя образующая каждой ширмы
защищена от излучения двумя трубами, включенными в контур фронтового
экрана.
Рис. 1-16. Циркуляционная схема котлоагрегата ДКВр 20-13-23
1 — фронтовой экран; 2 — циклон; 3 — подвод пароводяной смеси в циклон; 4 — камера второй сту-
пени испарения; 5 — камера заднего экрана; 6 — камера бокового экрана; 7 — подвод пара в барабан;
8 -- верхний барабан; 9 — питательные трубы; 10 — кипятильные трубы; 11 —нижний барабан;
12 — подпиточные трубы циклонов; 13 — подпиточные трубы заднего экрана; 14 — задний экран;
15 — подпиточные трубы бокового экрана; 16 — непрерывная продувка; 17 — подпиточные трубы фрон-
тового экрана; 18 ~ перепускные трубы; 19 — опускные трубы циклона; 20 — перепускные трубы цик-
лонов; 21 — подвод пара в барабан
Котельный пучок с барабанами и двумя конвективными пароперегрева-
телями поставляется отдельным пространственным блоком. В продольном
направлении котельный пучок разбит на секции. Для снижения скоростей
газов первая часть котельного пучка имеет шахматное расположение труб,
Рис. 1-17.*Котлоагрегат ДКВр 35-39-440 Бийского котельного завода
1 — цепная решетка; 2 — ширмовый пароперегреватель; 3 — циклон; 4 — водяной эко-
номайзер; 5 — воздухоподогреватель
вторая — коридорное. Барабаны изготавливаются из низколегированной
стали 20К и имеют одинаковые внутренние диаметры 960 мм и толщину
стенки 40 мм. Пакеты конвективного пароперегревателя собираются из
труб 32x3 мм с шагами sx = 125 мм и s2 = 75 мм, изготовленных из стали
12МХ.
Зв
Водяной экономайзер некипящего типа с наклонным трубным пакетохм
устанавливается под второй частью конвективного пучка. Змеевики эконо-
майзера из труб 28x3 мм с шагами = 45 мм и s2 = 28 мм наклонены
под углом 38° 30' к горизонту.
Основные теплотехнические характеристики котлоагрегатов ДКВр при-
ведены в табл. П-5, П-6 приложения.
ЦКТИ и Бийским котельным заводом разработаны новые унифицирован-
ные серии транспортабельных двухбарабанных вертикально-водотрубных
котлоагрегатов с наддувом мощностью от 0,7 до 21 кг!сек на давление от
1,3 до 3,9 Мн/м2 с расположением топочной камеры сбоку от конвективного
пучка. Применение такого профиля котлоагрегата уменьшает вес металла
и обхмуровочных материалов до 30%, а сопротивление газового тракта до 40%.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ТОПЛИВО, ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ,
ИХ СОСТАВ И ЭНТАЛЬПИИ
2-1. Состав, теплота сгорания, приведенная влажность
и зольность энергетического топлива
Топливо в том виде, в котором оно поступает к потребителю, называется
рабочим топливом. В его состав входят горючие вещества, влага
и негорючие примеси.
Основным элементом горючей части твердого и жидкого топлива является углерод, ко-
торый входит в состав топлива в виде сложных соединений с кислородом, азотом и серой.
Вторым важным горючим элементом твердого и жидкого топлива является водород. Кисло-
род топлива вместе с кислородом воздуха используется для горения углерода, водорода и серы.
Азот топлива в горении не участвует и переходит в свободном состоянии в продукты сгорания.
Сера входит в состав как горючей массы топлива, так и эолового балласта. К первой принад-
лежит органическая горючая сера 5ор, связанная с кислородом^ водородом и углеро-
дом топлива в сложных органических соединениях, а также колчеданная сера SK (пирит
Fe2S). Органическая и колчеданная сера окисляются при горении топлива и выделяют тепло.
Эта часть серы называется летучей (горючей) серой и обозначается 8Л. К золе относится
сульфатная сера Sc, входящая в1 состав солей серной кислоты (CaSO4, FeSO4 и т. п.).
Количество сульфатной серы в углах и сланцах обычно не превышает 0,1%, поэтому в топлив-
ных таблицах данная величина не приводится. Содержание влагй и золы в топливе во многих
случаях зависит от побочных обстоятельств, например от способа добычи, транспортировки,
хранения и т. п.
Тепловые расчеты котлоагрегатов выполняют, пользуясь рабочей массой
топлива. Пересчет состава топлива, выхода летучих и теплоты сгорания
(в бомбе и высшей) на другую массу производится с помощью коэффициентов,
приведенных в табл. 2-1.
Для горючих сланцев пересчет данных состава (С, Н, N, О, SK, SOp)
и теплоты сгорания с рабочей массы на горючую производится с применением
100
множителя ------—•—------------- • при этом
Ю0-^Р-Л₽спр-(СО2)₽’ F
ЛРСПр = л₽ - [2,5 (si — Sc) + 0,375Sk] (100 - Wp)/100,
где SA — содержание серы в лабораторной золе, %, к массе топлива; Sc —
содержание сульфатной серы в топливе, %.
37
Для эстонских и ленинградских сланцев в таблицах величина [2,5 (Sc —
— Sc)+ 0,375Sk] принята равной 2,0, для каширских — 4,1.
Средний элементарный состав двух твердых или двух жидких топлив,
заданных весовыми долями, — первого (С?, Н?, ОГ, . . ., %) и второго
(С?, Н?, С>2, ...» %) — определяется по уравнениям:
C?M-^Cr + (l-^)CL %;
Нсм = ^1Н14-(1 — gJH?, -% и т. д.
Таблица 2-1. Коэффициенты пересчета состава топлива,
выхода летучих и теплоты сгорания (в бомбе и высшей)
на другую массу
Заданная масса топлива	Искомая масса топлива		
	рабочая	сухая	горючая
Рабочая	1	100	100
		100—IV'P	100—гр—ДР
Сухая	100—гр	1	100
	100		100—дс
Горючая	100—Ц7р—Др	юо—дс	1
	100 1	100	
Доля одного из топлив в смеси gr = В1/(В1 + В2), где Вг -—масса
одного вида топлива в смеси; В2 — масса второго вида топлива.
Полученные данные пересчета массы топлива должны удовлетворять
уравнению материального
баланса.
Если заданные харак-
теристики топлива отли-
чаются от табличных зна-
чений физико-химических
характеристик топлив не
более, чем указано в
табл. 2-2, то пересчет на
топливо заданных харак-
теристик производить не
следует.
Все расчеты по газооб-
разному топливу относят-
ся к кубическому метру
сухого газа (при р =
-0,101 Мн/м\ t = O°C).
Содержание примесей dr
(водяных паров, смолы,
пыли) задается в г/м3 су-
хого газа. При содержании
Таблица 2-2. Допустимые отклонения
характеристик топлива
Характеристики топлива	Допустимые отклонения		
	Для тощих и антра- цитов	Для каменных углей	Для бурых углей и торфа
Влажность 1ГР, %	. .	2	3	4
Зольность Лс, %	... Элементарный состав на горючую массу топли- ва, %:	8	9	10
углерод Сг .... водород Нг .... кислород Ог ...	8	7 0,8 2,5	6
ссРа 5ор+к	• • • Теплота сгорания	Без огр	аничений	
/И дж/кг		1,008	0,88	0,755
в газе небольшого количества (до 3%) непредельных углеводородов неиз-
вестного состава (СтН„) они принимаются состоящими из этилена (С2Н4).
Низшая теплота сгорания — основная характеристика топлива — опре-
деляется из справочных таблиц или по формулам:
Qh = Qh 100~Х ЛР-— 0,025Wp, Мдж/кг,
38
для горючих сланцев
100_П/Р__лр ____ (СО V
Qh = Qh----------щР—— 0,025Гр — 0,04 (СО2)Р, Мдж/кг.
При сжигании смеси твердых или жидких топлив
Qh. см — giQEl + О — £1) Qh2, Мдж/кг.
Низшая теплота сгорания газообразного топлива относится к сухому
газу. Теплота сгорания газообразного топлива может быть взята непосред-
ственно из таблиц характеристик топлива или может быть определена по
составу газа на основе значений теплоты сгорания отдельных горючих
компонентов газообразного топлива:
Qh = 0,108Н2 + ОД263СО + 0,3581СН4 + 0,6379С2Н6 + 0,9123С3Н8 +
+ 1,186С4Н10 + 1,46С5Н12 + 0,5905С2Н4 + 0,8598С3Н6 +
+ 1,134С4Н8+ 1,403С6Н6, Мдж/кг*
где Н2, СО, СН4, С2Н6 и т. д. — объемное содержание в газовой смеси соот-
ветствующих компонентов, %.
Плотность сухого беззольного газа при нормальных условиях опреде-
ляется по формуле:
Рс. г = 0,01 (р^! 4- p2t)2 4--J- pnt/n), ка/ж3,
!
где рс.г — плотность сухого беззольного газа, кг/м3\ р4, р2, ... — плот-
ность отдельных газов, кг!м3; v19 v2, . . . — объемное содержание отдельных
газов в газовой смеси, %.
Плотность газообразного топлива с учетом влаги и золы
Р =
рс. Г + (^Г + ат)/1000
1 + 4/8,04
, кг/м3,
здесь dr — содержание влаги, г/м3-, ат — содержание твердых частиц, г/м3.
При рассмотрении условий работы котлоагрегата на различных видах
топлива пользуются приведенными величинами влажности Wn, зольности Лп,
сернистости Sn и балласта Бп топлива:	<
Wu~Wp/Qh, кг-проц/Мдж-, An==Ap/Qp, кг-проц/Мдж-,
кг-проц/Мдж-, Бп == (№р + Ap)/Qp, кг-проц/Мдж.
Приведенные величины характеризуют содержание влаги, золы, серы
и балласта, приходящееся на единицу химически связанной энергии
(Мдж/кг).
При выборе вспомогательного оборудования (чугунные водяные эконо-
майзеры, золоуловители, дымососы и вентиляторы) для котлоагрегатов малой
мощности пользуются приведенным объемом дымовых газов

V^ + (a-l)V°
, м3/Мдж,
где Vr — теоретический объем дымовых газов, м3/кг, при а ~ 1; V0 — теоре-
тическое количество воздуха, м3/кг-, а — коэффициент избытка воздуха
в рассматриваемом газоходе котлоагрегата.
Величина приведенных объемов газов зависит от коэффициента избытка
воздуха и вида сжигаемого топлива.
39
2-2. Определение количества воздуха, необходимого для горения
Во всех дальнейших расчетах теоретическое и действительное количе-
ство воздуха, расходуемое на горение топлива, а также объемы газообразных
продуктов сгорания принимаются при нормальных условиях.
Теоретическое количество сухого воздуха, необходимого для полного
сгорания 1 кг твердого или жидкого топлива (при а = 1), определяется
по формуле
V0 = 0,0889 (Ср + 0,375SS++K) -h 0,265Нр — 0,03330”, м3/кг,
а при сгорании 1 м3 сухого газообразного топлива
V0 = 0,0476(0,5 (СО + Н2) + 2СН4 + 1,5H2S + £	+ n/4) СтН„ - О2] ,м3/м3.
В приведенных формулах содержание элементов топлива выражается
в процентах по весу, а состав горючих газов СО, Н2, СН4 и т. п. — в про-
центах по объему.
Таблица 2-3. Присосы в газоходах котлоагрегата
Элементы котлоагрегата	Г азоходы		Величина присоса Да
Топочная камера Котельные пучки Пароперегреватели	Слоевые топки, камерные топки при обычной обму- ровке и отсутствии гидравлического уплотнения шлаковой шахты 	 Газо-мазутные топки, камерные топки при подвес- ной обмуровке и гидравлическом уплотнении шлаковой шахты, камеры с жидким шлакоуда- лением 	 Первый котельный пучок (фестон), ширмовый паро- перегреватель 	 Второй и третий котельные пучки 	 Второй котельный пучок котлоагрегатов малой производительности (D < 3,34 кг/сек)	 Газоход пароперегревателя			0,1 0,05 0 0,05 0,1 0,05
Экономайзеры	Газоход вторичного пароперегревателя	 Газоход переходной зоны 	 Стальные змеевиковые j одноступенчатые . . -		0,03 0,03 0,03
Воздухоподогреватели Золоуловители	средней производи- < двухступенчатые (на тельности	( каждую ступень) . . Стальные змеевиковые экономайзеры котлоагре- гатов малой производительности (D < 3,34 кг/сек) Чугунные экономайзеры	 ( одноступенчатые . . . Трубчатые	<	двухступенчатые	(на (	каждую ступень)	.	. Г из ребристых труб (на Чугунные	<	каждую ступень)	.	. (	из ребристых плит	.	. Регенеративные	 Электрофильтры				0,02 0,08 0,1 0,05 0,05 0,07 0,2 0,15 0,1
Газопроводы, от воздухо-	Циклоны или скрубберы	 Встроенный жалюзийный золоуловитель .... При установке электрофильтров 			0,05 0,05 0,2
подогревателя до ды- мососа	При установке циклонных золоуловителей или скрубберов 			0,08
Газоходы (на каждые	Стальные			0,01
10 м)	Кирпичные борова . . .		0,05
40
Количество воздуха, поступившего в топку,
V = aTV°, м?!кг (jw3/jh3),
где ат -- коэффициент избытка воздуха в топке. Он выбирается в зависи-
мости от вида сжигаемого топлива и типа топочного устройства (см.
гибл. П-1—П-4). В остальных газо- ходах котлоагрегата, расположен- пых за топкой коэффициент из-	Таблица 2-4. Рекомендуемые значения присоса воздуха в пылеприготовительной установке	
бытка воздуха возрастает вслед- ствие присосов холодного воздуха из котельной через неплотности обмуровки, гляделки, лючки и т. п. Значения присосов воздуха в газоходах котла, находящихся под разрежением, принимаются по данным, приведенным в табл. 2-3. Присосы воздуха в топке входят в величину ат. Коэффициент из- бытка воздуха в газоходах котло- агрегата определяется путем сум- мирования коэффициента избытка воздуха в топке ат с присосами в газоходах,расположенных между	Характеристика системы	Величина присоса дапл. у
	С шаровыми барабанными мельни- цами Система с промбункером Сушка горячим воздухом . . Сушка смесью воздуха и то- почных газов 	 С прямым вдуванием	 С молотковыми мельницами При работе мельницы под на- пряжением 	 При работе мельницы под дав- лением горячего воздуха	0,1 0,12 0,04 0,04 0
топкой и рассматриваемым газоходом. Рекомендуемые значения присоса
воздуха в пылеприготовительной установке Дапл. у Приведены в табл. 2-4.
В котлоагрегатах с наддувом коэффициент избытка воздуха в газоходах
принимают постоянным.
2-3. Количество продуктов сгорания
Определение объема топочных газов производится для условий полного
сгорания в связи с тем, что химическая неполнота горения мало влияет на
количество продуктов горения. Наличие механического недожога топлива
учитывается путем уменьшения расхода топлива, о чем будет сказано ниже.
Полный объем газообразных продуктов сгорания представляет собой
сумму объемов отдельных газов, полученных при сжигании 1 кг твердого
(жидкого) или 1 м3 газообразного топлива.
Для твердых (кроме сланцев) и жидких топлив теоретический объем
азота (а = 1)
Vn2 = 0,79V° + 0,8Np/100. м3/кг.
Объем трехатомных газов
V	1 SRRCP+0’375S°p+k 3,
V RO. = 1,оЬЬ----, Л«3/кг.
Теоретический объем водяных паров
Унао = 0,111НРО,O124WP + 0,0161V® + 1,24СФ, м3/кг,
где бф — расход форсуночного или дутьевого пара, принимаемый для паро-
вых нефтяных форсунок 0,3—0,4 кг!кг топлива, а при паровом дутье в антра-
цитовых топках 0,4—0,8 кг!кг.
При сжигании сланцев объемы продуктов сгорания определяют с поправ-
ками на разложение карбонатов магния и кальция, содержавшихся в золе
41
сланцев, в этом случае объем трехатомных газов
0,509 (СО,)р
V.RO,. к = Vro2 +---k, rf/кг,
где k — поправочный коэффициент на разложение карбонатов; при слоевом
сжигании k = 0,7; при камерном сжигании k = 1,0.
При сжигании газообразного топлива теоретический объем азота
Vn, = 0,79 И +	, ms/ms,
трехатомных газов
Vro2 = 0,01 [СОа + СО + H2S 4- S	м31м\
Теоретический объем водяных паров
Vh2o = 0,01 [H2S + Ha + J] ~CmH„ + 0,124dr] + 0,0161V°,
м3/м3;
здесь dr = 10 г/м3 — влагосодержание газообразного топлива, отнесенное
к 1 м3 сухого газа.
Суммарный объем продуктов сгорания при коэффициенте избытка воз-
духа а > 1 состоит из объема сухих газов и объема водяных паров:
Vr= Ус.г + Vh2o, Л13/кг.
Для твердых (кроме сланцев), жидкого и газообразного топлива объемы
сухих газов и водяных паров определяются соответственно по формулам:
Vc. Г = Vro2 + Vn. + (а - 1) V0, №/кг;
Vh2o = V°h2o + 0,0161 (а - 1) V°, м3/кг.
При сжигании сланцев полный объем газообразных продуктов сгорания
Vr. к = Vro2, к + Vn2 + V°H2o + (а - 1) V0, м3/кг.
Парциальные давления трехатомных газов твердых, жидких и газооб-
разных топлив (кроме сланцев) определяются по формулам:
Ppo2 = pVRo2/Vr, бар; рн2о = pVHao/Vr, бар;
где р — суммарное давление газов, в котлоагрегатах, работающих без
наддува, принимаемое равным 0,98 бар.
При сжигании сланцев
Р₽о2, к =: pVRoa, K/Vr. к, бар; рн2о = рУн2о/Уг. к, бар.
При повышенной запыленности газов золой, когда приведенная величина
уноса золы сжигаемого топлива АуН = (%H^4P/QS) > 1,43, кг-проц/Мдж,
учитывается концентрация и летучей золы в продуктах сгорания.
При сжигании твердых топлив
ji= 1024PayH/Vr,, г/м3,
а для сланцев
ю[лр+(1-Я(со5);]Ду>
jx	> с/ М ,
.. J
где уг — объем дымовых газов, величина которого меняется по газоходам
котлоагрегата за счет присоса воздуха, м3/кг.
Доля золы топлива аун, уносимая газами, выбирается в зависимости от
сорта сжигаемого топлива и типа топочного устройства: в пылеугольных топ-
ках с сухим шлакоудалением 0,9; для шахтно-мельничных топок при сжигании
42
фрезерного торфа и углей 0,85, сланцев 0,7; в топках с утепленными шла-
ковыми воронками 0,8-f0,85, а для слоевых топок — по табл. П-1.
Расчет объемов смеси топлив производится раздельно для каждого топ-
лива (на 1 кг твердого или жидкого топлива и на 1 м3 сухого газа). По по-
лученным для каждого топлива величинам У0 и Vr рассчитываются объемы
продуктов сгорания смеси. Введем следующие обозначения: один штрих
относится к твердому (жидкому) топливу; два штриха — к газообразному;
х — количество кубометров газа при нормальных условиях, приходящееся
в смеси на 1 кг твердого (жидкого) топлива.
Для смеси двух однородных топлйв (твердых, жидких или газообразных)
У° =	+ (1 — £) У0", м3/кг (Л3);	(2-1)
для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
У0 = у0' + хУ°", м3/кг.
Парциальные давления трехатомных газов подсчитывают по формулам:
для смеси двух однородных топлив
_ £ivro2 + 0 — £i)vrOs g
PROa = Р----------, Оар ;
Рн,о = Р	+
I
для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
П — n ^1Vh*° + О “ £0 VH2o	б
Рн2о = Р----------ут---------, оар,
и соответственно определяют рн2о-
2-4. Энтальпия продуктов сгорания и воздуха
Энтальпия продуктов сгорания 1 кг твердого, жидкого или 1 м3 газооб-
разного топлива определяется суммой энтальпий газообразных продуктов
сгорания (при а = 1), избыточного воздуха в данно^ месте газохода
/в (а — 1) и золы /3 (если ЛуН •> 1,43 кг • проц!Мдж\. '
I = /? + (а — 1) /в + /3, Мдж/кг (Мдж/м3),
где 1°Г --= yRo2 (ca)Co2 + Уы2 (r»)N2 + Vh2o(^)h2o, Мдж/кг (Мдж/м3); /°в
= У° (с/в), Мдж/кг (Мдж/м3); /3 = '"[до**(с^)з, Мдж/кг.
При сжигании сланцев
/	, <и ЛР+(1-^)(СО2)Р
/3 — (с'й’)з ЛуН	1 оо	, Мдж/кг,
где Уко2, Vn2, Ун2о — теоретические объемы продуктов сгорания топлива,
м3/кг (м31м3); (c$)n2, (с$)н2о, (с$)в, (^)з — энтальпия азота, водяных паров,
влажного воздуха и золы, Мдж/кг; аун — величина уноса золы с газами;
k — коэффициент разложения карбонатов.
Ввиду незначительного содержания в топочных газах сернистого анги-
дрида SO3 вместо энтальпии 1 м3 трехатомных газов (с^)Ко2 используются
значения (cft)co2, кдж/кг.
Средние значения энтальпии продуктов полного сгорания топлива,
влажного воздуха, золы твердых топлив, а также теплоемкости горючих
газов приведены в табл. 2-5 и 2-6.
43
Таблаца 2-5. Энтальпия 1 м3 газов, влажного воздуха и 1 кгг золы
в, °C	Энтальпия					
	газов, кдж/м3 ,					золы, кдж/кг
	(^>со2	(cO)N2	<^>о,	<^)н2о	(с/)в	13
100	169	130	132	151	132	80,8
200	357	260	267.	304	266	169,1
300	559	392	407	463	403	263,7
400	772	527	552	626	542	360,0
500	996	664	699	794	684	458,5
600	1222	804	850	967	830	560,6
700	1461	946	1005	1147	979	662,9
800	1704	1093	1160	1335	ИЗО	767,6
900	1951	1243	1319	1524	1281	874,0
•юоо	2202	1394	1478	1725	1436	984,0
1100	2457	1545	1637	1926	1595	1096,0
1200	2717	1695..	1800	2131	1754	1206,0
1300	2976	1850	1963	2344	1913	—
1400	3240	2009	2127	2558	2076	—
1500	3504	2164	2294	2779	2239	—.
1600	3767	2323	2461	3001	2403	—.
1700	4035	2482	2629	3227	2566	—
1800	4303	2642	2796	3458	2729	—
1900	4571	2805	2968	3688	2897		
2000	4843	2964	3139	3926	3064		
2100	5115	1	3127	3307	4161	3232	—
2200	5387	1 3290	3483	4399	3399	—
Примечание. Энтальпия влажного воздуха приведена при влагосодержании d = 10 а/лг3.
При другом влагосодержании /в = (св 0,016dcj-i2o) '0', где св и снгО — теплоемкость сухого воздуха
и водяного пара.
Таблица 2-6. Теплоемкость горючих газов
Теплоемкость, кдж/ (м3'град)
Темпера- тура, °C	со	Нг	.1 СН4	H2S	с2н.	С8Н8	с4н10	С6н12
0	1,297 ч	1,276	1,548	1,506	2,210	3,047	4,127	5,12
100	1,301	1,289	1,640	1,532	2,494	3,507	4,705	5,83
200	1,306 '	1,297	1,758	1,561	2,775	3,946	5,253	6,41
300	1,314	1,297	1,883	1,595	3,043	4,370	5,772	7,13
400	1,326	1,297	2,017	1,632	3,306	4,759	6,266	7,73
500	1,343	1,306	2,139	1,670	3,553	5,094	6,689	8,25
600	1,356	1,306	2,260	1,707	3,775	5,429	7,112	8,78
700	1,373	1,310	2,377	1,745	3,985	5,722	7,484	9,23
800	1,385	1,314	2,494	1,783	4,181	5,985	7,806	9,62
900	1,397	1,322	2,603	1,816	4,361	6,228	8,112	9,98
1000	1,410	1,326	2,699	1,850	4,529	6,458	8,401	10,34
При применении рециркуляции газов из газоходов котлоагрегата в то-
почную камеру или другой газоход энтальпия продуктов сгорания на всем
тракте от места ввода до места их отбора определяется по формуле /г> рц =
~ /г + г/г.от, Мдж!кг, где /г, /г>от — энтальпия газов перед смешением
и за местом отбора, Мдж/кг\ грц — коэффициент рециркуляции.
Энтальпия трехатомных газов при сжигании смеси топлива рассчиты-
вается по формулам:
для сйеси двух однородных топлив
I ro2 = [giVro, + (1 — gi) VroJ с$со2. Мдж)кг (Мдж/м*У,
для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
/ro2 = (Vro, + xVroJ сйсо2, Мдж/кг (Мдж/м3).
44
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОТЛОАГРЕГАТА
И ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА ТОПЛИВА
3-7. Уравнение теплового баланса и потери тепла
Тепловым балансом называют распределение тепла израсходованного
топлива на полезно использованное тепло и тепловые потери, сопровожда-
ющие рабочий процесс котлоагрегата.
Тепловой баланс составляется на 1 кг твердого (жидкого) или 1 м3 газо-
образного топлива. При установившемся тепловом режиме работы тепловой
баланс котлоагрегата записывается в виде уравнения:
Qp = Qi + Q2 + Qs + Q< + Qz + <2бшл + Qcox> Мдж!кг (Мдж/м3)1
или в процентах от располагаемого тепла топлива
100 == <71 + #2 + <7з + <71 +	+ 7б1ил + <7вох,
здесь Qj (^i) — тепло, полезно использованное в котлоагрегате на произ-
водство пара, Мдж!кг или Мдж!м3 (%). Остальные слагаемые в уравнениях
представляют собой потери тепла с уходящими газами (Q2 или </2), от хи-
мического (Q3 или <?з) и механического (Q4 или <у4) недожогов, в окружающую
среду через наружные ограждения котлоагрегата (QB или <у5), потерю с фи-
зическим теплом шлака (QeiIIJ1 или двшл) и потерю тепла на охлаждение ба-
лок и панелей (Q6OX или <7бох). Полезно использованное тепло определяется
по формуле:
Qi = Dne (ine — t’n. в)/В + DH (Г — in. в)/В + Dnp (i' — in. в)/В, Мдж[кг (Мдж/м3),
где £>пе, £>н, £>пр — количество отпускаемого перегретого и насыщенного
пара, продувочной воды, кг!сек.
Правилами технической эксплуатации ПТЭ величина продувки для
конденсационных электростанций устанавливается не бол£е 1—2% паро-
производительности, для промышленных котельных — дсу 5%; ine, f", Г,
4т. б — энтальпия перегретого и насыщенного пара, котловой и питатель-
ной воды при входе последней в водяной экономайзер, Мдж!кг\ В — расход
топлива, кг!сек.
Тепловая мощность котлоагрегата подсчитывается по формуле:
Qk. а Т^пе О'пе 4ь в) 4” (Z 41. в) 4“ 7?Пр (/	/*п. в),
Располагаемое тепло на 1 кг твердого (жидкого) или 1 ;и3 газообразного
топлива:
Qp = Qh 4~ Qb. вн 4" 4г 4" Сф—QK, М.дж!кг\	(3 1)
Qp = Qh 4~ Qb. вн 4“ гт 4~ Фф> Мдж!м3.
Тепло, внесенное воздухом, подогретым вне котлоагрегата за счет по-
стороннего источника тепла
QB. вн = р' (4 — Л. в), Мдж!кг (Мдж/м3),	(3-2)
где ₽' — отношение действительного количества воздуха при входе в котло-
агрегат к теоретически необходимому; /в, /х. в — энтальпии теоретически
необходимого количества подогретого и холодного -воздуха, Мдж/кг (Мдж/м3)
45
Физическое тепло топлива учитывается при условии предварительного
его подогрева вне котлоагрегата (подогрев мазута, сушка топлива в разомк-
нутой системе пылеприготовления):
iT = c^tTt Мдж/кг (Мдж/м3),
где /т — температура топлива при входе в топку, °C.
Теплоемкость рабочей массы топлива
G = Ст----100----Ь Сн2° Too ’ мдж!кг (М.дж/м3),
где Ст, Сн2о — теплоемкости сухой массы твердого топлива и воды,
Мдж/(кг-град).
Теплоемкость сухой массы топлива, принимаемого по табл. 3-1.
Таблица 3-1. Теплоемкость сухой массы топлива,
кджЦкг-град)
Топливо	Температура, °C				
	0	100	200	300	400
Антрацит и тощий уголь	0,921	0,962	1,046	1,13	1,213
Каменный уголь . . .	0,962	1,088	1,255	1,423	__
Бурый уголь 		1,088	1,255	1,465	—	—
Сланцы 		1,046	1,13	1,297	—	—-
Фрезерный» торф . . . .	1,297	1,51	1,799	—•	—
Тейлоемкость мазута
с\ = 1,74 4- 0,0025/т, кдж/(кг-град).
Теплоемкость газообразного топлива (на 1 м3 сухого газа)
ср = 0,01 (ссо2 СО2 + ссо СО + Сн2Н2 > • • •) + 0,0052сн2о<4, кдж/(м3-град),
где СО2, СО, Н2 —объемное содержание соответствующих компонентов
в газообразном топливе, %; сСо2, ссо, Сн2— теплоемкости газов, входящих
в состав газообразного топлива, кдж/(м3• град) (см. табл. 2-4).
Количество тепла, вносимого с паровым дутьем под колосниковую ре-
шетку или при Ьаспыливании жидкого топлива в паровых форсунках, под-
считывается по формуле фф =	(/ф — 2,51), Мдж/кг. Расход пара на рас-
пыливание мазута в форсунках принимают в пределах Сф = 0,3 ч-0,35 кг/кг
топлива. Энтальпию пара /ф, Мдж/кг, определяют по таблицам водяного
пара.
Количество тепла, затрачиваемого на разложение карбонатов, учиты-
вается при сжигании сланцев и подсчитывается по формуле QK —
0,0406 ^(СО2)к, Мдж/кг, где k — коэффициент разложения карбонатов.
При установке высоконапорных вентиляторов с перепадом давления
в тракте [ДЯП >9,81 кн/м2 учитывается тепло, вносимое воздухом за счет
подогрева в вентиляторе.
Температура воздуха за вентилятором определяется по формуле:
/и г ДЯп/100, °C, где /в— температура холодного воздуха, °C; ДЯП—
в дан/м2.
Если в топку подается смерзшееся топливо, из величины располагаемого
тепла вычитается расход тепла, затрачиваемый на размораживание
AQT = 3,35-10~3 [ Гр — W6 -10° —Мдж/кг,
р	\	100 —г6 /
где W, W" — содержание влаги соответственно на рабочую массу и воз-
душно-сухое топливо, %.
46
Потеря тепла с уходящими газами подсчитывается по формуле
92 = А-  100 = [l„-аух7°. в] 100~7, %,	(3-3)
где энтальпию уходящих газов /ух определяют по заданной температуре
уходящих газов и избытку воздуха аух.
Выражение аух/х. в характеризует энтальпию поступающего в топку и
газоходы за счет присосов воздуха.
Поправочный коэффициент 100—учитывает уменьшение объема, сле-
довательно, и уменьшение энтальпии продуктов сгорания и воздуха при
наличии потери от механической неполноты сгорания. При установке встроен-
ного золоуловителя в формуле (3-3) к величине Zyx добавляют потери A/3i у,
вызванные удалением золы при повышенной температуре:
Л/з- у = W Кс^)з— Нух)зл] gyf^'y , Мдж/кг,
где (с&)з, (свух)зл — энтальпия 1 кг золы при температурах Ф3 и Фух, Мдж/кг\
Т]3> у — к. п. д. встроенного золоуловителя.
Оптимальное значение температуры уходящих газов определяется на
основании технико-экономических подсчетов, в которых сопоставляются
между собой капиталовложения, связанные с установкой дополнительных
хвостовых поверхностей нагрева, и экономия за счет сокращения расхода
топлива при уменьшении потери д2; с другой стороны, значение минималь-
ной температуры уходящих газов ограничивается с |хелью предотвращения
внешней коррозии хвостовых поверхностей нагрева в результате конденса-
ции на их стенках водяных паров, содержащихся в дымовых газах. Значение
оптимальной температуры газов зависит от многих факторов, к которым
следует отнести стоимость сжигаемого топлива, температуру питательной
воды, температуру воздуха на входе в воздухоподогреватель, число часов
использования котлоагрегата, а также характер загрязнения поверхностей
нагрева.
Стоимость топлива в различных районах Советского Союза изменяется
в широком диапазоне. При сжигании дорогих топлив (стоимость условного
топлива выше 10 руб/т) целесообразно применять глубокое снижение темпе-
ратуры газов до 120—140° С (сухое малосернистое топливок а при сжигании
дешевого топлива (стоимость условного топлива меньше ц) руб/т) темпера-
тура^уходящих газов может быть повышена до 140—160° С.
б котлоагрегатах средней производительности (D = 20,8-ь5,6 кг/сек)
Барнаульского и Белгородского котельных заводов расчетная температура
уходящих газов (при /пВ = 145-^150° С) составляет в °C:
Для	каменных	углей .... 125—135
»	бурых углей...........150—155
»	мазута................160—170
»	газа..................130—135
»	сланцев	.............165—170
В котлоагрегатах малой мощности с хвостовыми поверхностями нагрева
температура уходящих газов принимается обычно несколько выше, чем
в котлах средней производительности (табл. 3-2).
Потери тепла от химической неполноты сго-
рания (химического недожога) Q3 обусловлены появлением в дымовых
газах продуктов неполного окисления (СО, Н2, СН4 и др.) вследствие не-
правильного режима работы топки. При тепловых расчетах величину по-
тери q3 выбирают в зависимости от сорта топлива, способа сжигания и кон-
струкции топочного устройства (табл. П-1, П-2, П-3 и П-4). Приведенные
значения q3 справедливы при условии Qp = и только для тех значений
энерговыделений зеркала горения q$ и объема топки qVf избытка воздуха ат,
47
Таблица 3-2. Расчетные значения температуры уходящих газов для котлоагрегатов ДКВр
при компоновке с водяным экономайзером
Топливо	Температура питательной воды, °C	Тип котлоагрегата			
		ДКВр-2,5-13	ДКВр-4-13	ДКВр'6,5-13	ДКВр-10-13
Мазут	50	150	145	145	160
	100	180	175	185	220
Природный газ	50 100	120 145	120 145	125 150	125 150
Каменные и бурые угли,	50	135—175	135—160	135—155	135—155
антрациты	100	175—235	155—230	160—220	160—220
Примечания. 1. Коэффициент избытка воздуха в топке принят ат=1,15 (газ и мазут) и
ат —1,4, (каменные и бурые угли, антрациты). Коэффициент избытка воздуха за экономайзером
принят av = 1,35	1,4 (газ и мазут) и a = 1,65 (каменные и бурые угли, антрациты).
J А	ул
которые рекомендованы в этих таблицах. Если Qp =£ Qp, то данные таблиц
пересчитывают по формуле q3 = (?Ja6j1Qp/Qp, %.
Потери тепла от механической неполноты
сгорания топлива Q4 складываются из трех составляющих: потерь тепла
со шлаком, потерь с провалом и уносом. В слоевых топках основными со-
ставляющими потерь Q4 являются потери со шлаком и потери с провалом;
в камерных топках потери с уносом. При проектировании котельной
установки величину д4 принимают на основании данных табл. П-1, П-2,
П-3 и П-4 в зависимости от сорта сжигаемого топлива и типа топочного
устройства.
Потери тепла в окружающую среду Q5 зависят от
суммарной наружной поверхности обмуровки и металлических частей котло-
агрегата, температур наружного слоя обмуровки и окружающего воздуха,
от качества обмуровки, а также от нагрузки.
Согласно требованиям Правил технической эксплуатации температура
наружной поверхности обмуровки или обшивки принимается не выше 50° С
при температуре окружающей среды 25° С; для участков обмуровки, рабо-
тающих в особо Агжелых условиях (топочные перекрытия и т. п.), допустимо
повышение температуры наружных поверхностей до 60° С. Потери тепла
в окружающую среду при номинальной нагрузке gs°PM определяются по нор-
мативным данным (рис. 3-1) в зависимости от мощности котлоагрегата и на-
личии хвостовых поверхностей нагрева.
При нагрузках, отличающихся от номинальной более чем на 25%,
потери тепла в окружающую среду составляют: q3 ~ qlDjD, %.
Распределение суммарной потери тепла в окружающую среду по отдель-
ным газоходам котлоагрегата (топка, первый газоход, пароперегреватель
и т. п.) производится пропорционально количеству тепда, отдаваемому
газами в этих газоходах. Учитывают эти потери коэффициентом сохранения
тепла <|> -= 1 — q5/(q5 + т]к.а).
Потери с физическим теплом удаляемых из
котлоагрегата золы и шлака Q6iik!J возрастают с увели-
чением зольности топлива Др. Эти потери учитываются при слоевом, а также
при камерном сжигании многозольных топлив по формуле:
Яб шл = яшлл4р (с/)шл/Ср, %,
гдеяшл — доля золы топлива в шлаке, для камерных топок аП1Л — 1 — аун;
для слоевых топок к яшл следует прибавить долю золы топлива в провале апр
(табл. П-1, 11-2 и П-3); (с/)шл — энтальпия шлаков [в случае сухого шлако-
48
удаления определяется при температуре шлака = 600° С (табл. 2-5)],
Мдж1кг.
При слоевом сжигании сланцев к величине вводится поправка на
содержание углекислоты карбонатов, принимается Др + 0,3 (СО2)к- При
камерном сжигании сланцев такая поправка не вводится.
Потери тепла на охлаждение балок и па-
нелей Q6OX, не включенных в циркуляционную схему котлоагрегата, под-
Рис. 3-1. Потери тепла $*!орм в окружающую среду в зависимости от
номинальной паропроизводительности котла
/ _ собственно котлоагрегат без хвостовых поверхностей; 2— котлоагрегат
с хвостовыми поверхностями
3-2. Определение расхода топлива
К. п. д. котлоагрегата брутто называется отношение количества тепла,
полезно использованного в котлоагрегате за какой-либо промежуток вре-
мени, к количеству затраченного тепла:
Т]к?а = <21-100/$, %,
или
НкРа — ЮО —(?2 +	4"	4” ?5 + 9б шл + 7б ох), /О •
К. п. д. брутто (валовый) дает оценку полноты превращения хими-
ческой энергии топлива в тепло пара.
Действительный расход топлива:
В = Ск а/(QpT]KPa), кг/сек (м31секу,
QK а—в Мвт\ Qp — в Мдж/кг.
Объемы продуктов сгорания, как это следует из гл. 2, подсчитаны без
учета количества топлива, не сгоревшего вследствие механического недо-
жога. Поэтому расчет поверхностей нагрева производится на условное
49
количество сгораемого топлива Вр (расчетный расход), уменьшенное по сравне-
нию с действительным на величину механического недожога:	=
= В (1 — <74/100), кг!сек.
При сравнении конструкций котлоагрегатов учитывают технико-экономические показа-
тели (к. п. д., габариты, удельные расходы металла и обмуровочных материалов) и коэффи-
циенты применяемости заимствованных элементов. Под коэффициентом применяемости по-
нимается отношение количества наименований типоразмеров нормализованных стандартных
унифицированных деталей и узлов к общему количеству наименований типоразмеров деталей
и узлов, используемых в котлоагрегате. Унификация наиболее трудоемких деталей и узлов
позволяет организовать котельное производство на более высоком техническом уровне с ис-
пользованием высокопроизводительного технологического оборудования.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ
4-7. Тепловой расчет топочной нам еры
Основной задачей теплового расчета топки котлоагрегата является опре-
деление необходимой площади стен FCT (Нл) топки по заданной температуре
газов на выходе из тбпки 'От. При поверочном тепловом расчете топки за-
данной конструкции определяется температура газов на выходе из топки.
Минимальный объем топки VT рассчитывается по рекомендуемым величинам
энерговыделений топочного объема BQp/VT (табл. П-1, П-2, П-3 и П-4).
Энерговыделением топочного объема определяется температурное поле топки, тепловой
поток, поступающий к топочным экранам, и время пребывания частичек топлива в топке.
Эти величины должны находиться в допустимых пределах, чтобы предотвратить шлакование
и избыточную температуру экранных труб, избежать недостаточную циркуляцию и пленочное
кипение в трубах. Выбранные размеры топочной камеры должны обеспечить полное выгора-
ние факела.
Время сжигания пылеугольного топлива разделяется на время воспламенения и время
горения. В правильно спроектированной топке время воспламенения составляет 10—15%
времени горения. В^емя горения пылинки сферической формы является функцией квадрата
радиуса частицы. Капельки мазута относительно быстро испаряются в результате поглоще-
ния тепла, излучаемого газовой средой. В течение этого периода капелька окружается мазут-
ными парами, которые и сгорают в воздухе. Очевидно, что скорость горения мазутных капелек
находится в прямой зависимости от турбулентности потока в топочной камере. Время, необ-
ходимое для сгорания мазутного пара, равно времени, затрачиваемому на смешение мазута
с кислородом. Фактически время реакции пренебрежимо мало. При сжигании газа время го-
рения является функцией времени смешении газа и воздуха.
В пылеугольных топках с сухим шлакоудалением энерговыделение топочного объема
выбирается сравнительно низким. Более высокое энерговыделение выбирается в топках с жид-
ким шлакоудалением, в циклонных и в газо-мазутных топках. Максимальное энергонапряже-
ние топочного объема принимается в топках с наддувом, что связано с повышением давления
и уменьшением объема газов в топке.
По расчетному объему топки определяются геометрические размеры
топочной камеры: ширина, глубина и высота. Ширина топки в свету (при
фронтовом расположении горелок) или глубина (при встречном располо-
жении) принимается с учетом размещения требуемого числа горелок на стен-
ках (см. § 6-1). Обычно ширина топочной камеры выбирается равной ширине
в свету конвективных газоходов; этот размер уточняется после проверки
допускаемого напряжения парового пространства барабана, так как длина
последнего связана с шириной топочной камеры.
В слоевых топках площадь зеркала горения 7?3 г определяется по ре-
комендуемым величинам BQ%/R3. г (табл. П-1 и П-2). Выбор повышенного
50
Рис. 4-1. К определению актив-
ного объема топки и освещенной
длины экранных труб
ft 0,5 м; /фест—	4“	4“ 2
энерговыделения зеркала горения BQ^/R3, г при постоянном энерговыделе-
нии топочного объема позволяет уменьшить размеры колосниковой решетки
и неорганизованный присос воздуха через решетку, но увеличивает вынос
частичек топлива из слоя. Ширина слоевой топки, совпадающая, как пра-
вило, с шириной котлоагрегата в свету, выбирается в соответствии с разме-
рами колосниковых решеток неподвижных или подвижных, изготавливаемых
отечественными заводами.
Активный объем топочной камеры VT ограничивается боковыми, фронто-
вой и задней стенами топки, осями -труб первого ряда ширмового пучка,
фестона или первого ряда труб котлоагрегата. В нижней части топки гра-
ницей активного объема условно считается горизонтальная плоскость, отде-
ляющая нижнюю половину холодной воронки или поверхность слоя топлива.
Средняя толщина слоя топлива принимается:
для каменных углей 150—200 мм, для бурых
углей 300 мм, для древесной щепы 500 мм, а
для кускового торфа — в зависимости от поло-
жения балки, ограничивающей выход топлива
на колосниковое полотно. В топках ПМЗ-РПК
толщина слоя топлива на колосниках мала и
при определении активного объема топки не
учитывается. Границы активного топочного
объема различных топок и их частей показаны
штриховкой на рис. 4-1.
Высота топки ограничивается типовым про-
филем здания котельной с учетом установки
мостовых кранов. Окончательное уточнение
величины объема топки производится после
размещения экранных поверхностей нагрева и
их рационального размещения в топочной ка-
мере.
В правильно сконструированной топке сжигание топлива должно про-
исходить с минимальными тепловыми потерями, высокими тепловыми на-
грузками и наименьшим коэффициентом избытка воздуха. В камерных топ-
ках с сухим шлакоудалением основная масса золы 85—90% выносится га-
зами за пределы топочной камеры. При слоевом или комбинированном фа-
кельно-слоевом сжигании топлива наблюдается несколько меньший унос
золы с газообразными продуктами горения. Во избежание шлакования по-
верхностей нагрева, размещенных как в топке, так и в начале конвективного
газохода, в камерных топках необходимо разместить экранные поверхности
такого размера, чтобы температура газов на выходе из топки не превосхо-
дила температуру начала деформации золы tx, В табл. 4-1 приведены реко-
мендуемые значения температуры газов на выходе из топки '&т (перед тру-
бами фестона или в конце камеры догорания котлоагрегатов ДКВр), преду-
преждающие шлакование труб, для тех сортов топлив, у которых опытные
данные по допустимым температурам существенно отличаются от темпера-
туры начала деформации золы
Для нешлакующихся твердых топлив с тугоплавкой золой температура
газов на выходе из топки выбирается на основании соответствующих технико-
экономических расчететов.
Тепловой расчет топочной камеры базируется на двух основных урав-
нениях: баланса тепла в топочной камере и теплопередачи.
По первому уравнению определяется количество тепла, передаваемое
радиационным поверхностям в топке, Сл = ф(Ст — /т), Мдж/кг (Мдж/м3),
где /" — энтальпия продуктов сгорания на 1 кг (1 м3) топлива, соответству-
ющая температуре От на выходе из топки при избытке воздуха в конце
топки ат, Мдж/кг (Мдж/м3); ф — коэффициент сохранения тепла; QT —
51
Таблица 4-1. Предельно допустимые температуры газов на выходе из топки Фт {31]
Топливо	Температура газов, °C	Топливо	Температура газов, °C
Антрацитовый штыб и полу-		Кушмуринский		925
антрациты 		1150	Ангренский Б 		900
Донецкий тощий ......	1100	Канско-Ачинские Б (ирша-бо-	
Донецкий ГСШ		1050	родинский, назаровский,	
Кемеровский СС		1050	итатский, боготольский)	900
Кизеловский Г и отсевы . . .	1100	Эстонские, гдовские и волж-	
Томь-Усинский (открытая раз-		ские сланцы 		950
работка) 		1050	Фрезерный торф		950
Подмосковный Б		1100		
Богословский и Веселовский Б	1150		
Примечания. 1. Указанные значения температур газов приведены для топок без ширмовых
поверхностей нагрева в выходном окне топки. 2. При наличии ширмовых поверхностей нагрева на
выходе из топки температура газов перед конвективными поверхностями принимается не выше 1000° С
для умеренно шлакующихся топлив, для шлакующихся топлив 800—830° С, для сланцев северо-запад-
ных месторождений 600—700° С (меньшее значение для шахматных пучков).
полезное тепловыделение в топке; при сгорании 1 кг твердого, жидкого или
1 м3 горючих газов определяется по формуле:
& = $ (1 -	+ Qb + (?рц - QB. вн, мдж/кг (Мдж/м3),	(4-1)
где Qp — располагаемое тепло топлива, вычисляемое по формуле (3-1),
Мдж/кг (Мдж/м3)\ QB — тепло, уносимое в топку с поступающим холодным
или горячим воздухом, Мдж/кг (Мдж/м3); Qpu — тепло рециркулирующих
газов, учитывается, если в топку поступают газы, отобранные в последу-
ющих газоходах котла, Мдж/кг (Мдж/м3); QB. вн— тепло, внесенное воз-
духом, подогретым вне котлоагрегата, Мдж/кг (Мдж/м3).
Тепло горячего и холодного воздуха определяется по формуле:
<?В =1 г. в + Л. в — (ат — Д«т — АаПл. у) V0 (of)?. в +
+ (Дат + ДапЛу) V° (с/)х. в, Мдж/кг (Мдж/м3),
где Дат — присосу воздуха в топку (см. табл. 2-3); Дапл, у — присос воздуха
в пылеприготовйтельной установке, зависящий от типа мельницы
(см. табл. 2-4). При сжигании горючего газа и жидкого топлива, а также
в слоевых топках Дапл. у = 0; (с/)г. в, (^)х. в—энтальпии горячего и холодного
воздуха, Мдж/кг.
Тепло рециркулирующих газов
<2Рц = УрцСрц'&рц, Мдж/кг (Мдж/м3),
где Урц — объем рециркулирующих газов, м3/кг (м3/м3); срц — теплоемкость
рециркулирующих газов, Мдж/(м3-град), Фрц—температура рециркулиру-
ющих газов в точке забора, °C. Тепло, внесенное воздухом, подогретым вне
котлоагрегата, определяется по формуле (3-2).
Следующим этапом расчета является проверка ранее принятой темпера-
туры газов на выходе из топки при этом исходят из конструктивных харак-
теристик топочной камеры: поверхности стен топки FCT, площади стен, за-
нятых экранами, коэффициента тепловой эффективности экранов фср. Тем-
пература газов на выходе из топки является результатом суммарного энерго-
выделения и теплообмена в топочной камере. Многочисленные опыты пока-
зывают, что при постоянном энерговыделении температура газов на выходе
из топки зависит от сорта сжигаемого топлива, типа горелок и их располо-
жения на стенах топки, соотношения количеств первичного и вторичного воз.
52
духа. От этих конструктивных факторов зависит интенсивность перемешива-
ния топлива с воздухом ,и скорость сгорания топлива. При быстром сгорании
топлива в корне факела развиваются более высокие температуры, при-
ближающиеся к адиабатной температуре горения и интенсифицируется
теплоотдача.
Основную часть Энергии в топочной камере излучают трехатомные
газы (СО2, Н2О), а также взвешенные в топочных газах сажистые коксовые
и золовые частицы. Летучие вещества, основная масса которых выгорает
на начальном участке факела, не оказывают существенного влияния на
процесс излучения.
Газообразные и твердые тела обладают различными излучательными спо-
собностями, характеризующимися степенью черноты тел. Чем больше кон-
центрация взвешенных в газах частичек горящего топлива, тем сильнее из-
меняется температура газов в топке от внешних к глубинным слоям пламени.
Неоднородность температурного поля наряду с различными концентра-
циями излучающих частиц приводит к неоднородности степени черноты
пламени.
Необходимо дополнительно указать, что при сжигании твердых, жидких
и газообразных топлив происходит более или менее интенсивное загрязнение
лучевоспринимающих поверхностей нагрева топки, неравномерное по ходу
газов.
Это загрязнение резко снижает тепловосприятие экранных поверхностей
и, следовательно, увеличивает тепловые потоки, идущие от экранов к факелу.
В настоящее время расчет теплообмена в однокамерных и полуоткрытых
топках производят по методу ЦКТИ. При расчете вводятся поправочные ко-
эффициенты, полученные в результате обработки экспериментальных работ
по исследованию излучательных свойств пламени и запыленных потоков,
загрязнению экранов и других условий, влияющих на теплообмен в топке.
Исходная формула для расчета теплообмена в топках котлоагрегатов
определяет безразмерную температуру на выходе из топки 6Г [3, 8, 281:
= 7\/Та = Во°-6/(м«?'6 + Во0’6)
(формула справедлива для 0Т 0,9, т. е. практически для большинства
топок).
Здесь 7\ — абсолютная температура газов на выходе из топки, ° К;
ат — степень черноты топки; М — коэффициент, характеризующий влияние
местоположения максимума температуры пламени на суммарный теплообмен.
Адиабатная температура газов Га = Фа X 273° для заданного топлива
зависит от условий сжигания (коэффициента избытка воздуха в топке, тем-
пературы подаваемого в топку воздуха, присосов воздуха в топке и пылепри-
готовительной установке). Эта температура определяется по полезному тепло-
выделению в топке фу [формула (4-1)] с помощью /—Ф диаграммы.
Безразмерный критерий Больцмана
ТЭр Ф^рГ^ср
Со'Фср^стТ’а
где ср = 1 — ql (ql + Лк. а) — коэффициент сохранения тепла. Потеря тепла
от охлаждения топки выбирается ql = (0,4 ч-0,5) ^5; £?р — расчетный рас-
ход топлива, кг!сек\ Гсср = (QT — IT)/(Ta — Тт) — средняя суммарная
теплоемкость продуктов сгорания 1 кг (1 м3) топлива в интервале температур
Т — Г" кдж/(кг-граду о0 = 5,67- 10-11 квт!(м2- К4) — коэффициент излу-
чения абсолютно черного тела; фср — средний коэффициент тепловой эф-
фективности экранов; 7Ст — поверхность стен топки, ж3.
53
При поверочн ом расчете теплообмена в топке по заданной
поверхности стен топки FCT температура газов на выходе из топки рассчи-
тывается по формуле:
лГ_______________Zj______________974 °г
Т ~ [^ср^Л73а/(<₽ВрУСср)]«-Ч1	' ’
или может быть определена по номограмме рис. 4-2 [20, 33]. Первый подсчет
степени черноты топки производят, выбирая температуру газов на выходе
из топки Фт.
При конструктивн ом расчете теплообмена в топке при
выбранной температуре газов на выходе из топки 'О’т и известном среднем зна-
Рис. 4-2. Номограмма для расчета теплообмена в топочной камере, QT — в кдж/кг
54
чении коэффициента тепловой эффективности экранов грср поверхность стен
топки FCT (#л) определяется по формуле:
_ bpQj1 ,3/_L	_ 1V2
-ЛЧатГТ3Лср |/ М*\т"т )’
м2,
(где QJl — в кдж/кг или кдж!м3) либо по номограмме рис. 4-2 находится вели-
чина Вр QT/FCT, а затем и FCT.
Поправочный коэффициент Л4, зависящий от температурного поля топки,
определяется по формуле М — А — Вх, где А и В — переменные опытные
коэффициенты, при слоевом и камерном сжигании твердых топлив А =
= 0,59 и В = 0,5; х — величина относительного положения максимума
температур в топочной камере, зависящая от вида топлива, способа его сжи-
гания, типа горелок и их расположения на стенах топки, а также от размеров
и конфигурации топочной камеры, при сжигании газа и мазута А = 0,52
и В = 0,3.
Для слоевых топок при сжигании то-
плива в тонком слое (топки с пневмомеха-
ническими забрасывателями), скоростных
топок ЦКТИ — Померанцева х = 0,1;-при
сжигании топлива в толстом слое на непо-
движном или подвижном колосниковом
полотне х = 0,14 [3].
Для топок с вертикальным ходом газов
относительная высота положения макси-
мума температуры определяется как рас-
стояние от пода топки или от середины
шлаковой воронки до плоскости макси-
мальных температур топочных газов, отне-
сенное к расстоянию до середины выход-
Рис. 4-3. К определению относитель-
ного уровня расположения горелок
х — hr/h^
hT — расстояние от середины холодной во-
ронки до середины окна для выхода газов
из топки; hr — расстояние от середины
холодной воронки до оси горелки
кого окна топки.
Для пылеугольных горизонтально расположенных горелок, мазутных
форсунок, а также для газовых горелок, дающих несветящееся пламя, макси-
мальные температуры обычно развиваются в плоскости размещения горелок.
При ухудшении распыливания мазута или перемешивания газа с возду-
хом в корне факела (сжигание газа светящимся пламенем), а также в топках
с встречными горелками при взаимодействии факелов, способствующем их
развороту вверх до достижения максимальной температур^ (при сжигании
антрацитов и тощих углей) величина х становится больше среднего относи-
тельного уровня горелок на 0,05—0,1.
В шахтно-мельничных топках, а также при наклоне фронтовых горелок
вниз температурный максимум смещается на величину — 0,02—0,05. По-
ворот пылеугольных горелок на угол ±30° изменяет величину х на ±0,1.
Для топок с горизонтальным развитием факела, а также для топок с U-образ-
ным факелом ориентировочно принимают х = 0,3.
На рис. 4-3 приведена схема для определения относительного уровня рас-
положения горелок. При сжигании смеси топлив поправочный коэффициент
смеси М рассчитывается по формуле, аналогичной (2-1).
Степень черноты слоевых топок с равномерным распределением экранов
по стенкам подсчитывается по формуле
__ Яф + (1 Яф) Р
= 1- (1—^ср) (1-Р) (1-«ф);
для камерных топок
^Ф
a~t~ Яф -Н1 — Яф) Ч’ср
или определяется по графикам рис. 4-4.
55
В приведенных формулах: р = ₽3.г/^ст — соотношение между площадью
зеркала горения 7?3. г и полной поверхностью стен топки FCT. Эффективная
степень черноты факела т. е. отношение излучающей способности факела
к излучающей способности абсолютно черного тела зависит от вида топлива
и условий его сжигания.
В топках котлоагрегатов обычно различают три вида пламени: несветя-
щееся, полусветящееся и светящееся. Несветящееся пламя образуется при
сжигании газового топлива в горелках с предварительным перемешиванием.
Излучение несветящегося пламени зависит от излучения трехатомных газов
(RO2, Н2О). Светящееся сажистое пламя образуется при сжигании жидких
топлив, а также газообразных топлив в горелках без предварительного сме-
шения. Излучение светящегося
пламени складывается из излу-
чения трехатомных газов (RO2,
Н2О) и излучения мельчайших
частиц углерода (сажи). Светя-
щееся пламя заполняет лишь
часть топочной камеры, а осталь-
ная часть топки заполнена не-
светящимся пламенем; в этом
случае [29, 40] аф = тасВ +
аг (1 — т). Численное значе-
ние коэффициента усреднения т,
учитывающего относительное за-
полнение объема топки светя-
щимся пламенем, определяется
в зависимости от сорта сжигае-
мого топлива, форсировки топ-
ки и организации топочного
процесса. Чем выше при про-
чих равных условиях энерго-
выделение топочной камеры,
Для однокамерных топок при
400 квт/м3 этот коэффициент принимается равным 0,1 при сжи-
гании газа и 0,55 для жидкого топлива.
При совместном сжигании жидкого топлива и газа коэффициент усредне-
ния т = qm1 +'\(1 — q) т". Эффективная степень черноты несветящегося
пламени аг = 1 —е-Тг, где тг. = ^rprns/0,981 —оптическая плотность
трехатомных газов; kr — коэффициент ослабления лучей трех атомными
газами (рис. 4-5); р — давление газов на выходе из топочной камеры
бар; для котлоагрегатов без наддува р = 0,982 бар; гп = гН2о + гко2 —
суммарная объемная доля трехатомных газов в продуктах сгорания на
выходе из топки; s .== VT/FCT — эффективная толщина излучающего слоя, м.
Степень черноты светящейся части пламени
Ясв = 1 — е—(ТгЧ Тсаж),
где тг, тсйж — оптические плотности излучения трехатомных газов и сажи-
стых частиц.
Повышенная степень черноты светящейся части пламени наблюдается
при повышенном содержании сажистых частиц. Концентрация сажи в пла-
мени зависит от величины коэффициента избытка воздуха ат. Заметное из-
менение концентрации сажистых частиц наблюдается при ат <1,2 в голов-
ной части факела; при высоких коэффициентах сст в пламени образуется мало
сажи. Концентрация сажи в факеле и степень черноты пламени убывают по
мере удаления от горелочного устройства. В связи с этим при определении
оптической плотности излучения сажистых частиц учитываются физико-
56
химические свойства топлива (углеводородное число Ср/Нр), режимные усло-
вия сжигания топлива (коэффициент избытка воздуха ат) и влияние темпера-
туры на коэффициент ослабления лучей
/ Т”	\ cpps
тсаж == 0»03 (2 — ат) 1,6	— 0,5 ------—,
саж ’	'	37 \ ’	1000	’ / Нр-0,981
где ат — коэффициент избытка воздуха на выходе из топки; Ср, Нр — содер-
жание углерода в рабочей массе топлива, %; для газообразного топлива
С₽/НР = 0,12 S СЛ.
1=1
6	5	4	3	2/,$	1.0 0.9 0.8 0J 0,6 0,5 0,4 0,30,20,1 0 0,1	0,2
Рис. 4-Б. Номограмма для определения kr коэффициента ослабления лучей
трехатомными газами для котлоагрегатов, работающих без наддува
Полусветящееся пламя образуется при камерном и слоевом сжигании
твердых топлив. Эффективная степень черноты полусветящегося пламени
рассчитывается по формуле	
6/ф = 1  е~~ (тг~^ткокс+тзол) ?
где Ткокс и ТзоЛ — оптические плотности излучения коксовых и золовых
частиц:
Т'кокс = ^kokcWS/0,981, Тзол “ k3On[t3OJlpS/0,$81.
Здесь &кокс = 1,0 — коэффициент ослабления лучей частицами кокса; —
коэффициент, учитывающий влияние концентрации коксовых частиц в фа-
келе, для низкореакционных топлив (АШ, ПА, Т) = 1,0, а для высоко-
реакционных топлив (каменные и бурые угли, сланцы, торф, древе-
сина) хг = 0,5; х2 — коэффициент, учитывающий способ сжигания топлива:
для пылеугольных топок х2 = 0,1, для слоевых топок х2 = 0,03.
Коэффициент ослабления лучей золовыми частицами определяется по
номограмме рис. 8-24.
Массовая концентрация золы в дымовых газах определяется по формуле
Изол ==Лряун/1000г, кг!(4-2)
где пун — часть золы, топлива уносимая из топки в конвективные газоходы;
для камер сгорания и шлакоулавливающих пучков в формулу (4-2) вместо
аун подставляется величина (1 + #ун)/2.
57
Масса дымовых газов Gr = 1 — Лр/100 + 1,306аУР, кг!кг.
Относительное энергопоглощение загрязненных экранов учитывается
средним коэффициентом эффективности экранов [231
Фср = Ял/qn = (<7п — ?о)/<7п =
где дл — воспринятое тепло, кет/м2\ qn — падающий тепловой поток,
квт/м2\ qo — обратное излучение экранных труб, квт/м\ х — угловой коэф-
фициент экрана [см. рис. 4-6]; £ — коэффициент загрязнения лучевоспри-
нимающих поверхностей нагрева.
Средний коэффициент тепловой эффективности зависит от рода сжигае-
мого топлива и относительного шага экранных труб. Максимальное значение
коэффициента фср наблюдается при сжигании газа; с увеличением относи-
тельного шага экранных труб коэффициент фсР уменьшается.
В топках, в которых стены экранированы частично или закрыты экранами
с разными угловыми коэффициентами, среднее значение коэффициента теп-
ловой эффективности
п
'Фер = Е
£ — 1
где — произведение коэффициента тепловой эффективности i-го экрана
на его площадь. Для неэкранированных участков топочных стен принимают
•Фер = °-
Коэффициент тепловой эффективности экранов определяется опытным
путем, однако экспериментальных материалов для этого пока недостаточно.
Поэтому при расчете,теплообмена в топках пользуются коэффициентом за-
грязнения который) учитывает снижение тепловосприятия экранов за счет
загрязнения или закрытия труб изоляцией. Коэффициент загрязнения от-
крытых гладкотрубных и плавниковых настенных экранов и ширм, распо-
ложенных в выходном окне топки, выбирается для газообразного топлива
0,65, для слоевых топок 0,6, для мазута 0,55, для пыли каменных и бурых
углей, фрезерного торфа 0,45, для пыли АШ и тощих углей 0,4 и для слан-
цев Северо-Западных месторождений 0,25. Систематическая эффективная
обдувка незашлакованных поверхностей экранов повышает £ на 0,05. При
попеременной работе топки на разных топливах коэффициент загрязнения
выбирается по топливу, вызывающему большее загрязнение экранов.
При наличии зажигательных поясов средний условный коэффициент за-
грязнения
S = ^Нл. о ^2^л. з/Ял. о 4“ Нл. з>
где Si, £2 — условные коэффициенты загрязнения открытой лучистой и за-
крытой поверхности; Яло, #л. 3 — открытая лучистая и закрытая лучистая
поверхности, м2.
В топках с твердым шлакоудалением при сжигании всех топлив для экра-
нов, покрытых обмазкой S = 0,2; для экранов, закрытых шамотным кирпи-
чом S = 0,1.
При совместном сжигании смеси топлив осредненный коэффициент загряз-
нения
где Si, ^2 — соответственно коэффициенты загрязнения для каждого из
топлив.
В конце конструктивного расчета теплообмена топочной камеры прове-
ряется правильность выбора среднего коэффициента эффективности экранов,
в конце поверочного расчета — правильность выбора температуры газов на
выходе из топки Фт. При расхождении значений ф более чем на ±5% или
температуры газов на выходе из топки более чем на ± 100° С тепловой расчет
повторяется.
58
4-2. Размещение экранных поверхностей в топне
Величина лучевоспринимающей поверхности нагрева Нл связана с пло-
щадью стен FCT соотношением: Нл = Нл + Нл = хГст, м\ где Нл, Нл~
соответственно лучевоспринимающие поверхности экранов и первого ряда
труб фестона или котельного пучка (в котлоагрегатах малой мощности).
Лучевоспринимающая поверхность экранов Нл = ZjxF™, где FnJ1 =
= Ы — площадь стены» занятая экраном шириной b (по осям крайних труб)
с освещенной длиной труб /.
а)
- 1,0
0,3
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,9
0,8
0.7
9,6
0,5
0,4
0,3
6)
1,0
d
t
4-6. Угловые коэффициенты
Рис.
экранов: а — для однорядного глад-
котрубного экрана; б — для /двух-
рядного гладкотрубного экрана;
в—для однорядного экрана из глад-
ких труб разных диаметров

1 — с учетом излучения обмуровки при е l,4d;	2 — то же при
е ~ 0,8d; 3 — то же при е = 0,5d; 4 — то же при е ~ 0; 5 — без учета
излучения обмуровки при е > 0,5^; 6 — с учетом излучения обмуровки
при е > 4d; 7 — с учетом излучения обмуровки при е = 0; 8 — без учета
излучения обмуровки
Для двухсветовых экранов и ширм FnJ1 = FCT = 2Ы, м2.
В холодной воронке площадь стен, занятая экранными трубами, условно
принимается равной площади стен верхней половины холодной воронки.
Незащищенные экранами участки стен (зажигательные пояса, амбразуры
пылеугольных, газовых горелок, молотковых мельниц и т. n.)i площадью более
1 м2 исключаются из величины FnJ1. Освещенная длина экранных труб огра-
ничивается теми же пределами, что и часть объема топки, которая учиты-
вается при подсчете активного объема топочной камеры.
Угловой коэффициент х для гладкотрубных экранов определяется по
графикам рис. 4-6 в зависимости от конструктивных характеристик, экрана:
диаметра труб d, шага s и расстояния центра трубы от обмуровки е. Для экра-
нов с чугунными плитками, для зашипованных и плавниковых экранов,
а также покрытых хромитовой массой или шамотным кирпичом угловой
коэффициент принимается равным единице.
59
Если экраны составлены из чередующихся труб разных диаметров, то
лучероспринимающая поверхность всего экрана определяется как произве-
дение FUJix, а лучевоспринимающая поверхность труб малого диаметра —
как FUJlx19 где Епл — площадь всей стены, занятой экраном.
При определении лучевоспринимающей поверхности первого ряда труб
фестона, ширм или котельного пучка угловой коэффициент также прини-
мается равным единице, так как эти поверхности воспринимают все падаю-
щие из топки тепловые лучи = al, м., где а — расстояние между осями
крайних труб фестона или первого котельного пучка, м\ I — освещенная
длина первого ряда труб фестона или котельного пучка, обращенного в топку,
м. Для котлоагрегатов ДКВр к лучевоспринимающей поверхности нагрева
относят и поверхность части котельного барабана, обращенную в сторону
топки.
Экранные поверхности нагрева конструктивно увязывают с элементами
топочных устройств — амбразурами горелок, решетками, гарнитурой и т. п.
Для упрощения и ускорения поточного изготовления труб на котлостроитель-
ных заводах, их монтажа и ремонта конфигурация труб в топочной камере
должна быть по возможности плавной, с гибами одного радиуса. На экранных
трубах, огибающих амбразуру горелки, не следует выполнять дополнитель-
ных гибов для обвода гляделок, лазов и т. п.
При высоких местных тепловых нагрузках экранных поверхностей в зоне горелок (более
290 квт/м~) возможно выпадение железистых железосиликатных, железокислых, железо-
фосфатных и медных накипей на стенках экранных труб. Кроме того, образуются алюмоси-
ликатные накипи при питании котлоагрегатов недостаточно осветленной водой. Образование
даже небольших отложений накипи может привести к возникновению отдулин и свищей,
к интенсивной коррозии жранных труб. Поэтому к качеству питательной воды, особенно в от-
ношении содержания кремнекислоты, железа и меди, должны быть предъявлены повышенные
требования. Докотловая обработка питательной воды с прибавлением веществ егсамета-
фосфата и пирофосфата натрия, фтористого натрия, щавелевой кислоты и т. п., связывающих
железо и медь в прочные комплексные соединения, значительно уменьшает внутреннюю кор-
розию экранных труб.
Экранирование малогабаритных мазутных топок двухбарабанных котло-
агрегатов типа ДКВр, рассчитанных на низкое давление, выполняется с уче-
том типа применяемой форсунки. Участки экранных труб с повышенными
локальными тепловыми нагрузками закрываются огнеупорной обмазкой, со-
стоящей из хромомагнезита (80—85%), огнеупорной глины (10—15%) и
жидкого стекла. Площадь защиты экранных поверхностей зависит от длины
факела и расположения форсунок.
Топочная камера мазутных котлоагрегатов средней производительности
выполняется с предельно плотным расположением экранных труб (s/d
^1,1 -1,5).
В мазутных котлоагрегатах малой мощности относительный шаг экранных
труб обычно составляет std — 1,4—1,55, при этом температура на внутрен-
ней стенке обмуровки не должна превышать 1000—1100° С.
ГЛАВА ПЯТАЯ
СЛОЕВЫЕ ТОПКИ
5-1. Нраткая классификация слоевых топок
Современные механизированные слоевые топки достигли достаточно высо-
кой степени совершенства: топки просты в эксплуатации и ремонте, могут
работать в большом диапазоне нагрузок, при их использовании сокращаются
60
капиталовложения и расход электроэнергии на собственные нужды. Слоевой
метод обеспечивает экономическое сжигание большинства топлив при высо-
ких энерговыделениях колосникового полотна и топочного объема.
Слоевые топки целесообразно применять в котлоагрегатах производи-
тельностью до 9,7 кг/сек для сжигания различных каменных и бурых углей,
грохоченых антрацитов марок АС и AM, полуантрацитов, кускового торфа,
сланца и различных древесных отходов. Однако слоевое сжигание в отдель-
ных случаях может оказаться целесообразным и для котлоагрегатов большой
производительности. Использование слоевых топок не рекомендуется для
сжигания рядовых антрацитов, тощих углей, антрацитового штыба, высоко-
влажных бурых углей с приведенной влажностью 3,35 кг-проц/Мдж, а также
фрезерного торфа и отходов углеобогащения, так как не обеспечивается на-
дежное и экономичное их сжигание.
По методу обслуживания слоевые топки подразделяются на топочные
устройства с ручным обслуживанием, полумеханизированные и механизиро-
ванные. Применение топок с ручным обслуживанием ограничивается котло-
агрегатами производительностью до 0,3 кг/сек. К классу полумеханизирован-
ных топочных устройств относятся скоростные топки ЦКТИ—Померанцева,
топки с пневмомеханическими забрасывателями системы ЦКТИ и решеткой
из поворотных колосников, топки с плоской переталкивающей решеткой.
Серийное производство шахтных топок для сжигания торфа и дров, наклонно-
переталкивающих решеток для сжигания сланцев прекращено. К числу при-
меняемых в настоящее время механизированных топок относятся факельно-
слоевые и топки с цепными решетками. В отдельных случаях используют
топки с шурующими планками системы Васильева, тойки ВТИ и многопла-
ночные топки Житенева; последние были изготовлены в нескольких опытных
экземплярах.
5-2. Полумеханизированные топни
К этому типу топочных устройств относятся достаточно распространенные
скоростные топки системы ЦКТИ—Померанцева и топки с пневмомеханиче-
скими забрасывателями системы ЦКТИ и решеткой из поворотных колос-
ников.
Скоростные топки с зажатым слоем системы ЦКТИ—Померанцева при-
меняются в котлоагрегатах малой и средней мощности (от 0,7 до 9,7 кг1сек)
для сжигания предварительно измельченных древесных отходов: рубленой
щепы, дробленых реек и горбылей с размерами кусков до 50—100 мм, отхо-
дов при ножевой окорке древесины, а также опилок и отжатой коры. Нормаль-
ная работа топок обеспечивает при влажности топлива до 55% при однород-
ном фракционном составе древесины. Топки скоростного горения работают
с высоким энерговыделением (от 2900 до 15 200 квт/м2) при умеренных избыт-
ках воздуха в топке (1,2—1,3) и малых потерях + <7* ~ 4 4-5%). Форсиро-
ванное сжигание топлива в этих топках достигается огневой подсушкой с ча-
стичнымг горением в верхней части предтопка, с последующим горением его
в нижнем зажатом слое.
На рис. 5-1 показана компоновка топки скоростного горения котлоагре-
гата ДКВр 6,5-13-250. Топка состоит из топливного рукава Р, предтопка 6
с устройством для ввода первичного воздуха 4, зажимающей решетки 5, то-
почной камеры 10 с устройством для подачи вторичного воздуха 12. Топлив-
ный рукав каскадно-лоткового типа обеспечивает движение топлива в пред-
топок и может быть применен для любых измельченных древесных отходов
и их смесей. В топливном рукаве имеются шуровочные отверстия для умень-
шения застревания топлива. При сжигании особо влажных топлив (IFP >
>55%) рекомендуется предварительная подсушка топлива в слоевой ка-
скадно-лотковой сушилке теплом уходящих из котлоагрегата газов (0ух =
= 250 4-350° С) по разомкнутой или полуразомкнутой схеме. Для предотвра-
61
щения уноса топлива скорость фильтрации газов через слой топлива на выходе
из сушилки выбирается не более 0,5 —0,6 м/сек.
Перемещение древесной щепы в предтопке происходит под действием
силы тяжести. Предтопок выполняется с изломом для разгрузки нижних
слоев топлива от давления верхних. Создание в предтопке рыхлого слоя
топлива, продуваемого воздухом, а также образование поджигающих очагов
горения осуществляется пережимами 3 и 2. Неподвижный пережим 3 выпол-
Рис. 5-1. Компоновка котлоагрегата ДКВр 6,5-13-250 с топкой скоростного
горения для сжигания древесной щепы
пен из труб, охлаждаемых проточной водой, а подвижный пережим 2 наби-
рается из чугунных колосников У, уложенных на сварные рамы, также охла-
ждаемые водой. На пережимах сползающее книзу топливо задерживается и
загорается, а затем обрушивается по мере выгорания. На место сгоревшего
топлива поступает свежее топливо, и таким образом создается постоянный
очаг горения. Дымление через топливные рукава устраняется отсасыванием
газов в топку через окно 7 в верхней части предтопка. Первичный воздух,
подводимый в переднюю нижнюю часть предтопка (60—80% от всего необхо-
димого для горения), подается под давлением 50—78 дан/м2 (в зависимости
от влажности и фракционного состава топлива). Зажимающая решетка, от-
деляющая горящий слой от топочной камеры, для котлоагрегатов ДКВр
производительностью до 1,1 кг/сек выполняется из огнеупорного кирпича,
62
а для котлоагрегатов большой мощности — из ошипованных труб диаметром
51x5 мм, включенных в циркуляцию котлоагрегата. На боковых образую-
щих труб в шахматном порядке привариваются шипы (параллельно фронто-
вой стене котлоагрегата) диаметром 12 мм и длиной 25 мм, с шагом вдоль
труб 400 мм, они препятствуют выносу частиц топлива из слоя.
Живое сечение зажимающей решетки составляет примерно 30% общей
ее площади. Циркуляция в зажимающей решетке осуществляется путем при-
соединения водоподводящих И и пароотводящих 8 труб к нижнему и верх-
нему барабанам. На фронтовой стене предтопка установлена топочная дверца
для осмотра предтопка и выгребания золы.
В топочной камере происходит догорание мелких частиц топлива, выне-
сенных через зажимающую решетку, а также газообразных продуктов не-
полного сгорания. Вторичный воздух с давлением 39—78 дан!м2 поступает
в сопла, расположенные в нижней части топки. Сопла равномерно располо-
жены по ширине топочной камеры; скорость воздуха на выходе из сопел со-
ставляет 30—40 м!сек. Подогрев воздуха для топок скоростного горения ре-
комендуется до 200—250° С.
Бийский котельный завод выпускает топки скоростного горения системы
Померанцева для сжигания древесных отходов для котлоагрегатов произво-
дительностью от 0,7 до 9,7 кг!сек, а Белгородский котельный завод — для
котлоагрегата СУ-20-39. В котлоагрегатах повышенной производительности
ДКВр 20-13, ДКВр 35-39-440 два предтопка скоростного горения примыкают
к боковым стенам топки, при этом максимально унифицированы основные
узлы и детали предтопков.
Конструктивные и расчетные характеристики топок* скоростного горения
системы ЦКТИ приведены в табл. 5-1.	;
Таблица 5-1. Характеристики топок скоростного горения для котлоагрегатов ДКВр
Наименование	ДКВр				
	2,3-13	4-13	6,5-13	10-13	10-39
Объем топочной камеры, м3 	 Средняя высота топочной камеры, м Площадь зеркала горения зажимающей решетки, м2 	 Шахта предтопка: высота, м 	 ширина в свету, м 	 глубина от фронта до оси зажимаю- щей решетки, м 	 Диаметр труб зажимающей решетки, мм Шаг труб зажимающей решетки, мм Количество труб зажимающей решет- ки, шт	 Шаг шипов зажимающей решетки по вер- тикали, мм 	 Количество сопел вторичного возду- ха, шт	 Коэффициент избытка воздуха в топоч- ной камере ат	 Энерговыделение объема топочной каме- ры, квт/м?	 Энерговыделение зеркала горения, квт1м2 Потери тепла от химического и механиче- ского недожога, %		14 3 1,7 3,15 2,2 1,53 51 90 21 40 3 1,2—1,3 174 1510 3—4	16 3 1,7 3,15 2,2 1,53 51 90 21 40 4 1,2—1,3 209 2270 3—4	24 3 1,95 3,15 . 2,5 1,53 51 90 29 40 5 1,2—1,3 227 2910 3—4	40 5,2 1,95 Z 3,15 2,5 1,53 51 90 29 40 7 1,2-1,3 233 4360 3—4	27 3,5 3,5 2,5 1,525 51 85 31 40 1,2—1,3 330 3900 4
Высокофорсированные малогабаритные предтопки скоростного горения
просты по конструкции, работают с более высокой экономичностью по сравне-
нию с другими топочными устройствами для сжигания древесных отходов
(шахтные и финские топки, топки с цепными решетками), обеспечивают удель-
63
ный паросъем с 1 м ширины топки около 1,4 кг!сек, позволяют сохранить уни-
фицированный профиль котлоагрегата. Топки могут использоваться и для
энергохимической переработки топлива, при которой из него извлекается
ряд ценных продуктов (органические кислоты, спирты и т. п.). В этом случае
в слоевой сушилке осуществляется предварительная подсушка топлива (до
влажности 20—35%) уходящими газами. При энергохимической переработке
топлива повышается паросъем котлоагрегата за счет сжигания сухого топ-
лива в топке и уменьшения потери тепла с уходящими газами. Первая в мире
энергохимическая установка на древесных отходах с 1952 г. успешно работает
в СССР.
Рис. 5-2. Топка ПМЗ-РПК
1 — шлаковый затвор; 2 — воздушный короб; 3 — фронтовые плиты с зольными дверками; 4 — фрон-
товые плиты с загрузочными дверками; 5 — привод забрасывателей; 6 — вал группового управления
забрасывателями; 7 — соединительная муфта; 8 — колосниковая решетка; 9 — пневмомеханические
забрасыватели; 10 — угольные ящики
Топки с пневмомеханическими забрасывате-
лями ПМЗ системы ЦКТИ относятся к группе топок с горизон-
тальными колосниковыми решетками с механизированной верхней подачей
топлива на неподвижный горящий слой с периодическим удалением шлака.
Процесс горения топлива на колосниковой решетке ведется в тонком слое
(до 50 мм) при толщине шлака до 200 мм. Относительно тонкий слой топлива
на решетке обеспечивает повышенную гибкость управления топочным про-
цессом во всем диапазоне нагрузок, позволяет добиться полного сгорания
в минимальное время после загрузки топки топливом.
Отличительной особенностью рассматриваемых топок является совмеще-
ние двух принципов заброса угля на колосниковую решетку: механического
и пневматического. Механический принцип является основным, а пневмати-
ческий обеспечивает развеивание мелких фракций топлива (размером до 1 мм)
в топочной камере и по длине решетки. Это обеспечивает на колосниковой
решетке удовлетворительное распределение рядовых углей с большим содер-
64
жанием мелочи, причем высокореакционные частицы топлива сгорают в то-
почном объеме.
Топки с пневмомеханическими забрасывателями ПМЗ системы ЦКТИ
предназначены для сжигания в котлоагрегатах малой мощности от 0,56 до
2,8 кг!сек большого диапазона топлива: рядовых и сортированных бурых
(Дп 4-1,48 кг-проц/Мдж) и каменных углей (А11	0,836 ч-
4-1,1 кг-проц/Мдж) различных марок с выходом летучих выше 20%, с со-
держанием мелочи 0—6 мм до 70%, а также тощих углей, малозольных антра-
цитов (Дс 14%). В ряде установок эти топки применяются для сжигания
фрезерного торфа и древесных отходов при влажности до 50%.
Топка с ПМЗ состоит из
горизонтальной колосни-
ковой решетки с поворот-
ными колосниками РПК
(ГОСТ 3493^59) беспро-
вального профиля, пневмо-
механических забрасыва-
телей, устройства возврата
уноса и топочной гарни-
туры (рис. 5-2).
Полотно решетки со-
стоит из изолированных
секций колосников. Каж-
дая секция делится на две
группы: переднюю и зад-
нюю, имеющие самостоя-
тельные ручные приводы
для качания колосников
на 60° вокруг оси валов.
Рабочая длина колосников
300 мм, ширина полки
28 мм. Живое сечение ре-
шетки (с учетом щелей ме-
Таблица 5-2. Типоразмеры топок ПМЗ-РПК
Типоразмеры (обозначение)	Площадь решетки	Масса, кн
С забрасывателями шири-		
ной 400 мм		
ПМЗ-РПК 1-1100-1525	1,68	1,96
ПМЗ-РПК 1-1100-2135	2,35	2,1
ПМЗ-РПК 2-1800-1525	2,74	3,1
ПМЗ-РПК 2-1800-2135	3,84	3,64
ПМЗ-РПК 2-2200-1525	3,36	3,63
ПМЗ-РПК 2-2200-2135	4,7	4,22
ПМЗ-РПК 2-2200-2745	6,05	4,61
ПМЗ-РПК 2-2200-3050	2,71	5,1
ПМЗ-РПК 3-3300-2135	7,05	6,3
ПМЗ-РПК 4-3600-2440	I 8,78	7,35
С забрасывателями шириной	1	
600 мм		
ПМЗ-РПК 2-2600-2135	5,55	4,71
ПМЗ-РПК 2-2600-2440	6,31	5,4
ПМЗ-РПК 2-2600-3050	7,93	6,1
ПМЗ-РПК 2-2600-3660	9,51	6,5
Примечание. Первое число в типоразмере — количе-
ство забрасывателей, второе — ширина, третье- -длина решет-
ки в мм.
жду колосниками и канавок на колосниках) составляет около 5%. На
каждую секцию топки устанавливается отдельный пневмомеханический
забрасыватель со своим фронтом, состоящим из чугунных плит и воздуш-
ных стояков, подводящих воздух к забрасывателю. Вал ротора забрасыва-
теля размещается на высоте 650 мм над колосниковой решеткой.
Движение всех механизмов забрасывателя осуществляется электродвига-
телем типа АО-41-6 мощностью 1 кет через клиноременную передачу и редук-
тор. Частота вращения ротора забрасывателя может плавно меняться от
410 до 760 об/мин при частоте вращения электродвигателя 930 об/мин. Ши-
рина выбрасывателя (расстояние между боковыми стенками) составляет 400
и 600 мм.
Количество вторичного воздуха, подводимого к забрасывателю, состав-
ляет 10—16% воздуха, необходимого для горения. Давление вторичного
воздуха при сжигании рядовых углей поддерживается равным 68—78 дан/м\
Количество выбрасывателей по фронту котлоагрегата определяется в зависимости от
ширины топочной камеры. Один забрасыватель ПМЗ обслуживает участок колосниковой ре-
шетки от 900 до 1100 мм. Нормальный паросъем с котлоагрегата на один забрасыватель со-
ставляет 2,22 кг/сек при ширине механизма 400 мм и 3,34 кг/сек при ширине механизма 600 мм.
Топочные устройства ПМЗ изготавливаются Кусинским машинострои"
тельным заводом и в небольшом количестве заводом «Ильмарине» (г. Таллин)-
Серийно изготавливаются забрасыватели нескольких типов: с низким плун‘
жером и каскадно-лотковым угольным ящиком (для углей средней сыпучести)»
с высоким плунжером и воронкообразным угольным ящиком (для высоко-
влажных углей); осваивается производство забрасывателей с пластинчатым
3 В, Г. Александров
65
питателем (для низкосыпучих углей). Типоразмеры топок ПМЗ-РПК при-
ведены в табл. 5-2. Расчетные характеристики топок ПМЗ приведены
в табл. П-1. *
5-5. Механизированные слоевые топки
Топки с цепными решетками и загрузкой топлива из угольного ящика
отличаются чисто поперечной схемой движения потоков топлива и воздуха.
Другими характерными особенностями рабочего процесса рассматриваемых
топок являются одностороннее верхнее воспламенение топлива на решетке
за счет лучистой энергии топочных газов и излучения футеровки, а также
отсутствие перемешивания топлива на полотне решетки. Устойчивое горение
слоя топлива обеспечивается поддержанием относительно толстого слоя топ-
лива на решетке. Такая организация топочного процесса на цепной решётке
имеет ряд недостатков. Так, например, сжига-
ние несортированных рядовых углей с повы-
з&я шенным содержанием мелочи способствует раз-
gjj витию кратерного горения топлива и шлако-
pg ванию слоя на решетке. Малоинтенсивное верх-
900
з
987,5
^850
480
1175	' 987.5
5130
5600
Рис. 5-3. Продолный разрез топки ЧЦР
1 — фронтовой ко>кух; 2 — передний вал; 3 — угольный
ящик; 4 — рама; 5хколосниковое полотно; 6 — опорный
рольганг; 7 — Задний вал; 8 — шлакосниматель

1800
нее воспламенение затрудняет устойчивое зажигание высоковлажных и труд-
новоспламеняемых топлив, в результате чего зона горения кокса смещается
к концу решетки, увеличивается потеря тепла от механического недожога
и снижается паропроизводительность котлоагрегата. Цепные решетки не
приспособлены к сжиганию многозольных углей с легкоплавкой золой.
Цепные решетки применяются для сжигания сортированных антрацитов
(АС и AM), рядовых несортированных каменных углей, отличающихся уме-
ренной спекаемостью (длиннопламенные донецкие, прокопьевские, газовые
угли), бурых углей зольностью до 25% и с малой влажностью, тощих углей
тех сортов, которые по своим характеристикам приближаются к углям
сорта ПС, кускового торфа, а также кускового торфа с присадкой до 25%
фрезерного торфа. Максимальные размеры кусков топлива не должны пре-
вышать 40 мм, а содержание мелочи в топливе с размерами 0,6 мм не должно
быть выше 50%.
Сжигание бурых углей типа подмосковных на цепных решетках не рекомендуется из-за
недостаточной устойчивости процесса горения и больших потерь тепла. Цепные решетки не-
удовлетворительно работают на АСШ или АРШ, тепловые нагрузки топок существенно сни-
жаются и повышаются потери от механической неполноты сгорания.
Кусинский машиностроительный завод выпускает чешуйчатые цепные
решетки ЧЦР прямого хода (рис. 5-3).
66
Топливо на колосниковое полотно 5 поступает из угольного ящика 3.
Задняя часть решетки перекрыта шлакоснимателем 8, направляющим шлак
в шлаковый бункер. Воздух, необходимый для горения, подводится в зонные
камеры решетки, откуда через зазоры между колосниками поступает к слою
топлива. Для решеток шириной менее 2,7 м воздух подводят с одной стороны.
Движение колосниковому полотну сообщается через передний вал, звез-
дочки которого перемещают ролики колосникового полотна и толкают его.
Скорости движения полотна могут изменяться от 2,3 до 16л0т^/ч регулиро-
ванием четырехскоростного электродвигателя и переключением коробки
скоростей редуктора. Колосниковое полотно в хвостовой части опирается на
шкивы заднего вала. Подшипники переднего вала роликовые, заднего —
скользящие. В нижней части колосниковое полотно опирается на ролики
опорных катков. Колосники перекрывают друг друга, образуя подобие чешуи.
Топки изготавливаются правого и левого исполнения, т. е. с расположе-
нием привода и воздуховодов с правой или левой стороны, если смотреть
со стороны фронта топки.
Технические характеристики и основные размеры топок ЧЦР приведены
в табл. 5-3.
Таблица 5-3. Типоразмеры унифицированных решеток ЧЦР
Типоразмеры	Активная площадь м2	Число цепей	Число колосни- ков	Тип редуктора	Масса КН
ЧЦР 2330-5600	11,25	7	6$	РТ-1200	212
ЧЦР 2330-6500	13,25	7	61	РТ-1200	235
ЧЦР 2700-6500	15,47	8	7	РТ-1200	274
ЧЦР 2700-8000	19,52	8	7	РТ-1200	314
ЧЦР 3070-5600	14,82	9	8	РТ-3000	280
ЧЦР 3070-6500	17,6	9	8	РТ-3000	310
ЧЦР 4550-6500	26,12	13	12	РТ-3000	445
ЧЦР 4550-8000	32,9	13	12	РТ-3000	528
Примечания. 1. Первое число в типоразмере соответствует ширине, второе длине решетки
в мм. 2. Для привода решетки электродвигатель Т 52-12-8-6-4.
За активную площадь зеркала горения принята площадь колосникового
полотна решетки, ограниченная по длине регулятором слоя и шлакоснимате-
лем, а по ширине — боковыми охлаждаемыми панелями.
В топках с чешуйчатой цепной решеткой прямого хода происходит про-
цесс горения топлива в слое толщиной 100—200 мм.
При сжигании на цепных решетках влажных углей и трудновоспламеняемых топлив их
предварительно подогревают в передней части решетки горячими газами. Для этого топочные
газы специальным вентилятором отсасываются через слой подсушиваемого топлива из зоны
подсушки и затем направляются под колосники решетки.
При сжигании влажных топлив использование шурующего приспособления дало положи-
тельные результаты. Неподвижную охлаждаемую водой треугольную планку устанавливают
поперек колосникового полотна в пределах первой дутьевой зоны. Шурующая планка заторма-
живает топливо, которое переваливается через нее, что способствует его зажиганию в резуль-
тате перемешивания.
Использование шурующего приспособления при сжигании воркутинского угля марки ПЖ
позволило отказаться от частых ручных шуровок, привело к снижению содержания горючих
в шлаке и увеличению тепловой нагрузки топки. При сжигании АРШ было достигнуто более
раннее и активное воспламенение топлива, улучшился выжиг шлака и увеличился к. п. д.
котлоагрегата на 2—3%.
Антрациты медленно воспламеняются, и обычно длину решетки ЧЦР вы-
бирают не менее 6,5 м, при сжигании влажного антрацита применяют горю-
чее дутье с температурой до 150—170° С. Более высокий подогрев воздуха
не рекомендуется, так как это приводит к ускоренному обгоранию колос-
ников.
67
Расчетные характеристики топок с цепными решетками приведены в
табл. П-2.
Факельно - слоевые топки по конструктивному выполнению
подразделяются на две группы: топки системы ВТИ-Комега-ЧЦР прямого
хода с пневматическими забрасывателями и топки с ленточными решетками
или чешуйчатым колосниковым полотном обратного хода и пневмомехани-
ческими забрасывателями (ПМЗ-ЛЦР; ПМЗ-ЧЦР).
Для факельно-слоевых топок с подачей топлива сверху и с принудительным движением
слоя в горизонтальном направлении характерно сочетание поперечной и встречной систем
питания топливом и воздухом; причем преобладание той или иной схемы зависит от характера
распределения топлива по решетке и от скорости передви-
жения колосникового полотна. Выпускаемые ранее топки
системы ВТИ — Комега-ЧЦР по схеме питания ближе к по-
перечной, поскольку топливо подается в основном на перед-
нюю часть решетки, а воздух поступает снизу, поперек гори-
зонтального потока топлива. Топки ПМЗ-ЛЦР и ПМЗ-ЧЦР
более отвечают встречной схеме вследствие подачи топлива
на всю активную часть решетки и относительно
скорости передвижения слоя в горизонтальном
НИИ.
5
4
У/7А
небольшой
направле-
1200
830
7172(7
5600
Рис. 5-4. Топка ПМЗ-ЛЦР (продольный разрез)
1 — предтопок; 2 — пневмомеханические забрасыватели; 3 — угольные ящики; 4 — передн ий вал*
5 — колосниковое полдтно; 6 — рама решетки; 7 — опорный рольганг; 8 — задний вал; 9 — заднее’
уплотнение

В факельно-слоевых топках наблюдается более глубокая газификация
топлива в слое, чем на обычной цепной решетке, так как коксовая зона непре-
рывно пополняется новыми забрасываемыми частицами топлива.
Факельно-слоевые топки с пневмомеханическим забрасывателем и лен-
точной цепной решеткой обратного хода ПМЗ-ЛЦР рекомендуются для сжи-
гания каменных углей марок Г, Д, ПЖ, ПС, СС и Т, сланцев, а также раз-
личных бурых углей в котлоагрегатах производительностью более 1,8 кг!сек.
Содержание мелких фракций (менее 6 мм) допускается до 60%. Угли должны
проходить обязательное дробление до куска размером 20—45 мм (оптимально
20—30 мм).
Продольный разрез топки ПМЗ-ЛЦР показан на рис. 5-4. Топливо из
бункера котлоагрегата поступает в пневмомеханические забрасыватели, ко-
торыми подается на решетку ii по мере сгорания движется с полотном решетки
к фронту котлоагрегата. При такой подаче происходит своеобразная сорти-
ровка топлива, при которой крупные фракции укладываются в конце колос-
никовой решетки, а часть мелочи сгорает во взвешенном состоянии или попа-
дает на передний участок цепной решетки. Обратное движение решетки обес-
печивает соответствие между временем пребывания частиц топлива на ре-
шетке и их размерами. Так крупные частицы топлива, достигающие в основ-
68
ном конечных участков цепной решетки, совершают более длинный путь,
чем мелкие частицы топлива, падающие ближе к фронту котлоагрегата. Воз-
дух под колосниковую решетку подводится сбоку.
Горение происходит в тонком слое, при этом процесс горения можно
легко автоматизировать, установив соответствующие регуляторы подачи
топлива и воздуха, а также регулятор величины разрежения в топке.
Ленточная цепная решетка обратного хода собрана из пластинчатых ре-
бристых колосников пяти типов, соединенных сквозными штырями диаметром
25 мм. По бокам колосники имеют зубцы, входящие друг в друга. Роль цепей
для привода колосникового полотна выполняют ведущие колосники. Живое
сечение решетки около 5%. На переднем валу
решетки расположены звездочки, которые на-
ходятся в зацеплении с ведущими колосни-
ками. На заднем валу
шкивы; в средней части
размещены чугунные
вала имеется направ-
790
500
4 — угольные
заднее уплот-
Рис. 5-5. Топка ПМЗ-ЧЦР (продольный разрез)
1 -- передний вал; 2 — предтопок; 3 — пневмомеханические забрасыватели;
ящики; 5 — рама решетки; 6 — колосниковое полотно; 7 — задний вал; .8 —
нение; 9 — опорный рольганг	/
ляющая звездочка, предотвращающая сход полотна в сторону. Передний вал
решетки приводится в движение электродвигателем через редуктор РТ-1200,
с помощью которого регулируется скорость движения колосникового по-
лотна от 2 до 14 м/ч. Движение полотна пульсирующее из-за установки хра-
пового механизма между редуктором и передним валом решетки. Скорость
движения колосникового полотна выбирается такой, чтобы толщина сбрасы-
ваемого шлака составляла от 50 до 120 мм. Большая толщина слоя рекомен-
дуется при сжигании бурых углей, а меньшая при работе на спекающихся
углях или углях с легкоплавкой золой. Заднее уплотнение решетки собрано
из наклонных плитчатых колосников, при этом верхние концы зацепляются
за специальные опорные кронштейны, а нижние скользят по колосниковому
полотну.
В заключение необходимо отметить, что в котлоагрегатах повышенной
паропронзводительноети (более 5,5 кг!сек) при сжигании каменных и бурых
углей рекомендуется применять топки ПМЗ-ЧЦР.
Продольный разрез топки с пневмомеханическими забрасывателями и че-
шуйчатой цепной решеткой обратного хода показан на рис. 5-5. Скорость
достижения колосникового полотна изменяется от 2 до 14 м!ч.
Типоразмеры топок ПМЗ-ЛЦР и ПМЗ-ЧЦР приведены в табл. 5-4.
69
л- л
Рис. 5-6. Общий вид плоской переталкивающей решетки (ППР)
1 — колосники; 2 — ролики; 3 — кулачки; 4 — опорные ролики; 5 — подколосниковая балка; 6 — рама; 7 ₽- подшипник;
8 — кулачковый вал
Необходимо отметить, что при работе топок ЧЦР наблюдаются перетечки
воздуха через неплотности боковых уплотнений, увеличивающие избыток
воздуха в топке; конструкция полотна громоздка и тяжела (1 м2 полотна
весит 918 кг). Ленточное полотно (1 м2 весит 878 кг) применимо для сжигания
почти всех углей, однако замена колосников трудоемка и требует продол-
жительного останова котлоагрегата.
В ЦКТИ создана конструкция плоской переталкивающей
решетки (рис. 5-6) для сжигания углей в котлоагрегатах производитель-
ностью более 0,7 кг!сек. Разбрасывание топлива по площади колосниковой
решетки осуществляется за-
брасывателем системы ПМЗ.
Колосниковое полотно наби-
рается из специальной формы
балочных колосников, уста-
новленных на подвижных
подколосниковых балках.
Площадь колосникового по-
лотна 9 м2, живое сечение
4,3%. Движение балок осу-
ществляется с помощью ку-
лачкового вала, вращающего-
ся со скоростью до 3,8 об!мин.
Закрепленные на валу спи-
ральные чугунные кулачки
воздействуют на ролики под-
Таблица 5-4. Типоразмеры топок ПМЗ-ЛЦР
Типоразмеры	Активная площадь, м2	Масса, кн
ПМЗ-ЛЦР 2-2700-3000	6,3	15,2
ПМЗ-ЛЦР 2-2700-4000	9,08	17,8
ПМЗ-ЛЦР 2-2700-5600	13,4	21,1
ПМЗ-ЛЦР 2-2700-5600	13,4	25
Примечания. 1. Первое число в типоразмере — ко-
личество забрасывателей, второе — ширина, третье—длина
решетки между осями переднего и заднего валов в мм.
2. Для привода решетки электродвигатель Т52-12-8-6-4; для
привода забрасывателя АО2-22-6-Ш2. 3. Топки всех типо-
размеров изготавливаются правого и левого исполнения,
т. е. с расположением привода решетки с правой или левой
стороны.
колосниковых балок, перемещая последние к фронту или в глубь топки.
Топливо при движении колосников медленно перемещается к фронту котло-
агрегата, последовательно проходя все стадии горения. Величина хода
колосников колеблется от 30 до 75 мм. При возвращении подколосниковых
балок в глубь топки колосники проскальзывают под слоем топлива.
В топке механизированы три операции: подача топлива, шуровка и уда-
ление шлаков. При сжигании спекающихся углей тепловая работа топки
нарушается и требуется постоянное ручное вмешательство; зашлаковывание
решетки наблюдается при использовании шлакующихся топлив. Таким об-
разом, топка ПМЗ-ППР применима для неспекающихся и не слишком шлако-
образующих топлив.
Промежуточным звеном между слоевыми и пылеугольными топками являются топоч-
ные устройства с кипящим слоем. В этих топках топливо сжигается во взве-
шенном состоянии в массе кипящего слоя, получаемого за счет позонного продувания воз-
духом. Для удаления шлака используется наклонная узкая колосниковая решетка, передви-
гающаяся с постоянной, относительно высокой скоростью. Максимальная высота кипящего
слоя у фронтовой стены топки составляет около 500 мм. Работа подобных топочных устройств
реализована в ряде установок во Франции (топки типа «Игнифлюид»), США. Англии для сжи-
гания высоковлажных низкосортных углей и отсевов с размерами фракцией до 20 мм. Котло-
агрегаты с топками «Игнифлюид» имеют более высокий к. п. д. при меньших капитальных за-
тратах, чем установки с механическими решетками.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
КАМЕРНЫЕ ТОПКИ ДЛЯ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА
6-1. Топочная камера и горелочные устройства
По способу организации факельного процесса камерные топки с сухим
шлакоудалением разделяются на три группы.
Топки с пылеугольными горелками, через которые с повышенными скоро-
стями поступает аэросмесь и вторичный воздух. Пылеугольные горелки не
зависят от схемы пылеприготовительного устройства.
Топки с молотковыми мельницами, в которых смесь пыли с первичным
воздухом с небольшой скоростью вводится в топку непосредственно через
амбразуры, связанные с упрощенным пылеприготовительным устройством.
Вторичный воздух подается в топку с повышенными скоростями через спе-
циальные отверстия в топочной камере.
Вихревые топки, в которых создается газовоздушный вихрь, принуждаю-
щий частицы мелкодробленого топлива (размером 2—10 мм) организованно
циркулировать по определенным траекториям внутри топочной камеры.
Система пылеприготовления выбирается с учетом технических характеристик топлива
(коэффициента размолоспособности, выхода летучих, зольности) и производительности котло-
агрегата. Камерные топки с шаровыми барабанными мельницами применяются в основном
для топлива с малым выходом летучих антрацитов марок АШ, AC, AM, АРШ, тощих углей,
твердых каменных углей (типа кизелевского), при сжигании углей с повышенным содержанием
колчедана (Spz>?6%), полуантрацитов, отходов углеобогащения с коэффициентом размоло-
епособности Кл. о^1,2. Шаровые барабанные мельницы являются наиболее универсальным
размалывающим устройством, весьма надежны в работе, однако отличаются повышенными ка-
питаловложениями и расходом электроэнергии на размол, транспорт пыли и холостой ход.
Весьма перспективным размалывающим устройством являются валковые среднеходные
мельницы, которые применяются для котлоагрегатов паропроизводительностью D 3,3 кг/сек
для размола каменных углей с коэффициентом размолоспособности /Сл. М и бурых углей
умеренной влажности (1Гр^:20%). В среднеходных мельницах расход электроэнергии на
размол в 1,5—2 раза меньше, чем в шаровых барабанных при равной производительности.
Эти мельницы применяют в индивидуальных системах пылеприготовления с непосредствен-
ным вводом пыли в топки котлоагрегатов (без промежуточных бункеров). Такая компоновка
мельницы с топкоц упрощает и удешевляет систему пылеприготовления.
Для топлив, нё.вызывающих особых трудностей при размоле (Кл. о = 1,2<-2,5), а также
для влажных топлив с большим выходом летучих (бурые угли, сланцы, фрезерный торф)
целесообразно применять молотковые мельницы. Использование молотковых мельниц суще-
ственно упрощает систему пылеприготовления, снижает затраты на оборудование и расходы
электроэнергии на собственные нужды. К недостаткам топок с молотковыми мельницами сле-
дует отнести малый срок службы бил и малую вентилирующую способность.
К достоинствам быстроходнобильных (аэробильных) мельниц относятся компактность
установки, небольшой вес и простота конструкции. Эксплуатационными недостатками этих
мельниц являются значительный износ бил, а также ухудшение качества выдаваемой пыли
по мере их износа.
Для сжигания высоковлажных бурых углей и фрезерного торфа применяют топки с мель-
ницей-вентилятором конструкции ЦКТИ. Достоинством таких топок является простота их
выполнения, экономичность и надежность в работе. Удельные расходы на размол у топок
с мелющим вентилятором и у молотковых мельниц примерно одинаковы.
В вихревых топках расходы энергии, связанные с дроблением и подачей топлива, состав-
ляют небольшую величину: на дробилки — 0,2% и на питатели — 0,1% паропроизводитель-
ности котлоагрегата.
Ввод в топочную камеру пылевоздушной смеси осуществляется горелками.
Конструкции горелок должны обеспечивать устойчивое зажигание пыле-
воздушного потока, достаточные скорости первичного и вторичного воздуха,
при которых не происходила бы сепарация пыли и воспламенение аэросмеси
внутри самой горелки, полное перемешивание первичного и вторичного воз-
духа в топке, постоянное соотношение топливо—воздух в горелках во всем
диапазоне регулирования горелок. Пылеугольные горелки в конструктив-
72
ном отношении подразделяются на два основных типа: круглые вихревые и
прямоточные горелки.
Современные знания в области горения еще недостаточны для проведения
строгих сопоставлений между горелками. Основное различие заключается
в возникновении и стабилизации зажигания пылинок. Скорость разогрева
угольной пыли определенной тонины помола вплоть до достижения темпера-
гуры воспламенения определяется следующими факторами: температурой
Рис. 6-1. Основные типы пылеугольных вихревых горелок
Рис. 6-1	Тип горелки	Конструк- ция	Характер подвода	
			пылевоздушной смеси	вторичного воздуха
а	Двухулиточная	ткз, ЗИО	Улиточный	
б	Прямотопочноу иточная	ОРГРЭС	Аксиальный в центральном стволе	Улиточный
в	Улиточно-лопаточная (с осевым аппаратом)	ЦКТИ	Улиточный	Лонлточны й
г	Улиточно-лопаточная (с тангенциальным аппа- ратом)	ВТИ	»	
/ мазутная форсунка; 2 — улитка первичного воздуха; 3 — ствол для аэросмссн; 7 улитка вто-
ричного воздуха; 5 — тяга; 6 — рассекатель; 7 — лопатки; 8 — труба-запальник; .9 подвод воздуха
к мазутной форсунке
излучающих поверхностей, стенки и факела; расходом первичного газа на
выходе из горелки, подлежащего нагреву; составом этого газа (воздух, ды-
мовые газы, водяной пар); скоростью на выходе пылегазовой смеси; исходной
температурой воздуха, газа и пыли; концентрацией пыли в транспортирую-
щем газе, аэродинамикой потоков.
При воспламенении пыли в устье горелки короткий участок топки будет
полностью использован для выгорания. Подача пыли горячим воздухом,
увеличение крутки воздушного потока повышает скорость выгорания топ-
лива, интенсифицирует топочные процессы; относительно высокий расход
транспортирующего потока тормозит процесс зажигания топлива.
В вихревых горелках (рис. 6-1) пылевоздушная смесь и вторичный воздух
(или только вторичный воздух) входят в топочную камеру в виде закручен-
73
ных струй. Наилучшее смешение пыли и воздуха получается на тех участках,
где поток обладает максимальной энергией. Распространяясь в топочной ка-
мере, факел образует гиперболоид с обратными токами раскаленной смеси
(с уменьшенной концентрацией кислорода). Количество газов, рециркули-
рующих к устью факела, дальнобойность и угол раскрытия факела зависят
от конструктивного оформления амбразур и режима работы горелок. Дально-
бойность факела с цилиндрическими амбразурами обычно составляет (2,5-4-
-4-3,0) Da» где Da — наружный диаметр амбразуры. При конических амбра-
зурах дальнобойность факела меньше, однако возникает шлакование и обго-
рание пылеугольных горелок.
Вихревые горелки применяются для сжигания АШ, ПА и Т в открытых
и полуоткрытых топках с сухим или жидким шлакоудалением.
В прямоточных горелках подача в топку аэропыли и вторичного воздуха
осуществляется через узкие вытянутые щели. В этих горелках вторичный
воздух экранирует первичный, и поэтому проникновение раскаленных то-
почных газов в струю пылевоздушной смеси большей толщины несколько
затруднено. Меньший расход транспортирующего агента при повышенной
концентрации пыли позволяет сравнительно быстро достичь температуры
зажигания.
Прямоточные горелки имеют относительно дальнобойный факел и при-
меняются в котлоагрегатах производительностью более 21 кг!сек при сжига-
нии в них сухих каменных углей с повышенным выходом летучих (кизелов-
ские, карагандинские, челябинские и т. п.)
Сброс в топку запыленных мельничных газов осуществляется сбросными
горелками в виде вертикальных щелей. Горелки могут иметь произвольное
сечение в зависимости от конструкции топочных экранов. Чаще всего сброс-
ные горелки устанавливаются в углах топки по тангенциальной схеме с диа-
метром центральной условной окружности касания осей горелок примерно
1—1,5 м. В полуоткрытых топках с пережимом сбросные горелки размещают
под пережимом над каждой из основных горелок. Выходные скорости в сброс-
ных горелках 35—45 м/сек. Расстояние по вертикали между нижней кромкой
сбросных и верхней кромкой основных горелок принимают примерно рав-
ным диаметру амбразуры основной горелки. Оси сбросных горелок обычно
наклонены вниз к горизонту под углом от 10 до 20°.
Растопка пылеугольных котлоагрегатов и подсвечивание топочного факела
осуществляется короткофакельными паровыми форсунками (тип НО-1047-66).
Производительность каждой горелки определяется количеством топлива
(кг), подаваемого через нее в топочную камеру за единицу времени (сек).
Мощность горелки рассчитывается по формуле Qr = Q£Bp, Мет, где Qh —
теплота сгорания топлива, Мдж/кг\ Вр — производительность горелки,
кг/сек.
Производительность горелок и их размещение на стенах топки должны
исключать возможность удара активного факела с незаконченным процессом
горения в экраны. Для надежной и экономичной работы топки рекомендуется
устанавливать не менее трех горелок — при двух горелках даже при кратко-
временном выключении одной из них возникают резкое снижение паропро-
изводительности котлоагрегата и значительные тепловые перекосы. Рекомен-
дуемое количество основных пылеугольных горелок приведено в табл. 6-1 [32 ].
В котлоагрегатах средней производительности преимущественно приме-
няется фронтовое или встречное одноярусное расположение горелок. Встреч-
ное расположение горелок позволяет при прочих равных условиях исполь-
зовать более мощные горелки, интенсифицирует топочный процесс, дает воз-
можность применять более глубокий диапазон регулирования, чем при одно-
фронтовом расположении.
Размещение горелок в углах топочной камеры приводит к многим кон-
структивным трудностям. Необходимые при этом повороты пылепроводов
от мельниц к горелкам ухудшают распределение угольной пыли в пылепро-
74
воде и повышают износ и аэродинамическое сопротивление пылеугольного
тракта. На рис. 6-2 приведены схемы расположения горелок на стенах топоч-
ной камеры. Для вихревых горелок при фронтовом или встречном располо-
жении приняты следующие расстояния:
От осей крайних горелок до примыкающих стен.............(1,9—2,0) Da
От оси нижнего ряда горелок до начала ската холодной воронки (1,9—2,0) Da
Между осями горелок по горизонтали:
при однорядном расположении....................... (2—2,5) Da
при двухрядном коридорном расположении............ (3—3,5) Da
Между осями горелок по вертикали:
при шахматном расположении ....................... (2—2,5) Da
при коридорном расположении....................... (2,5—3) Da
Для прямоточных горелок при
угловом расположении рекомендуется
расстояние от нижней кромки нижнего ряда горелок до начала ската холод-
ной воронки (2,2 ч-2,4) Ь, где b — ширина
горелки. Меньшие из приведенных значе-
ний — для высокореакционных топлив.
Для улучшения горения пыли антраци-
тового штыба на экранных трубах в топке и
Таблица 6-1. Количество основных горелок,
устанавливаемых на котлоагрегатах
при сжигании АШ, ПА и Т [32]
Рис. 6-2. Схемы расположения го-
релок на стенах топочной камеры
и направление вращения потоков:
а—однофронтовая однорядная; б—
встречная однорядная; в — одно-
фронтовая двухрядная коридорная;
г — встречная двухрядная коридор-
ная; д — встречная треугольником
с вершиной вниз
глубина топки; &т—ширина топки
Производи- тельность котлоагрега- та, кг/сек	Тепловая мощность топки Мет	Вихревые горелки		Прямо- точные горелки
		фронто- вые	встреч-. ные	угловые
20,8	58	2—3	2—4	4
33,4	95	3—4	4	4
61,2	170	4—6	6	8
89	290	—	6—8	16
117	370	—	8—12	16
Примечание. Тепловая мощность топки относится
к топливу АШ.
в холодной воронке устанавливают зажигательные пояса, осуществляют
транспортировку пыли к горелкам горячим воздухом, а также сброс мель-
ничного воздуха через сбросные горелки.
Высота зажигательного пояса на вертикальных стенах топки (от верхней
грани холодной воронки) зависит от сорта топлива и расположения горелок
и принимается 2,5—3,5 м, при этом зажигательные пояса располагают не
выше 1000—1100 мм от оси верхнего ряда горелок. Дальнейшее увеличение
расстояния^зажигательного пояса от оси горелок вызывает повышение тем-
пературы газов на выходе из топки и приводит к шлакованию фестона и паро-
перегревателя.
В топках с фронтально расположенными горелками зажигательные пояса
устанавливают на трех стенах топки, исключая заднюю. Задняя стена не
утепляется зажигательным поясом для того, чтобы уменьшить ее шлакование
при возможном ударе факела. Угловые трубы (2—4 шт.) не рекомендуется
закрывать зажигательными поясами.
На котлоагрегатах средней мощности, как правило, применяют две молот-
ковые мельницы: типоразмер мельницы выбирают с таким расчетом, чтобы
при остановке одной из них вторая смогла обеспечить не менее 70% нагрузки
котлоагрегата. Молотковые мельницы устанавливают с фронта котлоагрегата
веером с углом поворота к центру топки до 15°.
75
В топках с молотковыми мельницами глубина топки принимается в за-
висимости от мощности котлоагрегата:
Паропроизводительность котлоагрегата, кг!сек ... 5,6 8,3	13,9 20,8
Рекомендуемая глубина топки (не менее), м .... 4	4,5	5	5,5
6-2. Топни с молотковыми мельницами
Молотковые мельницы с аксиальным (тип ММА) или тангенциальным
(тип ММТ) подводом сушильного агента применяются для сжигания бурых
углей, сланцев, фрезерного торфа и каменных углей с выходом летучих на
горячую массу Vr^30% для котлоагрегатов производительностью свыше
5 кг!сек.
От конструктивного выполнения сепарационной шахты в значительной мере зависит про-
текание топочного процесса. Молотковые мельницы оборудуют гравитационными, инерцион-
Рис. 6-3. Сепараторы пыли: б — гравитационный; б — инерционный;
в — центробежный
I — возврат крупных частиц в мельницу; 2 — шибер; 3 — вертикальная шахта; 4 — кор-
пус; 5 пылевыдающий патрубок; 6 — регулирующие створки; 7 — короб подачи пыле-
воздушной смеси в сепаратор
ными или центробежными сепараторами, обеспечивающими необходимый фракционный состав
пыли, возврат отсепарированных частиц топлива, равномерную выдачу пыли в топочную ка-
меру (рис. 6-3).
Сепараторы гравитационного типа применяют для котлоагрегатов небольшой мощности
(с расходом топлива В 6 кг/сек) при размоле фрезерного торфа, сланцев и бурых углей.
Сепараторы инерционного типа используют для размола бурых углей и сланцев; центробеж-
ные — при размоле бурых и каменных углей. Центробежные сепараторы надежны в эксплуа-
тации, обеспечивают широкий диапазон регулирования тонкости размола.
Амбразуры топок выполняют в различных вариантах: открытые, с гори-
зонтальными рассекателями, эжекционные амбразуры конструкции ЦКТИ,
с соплами конструкции МЭИ—Мосэнерго для сжигания пыли в тонких струях;
пользуются также и турбулентными горелками ОРГРЭС—ЦКТИ.
Схемы горелочных устройств топок с молотковыми мельницами показаны
на рис. 6-4.
Открытые амбразуры (схема а) применяются редко, так как
у них имеются существенные недостатки: дальнобойность и пульсация факела
в топке, неблагоприятные условия воспламенения пыли вследствие охла-
ждения факела струями вторичного воздуха; неудовлетворительное переме-
76
шивание аэросмеси с вторичным воздухом; неравномерное и нестационарное
поле скоростей на выходе из амбразуры; местное шлакование задней стены
топки. Пульсация факела отрицательно влияет на циркуляцию воды в экран-
ных трубах, вызывает нарушение температурного режима по змеевикам
пароперегревателя, а также приводит к повышению температуры футеровки
топочной камеры.
Применение горизонтальных рассекателей в амбра-
зуре (схема б) увеличивает поверхность потока аэропыли, выходящего
в топку, создает на уровне амбразур очаг подсоса газов к корню факела, но
не устраняет пульсацию факела в топке; потери от механического недожога
относительно велики.
Рис. 6-4. Горелочные устройства топок
с молотковыми мельницами: i{a — открытая
амбразура; б — амбразура с горизонталь-
ным рассекателем; в — эжекционная го-
релка; г — с турбулентными горелками
ОРГРЭС—ЦКТИ; д — амбразура кон-
струкции МЭИ^—Мосэнерго
/—шахта; 2 — амбразура; 3 —верхние сопла;
4 — нижние сопла; 5 — сопла вторичного воз-
духа; 6 — рассекатель; 7 — горелка; 5 — ввод
вторичного воздуха
Наибольшее распространение получили эжекционные амбра-
зуры конструкции ЦКТИ (схема в). В эжекционных амбразурах вторич-
ный воздух подается через сопла, расположенные в верхней части шахты
по ширине амбразуры. При размещении таких амбразур предусматривается
установка дополнительных воздушных сопел в топочной камере на уровне
оси амбразур.
Для сжигания воркутинского каменного угля, а также бурых углей при-
меняют амбразуры с турбулентными горелками
ОРГРЭС—ЦКТИ (схема е), однако молотковые мельницы дают недо-
статочный напор для нормальной работы пылеугольных горелок, в связи
с чем скорости выхода аэросмеси в топочную камеру понижаются, а это ухуд-
шает аэродинамику топки и тепловой режим факела.
Для сжигания фрезерного торфа в ряде котлоагрегатов применены ам-
бразуры с соплами конструкцииМЭ И—М осэнерго
(схема д'). В этой конструкции амбразура разделена на вертикальные каналы
соответственно числу сопел вторичного воздуха. Сопла расположены на
некотором удалении от выходного сечения амбразуры; при работе струи
77
Таблица 6-2. Основные характеристики аксиальных молотковых мельниц
	Типоразмеры мельниц						
X арактеристики		о СО сх>	8 о.	g	/735	g	g
мельниц	о	о	о		§	о	i
							
	О	о	£8	£8		it	^8 <2
Диаметр ротора,							
мм		1000	1000	1000	1300	1500	1500	1660
Длина ротора, мм Частота враще-	350'	470	710	950	1190	1670	2030
ния, об/мин . .		980			735		
Окружная ско- рость бил, м/сек Максимальное ко-	51	51,2	51,2	50	57,7	57,7	64
личество бил, шт.	16	20	28	36	60	84	102
Сечение ротора, м2 Мощность элек-	0,35	0,47	0,71	1,23	1,79	2,5	3,37
тродвигателя, кет 		40	40	70	125	200	320	400
Номинальная про-							
изводите л ь ность, кг/сек 		0,75	0,97	1,44	2,25	4,0	5,66	6,67
Примечание. Производительность приведена для бурых углей при о~ 1,7; Т?90 =55%;
1ГР = 33%; Н' пл = 15%.
Таблица 6-3. Основные характеристики тангенциальных молотковых мельниц
	Типоразмеры к						[ельниц				
Характеристики	о 8	1	8 сэ	8	g	8	g	g	•о СО	о	о Ьэ
мельниц	о	о	о	о	8	о	2	8	о о	8	о
	Гу-	Н	1.0 Н °	со	о	2	LO		см	чэ	
	S8 ss	£8	£8 £2	й	£8 £2	Й8	ММ 1500		£8	11	0
Диаметр рото- ра, мм . . Длина ротора, мм ....	1000	1000	1000	1300	1300	1500	1500	1500	2000	2000	2600
	470	710	950	1310	2030	1910	2510	3230	2200	2600	3360
Частота враще- ния, об/мин Окружная ско- рость бил, м/сек . . .	51,4	980 51,4	51,4	50	50	58	730 58	58	77	61,8	590 80,3
Максимальное количество бил, шт. . .	16	24	32	44	68	96	126	162	102	102	168
Сечение рото- ра, м2 . . .	0,47	0,71	0,95	1,7	2,64	2,86	3,76	4,84	4,4	5,2	8,7
Мощность элек- тродвигателя, кет ....	40	70	100	160	200	320	400	500	680	600	800
Номинальная производи- тельность, кг/сек ....	0,915	1,39	1,83	3,0	4,64	6,5	8,5	11,1	15,3		28,1
Примечание. Производительность приведена для бурых углей при Q — 1,7; /?90 — 55%;
№Р « 33%; WI1J] 15%.
78
воздуха эжектируют пылевоздушную смесь и создают необходимый напор
для преодоления сопротивления горелки. Расстояние от сопел до выходного
сечения амбразуры выбирается так, чтобы струя вторичного воздуха, рас-
ширяясь с углом раскрытия 18—20°, заполняла всю ширину амбразуры на
расстоянии 300—400 мм. Вторичный воздух поступает через сопла со ско-
ростью 40—50 м/сек-, пылевоздушная смесь вместе с вторичным воздухом
вводится в топку со скоростью 16—20 м!сек. При применении этой конструк-
ции амбразуры снижается содержание горючих в уносе, уменьшается потеря
от химического недожога, не возникает шлакование стен топки, устраняется
пульсация факела.
Типоразмер шахтной мельницы выбирается на основе расчета пылепри-
готовительной установки, в результате которого определяется активное сече-
ние ротора (произведение диаметра ротора на его длину).
Основные характеристики мельниц Черновицкого, машиностроительного
завода приведены в табл. 6-2 и 6-3.
6-3. Топни с мельницами-вентиляторами
Рис. 6-5. Схема компоновки пылеси-
стемы с мельницей-вентилятором

Топки с мельницами-вентиляторами (тип МВ) применяются для сжигания высоковлаж-
ных бурых углей, фрезерного торфа, каменных углей с умеренной твердостью и высоким вы-
ходом летучих, лигнита, сланцев в котлоагрегатах средней производительности.
Компоновка пылеприготовительной установки с МВ показана на рис. 6-5. Дробленый
уголь из бункера 1 поступает в питатель 2, а затем в сушильную шахту 3. В процессе движения
топлива вниз в шахте происходит глубокая сушка топлива топочными газами с температурой
от 900 до 1000° С, отсасываемыми МВ из топочной
камеры. Газозаборные окна размещают в той части
топки, где заканчивается горение топлива и темпе-
ратура отбираемых газов достаточно постоянна.
Среднюю скорость газов в газопроводе 9 выбирают
около 15 м/сек. Сушильную шахту выполняют ци-
линдрической формы из огнеупорного кирпича тол-
щиной 250 мм. Для охлаждения топочных газов
перед МВ до необходимой температуры использу-
ется горячий воздух, при этом температура газо-
воздушной смеси перед МВ составляет от 250 до
330° С.
МВ является быстроходным углеразмольным
агрегатом и одновременно вентилирующим рото-
ром. Полный напор, создаваемый ротором мель-
ницы, используется для преодоления сопротивле-
ний во всасывающем и нагнетательном трактах
пылеприготовления, включая сепаратор 6, пыле-
проводы 7 и горелку 8. В верхней части сепаратора
установлены шиберы, регулирующие тонкость раз-
мола. Скорость выхода аэросмеси из сепаратора
изменяется от 4 до 11 м/сек. Уловленные в сепара-
торе крупные фракции топлива возвращаются в МВ
для дополнительного размола.
Общий вид МВ Черновицкого маши-
ностроительного завода показан на рис.6-6.
Размольная часть МВ состоит из ротора,
улиточного корпуса и подводящего па-
1 — электродвигатель; 2 — мельница-вен-
тилятор; 3 — сепаратор; 4 — присадка хо-
лодного воздуха; 5 — сушильная шахта;
6 — питатель; 7 — бункер; 8 — пылепро-
вод; 9 — присадка горячего воздуха; 10 —
горелка; 11 — газопровод
трубка с внутренней изоляцией из пер литобетона. Ротор снабжен сталь-
ными плоскими мелющими лопатками с броневыми накладками из сплава
Т-620. Ступица ротора насаживается на свободный конец вала и закрепляется
гайкой. Консольный вал опирается на два роликовых подшипника. При-
вод МВ осуществляется электродвигателем через муфту фрикционного типа
с дробевым наполнением. Боковые стенки корпуса защищены внутри броне-
выми плитами и листами. В нижней части корпуса предусмотрена ловушка
для металлических и других включений. В приемный патрубок МВ подводится
холодный воздух от дутьевого вентилятора. Основные характеристики МВ
Черновицкого машиностроительного завода приведены в табл. 6-4.
79
Таблица 6-4. Основные характеристики мельниц-вентиляторов
Основные характеристики
Типоразмеры мельниц-вентиляторов
Диаметр ротора, мм.......................
Рабочая ширина лопаток, мм ..............
Частота вращения, об/мин.................
Окружная скорость ротора, м/сек..........
Высота лопаток, мм.......................
Количество лопаток, шт...................
Мощность электродвигателя, кет...........
Производительность по сушильному агенту
за мельницей, м9/сек..................
Напор для преодоления сопротивления внеш-
ней сети (на незапыленном потоке при t =
== 135° С), дан/м2.......................
Производительность, кг/сек..............	,
900
250
69,5
180
8
40
3,47
200
1
МВ 1050/270/1470	МВ 1050/400/1470	МВ 1600/400/980 		МВ 1600/600/980	МВ 2100/800/735
1050	1050	1600	1600	2100
270	400	400	600	800
1470		94	30	735
81 	81	82,5	82,5	81
180	180	250	250	250
8	8	10	10	12
75	125	200	250	—
5	6,95	11,4	16,65	27,8
280	226	295	236	226
1,44	2	3,28	4,77	8
2700
850
590
83,5
300
12
800
42,5
256
12,2
80
Пылесистемы с МВ выполняют с питателями сырого топлива скребкового типа или в со-
четании с ленточным транспортером (для углей с плохой сыпучестью). Пылепроводы к прямо-
точным горелкам проектируют с углами наклона не менее 45—50°. Между сушильной шахтой
и МВ, а также между сепаратором и пылепроводом устанавливают компенсаторы.
При проектировании топок с МВ для сжигания бурых углей с влажностью
U7P = 354-41 % ориентировочно могут быть приняты следующие параметры:
при тонкости размола /?9(> = 554-60% и коэффициенте избытка воздуха
в топке ат = 1,25 энерговыделение топочного объема выбирается от 150
до 160 квпг/м*- сумма потерь q3 + q4 = 1,54-2%. При более тонком размоле
топлива экономичность топочного процесса улучшается.
Системы пылеприготовления с МВ компактны и просты по конструктив-
ному оформлению, имеют низкие капитальные затраты, несложны для обслу-
живания. При размоле углей с коэффициентом размолоспособности /<л.о =
= 1,0 удельный расход электроэнергии на размол 1 т топлива и
пневмотранспорт составляет около
13 квт-ч.
Срок службы мелющих элемен-
тов ротора зависит от абразивно-
сти и степени сопротивляемости
топлива размолу, величины тре-
буемой тонкости размола. Удель-
ный расход металла лопаток и
брони корпуса на размол одной тон-
ны угля составляет около 50—70 г.
6-4. Пневматические топни
ЦКТИ системы А. 4. Шершнева
Пневматические топки ЦКТИ
системы Шершнева применяются
для сжигания натурального фре-
зерного торфа с влажностью
до 55% и древесных опилок в кот-
лоагрегатах производительностью
от 0,695 до 5,56 кг!сек.
Принцип работы пневматиче-
ских топок заключается в огневой
подсушке и сжигании высокореак-
ционного топлива во взвешенном
состоянии в вихревых потоках
с горизонтальной осью вращения.
Вихревое движение потока созда-
ется воздушными струями, выхо-
дящими из эжекторных сопел, и
специальной обтекаемой конфигу-
рацией топочной камеры (рис. 6-7).
Для дожигания наиболее круп-
ных отсепарированных частиц то-
плива, а также для растопки и
подсвечивания факела при сжига-
нии влажных топлив в нижней
части топки установлена дожига-
тельная колосниковая решетка
с опрокидными колосниками, под
которую подается первичный воз-
дух; он составляет около 20% воз-
духа, необходимого для горения.
81
Фронтовая стена предтопка (форкамера) выполняется с отбойным порогом,
плавно переходящим в передний скат воронки. Топливо подается скребковыми
питателями барабанного типа через щель по всей ширине передней части по-
толочного перекрытия форкамеры. В нижней части воронки по всей ширине
топки расположены сопла эжекторного устройства.
При сжигании фрезерного торфа давление воздуха перед соплами поддер-
живают 78—98 дан/м2, а для древесных опилок 108—147 дан/м2. Обычно в ду-
тьевые сопла вводится до
80—85% воздуха, необхо-
димого для горения, а ос-
тальные 15—20% — вво-
дятся под дожигательную
решетку. Скорость холод-
ного воздуха на выходе из
сопел составляет 40—
50 м/сек, а скорость горя-
чего воздуха 60—80 м/сек.
Стены форкамеры кот-
лоагрегатов ДКВр неэкра-
нированы, за исключением
котлоагрегата ДКВр 10-13,
у которого задняя стена
топки полностью экрани-
руется, при этом нижние
концы труб вплотную под-
ходят к эжектору.
Ширина камеры горе-
ния в свету обычно равня-
ется ширине котлоагрегата
в свету, но может и отли-
чаться на небольшую вели-
чину в ту или другую сто-
рону.
Коэффициент избытка
воздуха в однокамерной
топке выбирают ат =
= 1,25 4-1,3, а потери тепла
= <7з + Я* 5,5%.
При сжигании фрезер-
ного торфа с повышенной
влажностью устанавливают подсушивающую шахту между бункером и пита-
телем. В котельных без золового этажа удаление очаговых остатков обычно
производится скреперными установками с каналом, заполненным водой;
в установках с золовым подвалом — пневмозолоудалением.
Основным недостатком вихревых топок является наличие развитого топоч-
ного объема, что приводит к увеличению габаритов котельной установки.
В котлоагрегатах средней производительности следует отдать предпочтение
топкам с молотковыми мельницами, которые работают более устойчиво при
колебаниях влажности фрезерного торфа, обеспечивают большую полноту
сгорания топлива с минимальным коэффициентом избытка воздуха.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ТОПКИ ДЛЯ ЖИДКОГО И ГАЗООБРАЗНОГО
ТОПЛИВА
7-7. Мазутные форсун ни
По способу распиливания мазутные форсунки делятся на три основные
группы: механические, форсунки с распиливающей средой высокого давле-
ния (пар, воздух) и форсунки с воздушным низконапорным распиливанием
топлива. Применяются также комбинированные форсунки для сжигания двух
видов топлива (жидкого с газовым или пылевидным). Число и тип форсунок
выбираются в зависимости от мощности котлоагрегата. Для котлоагрегатов
производительностью свыше 0,7 кг!сек количество форсунок должно быть не
менее двух; для котлоагрегатов меньшей производительности допускается
установка одной форсунки.
Форсунки должны обеспечивать высокое качество распыливания и над-
лежащее смешение жидкого топлива с воздухом. Выполнение этих условий
позволяет вести процесс горения с минимальными топочными потерями тепла
при принятых в настоящее время малых избытках воздуха в топке. Форсунки
должны допускать регулирование расхода топлива в диапазоне 40—110%
с сохранением экономических показателей работы топки и быть надежными
в эксплуатации.	<
Форма топочного объема определяет допускаемую длину факела и угол распыливания.
Длина факела зависит от конструкции форсунки (качества распыливания мазута и смешания
мазутного тумана с воздухом), избытка воздуха и условий тяги в топочной камере. При фрон-
тальном размещении форсунок расстояния между ними по горизонтали и вертикали, а также
от боковых стенок котлоагрегата должны быть достаточно велики, чтобы предотвратить комби-
нированное влияние форсунок на факел. При встречном расположении форсунок направлен-
ные навстречу конические факелы не должны сталкиваться, так как это приводит к существен-
ным нарушениям режима горения, усиливает сажеобразование и накопление битуминозных
отложений кокса на поверхностях нагрева. Основным преимуществом тангенциальной компо-
новки форсунок является равномерное заполнение топочного объема факелом выгорающего
топлива, а также более интенсивное перемешивание топлива с воздухом во всем’топочном объеме
за счет поддержания более высоких скоростей воздуха.
Механические форсунки применяются в основном для кот-
лоагрегатов повышенной мощности, где требуется больша^я единичная про-
изводительность. В этом случае особенно важны преимущества механических
форсунок — экономичность вследствие отсутствия постороннего распыли-
теля (пара или воздуха), бесшумная работа форсунок, компактность и отсут-
ствие трубопровода для распылителя, небольшое давление воздуха перед
форсункой.
Существует большое количество различных типов форсунок механического
распыливания (ЦККБ, «Бабкок—Вилькокс», СКБК фирмы «Тодд»). Наиболь-
шее распространение получили механические форсунки завода «Ильмарине»
(рис. 7-1). Производительность форсунки может изменяться от 0,02 до
0,6 кг!сек в зависимости от размеров распределительных и завихряющих
дисков и сопла.
Применяемые для котлоагрегатов средней производительности типораз-
меры мазутных форсунок механического распыливания завода «Ильмарине»
приведены в табл. 7-1.
Механические форсунки обеспечивают экономичное и надежное сжигание
мазутов марок М-40—М-100. При повышенной вязкости мазута затрудняется
фильтрация топлива, что приводит к забиванию форсунки.
Верхний предел давления топлива перед форсункой выбирается с учетом
затраты электроэнергии на привод насосов и износа распыливающих элемен-
тов форсунки. В котлоагрегатах с небольшим диапазоном регулирования
83
паропроизводительности давление топлива перед форсункой обычно состав-
ляет 2,1 Мн/м2, с повышенным диапазоном регулирования 3,5 Мн!м2. Ра-
бота топок с механическими форсунками регулируется изменением числа
работающих форсунок.
Механические форсунки чувствительны к уменьшению давления мазута.
При снижении давления ухудшается процесс распыливания, что приводит
Рис. 7-1. Малая мазутная форсунка механического распыливания завода «Ильмарине»
1 — зажимной винт; 2 — скоба; 3 — колодка; 4— топливный штуцер; 5— фланец; 6— сопло;
7~ гайка; 8— завихритель-распылитель; 9— распределительный диск. Размеры в скобках —
I для средних механических форсунок
к значительному повышению потерь с химическим недожогом, дымлению,
коксованию форсунки и амбразуры. Нижний предел давления, лимитируе-
мый качеством распыливания для мазутов вязкостью 6—9° ВУ, может быть
допущен не менее 0,9 Мн/м2 и около 1,6 Мн/м2 для мазутов вязкостью более
9° ВУ.
Мазут подается к форсункам шестеренчатыми, винтовыми или центробежными насосами.
Наибольшее распространение получили шестеренчатые и винтовые насосы, которые могут
создавать высокое давление нагнетания.
Таблица 7-1. Типоразмеры мазутных форсунок механического распыливания
Наименование форсунки	—	 Тип форсунки	Производительность форсунки в кг/сек, при давлении мазута, Мн/м2		Диаметр сопла мм	Диаметр камеры завихре- вания мм	Количе- ство танген- циальных каналов	Размер танген- циаль- ных каналов, AfAf
		2	3,5				
Форсунки	OH-521-Ol	0,0222	0,0305	1,5	12	2	1,5X2
механические	ОН-521-02	0,0333	0,0444	2,0	12	2	1,5X2
малые	ОН-521-ОЗ	0,0444	0,0611	2,5	12	2	1,5X2
(рис. 7-1)	ОН-541-04	0,0583	0,075	3,0	12	2	1,5X2
	ОН-521-05	0,0694	0,0916	3,5	12	2	1,5X2
	ОН-521-06	0,05	0,0639	1,5	9,5	3	2X3
	ОН-521-07	0,0771	0,1	2,0	9,5	3	2X3
	ОН-521-08	0,111	0,144	2,5	9,5	3	2X3
	ОН-521-09	0,144	0,191	3,0	9,5	3	2X3
	ОН-521-Ю	0,183	0,239	3,5	9,5	3	2X3
Форсунки	OH-547-Ol	0,111	0,138	2,5	9	3	2X3
механические	ОН-547-02	0,166	0,222	3,5	11	3	2X3
средние	ОН-547-ОЗ	0,222	0,277	4,5	12	3	2X3
	ОН-547-04	0,333	0,416	5	13	3	3X3
	ОН-547-05	0,444	0,555	6	13	3	3X2,5
	ОН-547-06	0,555	0,722	7	13	3	3X4,5
84
Необходимый для горения воздух поступает в форсунку от дутьевого
вентилятора с напором 59—69 дан!м\ Форсунки устанавливают в улиточных
регистрах. Регулирование количества воздуха производится при помощи
регистров или шиберов.
К недостаткам механических форсунок следует отнести: небольшой диа-
пазон регулирования; повышенные требования к качеству топлива; сложное
устройство распыливающих элементов; необходимость установки дополни-
тельного оборудования (фильтры грубой и тонкой очистки, подогре-
ватели).
Ориентировочная длина факела для мазутных форсунок механического
распыливания составляет 1—5 м (меньшие значения соответствуют меньшей
производительности).
Мазутные форсунки парового распыЛиван и я
применяются для растопки пылеугольных котлоагрегатов средней произ-
водительности, а также в качестве основного горелочного устройства для
сжигания мазута в котлоагрегатах небольшой мощности. Паровые форсунки
надежны в работе; имеют большой диапазон регулирования, обеспечивают
тонкое распиливание, при работе на мазуте с повышенной вязкостью менее
забиваются, чем механические.
На практике применяется большое количество конструкций паромеха-
нических форсунок. По форме щели, а следовательно, по форме факела эти
форсунки делятся на два типа: круглопламенные и плоско-
пламенные. К круглопламенным форсункам относятся форсунки за-
вода «Ильмарине», системы Шухова, форсунки Главэнергопрома. Форсунки
с плоским пламенем системы Васильева, Бест — ЦНИИМФ и другие при-
меняются в основном на судах речного и морского фЛота.
Конструкции паровых форсунок завода «Ильмарине» показаны на
рис. 7-2, а типоразмеры их приведены в табл. 7-2. Для распыливания топлива
применяется сухой насыщенный или слегка перегретый пар с температурой не
выше 225° Сие давлением от 0,6 до 2,6 Мн!м2. Форсунки работают с неболь-
шим избыточным напором мазута (0,05—0,06 Мн/м2). Необходимый для го-
рения воздух подводится к корню факела через воздушные регистры прину-
дительно от вентилятора или за счет эжектирующего действия паровой
струи, однако в последнем случае процесс горения мазута протекает
со значительными потерями тепла от химического и механического недо-
жога.
Регулирование расхода топлива производится изменением давления пара.
Паровые форсунки менее экономичны, чем механические. Удельный расход
Таблица 7~2. Типоразмеры мазутных форсунок парового распыливания завода «Ильмарине»
Размер форсунок	Тип форсунки		Производительность форсунки в кг]сек при давле- нии пара в Мн[м2						
	длинно- факельные	коротко- факельные	0,49	0,785	1,08	1,37	1,67	2,06	2,55
Малая	OH-549-Ol	ОН-549-08	0,0166	0,0277	0,0347					—	—.
»	ОН-549-02	ОН-549-09	-—	—	—	0,0486	0,556	0,0694	0,832
»	ОН-549-03	ОН-549-10	0,0319	0,0486	0,0667	—	—	—	—
»	ОН-549-04	ОН-549-11	—	—	—	0,0834	0,101	0,122	0,15
»	ОН-549-05	ОН-549-12	0,0486	0,0765	0,103	0,13	0,156	—	—
»	ОН-549-06	ОН-549-13	0,0667	0,108	0,149	—	—	—	—
»	ОН-549-07	ОН-549-14	0,0903	0,138	.—	.—	—.	—	—
Средняя	ОН-563-01	ОН-563-06	—	0,0765	0,103	0,13	0,156	0,187	0,236
»	ОН-563-02	ОН-563-07	—	0,108	0,148	0,187	0,228	0,277	0,341
»	ОН-563-03	ОН-563-08	...	0,138	0,195	0,25	0,292	0,375	0,458
»	ОН-563-04	ОН-563-09			0,187	0,257	0,326	0,396	—	—
»	ОН-563-05	ОН-563-Ю	—	0,236	0,326	0,416	0,5	—	—
85
пара в паровых форсунках составляет 0,3—0,35 кг/кг мазута. Дополнитель-
ное количество пара, поступающее в топку, уменьшает температуру газов
в топке, увеличивает объем уходящих газов на 0,3—0,4%. Одним из недо-
статков паровых форсунок является большая длина топочного факела (для
малых 2,5—4 м, для больших 6—7 м).
Рис. 7-2. Мазутная форсунка парового распыливания завода «Ильмарине»: а — малая фор-
сунка; б — средняя форсунка
I — зажимной винт; 2 — паровой штуцер; 3 — колодка; 4 — топливный штуцер; 5 — топливная труба;
6 — паровая труба; 7 ~ сопло; 8 — диффузор; 9 — насадка
Реакции горения капелек мазута в топке происходят в газовой фазе, при этом идеальное
перемешивание воздуха с мазутом достигается при подаче топлива в газообразном виде. Ряд
зарубежных фирм и отечественных институтов ведет в настоящее время большие работы в об-
ласти конструирования газификационных форсунок. На рис. 7—3 показана форсунка фирмы
«Бабкок—Переди». Из специальной форсунки 1 предварительно подогретое в подогревателе 2
топливо поступает в керамическую каме-
ру 3, где частично газифицируется и сго-
рает. Выделившееся при этом тепло гази-
фицирует остаток капелек мазута.
Форсунки позволяют создать гомоген-
ную среду во всей топочной камере, дают
возможность получить короткий факел,
требуют небольшого расхода распылива-
ющего воздуха,‘позволяют получить высо-
кие энерговыделения топочного объема.
По данным фирмы диапазон регулиро-
вания производительности форсунок при
давлении мазута и распыливающего воз-
духа в 0,06 Мн/м21 составляет 1 : 4.
Рис. 7-3. Форсунка фирмы «Бабкок—Переди»
86
Рис. 7-4. Газо-мазутная горелка Барнаульского котельного завода для котлоагрегата БКЗ-75-39ГМ
— корпус горелки; 2 — форсунка; 3— патрубок для подвода воздуха; 4—. труба для форсунки; 5— лопатки; 6— газовый коллектор
7-2. Комбинированные газо-мазутные горел ни
Комбинированные турбулентные горелочные устройства для раздельного
сжигания газа и мазута получили широкое распространение в котлоагрега-
тах средней мощности. По принципу работы эти горелки выполняются как
с периферийной, так и с центральной подачей газа. При сжигании природ-
ного газа наибольшее распространение получили горелки с периферийной
подачей. В этих горелках газ направляется от периферии к центру, смеши-
ваясь в амбразуре с закрученным воздушным потоком.
На рис. 7-4 показана газо-мазутная горелка Барнаульского котельного
завода производительностью 0,267 м?1сек с периферийной подачей газа.
Цилиндрический воздушный регистр горелки имеет лопатки с углом уста-

Подвад турбилизируюш,его воздуха
(первичныа воздух) j________116
Л
Подвод
топливо
Подвод
пара
.$225±И5Г_, .
7..j Подвод
1169	1 газа
1081 д;
280	~
$299*3
I Подвод воздуха но горение
(вторичный воздух)
Рис. 7-5. Газо-мазутная горелка ГМГ-2
1 — мазутная паромеханическая форсунка; 2 — труба; 3~ регистр вторичного воздуха;
4 — регистр первичного воздуха
новки 45°. Подача газа в горелку производится через два ряда отверстий
диаметром 7,5 мм (56 шт.) и диаметром 5 мм (56 шт.). Газ поступает в завих-
ренный поток воздуха в виде тонких струй, и смешение осуществляется
у устья амбразуры.
Расчетная скорость воздуха на выходе из горелки составляет 20,5 м!сек.
Сопротивление горелки по воздуху 88—98 дан1м2. Сопротивление горелки
по газу может колебаться от 980 до 1470 дан!мг в зависимости от теплоты
сгорания.
Для комбинированных горелок с периферийной подачей газа и внутрен-
ним смешением применяют конические амбразуры с углом раскрытия от
30 до 60°. Такие амбразуры позволяют получить более полное смешение газа
с воздухом, способствуют лучшему подогреву газо-воздушной смеси до вы-
хода ее в топку, имеют сравнительно невысокие температуры стенок амбра-
зуры, а в работе создают небольшой шум.
В горелках с периферийной подачей газа недостаточное перемешивание
природного газа с воздухом приводит к разложению метана и тяжелых угле-
водородов с выделением, при определенных условиях, атомарного углерода
в виде сажи, что увеличивает тепловые потери в топке.
Разработанные ЦКТИ газо-мазутные горелки типа ГМГ (рис. 7-5) пред-
назначены для совместного и раздельного сжигания газа и жидкого топлива
в котлоагрегатах малой мощности.
Распиливание жидкого топлива в горелках ГМГ осуществляется паро-
механическими форсунками, которые имеют центробежный распылитель ма-
зута и дополнительный паровой завихритель, поддерживающий достаточное
88
качество распыливания при небольших нагрузках. Регулирование произ-
водительности форсунки осуществляется путем изменения давления топлива
перед форсункой. Форсунка интенсивно охлаждается воздушным потоком,
поэтому коксование распылителей на всех режимах при нормальной работе
горелки исключается.
Газораспределительное устройство представляет собой кольцевую камеру
с цилиндрическими отверстиями, через которые газ подается в амбразуру
горелки, где происходит смешение с воздухом, поступающим из завихри-
телей.
Основные характеристики газо-мазутных горелок типа ГМГ приведены
в табл. 7-3. Удельный расход распыливающего пара для этих горелок со-
ставляет не более 0,02 кг!кг.
Таблица 7-3. Характеристики газо-мазутных горелок ГМГ-2, ГМГ-4 и ГМГ-5
завода «Ильмарине»
Характеристики горелок	ГМГ-2	ГМГ-4	ГМ.Г-5 при режиме	
			нормаль- ном	повышен- ном
Энерговыделение 	 Диапазон регулирования, % .... Давление турбулизирующего возду-	2326	| 20—	4652 -100	5815 15-	8141 -100
ха, дан!м2 	 Расход турбулизирующего воздуха, кг/сек		же- одов |	-150 0,195 v	120 0,28	
Давление воздуха на горение, дан!м2 Расход воздуха на горение, кг!сек Давление распыливающего пара,	120- 0,98	-150 1,95	60 1,95	1	120 1	0,28
Мн!м2 	 Давление мазута, Мн/м2	 Давление газа при номинальной на- грузке, дан/м2 	 Длина факела при номинальной на- грузке, м	 Угол раскрытия факела, град . . . Избыток воздуха в диапазоне 50—	0,19 2 24 1,5-2 80-	0,29 1 t5 2—2,5 -85	0,19- 21 103 1,5- 7	-0,29 29 206 -2 0
100% нагрузки 	 Химический недожог в диапазоне 30— 100% нагрузки, %	 Длина горелки, мм	 Вязкость мазута по ГОСТ 6258—52, &ВУ 		1,1 —1,15 920 3—4	1,1 —1,5 Не вь 1165 10—12	1,1 пне 0,5 /	1220 3—4	
Примечание! Топливо—мазут марок М-40—М-100 и газ с = 15 4-33 Мдж/м*. При сжи-
гании газа с теплотой сгорания ниже 27 Мдж/м3 выходные отверстия для пропускания газа увеличи-
ваются.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
8-1. Основные расчетные уравнения
Расчет конвективных поверхностей нагрева в любом газоходе котлоагре-
гатов производится путем совместного решения уравнений теплопередачи
QT = —	”, кдж/кг (кдж/м3),	(8-1)
Пр
89
и теплового баланса
Q6 = Ф (/ — Г Аа/пр), кдж/кг (кдж/м3),	(8-2)
где k — коэффициент теплопередачи для данной поверхности нагрева,
вт/(м2 • град); Н — расчетная поверхность нагрева, ж2; А/— средний тем-
пературный напор, °C;	— расчетный расход топлива, кг/сек; ф — коэффи-
циент сохранения тепла; Г и Г — энтальпии дымовых газов на входе и на
выходе из рассматриваемой поверхности нагрева, кдж/кг; Аа — присос воз-
духа на участке газохода; /вр — энтальпия теоретически необходимого коли-
чества воздуха при температуре присасываемого воздуха, кдж/кг; для возду-
хоподогревателей определяется по средней температуре воздуха /пр> =
= 0,5 (/в. п + ^в. п)> для остальных газоходов — по температуре холодного
воздуха /х. в.
Количество тепла, воспринятое паром на участке пароперегревателя,
определяется по формуле
<2б = One — i + А*по) — Фле> кдж/кг,	(8-3)
где Dne — секундный расход перегретого пара, кг/сек; при отсутствии от-
бора насыщенного пара равен нагрузке котлоагрегата; zne, i — энтальпии
пара на выходе и на входе в пароперегреватель, кдж/кг; А/п0 — тепловос-
приятие пароохладителя, кдж/кг; Q™ — тепло, полученное излучением из
топки, кдж/кг.
Тепловосприятие обогреваемой среды для одной ступени водяного эко-
номайзера	!
Сб = О’э — /э), кдж/кг,	(8-4)
пр
воздухоподогревателя
Q6 = (₽вп + ₽рц + (С - /°вп), Кдж/кг,	(8-5)
где D3 — фактический расход воды через экономайзер, кг/сек; ь, /э — эн-
тальпии воды на входе и на выходе из ступени экономайзера, кдж/кг; рвп =
= ат — Аат — АапЛ — отношение расхода воздуха на выходе из воздухо-
подогревателя к ^теоретически необходимому; при сжигании газа и мазута
₽вп = «т — Аост; Лавп — утечка воздуха из ступени воздухоподогревателя,
принимаемая равной присосу по газовой стороне; /Вп, /вп — энтальпии
теоретически необходимого количества воздуха на входе и на выходе из сту-
пени воздухоподогревателя, кдж/кг; ррц — доля рециркулирующего воз-
духа; ррц = (рвп + Аавп) (^вп — /ХВ)ЖВ — 4п); /вп — температура воз-
духа после смешения холодного воздуха с рециркулирующим, °C; в,
/х. в — температуры горячего воздуха, идущего на рециркуляцию, и холод-
ного воздуха, С°.
Рециркуляция воздуха применяется главным образом в котлоагрегатах
средней производительности.
8-2. Коэффициент теплопередачи
В конвективных поверхностях нагрева теплообмен осуществляется кон-
векцией, теплопроводностью и излучением газов.
Коэффициент теплопередачи для многослойной стенки в общем случае
+ 4 +	+ 4" + 44 •М^-гр.й).
где и а 2 — коэффициенты теплоотдачи от греющей среды к стенке и от
стенки к обогреваемой среде, вт/(м2-град); б3, бм, бн — толщина слоя золы
90
и сажи, металлической стенки и накипи, м; Х3, Хм, Хн— коэффициенты
теплопроводности слоя наружных загрязнений, металла и слоя накипи,
вт/(м - град).
Образование отложений на внутренних поверхностях нагрева котло-
агрегатов зависит от скорости циркуляции воды и пропорционально концен-
трации веществ, образующих накипь в котловой воде. Правильным выбором
конструкции циркуляционного контура второй ступени испарения (в том
числе и выносных циклонов) возможно ослабить образование отложений на
внутренних поверхностях нагрева. Сопротивление слоя накипи на внут-
ренней поверхности труб, а также сопротивление металла стенки труб
в тепловых расчетах не учитываются. Тепловое сопротивление наружного
слоя загрязнений поверхностей нагрева оценивается коэффициентом
загрязнения е = 63/Х3. Коэффициент загрязнения зависит от рода сжигае-
мого топлива и температурной зоны размещения поверхности нагрева, от
скорости газов, диаметра и расположения труб и т. п. Гладкотрубные пучки
с продольным омыванием рассчитываются с учетом коэффициента загрязне-
ния е, так как отложения на этих поверхностях обычно располагаются по
всей окружности труб. В гладкотрубных поперечно обтекаемых пучках отло-
жения на трубах сосредоточены в основном на лобовой и тыльных частях труб
и средний коэффициент загрязнения не является постоянной величиной.
Если зависимость е от определяющих факторов недостаточно известна,
коэффициент е в явном виде не учитывается. В этом случае для определения
коэффициентов теплопередачи используются коэффициенты тепловой эффек-
тивности ф, полученные из данных промышленных испытаний котлоагрега-
тов. При сжигании газа и сернистых мазутов все поверхности нагрева рассчи-
тываются по коэффициентам тепловой эффективности ф. Для трубчатых
и пластинчатых воздухоподогревателей влияние на теплообмен загрязне-
ния труб, неполноты омывания газом и воздухом, перетекание воздуха
в трубных решетках, неравномерности скоростных полей воздуха по вы-
соте ходов также учитываются коэффициентом тепловой эффективности.
Для парообразующих и экономайзерных поверхностей нагрева коэффи-
циент теплоотдачи от стенки к пароводяной смеси или к воде составляет
а2 = 3500 н11 600 вт/(м2 • град), и величиной 1/а2 пренебрегают.
Расчетные значения коэффициентов теплопередачи находятся по форму-
лам [29]:
при сжигании твердых топливи шахма/гном расположе-
нии труб для парообразующих поверхностей нагрева и гла^котрубных водя-
ных экономайзеров
|ак ал
1 + е (ё«к + ал) ’
втЦм2 -град);
(8-6)
для пароперегревателей
А ™ т—7—с = г~г7——т---------г, вт/(м2 -град); (8-7)
1-He-M/cl,)**!	1 + (е + 1/а2) (gaK+«л) ’ v н 1 v
при сжигании газа и мазута для фестонов и развитых котельных пучков
(шахматное или коридорное расположение труб), а также в коридорных
пучках при сжигании твердых топлив, для парообразующих поверхностей
нагрева, пучков котлоагрегатов малой мощности и водяных экономайзеров
k фах — ф (£оск + ал), втЦм2 -град);	(8-8)
для пароперегревателей
& = ф —~ = ф <^к+_ал) а2. вт/^.граду	(8-9)
т Oi-l-aj, т (|aK 4-ал) 4-a2 ’	г f’	v >
для трубчатых и пластинчатых воздухоподогревателей
k = § - -a^2	== g	, вт/(м2-град);	(8-10)
“ ai4-«2 ь (£ак+ал)4-а2 ’ a F л	'	>
91
для плавниковых экономайзеров
/г^. ^а1пР, вт/(м2'град).
Здесь ак, осл — коэффициенты теплоотдачи от греющей среды к стенке
конвекцией и лучеиспусканием, вт/(м2-град); апр — приведенный коэффи-
циент теплоотдачи чистых плавниковых труб [см. формулу (8-341,
вт/(м2-град); £ — коэффициент использования, характеризующий уменьше-
ние тепловосприятия поверхности нагрева вследствие неравномерного омы-
вания ее газами [15], учитывается при расчете ширм и пучков, располо-
женных в поворотном газоходе (рис. 8-1). В остальных поверхностях нагрева
коэффициент использования оказывает незначительное влияние на теплооб-
мен, и принимают | = 1,0. При смешан-
Рис. 8-1. Коэффициент использования
ширмовых пароперегревателей
ном поперечно-продольном омывании глад-
котрубных пучков коэффициенты теплопе-
редачи определяются раздельно для попе-
речно и продольно обтекаемых участков
(по средним скоростям в каждом из уча-
стков и значениям коэффициентов ф или е)
и усредняются по выражению
^поп^поп 4* ^пр^пр
Дюп 4* #пр
втЦм2- град).
k =
Коэффициент теплопередачи для шир-
мовой поверхности нагрева [15]
& =-------------------/—т—вт/(м2+град),
1 4~ (1 4- Qjt/Q) (е + 1/°^) ai
(8-П)
где а-х — коэффициент теплопередачи по газовой стороне, отнесенный к рас
четной поверхности ширм,
«1=1 («к	+®л)’ вт/(м2 • гРад)>
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией, отнесенный к полной поверх-
ности труб шир^Нсм. формулу (8-26) или номограмму рис. 8-11, ет/(м2 -град);
s2 — продольный шаг, м; х — угловой коэффициент; Q'1/ — количество
тепла, передаваемое излучением из топки [см. формулу (8-44)], кдж/кг;
Q — количество тепла, передаваемое конвекцией и межтрубным излучением
газов [формула (8-1) или (8-2)], кдж/кг; г— коэффициент загрязнения,
м2 -град/вт.
Для чугунных воздухоподогревателей, разработанных ВТИ и Рижским
турбомеханическим заводом, коэффициент теплопередачи, отнесенный к пол-
ной поверхности по газовой стороне,
* = Е/(т7^ + ^,7 «М^-грог).
где Н — полная наружная газовая поверхность, л«2; Нв, п — полная вну-
тренняя поверхность, лг; а1пр, а2пР — приведенные коэффициенты тепло-
отдачи [см. формулы (8-31)—(8-34)], вт/(м2 -град).
Коэффициент теплопередачи для вращающихся регенеративных воздухо-
подогревателей с пластинчатой набивкой, отнесенный к полной двусторон-
ней поверхности нагрева ротора Н, определяется по формуле (при п >
> 1,5 об/мин и толщине листов б = 0,6 —1,2 мм):
k = +вт/{м2-град)- <8-12)
92
Для поверхности нагрева, омываемой газами и воздухом,
х, = Нг/Н = Fr/F; х2 = HJH = FJF,
где Fr, FB — живые сечения по газовой и воздушной сторонам, определяе-
мые без учета сечений, находящихся под уплотнительными плитами, jw2;
F — площадь живого сечения всего ротора, л/2; Нг, Нп — двусторонние по-
верхности нагрева по газовой и воздушной сторонам, определяемые без
учета поверхности нагрева, находящейся под уплотнительными плитами, м2;
«1, а 2 — коэффициенты теплоотдачи от газов к набивке и от набивки к воз-
духу, вт/(м2 -град).
Коэффициент теплопередачи для типовых чугунных ребристых экономай-
зеров систем ВТИ и ЦККБ определяется по графикам рис. 8-2.
Экономичность и надежность
работы котлоагрегата зависят
от степени загрязнения поверх-
ностей нагрева, снижаясь по
мере роста золовых отложений.
По своему характеру отложе-
ния могут быть сыпучими, плот-
ными и сцементированными.
Сыпучие отложения предста-
вляют собой осевшую на тру-
бах водяных экономайзеров и
воздухоподогревателей мелкую
золу с размерами частиц до
100 мкм. Эти отложения обра-
Рис. 8-2. Графики для определения коэффициентов
теплопередачи чугунных ребристых водяных эконо-
майзеров систем ВТИ и ЦККБ
зуются при сжигании большин-
ства углей в пылеугольных топ-
ках. Плотные отложения состо-
ят из сульфатных или изве-
стково-цементных отложений.
Расчетная формула: К —	вт/{м2 • град)
Сульфатные соединения обра-
зуются в результате действия серного ангидрида SO3 на мелкие частицы
золы, осевшие на поверхности труб. В соединении с окисью железа Fe2O3
они образуют плотные отложения, которые заполняют преподы между эко-
номайзерными трубами, забивают трубы воздухоподогревателя.
Известково-цементные отложения являются результатом химического
процесса, происходящего при попадании влаги на золовке отложения. Це-
ментация золы наблюдается главным образом в первой ступени (секции)
воздухоподогревателя, омываемой с одной стороны уходящими газами, а с
другой — холодным воздухом.
Плотные отложения образуются при сжигании сернистых мазутов, в про-
дуктах сгорания которых находится сажа и сернистые соединения, а в золе —
легкоплавкие соединения ванадия и щелочных металлов и сульфаты. Эоло-
вые отложения сернистого мазута растворяются в воде, но растворы отло-
жений мазута имеют кислую реакцию и являются агрессивными.
Источником загрязнений при сжигании природного газа являются, по-
видимому, механические примеси воздуха и газа, а также составляющие фу-
теровки, выдуваемые газовым потоком. Установка на современных котло-
агрегатах обдувочных, вибрационных и дробеструйных устройств, а также
применение присадок, вызывающих изменение структуры золовых отложе-
гий мазута, приводит к снижению загрязнения конвективных поверхностей
нагрева. Коэффициент загрязнения 8 для гладкотрубных и плавниковых шах-
матных пучков при сжигании твердых топлив определяется по формуле
е = &0CdC$ + Де, м2 -град/вт,
93
Рис. 8-3. Исходный коэффициент загрязнения
поперечно омываемых шахматных пучков
при сжигании твердых топлив
где е0 — исходный коэффициент загрязнения, зависящий от скорости газов
и относительного продольного шага труб (рис. 8-3), м2 -град/вт\ Cd — попра-
вочный коэффициент на диаметр трубы, определяемый по рис. 8-4; Сф —
поправочный коэффициент на фракционный состав золы; для всех углей и
сланцев Сф = 1,0, а при сжигании торфа Сф = 0,7; Де — поправка к коэф-
фициенту загрязнения, м2-град/вт.
При расчете гладкотрубных водя-
йых экономайзеров и парообразую-
щих поверхностей нагрева при сжи-
гании твердых топлив принимают:
для первых ступеней экономайзеров
и одноступенчатых экономайзеров, а
также для других поверхностей на-
грева при -С 400° С Де = 0; для
вторых ступеней экономайзеров и
одноступенчатых экономайзеров при
д> 400° С Де - 0,00172.
Коэффициенты загрязнения для
ширмовых поверхностей нагрева
приведены на рис. 8-5 [151; для
газа е = 0, для мазута 8 =
= 0,00516 м2 -град/вт.
При сжигании смеси топлив коэффициент загрязнения определяется как
средневзвешенная величина по долям каждого из топлив:
8 = qz' + (1 — q) м2 -град/вт,
где q — весовая доля первого топлива в смеси.
С физической точки зрения коэффициент тепловой эффективности пред-
ставляет собой долю окружности трубы, участвующую в теплообмене и сво
бодную от золовых отложений. При
сжигании твердых топлив принимают
ф = 0,5-г-0,7	(в зависимости от
Рис. 8-5. Коэффициенты загрязнения
для ширмовых пароперегревателей*
1 — сланцы; 2 — канско-ачинские угли и
фрезерный торф; 3 — умеренно шлакую-
щиеся угли без очистки (донецкий тощий,
АШ с хорошим выжигом); 4 — умеренно
шлакующиеся угли с очисткой
Рис. 8-4. Поправочный коэффи-
циент Cd для определения коэф-
фициента загрязнения [при сжи-
гании твердых топлив
свойств золы и температуру газов). Для мазутных котлоагрегатов с коэф-
фициентом избытка воздуха ат >> 1,05 для первых и вторых ступеней
экономайзеров и для пароперегревателей выбирают ф = 0,6-нО,7 (большие
значения относятся к меньшим скоростям газов), а для экономайзеров
котлоагрегатов малой мощности ф — 0,5-н0,6. При сжигании газа при-
нимают ф = 0,85н-0,9. Для трубчатого воздухоподогревателя ф = 0,8~н0,85
при сжигании любого топлива, для регенеративного ф = 0,9 129].
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов
к стенке зависит от характера омывания поверхности нагрева (поперечное,
продольное или косое), скорости и температуры потока, расположения труб,
в пучке (шахматное или коридорное), физических свойств омываемой среды,
94
от рода поверхности (гладкая или ребристая), определяющего линейного
размера, а в отдельных случаях и от температуры наружной стенки омывае-
мой поверхности нагрева. Ниже приводятся указания по определению ос-
новных параметров, необходимых для вычисления коэффициента теплоот-
дачи конвекцией.
Расчетная скорость потока определяется из уравнения непрерывности:
для дымовых газов
= ^№.±273), м1т	(8 13)
для воздуха в ступени воздухоподогревателя
wb = ^Рвп + Ррц 4	2—у-----”273/---’ м!сек'	(8-14)
для пара или воды
w = —м/сек,	(8-15)
здесь Vr — суммарный объем дымовых газов при среднем коэффициенте
избытка воздуха, м3!кг (м3/м3); *&, t — средняя температура газов или воз-
духа для всей поверхности нагрева или в ступени,0 С; F и f — живые сечения
соответственно для газов и для прохода воздуха, пара или воды’ м2; V° —
теоретически необходимое количество воздуха, м3/кг; v — удельный объем
пара или воды при среднем давлении и температуре, м3/кг; D — расход пара
или воды, кг!сек.
Расчетное живое сечение для прохода газов, пара или воздуха опреде-
ляется в зависимости от характера омывания (поперечный, продольный или
смешанный).
В газоходах с постоянными геометрическими размерами канала и рас-
положением труб в пучке (одинаковые шаги и диаметры труб) расчетное жи-
вое сечение определяется по выражениям:
для гладкотрубных пучков при поперечном омывании газами или возду-
хом
F = ab —	м2;
для пучков при движении среды внутри труб (пар в пароперегревателе,
газы в воздухоподогревателе)
F = z2-^-, м2;	(8-16)
для пучков с движением среды между трубами при продольном омыва-
нии
F = ab~z3—^, м2;
J 4
здесь а и b — размеры газохода в свету; м; zr — число труб в ряду пучка
с поперечным омыванием; z2 — число параллельно включенных труб; z3 —
число труб в пучке; dH, dB — наружный и внутренний диаметры труб, м;
I —длина проекции трубы на плоскость рассматриваемого сечения, м.
В поверхностях нагрева с постоянной конструкцией пучка (шаги труб,
диаметры труб), но с различными сечениями газохода на входе F’ и на вы-
ходе F" расчетное сечение газохода усредняется алгебраически F (F' +
+ F")/2t м2, если F' — F" <0,25 F' и по выражению
F = «> Ms, если F’ — F" > 0.25F.
95
При расчете пучка с одинаковым характером омывания, но с различными
живыми сечениями газохода и переменной конструкцией пучка вся поверх-
ность нагрева разбивается на участки, имеющие одинаковую конструкцию;
усредненное живое сечение
F =	, м\	(8-17)
211- ч_________
р * р
Г1 *2
где И ъ НFlt F2t ... — расчетные поверхности нагрева участков и
их живые сечения, м2.
Рис. 8-6. Расчетные сечения поверхностей нагрева: а — первые
котельные пучки; б — ширмовые поверхности нагрева; в --- паро-
перегреватели; г — вторые котельные пучки
В пучках со смешанным омыванием (поперечное, продольное) весь пучок
также разбивается на участки с постоянным характером омывания; усред-
нение производится по формуле типа (8-17).
Для пучков труб с поперечными ребрами
F — [1 — А(1 + 2-^-.-^Л1аЬ, л2,
L si \	sp / J
где и sP — поперечный шаг труб и шаг ребер, м~, dti — наружный диаметр
трубы, м; йр и 6Р — высота и средняя толщина ребра, м\ а и b — размеры
газохода, м.
Для различных поверхностей нагрева котлоагрегатов указания по раз-
бивке сложно омываемых пучков приведены на рис. 8-6.
Расчетным линейным размером при течении рабочего тела (пар, газ)
внутри труб является внутренний диаметр трубы, а при поперечном омы-
вании — наружный диаметр трубы.
96
При продольном наружном омывании труб пучка подсчитывается экви-
валентный диаметр
4 = -^, м,	(8-18)
где F — площадь живого сечения газохода, м2'ч U — периметр в том же се-
чении, через который происходит теплообмен, м.
Для газохода, заполненного трубами,
где а и b — поперечные размеры газохода в свету, м; г3 — количество труб
в газоходе.
Расчетная температура потока газов с достаточной точностью опреде-
ляется как полусумма температур газов на входе в поверхность нагрева -О'
и на выходе из нее О ~ (<)'	<}")/2, ° С; /ср (4 + 4')/2, ° С.
Температура среды в парообразующих поверхностях нагрева (фестон,
котельные пучки) принимается равной температуре насыщения 4 в ба-
рабане котлоагрегата.
Для водяных экономайзеров, пароперегревателей и воздухоподогрева-
телей температура обогреваемой среды определяется как полусумма их зна-
чений на входе и выходе: /ср = (4 + / ")/2, ° С.
В соответствии с исследованиями, проведенными за последние годы ЦКТИ
и ВТИ, температура стенки загрязненной трубы t3 определяется по формулам:
для парообразующих поверхностей нагрева (фестон, первый котельный
пучок) при сжигании твердых и жидких топлив
4 = 4 + (60-=—80), ° С;	(8-19)
для ширмовых поверхностей нагрева при сжигании жидкого или твердого
топлива, а также для шахматных пучков пароперегревателей при сжигании
твердого топлива
h - № + (е + -У) (Q + <?л)	°C;	(8-20)
X «2 /
для коридорных и шахматных пучков пароперегревателей при сжигании
мазута и твердых топлив	;
4-=^ + (80ч-100), °C,	(8-21)
для одноступенчатых экономайзеров при €•' > 400е С, вторых ступеней
экономайзеров при камерном сжигании твердых и жидких топлив, а также
для котельных пучков котлоагрегатов малой мощности с Шахматным и кори-
дорным расположением труб
4 - 0,5 (/' + Г) + (40 л-60),° С;	(8-22)
для первых ступеней и одноступенчатых экономайзеров при 400° С
и сжигании всех твердых и жидких топлив
4 - 0,5 (4 + Г) + 25, ° С;	(8-23)
для всех поверхностей нагрева при сжигании газа температура стенки
принимается
4 - / + 25, ° С.	(8-24)
В приведенных формулах: 4с — средняя температура пара, ° С; — коэф-
фициент теплоотдачи от слепки к внутренней среде, вт/(м2 - град); Q — тепло-
восприятие поверхности нагрева, определяемое из уравнений баланса (8-2)
и (8-3) по предварительно принятой конечной температуре одной из сред,
кдж!кг\ — тепло, воспринятое поверхностью нагрева излучением из
топки или из объема перед поверхностью нагрева, кдж/кг\ t — средняя
4 В. Г. Александров	97
температура среды, протекающей в трубах, °C; /н —температура насыщения,
° С; t' и t" — температура воды на входе и на выходе из экономайзера, ° С;
Нр — поверхность нагрева, м2.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией при по-
перечном омывании гладкотрубных поверхностей нагрева опре-
Рис. 8-7. График д«\я определения коэффициента теплеют-
дачи конвекцией при поперечном омывании шахматных
гладкотрубных пучков
Расчетная формула: % ~	вт/(м2 • град)
деляют по приводимым
ниже формулам, в кото-
рых физические константы
омывающей среды отнесе-
ны к средней температуре
потока [20]:
при шахматном распо-
ложении труб
aK-l,163C2Cs4(—У'6 X
к	s d \ -у J
X Рг0,33,вт/(м2 • град), (8-25)
или находится по графи-
кам рис. 8-7, 8-8, 8-9 и
8-10;
при коридорном распо-
ложении труб
а - 0,233С2Сь~ ( Л^\0,65 х
к	ь d \ v /
X Рг0’33, вт/(м2-град),(8-26)
или находится по графику
рис. 8-11 и графикам рис.
8-8 и 8-9. В формулах
А — коэффициент тепло-
проводности газов или воз-
духа (табл. 8-1),
ет!(м -град); dn — наруж-
ный диаметр труб, ж;
Сг — поправка на число
поперечных рядов труб по
ходу газов (рис. 8-10 и
8-11); г — число рядов
труб; Cs — поправка на
геометрическую компоновку
пучка в зависимости от отно-
сительных Продольного Qi —
= sjd и поперечного шагов
а2 — s2/d (рис. 8-9);	—
поперечный и продольный ша-
ги, м; v — коэффициент кине-
матической вязкости, м2/сек;
Рг = via — критерий физиче-
свойств среды (число Прандтля);
Рис. 8-8. Поправочный коэффициент Сф
ских
а — коэффициент температуропровод-
ности, мЧсек.
Для дымовых газов число Прандтля
изменяется в зависимости от темпера-
туры и содержания водяных паров
в смеси (табл. 8-1). Для воздуха Рг
практически не зависит от температуры
и принимается равным 0,71.
98
В приведенных и последующих номограммах влияние изменения физи-
ческих характеристик газов в зависимости от их состава и температуры на
коэффициент теплоотдачи учитывается коэффициентом Сф.
При работе котлоагрегата под наддувом скорости газов пересчитывают
на атмосферное давление и определяют коэффициенты теплоотдачи по рис. 8-7
и 8-11. Это замечание относится и к другим случаям конвективного тепло-
обмена.
Коэффициент теплоотдачи для пучка, состоящего из нескольких рядов
труб, расположенных в шахматном и коридорном порядке, определяется
отдельно для каждой части пучка (при средних значениях температуры и ско-
рости в пучке), а затем усредняется пропорцио-
нально величинам поверхностей нагрева обеих
частей:
аср = J«n1axA/nJa-L+«Kopf/Kop)_| вт/(и2 ,граду
(Ншах т Н кор)
Если поверхность нагрева труб, расположенных
в шахматном (коридорном) порядке, превышает 85%
всей поверхности нагрева, весь пучок рассчиты-
вается как шахматный (коридорный).
При косом обтекании трубного пучка с коридор-
ным расположением труб коэффициент теплоот-
дачи ак подсчитывается по формулам поперечного
омывания и вводится поправочный коэффициент j
1,07. Для шахматных пучков поправка не вводится. ‘
Скорость газов при косом обтекании труб условно
Рис. 8-10. Поправочный
коэффициент Сг
относится к живому
сечению газохода в плоскости, проходящей через оси труб пучка.
Коэффициент теплопередачи конвекцией от
газов к стенке и от стенки к воздуху или воде
при продольном омывании определяется по формуле
ак-0,0267— -Д- (-^)°’8 Рг0’4 C.QQ, вт/(м2  град),	(8-27)
или находится по графикам рис. 8-12 и рис. 8-13. В приведенной формуле
d3 — эквивалентный диаметр, м\ Ct — поправочный коэффициент; при охлаж-
Таблица 8-1. Физические характеристики воздуха и дымовых газов среднего состава
t, °C	Воздух		Дымовые газы среднего состава		
	v-106, м2/сек	Х-103, вт/(м-град)	v-106, м2/сек	вт / (м-град)	Рг
0	13,3	2,44	12,2	2,28	0,72
100	23,0	3,21	21,5	3,13	0,69
200	34,8	3,93	32,8	4,01	0,67
300	48,2	4,61	45,8	4,84	0,65
400	63,0	5,21	60,4	5,70	0,64
500	79,3	5,75	76,3	6,56	0,63
600	96,8	6,23	93,6	7,42	0,62
700	115	6,71	112’	8,27	0,61
800	135	7,18	132	9,15	0,60
900	155	7,63	152	10,0	0,59
1000	178	8,07	174	10,9	0,58
1100	199	8,50	197	11,7	0,57
1200	' 223	8,92	221	12,6	0,56
1300	—	—	245	13.5	0,55
1400	273	9,98	272	14,4	0,54
1500	-—	.—.	297	15,3	0,53
1600	328	10,8	323	16,3	0,52
99
дении газов и для воды Ct = 1,0. При нагревании газов и воздуха
Ct - (77Тст)°Л	(8-28)
Здесь Т — температура газа (воздуха), ° К; Тст — температура стенки, ° К;
Cd — поправка для случая течения в кольцевых каналах при одностороннем
обогреве 1рис. (8-14)]; при двустороннем обогреве Cd -- 1,0.
При определении поправочных коэффициентов СфХ и Сф (рис. 8-13) тем-
пература стенки трубчатого воздухоподогревателя принимается равной по-
лусумме средних значений температур газа и воздуха, а для регенеративного
вгп/(м?град)
2	3^567
Рис 8-11. График для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией при
поперечном омывании коридорных гладкотрубных пучков
Расчетная формула:	ет!{м2‘ град)
too
Рис. 8-12. График для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией
при продольном омывании поверхностей дымовыми газами и воздухом
Расчетные формулы: при охлаждении дымовых газов и воздуха	^ьСфХС^,
ыпДм-' град); при нагревании воздуха сск ----	град)
101
вращающегося воздухоподогревателя рассчитывается по формуле
t„ =	°C,	(8-29)
#1 -J- х2
где О и /в — средние температуры газов и воздуха, ° С; и х2— доли по-
верхности нагрева, омываемые газами и воздухом (см. § 2). Поправка на от-
носительную длину участка омыва-
ния Cz учитывается при наличии
труб малой длины (R/d3 <50) по
графику, приведенному на рис. 8-13.
При смешанном продольно-попе-
речном омывании пучка усредненный
коэффициент теплоотдачи
__ ак. ПОП^ПОП "Г ак. прод^прод
ик. ср	// I й	’	’
п ПОП “Г п пред
втЦм2, -град),
где апОп, апрод — коэффициенты тепло-
отдачи конвекцией для участков,
омываемых поперечным и продоль-
ным потоками, определяемые по сред-
ней температуре для всего пучка
и скоростям на каждом участке,
вт!(м2-град); /7П0П, /7прод — поверх-
ности нагрева этих участков, м2.
Рис. 8-14. Поправочный коэффици-
ент G/ для течения в кольцевых каналах
1 — внутренний обогрев; 2 — наружный
обогрев
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от стенки к перегре-
тому пару может быть найден по формуле
а2 = 0,0267	Рг0,4, втЦм2‘град),	(8-30)
или по номограмме рис. 8-15. В формуле
Z — коэффициент теплопроводности пара,
вт!(м 'град); v —коэффициент кинемати-
ческой вязкости пара, м2!сек; Рг — число
Прандтля для пара.
Физические параметры (X, v, Рг) при-
нимаются для усредненных значений да-
вления и температуры пара всего паропе-
регревателя или для рассчитываемого уча-
стка.
Во всех приведенных формулах диа-
метр труб dH, dB, d3 — в м, а скорость
среды w — в м!сек.
Для ребристых и ребри-
сто-зубчатых воздухоподо-
102
Рис. 8-15. Номограмма для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией от стенки к перегретому пару.
Расчетная формула ~ «НС^, вт/(м2< град)
Рис. 8-16. Приведенный коэффициент теплоотдачи конвекцией с воздушной сто-
роны для ребристого воздухоподогревателя
Рис. 8-17. Приведенный коэффициент теплоотдачи с воздушной стороны для
ребристо-зубчатого воз ду хонодогревателя
104
гпевателей приведенный коэффициент теплоотдачи (с воздушной
стороны), отнесенный к полной внутренней поверхности, определяется
СЛедляиребристых° воздухоподогревателей с продольными внутренними реб-
рами — по формуле
= 0-0127
6d, \ А_ / -'4 \0’84
1 + то ) d3 \ о ) ’
впгЦм- -град),
(8-31)
или по графикам рис. 8-16;
Рис. 8*18. График для
определения коэффи-
циента теплоотдачи
конвекцией с газовой
стороны чугунных реб-
ристо-зубчатых и реб-
ристых воздухоподо-
гревателей
Расчетная формула:
а1пр^анСф’
для ребристо-зубчатых воздухоподогревателей при Re 10’ по формуле
а2пр = 0,1073(1 +	~ (-^)°’66. вт/(м2-граду (8-32)
при Re < 104
а2пр = 0,0385 (1 ф- ~	)°’77, втЦм2 - град),	(8-33)
или по графику рис. 8-17.
105
Рис. 8-19. График для определения коэффициента теплоотдачи для регенератив-
ных воздухоподогревателей (Re 103)
Расчетные формулы: при охлаждении газов = ан^ф^/^Н’	• грид), при нагре-
вании воздуха сск = анСфС/Сн, вт/(м" • град}
106
Приведенный коэффициент теплоотдачи газов, отнесенный к полной на-
ружной поверхности (со стороны газов), рассчитывают по формуле
а1п — 0,0413 —	втЦм?-град),	(8-34)
или по графику рис. 8-18. В этих формулах d3 — эквивалентный диаметр, м\
1О — длина оребренной части трубы, м\ sp — шаг ребер, л.
Для регенеративных воздухоподогревателей
коэффициент теплоотдачи по газовой и воздушным сторонам зависит от кон-
структивного выполнения листов набивки и определяется поформуле [12,22]
ак = Б ~ (^)°'8 Рг0,4 СД, вт{м1 • град),	(8-35)
или по графикам рис. 8-19 и 8-20. В этой формуле Б — коэффициент, зави-
сящий от типа набивки (табл. 8-2); d3 — эквивалентный диаметр набивки
Таблица 8-2. Коэффициенты Б и Си для различных
набивок (рис. 8-21)
Тип набивки	|	I	<"Н
С волнистыми листами ....	0,0314	—
С волнистым и гладким листом	0,0314	1,15
С гладкими листами		0,0244	0,9
[см. формулу (8-18]: для интенсифицирован-
ной набивки 9,6 мм\ для пеинтенсифициро-
ванной 7,8 мм\ для холодной ступени, состоя-
щей из гладких листов, 9,8 мм\ Cf — попра-
вочный коэффициент на относительную длину
канала; Ct — поправочный коэффициент,
зависящий от значений температур потока
и стенки; при охлаждении газов С( --- 1,0,
при нагревании воздуха определяется по
формуле (8-28); / — длина канала, м\ СИ —
поправочный коэффициент (табл. 8-2).
Физические постоянные для газов (X, v,
Рг) определяются по средней температуре
потока.

Рис. 8-21. Схемы набивок регене-
ративных воздухоподогревателей:
а—с волнистыми листами; б—с вол-
нистым и гладким листом; в —
с гладкими листами
/ — гофрированный лист 6 = 0,6 мм\
2 — дистанционирующий лист д =
~ 0,6 мм;3 — плоский лист
107
Рис. 8-22. График для определения коэффициента теплоотдачи излу-
чением
Расчетные формулы: для запыленного потока == ссн«, нт^.ч • град), для не-
запыленного потока ал—	впч'{м2-град)
108
Лучистый теплообмен на участках конвективных поверх-
ностей нагрева обусловлен излучением трсхатомных газов и золовых частиц.
Очевидно, что температура излучающего потока, содержание (концентрация)
трехатомных газов и золы, а также состояние стенок лучевоспринимающих
поверхностей нагрева являются главными факторами, определяющими ин-
тенсивность теплообмена излучением.
Расчетный коэффициент теплоотдачи излуче-
нием определяется следующим образом:
для запыленного потока (с учетом излучения трехатомных газов и золы) —
по формуле
ал = 5,67-10~8 аТ'Л -1 Г
/	1	1 з/1
ет)(м2 -град),
или по графикам рис. 8-22 и 8-23;
для чистого газового потока (с уче-
том излучения трехатомных газов, не
запыленных золой) — по формуле
ал = 5,67-Ю"8 аТ3 х
1 — (7\/7)3’6	,, ,
X-—, вт/(лг-град),
или по графикам рис. 8-22 и рис. 8-23.
В приведенных формулах а3 = 0,82 —
степень черноты стенок лучевосприни-
мающих котельных поверхностей на-
грева; Т = 0 + 273 — средняя темпе- Рис. 8-23. Степень черноты среды в зави-
ратура газов в рассматриваемой по-	симости от силы поглощения
верхности нагрева, ° К; Т3=^+273 —
средняя температура наружного слоя отложения на стенке [фор-
мулы (8-19)— (8-24)1° К; а—степень черноты запыленного и незапыленного
потоков газов при температуре ($	273° К), определяемая по формуле
а — 1 — е
kps
0,981
(8-36)
или по графику рис. 8-23. Суммарная сила поглощения запыленного газового
потока
kps (krrn ф- ^злРзол) Q 981 ’
(8-37)
При слоевом и факелыю-слоевом сжигании твердых топлив, а также при сжи-
гании жидких и газообразных топлив второе слагаемое не учитывается.
В формуле (8-37) kr — коэффициент ослабления лучей трехатомными га-
зами (см. рис. 4—5); гп = гНзо + ^ro2 — суммарная объемная доля трех-
атомных газов; /?3л — коэффициент ослабления луча в объеме, запыленном
золовой пылью, определяемый по графику рис. 8-24; рзол — концентрация
золовых частиц в продуктах сгорания [см. формулу (4-2)].
Для котлоагрегатов, работающих без наддува, давление газов в газохо-
дах принимается р = 0,981 бар.
Необходимый для расчета величины kps характерный размер излучаю-
щего слоя s зависит от формы газового объема. При излучении газового объема
на ограждающие его поверхности излучающий слой s рассчитывается по
формулам:
в общем случае
s = 3,6 V/FCT, м\
109
для ширмовых поверхностей нагрева
s
для гладкотрубных пучков
s = 0,9d ( — •
(8-38)
Для пучков из плавниковых труб величину s, подсчитанную по формуле
(8-38), умножают на 0,4. При расчете верхних ступеней трубчатых воздухо-
подогревателей величина s = 0,9.
В вышеприведенных формулах V —
объем излучающего слоя, ж3; FCT — пло-
щадь ограждающих поверхностей, м2;
а, Ь, с — высота, ширина и глубина еди-
Рис. 8-24, Коэффициент ослабления
луча /\зл в зависимости от температуры
газов, типа топочного устройства и
вида топлива
1 — циклонные топки (пыль); 2 — пыле-
угольные топки при размоле в шаровых
барабанных мельницах (все топлива); 3 —
пылеугольные топки при размоле в средне-
ходных, быстроходных и молотковых мель-
ницах (все топлива); 4 — слоевые топки
(все топлива) и циклонные топки (дроблен-
ка); 5 — пылеугольные топки при размоле
в среднеходных, быстроходных и молот-
ковых мельницах (торф)
Рис. 8-25. К учету излучения газовых объемов
в конвективном газоходе
ничной камеры, образованной двумя соседними ширмами, м\ sn s2—усред-
ненные по поверхности нагрева поперечный и продольный шаги труб:
_ Sl^ 1 + S1^2
S1 -~~нТ+нГ’ м'
s,Hr + s2H2
$2 = M'-
где НА и Н2 — поверхности нагрева с тесным и разреженным расположением
труб в ряду, м2; s' и s' — шаги между трубами по ширине котлоагрегата
при тесном и разреженном расположении труб, л; s'2 и s" — то же, по глу-
бине газохода (по ходу газов), м.
Характерный размер излучающего слоя перед пароперегревателем или
в его пределах, в поворотной камере определяется с поправкой на излучение
газовых объемов, лежащих перед пароперегревателем и внутри него
(рис. 8-25):
для всего пароперегревателя излучающий слой
пе	\ -г”Г й,5 (/°1 -С /°~)
s =s---------Т^г2 >м’
по
для первой ступени пароперегревателя по ходу газов
где и /2 глубина (по ходу газов) пучка, м\ /°1 и 1°2 — глубина газового
объема, м.
При расчете пароперегревателя излучающий газовый объем, располо-
женный за пароперегревателем, во внимание не принимается, так как он
учитывается при расчете последующих поверхностей нагрева (водяного эко-
номайзера, второго котельного пучка). Характерный размер излучающего
слоя для водяного экономайзера определяется по формуле
-эк _ Z3 + Z4-i-0,2(Zo3+Zo4)
---------------j—,—-j----м.
*3 i м
Излучение газового объема между отдельными ступенями водяного эко-
номайзера, фестона, ширмового пароперегревателя не учитывается ввиду их
ничтожного влияния на величину Теплоотдача излучением продуктов
сгорания для ребристых поверхностей нагрева также не учитывается ввиду
малой толщины излучающего слоя.
8-3. Температурный напор
В котлоагрегатах встречаются три основных вида движения греющей
среды (газов) и тепловоспринимающей среды (пара, цоды, воздуха): парал-
лельный ток, противоток и перекрестный ток. При параллельном токе (пря-
моток) направление движения греющей среды совпадает с направлением теп-
лсвоспринимающей среды. При противотоке обе среды движутся параллельно
навстречу друг другу. При перекрестном токе греющая среда пересекает
направление движения тепловоспринимающей среды.
Величина температурного напора зависит от взаимного направления сред,
если в пределах поверхности нагрева изменяются температуры обеих рабо-
чих сред. Если температура одной среды в пределах поверхности не изме-
няется (парообразующие поверхности нагрева), температурный напор не
зависит от взаимного направления движения сред.
Температурный напор для прямотока и противотока определяется по
известной логарифмической формуле
А/ == —. °C.	(8-39)
2’3is ш
где Д/б— разность температур обеих сред на том конце поверхности на-
грева, где она больше, ° С; Д/м — разность температур на другом конце
поверхности нагрева, ° С.
При Д/б/Д/м 5$: 1,7 с достаточной точностью температурный напор опре-
деляет как средний арифметический
Д/ = .(Д<б±.А/м\ °C.	(8-40)
Температурный напор в поверхностях нагрева с постоянной температу-
рой обогреваемой среды рассчитывается по тем же формулам.
При включении поверхности нагрева по сложным перекрестным и сме-
шанным схемам температурный напор в общем случае определяется по выра-
жению
А/ = г|)А/1,„Т) °C,	(8-41)
где if — поправочный коэффициент, уменьшающий температурный напор
при переходе от противоточной схемы к более сложной; Д/прт — темпера-
111
турный напор при противотоке, подсчитанный по заданным начальным и ко-
нечным температурам газов и тепловоспринимающей среды, ° С.
В схемах с последовательно-смешанным током, применяемым в паро-
перегревателях и водяных экономайзерах, поправочный коэффициент ф
определяется по номограмме (рис. 8-26) в зависимости от безразмерных пара-
метров

здесь 7/прм и Н — прямоточная и полная поверхности нагрева, м2-, и й" —
температуры газов на входе и выходе из рассчитываемой поверхности на-
грева, ° С; t' и Г' — температуры нагреваемой среды на входе и на выходе
из поверхности нагрева, ° С.
Рис. 8-26. Поправочный коэффициент ф для последовательно-смешанного тока
Перепады температур щ и т.г разъяснены на рис. 8-26.
В схемах с параллельно-смешанным током, также применяемым в паро-
перегревателях и водяных экономайзерах, поправочный коэффициент ф
определяется по номограмме рис. 8-27. Для пользования номограммой пред-
варительно находятся безразмерные параметры
п 	п  тб
Р~~ (Ъ'-Р) ’ Л	тм ’
где тГ; -- полный перепад температур той среды, для которой он больше,
1‘С; тм полный перепад температур другой среды, °C.
Поправочный коэффициент ф для схем с перекрестным током опреде-
ляется по номограмме рис. 8-28, при этом вспомогательные параметры р и R
подсчитываются так же, как и для схем с параллельно-смешанным током.
112
Коэффициент у
Кривая 1
Ъ'
Кривая 2
Рис. 8-27. Поправочный коэффициент ф при параллельно-сме-
шан ном токе для многоходовой среды
J —два хода прямоточные; 2 —- три хода, из них Два прямоточных и
один противоточный; /-два хода (противо- и прямоточный); / — три
хода, из них два противоточных и один пр я.моточный; -5 — си.4 хода
противоточные
Рис. 8-28. Поправочный коэффициент ф при перекрестном движении для многоходовой среды
1 — однократный перекрестный ток; 2 —двукратный перекрестный ток; 3 — трехкратный перекрестный ток; 4 — четырехкратный пере-
крестный ток
Номограммой рис. 8-28 можно пользоваться, если выполняется усло-
вие 0,7 /7П1УГ/ЯПОМ < 1,5, где Яг1рт и Япрм — поверхности нагрева противо-
и прямоточных частей, м2.
Для схем, отличных от приведенных выше (при условии, что Д/прм
0,92Д/прт), усредненный температурный напор kt = Д/прт I' Д^прм/2, °C.
В остальных случаях расчет температурного напора производится по
отдельным участкам поверхностей нагрева (в зависимости от схемы их вклю-
чения) по приведенным выше формулам. Для этого задаются значением про-
межуточной температуры одной из тепловоспринимающих сред, определяют
из уравнения теплового баланса соответствующую ей температуру второй
среды и по этим температурам определяют температурный напор на участке.
Правильность выбора промежуточной температуры проверяется по формуле
Qx/Q2 = Л^1Я1/(ДДЯ2) и при необходимости уточняется. Здесь Qt и Q2 —
тепловосприятия участков на 1 кг каждой из сред, кдж!кг, находятся по
принятой промежуточной температуре; НY и Н2 — поверхности нагрева
участков, лг\ и Д/2 — температурные напоры участков, ° С.
8-4. Первый котельный пучок (фестон)
Форма газохода в верхней части топочной камеры должна обеспечивать
заполнение его движущимися газами. В связи с этим в верхней части топки
целесообразнее установка свода, образованного из труб заднего экрана.
Свод способствует завихрению топочных газов и выравниванию их темпера-
туры, увеличивает дожигание невыгоревших газов. В отечественных котло-
агрегатах повышенной производительности вылет свода составляет 0,16—
0,35 глубины топки, а в заграничных конструкциях доходит до 0,5.
Размеры выходного газового окна топки также выбираются с учетом обес-
печения равномерного распределения поля температур и газов. Первоочеред-
ное требование, предъявляемое к конструкции первого котельного пучка,
предотвращение шлакования поверхности нагрева. Фестон выполняют с шах-
матным расположением труб с относительными шагами sjd — 4,5-?-9 и
sJd = 3,5-ь5 в зависимости от сорта топлива, способа сжигания и произ-
водительности котлоагрегата. Наружный диаметр труб (38—60 мм) и тол-
щина стен труб фестона уточняются в расчетах циркуляции и на прочность;
при этом следует учитывать удельные затраты металла, трудоемкость изго-
товления, а также стоимость поверхности нагрева.
Полурадиационные поверхности фестона воспринимают тепло, переда-
ваемое конвекцией и излучением топки. Полное тепловосприятие фестона
QT — <2б + кдж!кг (кдж/м3), где Qo — конвективное тепловосприятие
[формула (8-2)1, кдж!кг (кдж/м2).
Количество тепла, воспринимаемого за счет излучения,
кдж!кг (кдж/м3).
Здесь — угловой коэффициент фестона; — средняя поверхностная
плотность теплового потока экранов в верхней части топки, квт1м\ FCT —
поверхность стен рассматриваемой зоны, м2\	= ahx$ — лучевоспринимаю-
щая поверхность пучка, л/2; ah — ширина топки и высота выходного газо-
вого окна, м.
Поверхность нагрева фестона обычно бывает задана. Поэтому фестон и
при конструктивном расчете рассчитывается поверочным методом с опреде-
лением количества переданного поверхности нагрева тепла. Температура и
энтальпия газов на входе в фестон известны из расчета теплообмена в топоч-
ной камере. Снижение температуры газов в фестоне зависит от величины по-
верхности нагрева, температуры газов на выходе из топки, скорости по-
тока. В камерных топках котлоагрегатов средней производительности тем-
пературная разность (имеется в виду поток газов) в фестоне обычно состав-
115
ляет 50—80° С; при слоевом сжигании кускового торфа, сланцев и каменного
угля она увеличивается до 120—130° С. Скорость газов в фестоне при номи-
нальной нагрузке находится в пределах от 6 до 8 м!сек.
В транспортабельных котлоагрегатах ДКВр с пароперегревателями при
таких скоростях падение температуры газов составляет 35—50° С.
Для определения тепловосприятия фестона или первого котельного пучка
могут использоваться уравнения (8-2) и (8-1). В формуле (8-1) полная по-
верхность пучка принимается без вычета эффективной поверхности, воспри-
нимающей излучение из топки. В этих парообразующих поверхностях на-
грева температура пароводяной смеси постоянна и принимается равной тем-
пературе насыщения, соответствующей давлению в барабане котлоагрегата;
средний температурный напор определяется по формулам (8-39) или (8-40).
Живое сечение для прохода газов определяется в зависимости от конструкции
пучка и конфигурации газохода.
Коэффициент теплопередачи для испарительных поверхностей нагрева
рассчитывается по формулам (8-6) и (8-8).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к стенке подсчитывают
в зависимости от расположения труб в пучке (шахматное или коридорное)
по средним значениям температур, скорости и состава газов. При перемен-
ных диаметрах труб в пучках или шагах по ширине или глубине газохода
в качестве расчетной величины принимается усредненный диаметр
где Н19 Н2 — поверхности нагрева м2, соответствующие диаметрам d19
d2, .w. . , в м.
В пучке со смешанным омыванием — поперечным и продольным — коэф-
фициент теплоотдачи конвекцией рассчитывается отдельно для каждой части
пучка (для средних значений температуры газов и скорости в пучке) и усред-
няется пропорционально величинам поверхностей нагрева обоих пучков.
Для определения коэффициента теплоотдачи излучением в межтрубном
пространстве пучка предварительно выясняется средняя температура загряз-
ненной стенки труб пучка [формула (8-19)1, характерный размер излу-
чающего слоя s (формула (8-38)], коэффициенты ослабления лучей трехатом-
ными газами kr и эоловой пылью k3JI (см. рис. 4-5 и 8-24). Затем определяется
суммарная сила поглощения запыленного газового потока kps [формула
(8-37)].
Степень черноты газов а находится по рис. 8-23, а по графику рис. 8-22
определяется коэффициент теплоотдачи излучением ал.
Тепловой расчет фестона не уточняется, если величина QT-100/Q6 нахо-
дится в пределах (100 ± 5)% для фестона и (100 ± 2)% для котельных
пучков; при больших расхождениях задаются новой температурой газов ft"
и повторяют расчет. Если в первом приближении QT > Q6, то температуру
газов ft" уменьшают, и наоборот. Для второго приближения целесообразно
выбирать температуру газов ft", отличающуюся от ранее принятой не более
чем на 50е С. В этом случае коэффициент теплопередачи не пересчитывают
из-за малого его изменения, а определяют температурный напор и тепловос-
приятие Q'T и Сб.
При поверочном тепловом расчете фестона его поверхность нагрева,
конструктивное оформление и расположение в газоходе известны, и расчет
сводится к определению температуры газов за данной поверхностью нагрева.
По известной температуре газов на входе в поверхность нагрева ft' — ft"
и по предварительно выбранной температуре газов на выходе ft" определяют
соответственно энтальпии газов Г и /"и тепловосприятие фестона Q6 [фор-
мула (8-2)]. После этого рассчитывается коэффициент теплопередачи, и из
116
уравнения теплопередачи (8-1) определяют тепловосприятие QT, Допустимые
отклонения величин QT и Q6 остаются теми же, что и при конструктивном рас-
чете.
8-5, Пароперегреватели
Конструирование пароперегревателя, в котором температура рабочего
тела, а следовательно, и температура стенки труб достигают наибольших ве-
личин, является одним из наиболее сложных вопросов проектирования котло-
агрегата. Каждое длительное превышение допустимой температуры нагрева
металла труб приводит к сокращению срока службы пароперегревателя. Ос-
новными причинами повреждения труб являются такие явления, как пере-
грев и коррозия металла, окалины. Перепад между температурами пара и
наружной стенки является функцией коэффициента теплоотдачи от стенки
к пару а2, интенсивности наружного обогрева, размеров трубы, коэффициента
теплопроводности материала трубы и аэродинамических факторов. Коэф-
фициент сс2 в основном зависит от параметров пара (давления, температуры) и
скорости пара в змеевиках. Основным показателем надежности охлаждения
труб пароперегревателя является массовая скорость пара шр, оптимальное
значение которой находится в пределах 250—600 кг! (м2-сек) (зоны с неболь-
шой интенсивностью обогрева) и 700—1100 кг/(м2 -сек) (высоконапряженные
поверхности нагрева). Средняя скорость пара w зависит от внутреннего
диаметра труб., количества секций по ширине и числа змеевиков в секции.
При повышенных скоростях пара увеличивается паровое сопротивление
(гидравлическое сопротивление пропорционально квадрату скорости пара);
при малых скоростях пара уменьшается коэффициент теплоотдачи от стенки
к пару, что обусловливает повышение температуры металла змеевиков.
Перегрев пара в отдельных змеевиках сопровождается изменением плот-
ности и скорости пара, следовательно, и изменением гидравлического сопро-
тивления пароперегревателя. В котлоагрегатах средней производительности
скорость пара 20—25 м!сек. При таких скоростях суммарное гидравлическое
сопротивление пароперегревателя (от выхода пара из барабана котлоагрегата
до главного парозаборного клапана включительно) не превышает 5—6%
рабочего давления пара. Наиболее высокие скорости пара принимают на
тех участках пароперегревателя, где температуры стенки труб близки к пре-
дельно допустимым температурам для выбранного материала труб.
Различный обогрев змеевиков по ширине газохода, а также неравномерное
распределение пара по параллельно включенным змеевикам приводят к тепло-
вой разверке, т. е. к появлению неодинаковой температуры пара на выходе
из отдельных змеевиков.
В коридорных пучках перегревателя наибольшая тепловая нагрузка на-
блюдается на трубах первого по ходу газов ряда. В шахматных пучках паро-
перегревателя при sjd Ут 4,0 максимальная тепловая нагрузка приходится
на трубы второго ряда, а при sjd 2,5 — на трубы первого ряда.
Существенное уменьшение тепловой разверни в котлоагрегатах средней
производительности достигается разделением пароперегревателя по ширине
газохода на секции, в которых пар вначале проходит через змеевики, распо-
ложенные в средней части газохода, а затем через крайние. Тепловосприятие
каждой секции выбирают от 120 до 170 кдж/кг. Между отдельными секциями
устанавливают смесительные камеры с торцевым подводом или отводом пара.
Однократное перемешивание с перебросом пара достаточно для пароперегре-
вателей с температурой пара 450—500° С. Для температуры пара 500° С
и выше ^рекомендуется не менее чем двукратное перемешивание с перебросом
пара из одной части газохода в другую.
Большое значение имеет выбор схемы подвода и отвода пара к камерам пароперегревателя.
В котлоагрегатах с повышенными параметрами наибольшее распространение получила 11-
образная схема с торцевым подводом пара к камерам, которая обеспечивает наименьшую
1Г7
неравномерность в раздаче пара по змеевикам. При конструировании пароперегревателей сред-
него и низкого давления применение П-образной схемы подвода и отвода пара не рекомендуется.
Наиболее целесообразна к использованию Ш-образная схема с равномерным подводом и от-
водом пара по всей камере трубами небольшого диаметра. Эта схема дает наименьшую темпера-
турную разверку.
С помощью пароохладителей, устанавливаемых обычно «врассечку» с па-
роперегревателем, компенсируются неточности предварительных тепловых
расчетов поверхностей нагрева, а также устраняется влияние случайных и
режимных факторов работы котлоагрегатам
Расположение пароперегревателя в зоне невысоких температур газов
обусловливает малые температурные напоры и приводит к значительному раз-
витию поверхности нагрева, а также к повышенной инерционности паропере-
гревателя. В современных энергетических котлоагрегатах пароперегрева-
тель располагают возможно ближе к выходу из топки, разделяя его на две
последовательно включенные части, из которых одна входит в состав полу-
радиационных (ширмовых), а вторая — в состав конвективных поверх-
ностей нагрева котлоагрегата. По мере передвижения пароперегревателя
в области более высоких температур газов доля тепла, получаемого излуче-
нием, увеличивается. При сочетании полурадиационных и конвективных
поверхностей нагрева суммарная температурная характеристика паропе-
регревателя при изменении нагрузки получается почти горизонтальная,
а температура пара в змеевиках более равномерной.
Ширмовые поверхности поглощают по ширине топки тепло, переданное
радиацией и конвекцией, сокращая величину неравномерности температур
газов на выходе из топки. При установке ширмовых пароперегревателей
топка может работать при более высоких энерговыделениях, а это приводит
к сокращению ее объема и расхода металла. Ширмовые пакеты расположены
выше зоны активного горения и не влияют на процесс сжигания топлива.
Ширмы имеют минимальные внутреннее гидравлическое сопротивление и аэ-
родинамическое сопротивление газоходов.
Ширмовые поверхности нагрева располагают в газоходе вертикально и
горизонтально. Подвеска вертикальных ширм к потолку топки не представ-
ляет особых трудйостей; горизонтальные ширмы подвешиваются на собствен-
ных или потолочных трубах.
В отечественном котлостроении змеевики пароперегревателей изготовляют
из цельнотянутых труб диаметром 42; 38 и 32 мм. Использование труб не-
большого диаметра упрощает гибку змеевиков, увеличивает коэффициент
теплоотдачи от газов к стенке и уменьшает загрязнение поверхности нагрева.
При одинаковых тепловосприятиях пароперегреватели с трубами 28x3 мм
имеют в два раза меньшие габаритные размеры и в 1,5 раза легче, чем паро-
перегреватели из труб 38x3 мм. Компактность пароперегревателя дости-
гается применением небольшого радиуса гиба змеевиков. По технологическим
условиям изготовления минимальный радиус гиба /?мнн = 2dH.
Змеевики пароперегревателя устанавливают в газоходе котлоагрегата
в коридорном порядке с целью уменьшения забивания отложениями и шла-
кования труб. Коридорные пучки удобны для очистки поверхности паропе-
регревателя обдувочными устройствами или дробью.
При выборе шагов S! и s2 для пароперегревателей учитывают зольность
сжигаемого топлива, способность золы к налипанию на трубы, аэродинами-
ческое сопротивление пучка (характеризующее расход энергии на собствен-
ные нужды), а также возможность применения обдувочных устройств или
дробевой установки для очистки поверхности нагрева от золы. При кори-
дорном расположении труб и сжигании зольных топлив при ограниченной
скорости газов просвет между трубами по ширине газохода обычно состав-
ляет 45—50 мм, однако при сжигании многозольных топлив, например слан-
цев, выбирают больший просвет ввиду склонности золы к налипанию на
трубы. Наличие разреженных труб увеличивает межтрубное излучение га-
118
зов, компенсируя понижение коэффициента теплоотдачи из-за пониженных
скоростей газов.
При выборе метода очистки от отложений наружной поверхности паро-
перегревателя учитываются условия его работы (температура дымовых газов,
вид отложений, температура поверхности труб, скорости газов и т. д.). Шир-
мовые и конвективные пароперегреватели котлоагрегатов средней и повы-
шенной производительности очищаются от отложений вибрационным методом,
а также обдувкой продувочной или нагретой питательной водой. При сжи-
гании топлив, дающих плотные отложения (сланцы, мазут, АШ, назаровские
угли и др.), для конвективных пароперегревателей используется дробеструй-
ный метод. Применение дистанционно управляемых или автоматизирован-
ных устройств очистки поверхности нагрева уменьшает эксплуатационные
расходы и улучшает качество очистки.
Камеры пароперегревателей изготавливают из углеродистых и легирован-
ных сталей. Выбор марки стали для камеры определяется рабочим давлением
внутри камеры и температурой стенки камеры.
Пароперегреватели разнообразны в конструктивном исполнении. Из
множества конструктивных форм выбирают такую конструкцию, которая
при минимальном металловложении и невысокой стоимости изготовления
имела бы оптимальные данные по теплопередаче и потерям давления паро-
вого тракта.
Змеевики конвективных пароперегревателей располагаются как гори-
зонтально, так и вертикально. На блочных котлоагрегатах средней мощности,
изготавливаемых Белгородским котельным заводом преимущественное рас-
пространение получили горизонтальные пароперегреватели. При П-образ-
ной компоновке котлоагрегата конвективные горизонтальные пароперегре-
ватели размещают в подъемной шахте топки за фестоном, в соединительном
горизонтальном газоходе или в опускной шахте.
На рис. 8-29 приведена конструкция горизонтального пароперегревателя
котлоагрегата К-35-40 Бел КЗ с элементами крепления. При применении гори-
зонтальных перегревателей наблюдается провисание трубок в процессе
эксплуатации котлоагрегата, в результате этого за счет изменения шагов
ухудшается теплопередача.
В зоне высоких температур газов элементы крепления змеевиков окисляются и покры-
ваются окалиной, которая при температурных деформациях легко разрушается; при этом про-
цесс коррозии распространяется в толщу металла, что заставляет применять для элементов
крепления горизонтальных пароперегревателей специальные жаропрочные стали (X20HI4C2,
Х23Н13 и т. п.). В котлоагрегатах с наддувом пакеты змеевиков горизонтального паропере-
гревателя обычно опираются на изолированные балки с воздушным охлаждением.
При вертикальном расположении пароперегревателя относительно просто
разрешается вопрос крепления змеевиков. От перегрева газовым потоком
обмуровка соединительного газохода защищена змеевиками.
Однако при этом увеличивается высота котлоагрегата и затрудняется
дренаж воды, конденсирующейся в перегревателе после остановки котло-
агрегата и приводящей к коррозии змеевиков.
Тепловой расчет пароперегревателя выполняют для отдельных его ча-
стей: ширмовых и конвективных поверхностей нагрева. При расчете шир-
мовых поверхностей нагрева основными уравнениями являются [15]:
уравнение теплового баланса, определяющее количество тепла, которое
передается конвекцией ширмам и другим поверхностям нагрева, располо-
женным в газоходе ширм,
Об = Ф (/' — + А^/:РОМ) — (А/Эк 4- Д/Пот), кдж/кг (кдж/м3\,	(8-42)
уравнение, характеризующее количество тепла, воспринятое паром на
участке ширмового пароперегревателя,
Об =	~+	~ Ф кдж/кг (кдж/м3),	(8-43)
£»р	£>р
119
уравнение, учитывающее взаимный обмен излучением между топкой,
ширмовым пароперегревателем и пучком, расположенным за ширмовым
перегревателем,
Рис. 8-29. Горизонтальный пароперегреватель К-35-40
1 — паропроводящие трубы; 2 — камера поверхностного пароохладителя; 3 — тяга 4 — подвеска
о - камера перегретого пара; 6 - дренажные камеры; 7 - скоба; 9 - xomvt' 9 ~ дистанционная '
планка, 10 — пластина; 11 - дистанционная гребенка; 12 — полоса; 13 - опора камеры
120
8-30. Коэффици-
уравнение теплопередачи, характеризующее количество тепла, переда-
ваемое конвекцией ширмам QT #/7рш Д/« 103/Вр, кдж/кг (кдж/м3). Если
все ширмы включены параллельно по пару, то расчет сводится к решению
уравнения теплового баланса Q6 =- Q’’ — QLqu = QT, кдж/кг (кдж/м3). При
тепловом расчете ширм с расстоянием от ширм до стен газохода более 2 м
объем между стеной газохода и ширмами не учитывается, и в уравнении (8-45)
первое и второе слагаемые приравниваются нулю.
В формулах Г, I" — соответственно энтальпии газов на входе и выходе
из ширм, кдж/кг (кдж/м3);, Д/Эк, Д/пОТ — тепловосприятие конвекцией рас-
положенных в зоне ширмовых поверхностей боковых
и задних экранов и части потолочного пароперегре-
вателя, кдж/кг; ср — коэффициент сохранения тепла;
D, — расход пара и впрыскиваемой воды, кг/сек;
1Ш —энтальпии пара на входе и выходе из ширм,
кдж/кг; — энтальпия впрыскиваемой воды, кдж/кг;
р — коэффициент, учитывающий взаимный теплообмен
между топкой и ширмовым пароперегревателем (рис.
8-30); qy4 — средняя поверхностная плотность тепло-
вого потока экранов в верхней части топки, квт/м2;
xTn Yic/s^1 + 1 —c/Sj — угловой коэффициент при
переходе от входного к выходному сечению ширм;
s, —поперечный шаг ширм, м; с — глубина ширм по
A'ps
1 О 98 Г
ходу газов, м; cz l — е — степень черноты в
ширмовом пароперегревателе; определяется при сред-
ней температуре газов; Тср — температура среды в тру-
бах, ° К:
фп — коэффициент эффективности лучевоспринима-
ющей поверхности пучка, зависящий от рода топлива;
при сжигании природного газа фп = 0,7, для слан-
цев фи = 0,2, для углей и жидкого топлива фп 0,5;
/7л ш, ЯлшХ — лучевоспринимающие поверхности вход-
ного сечения ширм в топке и пучка за ширмами,
м2; k —коэффициент теплопередачи в ширмах,
вт/(м2 • град); Д/— средний температурный напор, °C.
При конструктивном расчете количество параллельно включенных ширм
выбирается из условия, что средняя скорость пара в них не менее 12 м/сек.
Для ширм применяют трубы с внутренним диаметром 28—32 мм с коридор-
ным расположением. Обычно шаг между отдельными ширмами по фронту
котлоагрегата Sj 20d, где d —наружный диаметр труб. Продольный шаг
труб вдоль газового потока s2 выбирается в пределах (1,1 -=-1,25) d. Высота
ширм обычно совпадает с высотой газового окна на выходе из топки.
Распределение суммарного тепловосприятия пароперегревателя /пе —
— Г между отдельными его частями производится на основании технико-
экономических подсчетов. Ориентировочно принимают предельную темпе-
ратуру пара на выходе из ширм, изготовленных из низколегированной стали,
около 500—510° С. По уравнению (8-43) при выбранной величине прираще-
ния энтальпии пара Да = 1Ш — 1ш в ширмовом перегревателе определяется
его тепловосприятие. Температуру газов перед ширмовым пакетом прини-
мают равной температуре газов на выходе из топки, а температуру газов за
ширмами — температуре газов перед конвективной поверхностью нагрева.
Конвективное тепловосприятие ширмовых поверхностей нагрева Q? опре-
деляется как разность между Q2 и (?л. По уравнению (8-42) подсчитывают
величину энтальпии газов/" и соответственно температуру газов за шир-
мами.
Рис.
ент р, учитывающий
взаимный теплообмен
между
мовым
телем:
мазут;
тонкой н шир-
пароперегрева-
а — газ; б —
в—твердое то-
пливо
121
Тепловосприятие экранов в области ширм и потолочной ступени перегре-
вателя при конвективном теплообмене определяется упрощенно по форму-
лам: А/э = /?Я3ДМ03, кдж!кг\ А7пОТ fe//nOTAM03, кдж!кг, где k —
коэффициент теплопередачи, принимаемый независимо от характера омыва-
ния труб, выбирается равным коэффициенту теплопередачи для ширм,
вт/(м2 -град); Нэ, НиОТ—расчетные поверхности нагрева экранов и пото-
лочных труб в области ширм, м2; ЬЛ — средняя разность температур,0 С.
Далее подсчитывают коэффициент теплопередачи по формуле (8-11) и
величину температурного напора &t по формуле (8-39).
Полная поверхность ширм Яш, участвующая в радиационном и конвек-
тивном теплообмене, является суммой двух составляющих; радиационной
Нл. ш и конвективной (расчетной) Яр. ш. Радиационная поверхность ширм
при sjd^z 1,1 вычисляется как удвоенная площадь плоских поверхностей,
проходящих через оси труб ширм и ограниченных наружными образующими
крайних труб. При s2ldt> 1,1 учитывается угловой коэффициент х (см. кри-
вую 5 на рис. 4-6), т. е. Ял. ш = 2НсТх.
Полную поверхность ширм определяют по формуле Ящ = ndlnz, м\ где
I—длина одной трубы ширмы, м; и, z—число труб в ширме и число ширм.
Расхождение в тепловосприятии ширм, подсчитанном по уравнениям
теплового баланса и по уравнениям теплопередачи не должно превышать 2%.
Если расхождение по тепловосприятию более 2%, то принимают новую ве-
личину поверхности нагрева ширм, меняют тепловосприятие ширм и выпол-
няют перерасчет. Полученная температура газов за ширмами во избежание
шлакования конвективных поверхностей нагрева не должна превышать до-
пустимых значений.
При конструктивном тепловом расчете конвективного пароперегревателя
определяется его поверхность нагрева, обеспечивающая перегрев пара до
заданной температуры. Тепловосприятие пароперегревателя находится из
уравнения теплового баланса по пару [формула (8-3) ] и по тепловосприятию
пароохладителя Ац1О = 604-80 кдж!кг (котлоагрегаты среднего давления).
Энтальпия пара на входе в пароперегреватель принимается равной энталь-
пии сухого насыщенного пара.
Количество тепла, переданного пароперегревателю излучением, опреде-
ляется в зависимости от того, какая поверхность отделяет топку от конвек-
тивного пароперегревателя. Если между топкой и пароперегревателем рас-
положен фестон, вёличина фл п определяется с учетом углового коэффициента
фестона. При расположении ширмового пароперегревателя между топочной
камерой и конвективным пароперегревателем величина n вычисляется
по формуле (8-45).
Энтальпия газов /пе за пароперегревателем или его частью подсчиты-
вается по уравнению теплового баланса по газам [формула (8-2)]. Расчет
пароперегревателя с поверхностным пароохладителем выполняется с учетом
расположения пароохладителя. При установке пароохладителя «врассечку»
с пароперегревателем тепловосприятие каждой части перегревателя (фор-
мула (8-3)] определяется раздельно, при этом задаются промежуточным зна-
чением температуры пара и рассчитывают промежуточную энтальпию пара.
Тепло, переданное излучением, учитывается при расчете первой по ходу га-
зов части пароперегревателя. Расчетное давление пара на границе между от-
дельными частями пароперегревателя принимается равным полусумме ве-
личин давления пара в барабане котлоагрегата и давлением перед главной
задвижкой. Температура пара на выходе из ступени по ходу пара согласуется
с предельно допустимой температурой стенки труб, которая должна быть
не более (в °C):
Для котельных углеродистых сталей и стали марки 16М...............500
» стали марки 12ХМ ..............................................550
»	»	»	12ХМФ......................................560
»	»	»	15ХМ ......................................570
»	»	»	12Х1М.Ф	  590
122
Промежуточная энтальпия пара после пароохладителя
^пром - i Д^пО» кОж^ Кг.
Соответствующую энтальпию газов получаем, решая совместно уравне-
ния (8-2) и- (8-3),
/пром I Ъ One ' ^пром), кдж}кг,
Тепловосприятие каждой ступени пароперегревателя (по ходу газов):
Сб = ф (/ /пром Ч-----2 ~ ^х- 13 ’ ^дж!кг\
Qq = ф (/пром — / +	/х. в) , кдж/кг,
причем Q(y  Qo Qc>.
При установке поверхностного пароохладителя во входной камере эн-
тальпия пара на входе в первую часть перегревателя С = iK — Д/по, кдж!кг,
где ix — энтальпия пара на входе в камеру из барабана котлоагрегата,
кд ж 1кг.
При регулировании перегрева впрыском конденсата учитывается умень-
шение энтальпии и температуры пара, изменение расхода пара в отдельных
частях пароперегревателя.
Температурный напор подсчитывается для всего пароперегревателя в це-
лом [формулы (8-39) и (8-40) ] или для каждой его ступени в зависимости от
конструктивной схемы пароперегревателя и взаимного направления потоков
газа и пара.
В котлоагрегатах среднего давления с температурой перегретого пара до
400° С прямоточная поверхность пароперегревателя Япрм выполняется с од-
ной или двумя предвключенными петлями (Д Япрм/Япе = 0,1 -е-0,2),
а остальная часть пароперегревателя компонуется по схеме противотока.
В пароперегревателях с более высокой температурой пара (до 450° С)
змеевики с прямотоком обычно составляют от 30 до 60% общей поверхности
пароперегревателя.
Средняя температура пара или потока газов принимается равной сред-
неарифметическому значению конечных температур.
Скорость газов в пароперегревателе [формула (8-13)] находится для сред-
него избытка воздуха в газоходе перегревателя. Верхний предел скорости
газов определяется условиями эрозионного износа поверхности, интенсив-
ность которого увеличивается пропорционально кубу скорости газов.
В пароперегревателях котлоагрегатов для зольных топлив при отноше-
нии sjd, равном 2,5 и 4 соответственно, приняты следующие оптимальные
скорости газов №э (м!сек) [15]:
Подмосковный уголь ........................ 9—10	8—9
Антрацитовый штыб, тощий уголь.............12—14	11—12
Экибастузский уголь........................ 8—9	7—8
Кизеловский уголь..........................11—12	10—11
При сжигании малозольных топлив выбор скорости производится на ос-
новании технико-экономических расчетов, при которых сопоставляются раз-
меры поверхности нагрева и величина сопротивления газового тракта, сле-
довательно, сравниваются капиталовложения и эксплуатационные расходы.
Скорость газов, соответствующая варианту с минимальными затратами, яв-
ляется наивыгоднейшей (экономической). Для котлоагрегатов с уравно-
вешенной тягой и температурой газов до 800° С экономические скорости
газов при минимальной нагрузке составляют: для труб из Ст.20 от 8 до
14 м!сек, для труб из легированной стали 9—15 м!сек (меньшие значения для
дорогих топлив) [11].
Для котлоагрегатов с наддувом значения увеличиваются на 10—15%.
123
В США для котлоагрегатов применяют повышенные скорости газов (при сжигании уг-
лей — до 15 м/сек, мазута — около 30 м/сек, газа — до 45 м/сек) для усиления теплообмена
в конвективных поверхностях нагрева и, следовательно, для уменьшения габаритов и стои-
мости поверхностей нагрева.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к стенке трубак при кори-
дорном расположении змеевиков определяется по формуле (8-26) или по
номограмме рис. 8-11.
Температура загрязненной стенки труб /3 может быть найдена по формуле
(8-20). Температура загрязненной стенки не уточняется, если отклонение
предварительно выбранной величины Q не превышает ±15%.
Для определения коэффициента теплоотдачи излучением необходимо пред-
варительно рассчитать размер излучающего слоя s [формула (8-38)], опре-
делить коэффициенты kr (рис. 4-5) и k3Jl. Суммарную силу поглощения запы-
ленного газового потока kps подсчитывают по формуле (8-37). Далее необхо-
димо определить степень черноты потока газов а [формула (8-36) или рис.
8-23] и коэффициент теплоотдачи излучением ссл (см. рис. 8-22).
Коэффициент теплоотдачи от стенки к перегретому пару при продольном
омывании определяют по формуле (8-30) или с помощью графиков рис. 8-15.
Средняя скорость движения пара в змеевиках пароперегревателя нахо-
дится из уравнения (8-15).
Расчетное сечение для прохода пара в одноступенчатом перегревателе определяют по
формуле (8-16), а для пароперегревателя, состоящего из нескольких участков Н2, . . .)
с разными расчетными сечениями
. Н1 ± Н2 ± * •'	2
^ = 77—Н—’
/1 /з
Поверхность нагрева пароперегревателя определяется из уравнения
теплопередачи (8-1). При расчете пароперегревателя по частям необходимые
поверхности нагрева
Я, =: QeBp • 1 (Г7(А’1 ДЛ), лГ, Н2 =	• 10“7(й2 АЛ), м~,
где k19 k.2 — коэффициенты теплопередачи [см. формулы (8-7) и (8-9)],
вт/(м2-град); А1г и Д£2 — температурные напоры для первой и второй сту-
пеней пароперегревателя, ° С.
Тепловой расчет пароперегревателя считается оконченным, если расхож-
дение между Q6 и QT не превышает ±2% (при отсутствии пароохладителя
не более 3%).
Последовательность поверочного расчета аналогична расчету первого
котельного пучка фестона, при этом вначале рассчитывается первая по ходу
газов часть перегревателя.
Жесткая конструкция паровой турбины (минимальная величина радиаль-
ных зазоров между рабочими лопатками и корпусом, ограниченная пропуск-
ная способность) не допускает значительных отклонений температуры, давле-
ния и удельного объема пара на входе в турбину. При различных изменениях
режимов работы котлоагрегата допустимые отклонения температуры пере-
гретого пара от номинального значения на выходе из пароперегревателя со-
ставляют от +10 до —15° С (при параметрах пара 3,9—4,4 Мн/м? и 440 С).
При практическом осуществлении системы автоматического регулирова-
ния необходимо уменьшить время запаздывания регулируемого параметра,
т. е. по возможности ускорить реакцию регулятора при изменении режимов
работы котлоагрегата, а кроме того, стабилизировать возмущения, действую-
щие на пароперегреватель как со стороны топочного устройства, так и в ре-
зультате изменения расхода пара. В связи с этим в полностью автоматизиро-
ванных котлоагрегатах важное значение приобретает работа регулятора теп-
ловой нагрузки, поддерживающего соответствие между нагрузкой котло-
агрегата и расходами топлива и воды. При выборе способа регулирования
124
Рис. 8-31. Схема автоматического регулирования тем-
пературы пара с устройством впрыска собственного
конденсата
температуры перегретого пара учитывается также диапазон и надежность
способа регулирования.
Регулирование температуры перегретого пара
в котлоагрегатах средней производительности обычно осуществляется по-
верхностными пароохладителями, устанавливаемыми в средней части паро-
перегревателя «в рассечку» и, реже, перед ним. Регулирование температуры
пара производится изменением количества питательной воды, пропускаемой
через пароохладитель. При размещении пароохладителя «в рассечку» сокра-
щается масса металла пароперегревателя, включенного в контур регулирова-
ния. В связи с этим колебание температуры перегретого пара при изменении
подачи охлаждающей воды происходит с относительно небольшим запазды-
ванием, т ~ 40:50 сек.
Использование впрыскивающих пароохладителей для регулирования тем-
пературы пара допускается при впрыске чистого конденсата, содержащего
солей не более 0,3 мг!кг.
Впрыскивающие пароохлади-
тели характеризуются мень-
шей инерцией, чем поверхно-
стные. Суммарное время за-
паздывания при применении
впрыскивающих пароохлади-
телей состоит из нескольких
составляющих. К их числу
можно отнести запаздывание
во времени вследствие конеч-
ной скорости пара при дви-
жении последнего из камеры
пароперегревателя до паро-
охладителя и обратно, из
запаздывания во времени при
испарении впрыскиваемой
воды в пароохладителе и, на-
конец, вследствие конечного
значения скорости теплопередачи к измерительному органу регулятора.
Наиболее приемлемой, обеспечивающей малую инерцию регулирования яв-
ляется схема впрыска собственного конденсата, предложенная проф. Р. До-
лежалом (рис. 8-31). Ее особенность состоит в том, что в пар впрыскивается
не питательная вода, а конденсат пара из барабана котлоагрегата. Между
секциями пароперегревателя 2 и 3 включен пароохладитель 4, в котором про-
изводится впрыск конденсата в перегретый пар за счет разности давлений
в барабане /и перегретого пара в месте впрыска. При полной нагрузке этот
перепад обычно составляет 0,2—0,3 Мн/м2. Конденсат для впрыска обра-
зуется в конденсаторе 5, через который пропускается часть питательной
воды, идущей из экономайзера 7. Конденсат из сборника 6 поступает через
регулирующий клапан 8 во впрыскивающее устройство, расположенное в уз-
ком сечении трубы Вентури пароохладителя 4. Линия возврата избыточного
конденсата 9 соединена с барабаном котлоагрегата.
Электронный регулятор температуры 13 получает импульс по температуре
пара от малоинерционной термопары 10 за выходной ступенью пароперегрева-
теля и импульс по скорости изменения температуры пара за впрыскивающим
пароохладителем с помощью электронного дифференциала /2и термопары 11.
Регулятор 13 воздействует через исполнительный механизм регулятора 14
на регулирующий клапан, изменяя расход конденсата.
Поверхность конденсатора рассчитывается на максимальную величину
впрыска с запасом в 10—15%. Оптимальная скорость воды в выходных отвер-
стиях впрыскивающего устройства составляет 10—15 м!сек, а скорость пара
в узком сечении трубы Вентури 50—80 м!сек.
125
Регулирование температуры пара рециркуляцией газов в топку (рис. 8-32)
применяют при сжигании газа, мазута и малозольных топлив в котлоагрега-
тах средней мощности. Отбор газов производят из газоходов с температурой
продуктов сгорания до 400° С. В качестве вентилятора используют тихоход-
ные дымососы (и 500 об!мин)\ для уменьшения их износа дополнительно
устанавливают золоуловители. Сброс газов осуществляют в холодную во-
Рис. £-32. Схема рециркуляции
газов
1 — горелка; 2 — пароперегреватель;
3 — водяной экономайзер; 4 — воз-
духоподогреватель; 5 — дымосос
рециркуляции газов
ронку топки с небольшой скоростью, а при вводе
газов выше горелок — с высокой скоростью для
быстрого и полного смешения газов. Рецирку-
ляция газов в нижнюю часть топки снижает тем-
пературу факела и соответственно тепловосприя-
тие экранов и увеличивает поглощение тепла
конвективными поверхностями из-за увеличе-
ния объемов и скорости газов, следовательно,
повышает температуру пара. В зависимости от
геометрии топочного объема, места ввода рецир-
кулируемых газов, их количества и темпера-
туры изменяется температура газов на выходе
из топки. Уменьшение последней позволяет сни-
зить размеры топочной камеры и как следствие
получить экономию металла и строительных
материалов, понизить расходы на изготовление
трудоемкого фундамента. Исследованиями ВТИ
и ОРГРЭС установлено, что на каждый процент
расхода газа на рециркуляцию температура
перегретого пара изменяется на 2—2,2° С, а
температура уходящих газов — на 0,4—0,5 С;
топочные потери при этом не изменяются
(котлоагрегаты ПК-10 и ПК-14). При рециркуляции изменение темпера-
туры перегретого пара происходит с запаздыванием: t = 30	40 сек.
Рециркуляция газов не вызывает шлакования экранов и конвективных
поверхностей, позволяет регулировать температуру перегретого пара в ши-
роких пределах, но увеличивает аэродинамические сопротивления котлоагре-
гата из-за возрастания объема газов. Этот способ регулирования неприменим
при сжигании малореакционных топлив (тощий уголь, АШ), так как и при
перемещении и охлаждении топочного факела нарушаются оптимальные ус-
ловия горения. Расширение диапазона регулирования температуры пара мо-
жет быть достигнуто двухступенчатым регулированием, т. е. применением
в качестве первой ступени впрыскивающих пароохладителей, а в качестве
дополнительной — рециркуляции газов.
8-6. Водяные экономайзеры
Водяные экономайзеры по применяемому материалу делятся на стальные
и чугунные, по типу поверхности нагрева — на гладкотрубные и ребристые
и, наконец, по степени подогрева воды — на некипящие и кипящие.
Стальные гладкотрубные змеевиковые эконо-
майзеры кипящего или некипящего типа широко применяются в котло-
агрегатах среднего давления при обязательном питании их деаэрированной
водой. Количество испаряемой воды в кипящих экономайзерах обычно со-
ставляет от 15 до 30% общего количества проходящей воды. В некипящих эко-
номайзерах вода не догревается до температуры кипения не менее чем на
40—50е С при всех возможных режимах работы котлоагрегата.
Стальные экономайзеры выполняют из змеевиков с наружным диаметром
28—32 мм с шахматным расположением труб. Шаг между змеевиками Sj вы-
бирается с учетом размещения между ними подвесок и опор и принимается
равным (2,54-3,5) d при коридорном и (34-3,5) d при шахматном расположе-
126
нии труб. Радиус гиба змеевиков должен быть не менее 2d; шаг между осями
труб в направлении газового потока обычно составляет s2 (1,5™ 1,8) d
при коридорном и s2> 1,5 d при шахматном расположении труб.
Для увеличения срока службы поверхности нагрева водяного экономайзера змеевики
устанавливают параллельно, а камеры — перпендикулярно фронту котлоагрегата.
Змеевики располагают поперечно при сжигании жидких, газообразных и твердых мало-
зольных топлив. Интенсивный износ от летучей золы происходит главным образом у задней
стены экономайзера, так как при повороте газового потока частицы золы отжимаются в зад-
ней стене. Крайние трубы, прилегающие к задней стене газохода, закрывают защитными ман-
жетами, прутками или защитными накладками, однако установка этих элементов возможна
лишь для верхнего ряда труб. В некоторых конструкциях экономайзеров гибы змеевиков раз-
мещают в обмуровке газохода. Все большее распространение получают экономайзеры с раз-
личным оребрением труб.
Крепление змеевиков осуществляется с помощью опорных стоек или под-
весок. Дистанционироваиие змеевиков производится приваркой гребенок
к опорным стойкам. Камеры экономайзеров изготавливают из труб диаметром
200—-300 мм.
Поверхность нагрева экономайзера разбивается по высоте на несколько
составных частей (пакетов), между которыми предусматриваются разрывы
высотой не менее 600—800 мм. Такое разделение поверхности экономайзера
на пакеты позволяет производить монтаж экономайзера отдельными блоками,
облегчает производство ремонтных работ и очистку поверхности нагрева от
золы, хотя и требует увеличения высоты конвективной шахты. Высота пакета
змеевиков обычно составляет не более 1 м при тесном расположении труб
(s2/d	1,5) и не более 1,5 м при редком расположении. С целью ускорения
и облегчения монтажа экономайзера отдельными блоками в некоторых кон-
струкциях устанавливают промежуточные камеры.
Гидравлическое сопротивление экономайзера должно быть умеренным.
Для котлоагрегатов среднего давления сопротивление экономайзера не
должно превышать 8% рабочего давления в барабане котлоагрегата. Количе-
ство параллельно включенных змеевиков из труб принятого диаметра в эко-
номайзере зависит от расхода воды, подаваемой в котлоагрегат, а также от
скорости ее движения в трубах экономайзера. Повышенные скорости воды
вызывают увеличение сопротивления змеевиков, при низких скоростях задер-
живается смыв выделяющихся при нагреве воды пузырьков газа на внутрен-
ней поверхности труб, что приводит к интенсивной коррозии последних. При
номинальной нагрузке котлоагрегата массовая скорость воды на входе в эко-
номайзер должна быть не меньше 300 кг/(м2-сек). Недогрев воды на входе
в «кипящую» ступень экономайзера должен составлять не менее 40° С.
Скорости газов для стального водяного экономайзера принимаются на
10—15% меньше, чем для пароперегревателя, так как в зоне низких темпе-
ратур газов износ поверхностей увеличивается.
При конструктивном расчете котлоагрегата с одноступенчатой компо-
новкой поверхностей нагрева экономайзер рассчитывается обычно послед-
ним, при этом известными являются температура газов на входе и на выходе
из экономайзера, а также температура питательной воды на входе в него.
Расчетом определяют поверхность нагрева и температуру воды на выходе из
экономайзера.
Тепловосприятие в одноступенчатом экономайзере определяют из уравне-
ний (8-2)*и (8-4).
Фактическая энтальпия воды перед экономайзером в котлоагрегатах
с поверхностными пароохладителями i3 = /п.в + ^inoDne/D3t кдж/кг\ эн-
тальпия воды на выходе из экономайзера i3 = z3 + BVQ§ID3, кдж/кг, где
zп в — энтальпия питательной воды, кдж!кг\ Л/п0 —тепловосприятие паро-
охладителя, кдж/кг-, Dne — расход пара через пароохладитель, кг/сек. Если
величина i" превышает значение энтальпии воды при кипении i', то эконо-
майзер оказывается кипящим; процентное содержание образующегося в этом
127
случае пара в экономайзере вычисляется по формуле
где г — теплота парообразования при давлении в барабане котлоагрегата,
кдж/кг.
Если теплопоглощение в экономайзере слишком велико (процент кипе-
ния превышает 25%), то его тепловосприятие уменьшают снижением темпе-
ратуры газов на выходе из топочной камеры.
I
УХ
Рис. 8-33. Схема двухступенчатого включения водяного экономайзера и воздухоподогре-
вателя: а — схема конвективной шахты котла; б — график изменения температуры газов,
воды и воздуха для хвостовых поверхностей нагрева
/ — вторая ступень экономайзера; 2 ~ вторая ступень воздухоподогревателя; 3 — первая ступень
экономайзера; 4 — первая ступень воздухоподогревателя
После определения тепловосприятия водяного экономайзера произво-
дится проверка всех предыдущих расчетов путем определения расхождения
теплового баланса агрегата по формуле
AQ = QpHk. а — (Qji + Сф + Qne 4" Qsk) 1-iw) ’ К^Ж/Кг,
где (?ф, Qne, Q3K— количества тепла, воспринятые лучевоспринимающими
поверхностями топки, фестоном или первым котельным пучком, пароперегре-
вателем и экономайзером, определенные из уравнений баланса, кдж/кг.
Величина AQ не должна превышать 0,5% располагаемого тепла Qp.
При компоновке поверхностей нагрева «врассечку» играет большую роль
распределение суммарной поверхности воздухоподогревателя между холод-
ной и горячей секциями, определяющими температурные зоны расположения
водяного экономайзера. Следовательно, эти вопросы связаны с выбором наи-
выгоднейшего отношения температурных напоров после экономайзера А/Эк
и перед первой ступенью воздухоподогревателя А^п (рис. 8-33).
Величина наивыгоднейшего отношения температурных напоров зависит от
давления пара, сорта сжигаемого топлива, температуры питательной воды,
конечной и начальной температуры воздуха, скорости газов и воздуха, тем-
пературы уходящих газов, температуры газов на входе в хвостовые поверх-
ности нагрева, а также от стоимостей поверхностей нагрева экономайзера и
128
воздухоподогревателя с учетом монтажа и обмуровки, расхода электроэнер-
гии на преодоление сопротивлений.
Распределение суммарной поверхности воздухоподогревателя между его
холодной и горячей секциями производится на основании технико-экономиче-
ских подсчетов, при которых сопоставляются стоимости и габариты хвостовых
поверхностей нагрева, годовые издержки в виде суммы стоимости электро-
энергии, расходуемой на преодоление сопротивлений по газовым и воздушным
трактам, и отчисления от капитальных затрат. Очевидно, что наиболее целе-
сообразным является тот вариант, при котором затраты и годовые издержки
минимальные.
В котлоагрегатах среднего давления (3,8 Мн/м2) при подогреве воздуха
до 400° С температурные напоры Л/Эки Д/Вп ориентировочно выбирают, руко-
водствуясь следующими соотношениями:
= 'в’ып — /п. В	105° С;
Д/в. п = 'в’гвп — /г. в (510 -4- 520) — в;
здесь ^вп — температура газов на входе в первую ступень воздухоподогре-
вателя, равная температуре газов на выходе из первой ступени экономайзера,
°C; /п. в, tr. в — температура питательной воды и горячего воздуха, °C; й2Вн —
температура газов на входе во вторую ступень воздухоподогревателя, °C.
Температура газов перёд верхней ступенью воздухоподогревателя вы-
брана таким образом, чтобы наивысшая температура верхней трубной доски,
изготавливаемой из углеродистой стали, не превосходила допустимых значе-
ний 480—490° С. В связи с этим температура газов перед верхней ступенью
воздухоподогревателя принимается не выше 510—520° С.
После расчета первой и второй ступеней воздухоподогревателя рассчи-
тывается тепловосприятие первой ступени (по ходу воды) экономайзера [фор-
мула (8-2)] и определяется энтальпия воды на выходе [формула (8-4)].
При двухступенчатой компоновке хвостовых поверхностей нагрева темпе-
ратура газов на выходе из пароперегревателя является одновременно и тем-
пературой газов перед второй ступенью водяного экономайзера; поскольку
тепловосприятие этой ступени оказывается известным [формула (8-2)], опре-
деляется энтальпия воды на выходе [формула (8-4)].
Коэффициент теплопередачи для стальных гладкотрубных змеевиковых
экономайзеров Определяется так же, как для котельных пучков.
Температурный напор рассчитывается для схемы с противоточным направ-
лением движения сред [формула (8-39) или (8-40)1. При частичном испарении
воды в экономайзере (х 30%) расчет температурного напора производится
по условной температуре воды на выходе из экономайзера:
‘	^усл —	+ (*э	1 )/2, °C,
где /н — температура насыщения, °C; f3, t —энтальпии пароводяной смеси,
на выходе из экономайзера и кипящей воды при давлении в барабане котло-
агрегата, кдж!кг.
Поверхность нагрева водяного экономайзера или его ступени (с учетом
обогреваемых настенных перепускных труб) определяется из уравнений теп-
лопередачи, аналогичных уравнениям (8-1). Настенная поверхность обогре-
ваемых отводящих труб экономайзера рассчитывается по полупериметру
трубы. ’
Количество параллельно включенных змеевиков из труб принятого диа-
метра в экономайзере зависит от фактического расхода воды, подаваемой
в котлоагрегат, а также от-принятой скорости ее движения в трубах экономай-
зера п = О3цв/(0,785йв^в), где Пэ, цв — фактический расход воды с учетом
продувки и пропуска воды через пароохладитель, кг!сек, и удельный объем
воды на входе в экономайзер, м31кг-, wB — скорость воды в экономайзере,
м!сек..
5 В. Г. Александров
129
Скорость воды в некипящей ступени принимают 0,3—1,5 м/сек и не менее
1,0 м/сек для ступени экономайзера с частичным испарением воды (при мини-
мальной нагрузке котлоагрегата).
Величина гидравлического сопротивления экономайзера для котлоагре-
гата среднего давления должна составлять не более 8% давления в барабане
котлоагрегата.
Поверхность нагрева плавниковых экономайзеров определяется с учетом поверхности
плавников:
И = jwi/тр 4Лпл^пл>
где /гпл и /пл — высота и длина плавников, м.
Чугунные водяные экономайзеры низкого давления
применяются в основном в котлоагрегатах малой й средней мощности.
Чугунные экономайзеры надежны в работе, стойки по отношению к газовой
и кислородной коррозии, однако имеют большие габариты и повышенный вес,
дороже гладкотрубных и подвергаются более интенсивному загрязнению
золой.
Кусинский машиностроительный завод изготавливает чугунные эконо-
майзеры системы ВТИ. Эти экономайзеры собираются на месте монтажа из
ребристых труб с поверхностью нагрева с газовой стороны 2,95 и 4,49 м2
и длиной 2,0 и 3,0 м, соединительных калачей, коллекторов. Средний вес 1 м2
поверхности нагрева экономайзера — около 0,314 кн. Для одного элемента
(трубы) приняты следующие размеры:
Длийа трубы, м ............2,0	3,0
Живое сечение /г, м2........0,12	0,184
В ЦКТИ совместно с Кусинским машиностроительным заводом разрабо-
тана серия блочных водяных экономайзеров для котлоагрегатов с давлением
до 2,3 Мн/м2. Блочные экономайзеры отличаются высокой герметичностью,
что позволяет применять их и для котлоагрегатов под наддувом. Давление
газа в межтрубном пространстве экономайзера может доходить до 300 дан/м2.
Блочные экономайзеры компонуются из чугунных ребристых труб си-
стемы ВТИ длиной 2—3 м в облегченной обмуровке и обшивке. В горизон-
тальном ряду устанавливают от 2 до 9 труб. Горизонтальные ряды труб (до 8)
собираются в группу, называемую колонкой. Экономайзеры изготавливают
одно- и двухколонкового типа, последовательно омываемые газами. В двух-
колонковых экономайзерах между колонками устанавливается металличе-
ская перегородка. Трубы экономайзера соединены калачами или соедини-
тельными трубами таким образом, что питательная вода проходит по ним по-
следовательно снизу вверх; в экономайзерах сетевой воды движение воды —
подъемное или опускное. Движение воды и газов в экономайзере обычно
противоточное, однако может быть и прямоточным. Группы собираются на
общем для всего экономайзера каркасе, состоящем из стоек, несущих на-
грузку от труб, и поперечных швеллеров, на которые опираются горизон-
тальные ряды труб.
Экономайзеры снабжаются стационарными аппаратами с одной или двумя
обдувочными каретками. Обдувка труб экономайзера производится паром или
воздухом давлением до 1,2 Мн/м2. Сопловой аппарат обеспечивает эффектив-
ную очистку до четырех рядов труб по вертикали вверх и вниз. Расход пара
через одно сопло диаметром 5 мм составляет от 0,022 кг/сек (насыщенный пар
с давлением р = 0,8 Мн/м2) до 0,039 кг/сек (р = 1,6 Мн/м2, /пе = 350° С).
Необходимая арматура и гарнитура поставляются в комплекте с экономай-
зером. Основные характеристики блочных экономайзеров приведены
в табл. 8-3.	*
При сжигании твердых топлив скорость газов в блочном экономайзере
принимается от 7 до 10 м/сек, причем большие значения соответствуют более
зольным топливам. В газо-мазутных котлоагрегатах скорость газов в эконо-
130
Таблица 8-3. Основные технические показатели блочных водяных чугунных экономайзеров
Обозначение экономайзера	Поверхность нагрева, м2	Дли- на трубы м	Количество			Температура газов за экономайзером, °C			Температура воды, °C				Вес Эконо- майзера кг	Тип котлоагрегата, для которого предназначен экономайзер
			коло- нок	труб в ряду	рядов	твердое топливо	мазут	газ	на вхо- де	на выходе				
										твердое топливо	мазут	газ		
ЭП2-94 ЭТ2-71	94,4 , 70,8			2	16 12	160—165 150—160	175 180	150 145	100 70	157—165 104—109	148 106	138 101	4 045 3 510	ДКВр 2,5-13
ЭП2-142 ЭТ2-106	141,6 ' 106,2		2	3	16 12	155—165 150—160	180 180	150 150	100 70	153—162 102—106	149 107	140 102	5 425 4 580	ДКВр 4-13
ЭП2-236	236	2			16	155—163	180	150	100	152—163	149	140	8 180	
ЭТ2-177	177			5	12	150—160	180	150	70	100—117	ПО	101	6 750	ДКВр 6.5-13
ЭП 1-236	236				16	155—163	180	150	100	152—163	149	140	8 675	
ЭТ1-177	177				12	150—160	180	150	70	100—117	ПО	101	6 670	
ЭП 1-330 ЭТ 1-248	330,4 247,8		1	7	16 20	155—165 150—160	175 180	155 153	190 70	149—156 100—106	142 102	142 103	11 450 8 800	ДКВр 10-13 (23)
ЭП 1-808	808				20	150	178	158	100	162	165	166	25 500	
ЭШ-646	646	3		9	16	155—180	—	—	100	147—174	—	—	20 500	ДКВр 20-13 (23)
ЭТ 1-646	646				16	150—160	180	150	70	100—106	105	100	20 500	
Примечания. 1. Водяные экономайзеры могут применяться для нагревания питательной или сетевой воды В зависимости от назначения экономайзера
03 изменяется схема соединения труб и экономайзеру присваивается индекс П (питательный) или Т (теплофикационный) 2 Предельное рабочее давление для питательного
с-* экономайзера 2,75 Мн/м2, для теплофикационного —- 1,47 Мн/м2.
майзере принимают 6—8 м/сек. Скорость воды в экономайзере должна быть
в пределах от 0,5 до 1 м/сек.
Предельная температура нагретой воды на выходе из индивидуальных
чугунных экономайзеров ВТИ должна быть ниже температуры насыщения
в барабане котлоагрегата на 20° С; для групповых отключаемых чугунных
экономайзеров — не менее чем на 40° С.
Компоновка блочных экономайзеров с котлоагрегатами ДКВр показана на рис. 8-34.
Сокращение кубатуры котельной ячейки достигается при компоновке одноколонковых эконо-
майзеров сбоку котлоагрегата для котлоагрегатов паропроизводительностью от 0,695 до
1,8 кг/сек и под котлоагрегатом для паропроизводительности 2,78—9,73 кг/сек. В верхнем га-
зоходе экономайзера предусматривают лаз для очистки труб, а для газо-мазутных котлоагре-
гатов — также и взрывные клапаны.
Рис. 8-34. Компоновки серии
блочных водяных экономайзеров
с котлоагрегатами ДКВр: а —
ВЭ-1-16П с котлоагрегатом ДКВр
2,5—13; б— ВЭ-П-16П с кот-
лоагрегатом ДКВр-4-13; в —
ВЭ-ХП-16П с котлоагрегатом
ДКВр 6,5—13
1 — к золоуловителю; 2 — к ды-
мососу
При установке индивидуальных чугунных экономайзеров с непрерывным питанием и
автоматическим регулятором питания допускается работа без обходных газоходов при нали-
чии сгонных линий. \
Тепловой расчет чугунного водяного экономайзера отличается от изложен-
ного выше расчета стального змеевикового экономайзера лишь нахождением
конструктивных характеристик.
Предварительно определяют секундный расход газов при их средней тем-
пературе 4:
V = BpVr (fl + 273)/273, М3/сеъ
где Уг — объем газов в экономайзере, м31кг или м?/м?.
Тогда живое сечение газохода для прохода газов (при выбранной скоро-
сти их движения шг, м/сек) F = V/wr, м2.
Очевидно, что число труб п в горизонтальном ряду экономайзера опреде-
лится как результат деления общего живого сечения газохода F на живое
сечение одной трубы /2.
Коэффициент теплопередачи для ребристых экономайзеров системы ВТИ
определяется по рис. 8-2. При отсутствии систематической обдувки коэффи-
циент теплопередачи уменьшается на 20%. При сжигании мазута коэффи-
циент теплопередачи снижается на 25%.
Температурный напор находится по изложенной ранее методике (см.
§ 8-3). Как следует из приведенных компоновок и схем включения ребристых
экономайзеров, здесь имеет место встречное движение газов и воды (противо-
ток) или последовательно-смешанный ток (двухколонковые экономайзеры).
132
Поверхность нагрева водяного экономайзера Нэ определяется по уравне-
нию теплообмена (8-1), а затем подбирается размер блочного экономайзера
или подсчитывается число горизонтальных рядов, составляемых из элементов
выбранной длины.
В поверочном тепловом расчете экономайзера определяется его тепло-
восприятие по предварительно выбранным температурам газов на входе и
выходе, а также воды на выходе.
8-7. Воздухоподогреватели
Подогрев воздуха ускоряет воспламенение низкосортных и влажных топ-
лив, улучшает процесс горения, увеличивает температурный напор по газо-
ходам котлоагрегата, снижает до минимума потери тепла с уходящими га-
зами. В камерных топках горячий воздух одновременно является сушиль-
ным и транспортирующим агентом, топочный факел при этом укорачивается.
С другой стороны, повышение температуры воздуха сопровождается утяже-
лением котлоагрегата, возрастанием капитальных затрат, габаритов котлоаг-
регата и аэродинамических сопротивлений. Поэтому при проектировании
максимальный подогрев воздуха выбирают прежде всего в зависимости от
сорта топлива и вида	, ТОПКИ (с сухим ИЛИ жид- Таблш<а 8'4- Рекомендуемая температура подогрева воздуха		
ким шлакоудалением, слоевые). В камерных	Тип топки	Сорт топлива	Температура воздуха, °C
удалением энерговыде- ление ТОПОЧНОГО Объема Топки с твердым шлако- и трмпрпятл/пя R тпппи	удалением при замкнутой И температура В топоч- схеме сушки топлива ной камере должны ис-	воздухом ключать появление жид- кого шлака, следова- Камерные топки	% тельно, необходим более умеренный подогрев воз- духа. При факельном	Л Каменные и тощие угли Сланцы Бурые угли, фрезерный торф Природный газ, мазут, доменный газ	300—350 250—300 350—400 250—300 *
сжигании топлив в котлоагрегатах средней производительности приме-
няется подогрев воздуха от 200 до 400° С (см. табл. 8-4). Большие
температуры выбираются при камерном сжигании топлив/с малым выходом
летучих (антрацитового штыба, тощего угля), низкосортных забалластиро-
ванных топлив (волжских сланцев, фрезерного торфа, многовлажных углей
с приведенной влажностью более 1,9, а также высокозольных углей с
10%); при невысоких температурах воздуха в котлоагрегатах средней
производительности сжигают газ и мазут (табл. 8-4).
Для котельных установок, где по условиям сушки или сжигания топлива
не требуется высокого подогрева воздуха, устанавливают одноступенчатые
воздухоподогреватели. В этом случае температура подогрева воздуха ориен-
тировочно определяется по формуле t =• в + 30 + 0,6 (Фух — 115), °C, где
4. в И Фух — в °C.
Для слоевых топок подогрев воздуха ограничивается термическими усло-
виями работы решеток, а также некоторыми характеристиками топлива
(влажность, температура плавления золы). Температура воздуха в этом слу-
чае обычно составляет 150—250° С; более низкие температуры подогрева воз-
духа выбирают для шлакующихся топлив.
Наивыгоднейшие скорости газов wr и воздуха для воздухоподогревате-
лей определяются по условиям обеспечения минимума расчетных затрат
с учетом условий самоочистки поверхности нагрева. Для котлоагрегатов
с уравновешенной тягой экономические скорости газов для трубчатых возду-
хоподогревателей составляют 9 —12 м!сек, для регенеративных воздухоподо-
гревателей 9—11 м!сек [И]. Оптимальное отношение скоростей wr!wB для
5 1619
133
трубчатых воздухоподогревателей 0,5, для регенеративных — около 0,9.
При работе котлоагрегатов под наддувом экономические скорости увеличи-
ваются на 10—15%.
К воздухоподогревателям предъявляются следующие основные требова-
ния: компактность конструкции, небольшой вес, легкость очистки от отло-
жений, коррозийностойкость.
Стальные трубчатые воздухоподогреватели по
конструктивному выполнению делятся на вертикальные и горизонтальные.
Рис. 8-35. Транспортабельный блок воздухо-
подогревателя для котлоагрегатов ДКВр
Вертикальные трубчатые воздухопо-
догреватели собирают из отдельных
секций по ширине котлоагрегата.
Секция состоит из верхних и нижних
трубных досок, в которые вварива-
ются тонкостенные сварные стальные
трубы с наружным диаметром 29—
33 мм и толщиной стенки 1,5 мм.
Трубы по воздушной стороне разме-
щают в шахматном порядке: шаги
труб (поперечный sx, продольный s2
и диагональный зд) выбирают из
условия, чтобы сечение для прохода
воздуха в поперечном и диагональ-
ном направлениях были равны. Рас-
стояние между краями двух сосед-
них отверстий трубной доски в диа-
гональном направлении («мостик»)
выбирается из технологических тре-
бований сварки (9—10 мм). Требуе-
мое живое сечение для прохода воз-"*
духа обеспечивается соответствующей
установкой промежуточных трубных
досок, делящих секции воздухоподо-
гревателя на несколько ходов (по
воздушной стороне).
Для котлоагрегатов повышенной произ-
водительности в целях уменьшения сопроти-
вления по воздушной стороне применяется
двухпоточная по воздуху компоновка труб-
чатого воздухоподогревателя. При такой
схеме воздух подводится с двух широких
сторон конвективной шахты и проходит воз-
духоподогреватель двумя симметричными
потоками. В воздухоподогревателях малой
поверхности нагрева может сохраниться
обычная однопоточная схема.
В Англии компонуют трубчатые возду-
хоподогреватели перед фронтом котлоагре-
гата для упрощения схемы воздуховодов.
Установка стальных воздухоподогревателей в котлоагрегатах ДКВр
рекомендуется при сжигании несернистых высоковлажных топлив (фрезер-
ный торф, древесные отходы, бурые угли).
Конструкция транспортабельного блока воздухоподогревателя для котло-
агрегата ДКВр поверхностью нагрева 440 м2 показана на рис. 8-35. Воздухо-
подогреватель состоит из секций, перепускных воздушных коробов, опорной
рамы. Для воздухоподогревателя использованы стальные трубы 40X1,5 мм
с шагом в продольном направлении 60 мм и в поперечном 84 мм. Расчетная
скорость газов в воздухоподогревателе принята 10—12 м/сек, воздуха 5—
6 м/сек. В табл. 8-5 приведены типоразмеры стальных трубчатых воздухоподо-
гревателей для котлоагрегатов ДКВр.
134
Таблица 8-5. Типоразмеры стальных трубчатых воздухоподогревателей
для котлоагрегатов ДКВр
Характеристики	ДКВр	ДКВр	ДКВр	ДКВр	ДКВр	
воздухоподогревателя	2,5-13	4-13	6.5-13	10-13	20	-13
Поверхность нагрева, м2 . . -	85	140	233	300	1 498	228
Количество пакетов, шт. . . .	2				1	
Количество ходов воздуха, шт.		5	>		1	
Количество ходов газа, шт.	2			1		
Количество труб, шт		378	I 610	508	653	1312	1349
Длина труб, мм		1930		3830		3140	1400
Диаметр труб, мм				40X1,5			
Шаги труб, s^'So, мм				60/84			
Сечение для прохода газов, м2	0,203	0,326	0,545	0,698	1,41	1,45
Сечение для прохода воздуха, м2	0,228	0,38	0,628	0,845	1,38	1,23
Габариты, мм:						
длина 		2170	2210	1860	1860	2950	2580
ширина 		1172	1652	1596	1596	1440	1260
высота 		2490	2490	4490	4490	2000	3140
Горизонтальные трубчатые воздухоподогреватели забиваются отложе-
ниями, трудно очищаемыми дробью.
В котлоагрегатах, работающих под наддувов, кожух воздухоподогрева-
теля и передающие воздушные короба по условиям прочности выполняются
круглого сечения.
При конструктивном расчете одноступенчатого трубчатого воздухоподо-
гревателя обычно известны температура воздуха на входе и на выходе, тем-
пература уходящих газов, а искомой величиной является поверхность на-
грева. Тепловосприятие одноступенчатого воздухоподогревателя по воздуш-
ной стороне определяется по формуле (8-5). При компоновке воздухоподогре-
вателя «врассечку» также пользуются уравнением (8-5) и формулами (8-1) и
(8-10), вводя в них промежуточные значения параметров сред между ступе-
нями.
При конструктивном расчете воздухоподогревателя задаются скоростями
газов и воздуха, конструктивными характеристиками (диаметр труб, шаги
Si, s2 и 5Д). Увеличение теплосъема трубчатого воздухоподогревателя, следо-
вательно, и его компактность достигается главным образом за счет уменьше-
ния отношений Sj/d, s2/d и диаметра труб.
Поперечное сечение для прохода воздуха определяется из уравнения
“ = VT = Л(ад-М). М\
где VB = BpV° (ат — Дат — Дап. у + Давп/2 — объемный расход воздуха,
м31сек\ — скорость воздуха, м!сек\ t — средняя температура воздуха
в воздухоподогревателе, °C; h, пг — высота одного хода, м, и число труб
в одном ряду; sn d — поперечный шаг и наружный диаметр труб, м.
Температурный напор при противоточном перекрестном движении и при
числе ходов по воздуху менее четырех находят по формуле (8-41); при числе
ходов по воздуху более четырех — по формуле (8-39).
Коэффициенты теплоотдачи с газовой ак и воздушной стороны а2 опреде-
ляются по графикам рис. 8-12, 8-13, 8-14. Значения коэффициента тепловой
эффективности воздухоподогревателя приведены в § 8-2. По найденной вели-
чине поверхности нагрева (Нвп или Нвп1 и HBTl2) уточняются конструктивные
размеры, а также скорости газов и воздуха. Расчетная величина коэффициента
теплопередачи не уточняется, если скорости газов и воздуха в сумме меняются
не более чем на 2%.
135
Для защиты от газовой коррозии температура стенки нижней несменяемой ступени труб-
чатого воздухоподогревателя
/мин „ O^Sctr'O' ± св/
ст 0,95аг + ав ’
должна быть выше температуры точки росы дымовых газов на 10—15° С при сжигании твер-
дых топлив; при сжигании мазута — на 15—20° С. В вышеприведенной формуле: ссг, Ф —
коэффициент теплоотдачи, вт/(м2. град) и температура, °C, газов на выходе из ступени воздухо-
подогревателя; ав, t — коэффициент теплоотдачи, вт/(м2-град), и температура, °C, воздуха
при входе в ступень воздухоподогревателя.
При поверочном расчете воздухоподогревателя заданными величинами
являются: поверхность нагрева, конструктивные характеристики воздухо-
подогревателя, входная температура воздуха. Методом последовательных
приближений определяют температуру уходящих газов и горячего воздуха
на выходе из воздухоподогревателя или из его ступени. Расчет поверхности
нагрева считается законченным, если полученные значения температуры ухо-
дящих газов и горячего воздуха расходятся с принятыми в начале расчета
более чем на ±10 град.
Регенеративные воздухоподогреватели обеспечи-
вают подогрев воздуха до 250° С, позволяют получить глубокое охлаждение
уходящих газов при сжигании большой гаммы топлив (каменных углей,
сернистого мазута, природного газа, бурых углей с зольностью до 20—25%,
антрацитового штыба) в камерных и слоевых топках. Малые габариты возду-
хоподогревателя дают возможность применять небольшую опорную конструк-
цию; транспортировка и монтаж также не вызывают больших затруднений.
Поверхности нагрева (набивка) регенеративного воздухоподогревателя изго-
тавливаются из недорогих тонколистовых материалов.
Коррозионный износ регенеративных воздухоподогревателей при сжига-
нии сернистых мазутов и низкой температуре металла холодной части набивки
(при /х. в = 204-40° С и О' = 120н-150° С) происходит достаточно интенсивно,
достигая скорости около 1,4 мм в год. Однако при предварительном подо-
греве воздуха до /хв = 904-100° С скорость коррозии на «холодном» конце
ротора резко снижается. При камерном сжигании АШ интенсивность загряз-
нения и коррозии регенеративных воздухоподогревателей значительно осла-
бевает по сравнению со сжиганием сернистых мазутов.
Сопротивление регенеративных воздухоподогревателей, применяемых
для котлоагрегатов средней мощности, составляет от 24 до 58 дан!м2 (в зависи-
мости от типа набивки, скорости газов, режима обдувки). Присос воздуха
в регенеративных воздухоподогревателях зависит от скорости вращения,
состояния уплотнений. При величине зазоров 3—4 мм переток воздуха ока-
зывается приемлемым (Да = 0,1 4-0,15).
Трудоемкость изготовления регенеративных воздухоподогревателей
больше, чем трубчатых.
Бел КЗ разработаны конструкции регенеративных воздухоподогревателей
для котлоагрегатов производительностью 9,75; 13,9 и 20,8 кг!сек (рис. 8-36).
Цилиндрический ротор воздухоподогревателя помещается в неподвижном
кожухе, имеющем фланцы на своих торцах для присоединения к газовому и
воздушному трактам котлоагрегата. Вращение ротора (п = 0,03 об!мин) осу-
ществляется электродвигателем через двухступенчатый планетарный редук-
тор вертикального типа, связанный с венцовой шестерней, закрепленной по
окружности ротор а.
Ротор воздухоподогревателя разделен перегородками на 18 секторов, а по-
следние разбиты на ячейки, в которые тангенциально установлены нагрева-
тельные элементы—пакеты. По высоте пакеты размещены тремя слоями.
Верхние два пакета набивки «горячего» конца ротора, каждый высотой
400 мм, расположены в зоне входа газа и выхода горячего воздуха, а поэтому
менее подвержены низкотемпературной коррозии и выполнены из тонких
листов (б = 0,6 мм) с минимальными зазорами. Набивка «холодного» конца
136
4010
Рис. 8-36. Регенеративный воздухоподогреватель типа РВ Белго-
родского котельного завода
1 — периферийное уплотнение; 2 — опоры ротора; 3 — механизм подъема
ротора; '4 — нагревательные листы горячей части; 5 — нагревательные
листы холодной части; 6 — трубопровод обдувки
ротора высотой 500 мм изготовлена из листов толщиной 1,2 мм с большими за-
зорами, без впадин и выступов, в которых могли бы задержаться отложения
золы при обдувке или промывке нагревательных пакетов. Живое сечение для
прохода газов составляет около 60% общего сечения ротора, а для воздуха
40%, при этом скорости газов и воздуха в роторе приблизительно равны.
Для уменьшения утечки воздуха из воздушной стороны ротора в газовую
установлена система эластичных уплотнений (радиальные, аксиальные, цен-
тральные и периферийные). Обдувка регенеративного воздухоподогревателя
от отложений летучей золы осуществляется паром давлением 0,9—1,7 Мн/м2
с помощью многосоплового обдувочного аппарата. Сопла обдувки располо-
жены с переменным шагом, так как занос отложениями поверхности нагрева
к центру ротора и периферии больше, чем в средней части. В воздухоподогре-
вателе предусмотрены рычаги регулировки уплотнений и механизм подъема
ротора для чистки и промывки подшипников при эксплуатации.
Конструктивные размеры вращающихся воздухоподогревателей зависят
от объема и скорости газов и воздуха, температуры подогрева воздуха и кор-
розионных свойств дымовых газов. Количество газа и воздуха и допустимые
сопротивления по воздушной и газовой стороне также оказывают влияние на
диаметр ротора, в то время как перепад температур в основном влияет на вы-
соту воздухоподогревателя.
Для регенеративных воздухоподогревателей рекомендуется та же мето-
дика теплового расчета, что и для трубчатых воздухоподогревателей. Темпе-
ратурный напор [формула (8-39) ] определяется по температурам газов перед
воздухоподогревателем и уходящих. Присос воздуха в воздухоподогревателе
принимают Ла = 0,15. При определении средних скоростей газов и воздуха
[формулы (8-13) и (8-14) ] их объемы принимаются с учетом половины присоса
в воздухоподогревателе.
Необходимое суммарное живое сечение воздухоподогревателя по газовому
тракту определяется по скорости и расходу газов. Подбор числа параллельно
включенных регенеративных воздухоподогревателей производится по общему
суммарному сечению. Поверхность нагрева регенеративного воздухоподо-
гревателя обычно рассчитывают раздельно по «холодной» (входной) и «горя-
чей» частям, отличающимся типом набивки. При определении поверхности
нагрева «холодной» части обычно задаются промежуточной температурой га-
зов или воздуха и по балансу определяют промежуточную температуру вто-
рой среды.
Для уменьшения газовой коррозии минимальная температура стенки
«горячей» ступени
^мин ._ Х1аг'0,г X2Qb^b о£
ст хгаг + х2ав ’	’
должна быть выше температуры точки росы продуктов сгорания. Значения
величин ^г, х2, t* те же, что и в формуле (8-29); аг, ав— коэффициенты
теплоотдачи с газовой и воздушной стороны, втЦм* -град).
Коэффициенты теплоотдачи с газовой и воздушной стороны определяются
по графику 8-19, коэффициент теплоотдачи подсчитывается по формуле (8-12).
В гладких продольных каналах набивки регенеративных воздухоподо-
гревателей не обеспечивается достаточная турбулизация пограничного слоя,
что обусловливает низкую интенсивность теплообмена. Турбулизация потока
достигается в слое зернистого материала вследствие наличия в толще мате-
риала каналов сложной формы с резкими внезапными расширениями, суже-
ниями и поворотами. Конструктивное выполнение этого принципа может
быть различным. Применяются регенеративные воздухоподогреватели с зиг-
загообразными кассетами, заполненными шариковыми или цилиндрическими
насадками (чугунные, керамические, алюминиевые, базальтовая крошка,
галька) диаметром от 5 до 8 мм. Сочетание повышенной турбулентности потока
и большой поверхности теплообмена в единице объема интенсифицирует про-
138
цесс теплоотдачи в несколько раз. Однако рассматриваемая конструкция
в целом остается сравнительно сложной, велики перетечки воздуха в полость
дымовых газов.
На Барнаульском котельном заводе инж. Б. И. Кощуниным разработана
конструкция дробепоточного регенеративного воздухоподогревателя, прин-
ципиальная схема которого показана на рис. 8-37. Дробепоточный воздухопо-
догреватель состоит из параллельно работающих элементов с промежуточным
теплоносителем (чугунная дробь диаметром 5 мм). Как в газовом, так и в воз-
душном объеме каждый элемент образован двусторонними жалюзи /, которые
штампуются из листовой стали. Газовые и воздушные жалюзийные решетки
соединены уплотнительным коробом 2. В нижней части воздушных жалюзи
устанавливается нижний бункер с подпорным питателем 3. Секторный пита-
тель соединен специальными течками
с загрузочным устройством подъем-
ника. Разгрузочное устройство по-
следнего сообщается с верхним бун-
кером.
Рис. 8-38. Компоновка дробепоточного возду-
хоподогревателя
1 — элеватор; 2 — верхний короб для дроби;
3 — бункер; 4 — жалюзийная газовая секция;
5 — жалюзийная воздушная секция; 6 — пита-
тели; 7 — рукоятка; 8 — течки с тарированным
устройством; 9 — газовый короб; 10 — воздуш-
ный короб
Рис. 8-37. Принципиальная схема дро-
бепоточно. о регенеративного воздухо-
подогревателя
Пространство от верхнего до нижнего бункера засыпается чугунной
дробью, поставляемой промышленностью для дробеочистительных установок
котлоагрегатов. При работе поток дроби под действием силы тяжести дви-
жется одновременно по всей высоте и ширине воздухоподогревателя относи-
тельно неподвижных жалюзи. В связи с малыми скоростями дроби (0,01 —
0,02 м/сек) износ дробили жалюзи незначителен. Столб дроби в уплотнитель-
ном коробе высотой около 1000 мм предотвращает переток холодного воздуха
в дымовые газы. Транспорт дроби осуществляется ковшовым элеватором или
пневмотранспортером.
Важнейшим фактором, определяющим размеры, интенсивность тепло-
массообмена, сопротивление слоя по газовой и воздушной сторонам дробепо-
точного воздухоподогревателя, является материал набивки. Чугунные и ке-
рамические насадки диаметром 5—7 мм имеют наилучшие показатели (высо-
кая теплоемкость и теплопроводность, низкая термокоррозийность, низкая
стоимость, высокая прочность и износостойкость).
Компоновка дробепоточного воздухоподогревателя в котлоагрегатах мощностью 11,7 кг/сек
показана на рис. 8-38. Двухблочный воздухоподогреватель состоит из жалюзийных секций,
выполненных из полос 50X3 мм с шагом 40 мм под углом 30° к вертикали. Под блоками сек-
ций установлены бункера, соединенные течками с питателями. Между блоками расположен
подъемник — ковшовой элеватор. Результаты испытаний ЦКТИ—Б КЗ промышленных дробе-
поточных воздухоподогревателей на ТЭЦ Пензоэнерго показывают, что эти воздухоподогре-
133
ватели обеспечивают подогрев воздуха до 300° С при охлаждении дымовых газов до 110° С,
обладают высокой герметичностью (Да ^0,02), самоочисткой поверхностей нагрева и анти-
коррозионными свойствами.
Дробепоточный воздухоподогреватель с неметаллическими насадками
(керамика, гравий) является наиболее перспективным для котлоагрегатов
сжигающих высокосернистый мазут. Установка дробепоточного воздухопо-
догревателя вне котлоагрегата с параллельным включением по газовой сто-
роне (с отбором около 20% газов и около 30% воздуха) является наиболее
эффективным способом предварительного подогрева воздуха до температуры
90° С. При тепловом расчете дробепоточного воздухоподогревателя опреде-
ляют размеры секций. Тепловосприятие воздуха находят из уравнения (8-5),
принимая Давп = 0,02-ь0,03 и ррц = 0. Энтальпию газов на выходе из воз-
духоподогревателя Г рассчитывают по уравнению (8-2). Температурный на-
пор условно принимают для противопоточного движения [формула (8-39)].
Коэффициенты теплоотдачи от продуктов сгорания к насадке и от насадки
к воздуху ос2 рассчитывают по уравнению [391: Nur (в) = 0,0168Rer (в> Pr°‘4Q,
где Nur =	NuB = а2+Дв — критерии Нуссельта по газовой, и воз-
душной стороне; Ct — температурный фактор; d3 = 4т/а — эквивалентный
диаметр; ж; т = 0,22dcP52 — пористость слоя; dcp — диаметр насадки, м;
принимают для чугунной дроби dcp = 3-н7 мм, для керамики и гравия dcp =
= 8-4-16 мм; а = (1 — т) 6/dcp — удельная поверхность насадки, л*2Ли3;
Rer = wrd9/vr, ReB = ^Bd3/vB — соответственно критерии Рейнольдса по
газовой и воздушной стороне; wr ~ wr^/m. wB ~ ф/т — скорости газов
и воздуха в слое насадки, м/сек;	ф — скорости фильтрации газов
и воздуха: при dcp = 3^7 мм выбирают wr, ф = 1,14-1,3 м/сек, при dcp =
= 10-4-20 мм и\,.ф = 1,5-7-2 м/сек.
Поверхность нагрева воздухоподогревателя Н определяется по уравнению
теплообмена (8-1), а затем рассчитывается объем насадки VH = Н/а, м2. Тол-
щина слоя насадки s = VH/(F + /), м, где F, f — сечения для прохода газов
и воздуха при скоростях дог.ф и wBt ф, м2.
Сопротивление слоя засыпки по газовой и воздушной стороне опреде-
ляется по формуле
(3 ===	(в)^г. фРг (20m ), дан/м2,
где £г (В) = -J36*3- + 0,4 — коэффициенты сопротивления слоя засыпки с га-
^ег (в)
зовой и воздушной стороны.
Физические константы в этих уравнениях определяются при средних
температурах газов (воздуха) в секциях.
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ОСНОВЫ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
КОТЛОАГРЕГАТОВ
9-1. Основные расчетные формулы
Аэродинамический расчет котлоагрегата выполняется для определения
суммарного сопротивления газо-воздушного тракта и выбора производитель-
ности тяго-дутьевой установки при номинальной нагрузке. В целях упроще-
ния расчета газового тракта все сопротивления подсчитываются для сухого
воздуха (рн = 1,293 кг/м2), для которого построены расчетные номограммы;
140
поправки на разницу плотностей газов и воздуха при = 0,101 Мн!лг, на
запыленность потока и абсолютное давление вносятся в конце аэродинамиче-
ского расчета.
Сопротивления отдельных газоходов рассчитываются по средним для дан-
ного газохода параметрам (скорости, температуры и т. п.), за исключением
отдельных местных сопротивлений в начале или в конце данного газохода.
Ниже приводятся указания по определению основных параметров, необходи-
мых для проведения аэродинамических расчетов.
Расчетная температура потока для конвективных газоходов О == 0,5 (О' 4
4 О") °C, где О' и О" — температуры газов на входе в газоход и на выходе
из него, °C.
Расчетная скорость потока w подсчитывается по уравнению (8-13). Пло-
щадь живого сечения газохода определяется по приведенным в § 8-2 форму-
лам.
При расчете газохода с одинаковым характером омывания, но с несколь-
кими различными поверхностями нагрева и площадями живых сечений
усредненная расчетная площадь живого сечения вычисляется по формулам:
при поперечном омывании
(^24z24-----)	2
F = -44-----у,-----4-, л*2;
/ 4	Z2	\
у 4' 4-	4  •  у
при продольном омывании
(/'4Г'4—)
Л +_L + ...
Fr F” '
где F , F , . .	z2, z2, I , . . . — площади живых сечений, лД и соот-
ветствующие им числа рядов или длины на отдельных участках газохода, ж.
В этом случае расчетная скорость потока определяется по формуле (8-13)
с подстановкой в нее усредненного сечения. При наличии подсчитанных ско-
ростей в отдельных участках газохода усредняются скорости
4 z2w' 4 • • •)
(z2-p?24 •••)
, MjceK,
без усреднения площади живых сечений.
При расчете местных сопротивлений усредняются площади живого сечения
по двум скоростям
Таблица 9-1. Значения коэффициента К для некоторых поверхностей нагрева
Наименование поверхности
Котельные пучки:
многобарабанных вертикально-водотрубных* котлоагрегатов со смешан-
ным омыванием.....................................................
котлоагрегатов малой мощности с камерой догорания перед первым пуч-
ком ..............................................................
Змеевиковые пучки и ширмовые поверхности...............................
Типовые чугунные экономайзеры ВТИ или ЦККБ ............................
Плавниковые экономайзеры ..............................................
Трубчатые воздухоподогреватели:
по газовой стороне ................................................
по воздушной стороне...............................................
Регенеративные воздухоподогреватели (газовая и воздушная стороны) при
наличии эффективной обдувки...........................................
Коэффициент
К
0,9
1,15
1,2
1,2
1,2
1,1
1,05
1,2
141
либо по трем скоростям
(9-2)
где F1? F2, F3 — сечения в начале, середине и в конце поворота, м2.
Рассчитанные сопротивления отдельных газоходов умножаются на попра-
вочный коэффициент /<, учитывающий влияние загрязнения омываемых по-
верхностей нагрева (табл. 9-1).
9-2. Сопротивление поперечно омываемых пучков труб
Сопротивление поперечно омываемых пучков труб рассчитывается по
формуле
д/гпоп = $-]|^-р. дан/м\	(9-3)
где w — скорость потока для сжатого сечения газохода, м!сек\ р — плотность
среды при средней температуре потока, кг!м3.
Коэффициент сопротивления С зависит от характера расположения труб
в пучке, количества рядов труб по глубине пучка, числа Re и определяется
по формулам:
для коридорного расположения труб
: =	(9-4)
при шахматном расположении труб
С (*2 + О,
где z2 — количество рядов труб по глубине пучка; Со — коэффициент со-
противления на один ряд пучка, зависящий от отношений sr/d, Т = ($г — d):
:(s2 — d) и s2 = у 0,25si + s2 (рис. 9-1 или рис. 9-2); Si, s2 — шаги труб по
ширине и по глубине пучка, м.
Если поверхность нагрева имеет переменные шаги, чередующиеся в пре-
делах пучка, то коэффициент сопротивления рассчитывается по среднему
арифметическому значению их.
При косом омывании пучков труб и при угле атаки более 75° сопротивле-
ние пучка рассчитывают по тем же формулам, только скорость потока опре-
деляют для сечения газохода, расположенного в осевой плоскости труб.
При угле атаки а 75° сопротивление пучка труб увеличивается на 10%.
При поперечном омывании пучка с шахматным и коридорным расположе-
нием труб сопротивления подсчитываются отдельно для шахматных рядов
по их количеству и отдельно для коридорных, а затем суммируются.
Графики рис. 9-1 и 9-2 неприменимы для котлоагрегатов с наддувом
(р > 0,101 Мн/м2).
Коэффициент сопротивления £ пучка с поперечными круглыми ребрами
рассчитывается в зависимости от величины отношения шага ребер sp6 к на-
ружному диаметру трубы d по формулам:
для коридорного расположения труб
при sp6/d = 0,21-т-0,3
£ = [2,87 + 0,484 (-^.у’24 ( А® _о,бОб)] (?2 — 1) Re~°-12;
при sp6/d = 0,33 (квадратные ребра)
с = (1,8 + 2,75	(-£-) (Z2 _ 1) Re-o.i2.
для шахматного расположения труб
142
Рис. 9-1. Номограмма для определения коэффициента сопротивления коридорных
пучков при поперечном омывании
При sjd < s^/dt = t0z2 — С5£грг2, где £гр — коэффициент, определяемый по графику Фор-
мула пересчета: С2 ==	(и»2/wi)“°'2- При si/4 > s2/^ = %Z2 = С$СЦег2^гр: Формула
пересчета: £2 =	(а?2/йУ1)~°»2/Ф2
Рис. 9-2. Графики для определения сопротивления шахматных пучков при
поперечном омывании
Формулы пересчета: Aft==CsCj ДЛгр (г2+1).
при тесном расположении (s, = sa = d + 27iP(j)
Z = 2z2 (-^-)~°’72 Re-0-24.
(9-5)
при свободном расположении ($! = s2 — 2d) труб
C = 2,7z2(-^)0’45(-^)-0,72Re-o.24)	(9-6)
где /грб — высота ребра; z2 — число рядов труб по глубине пучка;
Re = wsp6/v — число Рейнольдса.
На величину £ не влияет характер расположения ребер (шахматное или
затылочное) на соседних трубах, а также толщина ребра брб, если 6p6/d =
- 0,0175-0,088.
При определении С для шахматных пучков с квадратными ребрами в фор-
мулы (9-5) и (9-6) вместо Лрб подставляется величина
Я' - 1,13hp6 + 0,065d.
9-3. Сопротивление продольно омываемых пучков труб
Сопротивление трения изотермического потока в продольно омываемых
трубах или щелях воздухоподогревателей определяется по формуле
(9-7)
где I — длина пути омывания, м\ р —плотность среды при средней темпера-
туре потока, кг!м? w — скорость среды, м!сек\ d3 — эквивалентный (гидрав-
лический) диаметр, м.
Коэффициент сопротивления трения 1 зависит от характера движения
среды (ламинарного или турбулентного) и относительной шероховатости
стенок k/d, т. е. отношения величины выступов шероховатости к внутреннему
(эквивалентному) диаметру канала.
При ламинарном движении среды (Re <2-103) коэффициент сопротивле-
ния не зависит от шероховатости и рассчитывается по формуле [41: X = 64/Re.
При турбулентном движении среды (Re = 4-103 — 105) в технически
«гладких» каналах, т. е. таких, в которых толщина ламинарного слоя больше
высоты выступов шероховатости, относительная шероховатость также не
влияет на коэффициент Z. В этом случае X = 0,316/Re0*25.
Для шероховатых каналов (k/d3 = 8-Ю”5 — 125-10“4) в области Re
4-103, т. е. во всей практически возможной области движения газов и воз-
духа в котлоагрегате, включая переходные участки, коэффициент X опреде-
ляется по формуле:
A n 1 Л	k , 100\0,25
л = 0,1 ( 1,46	4-	}
\	d3 1 Re /
При течении газов или воздуха по трубам или щелям воздухоподогревате-
лей с эквивалентным диаметром d3 = -20-ь60 мм коэффициент сопротивления
трения рассчитывается по приближенной формуле:
Л = 0,335 (4-)0,17Re~°«14.	(9-8)
Эта формула применима для скоростей потока 5—30 м]сек при температуре
среды О 300° С и до 45 м!сек при О’ > 300° С.
В приведенных формулах число^е = wd3lv и коэффициент кинематиче-
ской вязкости v (табл. 8-1) относятся к средней температуре О потока. Сред-
ние значения абсолютной шероховатости k приведены в табл. 9-2.
145
Таблица 9-2. Средние значения абсолютной шероховатости
Тип поверхности	k, ММ	Тип поверхности	k„ мм
Трубчатые воздухоподогрева- тели из сварных труб, цель- нотянутые трубы котельных поверхностей	(наружные стенки) и специальных воз- духоподогревателей с учетом загрязнений 	 Газо- и воздухопроводы из ли- стовой стали с учетом свар- ных стыков		0,2 0,4	Стальные трубы магистральных газопроводов 	 Чугунные трубы и плиты . . Заржавленные стальные трубы Кирпичная кладка на цемент- ном растворе ....... Бетонированные каналы . . .	0,12 0,8 0,7 0,8—6,0 0,8—9,0
Эквивалентный диаметр некруглого сечения определяется по формул6
(8-18); для газохода, заполненного внутри пучком труб, омываемых продоль-
ным током,
Рис. 9-3. Номограмма для определения со-
противления трения в трубах или щелях
воздухоподогревателей
Расчетная формула: ДЛ =	дан/м\ фор-
мула пересчета: Д/г2 = Д/^ (1»дан/м^
2 (а + Ь) 4- zftdH 9 М’
где z — полное количество труб
в газоходе.
По формулам (9-7) и (9-8) по-
строена номограмма рис. 9-3 и при-
ведена формула пересчета для опре-
деления сопротивления трения в тру-
бах или щелях воздухоподогревате-
лей (/ — длина пути омывания, ж;
абсолютная шероховатость k прини-
мается по табл. 9-2).
Номограмма рис. 9-3 неприме-
нима для котлов с наддувом (р >
<0,101 Мн/м2).
Доля сопротивления трения в об-
щей потере давления в тракте в газо-
воздухопроводах при смешанном
омывании газами пучков труб неве-
лика; значение X принимается неза-
висимо от числа Re по табл. 9-3.
9-4. Местные сопротивления
Любое местное сопротивление (по-
вороты, расширения и сужения сече-
ний, шиберы и т. п.) условно счита-
ются сосредоточенными в определен-
ном сечении тракта.
Местные сопротивления рассчи-
тываются как при изотермическом
потоке, так и в условиях теплооб-
мена по формуле
Айм == g р, дан/м2, (9-9)
где £ — коэффициент местного сопро-
тивления, принимаемый в зависимо-
сти от типа местного сопротивления.
146
Таблица 9-3. Приближенные значения коэффициента сопротивления трения 1
Тип канала	X	Тин канала	X
Продольно омываемые гладко- трубные пучки 	 Ширмовые поверхности на-	0,03	Стальные футерованные газо- воздухопроводы, кирпичные или бетонные газопроводы:	
грева 		0,04	при d3 0,9 м		0,03
Кирпичные, бетонные трубы Стальные нефутерованные га- зовоздухопроводы		0,03 0,02	при d3 0,9 м		0,04
Повороты в пучках труб. При повороте потока внутри пучка
труб сопротивление трубного пучка подсчитывается независимо от наличия
поворота; коэффициент местного сопротивления поворота выбирается: при
повороте на 180° £ = 2,0; при повороте на 90° £ = 1,0; при повороте на 45°
S = 0,5.
Скорость потока определяется с учетом загромождения сечения трубами
и принимается по средней скорости между начальной и конечной; при пово-
роте на 180° средней между тремя скоростями: в начале, в середине и в конце
поворота.
Сопротивления, вызванные изменением сече-
ния. Величины коэффициентов местного сопротивления, вызванного изме-
нением сечения, приведена в табл. 9-4. При переходе к скорости в другом
сечении коэффициент сопротивления пересчитывается по формуле
C2=C1(W)2 = S1W^2)2.	(9-Ю)
где Cj — коэффициент сопротивления, отнесенный к скорости в сечении F±.
Таблица 9-4. Коэффициенты местных сопротивлений, вызванных изменением сечения
Характер сопротивления	Схема				Коэффициент местного сопротивления, отнесенный к указанной на схеме скорости
Вход в канал с прямы- ми кромками запод- лицо со стенкой		а 	iW			5= 0,5
Вход в канал с прямы- ми	выступающими кромками				ж»		При 6/d=»0, a/d^ 0,2;	£= 1,0; 0,05 < а/d < 0,2; £ = 0,85. При б/d 0,04; £ = 0,5
					
		а	Y'		
Вход в канал с закруг- ленными кромками					При rid — 0,05 заподлицо со стенкой — 0,25; при выступающих кромках £ = 0,4. Как заподлицо со стенкой, так и при выступающих кромках £ — 0,12 при rid — 0,1; | = 0,0 при rjd= 0,2.
147
Продолжение табл. 9-4
Характер
сопротивления
Схема
Коэффициент местного сопротивления,
отнесенный к указанной на схеме
скорости
Вход в канал с прямо-
линейным раструбом
Как заподлицо со стенкой, так и при
выступающих кромках
Z = 0,2d; I 0,3d
ос = 30° С = 0,4	£ = 0,2;
а —50° £=0,2 £=0,15;
ос = 90° £ = 0,25 £ - 0,2.
Для прямоугольного канала прини-
мается большее из значений а
Патрубок для забора
воздуха
При отсутствии заслонки £ ~ 0,2
При наличии заслонки £ — 0,3
Выход из канала
2d
126d
Выход из канала под
колпак
Вход в канал из-под
колпака
Полностью открытый
шибер или поворот-
ная заслонка
0,5
£ = 0,65
Значения £ пригодны
только для колпаков
указанной формы, яв-
ляющейся одной из
лучших
£=0,1
£ = 1.1
При внезапном изменении сечения коэффициенты сопротивления входа £вх
и выхода £вых определяются по рис. 9-4; местные сопротивления рассчиты-
ваются по формуле 9-9 при скорости w в меньшем сечении газохода.
Переход с меньшего сечения газо-воздухопровода на большее выполняется
в виде диффузора с углом раскрытия от 7 до 15—20°. Коэффициент сопротив-
ления диффузора, отнесенный к входной (наибольшей) скорости,
?диф = Фв£вых>
где фр — коэффициент расширения, определяемый по рис. 9-5; £вЫХ — коэф-
фициент сопротивления при резком увеличении сечения (рис. 9-4).
148
Рис. 9-4. Коэффициенты местных
сопротивлений резко изменяющихся
сечений газоходов
Рис. 9-5. Коэффициенты сопротивления
диффузоров в прямом канале
1 — конические и плоские диффузоры;
2 — пирамидальные диффузоры: tg -2-
21
п — отношение меньшего сечения
к большему
а)
б)
Рис. 9-6. Коэффициенты сопротивления диффузоров, установлен-
ных за вентилятором (дымососом): а — прямолинейные диффу-
зоры; б — ступенчатые диффузоры
149
Рис. 9-7. Поправочные коэффициенты для отводов и колен: а — поправочный коэффициент В
; — для отводов и колен с закруглением кромки; 2 — для колен с острыми кромками
б — поправочный коэффициент С для отводов и колен; 1 ~ для отводов с R/b <2; 2 — для отводов
с R/b > 2; 3 — для колен без закругления кромок; в - поправочный множитель для отводов при Re <
< 2000
Рис. 9-8. Величины произведения для
поворота газовоз дух оводов: а — для отво-
дов и сварных колен (составных поворотов);
б — пдя колен с закругленными кромками
^вн ~ гн ~ г
Рис. 9-9. Величины произведения для
поворотов с изменением сечения: а—по-
вороты с закругленными кромками при
гн ~ гв ~ G б — повороты с острыми
кромками
150
Для пирамидальных диффузоров угол раскрытия определяется в плоскости
грани; при неравных углах раскрытия в обеих плоскостях <рр определяется
по большему углу. Если диффузор выполнен с переходом с круга на прямо-
угольник (квадрат) и, наоборот, в формулу для расчета tg-^- вместо стороны
прямоугольника подставляется величина 2]/Е/л, где F — площадь попе-
речного сечения.
Для вентиляторов и дымососов на выходных патрубках устанавливают
диффузоры, в которых происходит падение скорости выхода потока. Коэффи-
циенты сопротивления диффузоров (плоских, пирамидальных) за вентилято-
ром при наличии последующего напорного участка определяются по рис. 9-6.
Повороты (отводы, колена). Коэффициент сопротивления
поворотов (отводов и колен) без изменения сечения определяется по фор-
муле £ = tvkBC, где — исходный коэффициент сопротивления пово-
рота, зависящий от его формы и относительной кривизны; k — поправочный
коэффициент на шероховатость, принимаемый 1,2 для колен и 1,3 для отво-
дов; В — коэффициент, определяемый в зависимости от угла поворота а по
графику на рис. 9-7, а\ при а = 90° коэффициент В = 1,0; С — поправочный
коэффициент, зависящий от формы сечения (рис. 9-7, б); при круглом или
квадратном поперечном сечениях С = 1,0.
Величины произведения для поворота газо-воздухопроводов приве-
дены на рис. 9-8. При значениях числа Re <2-105 коэффициент сопроти-
вления отвода умножается на поправочный коэффициент А, который выби-
рается по рис. 9-7, в.
Коэффициент сопротивления для поворотов с изменением сечения также
подсчитывается по вышеприведенной формуле; величина So^ определяется
по рис. 9-9. При отсутствии стабилизирующего участка за поворотом или ма-
лой его длине (менее трех эквивалентных диаметров выходного сечения) коэф-
фициент сопротивления S увеличивается в 1,8 раза.
9-5. Расчет сопротивлений газового тракта
Полное сопротивление газового тракта котлоагрегата при уравновешен-
ной тяге состоит из разрежения на выходе из топочной камеры, сопротивле-
ния газоходов отдельных поверхностей нагрева, газопроводов, золоочисти-
тельной установки и дымовой трубы.
Разрежение на выходе из топки (перед первым пучком,
а при его отсутствии — перед пароперегревателем) обычно принимается
hT = 2 дан!м\
Фестон. Сопротивление разреженного фестона с числом рядов труб
г2 «С 5 и при скорости газов до 10 м!сек отдельно не учитывается; при боль-
шем числе рядов труб или при более высоких скоростях газов сопротивление
фестона определяется для поперечного потока газов под углом 90°.
Котельные пучки. В котельных пучках преобладает поперечное
или продольное омывание труб. Сопротивление всего пучка при продольно-
поперечном омывании определяется как сумма сопротивлений при продоль-
ном и поперечном омывании отдельных пучков до и после пароперегревателя.
Суммарное сопротивление пучка умножается на поправочный коэффициент К
(см. табл. 9-1), который имеет общее для всех пучков значение.
При определении сопротивления котельных пучков принимается, что
газовый поток движется по условной средней линии. Если поворот газов на
180° осуществляется вне пучка, вокруг кромки перегородки, то сопротивле-
ние пучка равно сумме сопротивлений обеих поперечно-омываемых частей
пучка (до и за поворотом) и самого поворота.
Ширмовые поверхности. Сопротивление ширм учитывается
при скоростях газов более 10 м!сек по формуле (9-7) с эквивалентным диаме-
тром, равным удвоенному шагу между ширмами и коэффициентом X = 0,04.
151
Пароперегреватели. Поверхности нагрева пароперегрева
теля омываются чисто поперечным потоком газов.
Если пароперегреватель расположен в газоходе с поворотом газов на 90°
внутри пучка, то суммарное сопротивление такого перегревателя склады-
вается из сопротивления поперечно-омываемой части, определяемого по ско-
рости во входном сечении пучка и по полному количеству рядов труб; из со-
противления продольно-омываемой части по длине, равной расстоянию
между серединой входного газового окна и нижней точкой змеевика, а также
из сопротивления поворота в пучке на 90°, рассчитанного по тем же сечениям
поперечного и продольного омывания.
В пароперегревателях с разреженными трубами по ширине газохода
скорости газов определяются по фактическому живому сечению в пучке, а шаг
труб принимается неразреженным.
Водяные экономайзеры. Сопротивление гладкотрубных,
а также с продольными плавниками экономайзеров определяется для чисто
поперечного движения газов [формула (9-3)1; коэффициент сопротивления
рассчитывается по формулам (9-4) и (9-6).
Для чугунных экономайзеров ВТИ с круглыми ребрами коэффициент со-
противления (с учетом поправочного коэффициента К = 1,2) £ = 0,5z2, где
?2 — количество рядов по ходу газов.
Трубчатые воздухоподогреватели. Сопротивление по
газовой стороне трубчатых воздухоподогревателей слагается из сопротивле-
ния трения в трубах [по формуле (9-7) или по рис. 9-3] и сопротивления входа
и выхода из них:
М = (Свх + Свых) №2р/19,6, дан/м*.
Коэффициенты сопротивления входа £вх и выхода £вЫх находятся по
рис. 9-4 в зависимости от отношения живого сечения труб к площади живого
сечения газохода до и после воздухоподогревателя.
Отношение живых сечений определяется по приближенной формуле
Рм/Рб = 0,785б/вн/($1$2), где Si и s2 — шаги труб в пучке по ширине и глубине
его.
Регенеративные воздухоподогреватели. При рас-
чете вращающихся регенеративных воздухоподогревателей отечественных
конструкций коэффициент сопротивления трения по газовой или воздушной
стороне принимается:
для набивки с волнистыми и дистанционирующими листами
при Re> 1400 X = 0,6Re~0’25; )
при Re< 1400 Х = 33Re-0’8; }	(9‘Н)
для гладких щелевых каналов при наличии дистайционирующих листов
при Re > 1400 к = 0,35Re~0-25; 1
при Re<1400 X = 90/Re. J	(9'I2)
В качестве линейного размера при определении числа Re выбирается
эквивалентный диаметр. Скорости газов и воздуха рассчитываются по факти-
чески омываемым сечениям Fr и FB; температура среды определяется по сред-
ней температуре в «горячей» или «холодной» части воздухоподогревателя.
Для ускорения расчета на рис. 9-10 приведена номограмма для расчета
сопротивления регенеративного воздухоподогревателя при Re >* 1400, по-
строенная по формулам (9-7), (9-11) и (9-12). Если точка пересечения линии
температуры и скорости лежит ниже штриховой линии, обозначенной соот-
ветствующей величиной d3, значение % определяется по формулам (9-11) или
(9-12) для Re < 1400.
Номограмма рис. 9-10 неприменима для котлов с наддувом (р >>
> 0,101 Мн/м2),
152
Рис. 9-10. Номограмма для определения сопротивле-
ния регенеративного воздухоподогревателя при R<>
> 1400
Расчетная формула ДЛ — ^ЬГ^С^СИ1, дан/м\ гце. /—длина
канала, м
Котельные газопроводы проектируют с минимальными ги-
дравлическими сопротивлениями, т. е. с простейшей компоновкой трассы,
обеспечивающей низкие расходы электроэнергии на транспортировку газов.
Газопроводы, как правило, изготавливают круглого сечения с целью дости-
жения их меньшего веса, экономии металла и тепловой изоляции, простоты
изготовления.
Газопроводы прямоугольного сечения предусматриваются в местах
примыкания к элементам оборудования прямоугольного профиля (вход
и выход дымососа, подвод к электрофильтрам и т. п.).
Котельные газопроводы имеют увеличенное сечение и сравнительно не-
большую длину. При скоростях газов менее 12 м/сек сопротивлением трения
пренебрегают и учитывают
только местные сопротивле-
ния. При больших скоростях
газа сопротивление трения
рассчитывают только для
одного-двух наиболее длин-
ных участков постоянного
сечения [формула (9-7) и
рис. 9-4]; полученную вели-
чину умножают на отноше-
ние суммарной длины газо-
провода к длине рассчитан-
ных участков. Приближен-
ные постоянные значения
коэффициента сопротивле-
ния трения X приведены в
табл. 9-3.
При определении коэффи-
циентов местных сопротивле-
ний £ (повороты, разветвле-
ния, шибера и др.) при
искусственной тяге учиты-
ваются следующие особен-
ности. Для участков с различ-
ными сечениями все коэффи-
циенты сопротивления приводятся к одной скорости и общее сопротивление
участка определяется по сумме приведенных коэффициентов. Местные сопро-
тивления на участке с двумя сопротивлениями, для которых £<0,1, в расчете
не учитываются; при трех и более сопротивлениях с £ <0,1 они учитываются
средней величиной £ = 0,05 для каждого из таких сопротивлений. Местные
сопротивления в этом случае рассчитывают по скорости на любом участке
тракта. Коэффициенты сопротивления плавных поворотов R/d 0,9 или
R/b 0,9)на угол 90° при скоростях газов до 25 м/сек принимаются постоян-
ными £ = 0,3 независимо от определяющих размеров поворота; для дру-
гих углов поворота газопровода коэффициент £ пересчитывается пропорцио-
нально углу поворота.
Коэффициенты сопротивления резких поворотов, диффузоров и конфу-
зуров определяются по данным, приведенным выше. При искусственной тяге
< не учитываются местные сопротивления резких изменений сечений (отноше-
ние меньшего сечения к большему не более 0,85), плавных увеличений сече-
ния (при Га//7] < 1,3), а также плавных уменьшений сечения (при угле рас-
крытия а < 45°).
Для вентиляторов и дымососов одностороннего всасывания, выпускаемых
заводами без входных карманов, коэффициенты сопротивления принимаются:
£ — 0,3 для прямого канала, а для кармана с наклонными торцевыми стен-
ками £ — 0,2.
153
Коэффициенты сопротивления типовых входов газов в дымовую трубу
(рис. 9-11), отнесенные к скорости в подводящем газопроводе, принимаются:
для входов типа в £ = 1,4; для типа а £ = 0,9.
Золоуловители составляют существенную величину аэродинами-
ческого сопротивления газового тракта. В котельных средней и малой мощ-
Рис. 9-11. Типовые входы в дымовую
трубу: а — вход в кирпичные трубы;
б — вход в железобетонные трубы;
в—схема подводящего газохода к кир-
пичной трубе; г — схема подводящего
газохода к железобетонной трубе
ности наибольшее распространение полу-
чили сухие инерционные золоуловители
(батарейные и блоки-циклоны). Сопроти-
вление золоуловителей рассчитывается по
формуле Д/гзл = ?зл^р/19,6, дан!м\ где
£зл —коэффициент сопротивления; £зл=65
для типовых батарейных циклонов с за-
крученными лопатками и безударным
входом; £зл = 90 для циклонов с элемен-
тами, имеющими лопаточный аппарат типа
«розетка»; £зл = 85 для циклонов с элемен-
тами, имеющих двухходовые закручива-
ющие витки типа «винт»; Сзл = 105 для
блока циклонов.
Расчетная скорость газов wr опреде-
ляется по суммарной площади сечений
всех элементов: Fo = 0,785nd2, где п —
количество параллельно включенных цик-
лонных элементов в батарее, d — внут-
ренний диаметр корпуса циклонного эле-
мента, м.
9-6. Расчет сопротивлений воздушного тракта
При уравновешанной тяге вентилятор преодолевает все сопротивление
по воздушному тракту, включая сопротивления воздушной стороны воздухо-
подогревателя и горелочных устройств.
Воздухопроводы. При выполнении плавного сужения воздухо-
провода к карману вентилятора сопротивление всасывающего тракта холод-
ного гоздуха невелико.
Расчет воздухопроводов сводится в основном к расчету местных сопро-
тивлений по формуле (9-9); определение коэффициентов местных сопротивле-
ний производится так же, как и в газопроводах. Потери давления на трение
[формула (9-7)] учитываются в воздухопроводах с повышенными скоростями
воздуха (более 10 м!сек) с приближенным значением коэффициента сопротив-
ления трения (табл. 9-3).
Трубчатые воздухоподогреватели. Сопротивление по
воздушной стороне трубчатых воздухоподогревателей складывается из со-
противления поперечного омывания труб [формула (9-3)] и сопротивления
поворотов в перепускных коробах. Коэффициент сопротивления попереч-
ного омывания одного ряда труб определяется по рис. 9-1 при коридорном
и по рис. 9-2 при шахматном расположении труб. Найденные величины умно-
жаются: для коридорных пучков на z2m, для шахматных пучков на (z2 + 1) т,
где z2 — количество рядов труб по глубине в каждом ходе; т~количество
ходов по воздуху.
Сопротивление всех поворотов в перепускных коробах определяется путем
суммирования сопротивлений отдельных поворотов. Сопротивление поворота
в коробах рассчитывается по формуле (9-9) с коэффициентами местного со-
противления: при повороте на 90° С = 0,9; при повороте на 180° С = 3,5.
Коэффициент сопротивления поворота на 180° в составном коробе с расстоя-
нием между входным и выходным сечениями более половины высоты хода
Z = 1,8. Скорость воздуха в коробе определяется по формуле (8-14); расчет-
154
ная площадь сечения принимается при повороте на 90° по формуле (9-1), а при
повороте на 180° — по формуле (9-2) без учета загромождения трубами вход-
ного и выходного сечения.
Топочные устройства. Сопротивление топочного устройства
зависит от способа сжигания топлива и конструкции топки.
При слоевом сжигании топлива сопротивление топочного устройства со-
стоит из сопротивления зонных коробов, колосниковой решетки и лежащего
на решетке слоя топлива. Сопротивление зонных коробов решеток опреде-
ляется при расчете воздухопроводов. Сопротивление решетки и слоя топлива
на ней принимается в зависимости от давления воздуха рв, выбираемого в со-
ответствии с расчетными характеристиками слоевых топок.
При камерном сжигании топлива сопротивление горелки рассчитывается
по формуле (9-9). Коэффициент сопротивления горелки £ принимается в зави-
симости от типа горелки; для сопел острого дутья, прямоточных горелок,
а также для шлиц вторичного воздуха топок с молотковыми мельницами
С = 1,5.
5-7. Самотяга в газоходах котлоагрегата и газопроводах
При искусственной тяге самотяга отдельных участков газового тракта
подсчитывается с рядом упрощений. При П-образной компоновке поверхно-
стей нагрева самотяга топочной камеры рассчитывается с той точки, с кото-
рой начат расчет сопротивлений (перед фестоном, а при его отсутствии —
перед пароперегревателем); для конвективной шахты самотяга вычисляется
по полусумме температур газов на входе в шахту и на выходе из нее. Самотяга
отдельных участков газоходов и дымовой трубы суммируется без учета по-
правок.
Величина самотяги (нивелирного напора) любого участка газохода (при
искусственной тяге включается и дымовая труба)
ДЛС = ± 0,981 Я (1,2 — р° -н473	, дан/м2,
где Н — высота данного участка газохода по вертикали, м; 1,2 — плотность
воздуха, кг/м3, при давлении р = 0,101 Мн/м2 и температуре окружающей
среды tB = 20° С. При температуре, отличающейся от 20° С более чем на
10 град, в формулу подставляется соответствующее значение плотности воз-
духа; р° — приведенная к нормальным условиям плотность газов или воз-
духа кг/м3\ 4 — средняя температура газового потока на данном участке
газохода, °C.
Приведенная плотность газов
р0 = (1 -0,01^4- 1.3,,/°), кг1м.
где Vr — суммарный объем дымовых газов при принятом коэффициенте
избытка воздуха а, м3/кг.
В подъемном газоходе самотяга имеет положительное значение и умень-
шает сопротивление тракта, в опускном — отрицательное и, соответственно,
увеличивает сопротивление тракта.
При естественной тяге производится раздельный расчет самотяги по от-
дельным газоходам и в дымовой трубе с введением поправки на барометриче-
ское давление:
Дйс = 2^СТ6Г’ дап/м*,
где S йс — суммарная самотяга газового тракта, дан/м2\ h$ — барометри-
ческое давление, бар.
155
В газопроводах самотяга определяется на двух участках: от воздухопо-
догревателя до диффузора на выходе из дымососа и от последнего до устья
дымовой трубы. Для воздушного тракта самотяга учитывается без всяких
поправок.
9-8. Суммарное сопротивление газового и воздушного трактов
Суммарное сопротивление газового тракта при искусственной тяге сла-
гается из сопротивлений отдельных участков газоходов до дымовой трубы
с учетом запыленности потока, плотности газа, барометрического давления
и действия самотяги:
Min = Лт+ [ ^йт_3(1 + И) + ^Л3_Тр]	— Мс, дан/м2, (9-13)
где hT — разрежение на выходе из топки перед фестоном или первым котель-
ным пучком, дан/м\ £ йт.3 — сопротивление газоходов котлоагрегата до
золоуловителя, дан!м?\ ^з-тр — то же на тракте от золоуловителя до дымо-
вой трубы (включительно), дан!м\ р = яунДр/(100р°иг) — концентрация
золы в газах, учитывается на тракте до золоуловителя при слоевом сжигании
сланцев, при камерном только в тех случаях, когда 0,419 4гунЛр/<2н > 6,0;
Qh — теплота сгорания топлива, Мдж!кг.
При высоте превышения над уровнем моря до 200 м поправка на дейст-
вительное барометрическое давление не учитывается, т. е. h6 = 1,01 бар.
В котлоагрегатах малой мощности ввиду невысоких газоходов величина
самотяги Д/гс и поправка на запыленность потока (1 + р) обычно не учиты-
ваются.
Полное сопротивление воздушного тракта агрегата с учетом самотяги
при уравновешанной тяге.
ДЯ8 = (ДЙ1 + ДЙ2 + Дйз + ДЛ4) ~ — Дйс — /г„ дан/м2,	(9-14)
«б
где Д/ц, Д/г2, Д/г3— соответственно суммарные сопротивления всасываю-
щего тракта до вентилятора, от вентилятора до воздухоподогревателя и
сопротивление воздухоподогревателя по воздушному тракту, дан/м2\ —
общее сопротивление тракта горячего воздуха с учетом топочного устрой-
ства^ дан!м\ hT = hT + 0,95// — разрежение в топке на уровне ввода воз-
духа, дан1м2.
Для котлоагрегатов с наддувом сопротивления газового и воздушного
трактов суммируются:
ДЯ = (ДЯ — ДЛс)газ + (ДЯ — ДЛс)возд - 0,95Я', дан!м\
где Н’ — расстояние по вертикали между средними отметками сечений входа
воздуха и выхода газов из топки, м.
9-9. Расчет дымовой трубы
Дымовые трубы выполняются кирпичными или железобетонными. Для
пиковых водогрейных котлоагрегатов допускается установка стальных труб
-из листовой стали толщиной от 3 до 15 мм и диаметром не более 1000 мм.
Высота металлических труб обычно не превышает 40 м.
Высота дымовой трубы при сжигании твердых и жидких топлив прини-
мается в зависимости от полного расхода топлива котельной с учетом золь-
ности и серосодержания (табл. 9-5).
156
Принятая высота дымовой трубы при естественной тяге проверяется по
формуле:
п*Р ~	___/	.	273	\	’ м’
Ра Р°273 + аср) 1/|
где ри — 352/(273 + /в) — плотность наружного воздуха, кг/м3.
Динамический напор газов /гд на выходе из дымовой трубы и сопротив-
ление трения A/iTp (с учетом конусности трубы) определяются по формулам:
Лд = ш2р/19,6, дан/м2,
ДЛтр^-й-'^ дан/м2,
здесь w — скорость газов в выходном сечении трубы, м/сек\ при естественной
тяге она выбирается не менее 6—10 м!сек\ при искусственной тяге для труб
Таблица 9-6. Значения коэффициента Л
Таблица 9-5. Высота дымовой трубы
в соответствии с едиными санитарными
нормами
Среднесуточный расход топлива кг/сек	Высота дымовой трубы, м	
	для много- зольного топлива	для мало- зольного топлива
До 1,4	30	30
От 1,4 до 4,2	45	30
» 4,2 » 13,9	60	45
» 13,9 » 27,8	80	60
» 27,8 » 55,6	100	80
» 55,6 » 83,4	120	100
Тип трубы
Железная ।
нефутерованная - .
футерованная . . .
Кирпичная
малая (средняя тол-
щина кладки
0,5 л*) ....
большая (средняя
толщина кладки
> 0,5 Л0 . . . .
Коэффициент
А
1,05
0,421
0,21
0,105
высотой более 20 м w 15 м!сек и w 12 м/сек для труб высотой до 20 м\
р — плотность газов при температуре на выходе из трубы, ке/ж3; i — сред-
ний уклон внутренних стенок трубы; для расчета кирпичных и железобетон-
ных труб принимается i = 0,02.
При повышенной скорости газов на выходе из дымовой трубы косвенно
увеличивается высота дымовой трубы.	__
Внутренний диаметр устья дымовой трубы = 1,13У"Уг/и>, ж, где Vr—
секундный расход газа через трубу, определяемый для случая подключения
к трубе всех котлоагрегатов (с учетом расширения котельной) при темпера-
туре на входе в трубу, м3/сек.
Температура газов на входе в дымовую трубу
f	аух^ух ~Г Аа^х. В OQ
т	«ух +	’
где Да — присос воздуха в газопроводах от котлоагрегата до дымовой
трубы (табл. 2-2).
При естественной тяге охлаждение газов в трубе на 1 ж высоты опреде-
ляется по эмпирической формуле Aft = AtyD , град/м, где D—суммарная
номинальная паропроизводительность всех котлоагрегатов, подключенных
к данной трубе, кг/сек-, А — экспериментальный коэффициент, применяемый
в зависимости от типа трубы по табл. 9-6.
Средняя температура газов в дымовой трубе Фср = /т— №№1^/2, °C
где //тр — высота дымовой трубы, ж.
157
Для кирпичной или железобетонной труб рассчитанная величина внут-
реннего диаметра округляется с учетом выбранной высоты до ближайшего
типоразмера по рис. 9=12. Типоразмеры стальных труб не унифицированы.
Рис. 9-12. Унифицированный ряд типоразмеров дымовых труб
I — конические кирпичные трубы; 2 — то же, что /, или цилиндрические железобетон-
ные трубы; 5 — конические железобетонные трубы; 4 — конические железобетонные
или кирпичные трубы.
9-10. Выбор дутьевых машин
Тяго-дутьевые машины устанавливают по агрегатному принципу, т. е.
на котлоагрегат один вентилятор и один дымосос с электрическим приводом.
Расчетную производительность дымососов и вентиляторов подсчитывают
по формулам:
для дымососов
Уд = МР(Уух + АагУ°)	м3/сек-,	(9-15)
для вентиляторов котлоагрегатов без рециркуляции горячего воздуха
У в = МрУ° (<Хт - А“т + Аавп - Аапл. у) <х'в2^2- • м3/сек- (9-16)
для вентиляторов котлоагрегатов с рециркуляцией горячего воздуха
(без специального вентилятора для рециркуляции)
4- 273	1 П1
Ув — ₽1ВрУ° («Т — Асст 4- Аавп — Аапл. у + Ррец) —273--м*1сек'' (9‘17)
для вентиляторов котлоагрегатов с наддувом
Ув = РАУ0 <Х---В2^2— , м3!сек.	(9-18)
158
В вышеприведенных формулах: рх — коэффициент запаса по производитель-
ности; для котлоагрегатов мощностью D > 5,6 кг!сек коэффициент = 1,05
и Pi — 1,1 —для котлоагрегатов производительностью D <5,6 кг!сек\
Даг — присос воздуха в газопроводах за воздухоподогревателем; Zx. в, —
температуры холодного и подогретого воздуха в результате рециркуляции,
°C; Уух — объем газов перед дымососом, л<хг(ж3Ли3); йд — температура
газов перед дымососом °C.
Расчетный напор тяго-дутьевых установок при уравновешенной тяге опре-
деляют по формулам:
для дымососа
//д = р2Д//п, кн!м2\	(9-19)
для вентилятора
Нй = Р2ДЯВ, кн!м\
(9-20)
где ЛЯП, Д//в — полное сопротивление газового [формула (9-13)] или воз-
душного трактов [формула (9-14)], кн1м\ Р2 — коэффициент запаса по дав-
лению; для котлоагрегатов мощностью D > 5,6 кг!сек коэффициент :
— 1,1; р2 = 1,2. для котлоагрегатов производительностью D <5,6 кг!сек.
Напор дымососа (вентилятора) приводится к тем условиям, при которых
приведена заводская характеристика машины (обычно при р° = 1,293 кг!мл
и рп = 0,101 Мн!м2)'.
„ и 1,293 /р 4-273	1,01	, 2
^ПР — Нь (д) рв ta + 273 • 11б > кн!м >
где рв, /р — соответственно плотность, кг!м\ и температура среды, °C, при
расчетных условиях: t3 — температура среды по заводской характеристике
машины, °C.
Мощность, потребляемая тяго-дутьевыми машинами, N = рзК/7/т]э,
кет, где рз — коэффициент запаса мощности электродвигателя, принимае-
мый равным 1,1; при установке гидромуфты или других устройств, обеспе-
чивающих плавное увеличение оборотов при пуске рз = 1,0; V — произво-
дительность машины при расчетном режиме [формулы (9-15)(9-20) ], м3/сек\
Н — расчетный полный напор машины [формулы (9-19) или (9-20)],
кн1м2\ т]Р — эксплуатационный к. п. д. машины при расчетном режиме,
%, определяется в зависимости от принятого способа регулирования.
Основные данные по дымососам и вентиляторам для котлоагрегатов ДКВр
приведены в табл. П-8 приложения.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ КОРРОЗИЯ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
10-1. Коррозионные процессы
Возрастающие требования повышения к. п. д. котлоагрегатов связаны
с понижением температуры уходящих газов и в конечном счете сводятся
к увеличению коррозионной устойчивости поверхностей нагрева, располо-
женных в конце газового тракта котлоагрегата (воздухоподогреватели,
водяные экономайзеры, металлические газопроводы, дымососы). Низкотем-
пературная коррозия — электрохимический процесс разрушения металла
159
под воздействием выпадающего из дымовых газов конденсата. Интенсивность
коррозии зависит от сернистости и влажности топлива, условий сгорания
топлива в топочной камере, нагрузки котлоагрегата и температуры стенки
поверхностей нагрева.
При сжигании сернистых топлив большая часть серы сгорает с образо-
ванием двуокиси серы SO2; окисление SO2 в трехокись серы SO3 происходит
как в зоне горения топлива под влиянием высокоактивного атомарного кис-
лорода, так и после завершения процесса горения под влиянием катализа-
торов (окись железа, частицы золы, несгоревший углерод в дымовых газах,
сульфаты, а также СО, СН4, Н2 и др). Чем выше избыток воздуха, тем благо-
приятнее условия для появления SO3.
Для хвостовых поверхностей нагрева SO2 и SO3 не представляют опас-
ности, пока они находятся в газообразном состоянии. Однако под действием
водяного пара продуктов сгорания они образуют сернистую и особо опасную
серную кислоты, конденсирующиеся при относительно высокой температуре
(от 125 до 180° С), в то время как температура точки росы водяных паров
находится значительно ниже (45-^65° С). По литературным данным, с повы-
шением содержания серы в топливе на 1% по весу температура точки росы
дымовых газов возрастает приблизительно на 5° С (при коэффициенте из-
бытка воздуха ат = 1,25).
Коррозия протекает наиболее интенсивно при температуре стенки по-
верхности нагрева, близкой к точке росы продуктов сгорания, в сравнительно
узкой температурной зоне. В поверхностях нагрева с температурой стенки
труб выше точки росы продуктов горания, а также в интервале температур
газов 80—110° С скорость газовой коррозии незначительна (около 0,15 мм
в год). При температуре газов ниже 8 скорость коррозии увеличивается,
загрязнение поверхностей нагрева происходит интенсивно. Опасные с точки
зрения низкотемпературной коррозии условия работы труб воздухоподогре-
вателя или водяного экономайзера выявляются при сопоставлении темпера-
туры стенки трубы /ст и температуры точки росы продуктов сгорания /р.
Последняя зависит от парциального давления водяных паров и содержания
серного ангидрида в уходящих газах (табл. 10-1).
Таблица 10-1. Температура точки росы основных энергетических топлив
Топливо	Приведенное серосодержание, кгпроц/Мдж	Точка росы /р, °C	Топливо	Приведенное серосодержание кг  проц/М дж	Точка росы /р, ;'С
Подмосковный бу- рый уголь . .	0,298	145	Антрацитовый штыб ....	0,086	107
Кгзеловский уголь 		0,256	132	Мазут	 Торф кусковой	0,065 0,0048	120 63
Тощий (донецкий уголь) ....	0,09	125,5	Торф фрезерный	0,067	64
При сжигании топлив, не указанных в табл. 10-1, точка росы может
быть с известной степенью точности определена по формуле
Д —

+
4,19av Л₽
1.05 у пр
°C,
где А = 129 при коэффициенте избытка воздуха на выходе из топки ат =
— 1,4-J-1,5; при ат = 1,2 коэффициент А = 121; SnP— приведенное со-
держание серы в рабочей массе топлива, кг-проц/Мдж\ ауа — доля золы
топлива, выносимая газами из топки, составляющая для камерных топок 0,85
и для слоевых 0,2—0,3; A„p — приведенное содержание золы в рабочей
160
массе топлива, кг*проц! Мдж\ tK — температура конденсации водяных па-
ров, соответствующая их парциальному давлению °C.
Сернистые угли являются менее коррозионными, чем жидкое топливо,
так как угольные золы конденсируют и поглощают часть серной кислоты
и уносят ее за пределы котлоагрегата. Вполне вероятно, что и при сжигании
жидкого топлива имеет место поглощение SO3 сажей. Усиленная коррозия
металла наблюдается при дробевой очистке поверхностей нагрева из-за сня-
тия с поверхности труб отложений, препятствующих коррозийному процессу.
Увеличение скорости движения продуктов сгорания и поперечное обтекание
поверхности нагрева также приводят к увеличению скорости коррозии.
10-2. Защита конвективных поверхностей
от низкотемпературной коррозии
За последние годы были проведены значительные теоретические и экспе-
риментельно-промышленные работы по разрешению основных проблем, свя-
занных с низкотемпературной кислотной коррозией.
Снижение скорости низкотемпературной коррозии металла при работе на
тяжелых мазутах может быть достигнуто путем введения нейтрализующих
жидких (ВНИИ НП-106), твердых (доломит, магнезит и т. п.) или газообраз-
ных (аммиак) присадок. В результате применения присадок отложения на
поверхностях нагрева становятся рыхлыми, сыпучими и легко удаляются
обдувкой или дробеочисткой. Наиболее удобны в эксплуатации жидкие при-
садки в количестве от 0,1 до 0,2% веса мазута, для введения которых не тре-
буется дополнительного оборудования, так как они легко добавляются к ма-
зуту непосредственно в топливных баках. Для внесения твердых присадок
необходимо монтировать сеть воздуховодов и устанавливать специальные
вентиляторы.
При сжигании мазутов с ат>1,05 коррозийная стойкость воздухо-
подогревателей достигается предварительным подогревом воздуха до 90—
100° С в паровых калориферах, а также рециркуляцией горячего воздуха
к всасывающему патрубку вентилятора. Применяемые схемы предваритель-
ного подогрева пара отборным паром неэкономичны, так как температура
уходящих газов возрастает до 180—190° С.
Существенное заторможение низкотемпературной коррозии при сжигании
сернистых мазутов наблюдается при организации режимов горения с опти-
мальным избытком воздуха на выходе из топки ат = 1,04-<-1,06 и с исполь-
зованием присадки ВНИИ НП-106 без каких-либо переделок горелок или
топочной камеры. Присадка используется как стабилизирующее средство,
обеспечивается лучший выжег тяжелых погонов мазута (переводит высоко-
молекулярные соединения в более легкие), улучшает качество распыла (сни-
жает средний диаметр капель распыла), уменьшает агрессивность содержа-
щихся в мазуте ванадиевых и серных соединений, повышает температуру плав-
ления золы. Эксплуатация котлоагрегата (под наддувом или разрежением)
возможна при выполнении следующих предпосылок: герметичное состояние
обмуровки для ликвидации прорыва избыточного воздуха в газоходы, тонкое
распиливание топлива, постоянная вязкость топлива на входе в форсунку,
оснащение котлоагрегата быстродействующей автоматикой горения. Для по-
лучения устойчивого пламени в топочной камере скорость движения частичек
мазута должна быть равна скорости воздуха. Угол впрыска топлива в топку
выбирается максимальным с целью увеличения объема пламени и, следо-
вательно, улучшения контакта топлива с воздухом. При работе на малых из-
бытках воздуха фирма Бабкок—Вилькокс рекомендует применение цилин-
дрических амбразур вместо конических.
В отечественной практике применяется антикоррозийная защита набивки
регенеративных воздухоподогревателей кислотостойкой эмалью А-39. По
данным исследований [24], срок службы эмалированной набивки превы-
161
шает в 5—6 раз срок службы набивки из углеродистой стали. Для получения
качественного эмалевого покрытия применяют листы набивки из стали с со-
держанием углерода не более 0,1%.
Использование жаростойких лаков для трубчатых воздухоподогревателей
и набивок регенеративных воздухоподогревателей не дало успешных резуль-
татов.
В ряде стран (ФРГ, США, Австрия) нагревательные элементы воздухо-
подогревателей выполняют из керамических или графитовых блоков, обла-
дающих высокой кислотоупорностью, термостойкостью, механической проч-
ностью и непроницаемостью, повышенным сроком службы. Вес керамической
поверхности нагрева регенеративного воздухоподогревателя в 1,7 раза боль-
ше, чем у металлической набивки толщиной 0,5 мм.
Проведенные в последние годы исследования трубчатых воздухоподогре-
вателей из термостойкого стекла (боросиликатного и др.) в Англии, США,
Франции и ФРГ дали хорошие результаты на мазутных котлоагрегатах.
Существенным недостатком, содержащим их внедрение, является низкая
механическая прочность стеклянных трубок, особенно при возможных вибра-
циях.
К перспективным направлениям в создании стойких против низкотем-
пературной коррозии поверхностей нагрева следует отнести покрытие труб
пластическими массами, использование тонколистовых пластиков (на крем-
нийорганической основе) для набивки «холодного» конца регенеративного
воздухоподогревателя.
На нефтеперерабатывающих заводах существуют различные методы очи-
стки нефти от серы до поступления топлива к потребителям. Несмотря на
повышенную стоимость, эти методы могут оказаться наилучшим решением
проблемы уменьшения низкотемпературной коррозии в мазутных котло-
агрегатах.
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ОБМУРОВКА И КАРКАСЫ КОТЛОАГРЕГАТОВ
//-/. Конструкция обмуровки
Изготовление в виде отдельных блоков и монтаж современных котлоагре-
гатов средней производительности блочным способом предъявляют особые
требования к конструкциям обмуровки. До настоящего времени трудоза-
траты на выполнение обмуровочных работ и их удельный вес чрезмерно ве-
лики. В связи с этим совершенствование обмуровки идет в направлении умень-
шенья ее веса и стоимости, создания конструкций, соответствующих блочному
монтажу котлоагрегата, а также унификации отдельных узлов обмуровки
для использования их в различных типах котлоагрегатов.
Плотное экранирование стен топок приводит к снижению температуры
на огневой поверхности заэкранной обмуровки, уменьшает шлакоразъедание
и позволяет применять облегченную обмуровку.
Облегченная обмуровка котлоагрегатов средней производительности кон-
структивно выполняется по трем основным схемам — в виде монолитной на-
каркасной обмуровки, обмуровки с передачей веса на каркас котлоагрегата
специальными разгрузочными кронштейнами и натрубной обмуровки, в кото-
рой поверхности нагрева используются как опорные элементы.
Монолитную накаркасную обмуровку выполняют в виде отдельных плит
с цел 1,10 ускорения сборки котлоагрегата. Конструкция обмуровочной плиты
162
Барнаульского котельного завода показана на рис. 11-1. Плиты армированы
и имеют обрамляющие металлические рамки, крепящиеся к каркасу котла.
Общая толщина обмуровки составляет 320 мм.
В качестве обмуровочных и теплоизоляционных материалов применяется
шамотобетон из глиноземистого цемента (марки не ниже «400», диатомобетон
также из глиноземистого цемента (марка не ниже «300»), вермикулитовые
плиты на высокотемпературной связке, шлаковата. Плиты имеют размеры
1565 X 1480, 1830 X 1525 и 1680 X 1535 мм. Масса плит колеблется от 550
до 616 кг.
Рис. 11-1. Обмуровочная плита для котлоагрегатов средней производительности
Барнаульского котельного завода
1— рамка; 2 — сетка; 3 — шамотобетон; 4 —диатомобетон; 5 — шлаковата; 6 — вер-
микулитовые плиты; 7 — проволока; 8 — шайба
Монолитная накаркасная обмуровка топок котлоагрегатов производи-
тельностью 13,9 кг!сек Бел КЗ выполняется трехслойной: шамотобетон (тол-
щиной до 60 мм), диатомобетон (толщиной до 50 мм) и минераловатные мат-
рацы. Первые два слоя армированы каркасом из проволоки диаметром 6 мм
с размером ячейки 100 X 100 или 120 X 120 мм. Крепление минераловатных
матрацев к диатомобетону осуществляется усами из проволоки диаметром
1,6 мм, расположенными в шахматном порядке с шагом 300 мм.
Потолочные перекрытия котлоагрегатов выполняют в виде щитов из огне-
упорного бетона.
На рис. 11-2 показана обмуровка потолочного перекрытия газомазутного
котлоагрегата ГМ-50-1 Белгородского котельного завода. Обмуровка вы-
полнена из шамотобетона, диатомобетона и минеральной ваты. В местах про-
хода экранных труб шамотобетон заменен торкретной массой. Подвески щитов
обмуровки выполнены сварными для уменьшения их веса и расхода металла.
Обмуровка перекрытия не препятствует температурным перемещениям труб,
163
Рис. 11-2. Обмуровка потолочного перекрытия котлоагрегата ГМ-50-1 Белгородского котельного завода: а — соедине-
ние обмуровки потолка с фронтовой стеной; б — соединение обмуровки потолка с конвективной шахтой
1 — лист; 2 — фронтовые экранные трубы; 3 — торкретная масса; 4 — трубы фестона; 5— шамотобетон; 6 — минеральная вата;
7 диатомобетон; 8 — подвеска потолочных труб пароперегревателя; 9 — подвеска плит; 10 — проволока; 11 — асбестовый
шнур; 12 — уплотнительная штукатурка
проходящих через бетон или торкретную массу. В местах сопряжений обму-
ровки вертикальной стены с горизонтальными перекрытиями предусмотрены
температурные швы с уплотнением асбестовым шнуром.
Применение накаркасной обмуровки позволяет уменьшить вес и стоимость
обмуровки, трудозатраты на ее изготовление, а также дает возможность ис-
пользовать недефицитные изоляционные материалы.
Обмуровку зажигательных поясов изготавливают из хромитовой массы
ПХМ-6 в виде сплошной монолитной стенки на плоскости экрана.
Для котлоагрегатов с наддувом используют двухслойную обшивку с про-
пуском воздуха между внутренними и наружными обшивочными листами
Рис. -11-3. Натрубная обмуровка для котлоагрегатов с наддувом: а—со слоем
шамотных плит и двойной обшивкой; б — двойная натрубная обмуровка
1 — обшивка; 2 — рамка; 3 — шпилька; 4 — труба; 5 — газоуплотнительная обмазка;
6 — легковесные шамотные плиты; 7 — дистанционирующая пластина; 8 — болт;
9 — уголок
(рис. 11-3). Внутренние обшивочные листы устанавливают за трубами с ма-
лым относительным шагом (s/d = 1,07-?-1,1) или за слоем высокотемпера-
турной изоляции (при s/d^ 1,1). Применение двухслойной обшивки со-
кращает аккумуляционную способность обмуровки, уменьшает ее стои-
мость и вес.
Обмуровка амбразур горелок производится фасонным высококачествен-
ным шамотным кирпичом класса А или огнеупорным бетоном, так как в обла-
сти горелок наблюдаются максимальные температуры, под влиянием которых
происходит пластическая деформация материалов обмуровки.
В топках с молотковыми мельницами обмуровка амбразур обычно проек-
тируется независимой от обмуровки вертикальной стены топки. Обмуровка
стен вертикальных конвективных газоходов выполняется из легких диато-
митовых плит, огнеупорного бетона и теплоизоляционных материалов.
Особенно тщательно выполняется обмуровка узла прохода труб водяного
экономайзера. Трубы обертывают асбестовым шнуром, а поверх него накла-
дывают толевые манжеты. Для обеспечения надлежащей плотности обму-
ровки в местах прохода экономайзерных труб все свободное пространство
уплотняется шамотобетоном, а на камеры устанавливается уплотняющая
обшивка с изоляцией (минеральная вата или асбестовая пушонка).
Для транспортабельных котлоагрегатов ДКВр применяется тяжелая и облегченная об-
муровка. По данным ЦКТИ, вес обмуровочного материала тяжелой обмуровки в 5 раз больше,
чем облегченной обмуровки с металлической обшивкой.
165
При открытой компоновке котлоагрегатов используют облегченную обму-
ровку с наружной стальной обшивкой, однако это приводит к повышенному
расходу металла, удорожанию и утяжелению конструкции котлоагрегата.
Наиболее перспективным направлением является внедрение стеклопласти-
ковых покрытий (полимерные материалы в сочетании со стеклотканью), кото-
рые имеют низкую газо- и воздухопроницаемость, достаточную теплостой-
кость и механическую прочность, хорошую адгезию к обмуровочным мате-
риалам и металлоконструкциям, улучшают внешний вид котлоагрегата.
Синтетические покрытия были опробованы ЦКТИ на котлоагрегате
БКЗ-160-100 ГМ, общей площадью в 315 ж2 и на транспортабельных котло-
агрегатах ДКВр. Расход стеклопластикового покрытия составляет в среднем
от 0,4 до 0,6 кг!м?.
11-2. Методика теплового расчета обмуровки
В содержание теплового расчета обмуровки входит выявление темпера-
турного режима ее работы, позволяющего выбрать сорт материала для об-
муровки. В результате расчета определяется и ее толщина из условия обес-
печения приемлемых для обслуживания котлоагрегата температур на на-
ружной поверхности обмуровки. Согласно существующим нормам темпера-
тура наружной поверхности стен или обшивки обмуровки принимается не
выше 50° С при температуре окружающей среды 25° С; для участков обму-
ровки, работающих в особо тяжелых условиях (топочные перекрытия, обму-
ровки в области пароперегревателя), допустимо повышение температуры
наружных поверхностей до 60° С.
Выбор материала обмуровки экранированной топки производится по мак-
симальной температуре на ее внутренней поверхности
т ' I f С1 “ Ф1)^2 от/
'макс- |/	(1 — Ф1)а2	’
здесь 7\, Т2 — температуры газового потока и стенок труб, °К; ах, а2—
степени черноты факела и обмуровочных материалов или труб; — угловое
отношение между стенкой и факелом.
Температуру факела оценивают по выражению 7\ =	0,8Та7\ , °К,
где Та — теоретическая температура горения, °К; Тт — температура газов
на выходе из топки, °К.
Для топочных перекрытий принимают 7\ = Тт; для расчета обмуровки
стен шлаковой воронки при сухом шлакоудалении 7\ = ]Z0,87\TB , °К,
где Тв = 1100-^-1200° К — температура газов в воронке.
Температура стенок экранных труб зависит от степени их загрязнения и
покрытия летучей золой со стороны поверхности, обращенной к обмуровке.
Для практических расчетов можно принимать Т2 = t + 333, °К, где t —
температура пароводяной смеси в экранных трубах, °C.
Угловое отношение определяется по формуле
а V о2 + с2 — 1 — q
здесь а = sld — относительный шаг труб; = 2e/d — отношение двойного
расстояния центров труб от поверхности обмуровки к их диаметру.
Средние значения степени черноты факела для различных топлив при-
ведены в табл. 11-1.
Значения степени полного излучения обмуровочных материалов и сталь-
ных труб приведены в табл. 11-2.
166
Таблица 11-1. Степень черноты факела для бесконечно толстого слоя продуктов сгорания
(по М. А. Михееву)
Характер пламени	Степень черноты ах
Несвятящееся газовое пламя и пламя антрацита при слоевом сжигании	0,4
Светящееся пламя антрацитовой пыли		0,45
То же, тощих углей	0,6
То же, каменных углей, богатых летучими, бурых углей, торфа и т. п.,	
сжигаемых в слое и в виде пыли		0,7
Светящееся пламя мазута		0,85
Таблица 11-2. Степень черноты полного излучения обмуровочных материалов
и стальных труб
Наименование	Температура °C	Степень черноты а2
Кирпич шамотный глазурованный (оплавленная поверх-		
ность) 		1100	0,75
Кирпич огнеупорный (неоплавленный) 			—	0,8—0,9
Кирпич диатомовый термоизоляционный 		—	0,9
Сталь, окисленная при температуре до 600° С (трубы)	200—600	0,8
Окись железа (окалина)		500—1200	0,8—0,95
В газоходах котлоагрегата «с холодными» поверхностями (пакеты змее-
виков пароперегревателя или водяного экономайзера) средняя температура
обмуровки на внутренней поверхности Т3 определяется по формуле
т -1/ ^1 + ^20-«i)+teK-g)-’08/c
3"Г	^ + (1-^)^	>
где Т± — средняя температура газового потока, ° К; gK, g— количество
тепла, переданное обмуровке конвективным теплообменом и соответственно
поверхностная плотность теплового потока сквозь стенку, вт/м2\ С ~
= 4,9 вт/(м2-град4)— постоянная излучения обмуровки; Т2— темпера-
тура стенки, °К, принимаемая для конвективных пароперегревателей Т2 =
= 7\.р + 313; для экономайзерных поверхностей Т2 = /ср + 303; tcp —
температура среды внутри трубы, °C.
Количество тепла, переданное обмуровке конвективным теплообменом,
=	вт/м2,
где ак — коэффициент теплоотдачи от газов к стенке, впг/(м2-град).
После определения максимальной температуры на внутренней поверх-
ности обмуровки и выбора материала рассчитывают толщину обмуровки.
Суммарное термическое сопротивление теплопереходу от внутренней
стенки обмуровки к воздуху определяется по формуле
2 Я = С^вн — h)lg9 М2 • град!вт,
где /вн — средняя температура на внутренней поверхности обмуровки, °C;
/в — температура окружающего воздуха, °C; g — поверхностная плотность
теплового потока через стенку, вт!м2.
По величине подбирают термическое сопротивление отдельных слоев
с учетом допустимой температуры для материала каждого слоя.
При конструктивном расчете обмуровки величины g и должны быть
приняты заранее. Поверхностная плотность теплового потока сквозь стенку
обмуровки не должна превышать 350 вт!м\ температуру окружающего воз-
духа обычно принимают равной /в = 25° С.
167
При прохождении теплового потока через плоскую многослойную стенку,
составленную из различных слоев, термическое сопротивление стенки
S* = S V +
здесь — толщина слоя обмуровки, м; 7^ — коэффициент теплопроводно-
сти слоя обмуровочного материала, вт!{м-град)\ ав— коэффициент тепло-
отдачи от стенки изоляции к наружному воздуху, втЦм2, -град).
Коэффициент теплоотдачи от наружной стенки обмуровки к воздуху
осв = с*к + втЦм2, -град),
где оск — коэффициент теплоотдачи конвекцией, втЦм2-град); ал — коэф-
фициент теплоотдачи излучением, вт/^м2 -град).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией для вертикальных поверхностей
Таблица 11-3. Значения постоянной излучения для различных материалов		ак — 2,56 /„ — /в , втЦм2 - град),
	С' при t — 100° С	для горизонтальных поверхностей
Материал		ак = 3,26	— /в , втЦм^-град),
Стальная обшивка .... Строительный красный кир-	4—4,65*	где tH — принятая температура наружной поверхности обмуров-
пич 		5,35 .	. ки, °C. .
Шероховатая штукатурка	5,1—5,25	Коэффициент теплоотдачи из- лучением

где С' — постоянная излучения, вт/(м2-град*) (табл. 11-3).
Для приближенных расчетов суммарный коэффициент теплоотдачи от
стенки к воздуху
осв = 9,77 + 0,07 (/н — /в), вт/(я?-граду,
для котлоагрегатов, расположенных внутри зданий, ав =
= 11,6 вт!(м2-град).
Температурная разность в любом слое стенки может быть найдена как
произведение поверхностей плотности теплового потока через стенку на
термическое сопротивление слоя: А/ = gRt, °C.
По расчетной разности температур выбирается материал для отдельных
слоев обмуровки.
11-3. Каркасы котлоагрегатов
Каркас предназначен для установки барабанов, поддерживания всех
поверхностей нагрева, обмуровки и прочих деталей и конструкций котло-
агрегата.
Каркасы котлоагрегатов средней мощности с П-образной компоновкой
поверхностей нагрева обычно выполняются рамного типа, состоят из несущих
колонн в области топки и в конвективных частях котлоагрегата, опорных
и вспомогательных балок, ферм и соединительных ригелей. Несущие колонны
каркаса топочной камеры выполняются более мощными, поскольку они вос-
принимают вес основных элементов котлоагрегата и работают на продольный
изгиб.
В отечественной практике котлоагрегаты устанавливают в типовом зда-
нии, поэтому высота каркаса ограничена. Из условий транспортабельности
длина элементов колонн ограничивается размером в 13,8 м. Каркасы зару-
бежных котлоагрегатов обычно совмещены со зданием котельной, при этом
168
собственно легкий каркас котлоагрегата служит для обвязки обмуровки и
крепления помостов и лестниц.
Несущие колонны обычно выполняются сварными из отдельных профилей,
соединенных специальными планками электросваркой. В качестве профиль-
ного проката используются швеллеры, двутавры и реже угольники. В ниж-
ней части колонн устанавливаются опоры из плит, траверс и ребер. Траверсы
служат для перераспределения нагрузки с колонн на плиту. Плита прикреп-
ляется к железобетонному фундаменту с помощью опорных болтов, которые
заливаются в фундамент на глубину около 40 диаметров.
Вспомогательные и обвязочные балки служат для обеспечения жесткости
всей системы и для поддержания обмуровки. Раскосы устанавливают между
колоннами с небольшой разностью температур, так как в этом случае не
возникает горизонтального смещения. Обычно элементы каркаса выносятся
за обмуровку во избежание их нагрева до различных температур, и следо-
вательно, неодинаковых температурных удлинений. При необходимости за-
щиты от обогрева, например, для опорных балок водяного экономайзера по-
следние изолируются торкретом, наносимым на приваренные сетки. Подобные
балки выполняют коробчатого сечения с охлаждением воздухом, а при дробе-
вой очистке поверхностей нагрева открытая внутренняя поверхность балок
или камер защищается стальной обшивкой.
Элементы каркаса не должны мешать расположению лазов, выхлопным
клапанам, лючкам обдувки.
Монтажные соединения элементов каркаса выполняют на сварке, однако
в отдельных случаях допускается соединение на болтах, работающих на рас-
тяжение.
Основные элементы каркаса ^колонны, балки, ригели) изготавливают из
стали марки Ст.З. Для балок, работающих при повышенных температурах,
используют низколегированные стали марок НЛ1 или НЛ2 (ГОСТ £058—65).
Вспомогательные нерасчетные элементы каркаса (косынки, планки и т. п.)
выполняют из стали марки Ст.0.
На каркасе, котлоагрегата устанавливают площадки (помосты) шириной
до 2 м при непосредственном обслуживании механизмов, в местах частого
обслуживания 1,2 л/, а для обслуживания арматуры и гарнитуры не менее
0,6 м. Горизонтальные балки помостов усиливают жесткость каркаса. Все
площадки имеют перила высотой 1 м. В нижней части перил устанавливается
ограждение из листовой стали высотой 100 мм.
Лестницу между площадками изготавливают из стальных полос, между которыми при-
варены ступеньки шириной 600 мм или из полимерных материалов. Высоту марша по верти-
кали выполняют не более 3 м. Наклон лестниц к горизонту при их высоте более 1,5 м обычно
составляет 45—50°. Шаг между лестничными стойками помоста 1 м. Стальные поручни изго-
тавливают из прутковой стали диаметром 18—20 мм. Материал всех деталей помостов, лест-
ниц и других элементов ограждений — Ст.О (ГОСТ 380—60).
В каркасах открытой и полуоткрытой установок предусматриваются меры
против скопления воды и пыли. Для обеспечения устойчивости каркаса
используется жесткость потолочного перекрытия, кольцевых площадок
обслуживания и обшивки.
Расчет каркаса котлоагрегата на прочность не отличается от расчета на
прочность пространственных металлических ферм, испытывающих действие
статических нагрузок; подлежат "учету и температурные напряжения от не-
равномерного нагревания элементов каркаса.
Суммарная нагрузка на каркас складывается из постоянной, временно
длительно действующей и кратковременной нагрузок. К постоянной нагрузке
относятся вес всех частей котлоагрегата и примыкающей части трубопрово-
дов и пылегазовоздухопроводов, вес лестниц и площадок обслуживания.
Временно длительно действующие нагрузки складываются из нагрузок те-
плового удлинения элементов котлоагрегата, из нагрузок, возникающих при
заполнении барабана, камер и труб водой или из-за наполнения холодных
воронок шлаком и золой, а также из-за избыточного давления или разре-
жения в топке или в газоходах.
Кратковременные нагрузки обусловливаются повышенным тепловым удли-
нением топочной части котлоагрегата при форсировке нагрузки или при рас-
топке, заполнением водой циркуляционного контура котлоагрегата при
гидравлическом испытании, ветровыми нагрузками, действующими на кар-
кас в открытых и полуоткрытых компоновках, а также весом ремонтных
материалов и обслуживающего персонала.
Нагрузки на каркас котлоагрегата от поверхностей нагрева, барабанов,
камер могут быть подсчитаны по формулам, приведенным в табл. 11-4.
Таблица 11-4. Основные формулы для определения нагрузок (в ньютонах)
на каркас котлоагрегата
Наименование
Формула
Стальные змеевики пароперегревателя,
водяные экономайзеры с элементами
крепления .........................
Стальные экранные, кипятильные и
экономайзерные трубы, заполненные
водой .............................
Трубчатые воздухоподогреватели (без
компенсаторов и воздушных коро-
бов) ..............................
Общая нагрузка от веса трубчатых
воздухоподогревателей с компенса-
торами и воздушными коробами
Ребристые воздухоподогреватели . .
Ребристо-зубчатые воздухоподогрева-
тели ..............................
Регенеративные воздухоподогревате-
ли (на единицу объема ротора), н/м3
Камера или барабаны (без внутренне-
го устройства и воды)..............
Камера с водой.....................
Барабаны с водой до средней линии
(до оси без сепарационных ус-
тройств) ................. *.	. . .
Трубопровод (без воды) ............
Трубопровод с водой ...............
Gj = 9,81р (dH — d2/dH)
G1B = 9,81р (dH — 0,87d2/dH)
GBn = 9,8 Шбр (1 — 6/dH)
Go. вп = (195 230) H
Gp. вп 440Яг
^рз. вп 3927/г
14 700 ~ 15 700
6К = 9,81-^-pd2 [26 + Z(l-d2/d2)]
Ок. в = 9,81 -f- pd2 [26 + I (1 - 0,87d2/d2)]
G6. в = 9,81 Л. ,4 [26 + Z (1 - 0,94dB/d2)]
GT = 9,81-J-pd2[l-(dB/dH)2]z
GT. в = 9,81 -J- pd2 [1 - 0,87 (dB/dH)2)] Z
В формулах: H — поверхность нагрева, Нг — поверхность нагрева с газовой стороны, лг3,
4Н»	— наружный и внутренний диаметры, м; 6 — толщина стенки, л; р — плотность металла, кг/м*;
I — длина камеры или барабана между донышками, м.
При определении нагрузки на каркас от веса обмуровки стену обмуровки
разделяют на условные плиты с размерами 1000 X 1000 мм и толщиной 6 мм.
Вес такой плиты зависит от плотности применяемых для обмуровки материа-
лов. Постоянная нагрузка на каркасе котлоагрегата от веса площадок с пери-
лами составляет 1 кн!м\ нагрузка от людского потока — около 2 кн/м*
при условии одновременности нагружения на более 20% всех помостов. На-
грузка от горелок, гарнитуры и арматуры уточняется по каталогам.
Повышенные требования к жесткости каркаса предъявляются при рас-
положении котлоагрегатов в сейсмической местности, а также в открытых
170
или полуоткрытых котельных. Так, например, при высоте каркаса до 20 м
дополнительная ветровая нагрузка в открытых котельных создает горизон-
тальные усилия до 0,6 кн!м\ В этом случае увеличивают сечение диагональ-
ных связей каркаса, изготавливают части колонн в виде вертикальных ферм.
В открытых котельных учитывают снеговую нагрузку от 0,5 до 2 кн1м? в за-
висимости от района установки, а также вес расположенной над каркасом
кровли.
Нагрев расчетных элементов каркаса без принудительного охлаждения
допускается не выше 70° С.
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
ВОДНЫЙ РЕЖИМ КОТЛОАГРЕГАТОВ
72-7. Способы обработки и умягчения воды
К главным характеристикам воды котлоагрегатов (питательной и котло-
вой) относятся жесткость, щелочность, содержание коррозионноактивных
газов (кислорода, углекислоты) и кремниевой кислоты, величина сухого
остатка. Жесткость воды складывается из некарбонатной (постоянной) и
карбонатной (временной) жесткости.
Некарбонатная жесткость обусловлена наличием в воде
сульфатов (сернокислых солей) и хлоридов (хлористых солей) кальция и
магния — CaSO4, MgSO4, СаС12; MgCl2.
Карбонатная жесткость вызывается наличием бикарбо-
натов (двууглекислых солей) кальция Са (НСО3)2 и магния Mg (НСО3)2.
По содержанию солей воду условно считают: мягкой — при общей жесткости
до 3 мг-экв1кг, средней жесткости — от 3 до 6 мг-экв!кг и жесткой — свыше
6 мг-экв!кг.
Жесткость питательной воды нежелательна, так как она образует или
прочную Иакипь или шлам, а соли, образующие жесткость воды, способствуют
вспениванию котловой воды и тем самым повышают солесодержание пара.
Общая щелочность воды определяется суммарной концентрацией карбо-
натных, бикарбонатных, гидроксильных, фосфатных и других анионов слабых
кислот (в мг-экв/кг). Различают гидратную, карбонатную и бикарбонатную
щелочность.
Гидратная щелочность обусловлена концентрацией в воде
гидроксильных анионов ОН, карбонатная щелочность — кар-
бонатных анионов СО3“ и бикарбонатная — анионов НСОГ-
Особое значение имеет содержание в воде гидратной щелочности, которая
агрессивно воздействует на металл поверхностей нагрева.
Кислотность или щелочность котловой воды характеризуется величиной
условного показателя pH. Нейтральные свойства вода имеет при pH =*= 7;
большая величина pH указывает на щелочность воды, меньшая — на ее
кислотность.
Применяемые в котлостроении стали подвергаются коррозии с водной
стороны. Щелочность воды предотвращает явления коррозии в котлоагрегате.
Наибольшая надежность стали достигается при свободной от кислорода воде
и при pH £> 8. Наименьший унос железа, а следовательно, минимальная кор-
розия, наблюдается при pH = 9,6. Необходимая величина pH в воде устанав-
ливается использованием различных средств: щелочь натрия, тринатрий-
фосфат, аммиак, амины.
171
Коррозионноактивный кислород, содержащийся в питательной воде,
при коррозии расходуется, его агрессивность в щелочной воде убывает,
однако содержание кислорода должно быть по возможности ограниченным.
Термической дегазацией питательной воды, а также добавкой химических
веществ, связывающих кислород (гидразин, сульфаты и др.), значительно
уменьшается содержание кислорода в воде.
Богатый углекислотой конденсат при наличии кислорода вызывает такие
же разрушения, как и неорганические кислоты. От общего содержания
углекислоты в добавочной воде зависит способ ее очистки, а именно: с по-
мощью извести, водородокатионитовых фильтров или, наконец, с примене-
нием химических веществ, связывающих углекислоту (аммиак, амины).
Последние оказывают вредное воздействие на конструкционный материал,
содержащий медь.
В питательную воду осадки, содержащие медь, поступают в основном из
конденсаторов или теплообменников с медными или латунными поверхно-
стями нагрева. Местами осаждения медных солей являются клапаны и за-
слонки, а также участки поверхностей нагрева с повышенной тепловой на-
грузкой. Количество меди в питательной воде уменьшается при присадке
аммиака.
Коррозия в трубопроводах, насосах, в баках воды значительно повышает
уровень коллоидного железа или его ультратонких взвесей в питательной
воде. Окислы железа являются основными компонентами внутренних от-
ложений в местах с большой тепловой нагрузкой и интенсивным выпари-
ванием.
Наличие органических веществ в питательной воде препятствует устра-
нению жесткости осадительными средствами, приводит к образованию гуми-
новой кислоты, сахара и других летучих активных веществ. Некоторые орга-
нические коллоиды становятся возбудителями пены. Обработка питательной
воды от органических веществ обычно осуществляется с помощью хлопье-
образующих средств (железные и алюминиевые соли и др.).
В питательной и котловой воде масла могут образовывать нетеплопровод-
ные пленки и отложения, и, соединяясь с солями жесткости и взвешенными
веществами, давать мастичные образования, которые закупоривают трубы и
препятствуют циркуляции воды.
Кремниевая кислота и ее соединения с щелочноземельными элементами,
за небольшим исключением, не растворимы в воде и в кислотах. Содержащие
кремниевую кислоту отложения обладают очень низкой теплопроводностью
и уже при небольшой толщине слоя могут угрожать безопасности труб.
Соединения кремниевой кислоты в большей степени, чем нейтральные соли
котловой воды, уносятся с паром и образуют твердые отложения на лопат-
ках турбин, снижая их мощность.
Количество кремниевой кислоты в паре уменьшается при щелочной кот-
ловой воде (pH = 10-Г-11). При большой доле соединений кремниевой кис-
лоты в питательной воде рекомендуется частичное освобождение ее от сили-
катов. Обескремнивание достигается при обработке воды обожженным доло-
митом или каустическим магнезитом.
Сухой остаток представляет собой общее количество растворенных в воде
минеральных и органических веществ, не улетучивающихся после испарения
воды (мг/кг). Величина сухого остатка определяется высушиванием остатка
до постоянного веса при ПО—120° С. Практически величина сухого остатка
не отвечает истинному содержанию в воде растворенных веществ и коллоид-
ных веществ. Это объясняется гигроскопичностью ряда веществ, не пол-
ностью отдающих влагу даже при длительном высушивании при 110° С.
Кроме того, при выпаривании воды и высушивании остатка происходит из-
менение ряда растворенных в воде веществ с соответствующим изменением
веса (органические вещества окисляются, хлористый магний гидролизуется
и теряет хлор, бикарбонаты теряют СО2 и переходят в карбонаты и т. д.),
172
По своей конструкции водотрубные котлоагрегаты склонны к образо-
ванию пены и выбросам воды, а повышенные средние или локальные энерго-
напряжения топочного объема и значительные колебания паровой нагрузки
требуют особых предохранительных мероприятий по отношению к пита-
тельной и котловой воде.
Промышленные котлоагрегаты малой и средней мощности могут работать
в различных районах страны и питаться водой разнообразного качества.
Согласно требованиям Правил устройства и безопасной эксплуатации
котлоагрегатов все вновь устанавливаемые котлоагрегаты производитель-
ностью выше 0,56 кг/сек должны быть оборудованы установками для обра-
ботки питательной воды до ее поступления в котлоагрегат или устройствами
для внутрикотловой обработки воды.
Максимально допустимое содержание веществ в питательной воде бара-
банных котлоагрегатов с учетом давления в барабане котлоагрегата, харак-
тера потребления пара и возврата конденсата приведено в табл. 12-1 и 12-2.
Таблица 12-1. Максимально допустимое содержание веществ в питательной воде
барабанных котлоагрегатов
Давление в барабане Мн/м2	Содер- жание всех солей мг/кг		Общая жест- кость мг-экв/г		Кремние- вая ки- слота в пе- ресчете на SiO3~ мг/кг		Раство- ренный кислород, мкг/кг		Соедине- ния железа в пересче- те на Fe, мкг/кг		Соедине- ния меди в пере- счете на Си, мкг/кг		Масла, мг/кг		Величина pH
	ГРЭС	ТЭЦ	1	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ	
4,4 и ниже	10	100	15	15					30	30	100	100	30	40	3	3	Не ниже 7
4,4—9,9	5	100	15	10	0,1	2,0	20	20	35	35	20	30	1,0	1,0	То же
Примечание. Содержание кремниевой кислоты нормируется только для котлоагрегатов,
работающих при давлении не ниже 6,9 А1«/л<2.
Таблица 12-2. Нормы качества питательной воды для котлоагрегатов ДКВр
Наименование	Нормы питательной воды для котлоагрегатов с давлением	
	1,37—2,35 Мн/м2	3,9 Мн/м2
Общая жесткость, мг-экв/кг 			0,02	0,01
Растворенный кислород, мг/кг\ для котлоагрегата без экономайзера или с чу-	0,1	
гунным экономайзером	 для котлоагрегата со стальным экономайзе-		—
ром 		0,03	0,02
Сухой остаток, мг/кг 		—	100—500
Содержание железа, мг/кг	 Содержание меди, мг/кг 		0,2	0,035
	—	0,02
Содержание масла, мг/кг		3	1
Избыток гидразина, мг/кг 		—	0,1
Примечание. Свободная углекислота в питательной воде должна отсутствовать.
Выбор принципиальной схемы химической или термической обработки добавочной воды
для котлоагрегатов средней мощности производится на основании технико-экономических
расчетов, в результате которых могут быть сопоставлены стоимости приготовления 1 т до-
бавочной воды в различных установках. Качество и количество конденсата в питательной воде
решает вопрос, в какой степени сам конденсат и добавочная вода должны быть подвергнуты
обработке.
Наиболее употребительные схемы для химической обработки воды для
котлоагрегатов средней производительности приведены ла рис. 12-1.
173
Для котлоагрегатов типа ДКВр на давление 1,28 Мн/м? применяется
как докотловая, так и внутрикотловая обработка питательной воды.
Докотловая очистка воды рекомендуется для котлоагрегатов произво-
дительностью свыше 1,8 кг!сек (для всех типоразмеров котлоагрегатов с мазут-
ными или газовыми топками) или работающих с нагрузками выше номиналь-
ной. Для докотловой обработки воды могут быть рекомендованы блочные
транспортабельные установки химводоочистки или нетранспортабельные
установки производительностью до 4,2 кг!секу выпускаемые Саратовским
Рис. 12-1. Схемы водоподготовок для котлоагрегатов
средней производительности
1 ~ исходная вода; 2 — отстойник-осветлитель; 3 — бак;
4 — перекачивающий насос; 5 водородообменный фильтр
I ступени; 6 — декарбонизатор; 7 — промежуточный бак
декарбонизированной воды; 8 — натриеобменный фильтр
I ступени; 9 — натриеобменный фильтр II ступени; 10—бак
обработанной воды; 11 — осветлительный фильтр; 12 —
хлоридообменные фильтры
С одноступенчатым испарением:
машиностроительным заво-
дом.
Внутрикотловая обработ-
ка воды допускается для кот-
лоагрегатов ДКВр 2,5-13 и
ДКВр 4-13 с различными то-
почными устройствами (кроме
мазутных и газовых), выра-
батывающих насыщенный пар
при производительности ко-
тельной менее 4,2 кг!сек и
безвозвратной потере конден-
сата не более 30%. Внутри-
котловая обработка воды про-
изводится путем центральной
или индивидуальной добавки
осадительных реагентов (пре-
имущественно щелочных);
при этом способе не во всех
случаях достигается безна-
кипный режим.
Расчетные нормы котель-
ной воды для котлоагрегатов
средней производительности
приведены в табл. 12-3.
ЦКТИ рекомендует следу-
ющие нормы солесодержания
котловой воды для котлоагре-
гатов ДКВр, Mel кг:
без пароперегревателя.......................................до	3000
с пароперегревателем........................................  »	1500
С двухступенчатым испарением:
I ступень испарения ...................................... »	1500
II ступень испарения, с внутрибарабанными устройствами
Таблица 12-3. Нормы качества котловой воды для котлоагрегатов
средней производительности__________________________
Тип котлоагрегата и конструкция внутрикотловых устройств	Давление пара в барабане, Мн/м2		
	1,6—4,4	4,4—9,8	
	Сухой остаток г/ка	Сухой остаток г]кг	Кремниевая кислота в пересчете на мг1кн
Водотрубные без ступенчатого испарения и про- мывки пара				0,5—0,2	0,3—1,0	2—5
Водотрубные со ступенчатым испарением и промыв- кой пара. Внутрибарабанные солевые отсеки . .	—	5	80
То же, предвключенные .выносные отсеки второй и третьей ступеней .				10—15	10	150
174
С целью получения сухого пара необходимого качества для котлоагрегатов ДКВр при-
меняют активированный пеногаситель, позволяющий в котлоагрегатах с одноступенчатой схе-
мой испарения увеличить солесодержание котловой воды до 8000—10 000 мг/кг и выше при
требуемом качестве пара.
При докотловой обработке питательной воды фосфатирование котловой
воды для котлоагрегатов с давлением менее 1,7 Мн!м2 необязательно. Для
предотвращения накипеобразования и
коррозии металла минимальная щелоч-
ность котловой воды при докотловой
обработке питательной воды должна
составлять не менее 3 мг-экв!кг, при
внутрикотловой обработке — не менее
10 мг-экв!кг.
Для обеспечения длительной безава-
рийной эксплуатации проточной части
паровых турбин качество пара, выра-
батываемого энергетическими котлоаг-
регатами, должно удовлетворять тре-
бованиям, приведенным в табл. 12-4.
В котлоагрегатах низкого давления
телями солесодержание пара не должно превышать 1 мг!кг. Для котлоагре-
гатов низкого давления без пароперегревателей солесодержание пара обычно
не нормируется, однако влажность пара не должна быть повышенной. Унос
воды с паром в этих котлоагрегатах не должен приводить к гидравлическим
ударам в паропроводах, особенно при неравномерных графиках нагрузки
котельной.
Таблица 12-4. Максимально допустимое
содержание веществ в паре
на входе в турбины
Давление пара на входе в турбину Мн/м2	Соединения натрия в пересчете на сульфат натрия, мг/кг		Свободная углекислота, мг/кг	
	ГРЭС	ТЭЦ	ГРЭС	ТЭЦ
3,9 и ниже	200	300	5	15
4,0—5,8	200	200	2	10
(р 2,2 Мн/м2) с пароперегрева-
12-2. Блочные водоподготовительные установки
Блочные водоподготовительные установки применяются для обработки
воды, идущей на питание промышленных котлоагрегатов малой мощности
с давлением пара до 3,9 Мн!м2.
Компоновка блочной водоподготовительной установки показана на
рис. 12-2. Обработка питательной воды осуществляется по напорной прямо-
точной схеме. Сырая вода проходит через теплообменник 3, где она подо-
гревается за счет тепла продувочной воды до 15—25° С. Затем подогретая
вода забирается одним из двух центробежных насосов 6 и под напором по-
следовательно прокачивается через осветительный фильтр /, катионитовый
фильтр первой ступени и катионитовый фильтр второй ступени 2, по выходе
из которого умягченная вода направляется в термический деаэратор.
Нормальная работа блочной водоподготовительной установки обеспечи-
вается при следующих показателях качества исходной воды: сухой остаток —
до 500 мг!кг, содержание взвешенных веществ — не более 50 мг!кг, общая
жесткость — до 10 мг-экв!кг.
В зависимости от процента потерь конденсата, количества и качества исходной воды вы-
бирается схема водоподготовки.
По схеме натрий-катионирования производится умягчение воды с относительно малой
величиной карбонатной жесткости (до 4 мг1экв!кг). Обработанная вода по этой схеме выдается
со следующими показателями: жесткость — не более 10 мг/экв/кг, щелочность равна карбонат-
ной щелочности исходной воды, а сухой остаток больше сухого остатка исходной воды на
50 мг!кг.
При повышенной жесткости добавочной воды используется схема аммоний-натрий-катио-
нирования. При работе по этой схеме умягчается вода и одновременно снижается щелочность
и солесодержание котловой воды, а также устраняется опасность межкристаллической кор-
розии котельного металла. Обработанная вода имеет жесткость не более 10 мг-экв/кг, сухой
остаток меньше сухого остатка исходной воды и составляет 250—300 мг!кгу а щелочность не
превышает 1 мг-экв!кг (нормально 0,3—0,5 мг-экв/кг). Аммоний-натрий-катионирование воды
вызывает образование в вырабатываемом котлоагрегатами паре значительного количества ам-
миака (до 100—130 мг/кг), что может привести к аммиачной коррозии латуни и аналогичных
медных сплавов вспомогательного оборудования.
175
Склад мокрого хранения реагентов (рис. 12-2) состоит из двух баков 5 и
соответственно двух мерников 4 для осуществления схемы совместного аммо-
ний-натрий-катионирования, при которой один из баков загружается суль-
фатом аммония, а другой — хлористым натрием. При эксплуатации установки
по схеме натрий-катионирования оба бака загружаются хлористым натрием.
Блочные водоподготовительные установки изготавливаются двух типо-
размеров производительностью 1,4 и 2,8 кг! сек. Рабочее давление в осветли -
тельном и катионитовых фильтрах 0,9 MhIm*. Основные размеры блочных
водоподготовительных установок (см. рис. 12-2) приведены в табл. 12-5.
Блочные водоподготовительные установки полу-или полностью автомати-
зированные позволяют получить умягченную воду с минимальными затратами.
Таблица 12-5. Основные размеры блочных водоподготовительных установок
3600	1400
3800	1910
Н | л
2000 I 2700
2160 | 3000
Размеры, мм
I Б \ а | б
1300 I	485	495
2300 I	735	735
430 I 223
115 | 265
500
700
Н > И
в | г
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ
РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ
котлоагрегата
13-1. Сталь для котлоагрегатов
Отдельные элементы котлоагрегата подвержены действию переменных
высоких температур, внутреннему или наружному давлению, интенсивному
воздействию ^оррозии (сернистой, кислородной, пароводяной). Стали, при-
176
меняемые в котлостроении, должны
обладать высокими механическими
свойствами (прочностью, пластич-
ностью, окалиноустойчивостью, жа-
ропрочностью, стабильностью струк-
туры), хорошей свариваемостью, при-
годностью к термической обработке,
стойкостью против коррозии.
Марка стали для элементов кот-
лоагрегата выбирается из условий
обеспечения требуемой степени на-
дежности этого элемента и мини-
мального расхода металла на 1 т
производимого пара.
Элементы котлоагрегата изгота-
вливают из сталей перлитного (табл.
13-1) или аустенитного (табл. 13-2)
класса.
Для устранения воздушной за-
калки при сварке в применяемых
качественных углеродистых
сталях (марки Ст. 10, Ст.20
и др.) содержание углерода мини-
мально. Углеродистая сталь содер-
жит в небольших количествах крем-
ний, марганец, хром, никель, фосфор
и серу. Присадка кремния повышает
прочность и жаропрочность металла.
ААарганец также увеличивает проч-
ность стали, повышает ее способ-
ность к окислению, но уменьшает
пластичность. Присадка хрома уве-
личивает жароупорность и корро-
зионную устойчивость стали. При-
садка никеля увеличивает вязкость
и прочность металла, повышенное
содержание серы и фосфора (более
0,04%) вызывает соответственно крас-
ноломкость стали при температуре
800—1200° С или способствует ее
хладноломкости. Для поверхностей
нагрева с температурой стенки не
выше 475° С используют малоугле-
родистые стали Ст.20 и Ст. 10. Каме-
ры и трубопроводы с температурой
среды до 450° С также изготавлива-
ются из стали Ст.20.
В условиях более высоких темпе-
ратур стенки (до 590° С) применяют
трубы из низколегирован-
ной стали Перлитного
класса, содержащие не более
2—3% легирующих элементов (пре-
имущественно хром и молибден).
Трубы пароперегревателей котлоаг-
регатов среднего давления с темпе-
ратурой стенки до 590° С изготавли-
I
и
Примечание. Условные обозначения добавляемых в сталь элементов; В — вольфрам; Г — марганец, К. — кобальт; 2И — молибден; Н — никель;
хром; С — кремний; Р — бор; Ф — ванадий; Т —- титан.
177
Таблица 13-2. Химический состав сталей аустенитного класса (в процентах по весу)
Элементы	Марка стали				
	1Х18Н12Т	1Х18Н9Т	X14H14B2MT	Х23Н13 (ЭИ-319)	Х2ХН18 (ЭИ-417)
Углерод 		Менее 0,12	Менее 0,12	Менее 0,15	* Менее 0,2	
Марганец		» " 1—2	»	1,5	»	0,7	»	2,0
Кремний 		Не более 0,80	» 1	0,3—0,8	»	1,0
Хром		17—19,0	17—20	13—15	22-	-25
Молибден		—	—	0,40—0,6	—	—
Титан 		0,65	Менее 0,8	0,5	.—	—
Вольфрам		—	—	2—2,75	—	—
Никель	 Сера 	 Фосфор		11—13 Менее 0,02 0,035	9—11 Менее »	13—15 0,03 0,035	12—15	17—20
Примечания: 1. Стали Ст.,&23ЮЗ и Ст.Х23Н18 применяются для изготовления крепежных
деталей.
2. Для Ст.1Х18Н12Т при работе рекомендуется температура 620° С, для Ст.1Х1849Т не более
620° С, для Ст. Х23Н13 — 550° С, для Ст.Х23Н18 — 600° С.
вают из хромомолибденовой стали Ст.12Х1МФ или из стали Ст. 12Х2МФБ
(при tcr <620° С). Плавниковые трубы с наружным или внутренним оре-
брением изготавливаются из углеродистой или легированной стали
Ст.12Х1МФ.
Стоимость низколегированных сталей выше стоимости углеродистых из-за
использования легирующих присадок и более сложной технологии выплавки.
При рабочей температуре элемента котлоагрегата до 700° С применяют
стали аустенитного класса с основными добавками никеля
и хрома и с повышенным, содержанием молибдена и вольфрама.
Молибден увеличивает прочность стали при высоких температурах, замедляет
развитие процесса тепловой хрупкости; вольфрам улучшает механические
свойства стали.
13-2. Расчет элементов котлоагрегатов на прочность
Конструкторский расчет на прочность имеет своей целью определить тол-
щину стенок отдельных элементов котлоагрегата. Задачей поверочного рас-
чета на прочность является определение допускаемого давления в элементах
котлоагрегата.
Толщина стенки барабанов и цилиндрических
элементов определяется по формулам:
если расчет ведется по внутреннему диаметру (барабаны котлоагрегатов),
Q — __РР*____L Г	1\
при расчете по наружному
агрегатов)
2сГдопФ — Р
диаметру (цилиндрические элементы котло-
pDn , г> ..
2адопф+р
где р — расчетное давление, н!м2\	— внутренний и наружный диа-
метры цилиндрического элемента, м\ оДОп = Ладоп —' допускаемое напряже-
нке металла, н/м2\ т] — коэффициент, учитывающий конструктивные и
эксплуатационные особенности рассчитываемого элемента, для необогревае-
мых элементов т) = 1,0, для обогреваемых ц = 0,9; <гдоп — номинальное
допускаемое напряжение при расчетной температуре стенки /ст (рис. 13-1),
н!м2\ С — прибавка к расчетной толщине стенки, зависящая от минусового
178
допуска на толщину стенки; ср — коэффициент прочности рассчитываемого
элемента, ослабленного сварным швом или отверстиями для труб.
Температура стенки котельных элементов определяется по приведенным
ниже формулам.
Для вынесенных из газохода или надежно изолированных элементов:
4т “ 4 — Для барабанов; tCT = tcp — для камер экранов, экономайзеров
и пароперегревателей.
Для неизолированных расположенных в конвективных газоходах эле-
ментов: /ст = 4 + 1,2s + 10, °C (при ft <600° С), /ст = 4 + 2>5s +
+ 20,° С (при 600° С « < 900° С) — для барабанов; 4Т = /пе + 70, °C —
для труб пароперегревателей (при р <2,45 Мн/м2 и /пе <425° С); 4т ~
= 4 + 30,° С — для труб водяных экономайзеров; 4т 4р + 1,2s +
I .Л/ I 1П -Г	4Т = /ср + 2,5s + xAfpa3 + 20, °C
Рис. 13-1. Зависимость номинального допу-
скаемого. напряжения одоп в различных котель-
ных сталях от температуры стали
+ хД/раз + 10, °C (при ft <600° С),
(при 600° С < ft < 900° С) — для
камер экранов, экономайзеров и
пароперегревателей.
Для неизолированных подвер-
женных воздействию лучистого
тепла: /Ст = 4 + 4s + 30,° С —
для барабанов; 4т 4 + 60,°
С — для кипятильных труб (при
р < 15,7 Мн/м2). В формулах s —
номинальная толщина стенки, при-
нятая при изготовлении элемента,
мм; ft — температура газов в га-
зоходе, °C; 4Р — температура сре-
ды, °C; х = 0,5 — коэффициент,
при подводе среды к торцам ка-
меры х = 0; А/раз — превышение
температуры среды, поступающей
в камеру из отдельных змеевиков
по сравнению со средней ее темпе-
ратурой, °C. Температура среды /ср
майзеров и камер насыщенного пара равной температуре насыщения при
расчетном давлении в данной камере; для входных и выходных камер эконо-
майзеров, входных и выходных камер пакетов пароперегревателей — рав-
ной температуре среды на входе или выходе.
При использовании марок сталей, не указанных на рис. 13-1, номиналь-
ное допускаемое напряжение одоп принимается из условий:
a* <oz/l,5; о*	/1,5 и о* „<042,6,
доп т/ ’ ’ доп д. п/ ’	доп в/ ’ ’
принимается для камер экранов, эконо-
где о£, Од п, <4 — соответственно условные пределы текучести, длительной
прочности при растяжении и временное сопротивление разрыву, Мн/м2,
при рабочей температуре.
Расчетное давление р принимается равным номинальному давлению пара
на выходе из котлоагрегата, увеличенному на гидравлические потери от
выходной камеры пароперегревателей до места рассчитываемого элемента.
Если элемент заполнен водой или пароводяной смесью, то учитывают гидро-
статическое давление столба жидкости, расположенного над рассчитываемым
элементом. Расчетное давление для элементов чугунного экономайзера выби-
рается равным увеличенному в 1,25 раза рабочему давлению в котлоагрегате.
Величину прибавки С при толщине листа не более 20 мм принимают
1 мм. При большей толщине стенки величина С = 0. Для камер, изгото-
вленных из труб, С = A (S — С), где А — коэффициент, зависящий от
минусового допуска по толщине стенки трубы:
Наибольший допуск по толщине стенки, % .... —15	—12,5	—10 —5
Коэффициент А..................•............. 0,18	0,14	0,11 0,05
179
При расчете по сварному шву коэффициент прочности выбирается; для
углеродистой, низколегированной марганцовистой и хромомолибденовой
стали, а также аустенитной ф = 1,0; для хромомолибденовой и высокохро-
мистой стали ф = 0,8.
При расчете по ослаблениям, создаваемым рядами отверстий с одинаковым
шагом, коэффициент прочности определяется для всех направлений
(рис. 13-2): для продольного расположения ф —
= (/ — d)//; для поперечного ф =	— d)//x; для
диагонального
т / .	_ /	/п2	\2	’
__££ь Zapata______где т = Ыа
Окончательно выбирают наименьшее значе-
ние ф. Толщина стенок цельнотянутых труб по-
верхностей нагрева рассчитывается
Рис. 13-2. Шахматное распо-
ложение отверстий
Рис. 13-3. Выпуклые днища:
а—глухие днища; б — днище
с лазовым отверстием
также по формуле (13-1) при коэффициенте
Ф = 1,0.
Наименьшая толщина стенки
глухого (без отверстий) или с отверстиями
Рис. 13-4. Плоское донышко
эллиптического или сферического днища барабана (рис. 13-3)
определяется по формуле:
С__	^В1 г
О — ------------ • yr-.—	С, JU,
4<7допг — Р 2/lB
если выполняются следующие условия:
Яв/£>в^0,2; (S — С)/£в^0,1; d/DB^0,6.
В формуле введены обозначения:
аДоп — допускаемое напряжение, «Ли2, при коэффициенте и = 1,05; йв —
высота выпуклой части днища до внутренней поверхности, м.
Коэффициент z, учитывающий ослабление днища отверстиями, прини-
d
мается в зависимости от параметра а = ——
/£>в(5 — С)
при а 0,4 г = 1,0; при 0,4 а 2 z = 2/(1,25 а + 1,5); при а 2
z = 2/(а + 2);
где d — наибольший диаметр отверстия в днище, мм.
Величина прибивки С принимается из условия С = 0,05 (X — С), но не
менее 1,0 мм.
В котлостроении широко применяются плоские донышки (рис. 13-4) для
камер котлоагрегатов.
180
Толщина стенки пл оского круглого днища без отверстий,
подверженному внутреннему давлению, рассчитывается по формуле:
К0 г ° доп
где коэффициент k ~ 0,41 (1 — 0,23 S/SJ должен быть не менее 0,31, прт
этом толщиной донышка предварительно задаются.
Коэффициент kG принимается в зависимости от отношения диаметра от-
верстия в днище d к внутреннему диаметру камеры: при d/DB < 0,35 k0 =
= 1 — 0,43 d/DB- при 0,35 d/DB 0,75 kQ - 0,85.
Допускаемое напряжение выбирается по рис. 13-1 при следующих зна-
чениях коэффициента гр_________
т) = 0,85 при I )/(DB+ S)S (рис. 13-4, а);
т] = 0,75 при I <2V(DB+ S) S (рис. 13-4, а), а также для днищ, пока-
занных на рис. 13-4, 6; т) = 0,6 — для днищ конструкции, показанной на
рис. 13-4, в, а;
т| •= 1,0 — для плоских заглушек, зажатых между двумя фланцами.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ I
Таблица П-1. Расчетные характеристики слоевых полумеханизированных топок [31]
Наименование величин	Топки с механическими забрасывателями и неподвижной решеткой								Шахтные топки с наклонной решеткой		Топки скоростного горения	
	Каменные угли				Бурые угли							
	донецкий антрацит AM и АС	типа кузнец- ких Д и Г	типа донецких Д и Г	типа кузнец- ких ГСС	типа ирша-бо- родин- ского	типа артемов- ского	типа Веселов- ского	типа хоранор- ского	торф кусковой	древесные отходы	рубленая щепа	дробленые опилки, отходы
Приведенная зольность Лп, кг-проц! Мдж 		0,48	0,34	0,765	0,404	0,38	1,0 7,4	1,55 8,4	0,69 13,6	0,62 40	50	50	50
Влажность IFP, % . . . . Энерговыделение зеркала горения BQP/R, кет! я1 2 Энерговыделение объема топ- ки	кет!я? . . . Коэффициент избытка воз- духа в топке1 ат ... Потеря от химической не- полноты сгорания q3, % Доля золы топлива в уно- се Пун, %			1163 1,6—1,7 | 10	16	13	16	8,8 104J 1,4—1,5 0,5 22	291—465 15	12	15	1279 1 2	581 ,4 ,0	5815— 69783 1,2 1	2326— 46523 |	1,3 ,0
Потеря со шлаком 74ШЛ, %	5	2	3	2,5	1,5	3,5	5,5	3,5	1	—	—	—
Потеря с уносом (?4уН, %	5	3,5	3,5	8	4	2	2,5	3,5	1	2,0		2,0
Суммарная потеря от меха- нической неполноты сго- рания 2 <у4, %	 Давление воздуха под решет- кой рв дан!я2, 	 Температура дутьевого воз- духа tB °C		10 98	5,5	6,5	10,5 25 или	6 78 150—200	5,5	8	7,5	59 200-	с 78 -250	?,0 79	| 25-	1	68 -250
1 Меньшие значения для котлоагрегатов D >2,78 кг/сек.
2 При сжигании каменных и бурых углей потери с уносом даны для рядового топлива с содержанием пылевых частиц 0—0,09 мм при наличии возврата уноса и ост-
рого дутья. Для Кузнецкого угля ГСС содержание пылевых частиц принято 5%. В общем случае потеря с уносом изменяется пропорционально содержанию пылевых
частиц в топливе. При отсутствии возврата уноса и острого дутья потеря с уносом увеличивается в 3 раза.
3 Меныние значения для котлоагрегатов D <2,78 кг/сек. За расчетную площадь зеркала горения принята площадь открытой части зажимающей решетки.
Таблица П-2. Расчетные характеристики слоевых механизированных топок [31]
	Топки с цепной решеткой	Шахтно- цепные топки	Топки с пневматическими забрасывателями и цепной решеткой прямого хода				Топки с механическими забрасывателями обратного хода						и цепной решеткой		
*	Наименование величин			Каменные угли 3		Бурые угли		Каменные угли				Бурые угли				
	донецкий антрацит AC, AM	торф ку- сковой	типа куз- нецких Д и Г	типа до- нецких Д и Г	типа ар- темовско- го	и сЗ о с ч	типа куз- нецких Д, Г	типа до- нецких Д и Г	типа су- чанского	типа куз- нецкого ГСС	типа ир- шаборо- динского	типа ар- темовско- го	tS о С С5 коо н и U	типа хо- ранорско- го	типа под- москов- ного
Приведенная зольность Ап, кг* проц/Мдж	0,478	0,708	0,335	0,756	1,0	1,55	0,335	0,756	1,362	0,41	1,1	1,0	1,55	0,69	2,12
Влажность 1ГР, %			—	45—50	—>	—	7,4	8,4	—	<—	—'	—	8,8	7,4	8,4	13,6	12,8
Энерговыделение зеркала горения BQ& квт/м2	1163	1744 — 2220*	1163			1628				1512			1628		1163
Энерговыделение объема топки	квт/м*							291 	т-465							
Коэффициент избытка воздуха в топке 1 ат	1,5-1,6	1,3	1,4— | 1,5 1	1,3- 1 1.4 |	1					1,3-1,4					
Потеря от химической неполноты сгорания <7з, %		0,5	1,0							0,5						
Доля золы топлива в уносе яун, % . . . .	10	—	20	16	19	15	20	16	11 ;	20	27	19	15	19	11
Потеря со шлаком 2 <74 ун. % •••••••	5	—	1,5	2,5	3	4	1,5	2,5	4,5	2	1	3	4	2	5
Потеря с уносом 2 <?4 шк %		8,5	—	4,5	3,5	2,5	3	4,5	3,5	3	10	5	2,5	3	4,5	8,5
Суммарная потеря от механической непол- ноты сгорания2 ?4, % • • •		13,5	2	6	6	5,5	7	6	6	7,5	12	6	5,5	7	6,5	13,5
Давление воздуха под решеткой р дан/м*	98				78						49				
Температура дутьевого воздуха	*С . . .	25 или 1 150-200	250	25 или	1 150-7-200		।	200±250		25 или		150-7-200	।				150-7-250		
1 Меньшие значения — для котлоагрегатов D > 2,78 кг/сек.
2 Значения потерь с уносом в случаях сжигания каменных и
бурых углей даны для рядового
топлива с
наличии возврата уноса й острого дутья. Для кузнецкого угля ГСС содержание пылевых частиц принято
. . порционально содержанию пылевых частиц в топливе.
qq	3 Сжигание каменных углей с легкоплавкой золой в топках данного типа не рекомендуется.
qq	4 Меньшие значения для котлоагрегатов D <5,56 кг/сек.
содержанием
5%. В общем
пылевых частиц 0—0,09 мм — 2,5% при
случае потеря с уносом изменяется про-
Таблица П-5. Основные теплотехнические характеристики котлоагрегатов ДКВр-2,5-13 и
ДКВр-
Теплотехнические характеристики	газ			мазут		донецкий ПЖ	подмо- сковный бурый	древесные отходы wP — 40%
	камерная топка					ПМЗ-РПК		топка системы Померан- цева
Паропроизводительность, кг/сек . . * Коэффициент избытка воздуха в топ- ке 		 Объем топки, м3 ......... . Радиационная поверхность нагрева, м2 Площадь колосниковой решетки, м2 Расход топлива (полный), м3/сек. или кг/сек 	 Энерговыделение топочного объема квт/м3 		 Энерговыделение зеркала горения, квт/м2 	 . Температура газов на выходе из топ- ки, °C 	 Котельный пучок Поверхность нагрева, м2 ...... Скорость газов в пучке, м/сек . . . Коэффициент теплопередачи, вт/(м2’ град) ........... Температура газов за котлом, ®С . . Водяной экономайзер Поверхность нагрева, м2 ...... Скорость газов, м/сек ....... Температура воды на выходе, °C . . Коэффициент теплопередачи, вт/(м2‘ град) ......... . Температура газов за экономайзе- ром, °C			 Воздухоподогреватель Поверхность нагрева, м2 . . ... . Количество труб в кубе, шт	 Длина труб X число кубов, м X шт. Температура газов перед воздухопо- догревателем, °C 	 Температура горячего воздуха, °C Скорость газов, м/сек ....... Скорость воздуха, м/сек ...... Коэффициент теплопередачи, вт/(м2’ град) ........... Температура газов за воздухоподогре- вателем, °C	 Потеря тепла с уходящими газами, % Потеря тепла от химического недожо- га, % . . . 		 Потеря тепла от механического недо- жога, %		 Потеря тепла от охлаждения, % . . Расчетный к. п. д. котлоагрегата, % Газовое сопротивление, дан/м2‘. топка 	 котельный пучок 	 водяной экономайзер 	 воздухоподогреватель 	 золоулрвитель 	 газопроводы ..... 	 суммарное сопротивление . • *	0,695 12 16,6 0,057 169 870 3,91 35,8 240 70,8 5,25 88 16,9 115 4,75 3,7 90 6,86 6,5 15,32	0,09 273 1050 7,1 47,3 290 5,98 100 18,4 130 5,55 1,5 2,31 90,6 17,8 7,65 27,41	1, 1 1: к 10	Н Д5 1.8 У 6,4	0,085 276 940	, 6,75 32,3 355 6,45 106 14,1 175 7,64 2,31 88,55 I 16,45 8,82 27,23	1 П 1( 0,0885 197 805 800 75 4,6 24,1 85 6,8 119 19,3 135 6,12 1 7 3,7 81,86	| ,96 8,82 12,1 22,88	0,695 ,4 Э,4 5,6 ?,7б 0,228 205 866 800 5,71 29,5 ’,5 8,5 131 22;2 145 7,8 ,0 1 И 75,56 13,2 18,8 33,96	1,3 13,1 17,15 0,22 163 815 5,6 36,5 285 85 189 1,9X2 285 205 10 4,9 16,7 192 11,7 4 3,8 80,5 13,72 24,5 37,2 29,4 106,78
qP - 37,42: Мдж/кг;
Примечания: I. Теплота сгорания газа 35,71 Мдж/кг, мазута
t в = 30° С; для топок системы Померанцева и Шершнева t в — 60° С.
184
ДКВр-4-13
2/5-13	ДКВр-4-13								
фрезер- ный торф	газ		мазут		АРШ	донецкий ПЖ	ПОДМО- СКОВНЫЙ бурый	древесные отходы шР = 40%	фрезер- ный торф
топка								топка	топка
системы Шершне-		камерная топка				ПМЗ-РПК		системы Померан-	системы Шершне-
ва								цева	ва
0,695	1,11	1,66 ।	1,11	1,66			1,11		
1,35		1,15			2	I	1	I	,4	1.3	1,35
14,8	15,6	15,2	15,6	15,2		13,7		15,6	21
20,4	19,5	15,5	19,5	15,5		19,5		20,15	23,9
—	—	—	—	—		3,83		__	—
0,262	0,095	0,142	0,088	0,133	0,174	0,149	0,383	0,365	0,459
151,2	218	332	217	239	266	255	261	232	175
—	—	•—	—	•—	1163	980	1047	—	—
815	980	1155	840	1030	930	880	865	900	380
					118				
6,55	5,6	9,3	4,95	8,9	9,7	6,4	7,8	7,65	8,8
39,6	42,4	53,6	28,8	35,7	43	30,5	37,8	40,7	48,2
300	240	282	270	355	—	—	—	285	280
		106,4	165	106,4	165	141	106,4		—	—-
.—	5,92	7	6	7,7	8,7	7,7	9,5	—,	—
—	91	102	90	ПО	146	ИЗ	123	—	—
—	18,4	19,8	14	15,3	27	20,8	24,2	—	—.
	115	125	140	170	152	145	155	—	—•
85										__	—	—	140	
189	—	—	—	—,	—	—	—	305	
1,9X2	—	—	—		—	—	—	3	,8
300	—	—		—	—	—	—	285	290
215	—	—	—	 "		—	—	205	210
11,7		—.	.—	—		—*	—	10,2	11,95
5,7	—	__	—	—	—-	—	—	5,17	5,97
19,8	—	—	-	—		—	—	17,2	20,5
198	—						—		—	—	190	
1.2,95	4,75	5,28	5,8	7,4	9,65	6,72	8,36	11,6	12.6
2		1,5		0,5		1,0		—	2
4,5	—	—	—	—	18	7	11	4	4,5
3,8	2,9	1.93	2,9	1,93		2,9		2,9	
76,75	90,8	91,3	89,8	89,2	69,2	82,1	75,8	81,5	|	|	78
				1,96					
18,62	13,3	36,3	Ю,8	31,4	28,4	18,8	26,9	26,46	34,5
—	8,22	12,74	7,84	13,72	16,7	12,7	20	—	—
31,3	—	—	—	—	—	—	—	25,4	32,3
48	—	—	—	—	.—	—	.—	29,4	37,2
29,4	—	—	—	—.	—	—	—	29,4	
128,98	23,48	51	20,6	33,36	47,06	33,46	48,86	112,62 1	1 135,36
2. Исходные данные: а) температура
питательной воды в
= 50° С;
б) температура холодного воздуха
185
Таблица П-6. Основные теплотехнические характеристики котлоагрегатов ДКВр-6,5-13 и
Т еплотех нические характеристики		ДКВр-							
	газ			мазут		донецкий пж	подмо- сковный бурый	
	камерная топка					ПМЗ-РПК		
Паропроизводительность, кг/сек	 Коэффициент избытка воз- духа в топке 	 Объем топки, мя 	 Радиационная поверхность нагрева, м2 	 Площадь колосниковой ре- тетки, мг » .	 Расход топлива (полный), м5/сек или кг/сек .... Энерговыделение топочного объема, квт/м? .... Энерговыделение зеркала горения, квт/м2 .... Температура газов на вы- ходе из топки, °C ... Котельный пучок Поверхность нагрева, м2 Скорость газов в пучке, м/сек	 Коэффициент теплопереда- чи, вт/{м2' град) .... Температура газов за кот- лом, °C	 Водяной экономайзер Поверхность нагрева, м2 Скорость газов, м/сек . . Температура воды на выхо- де, 0С	 Коэффициент теплопереда- чи, вт/(м2> град) .... Температура газов за эко- номайзером, ®С .... Воздухоподогреватель Поверхность нагрева, м2 Количество труб в кубе, шт. Длина труб X число ку- бов, м X шт	  . Температура газов перед возду хоподогрев ателем, еС 	 Температура горячего воз- духа, *С 	 Скорость газов, м/сек . . Скорость воздуха, м/сек Коэффициент теплопереда- чи, вт/(м2‘ град) .... Температура газов за воз- духоподогревателем, *С Потеря тепла с уходящими газами, %	 Потеря тепла от химическо- го недожога, %	.... Потеря тепла от механиче- ского недожога, %	. . Потеря тепла от охлажде- ния, %	 Расчетный к. п. д. котлоаг- регата, %	 Газовое	сопротивление, дан/м2: топка 	 котельный пучок . . водяной экономайзер воздухоподогреватель золоуловитель	. . . газопроводы ..... суммарное сопротив- ление 		1.8 24,6 25 0,152 121 1030 5,5 42,1 235 165 7 90 20,1 ПО 4,5 91,8 15,68 13,72 31,36	... 0,211 311 1190 8,5 51,7 265 6,8 98 19,4 120 5,0 1	91,9 32,5 15,1 49,56	2,78 1,15 2 1 0,233 342 1210 9,5 54,7 275 2 7,5 99 20,9 125 5,28 1,5 1	91,8 39,2 15,25 56,41	1 ... 4,3 9,3 0,198 315 1080 201 8.1 34,7 340 >48 7,4 106 15,1 165 7,12 2,2 1	89,8 1,96 29,4 13 44,36	।	2,78 0,221 348,9 1100 9,1 36 355 8,45 ПО 16,4 170 7,36 |	89,7 38,2 17,1 57,26	... 1 13,7 25 6 0,239 267,8 945 925 6,35 30,5 3 1 9,2 113 23,5 137 6,3 1 7 83,1 20,6 21,3 43,86	1 ... ,4 I 20,8 ,35 0,614 276 1020 900 7,7 37 00 65 11,2 122 26,7 150 8,1 ,0 11 76,7 29,4 30,6 61,96	
мазута — 37,42
М дж/кг’,
Примечание: 1. Теплота сгорания газа 35,71 Мдж/кг,
== 30° С; для топок системы Померанцева и Шершнева в == 60° С.
t
X. в
186
ДКВр-10-13
6,5-13		ДКВр-10-13						
древесные отходы U7P = 40%	фрезер- ный торф	газ	мазут	АРШ	донецкий пж	подмо- сковный бурый	древесные отходы U7P = 40%	фрезер- ный торф
топка	топка						топка	
системы	системы						системы	топка
Померан- цева	Шершне- ва	камерная	топка		ПМЗ-РПК		Померан- цева	системы Шершнева
1,8	1,8	2,78 |	4,17	4,17	2,78	2,78	]	1 2,78	2,78	2,78
1,3	1,35	1.15		2	1	,4	1,3	1,25
25,36	33,5	43	42,2			37,4		40,6	58
25	30,7	37,3	3	1,6		40		47,2	52
—	—	— __	—		9,5		—	—!
0,562	0,696	0,233	0,35	0,334	0,424	0,364	0,938	0,875	1,06
227	177	194	297	304	238	227	235	219	155
—	—	— —	—	1050	970	1035	—	
925	910	1040	1170	1080	930	915	895	890	910
				235				
7,7	8,7	7,6	12,6	12,5	12,5	8,4	10,2	10,2	ИЛ
40	48,6	51,4	60,6	39,6	54	37,8	48,8	45,6	60,6
290	280	245	300	400	320	305		310	275
					248	414		354	248	289					
—	—.	7,6	7,3	8,4	8,3	9,3	9,86	—	—-
—	—	90	108	122	139	114	127	—	—
—	—	20,9	20,4	16,2	22	23,8	24,4	—	—
—		115	130	190	160	140	145	—	—-
	233				.							300	
—	508	— —	—	—	—	—	653	
—	3,8	~ —	—	—	—	—	3,8	
290	280	— _	—	—	—	—	310	275
210	205		 .—.			—	—,	—	218	203
9,75	11,3		 —	—	.—	—	—	12	12,6
5,07	5,85	— —	—	—	—	—	6,18	6,43
16,6	19,8	_ —	—	—	—	—	19,2	21,6
190	185	— _	—	—	—	__	205	185
и,з	12,2	4,9	5,7	8,7	8,9	6,4	7,8	12,3	11,7
—	2		1,5	0,5	1	,0	—	1,5
4	4,5	— —		18	7	11	4,0	
2,2				1,75				
82,5	1	79,1	91,8	91,6	I 88,5	70,6	83,5	77,5	81,95	1	81,05
			1.96					
29,4	39,2	28,4	59,8	64,5	70,5	35,2	51,4	50,9	60.6
—,	—,	15,7	13,7	15,7	14,7	22,5	20,6		*—р
17,6	23,5	— .—						—	24,5	28,4
40.2	49	— —.	—	—	—	—	48	50,9
29,4		— —	—	—	—	—	29,4	
118,56	143,06	46,06	75,46	82,16	67,16	59,66	73,96	154,76	J 171,26
2. Исходные данные: а) температура питательной воды в-- 50° С; б) температура холодного воздуха
187
Таблица П-7. Основные теплотехнические характеристики котлоагрегатов ДКВр 20-13-350,
Т епл технические характеристики	ДКВр-20-13-250					ДКВр-		
	печор- ский уголь ПЖ	подмо- сковный уголь Б	донецкий антрацит АС и AM	высоко- сернистый мазут	дашав- ский газ	печор- ский уголь ПЖ	подмо- сковный уголь Б	
Производительность котло- агрегата, кгЦсек «...	5,56	5,56	5,45	7,22	7,05	5,9	5,9	
Температура пара, ®С . .	253	253	275	247	290	194	194	
Температура питательной воды, °C 	 Температура	холодного воздуха, еС	 Коэффициент избытка воз- духа в топке 		1.3		100 30 1,6	1,15	1.15	1,3	1,3	
Потеря тепла с уходящими газами, %		6,85		7,7	7,9	6,3	6,9	8,04	
Потеря тепла от химическо- го недожога, %	....	0,5			0,5	1,5	1,5	0,5	0,5	
Потеря тепла от механиче- ского недожога, %	. .	6	—	10			6	9	
Потеря тепла от охлажде- ния, %		1.3				1,3	1.0	1,08	1.3	1,3	
Потеря тепла со шлаком, %	0,315		0,21		-—	0,315	0,94	
Расчетный к. п. д. котлоаг- регата, % 		85	77,2	80,3	89,6	91,1	85,0	80,2	
Расход топлива, кгЧсек . .	0,665	1,57	0.641	0,527	0,561	0,664	1.65	
Объем топки, л?		56	56	45	64,5	.64,5	56	56	
Площадь колосниковой ре- шетки, л2		13	13	17,2					13	13	
Энерговыделение зеркала горения, квт/м9	. . .	1270	1396	1015					1256	1345	
Энерговыделение топочно- го объема, квт^м* • . .	277	325	349	314	310	277	284	
Радиационная поверхность нагрева, м2 ......	71,3	73,5	58,0	71,3	71,3	71,3	71,3	
Температура газов на выхо- де из топки, вС ....	950	925	1040	985	1180	900	247	
Первый котельный пучок Поверхность нагрева (рас- четная), м9	 Средняя скорость газов в пучке, м/сек ......	8,9	12,2	11,8	12,6 10,9	12,9	6,7	8,51	
Температура газов за пуч- ком, ®С		900	880	984	938	1	1100	385	390	
Пароперегревател ь Поверхность нагрева, м2 Температура перегретого пара, °C 		253	253	34 275	247	290	—		
Температура газов за паро- перегревателем, °C . . .	761	751	843	798	898	—	—	
Второй котельный пучок Поверхность нагрева (рас- четная), м9		253,6	285	253,6	253,6	253,6			
Средняя скорость газов, м/сек ........ .	6,6			8,6	8,1	8,8				
Температура газов за кот- лом, *С		410	365	445	410	410	—	—	
Третий котельный пучок Поверхность нагрева, м2								
Средняя скорость газов, м/сек							__						
Температура газов за пуч- ком, ®С ........	.—,	—	—						
Воздухоподогревател ь Поверхность нагрева, м2	228		228		228		228	
Температура газов за возду- хоподогревателем, °C . .	298			326				298			291	
Температура горячего воз- духа, ®С 		175			175	.			168		170	
Скорость газов, м/сек • •	9,9		12,6		12,1		11,8	
Скорость воздуха, м/сек	5,5	—	7,1	—	6,4	—	6,1	
Водяной экономайзер Поверхность нагрева, м2	153	195	155	180	145	165	153	
Средняя скорость газов, м/сек		7,2	9,1	9,05	7,2	6,7	7,7	8.7	
Температура газов за эконо- майзером, ®С .....	646	646	808	970	970	727	727	
Температура воды на выхо- де из экономайзера, *С	150	150	174	173	152	171	155	
188
ДКВр 20-13, ДКВр 35-13-250 и ДКВр 35-13
20-13				ДКВр-35-13-250				ДКВр-35-13			
	донецкий антрацит АС и AM	высоко- серни- стый мазут	дашав- ский газ	донец- кий камен- ный уголь	харанор- ский . бурый уголь	мазут	газ	донец- кий камен- ный уголь	харанор- ский бурый уголь	мазут	газ
	5,9	7,66	7,66	9,73		13.8		9.73		13.9	
	194	194	194			50			' 1	94	
	100				100				100		
	30					30				30	
	1,6	1,15	1,15	1,3	1,4	1,	15	1.3	1,4	1,15	
	7,7	7,6	6,9	9	12,1	12	1	9,06	8,4	и,з	10,8 J	8.4
	0,5	1,5	1,5		0,f				0,5		
	10	—	—	3,5	4	।	0	3,5	|	'	4	0	
	1,3	0,944	0,995	1	,1	0,	77	1.	1	0,	77
	0,205	—•	—	0,39	0,35	—	—	0,39	0,35		
	80,3	90	90,6	85,5	‘ 82	86,73	89,67	86,11	82,75	88	90,33
	0,645	0,525	0.5tfS	1,15	2,3	1,06	1,1	1,07	2,13	0.99	1.03
	45	64,5	64,5	87		8	*2	8'	7	82	
	17,2	__	—	И	1,1	—	—	К	1,1		—
	1020	—	—	1510	1560	—		1400	1455	—	—-
	349	312	311	320	331	490	477	299	306	' 456	444
	58,0	71,3	71,3	86,1		82,7		8(	’,1	82,7	
	1050	990	1140	1020	960	1280 1	1300	1000	940	1250 j	1280
	326				1	4			10,4		
	9,2	8,4 ’	9,4	11,6	14,3	17,8	18,3	10,4	12,7	16	16,8
	415	395-	370	980	926	1225	1228	970	915	1212	1226
		—•	—	42	1,7	42	>,7	—	—		—
	—		—	260	264	275	293	—	—		—
	—	—	—	647	646	779	688	—	—	—	• —
	—		—		3J	>,2			1	22	
	—	--		9,4	11,8	14,2	13,3	9,4	Н,7	14,4	14,1
	—		—	645	637	794	704	652	639	800	738
		—	—				ЗС	)5			
	—	—	—	13	16,6	19	17	11,1	14,3	16,4	15,3
	—	—	—	380	385	450	365	377	380	440	360
	228	—	—	—	—		—	—	—	—	—
	306	—	—	—.	—	—	—	—	—	—	—
	162	—	—	—	—	—			—	—	—	—
	12,2	—	—-	—	——	—-	—	.—	—	——	—
	6,96	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—
	150	168	150				1005				
	8,8	7,0	7,0	8,1	10,4 J	11,8	10,5 .	7,2	9,2	10,4	9,5
	808	1078	1078	185	205	’ 250	190	180	190	235	183
	162	168	168	169	184	170	157	163	177	159	152
189
Теплотехнические характеристики	ДКВр-20-13-250					ДКВр-		
	печор- ский уголь ПЖ	подмо- сковный уголь Б	донецкий антрацит АС и AM	высоко- сернистый мазут	дашав- ский газ	печор- ский уголь пж	подмо- сковный уголь Б	
Сопротивление топки и кот- ла, дан/м2 		16,6	20,6	20,6	19,6	24,5	18,6	20,6	
Сопротивление воздухопо- догревателя, дан/м2 • .	—	—	—	7,8	—	7,8	9,8	
Сопротивление экономай- зера, дан/м2 		17,6	20,6	24,5	15,6	16,6	18,6	24,5	
Сопротивление золоулови- теля, дан/м2		41,1	53,9	55,8			—	44,1	55,1	
Сопротивление газоводов, дан/м2 ........	21,6	21,6	21,6	14,7	14,7	21,6	21,6	
Суммарное сопротивление газового тракта, дан/м2	97	116,7	122,5	50	55,8	110,7	131,6	
Сопротивление воздухопо- подогревателя, дан/м2	—	—	—					15,6	17,6	
Сопротивление топлива (го- релки), дан/м2		58,8	58,8	98	98	98	58,8	58,8	
Сопротивление воздухопро- водов, дан/м2		21,5	21,5	21,5	14,7	14,7	21,5	21,5	
Суммарное сопротивление воздушного тракта, дан/м2 		80.3	80,8	119,5	112,7	112*7	95,9	95,9	
Таблица П-3. Расчетные характеристики камерных топок для сжигания
пылевидного топлива с твердым шлакоудалением для котлоагрегатов
производительностью ниже 21 кг/сек [31]
Наименование топлива	Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки ат	Энерговыделение топочного объема BQP -р—, квт/м2	Потери тепла от механического недожога <7Ч- %
Антрацитовый штыб 		1,25	175	7,5
Полуантрациты 		1,25	198	4,5
Тощие угли 		1,25	198	3
Каменные угли		1,25	198	2,5
Отходы углеобогащения 1		1,25	198	4
Бурые угли 		1,25	233	0,8—1,5
Фрезерный торф 		1,25	198	0,8—1,5
Сланцы 		1,25	145	0,8—1,5
Примечание: Доля золы, уносимая газами из топочной камеры, ^уН = 0,95.
Для малозольных углей с Ас < 25%	« 3%.
190
Продолжение табл. П-7
20-13				ДКВр-35-13-250				ДКВр-35-13			
	донецкий антрацит АС и AM	высоко- серни- стый мазут	дашав- ский газ	донец- кий камен- ный уголь	харанор- ский бурый уголъ	мазут	газ	донец- кий камен- ный уголь	харанор- ский бурый уголь	мазут	газ
	20,6	19,6	25,6	—	—	—-	—	—	—	—	—
	10,8		—	—		—	—		—	—	
	27,4	15,6	16,6	—	—	—	—	—	—	—	—
	55,1	—	—	—	—	—	—	—		—	—
	21,6	14,7	14,7	—	—	—	—	—	—	—	—
	135,5	50	50	141	198	177	—		—	—	—
	19,6	—	—	—		—	—	—	—	—	—
	98	98	98	—	—	—	—	—	—	—	—
	21,5	14,7	14,7	—	—		—	—	—		—•
	139,1	112,7	112,7	108	108	206	—	—	—	—	—'
Таблица П-4. Расчетные характеристики камерных топок
для сжигания мазута и газа [31]
Наименование топлива	Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки ат	Энерговыделение топочного объема ——, квт/мя	Потери тепла %
Мазут 		1,2/1,15	465/407	1/0,8
Природный или попутный газ	1,2/1,15	582/465	1/0,8
Доменный газ		1,2/1,15	407/349	3/2,5
Примечания: 1. Числитель дроби -— для котлоагрегатов производительностью до 5,6 кг/сек,
знаменатель дроби — для котлоагрегатов производительностью от 5,6 до 20,8 кг/сек.
2. При наличии специальных горелок и автоматическом регулировании подачи топлива и воздуха
на каждую горелку при сжигании мазута допустимо понижение ат до 1,02 — 1,03.
2 Таблица П-8. Основные данные по дымососам и вентиляторам для котлоагрегатов ДКВр
	ДКВр-2,5-13					ДК Вр-4-13-250					ДКВр-6,5-13-250				
X арактеристики	донецкий каменный уголь	харанор- ский бурый уголь	фрезер- ный торф	мазут	газ	донец- кий камен- ный уголь	хара- нор- ский бурый уголь	Фре- зерный торф	мазут	газ	донецкий каменный уголь	харанор- ский бурый уголь	фрезер- ный торф	мазут	газ
Расчетная произво- дительность, мъ1сек'. газов 		1,44	1,86	2,11	1,91	1,87	2,52	3,28	3,27	3,5	3,33	4,05	5,22	5,22	5,66	5,4
воздуха ....	0,76	0,89	0,845	0,945	0,845	1,27	1,49	1,32	1,6	1,58	2,05	2,39	2,13	2,59	2,58
Расчетный приведен- ный напор, дан!м2: газов 		79,5	111	137	58	144	94	135	143	183	183	104	148	142	78	74
воздуха ....	106	111	159	53	144	106	111	205	196	165	106	111	155	183	
Температура уходя- щих газов, °C .	154	165	211	188	156	160	175	205	196	165	157	170	202	195	1 162
Типоразмер: дымососа ....	Д-8	Д-8	д-ю	Д-8	Д-8						Д-Ю				
вентилятора . .	Ц13-50 № 3	Ц13-50 № 3	ВД-6 №	Ц13-50 № 3	Ц13-50 № 3	ВД-8 I			ВД-6		ВД-8	1		| вд-ю	ВД-8	
Частота вращения, об/мипг дымососа . . . .		970		720			970		|	730			970		730	
вентилятора . .		1450				970			1450				970		
Тип электродвигате- ля: дымососа ....	АО	АО-62-6	АО-6	АО-62-8	А-8	АО-82-6		АО-62-4				АО-82-6		АО-72-8	
вентилятора . . К. п. д., % : дымососа ....	АО-2 60	АО-51-2 50	АО-51-4 55	АО-5Ь2 50	А-2 49	АО- 41	63-6 64	64	Ю-62-4 66	62	АО- 54	63-6 69	АО-82-6 60	АО- 63	63-6 62
вентилятора . .	40	40	56	40	40	45	50,5	55	62	62	54	54	60	61	61
Продолжение табл, П-8
	ДКВр 10-13-250 (низкая компоновка)			ДКВр 10-13-250 (низкая компоновка)		ДКВр 10-39-440	ДК Вр-20-13-250			ДКВр-35-13-250		
Характеристики	донецки й каменный уголь	харанор- ский бурый уголь	мазут	донецкий каменный уголь	мазут	древесные отходы	донецкий каменный уголь	харанор- ский бурый уголь	мазут	донецки й каменный уголь	харапор- ски й бурый уголь	мазут
Расчетная произво- дительность, м9/сек: газов 	 воздуха .... Расчетный приведен- ный напор, дан/м2'. газов 	 воздуха .... Температур а уходя- щих газов, РС . . Типоразмер: дымососа .... вентилятора . . Частота вращения, об/мин*. дымососа .... вентилятора . . Тип электродвигате- ля: дымососа .... вентилятора . . К. п. д., % дымососа .... вентилятора . .	6 2,92 113 72 164 АО-! 55 43	7,65 3,45 162 78 175 Д-1 ?0 93-6	| АО 59 53	8,95 3,97 125 138 206 2 i	7; 730 |	АО- -73-8 67 67	5,3 2,73 97 73 156 1 зо 83-8 62 44	9 4 137 138 212 зд-10 |	970 | АО-73-8 66 67	10,3 3,81 243 202 236 Д-13,5 АО-93-6	’ 65 65	12,1 5,78 113 77 172 585 970 1 ГАМ-6- | 1 115-10 1 АО-82 60 49	14,9 7 158 1383 158 Д-1 | ГАМ-6- 1 | 116-10 1 -6 60 43	16,3 7,4 100 188 197 5,5 ( ГАМ-6- 1 115-10 59 55	12 10,25 148 77 185 • 1 ГАМ-6-117 10 61 56	30 12,1 220 1173 .205 Д-18 ВД-13,5 730 485 ГАМ-6- 127-8 64 63	31,4 13,6 214 200 250 ГАМ-6- 127-8 60 59
Примечания! 1. Типоразмеры дымососов и электромоторов выбраны с учетом возможного повышения производительности коглоагрегатов на твердом
топливе на 10—15% и увеличения избытка воздуха в эксплуатационных условиях. 2. Данные для котлоагрегатов без пароперегревателей. 3. К. п. д. дымососов
СФ и вентиляторов приведены ориентировочно.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Международная система единиц СИ
В системе СИ (ГОСТ 9867—61) в качестве основных приняты следующие единицы:
Длина ......................................................... м (метр)
Масса ......................................................... кг (килограмм)
Время ......................................................... сек (секунда)
Термодинамическая температура .................................РК	(градус Кельвина)
В тех случаях, когда основные или дополнительные единицы системы СИ крупны или малы
для выражения результатов измерения, используются приставки к единицам по ГОСТ 7663—55:
гига (Г) —- 109, мега (М) — 10е, кило (к) — 103, дека (да) — 10 и т. п.
Некоторые из применяющихся в энергетике производных единиц приведены ниже:
Сила .........................................................н	— кг‘м!сек2 (ньютон)
Давление (механическое напряжение)................................. н!м2
Плотность .................................................. кг! я?
Работа, энергия, количество теплоты.........................дж	— н-м (джоуль)
Мощность...............................................  .	вт = дж!сек (ватт)
Динамическая вязкость......................................... н-сек/м2
Кинематическая вязкость................................... м2!сек
Ниже приводятся соотношения между употреблявшимися единицами и единицами си-
стемы СИ.
Соотношения между единицами давления
1 техническая атмосфера (ат, кгс/см2) — 98 066,5 н!м2 0,098 Мн/м2,
1 мм рт. ст. ~ 0,133322 кн!м2^ 0,133 кн!м2;
1 мм еод. ст. — 9,80665 н!м2^ 0,981 дан!м2.
Соотношения между единицами силы
1 кгс — 9,80665 н && 9,81 н;
1 Т = 9,80665 кн 9,81 кн.
Соотношения между тепловыми единицами
Количество теплоты
1 ккал = 4186,8 дж — 4,1868 кдж 4,19 кдж.
Теплоемкость системы
1 ккал!град ~ 4,1868 кдж!градкдж!град.
Тепловой поток
1 ккал!ч— 1,163 em^l,16 ет;
1 Гкал!ч~ 1,163 Мвт^ 1,16 Мет.
Удельная теплоемкость
1 ккал!(кг- град) — 4,1868 кдж!(кг- град)	4,19 кдж/(кг-град).
Плотность теплового потока (тепловая нагрузка) 1 ккал!(м2- ч) = 1,163 ет!м2^ 1,16 вт!м2.
Коэффициент теплопередачи, теплоотдачи
1 ккал/(м2>ч- град) = 1,163 ет/(м2 град) ^1,16 ет/(м2• град).
Коэффициенттеплопроводности
1 ккал!(м-ч- град) = 1,163 вт!(м град) ^1,16 вт/(м• град).
Соотношения между единицами работы и энергии
1 кгс- м = 9,80665 дж 9,81 дж;
1 кет- ч~ 3,6-103 кдж;
1 ккал!сек = 4186,8 ет 4,19 кет.
Для котлоагрегата
Паропроизводительность
1 т!ч ~ 0,278 кг!сек.
Энерговыделение объема топки (теплонапряжение топочного объема)
1 ккал/(м3-ч) — 1,163- 10“ ? кет/м3.
194
Энерговыделение зеркала горения (теплонапряжение зеркала горения)
1 ккал/(м2-ч) — 1,163- 10“3 квт/м?.
Приведенная влажность топлива
1 кг проц/тыс.ккал — 0,239 кг-проц/Мдж.
Приведенная зольность топлива
1 кг- проц/тыс. ккал = 0,239 кг- проц/Мдж.
Приведенная сернистость топлива
1 кг- проц/тыс. ккал = 0,239 кг проц/Мдж.
Производительность тягодутьевых машин (вентиляторов, дымо-
сосов и т. п.)
1 жз/ч 0,278- 10"3 м3/сек.
Постоянные в единицах СИ
Константа излучения абсолютно черного тела
оу = 56,7-10~12 квт/(м2- К4).
Условное топливо
0Усл = 7000 ккал/кг — 29330 кдж/кг^ 29,3 Мдж/кг.
ЛИТЕРАТУРА
1.	АлександровВ. Г. Вопросы проектирования паровых котлов средней и малой
производительности. М.-Л., Госэнергоиздат,, 1960.
2.	АлександровВ. Г. Паровые котлы средней и малой мощности. Л., «Энергия»,
1966.
3.	Артемьев В. П. Особенности теплообмена в слоевых и газо-мазутных топках
котлов малой и средней производительности. «Энергомашиностроение», 1968, № 9.
4.	Аэродинамический расчет котельных установок (нормативный метод). М., «Энергия»,
1964.
5.	Банщик В. Г. и др. Серия пылеугольных котлоагрегатов типа Е-75 (50, 35)/40-Н,
унифицированных по топливам и производительностям. «Энергомашиностроение», 1969, № 6.
6.	Белинский И. Е., В ол ков и нс к ий В. А., Вейцман Л. Я. Угле-
размольные мельницы-вентиляторы (типаж). «Теплоэнергетика», 1966, № 2.
7.	Б л о х А. Г. Основы теплообмена излучением. М.-Л., Госэнергоиздат, 1962.
8.	Б л о х А. Г. Тепловое излучение в котельных установках. Л., «Энергия», 1967.
9.	Б у р г в и ц К. А. и др. Итоги эксплуатации и испытаний высокофорсированного
котла под наддувом ГМН-75. «Энергомашиностроение», 1968, № 7.
10.	Водный режим тепловых электростанций. Сб. под ред. Т. X. Маргуловой, М., «Энер-
гия», 1965.
11.	ДубовскийИ. Е. Золовой износ труб и допускаемые скорости движения газов
в котельных агрегатах. «Энергомашиностроение», 1962, № 2.
12.	Д у б о в с к и й И. Е., Н а з а р е н к о В. С. Результаты исследований регенератив-
ных воздухоподогревателей. «Энергомашиностроение», 1959, № 4.
13.	3 и к е е в Т. А. Материалы к пересмотру раздела «топливо» в нормах теплового рас-
чета и проектирования пылеприготовительных устройств. «Теплоэнергетика», 1964, № 9,
10.
14.	И в а н о в В. П. Исследование влияния минеральной части мазутов на работу по-
верхностей нагрева. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн, наук,
ЦКТИ, 1970.
15.	Карасина Э. С., Дубовский И. Е. Тепловой расчет ширмовых поверхно-
стей нагрева. «Энергомашиностроение», 1970, № 3.
16.	Кашу н и н Е. И. Дробепоточный регенеративный воздухоподогреватель. «Про-
мышленный Алтай», 1961, № 6.
17.	К а ш у н и н Е. И., 3 о р и ч е в В. Д. Результаты исследований нового воздухо-
подогревателя. «Энергомашиностроение», 1969, № 4.
18.	К у з н е ц о в Н. В. Рабочие процессы и вопросы усовершенствования конвективных
поверхностей котельных агрегатов. М.-Л., Госэнергоиздат, 1958.
1967^_*^93 Н С К 3 Я К' А' Срубные стали для энергомашиностроения. «Теплоэнергетика»,
20.	Л о к ш и х В. А. и др. Обобщение данных по теплообмену при поперечном обтекании
чистых гладкотрубных пучков. «Теплоэнергетика», 1969, № 5.
21.	Максимов В. М. Котельные агрегаты большой производительности. М.—Л.,
Машгиз, 1961.
22.	Метод теплового расчета регенеративных воздухоподогревателей. «Энергомашино-
строение», 1963, № 3.
23.	М и т о р В. В. Теплообмен в топках паровых котлов. Л., Машгиз, 1963.
24.	Нады ров И. И., Цирульников Л. М., РашкованА. В. Защита на-
бивки регенеративных воздухоподогревателей от коррозии путем эмалирования. «Теплоэнер-
гетика», 1969, № 10.
25.	Нормы расчета на прочность элементов паровых котлов. М., «Энергия», 1965.
26.	П а в л о в Н. В. и др. Серия котлов БКЗ с мельницами-вентиляторами. «Энергома-
шиностроение», 1970, № 12.
196
27.	Парогенераторы. Под общей ред. А. Л. Ковалева. М., «Энергия», 1966.
28.	Расчет теплообмена в газо-мазутовых и пылеугольных топках. «Энергомашинострое-
ние», 1963, № 2
29.	Резников М. И. Парогенераторные установки электростанций, М., «Энергия»,
1968.
30.	Роддатис К. Ф. иДмитриев А. А. Котельные установки ФРГ. М.— Л.,
Госэнергоиздат, 1961.
31.	Роддатис К. Ф.» Соколовская Я. Б. Справочник по котельным установ-
кам малой производительности. М., «Энергия», 1968.
32.	Р о м а д и н В. П. и др. Рекомендации по выбору, расчету и проектированию вихре-
вых пылеугольных горелок для сжигания АШ, ПА и тощих углей в открытых и полуоткрытых
топках. «Теплоэнергетика», 1968, № 2, 3.
33.	Руководящий материал уточнения нормативного метода теплового расчета котель-
ных агрегатов. ВТИ-ЦКТИ, 1963.
34.	СтыриковичМ. А., Каткове кая К. Я., Серов Е. П. Парогенераторы
электростанций. М., «Энергия», 1966.
35.	Ст ы р и к о в и ч М. А. Внутрикотловые процессы. М.—Л., Госэнергоиздат, 1954.
36.	СтыриковичМ. А., Матвеев Г. А., Беляев В. И. Выбор оптимальной
температуры уходящих газов энергетических котлов. «Теплоэнергетика», 1960, № 7.
37.	Сутоцкий Г. П. О нормах качества питательной воды. «Промышленная энерге-
тика», 1968, № 12.
38.	Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М.—Л., Госэнергоиздат,
1957.
39.	Тимофеев В. Н. Регенеративный теплообмен. Теплообмен в струйном потоке.
Сборник научных трудов. М., Металлургиздат, 1962, № 8.
40.	Ш в а р ц м а н С. М. Пособие по курсовому проектированию котельных агрегатов.
ЛПИ им. М. И. Калинина, 1966.
Виктор Григорьевич Александров
ПАРОВЫЕ КОТЛЫ МАЛОЙ И СРЕДНЕЙ МОЩНОСТИ
Редакторы В. В. Лебедева,! В. Н. Миханкова
Художественный редактор Г. А. Гудков
Технический редактор В. И. Семенова
Корректор А. Ф. Кузнецова
Сдано в набор 28/111 1972 г. Подписано в печать 7/VII 1972 г. М-38041-
Формат 70X108/16. Бумага типографская № 2. Печ. л. усл. 17,6.
Бум. л. 6,25.	Уч.-изд. л. 18,6. Тираж 40000 экз. Зак. 1619.
Цена 1 р. 20 к.
Ленинградское отделение издательства ,.Энергия“, Марсово поле, 1
Ленинградская типография № 6 Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10
ИЗДАТЕЛЬСТВО
„ЭНЕРГИЯ"
ИМЕЮТСЯ В ПРОДАЖЕ
Веллер В. Н. Водяное регулирование
паровых процессов. 1970, 1 р. 42 коп.
Верховский Н. И. Сжигание высоко-
сернистого мазута на электростанциях.1970,
1 р. 59 коп.
Гончаров С. П. Монтаж парогенера-
торов тепловых электростанций. 1970,97 коп.
Ермаков В. С. Автоматизированные
системы экономического управления тепло-
выми электростанциями. 1970, 94 коп.
Заказы можно направлять в магазин № 92 Леннниги
(196066, Ленинград, Московский пр., 189,
отдел „Книга — почтой").
&
ИЗДАТЕЛЬСТВО
„ЭНЕРГИЯ"
ИМЕЮТСЯ В ПРОДАЖЕ
Иевлев А. В. Эксплуатация паротур-
бинных установок небольшой мощности,
1970, 83 коп.
Ольховский Г. Г. Тепловые испытания
стационарных газотурбинных установок.
1970, 1 р. 39 коп.
Семененко Н. А. Вторичные энергоре-
сурсы промышленности и энерготехнологи-
ческое комбинирование. 1968, 1 р. 05 коп.
Кнорре Г. Ф. Теория топочных процес-
сов. 1966, 1 р. 77 коп.
Заказы можно направлять в магазин № 92 Леннниги
(196066, Ленинград, Московский пр., 189,
отдел ,, Книга — почтой' 9*